王志鵬，李海波，韋冰峰，李劍峰，張 威，王 強，秦慶華,,4

（1. 西安交通大學(xué)機械結(jié)構(gòu)強度與振動國家重點實驗室，陜西 西安 710049；2. 西安交通大學(xué)航天航空學(xué)院極端環(huán)境與防護技術(shù)聯(lián)合研究中心，陜西 西安 710049；3. 北京強度環(huán)境研究所可靠性與環(huán)境工程技術(shù)重點實驗室，北京 100076；4. 寧波大學(xué)沖擊與安全工程教育部重點實驗室，浙江 寧波 315211）

高穩(wěn)定性復(fù)合材料結(jié)構(gòu)是輕質(zhì)，高精度航空、航天器結(jié)構(gòu)的重要發(fā)展方向。在美國和西歐國家，自20 世紀(jì)90 年代已開始研究零膨脹、高/超高穩(wěn)定性的航天器復(fù)合材料結(jié)構(gòu)，主要用于太空望遠鏡及其他光學(xué)儀器的支撐結(jié)構(gòu)、天線反射面和重力梯度儀基座等。歐空局“2015—2025 宇宙愿景計劃”中已開展的太陽軌道器、歐幾里得探測器、柏拉圖太空望遠鏡等項目的航天器上，均裝載著多個精度非常高的光學(xué)儀器和探測設(shè)備，高/超高穩(wěn)定性的結(jié)構(gòu)平臺可以保證精密儀器和設(shè)備的工作精度，降低航空航天探測器的結(jié)構(gòu)重量。

碳纖維/樹脂基復(fù)合材料（carbon fiber reinforced polymer, CFRP）在熱變形、比剛度、比強度、耐腐蝕性等方面優(yōu)于傳統(tǒng)的金屬材料，是高/超高穩(wěn)定性結(jié)構(gòu)的理想材料，其輕質(zhì)的特點可有效降低運輸和部署過程中因慣性問題對光學(xué)儀器和探測設(shè)備的快速瞄準(zhǔn)和回轉(zhuǎn)精度帶來的影響；CFRP 的低熱膨脹系數(shù)可實現(xiàn)結(jié)構(gòu)在真空環(huán)境中溫度交變條件下的超高穩(wěn)定性；復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的各向異性可增加結(jié)構(gòu)的設(shè)計靈活性，最大限度減少結(jié)構(gòu)無承載方向的質(zhì)量，從而設(shè)計出輕質(zhì)高強的支撐結(jié)構(gòu)；材料的高比強度和高比剛度使CFRP 在可展開系統(tǒng)的展開和多角度的操作過程中保持穩(wěn)定。

蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)具有比剛度和比強度高的優(yōu)勢，同時蜂窩的方向變換，可使夾芯結(jié)構(gòu)內(nèi)部保持開放，易于實現(xiàn)集承載與熱控、隱身、吸能、防護、作動、儲能、阻尼于一體的多功能特性，易實現(xiàn)預(yù)埋、傳熱等功能。CFRP 方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)綜合了CFRP 和蜂窩結(jié)構(gòu)兩者的優(yōu)點，是一種高穩(wěn)定性結(jié)構(gòu)?，F(xiàn)階段主要的CFRP 蜂窩結(jié)構(gòu)制備技術(shù)包括嵌鎖組裝成型技術(shù)、熱壓成型技術(shù)、3D 打印成型技術(shù)、真空輔助樹脂模塑傳遞技術(shù)和裁剪-折疊制備技術(shù)等。Han 等最早利用嵌鎖組裝工藝制備復(fù)合材料網(wǎng)格結(jié)構(gòu)，與其他工藝相比嵌鎖組裝制備技術(shù)具有操作簡單、材料利用率高和成本低等優(yōu)點。

Russell 等和Park 等系統(tǒng)地研究了嵌鎖組裝成型技術(shù)制備的薄壁CFRP 方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)的剪切性能、靜態(tài)壓縮性能、靜態(tài)三點彎曲性能、動態(tài)壓縮性能和抗泡沫鋁子彈沖擊性能等。Zhou 等和周昊等建立了不同相對密度的CFRP 方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在水下爆炸沖擊載荷作用下的仿真模型，分析了結(jié)構(gòu)的失效模式，研究結(jié)果表明CFRP 復(fù)合材料方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)相對于等重的層合板具有更好的防護效果。Zhou 等根據(jù)多級結(jié)構(gòu)設(shè)計思想，把高性能聚甲基丙烯酰亞胺泡沫加入到嵌鎖組裝工藝制備的CFRP 方形蜂窩之間，制備了多級復(fù)合材料蜂窩結(jié)構(gòu)，對其平壓性能和三點彎曲性能進行了理論預(yù)報和實驗驗證，并繪制了失效模式機制圖。王志鵬等研究了CFRP 方形蜂窩的面外平壓性能和三點彎曲性能，基于實驗分析了CFRP 方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮載荷下的破壞模式、損傷機理和吸能特性；同時也考慮了三點彎曲載荷作用下面板質(zhì)量非對稱性和試樣槽口方向?qū)FRP 蜂窩夾芯梁破壞模式和失效載荷的影響。

上述文獻多集中于靜態(tài)載荷作用下CFRP 方形蜂窩的力學(xué)性能及損傷失效研究，而在實際工程應(yīng)用中，夾芯結(jié)構(gòu)可能遭受意外的低速沖擊載荷作用，例如工具墜落、冰雹、砂石沖擊等。因此，本文中將集中研究嵌鎖組裝工藝制備的簡支和固支CFRP 方形蜂窩夾芯梁在低速沖擊載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)及損傷機理，同時也探討不同速度的落錘沖擊作用下面板質(zhì)量分布和試樣槽口方向?qū)FRP 蜂窩夾芯梁失效模式和承載能力的影響，以期研究結(jié)果可為CFRP 方形蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在高/超高穩(wěn)定性的結(jié)構(gòu)平臺的工程應(yīng)用提供參考。

1 嵌鎖式CFRP 方形蜂窩夾芯梁的制備

1.1 原材料

CFRP 方形蜂窩夾芯梁的面板和肋板均選用熱壓成型工藝制備的碳纖維層合板，由廈門力勝泰復(fù)材科技有限公司提供，原材料為纖維體積分?jǐn)?shù)為70%的T700S-12K 單向纖維預(yù)浸料，單層厚度為0.1 mm。面板和芯材使用黑龍江省科學(xué)院石油化學(xué)院生產(chǎn)的航空用中溫固化結(jié)構(gòu)膠膜J-95 進行固化粘接，膠膜的面密度為(300±25) g/m，厚度為0.26～0.32 mm，常溫下的剪切強度不低于33 MPa。

1.2 試樣制備

CFRP 方形蜂窩芯材采用嵌鎖組裝工藝制備，如圖1 所示為CFRP 蜂窩夾芯梁動態(tài)沖擊試樣的制備過程，共分為4 個階段。(1)如圖1(a)所示，將層合板加工成尺寸為寬度16 mm，長度分別為40 mm 和306 mm 的矩形，利用銑刀在2 種尺寸的矩形層合板上加工高度為8 mm，寬度為0.8 mm 的矩形槽，槽間距為8 mm。(2)將所有長肋板槽口朝上放置于鋼制模具的槽中，將短肋板與長肋板垂直放置，使兩肋板的槽口相對，利用橡膠錘敲打使兩者相互咬合；然后將所有短肋板嵌鎖到長肋板的槽口中，利用橡膠錘將CFRP 方形蜂窩芯材從鋼制模具中敲出，如圖1(b)所示。(3)蜂窩芯材制備完成后，按照圖1(c)的順序，將面板和膠膜緊貼在芯材的上下兩側(cè)。由于固支試樣兩端需要打孔固定，因此在試樣兩端夾緊部分要灌注環(huán)氧樹脂。(4)如圖1(d)所示，將貼有面板的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)放置于熱壓機中，在施加0.3 MPa 的壓力條件下升溫至125 ℃進行固化粘接，并保持該溫度2 h。在保持壓力條件下，自然降溫至60 ℃以下卸壓取出試樣。圖1(e)和(f)分別為已制備完成的CFRP 方形蜂窩芯材和夾芯梁。

圖1 嵌鎖式CFRP 方形蜂窩夾芯梁制備過程和實物圖Fig. 1 Fabrication process and images of CFRP sandwich beams with a square honeycomb core based on the interlocking method

2 低速沖擊實驗試樣設(shè)計和實驗方法

2.1 試樣設(shè)計

從CFRP 方形蜂窩夾芯梁的靜態(tài)三點彎曲性能研究中發(fā)現(xiàn)面板質(zhì)量分布和試樣的槽口方向?qū)?fù)合材料蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)的破壞模式和失效載荷有較大影響。為進一步探究面板質(zhì)量分布和槽口方向?qū)FRP 方形蜂窩夾芯梁在低速沖擊載荷下的動態(tài)響應(yīng)和失效模式的影響，本實驗設(shè)計了如圖2 所示的3 種質(zhì)量相同、上下面板厚度不同的CFRP 方形蜂窩夾芯梁。圖2(a)為上薄下厚面板配置夾芯梁：上面板厚度為0.8 mm，鋪層設(shè)計為[45/-45]，即纖維預(yù)浸料沿著45°和-45°循環(huán)鋪覆4 次，共8 層；下面板厚度為1.6 mm，鋪層設(shè)計為[45/-45]。圖2(b)為上下面板厚度一致的夾芯梁，上下面板厚度均為1.2 mm，鋪層設(shè)計為[45/-45]。圖2(c)為上厚下薄面板配置夾芯梁：上面板厚度為1.6 mm，鋪層設(shè)計為[45/-45]；下面板厚度為0.8 mm，鋪層設(shè)計為[45/-45]。

圖2 嵌鎖式CFRP 方形蜂窩夾芯梁低速沖擊試樣參數(shù)設(shè)計Fig. 2 Designs of CFRP sandwich beams with a square honeycomb subjected to low-velocity impact

所有CFRP 方形蜂窩夾芯梁的芯材一致，長肋板和短肋板的厚度均為0.8 mm，鋪層設(shè)計為[45/0/-45/90]，如圖2(b)所示。3 種CFRP 蜂窩夾芯梁的芯材長度為306 mm，寬度為40 mm，高度為16 mm，上下面板總厚度為2.4 mm。CFRP 蜂窩芯材的相對密度表示胞元中的實體材料占整體胞元的體積分?jǐn)?shù)，同時也表征了胞元材料的孔隙率。低速沖擊實驗中所使用的CFRP 蜂窩夾芯梁芯材的相對密度：

2.2 實驗方法

低速沖擊實驗采用大能量落錘沖擊實驗系統(tǒng)（DHR-1 205），其沖擊速度誤差可控制在2‰以內(nèi)。如圖3 所示，該實驗系統(tǒng)由3 部分組成：加載部分由配重和錘頭組成，總質(zhì)量為36.1 kg，錘頭底部的半徑為10 mm；夾持部分分為簡支實驗夾具和固支實驗夾具，實驗件的有效跨距均為200 mm。簡支夾具由2 個距離為200 mm 的圓弧支座組成，將試樣放置到兩支座并用橡皮筋固定，防止在沖擊過程中試樣出現(xiàn)彈跳；固支夾具由支座和壓板組成，使用螺栓和壓板將試樣固定在兩側(cè)支座；實驗過程中通過力傳感器記錄沖擊載荷時程曲線，通過激光位移傳感器記錄夾芯梁的跨中撓度時程曲線，通過高速攝像機記錄夾芯梁的變形損傷演化過程。

圖3 簡支和固支CFRP 蜂窩夾芯梁的低速沖擊實驗裝置Fig. 3 Experimental setup of simply supported and fully clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

利用圖3 所示的實驗裝置開展CFRP 方形蜂窩簡支和固支夾芯梁低速沖擊載荷下動態(tài)力學(xué)行為及損傷失效研究。將加載裝置提升50、200 和400 mm 后釋放，使錘頭分別以0.99、1.98 和2.80 m/s 的速度沖擊CFRP 方形蜂窩簡支夾芯梁。CFRP 方形蜂窩簡支夾芯梁試樣低速沖擊實驗設(shè)計方案如表1 所示，以S-0.99-[0.8/16/1.6]為例，S 表示簡支邊界條件（simply supported），0.99 表示沖擊速度為0.99 m/s，[0.8/16/1.6]表示試樣上面板、芯材和下面板的厚度分別為0.8、16 和1.6 mm；表中的試樣槽口方向+表示向上，-表示向下。另外，表1 中的S-0.017×10-[1.2/16/1.2]為準(zhǔn)靜態(tài)三點彎曲試樣，加載速率為1 mm/min。

表1 CFRP 方形蜂窩簡支夾芯梁低速沖擊實驗設(shè)計Table 1 Experimental design of simply-supported CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

CFRP 方形蜂窩固支夾芯梁試樣低速沖擊實驗設(shè)計方案如表2 所示，將加載裝置分別提升400、600 和800 mm 后釋放，使錘頭以2.80、3.43 和3.96 m/s 的速度沖擊CFRP 方形蜂窩固支夾芯梁。以C-2.80-[0.8/16/1.6]為例，C 表示固支邊界條件（fully clamped），2.80 表示沖擊速度為2.80 m/s，[0.8/16/1.6]表示試樣上面板、芯材和下面板的厚度分別為0.8、16 和1.6 mm。

表2 CFRP 方形蜂窩固支夾芯梁低速沖擊實驗設(shè)計Table 2 Experimental design of fully-clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

3 CFRP 方形蜂窩簡支夾芯梁低速沖擊響應(yīng)

3.1 失效模式

沖擊速度為0.99 m/s 時，3 種面板質(zhì)量分布的試樣均處于彈性變形范圍內(nèi)，未發(fā)生顯著損傷。圖4(a)～(c)分別為試樣S-1.98-[0.8/16/1.6]、S-1.98-[1.2/16/1.2]和S-1.98-[1.6/16/0.8]在沖擊速度為1.98 m/s 時的力時程曲線和高速攝像記錄的試樣失效模式及損傷演化過程。從圖中可發(fā)現(xiàn)，在相同沖擊速度下，3 種試樣均呈現(xiàn)上面板上表面基體開裂-芯材槽口附近纖維斷裂和槽口開裂-夾芯梁面板脫粘-支撐端附近芯材剪切斷裂的漸進式損傷失效模式。

以試樣S-1.98-[1.6/16/0.8]為例，如圖4(c)所示，隨著沖擊過程的持續(xù)，CFRP 方形蜂窩簡支夾芯梁從初始狀態(tài)（點）經(jīng)歷短暫的線彈性階段后，載荷發(fā)生短暫波動到達點，此時夾芯梁上面板與錘頭接觸的上表面因壓縮產(chǎn)生破壞，出現(xiàn)樹脂基體沿45°方向的開裂和少量纖維的斷裂（如圖5(a)所示）。但是上面板的局部破壞對夾芯梁整體強度影響較小，隨著錘頭的下壓，載荷從點迅速增加至峰值后下降至點，此時錘頭下方的CFRP 方形蜂窩芯材長肋板沿槽口方向出現(xiàn)斷裂，如圖4(c)所示。芯材長肋板的局部斷裂使夾芯梁的承載能力下降，載荷由點迅速下降；但由于沖擊速度水平較低，未對整體夾芯梁結(jié)構(gòu)造成災(zāi)難性破壞，且夾芯結(jié)構(gòu)的上下面板也未造成脫粘，夾芯梁結(jié)構(gòu)仍具有一定的承載能力，因此載荷從極小值又迅速上升后進入小幅度波動的平臺期（點），此時夾芯梁芯材長肋板的纖維裂紋傳遞至槽口，因試樣長肋板的槽口向下，槽口受拉逐漸開裂；槽口的開裂導(dǎo)致板與槽口位置產(chǎn)生裂紋并傳播引起下面板與蜂窩芯材的大面積脫粘，造成結(jié)構(gòu)承載能力迅速下降，繼而引發(fā)上面板與芯材的脫粘和芯材支撐端的剪切破壞，力時程曲線也呈直線陡降（點），結(jié)構(gòu)失去承載能力。

圖4 CFRP 方形蜂窩簡支梁在低速沖擊載荷作用下的力時程曲線和損傷演化過程Fig. 4 Impact load-time curves and corresponding failure processes of simply-supported CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖5 試樣S-1.98-[1.6/16/0.8]的最終失效模式Fig. 5 The final failure modes of specimen S-1.98-[1.6/16/0.8]

圖5 為試樣S-1.98-[1.6/16/0.8]在經(jīng)過1.98 m/s 的低速沖擊后呈現(xiàn)的最終變形狀態(tài)。從圖5 中可觀察到：(1)CFRP 方形蜂窩夾芯梁上面板上表面基體沿45°方向的開裂和部分纖維斷裂；(2)夾芯梁支撐端剪切斷口處出現(xiàn)明顯的分層和纖維斷裂；(3)夾芯梁下面板的下表面未出現(xiàn)明顯的破壞；(4)面板脫粘以及纖維的撕裂。

圖4(d)為試樣S-2.80-[1.2/16/1.2]的力時程曲線和損傷演化過程，其損傷演化過程與圖4(a)～(c)中3 種試樣的類似，但是力時程曲線有較大區(qū)別。對比圖4(b)和(d)可發(fā)現(xiàn)：相同配置的試樣，在沖擊速度為2.80 m/s 時，錘頭對CFRP 方形蜂窩夾芯梁造成的初始破壞比沖擊速度為1.98 m/s 時更嚴(yán)重，芯材槽口附近的纖維斷裂，槽口的裂開以及面板的脫粘更早表現(xiàn)出來。因此，S-2.80-[1.2/16/1.2]的力時程曲線在達到峰值沖擊力后載荷迅速下降至零，夾芯梁失去承載能力。

圖6(a)和(b)分別為試樣S-2.80-[0.8/16/1.6]和S-2.80-[1.6/16/0.8]在沖擊速度為2.80 m/s 時的力時程曲線和高速攝像記錄的試樣失效模式及損傷演化過程。2 種試樣的長肋板槽口方向朝上，均表現(xiàn)出芯材上面板上表面基體沿45°開裂和局部纖維斷裂-芯材長肋板槽口附近斷裂-面板皺曲脫粘和芯材中部擠壓變形的漸進式損傷演化過程。

圖6 CFRP 方形蜂窩簡支梁在低速沖擊載荷作用下的力時程曲線和損傷演化過程Fig. 6 Impact load-time curves and corresponding failure processes of simply-supported CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

以試樣S-2.80-[0.8/16/1.6]為例，如圖6(a)所示，簡支夾芯梁從初始狀態(tài)（點）經(jīng)歷短暫的線彈性階段后，載荷發(fā)生短暫波動后下降至點，夾芯梁上面板的上表面因壓縮產(chǎn)生樹脂基體沿45°方向的開裂和少量纖維的斷裂（如圖7(a)所示），但是面板的破壞對夾芯梁整體的強度影響較小，隨著沖擊的持續(xù)，載荷迅速到達峰值后下降至點，此時錘頭下方的CFRP 方形蜂窩芯材長肋板沿槽口方向出現(xiàn)斷裂，裂紋沿著槽口向上傳播至上面板與芯材的界面處，導(dǎo)致上面板出現(xiàn)局部皺曲（如圖6(a)所示）。芯材長肋板的纖維斷裂和上面板的皺曲使夾芯梁的承載能力下降，力時程曲線迅速下降至較低水平后進入小幅度波動的平臺期（點），芯材中間也出現(xiàn)局部擠壓變形（點），這期間夾芯梁的上面板的脫粘面積逐漸增加直至完全脫離，力時程曲線迅速下降，結(jié)構(gòu)失去承載能力。

圖7 為試樣S-2.80-[0.8/16/1.6]在速度為2.80 m/s 的沖擊下呈現(xiàn)的最終變形狀態(tài)。從圖7 中可觀察到：(1)CFRP 方形蜂窩夾芯梁上面板的上表面基體沿45°方向的開裂和部分纖維斷裂；(2)面板脫粘以及纖維的撕裂；(3)夾芯梁下面板的下表面出現(xiàn)局部沿45°方向的基體開裂和纖維斷裂；(4)夾芯梁中間位置出現(xiàn)明顯的肋板分層和纖維斷裂。

圖7 試樣S-2.80-[0.8/16/1.6]最終失效模式Fig. 7 Final failure modes of specimen S-2.80-[0.8/16/1.6]

3.2 面板質(zhì)量分布對簡支夾芯梁低速沖擊響應(yīng)的影響

圖8 為各組簡支CFRP 方形蜂窩夾芯梁在低速沖擊載荷下的載荷撓度曲線。圖8(a)為沖擊速度為0.99 m/s 時2 種面板質(zhì)量非對稱分布夾芯梁（長肋板槽口向上）的載荷撓度曲線，由于速度較低沖擊載荷較小，試樣均處于彈性變形范圍內(nèi)，載荷撓度曲線呈封閉環(huán)狀；面板上厚下薄的試樣S-0.99-[1.6/16/0.8]的峰值載荷（4.25 kN）高于面板上薄下厚的試樣S-0.99-[0.8/16/1.6] 的峰值載荷（4.05 kN），如表3所示。

圖8 簡支CFRP 方形蜂窩夾芯梁在低速沖擊載荷作用下的載荷撓度曲線Fig. 8 Impact load-deflection curves of simply-supported CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖8(b)為沖擊速度為1.98 m/s 時3 種簡支CFRP 方形蜂窩夾芯梁（長肋板槽口向下）的載荷撓度曲線。夾芯梁經(jīng)歷初始破壞后仍表現(xiàn)出較強承載能力，曲線呈雙峰；如表3 所示，3 種試樣中面板上厚下薄的試樣S-1.98-[1.6/16/0.8]的峰值載荷（3.77 kN）高于面板上下一致的試樣S-1.98-[1.2/16/1.2]的峰值載荷（3.17 kN），面板上薄下厚的試樣S-1.98-[0.8/16/1.6] 峰值載荷（3.03 kN）最低。

圖8(c)為沖擊速度為2.80 m/s 時2 種面板質(zhì)量非對稱分布夾芯梁（長肋板槽口向上）的載荷撓度曲線。由于沖擊速度較大，夾芯梁經(jīng)歷嚴(yán)重的初始破壞后就失去了承載能力，曲線呈單峰；如表3 所示，面板上厚下薄的試樣S-2.80-[1.6/16/0.8]的峰值載荷（5.38 kN）高于面板上薄下厚的試樣S-2.80-[0.8/16/1.6]的峰值載荷（4.94 kN）。

圖8(d)為面板質(zhì)量對稱分布的CFRP 方形蜂窩夾芯梁（長肋板槽口向下）在不同速度加載情況下的載荷撓度曲線，其中S-0.017×10-[1.2/16/1.2]為靜態(tài)三點彎曲試樣，加載速率為1 mm/min。如表3 所示，沖擊速度越高，曲線的載荷峰值越大，沖擊速度為2.80、1.98 m/s 和加載速率為1 mm/min 的靜態(tài)三點彎曲試樣的峰值載荷分別為3.81、3.17 和3.05 kN。

表3 簡支CFRP 方形蜂窩夾芯梁峰值載荷Table 3 The peak loads of simply supported CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

4 CFRP 方形蜂窩固支夾芯梁低速沖擊響應(yīng)

4.1 失效模式

圖9(a)～(c)分別為試樣C-3.43-[0.8/16/1.6]、C-3.43-[1.2/16/1.2]和C-3.43-[1.6/16/0.8]在沖擊速度為3.43 m/s 時的力時程曲線和高速攝像記錄的試樣失效模式及損傷演化過程。從圖中可發(fā)現(xiàn)，在相同速度沖擊下，3 種試樣均表現(xiàn)出錘頭下方芯材肋板斷裂-面板皺曲脫粘-槽口開裂-固支端面板和芯材斷裂的漸進式損傷失效模式。

以試樣C-3.43-[0.8/16/1.6]為例，如圖9(a)所示：隨著沖擊的持續(xù)，力時程曲線經(jīng)過短暫的線彈性增加后迅速下降至點，此時錘頭下方的夾芯梁芯材長肋板產(chǎn)生纖維斷裂，裂紋向上傳播至芯材與面板界面處后引起上面板皺曲；力時程曲線繼續(xù)下降至點，錘頭下方的芯材槽口開裂，引起下面板脫粘；然后力時程曲線繼續(xù)線性上升后又下降至點，此時左側(cè)固支端的芯材出現(xiàn)纖維斷裂；接下來力時程曲線又波動至點，右側(cè)固支端的芯材也開始斷裂；當(dāng)跨中變形撓度繼續(xù)增大時，載荷逐漸達到峰值（點），這可能是因為夾芯梁進入了大撓度變形階段，此時夾芯梁由彎曲為主的變形逐漸轉(zhuǎn)換為拉伸為主的變形，這個階段主要承受膜力作用，此階段夾芯梁的面板脫粘、芯材斷裂以及槽口的開裂程度進一步提高。

圖10 為試樣C-3.43-[0.8/16/1.6]在3.43 m/s 沖擊速度下呈現(xiàn)的最后變形狀態(tài)。從圖10 中可以觀察到：CFRP 方形蜂窩夾芯梁上面板固支端的邊緣（見圖10(a)、(c)）以及接觸錘頭的跨中位置（見圖10(b)）均出現(xiàn)了樹脂基體開裂以及部分纖維斷裂；芯材的兩端固支端邊緣處均產(chǎn)生長肋板沿槽口方向的斷裂，上下面板均嚴(yán)重脫粘（見圖10(d)、(f)）；芯材跨中部分的槽口開裂，槽口附近的肋板產(chǎn)生斷裂，槽口開裂部分和肋板裂紋處附近的面板產(chǎn)生嚴(yán)重脫粘（見圖10(e)）。

圖10 試樣C-3.43-[0.8/16/1.6]最終失效模式Fig. 10 Final failure mode of specimen C-3.43-[0.8/16/1.6]

圖9(d)為試樣C-3.96-[1.2/16/1.2]的力時程曲線和損傷演化過程，與圖9(a)～(c)中的3 種試樣類似：在一定的沖擊速度范圍內(nèi)，CFRP 方形蜂窩的力時程曲線變化趨勢和失效模式變化不顯著。

圖9 CFRP 方形蜂窩固支梁在低速沖擊載荷作用下的力時程曲線和損傷演化過程Fig. 9 Impact load-time curves and corresponding failure process of fully clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖11(a)和(b)分別為試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]和C-2.80-[1.2/16/1.2]在沖擊速度為2.80 m/s 時的力時程曲線和損傷演化過程。2 種試樣的長肋板槽口方向朝上，均表現(xiàn)出芯材長肋板輕微斷裂-夾芯梁上面板皺曲脫粘-固支端芯材斷裂-芯材跨中部分產(chǎn)生擠壓變形并斷裂的漸進式損傷破壞過程。

以試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]為例，如圖11(a)所示，固支夾芯梁從初始狀態(tài)點經(jīng)歷短暫的線彈性階段后到達點，此時錘頭下方附近的芯材長肋板出現(xiàn)微小裂紋，裂紋傳播至上面板與芯材的界面處時引起界面開裂和上面板的皺曲；隨著跨中撓度的增加，力時程曲線從點下降后再上升至點，此時芯材長肋板的裂紋和上面板的皺曲程度明顯增加；然后力時程曲線波動至點，夾芯梁兩側(cè)固支端芯材發(fā)生斷裂；之后夾芯梁進入大撓度變形階段，載荷逐漸提高，此時夾芯梁由彎曲為主的變形逐漸轉(zhuǎn)化為拉伸為主的變形，這個階段夾芯梁主要承受膜力作用；跨中撓度達到最大值時，芯材中部發(fā)生嚴(yán)重破壞，錘頭隨后產(chǎn)生回彈（點）。

圖11 CFRP 方形蜂窩固支梁在低速沖擊載荷作用下的力時程曲線和損傷演化過程Fig. 11 Impact load-time curves and corresponding failure processes of fully-clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖12 為試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]在2.80 m/s 的低速沖擊后呈現(xiàn)的最終失效模式。從圖12 中可觀察到：夾芯梁上面板固支端的邊緣（見圖12(a)、(b)）均出現(xiàn)了樹脂基體開裂以及部分纖維斷裂；芯材的兩端固支端邊緣處均產(chǎn)生長肋板沿槽口方向的斷裂，上面板嚴(yán)重脫粘（見圖12(c)、(e)）；夾芯梁跨中部分的芯材肋板產(chǎn)生嚴(yán)重斷裂，上面板全部脫粘，下面板未發(fā)現(xiàn)明顯脫粘，見圖12(d)。

圖12 試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]的最終失效模式Fig. 12 Final failure modes of specimen C-2.80-[0.8/16/1.6]

4.2 面板質(zhì)量分布對固支夾芯梁低速沖擊響應(yīng)的影響

圖13(a)為沖擊速度為2.80 m/s 時2 種芯材長肋板槽口向上的夾芯梁（試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]和C-2.80-[1.2/16/1.2]）的載荷撓度曲線，兩者的趨勢基本一致，均表現(xiàn)為隨著撓度的增加載荷先線性上升至初始破壞載荷，然后進入平臺波動區(qū)，接著又快速爬升至峰值載荷，最后錘頭回彈，載荷下降至零。2 種試樣的最大沖擊載荷相近，分別為7.39 和7.24 kN；但是上薄下厚的試樣C-2.80-[0.8/16/1.6]的初始破壞載荷（4.23 kN）低于上下面板厚度一致的試樣C-2.80-[1.2/16/1.2]的初始破壞載荷（5.34 kN）。

圖13 固支CFRP 方形蜂窩夾芯梁在低速沖擊載荷作用下的載荷撓度曲線Fig. 13 Impact load-deflection curves of fully clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖13(b)為沖擊速度為3.43 m/s 時3 種長肋板槽口向下試樣的載荷-撓度曲線，整體趨勢與圖13(a)基本一致。如表4 所示，3 種試樣中面板上厚下薄的試樣C-3.43-[1.6/16/0.8]的峰值載荷（11.80 kN）高于面板上下一致的試樣C-3.43-[1.2/16/1.2] 的峰值載荷（10.62 kN），面板上薄下厚的試樣C-3.43-[0.8/16/1.6]的峰值載荷（8.91 kN）最低。

圖13(c)為面板上厚下薄的CFRP 方形蜂窩夾芯梁（長肋板槽口向下）在不同沖擊速度下的載荷撓度曲線。如表4 所示，沖擊速度為3.96和2.80 m/s 時，試樣的峰值載荷分別為10.43 和6.65 kN。沖擊速度為3.43 m/s 時，由于夾芯梁芯材的斷裂滑移，造成錘頭的偏斜（見圖9(c)），導(dǎo)致載荷在撓度為29 mm 處產(chǎn)生異常陡降，并出現(xiàn)后續(xù)的異常波動；在撓度小于29 mm 的階段，最大的峰值載荷為8.38 kN；整個沖擊過程的最大沖擊載荷為11.80 kN。

表4 固支CFRP 方形蜂窩夾芯梁峰值載荷Table 4 The peak loads of fully-clamped CFRP sandwich beams subjected to low-velocity impact

圖13(d)為面板為上薄下厚的CFRP 方形蜂窩夾芯梁在沖擊速度相同、但邊界條件不同條件下的載荷撓度曲線。兩者的沖擊速度均為2.80 m/s，S-2.80-[0.8/16/1.6]為簡支邊界條件，C-2.80-[0.8/16/1.6]為固支邊界條件。由于固支邊界的作用，夾芯梁的后失效行為呈現(xiàn)了明顯的強化效應(yīng)，夾芯梁跨中部分發(fā)生初始失效后會出現(xiàn)后繼的固支端芯材和面板斷裂失效模式。

5 結(jié) 論

(1)低速沖擊載荷作用下，芯材長肋板槽口方向?qū)η舵i組裝工藝制備的CFRP 方形蜂窩夾芯梁的失效模式有較大影響。槽口向上的芯材跨中部分產(chǎn)生了擠壓變形，而槽口向下的芯材跨中部分槽口在拉伸作用下出現(xiàn)了沿槽口開裂失效，繼而引起面板脫粘和肋板斷裂。

(2)面板質(zhì)量分布對夾芯梁的抗沖擊能力有重要影響，質(zhì)量相同的CFRP 方形蜂窩夾芯梁，配置較厚的上面板可以提高夾芯梁的抗沖擊能力。

(3)在低速沖擊載荷作用下，CFRP 方形蜂窩夾芯梁的峰值載荷會隨著沖擊速度的增加而提高，抗沖擊能力也會提高。

(4)固支邊界使得夾芯梁的后失效行為呈現(xiàn)出明顯的強化效應(yīng)，而在夾芯梁跨中部分發(fā)生初始失效后出現(xiàn)了后繼的固支端芯材和面板斷裂失效模式。