，，

(航空工業(yè)第一飛機設(shè)計研究院，西安 710089)

纖維增強復(fù)合材料因其比強度和比剛度高、可設(shè)計性強、疲勞性能好、耐腐蝕等許多優(yōu)異特性，近年來被廣泛運用到飛機結(jié)構(gòu)設(shè)計中[1-2]。飛機機翼機身結(jié)構(gòu)多為加筋結(jié)構(gòu)，加筋結(jié)構(gòu)主要破壞模式是喪失穩(wěn)定性。Ovesy等[3]使用有限條素法對加筋結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性進行了研究，Stamatelos等[4]針對加筋結(jié)構(gòu)的局部失穩(wěn)問題進行了研究。復(fù)合材料加筋板在局部失穩(wěn)后仍具有較強的承載能力，即后屈曲承載，研究表明，充分利用加筋板后屈曲承載能力可以大幅提高結(jié)構(gòu)承載效率[5-6]。加筋板筋條形式常采用易成型的T型、Z型及I型等，隨著復(fù)合材料成型技術(shù)的發(fā)展，尤其是以共固化和共膠接為核心的大面積整體成型技術(shù)的發(fā)展使得成型更復(fù)雜形式加筋板得以實現(xiàn)[7]。相對于其他筋條結(jié)構(gòu)形式，帽型筋具有結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性好，傳遞周向載荷效率高的優(yōu)點，是機身段等筒狀結(jié)構(gòu)部件的首選[8]。Mo等[9]對帽型加筋曲板進行了實驗和數(shù)值模擬研究，分析對比蒙皮曲率和厚度以及筋條間距對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性的影響，并給出修正后的工程簡化算法。張彌等[10]對共固化工藝和二次膠接工藝成型的I型復(fù)合材料加筋板進行了四點彎曲實驗，研究結(jié)構(gòu)脫粘性能及破壞機理。Kim等[11]對不同工藝成型帽型加筋板進行了拉拔實驗，分析對比了共固化、共膠接和二次膠接成型加筋板工藝穩(wěn)定性以及拉拔強度。

工程中加筋壁板實際承載時受到各種約束，包括翼肋和隔框的周向限制以及長桁和梁的軸向約束等，尤其是翼肋支撐使得加筋板兩端面介于簡支和固支約束之間[12-13]，對此類約束下加筋板的軸壓特性國內(nèi)外均缺乏研究。隨著復(fù)合材料成型工藝的發(fā)展，亟須對不同工藝成型加筋板承載特性進行研究。本工作通過專用夾具模擬翼肋支撐限制帽型加筋板兩加載端，同時側(cè)邊受到簡支約束，實驗研究成型工藝對帽型加筋板軸壓特性的影響。

1 實驗

1.1 實驗對象

實驗選用的復(fù)合材料加筋板為典型的三筋條結(jié)構(gòu)形式，筋條剖面為帽型，實驗件基本尺寸如圖1所示，實驗件兩端各有一長為50mm的灌封區(qū)，避免實驗過程中端部壓潰。實驗件共4組，每組3件，前3組均為二次膠接成型加筋板，筋條形式如圖2(a)所示，其中第2組與第1組相比主要是蒙皮厚度減小，第3組與第1組相比不含PMI填充泡沫；第4組為共固化成型加筋板，結(jié)構(gòu)與第1組相同，筋條形式如圖2(b)所示。

圖1 實驗件示意圖Fig.1 Schematic diagram of the specimen

圖2 帽型筋條截面 (a)二次膠接加筋板筋條；(b)共固化加筋板筋條Fig.2 Stiffener section of hat-stiffened panels(a)stiffener of secondary bonded panels;(b)stiffener of co-cured panels

實驗件采用T300/BA9913預(yù)浸料制備，固化后單層厚度為0.125mm。各組鋪層信息及詳細特征如表1所示。

1.2 實驗方法

實驗采用WAW-2000A型電液伺服萬能試驗機進行加載，實驗中固定加載速率為1.0mm/min。圖3所示為模擬翼肋支撐作用，在距實驗件中心上下各200mm處施加簡支支撐。為滿足支撐要求，設(shè)計上下兩副完全相同的實驗夾具：在筋條一側(cè)使用4段可獨立拆卸的分離式支撐刀口限制蒙皮面外位移，在另一側(cè)使用連續(xù)圓弧形支撐刀口約束蒙皮的離面位移。距實驗件左右兩側(cè)邊12mm使用專用夾具提供簡支約束，夾具設(shè)計為活動U型鋁槽內(nèi)套活動鋼制圓弧形墊塊，可保證整個壓縮過程中側(cè)邊完全受到約束。為保證壓縮傳載均勻，在試驗機上壓盤與實驗件間設(shè)計一梯形等強梁，將壓盤區(qū)域的載荷均勻地施加在實驗件灌封區(qū)。對實驗件支撐刀口間重點位置布置應(yīng)變計,監(jiān)測實驗過程中的局部屈曲，應(yīng)變計布置如圖1所示。圖1中筋條之間蒙皮區(qū)域正反兩側(cè)(括號內(nèi)編號為無筋條一側(cè))均布置應(yīng)變計,監(jiān)測蒙皮失穩(wěn)情況，而在帽型筋條斜邊對應(yīng)位置也布置應(yīng)變計,監(jiān)測筋條壓縮失穩(wěn)情況。實驗過程中及時記錄實驗聲響，輔助分析結(jié)構(gòu)漸進損傷，實驗后對破壞位置進行剖面切割，觀測斷面分析結(jié)構(gòu)破壞機理。

表1 4組實驗件特征與鋪層Table 1 Feature and ply sequence of four groups

圖3 實驗加載系統(tǒng)和夾持系統(tǒng)Fig.3 Loading system and clamping system of test

2 結(jié)果與討論

2.1 破壞過程及破壞模式

在承受軸壓載荷過程中,4組加筋板具有相似的變形破壞過程，在加載起始階段，載荷隨壓縮位移線性增加，直至蒙皮出現(xiàn)局部失穩(wěn)，結(jié)構(gòu)進入后屈曲承載階段。在這一階段內(nèi)，隨著載荷的增加可以聽到不同的聲響，表明結(jié)構(gòu)內(nèi)部出現(xiàn)損傷，蒙皮失穩(wěn)變形增大，結(jié)構(gòu)主要依靠筋條承載，隨后筋條折斷，結(jié)構(gòu)失去承載能力。二次膠接成型加筋板具有相似的破壞模式如圖4所示，共固化成型加筋板破壞模式如圖5所示。分析對比圖4和圖5可知：損傷位置均在實驗件上下支撐刀口處及其附近，破壞后3根筋條全部折斷；蒙皮橫向折斷，且伴隨部分碎片脫落，斷口附近蒙皮分層嚴(yán)重；對于二次膠接成型加筋板，筋條蒙皮之間出現(xiàn)大面積分離，而共固化成型加筋板筋條和蒙皮折斷更徹底，破壞更嚴(yán)重，蒙皮完全橫向折斷。各組實驗件失穩(wěn)載荷及破壞載荷統(tǒng)計如表2所示。

圖4 二次膠接加筋板典型破壞模式 (a)蒙皮開裂；(b)脫粘Fig.4 Typical failure mode of secondary bonded stiffened panels(a)skin crack;(b)debond

2.2 蒙皮厚度影響

實驗中由于第1,3和4組實驗件結(jié)構(gòu)尺寸相同，表現(xiàn)出相似的應(yīng)變曲線，圖6所示為第1組實驗件典型載荷應(yīng)變曲線，圖7所示為第2組實驗件典型載荷應(yīng)變曲線。加筋板在蒙皮失穩(wěn)前，蒙皮應(yīng)變隨載荷線性增加，蒙皮失穩(wěn)時明顯可見蒙皮兩側(cè)對應(yīng)位置應(yīng)變曲線發(fā)生分岔；而筋條應(yīng)變直至結(jié)構(gòu)破壞均保持線性增加，表明加筋板結(jié)構(gòu)在蒙皮失穩(wěn)后主要依靠筋條承載。結(jié)合表2失穩(wěn)載荷及破壞載荷分析可知，與第1組相比，蒙皮較薄的第2組具有更長的后屈曲承載階段，蒙皮厚度減小0.5mm，即厚度減小22%，失穩(wěn)載荷降低45.3%，破壞載荷降低33.6%。工程上對于承受壓縮載荷的加筋板，筋條間蒙皮可近似為四邊受到約束的層合板，結(jié)構(gòu)彎曲剛度與蒙皮厚度的三次方相關(guān)[14]，故加筋板結(jié)構(gòu)蒙皮失穩(wěn)載荷受蒙皮厚度影響顯著，而膠接成型加筋板破壞通常是由筋條蒙皮脫粘引起，蒙皮的失穩(wěn)變形加劇了脫粘擴展。

圖5 共固化加筋板典型破壞模式 (a)筋條折斷；(b)蒙皮開裂Fig.5 Typical failure mode of co-cured stiffened panels (a)stiffener fracture;(b)skin crack

GroupManufactureBucklingload/kNCoefficientofvariance/%Ultimateload/kNCoefficientofvariance/%1SecondarybondingwithPMIfoam4302．23548．91．992SecondarybondingwithPMIfoam2353．01364．55．893SecondarybondingwithoutPMIfoam3951．27542．64．564Co?curingwithPMIfoam3554．15450．11．73

圖6 第1組實驗件典型載荷應(yīng)變曲線 (a)蒙皮應(yīng)變；(b)筋條應(yīng)變Fig.6 Typical results of strain with load for the first group (a)strain on the skin;(b)strain on the stiffener

圖7 第2組實驗件典型載荷應(yīng)變曲線 (a)蒙皮應(yīng)變；(b)筋條應(yīng)變Fig.7 Typical results of strain with load for the second group (a)strain on the skin;(b)strain on the stiffener

2.3 填充泡沫影響

泡沫材料是閉孔結(jié)構(gòu)，具有較低的吸水率，且能有效避免筋條側(cè)壁產(chǎn)生失穩(wěn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)過早破壞而被廣泛用作帽型筋條填充物，中等密度的PMI泡沫材料具有較好的抗壓縮蠕變性能，能夠輔助復(fù)合材料帽型加筋板的固化成型[15]。圖8所示為第1組和第3組加筋板失穩(wěn)載荷及破壞載荷統(tǒng)計圖，可知填充泡沫能小幅度提高結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，但對結(jié)構(gòu)承載能力無顯著影響，這是因為兩組加筋板結(jié)構(gòu)直至破壞筋條均未出現(xiàn)失穩(wěn)，用于防止筋條側(cè)壁失穩(wěn)的填充泡沫并未影響到結(jié)構(gòu)承載。

圖8 填充泡沫對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性及承載能力的影響Fig.8 Effect of PMI foam on the structure stability and carrying capacity

2.4 成型工藝影響

二次膠接成型尺寸穩(wěn)定性好，工藝簡單但成型昂貴，而共固化成型方法因為是一次整體成型，減少了熱壓罐的使用次數(shù)，顯著降低了制造成本。共固化成型不使用膠黏劑，制造出來的構(gòu)件質(zhì)量輕，構(gòu)件變形量小。圖9所示為蒙皮厚度相同的兩種工藝成型加筋板軸壓結(jié)果對比，第4組共固化成型加筋板失穩(wěn)載荷僅為第1組二次膠接加筋板的82.6%，破壞載荷僅為82.0%。圖10所示為兩種工藝加筋板破壞后筋條轉(zhuǎn)角處典型斷面圖，結(jié)合圖2筋條剖面分析，可知二次膠接加筋板破壞主要是筋條蒙皮脫粘引起，而共固化加筋板成型復(fù)雜，筋條下緣與蒙皮融合，減小了結(jié)構(gòu)的有效厚度，使得結(jié)構(gòu)彎曲剛度下降，筋條承載能力降低，結(jié)構(gòu)破壞時筋條與蒙皮界面分層，蒙皮內(nèi)部分層嚴(yán)重。且第4組軸壓實驗中，在350kN左右明顯聽見結(jié)構(gòu)撕裂聲響，而第1組加筋板在500kN左右才明顯聽見聲響，表明共固化加筋板比二次膠接加筋板較早出現(xiàn)損傷。

圖9 成型工藝對結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性及承載能力的影響Fig.9 Effect of forming process on the structure stability andcarrying capacity

3 結(jié)論

(1)蒙皮厚度對加筋板穩(wěn)定性及承載能力有顯著影響。蒙皮厚度減小0.5mm，失穩(wěn)載荷降低45.3%，破壞載荷降低33.6%。

圖10 兩種工藝加筋板典型筋條轉(zhuǎn)角處斷面圖(a)二次膠接加筋板典型斷面圖；(b)共固化加筋板典型斷面圖Fig.10 Typical fracture section in the corner of stiffener for two types of manufacture(a)typical fracture section of secondary bonded stiffened panels;(b)typical fracture section of co-cured stiffened panels

(2)PMI填充泡沫能小幅度提高結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，但對結(jié)構(gòu)承載能力無顯著影響。

(3)相同蒙皮厚度的共固化成型加筋板失穩(wěn)載荷僅為二次膠接加筋板的82.6%，破壞載荷僅為82.0%。

(4)二次膠接加筋板破壞主要是筋條蒙皮脫粘引起，而共固化加筋板破壞與筋條蒙皮界面分層以及蒙皮內(nèi)部分層損傷相關(guān)，且共固化加筋板比二次膠接加筋板較早出現(xiàn)損傷。

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