黃建城，王鑫偉

（南京航空航天大學(xué) 飛行器結(jié)構(gòu)力學(xué)與控制教育部重點實驗室，南京210016）

1 引 言

車輛的行駛安全[1-2]、船舶的碰撞擱淺[3-6]、直升機的抗墜毀[7-11]和航天器的軟著陸[12]等都提出了結(jié)構(gòu)的耐撞性要求，即在突發(fā)或特定的碰撞事件中，依靠結(jié)構(gòu)元件可控的塑性變形（金屬材料）或脆性斷裂（復(fù)合材料）等破壞模式來緩沖碰撞時的沖擊載荷，吸收和耗散大部分碰撞能量，從而確保乘員的生命安全。為了滿足耐撞性結(jié)構(gòu)系統(tǒng)輕量化發(fā)展的要求，需要采用具有良好吸能特性的新材料和新結(jié)構(gòu)。

復(fù)合材料是可設(shè)計材料，且具有比強度高、比剛度大、熱穩(wěn)定性好等優(yōu)越性能，已被廣泛應(yīng)用于航空航天、汽車、船舶和石化等工業(yè)領(lǐng)域[7]。近年來，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的碰撞緩沖吸能特性成為了結(jié)構(gòu)耐撞性研究的熱點。試驗研究[17-35]表明，合理設(shè)計的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)能夠以可控的方式穩(wěn)定漸進地吸收碰撞能量，比輕質(zhì)金屬結(jié)構(gòu)具有更高的比能量吸收能力和更平穩(wěn)的壓潰載荷分布。試驗結(jié)果同時表明，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的吸能機理遠比金屬結(jié)構(gòu)復(fù)雜，表現(xiàn)為結(jié)構(gòu)元件的多種細觀失效，包括纖維斷裂、纖維屈曲、基體開裂、基體壓碎、纖維脫粘和分層斷裂等，其吸能能力不僅依賴于材料本身的性能（如纖維和基體的材料性能、纖維的構(gòu)造形式、纖維的體積含量、纖維和基體的界面粘結(jié)強度等[13，17]），而且很大程度上依賴于控制吸能元件破壞模式的薄弱環(huán)節(jié)（trigger或initiator）。所謂薄弱環(huán)節(jié)是指對復(fù)合材料吸能元件進行端部處理，形成應(yīng)力集中區(qū)或局部損傷，引導(dǎo)構(gòu)件從該部位以穩(wěn)定漸進的方式破壞。設(shè)置合理的薄弱環(huán)節(jié)不但可以降低碰撞時的最大沖擊載荷，而且可以控制吸能元件的初始破壞模式，使結(jié)構(gòu)以可控的方式穩(wěn)定漸進破壞，從而提高結(jié)構(gòu)的耐撞性能。否則，結(jié)構(gòu)即使在碰撞過程中受到比較理想的載荷也有可能產(chǎn)生非穩(wěn)定破壞，甚至基本不吸收能量?？梢姡绾卧O(shè)置合理、有效的薄弱環(huán)節(jié)，使復(fù)合材料結(jié)構(gòu)元件按預(yù)定的漸進壓潰模式破壞以盡可能多地吸收碰撞能量，是復(fù)合材料結(jié)構(gòu)耐撞性設(shè)計的關(guān)鍵技術(shù)；研究薄弱環(huán)節(jié)對復(fù)合材料吸能元件軸向壓潰性能的影響，在理論和工程上都具有重要意義。

本文將工程應(yīng)用中典型的復(fù)合材料吸能元件分成閉式和開式兩類，同時把近年來復(fù)合材料吸能元件耐撞性研究中常用的薄弱環(huán)節(jié)歸納為A型（arc trigger）、B型（bevel trigger/single chamfer）、D型（double chamfer）、H型（trigger H）、I型（trigger I）、SMA型（SMA trigger）和T型（tulip trigger）七種形式，在此基礎(chǔ)上闡述吸能元件薄弱環(huán)節(jié)的幾何特征、引發(fā)機制及薄弱環(huán)節(jié)對復(fù)合材料吸能元件軸向壓潰性能的影響，并對今后的研究工作提出建議和展望。

2 閉式吸能元件的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

2.1 圓管的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

復(fù)合材料圓管軸向壓潰的吸能能力比矩形管好[14-16]，正方形和長方形管件的比吸能分別為類似截面圓管的0.8倍和0.5倍[17]。正因如此，國內(nèi)外關(guān)于復(fù)合材料結(jié)構(gòu)元件的耐撞性研究大多選取圓管作為研究對象。為了獲得較為平穩(wěn)的軸向壓潰過程和提高能量吸收能力，設(shè)置合理的薄弱環(huán)節(jié)非常重要。就目前報道的資料來看，復(fù)合材料圓管的薄弱環(huán)節(jié)主要有：B型、D型和SMA型。

2.1.1 B型薄弱環(huán)節(jié)及其效能

B型薄弱環(huán)節(jié)是指在結(jié)構(gòu)元件的一端設(shè)計、加工倒角，以提高其吸能能力，如圖1。這種薄弱環(huán)節(jié)設(shè)計簡單，加工方便，而且與構(gòu)件的固化成型無關(guān)，因而在復(fù)合材料結(jié)構(gòu)元件的耐撞性研究中應(yīng)用最為廣泛[18-26]。

Thornton和Edwards[14，18]分別在石墨/環(huán)氧、玻璃/環(huán)氧、Kevlar/環(huán)氧復(fù)合材料圓管的端部加工45°倒角形成B型薄弱環(huán)節(jié)，試驗結(jié)果顯示端部倒角能較好引發(fā)初始失效，并引導(dǎo)構(gòu)件從一端以穩(wěn)定的方式壓潰，從而獲得比金屬結(jié)構(gòu)更高的比能量吸收能力。Farley[19]進一步指出，在石墨/環(huán)氧、玻璃/環(huán)氧、Kevlar/環(huán)氧復(fù)合材料圓管的端部加工倒角，不但不影響平均壓潰載荷，而且能有效降低初始峰值載荷，防止構(gòu)件發(fā)生整體性突發(fā)破壞。另外，在縫合復(fù)合材料圓管[20]和編織復(fù)合材料圓管[21-22]的軸向壓潰中，該薄弱環(huán)節(jié)同樣表現(xiàn)出較好的引發(fā)效果。

Sigalas等[23]和陳永剛等[24]進一步研究了B型薄弱環(huán)節(jié)倒角θ的變化對復(fù)合材料圓管軸向壓潰性能的影響。Sigalas等從細觀斷裂的角度出發(fā)，研究了倒角為10°～90°時玻璃布/環(huán)氧復(fù)合材料圓管的吸能特性，發(fā)現(xiàn)：載荷—位移曲線在初始階段基本呈線性關(guān)系，并且線段的斜率隨倒角的增大而增大；薄弱環(huán)節(jié)的引發(fā)機制與倒角的傾斜程度密切相關(guān)。當?shù)菇禽^小時（θ＜80°），在載荷作用下，倒角尖端的材料由于應(yīng)力集中而彎曲，產(chǎn)生較短的裂紋，隨著載荷的增加，裂紋沿周向擴展，材料先在管子的內(nèi)壁橫向剪切破壞，而后在外壁橫向剪切破壞，形成正三角形狀的劈尖，如圖2；而當?shù)菇铅取?0°時，在加載點附近產(chǎn)生很長的裂紋，并沿與軸線成30°角的周向迅速擴展，材料先在外壁橫向剪切破壞，隨后在內(nèi)壁橫向剪切破壞，形成同樣的劈尖，如圖3；隨著壓盤向下運動，劈尖被壓碎、擠進管壁內(nèi)部，形成碎片楔（debris wedge），進一步加載，碎片楔的根部將出現(xiàn)應(yīng)力集中，引起環(huán)向裂紋的萌生、擴展，直到材料斷裂、脫落，形成新劈尖，如圖4；劈尖—碎片楔—新劈尖—新碎片楔，這一破壞模式周期性進行下去，從而形成漸進的壓潰破壞過程。陳永剛等研究了15°、45°和60°倒角對碳纖維/環(huán)氧復(fù)合材料圓管初始失效的影響。他們發(fā)現(xiàn)，對應(yīng)于不同倒角，由于接觸狀態(tài)不同，圓管產(chǎn)生了不同的初始失效方式，涉及到逐步分層、彎曲折斷、層間開裂、以及剪切破壞等多種宏觀失效方式，從而導(dǎo)致載荷-位移曲線發(fā)生變化。當?shù)菇菫?0°時，試件的初始峰值載荷最高，載荷降低幅度最大，初始引發(fā)效果不理想；當?shù)菇菫?5°時，引發(fā)距離過長，降低了結(jié)構(gòu)的使用效率；當?shù)菇菫?5°時，初始峰值載荷適中，引發(fā)距離短，用于引發(fā)初始失效最為理想。此外，倒角還影響結(jié)構(gòu)穩(wěn)態(tài)壓潰的失效方式，15°倒角和45°倒角導(dǎo)致的穩(wěn)態(tài)失效方式分別為中間主裂紋擴展和均布裂紋擴展。

圖1 B型薄弱環(huán)節(jié)Fig.1 Bevel trigger

圖2 θ＜80°的初始壓潰過程[23]Fig.2 Initial crushing process forθ＜80°[23]

黃建城等[25]基于Chang-Chang失效準則，在LS-DYNA中建立了用于模擬復(fù)合材料圓管中面分層破壞的雙層殼有限元模型，提出了B型薄弱環(huán)節(jié)的建模策略，確定了MAT_054復(fù)合材料損傷模型的失效參數(shù)。采用該有限元模型和模擬策略，能夠較好地再現(xiàn)試驗中觀察到的復(fù)合材料圓管的宏觀破壞模式，并且計算得到的壓潰比應(yīng)力—位移曲線和主要吸能參數(shù)也與試驗結(jié)果基本一致。文獻中為了較為準確地模擬復(fù)合材料圓管端部的B型薄弱環(huán)節(jié)，而不將單元劃分得過細以免導(dǎo)致顯式分析的時間增量過小，把倒角區(qū)分解成一個正方形和兩個等腰直角三角形，如圖5所示。其中每個等腰直角三角形由一個傾斜單元模擬，單元的厚度為該三角形的中位線長度，即t/4。從圖5可以看出，內(nèi)層和外層頂端的節(jié)點都朝圓管的內(nèi)部平移了t/8，即傾斜單元厚度的一半，用于模擬倒角的傾斜程度。這種倒角的模擬方法與Matzenmiller和Schweizerhof[38]及EI-Hage等[39-40]推薦的方法相類似，他們采用了兩層或三層逐漸變厚的等高單元模擬倒角，以降低初始峰值載荷并獲得穩(wěn)定的壓潰過程，但是沒有考慮倒角傾斜程度的影響。

圖3 θ≥80°的初始壓潰過程[23]Fig.3 Initial crushing process forθ≥80°[23]

圖4 漸進壓潰過程[23]Fig.4 Progressive crushing process[23]

圖5 B型薄弱環(huán)節(jié)的模擬[25]Fig.5 Modeling of bevel trigger[25]

圖6 D型薄弱環(huán)節(jié)[27]Fig.6 Double chamfer[27]

2.1.2 D型薄弱環(huán)節(jié)及其效能

宋宏偉等[27]研究了D型薄弱環(huán)節(jié)（如圖7）對單向纖維纏繞成型的E玻璃/環(huán)氧復(fù)合材料圓管吸能特性的影響，并與B型薄弱環(huán)節(jié)和不含薄弱環(huán)節(jié)的吸能特性進行對比。研究表明：D型與B型一樣，可以防止試件發(fā)生非穩(wěn)態(tài)破壞，確保穩(wěn)定壓潰，逐步吸能；D型薄弱環(huán)節(jié)增加了削弱長度，在壓潰初期，試件兩端的倒角首先發(fā)生屈曲和破壞，載荷漸進增加，在削弱長度完全壓實后，載荷達到峰值，因而能有效延長引發(fā)階段和降低峰值載荷；與B型和不含薄弱環(huán)節(jié)相比，在持續(xù)壓潰階段，D型引發(fā)試件的“次引發(fā)端”（遠離壓縮面的一端）有較明顯的損傷破壞，如圖7（a）；D型薄弱環(huán)節(jié)引發(fā)試件的比吸能比B型的略低些，這是由于D型的引發(fā)段較長，對比吸能有削弱影響；不含薄弱環(huán)節(jié)試件的比吸能低于前兩種引發(fā)方式，且在壓潰階段容易出現(xiàn)局部非穩(wěn)態(tài)破壞，形成較大尺寸的破壞碎片，從而影響了能量吸收能力。

2.1.3 SMA薄弱環(huán)節(jié)及其效能

圖7 不同薄弱環(huán)節(jié)對試件破壞行為的影響[27]Fig.7 Effect of trigger types on the crushing behavior of specimens[27]

龔俊杰等[28-29]基于Ni-Ti形狀記憶合金（shape memory alloy，SMA）的形狀記憶效應(yīng)，對埋入預(yù)拉伸SMA細絲玻璃布/環(huán)氧復(fù)合材料圓管（如圖8）的軸向吸能特性進行了初步試驗研究。文獻指出：當溫度上升到相變溫度后，有預(yù)變形的SMA細絲將產(chǎn)生形狀恢復(fù)，引起試件局部損傷，從而形成薄弱環(huán)節(jié)，如圖9；在準靜態(tài)軸向壓潰試驗中，所有試件均表現(xiàn)為穩(wěn)定漸進壓潰破壞，沒有出現(xiàn)突發(fā)性脆性斷裂或整體屈曲等非穩(wěn)態(tài)破壞；埋入SMA的試件，無論SMA處于何種相位，其初始峰值載荷與不含SMA的相比均有較明顯的下降；含有奧氏體相SMA試件的比吸能與不含SMA的相比稍有提高，但效果不明顯。

圖8 預(yù)埋SMA細絲試件（馬氏體相）[28]Fig.8 Specimen with SMA(martensite phase)[28]

圖9 預(yù)埋SMA細絲試件（奧氏體相）[28]Fig.9 Specimen with SMA(austenite phase)[28]

2.2 方管的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

Thornton[30]從Kendall[41]的脆性材料壓縮失效模型受到啟發(fā)，提出了“T型薄弱環(huán)節(jié)”（Tulip Trigger），即將構(gòu)件端部削斜，使其尖端線（Apex）垂直于纖維的鋪層面。文獻分別對不含薄弱環(huán)節(jié)、含有B型薄弱環(huán)節(jié)（如圖10（a））、含有T型薄弱環(huán)節(jié)（如圖10（b））的玻璃纖維增強復(fù)合材料矩形塊試件進行了試驗研究。研究表明：不含薄弱環(huán)節(jié)的試件，在45°整體剪切破壞前，載荷達到非常大并迅速回落，基本不吸收能量；含有B型薄弱環(huán)節(jié)的試件在壓縮過程中出現(xiàn)一道或兩道很大的中間穿透裂紋，隨著裂紋的擴展，試件呈縱向撕裂破壞，初始峰值載荷有較明顯的下降，載荷達到最大值后下降較快；而含有T型薄弱環(huán)節(jié)的試件在壓縮過程中迅速生成許多微裂紋并穩(wěn)定擴展，試件的一端呈“毛刷”狀，載荷—位移曲線較平穩(wěn)，吸收的能量明顯增大。在此基礎(chǔ)上，文獻還研究了玻璃纖維/環(huán)氧復(fù)合材料擠拉成型方管分別在B型薄弱環(huán)節(jié)（如圖11（a））和T型薄弱環(huán)節(jié)（如圖11（b））引發(fā)下的軸向壓潰性能。圖12的載荷-位移曲線表明，兩者的初始峰值載荷相當，但后者在達到初始峰值載荷前的軸向壓縮量較大，且平均壓潰載荷約是前者的兩倍。隨后，Thornton[31]研究了高應(yīng)變率下復(fù)合材料管件的壓潰行為，T型薄弱環(huán)節(jié)再次表現(xiàn)出比B型更加優(yōu)越的引發(fā)效能。

圖10 玻璃纖維增強復(fù)合材料矩形塊試件Fig.10 GRP block specimens

圖11 方管的薄弱環(huán)節(jié)Fig.11 Triggers of square tubes

Czaplicki和Thornton等[32]還比較了E玻璃纖維/聚酯、E玻璃纖維/乙烯基酯擠拉成型復(fù)合材料方管在B型和T型薄弱環(huán)節(jié)引發(fā)下的軸向壓潰行為與能量吸收能力。發(fā)現(xiàn)：對于制作工藝、幾何尺寸完全相同的試件，T型引發(fā)的軸向壓潰過程更加平穩(wěn)、可控，并且能量吸收能力大為提高，其中E玻璃纖維/乙烯基酯復(fù)合材料方管的能量吸收能力提高了將近一倍。文獻認為這主要是由于在整個壓潰過程中T型引發(fā)的試件由引發(fā)端開始沿軸向發(fā)生分層斷裂破壞，特征斷裂長度較短，破壞更加徹底，層束表面和壓盤間的相對摩擦消耗了較多能量。

Jiménez等[33]研究了B型和T型薄弱環(huán)節(jié)傾角 α 的變化（α=30°、45°、60°）對E玻璃纖維/聚酯擠拉成型方管吸能能力的影響。為了方便加工和控制加工精度，文獻中的T型薄弱環(huán)節(jié)與Thornton提出的T型略有不同，如圖13。試驗結(jié)果顯示：采用B型薄弱環(huán)節(jié)時，傾角α對比吸能的影響很大，α=60°時比吸能最大，比30°、45°時提高約25%；而采用T型薄弱環(huán)節(jié)時，傾角α對初始峰值載荷和比吸能的影響都很小。

圖12 不同薄弱環(huán)節(jié)引發(fā)下的載荷-位移曲線[30]Fig.12 Load-compression curves with bevel or tulip triggers[30]

圖13 方管薄弱環(huán)節(jié)[33]Fig.13 Triggers of square tubes[33]

圖14 工字梁薄弱環(huán)節(jié)[33]Fig.14 Triggers of I beams[33]

3 開式吸能元件的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

3.1 工字梁的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

Jiménez等[33]對工字梁在H型和I型薄弱環(huán)節(jié)（如圖14）下的吸能能力展開了試驗研究，并與方管的相應(yīng)試驗結(jié)果進行對比。試驗結(jié)果顯示：工字梁在不同的薄弱環(huán)節(jié)下比吸能基本相同，與薄弱環(huán)節(jié)的類型和傾角無關(guān)；雖然工字梁的比吸能比最好引發(fā)條件（B-60）下方管的比吸能低15%，但其初始峰值載荷卻比方管降低了60%，并且工字梁可以避免像方管這種封閉式元件因材料碎屑堆積在管件內(nèi)部而引起壓實階段的壓潰載荷急劇上升。

3.2 波紋梁的薄弱環(huán)節(jié)及其效能

波紋梁（如圖15）是飛機，尤其是直升機機身下部地板結(jié)構(gòu)重要的緩沖吸能元件，其能量吸收能力直接關(guān)系到機體的耐撞性能。為了提高波紋梁的吸能能力，設(shè)置合理的薄弱環(huán)節(jié)至關(guān)重要。

Hanagud等[34]在石墨纖維/環(huán)氧復(fù)合材料波紋梁腹板的一端分別設(shè)置了三種薄弱環(huán)節(jié)，即倒角（Chamfer）、內(nèi)置缺陷（Ply drop off）和V型切口（Notch），如圖16。這里的內(nèi)置缺陷是指在波紋梁端部沿長度方向少鋪一到兩層纖維形成的薄弱環(huán)節(jié)，其尖端線與纖維鋪層平行，因而可與倒角一并歸于B型薄弱環(huán)節(jié)；而V型切口的尖端線與纖維鋪層垂直，故歸類于T型薄弱環(huán)節(jié)。文獻研究了這三種薄弱環(huán)節(jié)對波紋梁吸能能力的影響，發(fā)現(xiàn)：如果沒有設(shè)置薄弱環(huán)節(jié)，波紋梁將在中間折斷，基本不吸收能量；設(shè)置了薄弱環(huán)節(jié)后，盡管試件的承載能力略微下降，但能量吸收能力顯著提高；當薄弱區(qū)域被完全壓碎后，壓潰載荷呈鋸齒形波動，且波動幅度不大。在三種薄弱環(huán)節(jié)引發(fā)下，試件的宏觀破壞模式幾乎相同，因而文獻認為試件的能量吸收能力與薄弱環(huán)節(jié)引起的細觀破壞密切相關(guān)。

圖15 波紋梁Fig.15 Waved beam

圖16 波紋梁薄弱環(huán)節(jié)[34]Fig.16 Triggers of waved beams[34]

劉瑞同、王鑫偉等[35]通過3組碳纖維/環(huán)氧復(fù)合材料波紋梁試件的軸向準靜態(tài)壓潰試驗，研究了上下端面圓?。ㄈ鐖D17）構(gòu)成的A型薄弱環(huán)節(jié)對波紋梁吸能能力的影響。試驗結(jié)果表明，壓潰破壞首先從薄弱環(huán)節(jié)開始斷裂，隨后上端面的材料分層向反方向彎曲破壞；A型薄弱環(huán)節(jié)對峰值載荷的波動幅度影響較大，當圓弧半徑R=0時峰值載荷最大，當R過大時會影響波紋梁的穩(wěn)定性，故圓弧半徑的選取應(yīng)適當。在此基礎(chǔ)上，龔俊杰和王鑫偉[36-37]采用MSC/DYTRAN進一步研究了不同薄弱環(huán)節(jié)設(shè)置對波紋梁初始峰值載荷、破壞模式及吸能能力的影響，發(fā)現(xiàn)當不設(shè)置薄弱環(huán)節(jié)時，波紋梁的峰值載荷比較大，引起元件崩潰型斷裂，無法控制元件的破壞過程，吸能能力比較低；當設(shè)置的圓弧過渡半徑比較大時，薄弱環(huán)節(jié)過于薄弱，波紋梁的初始破壞確實從該處開始，但初始峰值載荷很低，導(dǎo)致元件的靜強度不足，而且其后產(chǎn)生了第二次比較大的峰值載荷，同樣引起元件的崩潰型斷裂。

圖17 圓?。ˋ型）Fig.17 Arc(Arc trigger)

4 結(jié) 語

以上關(guān)于薄弱環(huán)節(jié)對吸能元件軸向壓潰性能影響的研究多局限于試驗探討，且大部分在準靜態(tài)加載的條件下進行。而事實上，纖維增強的復(fù)合材料是一類應(yīng)變率敏感材料，其結(jié)構(gòu)元件的吸能能力與壓潰的速率相關(guān)，且撞擊條件更接近于實際發(fā)生碰撞事故的情況，所以在下一步的研究工作中有必要考慮應(yīng)變率效應(yīng)對薄弱環(huán)節(jié)的引發(fā)機制及引發(fā)后結(jié)構(gòu)元件的破壞模式和緩沖吸能能力的影響。

Thornton提出的T型薄弱環(huán)節(jié)在復(fù)合材料方管的軸向壓潰中表現(xiàn)出比B型更加優(yōu)越的緩沖吸能特性，最值得注意的是能量吸收能力提高了將近100%，并且該報道得到了Czaplicki的試驗驗證。倘若果真如此，確實值得大力推廣應(yīng)用。此結(jié)論在復(fù)合材料圓管中是否適用，有待進一步驗證。

Gong和Wang等將預(yù)拉伸的SMA細絲埋入復(fù)合材料圓管的端部，巧妙地利用了SMA的形狀記憶效應(yīng)形成SMA薄弱環(huán)節(jié)。該薄弱環(huán)節(jié)的最大特點是：在SMA加溫前，結(jié)構(gòu)元件的強度、剛度并沒有被削弱，甚至可能得到加強，僅在需要時通過改變溫度使SMA恢復(fù)變形，形成薄弱環(huán)節(jié)，從而使結(jié)構(gòu)盡可能地按漸進壓潰模式損壞而吸收較多的能量。這種設(shè)計思想有望解決復(fù)合材料結(jié)構(gòu)耐撞性設(shè)計中靜強度（剛度）與耐撞性之間的矛盾，使結(jié)構(gòu)元件既可以作為承力構(gòu)件，又可以作為緩沖吸能元件滿足耐撞性設(shè)計要求。因此，很有必要對SMA薄弱環(huán)節(jié)的原理和設(shè)計方法展開系統(tǒng)而深入的研究，具體包括：含SMA細絲復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能研究；SMA薄弱環(huán)節(jié)的設(shè)計策略、試件的制作方法及工藝研究；溫度驅(qū)動系統(tǒng)的設(shè)計與研究；含SMA薄弱環(huán)節(jié)復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的力學(xué)模型及其耐撞性數(shù)值模擬和參數(shù)研究。

另外，傳統(tǒng)的層合或纏繞復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在層與層之間存在純基體區(qū)，即層與層之間沒有紗線或纖維的聯(lián)結(jié)，層間性能比較差，受力后容易分層而損壞。在航空航天領(lǐng)域?qū)Σ环謱訌?fù)合材料的迫切需求下，一些發(fā)達國家投入大量的人力、物力研究成功了三維編織設(shè)備和三維異型整體編織技術(shù)。由三維異型整體編織成的復(fù)合材料結(jié)構(gòu)，因纖維束的互鎖而在厚度方向具有更高的損傷容限，更適用于功能-結(jié)構(gòu)一體化的能量吸收結(jié)構(gòu)。目前，國內(nèi)外關(guān)于三維編織復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的耐撞性研究還處于起步階段[21-22，42-44]，因此研究三維編織復(fù)合材料結(jié)構(gòu)元件的軸向壓潰性能和薄弱環(huán)節(jié)的設(shè)置將是一項富有挑戰(zhàn)性的工作。

[1]喬維高.車輛被動安全性研究現(xiàn)狀及發(fā)展[J].農(nóng)業(yè)機械學(xué)報,2005,36(09):144-146.

[2]劉建新,趙 華,周本寬.高速動力車能量吸收裝置[J].鐵道學(xué)報,1997,19(03):32-36.

[3]祁恩榮,崔維成.船舶碰撞和擱淺研究綜述[J].船舶力學(xué),2001,5(2):67-80.

[4]胡志強,崔維成.船舶碰撞機理與耐撞性結(jié)構(gòu)設(shè)計研究綜述[J].船舶力學(xué),2005,9(1):131-142.

[5]Naar H,Kujala P,Simonsen B C,et al.Comparison of the crashworthiness of various bottom and side structures[J].Marine Structures,2002,15(4-5):443-460.

[6]Fang C,Das P K.Survivability and reliability of damaged ships after collision and grounding[J].Ocean Engineering,2005(32):293-307.

[7]Lapczyk I,Hurtado J A.Progressive damage modeling in fiber-reinforced materials[J].Composites Part A,2007(38):2333-2341.

[8]Bisagni C.Crashworthiness of helicopter subfloor structural components[J].Aircraft Engineering and Aerospace Technology,1999(71):6-11.

[9]Bisagni C.Crashworthiness of helicopter subfloor structures[J].International Journal of Impact Engineering,2002(27):1067-1082.

[10]倪先平,王永亮等.直升機機身下部復(fù)合材料典型結(jié)構(gòu)耐墜特性研究[J].復(fù)合材料學(xué)報,2003,20(4):51-57.

[11]Jackson K E,Fasanella E L,Boitnott R L,et al.Full-scale crash test and finite element simulation of a composite prototype helicopter[R].NASA/TP-2003-212641,2003.

[12]Kellas S.Design,fabrication and testing of a crushable energy absorber for a passive earth entry vehicle[R].NASA/CR-2002-211425,2002.

[13]Ramakrishna S.Microstructural design of composite materials for crashworthy structural applications[J].Materials & Design,1997(18):167-173.

[14]Thornton P H,Edwards P J.Energy absorption in composite tubes[J].Journal of Composite Materials,1982(16):521-545.

[15]Thornton P H,et al.Fiber reinforced plastic composites for energy absorption purposes[J].Composite Science and Technology,1985(24):275-298.

[16]Melo J D D,et al.The effect of processing conditions on the energy absorption capability of composite tubes[J].Composite Structures,2008(82):622-628.

[17]Mamalis A G,Robinson M,Manolakos D E,et al.Crashworthy capability of composite material structures[J].Composite Structures,1997(37):109-134.

[18]Thornton P H.Energy absorption in composite structures[J].Journal of Composite Materials,1979(13):247-262.

[19]Farley G L.Energy absorption of composite materials[J].Journal of Composite Materials,1983(17):267-279.

[20]Solaimurugan S,Velmurugan R.Progressive crushing of stitched glass/polyester composite cylindrical shells[J].Composites Science and Technology,2007(67):422-437.

[21]Chiu C H,Tsai K H,Huang W J.Crush-failure modes of 2D triaxially braided hybrid composite tubes[J].Composites Science and Technology,1999(59):1713-1723.

[22]薛 璞,陶肖明,余同希.紡織復(fù)合材料能量吸收性能的研究進展[J].力學(xué)進展,2000,30(1):227-238.

[23]Sigalas I,Kumosa M,Hull D.Trigger mechanisms in energy-absorbing glass cloth/epoxy tubes[J].Composites Science and Technology,1991,40(3):265-287.

[24]陳永剛,許亞洪,益小蘇.引發(fā)角對碳纖維/環(huán)氧復(fù)合材料圓管件軸向壓潰性能的影響[J].材料工程,2004(12):36-39.

[25]Huang Jiancheng,Wang Xinwei.Numerical and experimental investigations on the axial crushing response of composite tubes[J].Composite Structures,2009,91(2):222-228.

[26]Huang Jiancheng,Wang Xinwei.Effect of boundary conditions on the energy absorption of composite tubes[J].Advanced Composites Letters,2011.(in press)

[27]Song Hongwei,Du Xingwen,Zhao Guifan.Energy absorption behavior of double-chamfer triggered glass/epoxy circular tubes[J].Journal of Composite Materials,2002(36):2183-2198.

[28]Gong Junjie,Wang Xinwei,Wang Xinfeng.Study on self-adaptive trigger mechanism of composite tubes[C]//World Forum on Smart Material and Smart Structure Technology,22-27 May 2007.Chongqing and Nanjing,China,2007.

[29]龔俊杰,王鑫偉,王新峰.可控薄弱環(huán)節(jié)復(fù)合材料圓柱殼的耐撞性研究[J].應(yīng)用力學(xué)學(xué)報,2010,27(2):243-249.

[30]Thornton P H.Effect of trigger geometry on energy absorption of composite tubes[C].Proceeding of ICCM-V,1985:1183-1199.

[31]Thornton P H.The crushing behavior of pultruded tubes at high strain rates[J].Journal of Composite Materials,1990(24):594-615.

[32]Czaplicki M J,Robertson R E,Thornton P H.Comparison of bevel and tulip triggered pultruded tubes for energy absorption[J].Composites Science and Technology,1991(40):31-46.

[33]Jiménez M A,Miravete A,Larrode E,et al.Effect of trigger geometry on energy absorption in composite profiles[J].Composite Structures,2000(48):107-111.

[34]Hanagud S,Craig J I,Sriram P,et al.Energy absorption behavior of graphite epoxy composite sine webs[J].Journal of Composite Materials,1989(23):448-459.

[35]劉瑞同,王鑫偉,莢淑萍.碳纖維－環(huán)氧樹脂波紋梁吸能能力的試驗研究[J].航空學(xué)報,2002,23(1):59-61.

[36]龔俊杰,王鑫偉.復(fù)合材料波紋梁吸能能力的數(shù)值模擬[J].航空學(xué)報,2005,26(3):298-302.

[37]龔俊杰,王鑫偉.薄弱環(huán)節(jié)對復(fù)合材料波紋梁吸能能力的影響[J].材料工程,2006(5):28-31.

[38]Matzenmiller A,Schweizerhof K.Crashworthiness simulations of composites structures-a first step with explicit time integration[C].Wriggers P,Wagner W,editors,Nonlinear Computational Mechanics-state of the Art,Berlin:Springer-Verlag,1991.

[39]EI-Hage H,Mallick P K,Zamani N.Numerical modelling of quasi-static axial crush of square aluminium-composite hybrid tubes[J].International Journal of Crashworthiness,2004,9(6):653-664.

[40]EI-Hage H,Mallick P K,Zamani N.A numerical study on the quasi-static axial crush characteristics of square aluminum tubes with chamfering and other triggering mechanisms[J].International Journal of Crashworthiness,2005,10(2):183-195.

[41]Kendall K.Complexities of compression failure[C].Proceedings of the Royal Society of London,Series A,1978(361):245-263.

[42]Beard S,Chang F.Design of braided composite tubes for energy absorption[R].AIAA/A01-25014.

[43]Zeng T,Fang D N,et al.Dynamic crashing and impact energy absorption of 3D braided composite tubes[J].Materials Letters,2005(59):1491-1496.

[44]張 平,桂良進等.編織復(fù)合材料圓管準靜態(tài)軸向壓縮吸能特性的試驗研究[J].復(fù)合材料學(xué)報,2007,24(1):146-150.