謝紫龍，尚柏林，常 飛，楊 哲，尹俊杰

（空軍工程大學(xué)航空航天工程學(xué)院，西安710038）

0 引 言

纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料薄壁加筋板是先進(jìn)飛機(jī)中應(yīng)用較為廣泛的一種結(jié)構(gòu)，在飛機(jī)機(jī)翼和尾翼的翼面、梁腹板以及機(jī)身蒙皮上都有應(yīng)用。當(dāng)它們受面內(nèi)壓縮、剪切等載荷作用時(shí)，常見(jiàn)的失效模式為屈曲失穩(wěn)［1］。通常，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在屈曲以后并不會(huì)馬上失效，仍舊具有很大的承載能力，即后屈曲強(qiáng)度較高［2］。據(jù)此對(duì)復(fù)合材料薄壁加筋板結(jié)構(gòu)采用后屈曲設(shè)計(jì)是一種充分利用后屈曲承載能力的合理設(shè)計(jì)方法，有助于在保證安全的前提下減輕結(jié)構(gòu)質(zhì)量和節(jié)約成本，對(duì)提高經(jīng)濟(jì)效益具有重要意義。但是，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在制造和使用過(guò)程中會(huì)遇到工具墜落或飛鳥(niǎo)、設(shè)備撞擊等低能沖擊，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)損傷，特別是在背面會(huì)出現(xiàn)較大的分層損傷，致使結(jié)構(gòu)強(qiáng)度大幅降低［3］。因此，對(duì)復(fù)合材料薄壁加筋板結(jié)構(gòu)沖擊后的性能進(jìn)行試驗(yàn)研究具有重要的工程價(jià)值。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)復(fù)合材料沖擊損傷后的壓縮及拉伸剩余強(qiáng)度進(jìn)行了大量研究［4－8］，但有關(guān)分層損傷對(duì)剪切承載能力影響的相關(guān)文獻(xiàn)還沒(méi)有看到。為此，作者針對(duì)某型飛機(jī)垂尾復(fù)合材料薄壁加筋板，先通過(guò)沖擊試驗(yàn)在蒙皮中央預(yù)制分層損傷，然后對(duì)完好試樣和分層損傷試樣進(jìn)行剪切試驗(yàn)，分析了它們的結(jié)構(gòu)破壞形式以及屈曲、后屈曲承載能力，以期為該結(jié)構(gòu)在工程中的使用提供參考。

1 試樣制備與試驗(yàn)方法

1.1 試樣制備

試驗(yàn)所用試樣為具有四根桁條的正方形復(fù)合材料薄壁加筋板結(jié)構(gòu)，其中蒙皮材料為中溫固化環(huán)氧碳纖維織物預(yù)浸料CF3031，桁條為“工”字型中溫環(huán)氧碳纖維預(yù)浸料CCF300。試樣尺寸為770mm×770mm，加筋板厚度為2.8mm，其四邊設(shè)計(jì)了612mm×79mm的邊框，用于與對(duì)角拉伸的夾具相連。試驗(yàn)采用1塊完好試樣（W1），3塊分層損傷試樣（S1、S2、S3），損傷位于蒙皮中央。

采用TANHOR自由落體落錘沖擊試驗(yàn)臺(tái)對(duì)以上復(fù)合材料薄壁加筋板預(yù)制分層損傷，沖頭直徑為8mm，沖擊能量設(shè)定為21J。沖擊時(shí)，試樣四邊為簡(jiǎn)支狀態(tài)，沖擊點(diǎn)為試樣中心位置。蒙皮沖擊損傷形貌如圖1所示，沖擊凹坑最大深度為1.1mm。沖擊后使用IUCS－Ⅱ型便攜式數(shù)字超聲C掃描系統(tǒng)對(duì)沖擊后試樣的損傷區(qū)域進(jìn)行探測(cè)，圖2中外圍淺色區(qū)域?yàn)槲磽p傷狀態(tài)，顏色深度與之不同的區(qū)域分別表示不同程度的分層損傷。

1.2 試驗(yàn)方法

定制的四連桿框架試驗(yàn)夾具由銷釘連接的整體雙層框架組成，每根連桿上鉆有兩排螺釘孔。夾具連桿有足夠的剛度，防止在加載過(guò)程變形。剪切試驗(yàn)加載方式如圖3所示，加載時(shí)四連桿框架將作用在平板的一條對(duì)角線上的拉力轉(zhuǎn)換為剪切力。試樣正、反面對(duì)稱粘貼15×2組應(yīng)變花，貼片位置見(jiàn)圖3。除沖擊點(diǎn)所在的中心位置外，距離沖擊點(diǎn)位置最近的四組應(yīng)變花標(biāo)記為①、②、③、④。每組應(yīng)變花由三個(gè)應(yīng)變計(jì)組成，應(yīng)變計(jì)兩兩之間夾角為45°，用以測(cè)量和對(duì)比研究測(cè)點(diǎn)不同方向的應(yīng)變情況，花片中間應(yīng)變計(jì)的方向與對(duì)角拉伸的拉力方向相同，定義圖3中位置①處的應(yīng)變計(jì)F1（R1）、F2（R2）、F3（R3）所在的方向分別為0°，90°，45°。采用 MTS多通道液壓伺服系統(tǒng)加載設(shè)備對(duì)試樣進(jìn)行分級(jí)加載，先以設(shè)計(jì)載荷的5%（35kN）為級(jí)差加載至設(shè)計(jì)載荷的67%（470kN），再以設(shè)計(jì)載荷的2%（15kN）為級(jí)差加載直至破壞。通過(guò)TEST3826型靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)測(cè)量應(yīng)變，并實(shí)時(shí)記錄試樣上各位置的應(yīng)變值。

圖3 加載方式及應(yīng)變片布置示意Fig.3 Loading mode and layout of strain gauges

2 試驗(yàn)結(jié)果與討論

由于損傷試樣在中心沖擊點(diǎn)位置處未能布置應(yīng)變花，為了探討分層損傷對(duì)復(fù)合材料薄壁加筋板承載能力的影響，以損傷附近的測(cè)量點(diǎn)為研究對(duì)象，并根據(jù)加筋板結(jié)構(gòu)和載荷具有的對(duì)稱性，選擇圖3中①、②位置的測(cè)量結(jié)果進(jìn)行討論。作出W1和S1試樣在①、②兩個(gè)位置處應(yīng)變花的應(yīng)變曲線，如圖4所示。

從圖4（a），（b）可以看出，在開(kāi)始加載階段，W1試樣正反兩面對(duì)稱應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變值以近似相同的數(shù)值均勻變化，這表明在此階段試樣只在面內(nèi)發(fā)生變形，應(yīng)變曲線均在載荷約為420kN時(shí)發(fā)生分離，并在此后呈非線性變化，這說(shuō)明此時(shí)應(yīng)變計(jì)所處位置的加筋板發(fā)生了屈曲，此后加筋板能繼續(xù)承載，直至載荷達(dá)到755kN時(shí)突然破壞，應(yīng)變值在此時(shí)發(fā)生突變。據(jù)此可知W1試樣的屈曲失穩(wěn)載荷為420kN，未發(fā)生明顯的局部屈曲；其后屈曲承載載荷為420～755kN。

以損傷試樣S1為例，如圖4（c），（d）所示，由其載荷－應(yīng)變曲線可以看出，S1試樣的整體屈曲失穩(wěn)載荷為240kN，但從F5和R5這對(duì)應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變曲線可以看出，在載荷為140kN時(shí)曲線已發(fā)生分離，即此時(shí)這里已發(fā)生局部屈曲。其后屈曲承載載荷為240～312kN。

圖4 W1，S1試樣上①和②位置處的載荷－應(yīng)變曲線Fig.4 Load－strain curves of the position① and②on different samples：（a）S1sample，at the position of①；（b）W1sample，at the position of②；（c）S1sample，at the position of①and（d）S1sample；at the position of②

由表1可知，損傷試樣的整體屈曲失穩(wěn)載荷較完好試樣的降低了50%左右，而且在較小的載荷下就可能發(fā)生局部屈曲；其后屈曲承載載荷只有完好試樣的25%左右，最終破壞載荷則降低了55%左右。

表1 不同試樣的局部屈曲載荷、屈曲失穩(wěn)載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷Tab.1 Local bucking load，bucking load，post－bucking load and failure load of different samples

從圖4還可以看出，在試樣未發(fā)生屈曲失穩(wěn)之前，各應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變值隨載荷增加近似呈線性增加，對(duì)屈曲之前的應(yīng)變曲線進(jìn)行線性擬合，可以得出各試樣正面①、②兩個(gè)位置處各應(yīng)變計(jì)應(yīng)變曲線的近似斜率，結(jié)果如表2所示。

表2 不同試樣在屈曲失穩(wěn)之前正面①、②兩個(gè)位置處載荷－應(yīng)變曲線的近似斜率Tab.2 Approximate slope of load－strain curves of the position of①and②on front side of different samples before bucking

由表2可知，在屈曲失穩(wěn)之前，損傷試樣上各應(yīng)變計(jì)載荷－應(yīng)變曲線的斜率普遍比完好試樣的大，即其應(yīng)變值的變化比完好試樣的快，這說(shuō)明分層損傷會(huì)降低復(fù)合材料薄壁加筋板的剛度。對(duì)于90°方向應(yīng)變計(jì)（F3，F(xiàn)6）載荷－應(yīng)變曲線的近似斜率，各試樣的差異不大，而對(duì)于0°方向應(yīng)變計(jì)（F1，F(xiàn)4）載荷－應(yīng)變曲線的近似斜率來(lái)說(shuō)，W1試樣的很小，即在W1試樣屈曲之前的應(yīng)變變化緩慢，0°方向的應(yīng)變很小，而各損傷試樣與W1試樣的差異較大，如在載荷同為140kN時(shí)，W1，S1，S2，S3試樣的F1應(yīng)變計(jì)的應(yīng)變值分別為55，330，328，198。通過(guò)對(duì)比說(shuō)明分層損傷會(huì)導(dǎo)致應(yīng)力在試樣內(nèi)部重新分布，使結(jié)構(gòu)內(nèi)部應(yīng)力的分布方向和大小都發(fā)生改變，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)最后的極限承載能力和破壞形式較完好試樣的都有所不同。

由圖5可見(jiàn)，由于復(fù)合材料薄壁加筋板結(jié)構(gòu)以及施加的剪切載荷具有對(duì)稱性，完好試樣的破壞區(qū)域較為分散，各個(gè)區(qū)域的承載能力幾乎都完全發(fā)揮出來(lái)，直至破壞，所以其破壞載荷、后屈曲承載能力很大。而蒙皮中央具有分層損傷的三塊試樣的主要破壞路徑都是經(jīng)過(guò)中心損傷處貫穿加筋板的蒙皮斷裂，其它區(qū)域的破壞程度都較輕，其承載載荷遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于其所具備的破壞載荷，所以中心處的分層損傷不僅會(huì)使損傷附近區(qū)域極易發(fā)生局部屈曲，還會(huì)導(dǎo)致加筋板過(guò)早整體破壞，從而使加筋板的屈曲失穩(wěn)載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷都大為降低。

圖5 不同試樣破壞后的正面形貌Fig.5 Front images of different samples after failure：（a）W1sample；（b）S1sample；（c）S2sample and（d）S3sample

3 結(jié) 論

（1）分層損傷降低了復(fù)合材料薄壁加筋板的剛度，并改變了板內(nèi)的應(yīng)力分布。

（2）分層損傷會(huì)改變復(fù)合材料薄壁加筋板的破壞模式，使損傷試樣在剪切過(guò)程中出現(xiàn)明顯的局部屈曲模態(tài)，并使加筋板的屈曲失穩(wěn)載荷、后屈曲承載載荷和破壞載荷都大為降低。

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