不同壓剪比下復(fù)合材料加筋壁板屈曲行為及承載能力試驗(yàn)研究

1，2，1，2（1.，；2.，）

關(guān)鍵詞：復(fù)合材料加筋壁板；復(fù)合載荷；壓剪比；屈曲；承載能力中圖分類號(hào)： 文獻(xiàn)標(biāo)志碼：A 文章編號(hào)：2095-2945(2025)14-0084-04

Abstract:Aimedatthestabilitydesign challngesof compositestiffnedpanelsundercombinedcompressive-shearloading， this paper investigated the mechanism by which the axial-shear stress ratio( R= compressive load/shear load） regulates buckling behaviorthroughexperimentalstudies.Aself-developedflatpanelaxial-sheartesting devicewasused，whilstagradient experimentalmatrixwithsixaxial-shearstressratioconditionswasestablished.Theenvelopecurvesofcompressiveandshear buckling loads were mapped，，and failure test on the specimen under a loading condition with R=2 was conducted.The experimentalresultsrevealthattheriticalcompresivebucklingloadincreaseswithhigheraxial-shearratios，whilethecritical shearbuckling load decreases with increasing R .An exponential function model based onthe natural logarithm achieves good predictionaccuracyfortheloadenvelopecurves.Specimenfalureprimarilyresultedfromlarge-areadebondingbetweentheskin andstffeners，withpost-bucklingload-caryingcapacityreaching1.45timesthebucklingload.Thisstudyprovidesvaluable references for the design of primary load-bearing composite structures.

Keywords: composite stiffned panel; combined loading; axial-to-shear ratio; buckling; carrying capacity

復(fù)合材料加筋壁板結(jié)構(gòu)通常由薄壁面板與規(guī)則排列的加強(qiáng)筋構(gòu)成，因其輕量化、高比強(qiáng)度及抗疲勞性能等優(yōu)勢(shì)，成為飛行器機(jī)身、機(jī)翼等關(guān)鍵承載部件的常見結(jié)構(gòu)形式。但是這類結(jié)構(gòu)在承受壓縮、剪切載荷作用時(shí)，結(jié)構(gòu)在失效破壞前常常會(huì)發(fā)生屈曲失穩(wěn)，產(chǎn)生不利變形，嚴(yán)重限制了復(fù)合材料減重效能的發(fā)揮。因此，為保證復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的使用安全，充分發(fā)揮復(fù)合材料的減重特性，迫切需要對(duì)復(fù)合材料在不同壓剪比下的屈曲及后屈曲特性進(jìn)行研究。

進(jìn)入21世紀(jì)以來，復(fù)合材料加筋壁板屈曲及后屈曲特性研究受到廣泛關(guān)注。歐洲空客公司啟動(dòng)了POSICOSS和COCOMAT兩個(gè)項(xiàng)目，對(duì)復(fù)合材料加筋壁板結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)研究，研究破壞機(jī)理，并給出屈曲和后屈曲設(shè)計(jì)方法與指南。Atevens等對(duì)壓縮載荷下加筋壁板的穩(wěn)定性進(jìn)行研究，結(jié)果表明，結(jié)構(gòu)的后屈曲承載能力達(dá)到屈曲載荷的4倍，筋條與截面出現(xiàn)脫粘導(dǎo)致結(jié)構(gòu)最終失效。Kong等2對(duì)壓縮載荷下整體成型工藝制造的T型復(fù)合材料加筋壁板進(jìn)行了試驗(yàn)研究，結(jié)構(gòu)表明，后屈曲承載能力為屈曲載荷4倍多，但在破壞形式上與Atevens得到了不同的結(jié)果。Shi等[3]對(duì)剪切載荷下的屈曲載荷開展了試驗(yàn)研究。馮宇等4對(duì)復(fù)合材料T型加筋壁板結(jié)構(gòu)的剪切屈曲及失效載荷進(jìn)行了預(yù)估和試驗(yàn)驗(yàn)證。

從以上的文獻(xiàn)可以看出，多數(shù)研究都聚焦于純壓縮或純剪切載荷，缺乏對(duì)較大范圍內(nèi)不同壓剪比的系統(tǒng)性試驗(yàn)研究。本文以復(fù)合材料加筋壁板為研究對(duì)象，開展了在不同壓剪比工況下的結(jié)構(gòu)屈曲特性試驗(yàn)研究，并對(duì)試驗(yàn)件在特定壓剪載荷下的承載能力進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

1試驗(yàn)件

1.1試驗(yàn)件形式和尺寸

試驗(yàn)件為復(fù)材機(jī)身帽型長(zhǎng)桁加筋壁板，主要由蒙皮、長(zhǎng)桁、浮框和灌膠盒4部分構(gòu)成。長(zhǎng)桁和蒙皮間膠接，蒙皮和浮框間螺接，試驗(yàn)件兩端用膠灌封于盒內(nèi)。灌注區(qū)內(nèi)蒙皮和長(zhǎng)桁位置正反面分別粘貼加強(qiáng)片。試驗(yàn)件蒙皮左右兩側(cè)在正反面分別粘貼加強(qiáng)片。試驗(yàn)件尺寸見表1，試驗(yàn)件整體結(jié)構(gòu)示意如圖1所示。

1.2試驗(yàn)件材料和鋪層情況

試驗(yàn)件的蒙皮、長(zhǎng)桁和加強(qiáng)片制造選用T800/BA9918，單層厚度為 0.19mm 試驗(yàn)件的材料和鋪層情況見表2、表3。

2試驗(yàn)件支持及加載

2.1 試驗(yàn)項(xiàng)目

試驗(yàn)項(xiàng)目順序見表4。

2.2試驗(yàn)加載方案

試驗(yàn)通過自研平直壁板壓剪試驗(yàn)裝置進(jìn)行。在施加壓縮載荷和剪切載荷時(shí)具有相互獨(dú)立、互不干擾的優(yōu)點(diǎn)，故可實(shí)現(xiàn)不同壓剪比的載荷工況。試驗(yàn)件底邊通過角形件固定在設(shè)備底座上，通過壓縮作動(dòng)筒、載荷傳感器、壓縮平臺(tái)對(duì)試驗(yàn)件上端面施加均勻的壓向載荷。試驗(yàn)前，通過調(diào)整壓縮平臺(tái)的位置，使壓力中心與試驗(yàn)件考核區(qū)橫截面的剛度中心(壓心)相重合。剪切載荷應(yīng)用框架自平衡原理施加，框架左右兩側(cè)10個(gè)均載器均輸出壓縮載荷，載荷經(jīng)過曲杠桿轉(zhuǎn)換方向，作用在試驗(yàn)件2個(gè)側(cè)邊的接頭上，框架在試驗(yàn)件反力的作用下產(chǎn)生繞轉(zhuǎn)軸轉(zhuǎn)動(dòng)的趨勢(shì)，使拉板對(duì)試驗(yàn)件的上端部施加剪切載荷，并由力矩的平衡可知，試驗(yàn)件四邊所受的剪流相等，如圖2所示。

2.3 試驗(yàn)測(cè)量方案

本文采用電測(cè)法對(duì)試驗(yàn)件進(jìn)行應(yīng)變監(jiān)測(cè)。試驗(yàn)件應(yīng)變片數(shù)量和位移測(cè)量點(diǎn)數(shù)量見表5。各部位應(yīng)變片粘貼和位移測(cè)量點(diǎn)示意圖如圖3所示。為方便試驗(yàn)結(jié)果說明，在貼片圖中共定義了8個(gè)截面，分別對(duì)應(yīng)八行應(yīng)變片。第三位表示所在的列數(shù)，從左到右進(jìn)行編號(hào)。

單位：mm

3 試驗(yàn)結(jié)果

3.1屈曲載荷包線

表6給出了不同壓剪比下的屈曲載荷，壓剪比 R 越大，壓縮臨界屈曲載荷越大，剪切臨界屈曲載荷越小。圖4給出了基于實(shí)驗(yàn)結(jié)果的屈曲包線。復(fù)合材料加筋壁板的屈曲包線本質(zhì)上是多模態(tài)失效（如局部屈曲、整體屈曲、脫粘)耦合的非線性響應(yīng)曲線，本文通過多參數(shù)的自然底數(shù)指數(shù)模型對(duì)屈曲通過指數(shù)增長(zhǎng)函數(shù)模型對(duì)壓縮屈曲包線和剪切屈曲載荷保險(xiǎn)進(jìn)行了數(shù)據(jù)擬合。

壓縮屈曲載荷擬合曲線方程為

P_{cr-compression}=-812×e^-R/1.5+818(R²=0.99861)

剪切屈曲載荷擬合曲線方程為

P_cr-shear=485×e^-R/2.5+79(R²=0.9998)°

3.2 屈曲試驗(yàn)

由于幾種工況下的屈曲過程較為相似，本文以2:1壓剪比工況為例說明試驗(yàn)過程中試驗(yàn)件在壓剪復(fù)合載荷下的試驗(yàn)現(xiàn)象。截面三和截面六應(yīng)變片布置數(shù)量較多，能夠較好地對(duì)加載過程試驗(yàn)件的應(yīng)變變化進(jìn)行監(jiān)測(cè)。圖5(a(b)給出了復(fù)合材料加筋壁板的應(yīng)變-載荷曲線和屈曲過程。從加載初期來看，加載過程中少量纖維發(fā)生斷裂產(chǎn)生輕微響聲，整體試樣無明顯變形。蒙皮正反面應(yīng)變相差很小，表明試驗(yàn)件承受均勻的壓縮載荷發(fā)生均勻的變形，應(yīng)變隨載荷的增加不斷減小。當(dāng)壓縮載荷加載至 600kN 時(shí)，截面三和截面六蒙皮背對(duì)背花片的壓縮應(yīng)變出現(xiàn)明顯的“分叉\"現(xiàn)象，表明截面三和截面六蒙皮位置發(fā)生了明顯的屈曲現(xiàn)象。圖5(c(d)給出了加載過程中長(zhǎng)桁上幾個(gè)背對(duì)背單片的應(yīng)變-載荷曲線。在加載初期，應(yīng)變變化規(guī)律基本與蒙皮一致，但在蒙皮發(fā)生屈曲時(shí)，長(zhǎng)桁應(yīng)變隨著載荷增加仍然保持著穩(wěn)定的變化趨勢(shì)，表明在加載過程中長(zhǎng)桁未發(fā)生屈曲。

3.3 破壞試驗(yàn)

在壓剪復(fù)合破壞試驗(yàn)工況中，試驗(yàn)件發(fā)生屈曲前的現(xiàn)象與2:1屈曲載荷工況基本相同。如圖6(a）(b)所示。試驗(yàn)件發(fā)生屈曲后繼續(xù)加載至壓縮載荷 630kN 剪切載荷 315kN 時(shí)，壁板蒙皮與長(zhǎng)桁出現(xiàn)小范圍脫膠，觀測(cè)到響亮的撕裂聲，試驗(yàn)件從蒙皮長(zhǎng)桁共同承載轉(zhuǎn)變?yōu)殚L(zhǎng)桁獨(dú)立承載，長(zhǎng)桁應(yīng)變出現(xiàn)較小幅度的波動(dòng)，如圖 6(ρ_c)(ρ_d) 所示。隨著載荷的繼續(xù)增加，脫膠范圍逐漸擴(kuò)大，加載至壓縮載荷為 870kN ，剪切載荷為435kN 時(shí)，試驗(yàn)件發(fā)生巨大響聲，蒙皮與長(zhǎng)桁發(fā)生大面積脫粘，5根長(zhǎng)桁沿試驗(yàn)件對(duì)角線發(fā)生折斷，試驗(yàn)件失去承載能力，如圖7所示。破壞載荷約為屈曲載荷1.45倍。

4結(jié)論

本文基于自研的平直壁板壓剪試驗(yàn)裝置，對(duì)不同壓剪比工況的復(fù)合材料加筋壁板進(jìn)行了屈曲和破壞試驗(yàn)，獲得了加筋壁板的屈曲性能包線。試驗(yàn)結(jié)果表明：

1)各截面初始階段的載荷-應(yīng)變曲線均為線性變 化，壁板承受均勻的壓縮和剪切載荷。隨著載荷的增 大，蒙皮的載荷-應(yīng)變曲線依次出現(xiàn)非線性變化、且蒙 皮兩側(cè)背對(duì)背應(yīng)變出現(xiàn)非線性背離趨勢(shì)，出現(xiàn)局部屈 曲現(xiàn)象。

2）臨界載荷隨壓剪比的降低也逐步衰減，形成了基于壓剪比的壓縮載荷和剪切載荷失效包線，壓縮屈曲載荷的指數(shù)模型為 P_{cr-compression}=-812×e^-R/1.5+818 ；剪切屈曲載荷的指數(shù)經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ蜑?P_cr-shear=485×e^-R/2.5+79 ；置信度均達(dá)到 99% 以上，取得了較好的擬合效果。

3)壓剪比為2:1的試驗(yàn)過程中，破壞主要由蒙皮與長(zhǎng)桁大面積脫粘引起，試驗(yàn)件長(zhǎng)桁沿對(duì)角線方向折斷，長(zhǎng)桁和蒙皮大面積脫膠，上浮框扭曲變形，蒙皮斜45^° 方向嚴(yán)重劈絲，鼓包和褶皺明顯，后屈曲承載能力約為屈曲載荷的1.45倍。

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