復(fù)合材料C型梁回彈變形影響因素權(quán)重分析

楊 青 ，劉衛(wèi)平 ，余木火 ， 晏冬秀 ， 陳 萍 ， 賈麗杰 ， 徐 鵬 ，魏 冉

（1.中國(guó)商飛上海飛機(jī)制造有限公司 上海 200436;2. 東華大學(xué)民用航空復(fù)合材料協(xié)同創(chuàng)新中心 上海 201620）

隨著樹(shù)脂基先進(jìn)復(fù)合材料在飛機(jī)主承力結(jié)構(gòu)中的大量使用，如何提高零件尺寸精度，減小其制造過(guò)程中的固化變形，是實(shí)現(xiàn)部件之間無(wú)應(yīng)力精準(zhǔn)對(duì)接裝配，提高大飛機(jī)結(jié)構(gòu)安全性的重要保證，是制造環(huán)節(jié)需要解決的核心關(guān)鍵問(wèn)題[1-4]。

樹(shù)脂基復(fù)合材料的固化變形的機(jī)理較為復(fù)雜，主要原因是由于復(fù)合材料各向異性的材料性質(zhì)引起的，另外，固化變形還與零件幾何結(jié)構(gòu)形式、工藝方法和模具材料有密切的聯(lián)系。Nelson[5]、Radford[6]研究了復(fù)合材料的各向異性參數(shù)和結(jié)構(gòu)形式對(duì)固化變形的影響，建立了相關(guān)理論模型，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證。Pagliuso[7]研究了復(fù)合材料固化過(guò)程中吸膠不均勻和與模具的粘接作用等不嚴(yán)謹(jǐn)?shù)墓に嚳刂茖?dǎo)致的翹曲問(wèn)題。Nairn等[8]研究了固化溫度對(duì)殘余應(yīng)力的影響，提出較高的固化溫度會(huì)引起較高的殘余應(yīng)力，從而導(dǎo)致更大的固化變形。White等[9]研究了固化溫度和固化時(shí)間對(duì)復(fù)材回彈的影響，表明降低固化溫度、增加固化時(shí)間，可以在保持構(gòu)件力學(xué)性能不變的情況下減小20%～30%的固化變形，而較低降溫速率可以增加構(gòu)件的應(yīng)力松弛，使固化變形量減小12%左右。

隨著對(duì)固化變形機(jī)理的認(rèn)識(shí)不斷深入，發(fā)現(xiàn)模具對(duì)固化變形也有著非常重要的影響，模具與復(fù)材熱膨脹系數(shù)不匹配會(huì)增加復(fù)材結(jié)構(gòu)厚度方向的應(yīng)力梯度，從而引起變形，其大小與模具和復(fù)材的界面作用力有關(guān)[10-11]。Flanagan認(rèn)為，界面的滑動(dòng)摩擦剪力是造成復(fù)材應(yīng)力梯度的主要原因[12]。通過(guò)對(duì)界面力的研究，Melo認(rèn)為，模具與復(fù)材界面和復(fù)材第一層與第二鋪層之間的界面摩擦剪力對(duì)構(gòu)件固化變形產(chǎn)生的影響是不可忽略的[13]。Twigg等[14]依據(jù)上述假設(shè)建立了理論模型，對(duì)模具與復(fù)材變形的關(guān)系進(jìn)行了定量的研究。

目前，關(guān)于復(fù)合材料結(jié)構(gòu)固化變形機(jī)理的相關(guān)研究較多，而針對(duì)不同影響因素權(quán)重的定量分析研究較少。由于問(wèn)題的復(fù)雜性，在一個(gè)計(jì)算模型中考慮所有影響變量幾乎是不可能的，因此，必須要依據(jù)工程特點(diǎn)，對(duì)零件變形相關(guān)影響因素的權(quán)重進(jìn)行定量評(píng)估，找出主要因素與次要因素，簡(jiǎn)化理論模型，才能滿(mǎn)足工程計(jì)算的需求。

本文以大飛機(jī)結(jié)構(gòu)中常用的復(fù)合材料C型構(gòu)件為研究對(duì)象，采用理論分析、有限元計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)量相結(jié)合的方法，研究了幾何結(jié)構(gòu)的影響、鋪層間剪切效應(yīng)和模具作用的影響等因素與回彈變形的關(guān)系，評(píng)估了不同影響因素所占權(quán)重，明確了此類(lèi)C型梁的變形特點(diǎn)，為工程預(yù)測(cè)與控制提供了依據(jù)。

1 復(fù)合材料C型梁基本參數(shù)

本文研究的C型梁構(gòu)件，腹板和緣條尺寸為300mm×150mm，夾角φ=90°，R角半徑r=10mm，見(jiàn)圖1。構(gòu)件制作材料為X850單向帶預(yù)浸料，單層厚度為0.191mm，材料屬性見(jiàn)表1。制造工藝條件為熱壓罐固化，固化壓力P=0.5MPa，固化溫度T2=180℃，室溫T1=20℃即ΔT=160℃ 。一級(jí)升溫，升溫降溫速度均為1.5℃/min，模具材料為鋁，鋪貼前刷3遍脫模劑。共研究5種鋪層形式，見(jiàn)表2。

2 固化變形的影響因素分析

復(fù)材構(gòu)件的固化主要經(jīng)歷升溫、保溫、降溫、脫模幾個(gè)階段。升溫階段樹(shù)脂發(fā)生固化反應(yīng)，材料主要為粘彈態(tài)；保溫和降溫階段樹(shù)脂逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)椴ＡB(tài)，復(fù)材構(gòu)件為線彈性狀態(tài)，模量較粘彈態(tài)顯著提高。目前已有理認(rèn)為引起固化變形的殘余應(yīng)力主要發(fā)生在復(fù)材模量較高的線彈性階段，也就是構(gòu)件的降溫過(guò)程中。這一過(guò)程中幾何結(jié)構(gòu)因素引起的回彈變形，記為ΔθG；降溫時(shí)，各鋪層由于熱變形不一致引起層間的剪切效應(yīng)，從而導(dǎo)致構(gòu)件發(fā)生回彈變形，記為ΔθS；另外，模具作用引起的回彈，記為ΔθM；此外，除了材料相變過(guò)程中的樹(shù)脂化學(xué)收縮外，還有其他一些未知因素引起的回彈，這里記為ΔθX。因此，復(fù)合材料構(gòu)件固化過(guò)程總回彈量，可以表示為：

圖1 C型構(gòu)件回彈變形示意圖Fig.1 Sketch map of spring-back of a C-shaped spar

表1 X850材料固化后的單向?qū)雍习鍖傩?/p>

表2 鋪層方式

2.1 幾何結(jié)構(gòu)對(duì)回彈變形的影響

復(fù)合材料平板構(gòu)件主要發(fā)生平面的翹曲變形[3]，而C型梁構(gòu)件主要發(fā)生緣條部位的固化回彈變形[4]，見(jiàn)圖1，二者的變化機(jī)理不盡相同[5-6,15]。C型梁回彈變形與R區(qū)結(jié)構(gòu)形式有密切的關(guān)系，見(jiàn)圖2[6]。

圖1中，φ為C型梁緣條和腹板的初始夾角，Δφ為變形后的回彈角。圖2中，l1和l2、l1'和l2'分別為變形前后構(gòu)件R區(qū)的內(nèi)外弧長(zhǎng)，t和t'為變形前后構(gòu)件的厚度，θ為R區(qū)域的張開(kāi)角度，與夾角φ互為補(bǔ)角，而固化前后θ的變化值為Δθ，容易證明Δθ與Δφ相等，因而，可以用Δθ的變化表示回彈變形的大小。

Nelson[5]、Radford[6]研究了復(fù)合材料幾何結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)固化變形的影響，依據(jù)圖2所示的幾何關(guān)系推導(dǎo)如下回彈變形的計(jì)算公式:

圖2 固化前后C型構(gòu)件轉(zhuǎn)角R區(qū)示意圖Fig.2 Angled range of C-shaped spars before and after curing

式中，αl、βl分別代表構(gòu)件截面寬度方向的熱膨脹系數(shù)和化學(xué)收縮；αt、βt分別代表構(gòu)件截面厚度方向的熱膨脹系數(shù)和化學(xué)收縮；ΔT為固化溫度和室溫的差值。

觀察式（2）可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)的回彈Δθ與θ角呈線性關(guān)系，θ值越大，回彈變形越大。由于θ與C型梁夾角φ互為補(bǔ)角，因而，可以得到以下關(guān)系：

式（3）表明，夾角φ越大，回彈量越小，與已有研究結(jié)果一致[16-18]。如果夾角φ=180°，即對(duì)應(yīng)平板結(jié)構(gòu)，可得Δθ= 0，說(shuō)明幾何結(jié)構(gòu)因素對(duì)平板結(jié)構(gòu)的變形沒(méi)有影響。只有當(dāng)φ≠180°的情況下，材料屬性的各向異性才影響結(jié)構(gòu)變形，則式（3）可以改寫(xiě)為：

其中表示熱膨脹各向異性導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)熱彈性變形，表示化學(xué)收縮率各向異性導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)化學(xué)收縮變形。

當(dāng)構(gòu)件為[0]12單向鋪層時(shí)，根據(jù)表1，可知αl=4.05×10-5/℃、αt=4.05×10-5/℃，即材料屬性在平面內(nèi)為各向同性，由式（4）容易得到ΔθT= 0°。當(dāng)構(gòu)件為[90]12單向鋪層時(shí)，由表2可知αl=-1.3×10-7/℃、αt=4.05×10-5/℃，計(jì)算得到ΔθT= 0.589°。當(dāng)鋪層方式為準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層時(shí)，需要根據(jù)復(fù)合材料層合板等效理論，并結(jié)合表1計(jì)算等效熱膨脹系數(shù)。由于計(jì)算較為復(fù)雜，這里直接給出：在 [90/-45/45/0/45/-45]s 鋪層情況下，αl=-1.19×10-5/℃、αt=4.05×10-5/℃，計(jì)算得到 ΔθT=0.415°；在 [90/-45/45/90/45/-45]s鋪層情況下，αl=-5.62×10-6/℃、αt=4.05×10-5/℃，計(jì)算得到 ΔθT= 0.505°。

為了驗(yàn)證理論結(jié)果的正確性，使用有限元方法進(jìn)行校核。本文采用Marc有限元軟件復(fù)合材料模塊進(jìn)行相應(yīng)計(jì)算，為準(zhǔn)確表征構(gòu)件幾何外形參數(shù)，需采用三維實(shí)體單元建模，輸入表2的材料參數(shù)，然后利用復(fù)合材料模塊設(shè)置鋪層，最后設(shè)置降溫邊界條件進(jìn)行計(jì)算。

采用[90/-45/45/0/45/-45]和[90/-45/45/90/45/-45]交叉鋪層方式時(shí)，有限元方法計(jì)算所得的回彈值為幾何結(jié)構(gòu)因素和鋪層間剪切效應(yīng)之和，而無(wú)法得到每項(xiàng)對(duì)回彈的影響，所以不能對(duì)上述理論結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。但是，采取單向鋪層[0]12和[90]12時(shí)，由于各鋪層的材料屬性是一致的，不會(huì)發(fā)生層間剪切效應(yīng)導(dǎo)致的變形，因而有限元計(jì)算得到的結(jié)構(gòu)變形就是由幾何結(jié)構(gòu)因素引起，可以和理論結(jié)果相互對(duì)比。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖3、圖4。

圖3為[0]12鋪層構(gòu)件的回彈計(jì)算結(jié)果，可以發(fā)現(xiàn)，構(gòu)件發(fā)生了變形，但是構(gòu)件截面均勻收縮，緣條并未發(fā)生角度變化，因此ΔθT= 0°，與理論結(jié)果一致。圖3的結(jié)果也可以解釋各向同性構(gòu)件不發(fā)生回彈原因。圖4表明，[90]12鋪層構(gòu)件發(fā)生了明顯的變形，回彈值ΔθT=0.587°，與理論結(jié)果非常接近。

接下來(lái)根據(jù)式（4） ，還可以計(jì)算化學(xué)收縮引起的回彈變形。鋪層為單向鋪層時(shí)，可以直接根據(jù)表1中的數(shù)據(jù)計(jì)算化學(xué)收縮引起的結(jié)構(gòu)回彈，容易得到[0]12鋪層構(gòu)件的回彈ΔθC= 0°， [90]12的回彈ΔθC=0.339°。當(dāng)結(jié)構(gòu)為準(zhǔn)各向同性鋪層，則需根據(jù)表1并結(jié)合層合板等效理論計(jì)算材料參數(shù)，這里直接給出。 鋪 層 [90/-45/45/0/45/-45]s時(shí)，βl=-1.01×10-3、βt=3.76×10-3，計(jì)算可得 ΔθC= 0.248° ；鋪層 [90/-45/45/90/45/-45]s時(shí)，βl=3.51×10-4、βt=3.76×10-3，計(jì)算可得ΔθC= 0.308°。

通過(guò)上述分析可以發(fā)現(xiàn)，C型梁與平板構(gòu)件的變形機(jī)理不同， R區(qū)結(jié)構(gòu)形式會(huì)引起構(gòu)件發(fā)生變形，說(shuō)明幾何結(jié)構(gòu)對(duì)C型梁的變形有重要影響。

2.2 鋪層間剪切效應(yīng)對(duì)回彈的影響

鋪層間剪切效應(yīng)導(dǎo)致的變形主要發(fā)生在構(gòu)件降溫階段，此時(shí)材料處于線彈性狀態(tài)，因而，可以很方便使用有限元復(fù)合材料模塊計(jì)算其變形值。需要注意的是，如果直接按照2.1節(jié)方法建立有限元三維實(shí)體單元分析模型，計(jì)算得到的變形結(jié)果將同時(shí)包含幾何結(jié)構(gòu)和鋪層剪切效應(yīng)的影響，因而難以區(qū)分每項(xiàng)的影響大小，所以本節(jié)利用殼單元進(jìn)行有限元建模計(jì)算。由于殼單元沒(méi)有真實(shí)的幾何厚度，因此可以消除幾何結(jié)構(gòu)的影響，但是殼單元仍然可以準(zhǔn)確體現(xiàn)溫度載荷變化時(shí)鋪層間的剪切作用對(duì)回彈的影響。實(shí)體單元和殼單元的區(qū)別，見(jiàn)圖5。

圖3 [0]12鋪層單向復(fù)合材料回彈Fig.3 Spring-back of [0]12 composite spar

圖4 [90]12鋪層單向復(fù)合材料回彈Fig.4 Spring-back of [90]12 composite spar

為便于比較，只建立C型梁R區(qū)和緣條部分的幾何模型。首先計(jì)算非對(duì)鋪層e情況下的構(gòu)件變形，見(jiàn)圖6（其中殼單元計(jì)算結(jié)果所顯示的厚度非真實(shí)厚度，為軟件插值顯示）。由圖6可以發(fā)現(xiàn)，結(jié)構(gòu)緣條部位發(fā)生了明顯的變形，說(shuō)明鋪層間的剪切效應(yīng)明顯，對(duì)結(jié)構(gòu)變形的影響很大。還可以發(fā)現(xiàn)構(gòu)件R區(qū)變形較小，說(shuō)明R區(qū)域提高了結(jié)構(gòu)剛度，減小了變形。接下來(lái)計(jì)算其他對(duì)稱(chēng)鋪層形式下的變形，結(jié)果見(jiàn)圖7（其中殼單元計(jì)算結(jié)果所顯示的厚度非真實(shí)厚度，為軟件插值顯示）。

由圖7可知，[0]12鋪層時(shí)，截面收縮較大，但是回彈為零，與圖3所示結(jié)果一致，這說(shuō)明幾何結(jié)構(gòu)和層間剪切效應(yīng)對(duì)變形均無(wú)影響。采用[90]12度鋪層，結(jié)構(gòu)截面不發(fā)生收縮，同時(shí)回彈量也為零，說(shuō)明單向帶鋪層情況下不會(huì)發(fā)生層間剪切效應(yīng)所導(dǎo)致的變形，與之前的預(yù)測(cè)結(jié)果一致。通過(guò)與圖4比較，說(shuō)明選取殼單元計(jì)算，可以達(dá)到區(qū)分幾何結(jié)構(gòu)和鋪層剪切效應(yīng)影響的目的。

接下來(lái)計(jì)算準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層情況下的構(gòu)件變形。由圖7發(fā)現(xiàn)， [90/-45/45/0/45/-45]s鋪層構(gòu)件截面有一定收縮，回彈角非常小，ΔθS= 0.0015°。當(dāng)提高 ΔθS=90°纖維體積含量，鋪層為[90/-45/45/90/45/-45]s時(shí)，構(gòu)件的截面收縮進(jìn)一步變小，回彈角非常小，ΔθS= 0.0011°。

上述結(jié)果說(shuō)明，當(dāng)采取準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層時(shí)，層間剪力可以相互平衡，對(duì)變形的影響遠(yuǎn)小于非對(duì)稱(chēng)鋪層。

圖5 實(shí)體單元與殼單元的區(qū)別Fig.5 Difference of solid element and shell element

圖6 非對(duì)承鋪層對(duì)結(jié)構(gòu)變形的影響Fig.6 Effects of unsymmetrical plies on spring-back of C-shaped spars

圖7 對(duì)稱(chēng)鋪層對(duì)回彈的影響Fig.7 Eeffects of symmetrical plies on spring-back of C-shaped spars

2.3 模具作用對(duì)回彈的影響

復(fù)材平板由于具有幾何對(duì)稱(chēng)性，采取單向鋪層時(shí)理論上并不會(huì)發(fā)生回彈變形，但是由于模具的作用，改變了對(duì)稱(chēng)性，導(dǎo)致構(gòu)件發(fā)生變形。Twigg等[14]采取試驗(yàn)和理論結(jié)合的方法，對(duì)模具與復(fù)材變形的關(guān)系進(jìn)行了研究，認(rèn)為復(fù)合材料平板的最大變形Wmax與模具和復(fù)材間的剪切力有以下關(guān)系：

其中，L為構(gòu)件的長(zhǎng)度，E為構(gòu)件長(zhǎng)度方向的模量，t為構(gòu)件厚度，τ為模具與復(fù)材的界面剪力。

該理論在具體應(yīng)用時(shí)可以將式（5）改寫(xiě)為：

式中，Wmax可以通過(guò)試驗(yàn)測(cè)量，由此計(jì)算可得剪力τ。然后將τ再帶回式（5），就可以計(jì)算到這種材料在不同尺寸和不同鋪層時(shí)模具對(duì)其變形的影響，需要注意的是不同鋪層時(shí)的模量需要由復(fù)合材料層合板等效理論進(jìn)行計(jì)算。

采用上述方法，研究復(fù)材平板變形與模具的關(guān)系。制作單向鋪層復(fù)合材料試件，尺寸為50mm×300mm，鋪層為[0]n單向鋪層，層數(shù)n分別為3層、5層8層和12層，采用鋁模成型，預(yù)浸料鋪貼前刷3遍脫模劑，制作的試驗(yàn)件見(jiàn)圖8。

試驗(yàn)得到試件不同厚度下的最大變形值，見(jiàn)圖9。圖9表明試驗(yàn)測(cè)量值與式（5）的理論值是比較吻合的，說(shuō)明模具和復(fù)材界面特性確定的情況下，最大翹曲Wmax，與長(zhǎng)度L的3次方成正比，與厚度t的平方呈反比。利用圖9的試驗(yàn)數(shù)據(jù)和式（6）可以得到，復(fù)合材料和鋁模具的界面最大平均剪應(yīng)力τ= 0.0068MPa。

對(duì)于C型梁而言，模具作用引起的變形，可視為腹板和緣條的變形共同疊加而成，見(jiàn)圖10。如按腹板和緣條的翹曲計(jì)算最大張角，則可將翹曲變形值轉(zhuǎn)換為回彈角度，可由下式進(jìn)行計(jì)算。

鋪層[0]12和[90]12的模量可以直接由表1得到，而[90/-45/45/0/45/-45]s和[90/-45/45/90/45/-45]s的模量可由層合板等效理論進(jìn)行計(jì)算，可得鋪層[90/-45/45/0/45/-45]s的等效模量為E=57.2GPa，鋪層[90/-45/45/90/45/-45]s的等效模量E=76.9GPa，再利用公式（5），計(jì)算圖10所示的構(gòu)件的變形，其中鋪層數(shù)為12，得到表3。

由表3可得，不同鋪層形式會(huì)對(duì)構(gòu)件的剛度產(chǎn)生影響，構(gòu)件剛度越高，模具引起的回彈變形越小。

3 討論

通過(guò)上述分析，可以得到各因素對(duì)不同鋪層構(gòu)件變形的影響，見(jiàn)表4。由表4可以發(fā)現(xiàn)，各因素對(duì)不同鋪層C型梁回彈變形的影響程度不同。構(gòu)件中90°纖維百分含量增加時(shí)，幾何結(jié)構(gòu)因素引起的回彈變形增加，而模具因素引起的回彈變形減小。結(jié)構(gòu)采取單向鋪層時(shí)，鋪層間剪切效應(yīng)對(duì)回彈沒(méi)有影響。當(dāng)采取準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層且層數(shù)較多時(shí)，層間剪切力相互抵消，所導(dǎo)致的回彈幾乎可以忽略。

圖8 復(fù)合材料平板試驗(yàn)件Fig.8 Specimens of composite strip

圖9 不同鋪層數(shù)構(gòu)件的翹曲值Fig.9 Warpage of the laminates with different lay-up numbers

圖10 腹板和緣條翹曲對(duì)回彈的影響Fig.10 Effect of web and flange warpage on spring-back

表3 模具對(duì)不同鋪層構(gòu)件回彈的影響

表4所示結(jié)果并沒(méi)有包含未知因素ΔθX對(duì)回彈的影響，因此，要最終確定不同影響因素的權(quán)重，還需要制作試件進(jìn)行回彈值的試驗(yàn)測(cè)試。制作圖1所示C型梁試驗(yàn)件，鋪層采取 [90/-45/45/90/45/-45]s準(zhǔn)各向同性鋪層，制作完成后用數(shù)字角度測(cè)量?jī)x測(cè)得構(gòu)件的平均回彈角為Δθ=1.227°。

根據(jù)式（1）和表4，可以得到:

然后可以得到表5。由表5可以發(fā)現(xiàn)，幾何結(jié)構(gòu)因素對(duì)C型梁的變形影響最大，達(dá)到65%左右，其中熱彈性回彈變形占41.23%，化學(xué)收縮引起的回彈變形占25.1%。由于幾何結(jié)構(gòu)因素導(dǎo)致的回彈與材料物理屬性有密切關(guān)系，很難通過(guò)調(diào)整工藝參數(shù)減小其回彈變形。由表5還可以發(fā)現(xiàn)，準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層剪切效應(yīng)對(duì)構(gòu)件回彈的影響只占0.08%，實(shí)際應(yīng)用中基本可以忽略。模具的影響只占6.19%，且隨著構(gòu)件厚度的增加變形會(huì)進(jìn)一步減小，如使用熱膨脹系數(shù)更小的Invar鋼模具，也可以進(jìn)一步減小模具對(duì)回彈的影響。另外，可以發(fā)現(xiàn)，其他未知因素占比較大，達(dá)到27.38%。其他未知因素的構(gòu)成比較復(fù)雜，主要由材料相變所涉及的相關(guān)非線性因素所導(dǎo)致，如樹(shù)脂的流動(dòng)、R角纖維體積含量的變化、溫度場(chǎng)的不均勻性等，目前這些因素對(duì)固化變形的作用機(jī)理并不明確，尚缺乏有效的理論模型。因此，要準(zhǔn)確預(yù)測(cè)復(fù)合材料C型梁的回彈，必須解決ΔθX的精確計(jì)算問(wèn)題，因此仍需要進(jìn)行大量試驗(yàn)研究和理論分析。

表4 各因素對(duì)不同鋪層構(gòu)件回彈變形的影響值

表5 各因素對(duì)構(gòu)件變形的影響權(quán)重

4 結(jié)論

本文采用理論分析、有限元計(jì)算和試驗(yàn)測(cè)試相結(jié)合的方法，對(duì)復(fù)合材料變形影響因素權(quán)重進(jìn)行分析，得到：（1）幾何結(jié)構(gòu)因素是C型梁回彈變形的主要影響因素；（2）采取準(zhǔn)各向同性對(duì)稱(chēng)鋪層C型梁的層間剪切效應(yīng)對(duì)回彈的影響可以忽略；（3）模具對(duì)回彈變形的影響較小，當(dāng)構(gòu)件厚度較大時(shí)，可以忽略。

另外，本文的研究還表明，依據(jù)目前已有的理論模型只能預(yù)測(cè)約70%左右的回彈變形量，而其余30%的回彈變形的影響因素則較為復(fù)雜，如涉及到材料相變、樹(shù)脂流動(dòng)壓實(shí)等復(fù)雜的化學(xué)物理過(guò)程，而目前尚無(wú)特別有效的理論計(jì)算模型，是C型梁構(gòu)件回彈精確預(yù)測(cè)的難點(diǎn)，也是今后的研究重點(diǎn)。本文雖然只是針對(duì)T800級(jí)碳纖維X850復(fù)合材料進(jìn)行了研究，但是對(duì)于其他牌號(hào)材料也可以使用本文方法研究，且對(duì)于相似的材料體系，本文的研究結(jié)論有一定借鑒意義。

參 考 文 獻(xiàn)

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