張欣玥，惠旭龍，葛宇靜，舒 挽，白春玉，劉小川

（中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710065）

飛機(jī)結(jié)構(gòu)耐撞性是飛機(jī)安全性設(shè)計(jì)的一個(gè)重要方面。飛機(jī)在墜撞過(guò)程中，貨艙下部支撐結(jié)構(gòu)可以吸收碰撞時(shí)的大部分沖擊能量，降低傳遞到乘員的過(guò)載，從而有效保護(hù)乘員安全。先進(jìn)復(fù)合材料在飛機(jī)結(jié)構(gòu)中的大量應(yīng)用給吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與評(píng)估提出了較大挑戰(zhàn)。近年來(lái)，學(xué)者們對(duì)圓管、方管9,]等吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了較系統(tǒng)的研究。對(duì)于航空結(jié)構(gòu)而言，開(kāi)剖面的吸能結(jié)構(gòu)因具有質(zhì)量更輕、安裝及檢修難度小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛用作飛機(jī)貨艙下部的主要支撐結(jié)構(gòu)，因此也引起了學(xué)者們的廣泛關(guān)注19,。

Deepak比較了準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下C 形、帽形及L 形結(jié)構(gòu)的壓潰吸能特性，同時(shí)比較了倒角觸發(fā)與尖頂觸發(fā)兩種觸發(fā)模式對(duì)以上3 種結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，然而，在動(dòng)態(tài)加載條件下，截面構(gòu)型及觸發(fā)模式對(duì)吸能結(jié)構(gòu)的影響規(guī)律并不清楚。Riccio 等通過(guò)試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法研究了復(fù)合材料C 形貨艙立柱結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮與動(dòng)態(tài)載荷下的材料層內(nèi)損傷和層間分層損傷機(jī)制，動(dòng)態(tài)試驗(yàn)在落塔系統(tǒng)上進(jìn)行，沖擊質(zhì)量為26 和77 kg，初始沖擊速度分別為1.8 和3.9 m/s，結(jié)果表明，在動(dòng)態(tài)加載條件下，C 形復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)會(huì)產(chǎn)生更多的層間分層。Jackson 等對(duì)比了Ω 形吸能結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)及動(dòng)態(tài)加載下的壓潰吸能特性，動(dòng)態(tài)試驗(yàn)在高速液壓伺服試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行，加載速度為8.5 m/s，結(jié)果表明，與準(zhǔn)靜態(tài)情況相比，動(dòng)態(tài)加載下，Ω 形吸能結(jié)構(gòu)的吸能效果有所降低；同時(shí)比較了不同鋪層設(shè)計(jì)對(duì)結(jié)構(gòu)吸能特性的影響。汪洋等對(duì)比了觸發(fā)模式、高度、截面面積不同的C 形結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)加載及動(dòng)態(tài)加載下的壓潰吸能特性，其中動(dòng)態(tài)壓潰試驗(yàn)在雙立柱導(dǎo)引式落震臺(tái)上進(jìn)行，試驗(yàn)中通過(guò)落體自由下落沖擊試件，沖擊質(zhì)量216 kg，初始沖擊速度為6.1 m/s。Waimer 等對(duì)一種新型飛機(jī)貨艙地板下部復(fù)材薄壁吸能結(jié)構(gòu)進(jìn)行了大量動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)測(cè)試，加載速度為6.7 和10.0 m/s，同時(shí)考慮了沖擊角為10°的偏軸加載的情況，通過(guò)對(duì)材料失效模式、力-位移曲線以及吸能指標(biāo)進(jìn)行比較，得到了鋪層角度和結(jié)構(gòu)尺寸、速度及加載角度等參數(shù)對(duì)該結(jié)構(gòu)吸能特性的影響。Kakogiannis 等通過(guò)試驗(yàn)與數(shù)值模擬方法比較了復(fù)合材料薄壁吸能元件在動(dòng)態(tài)軸向載荷作用和脈沖軸向載荷作用下的響應(yīng)，研究發(fā)現(xiàn)，在脈沖載荷作用下試件比吸能增加，兩種載荷模式導(dǎo)致材料中的主裂紋擴(kuò)展模式有所不同。

由于開(kāi)剖面復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的吸能特性受多種因素影響，因此較多學(xué)者通過(guò)建立薄壁結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)壓潰加載的漸進(jìn)失效有限元模型來(lái)進(jìn)一步分析復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)壓潰過(guò)程中材料的損傷機(jī)理25-27,，并給出了鋪層角度、觸發(fā)模式16]和加載角度等對(duì)結(jié)構(gòu)吸能特性的影響規(guī)律。模型中考慮了復(fù)合材料層內(nèi)及分層損傷，但并未考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)。

綜上可知，現(xiàn)有文獻(xiàn)對(duì)復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)下及1.8～10.0 m/s 高速加載下的壓潰吸能特性研究較多，而對(duì)復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)在0.01～1 m/s 的中低速加載范圍內(nèi)的吸能特性研究較少。該加載速度范圍對(duì)應(yīng)材料處于中低應(yīng)變率范圍，大量研究表明復(fù)合材料在該應(yīng)變率范圍的應(yīng)變率敏感性將有所不同，同時(shí)考慮到開(kāi)剖面復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的截面構(gòu)型、截面長(zhǎng)寬比、觸發(fā)方式及加載速度均會(huì)對(duì)其吸能特性產(chǎn)生影響，進(jìn)而影響機(jī)身下部結(jié)構(gòu)的能量吸收及乘客的安全。因此有必要對(duì)該加載速度范圍內(nèi)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的吸能特性進(jìn)行試驗(yàn)研究，分析不同因素對(duì)結(jié)構(gòu)吸能特性的影響規(guī)律，揭示其失效機(jī)理，為飛機(jī)下部結(jié)構(gòu)抗墜撞設(shè)計(jì)提供參考。

本文中，基于高速液壓伺服試驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)展開(kāi)剖面復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的軸向壓縮試驗(yàn)研究，分析截面構(gòu)型、截面長(zhǎng)寬比、觸發(fā)模式及加載速度對(duì)結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，通過(guò)對(duì)比結(jié)構(gòu)在壓縮過(guò)程中的初始峰值載荷、平均壓潰載荷、比吸能及失效模式，分析不同因素對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)吸能特性的影響規(guī)律及影響機(jī)理，以期為飛機(jī)貨艙下部復(fù)合材料吸能結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論支持。

1 試件與試驗(yàn)方法

1.1 復(fù)合材料薄壁吸能試件

試件由CCF300/8552A 高溫固化環(huán)氧碳纖維預(yù)浸料經(jīng)過(guò)熱壓成型工藝層合而成，碳纖維體積分?jǐn)?shù)為67%±2%，預(yù)浸料單層0°拉伸強(qiáng)度為1.5 GPa，材料密度為1.6 g/cm，試件鋪層角度為[45°/0°/90°/–45°/45°/0°/90°/–45°]，其中：下標(biāo)s 指對(duì)稱鋪層，軸向壓縮方向?yàn)槔w維0°方向，試件厚度為2 mm。

為了研究復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的截面構(gòu)型、截面長(zhǎng)寬比及觸發(fā)方式對(duì)其吸能特性的影響，本文中考慮了C 形、帽形及Ω 形3 種截面構(gòu)型，3 種長(zhǎng)寬比（長(zhǎng)寬比為1.65、1.06 和2.31 的C 形吸能元件，記為C1、C2 及C3 型）（見(jiàn)圖1），45°倒角觸發(fā)及15°尖頂觸發(fā)2 種觸發(fā)方式（見(jiàn)圖2）。試件橫截面尺寸如圖1 所示，通過(guò)合理設(shè)計(jì)，保證每種試件均具有相同的橫截面積。為滿足試件能夠穩(wěn)定固定于試驗(yàn)機(jī)上，試件設(shè)計(jì)了如圖2 所示的底座，底座由金屬外殼及樹(shù)脂澆筑部分組成，底座尺寸為80 mm×60 mm，高度為20 mm，復(fù)合材料元件有20 mm 的部分插入樹(shù)脂澆筑的底座中，試件高度（帶底座）為100 mm。

圖1 試件橫截面尺寸（單位：mm）Fig. 1 Cross-sectional dimensions of specimens (unit: mm)

圖2 試件照片F(xiàn)ig. 2 Photos of the specimens

1.2 試驗(yàn)設(shè)備及試驗(yàn)方法

軸向壓縮試驗(yàn)采用Instron VHS 160/100-20 高速液壓伺服試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行，如圖3 所示。該試驗(yàn)機(jī)由液壓系統(tǒng)、水冷系統(tǒng)、機(jī)架和控制系統(tǒng)4 部分組成，通過(guò)液壓作動(dòng)缸與氣體蓄能組合提供加載能量，實(shí)現(xiàn)恒速動(dòng)態(tài)加載。試驗(yàn)機(jī)最大加載速度為20 m/s，最大沖擊動(dòng)載荷為100 kN。

圖3 高速液壓伺服試驗(yàn)機(jī)Fig. 3 High speed hydraulic servo testing machine

試驗(yàn)載荷及位移分別由試驗(yàn)機(jī)上的力傳感器及位移傳感器測(cè)得。在加載過(guò)程中，采用高速攝像機(jī)（Photron SA-X）記錄試件的變形及破壞情況。加載速度分別為0.01、0.1、1 m/s，最大壓縮進(jìn)程為54 mm。試驗(yàn)設(shè)備及試件夾持方式如圖4所示，試件通過(guò)前后兩個(gè)固定塊及螺栓固定在試驗(yàn)機(jī)底座上，支持裝置通過(guò)螺栓固定于試驗(yàn)機(jī)臺(tái)面，支持裝置可以避免試驗(yàn)機(jī)壓頭在加載過(guò)程中發(fā)生失穩(wěn)。試驗(yàn)矩陣如表1 所示，每個(gè)工況重復(fù)3 次試驗(yàn)以保證可重復(fù)性。

圖4 試件夾持方式Fig. 4 Clamping method of the specimens

表1 復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)壓潰試驗(yàn)Table 1 Composite thin-walled structures compression test matrix

1.3 吸能特性評(píng)價(jià)指標(biāo)

圖5 為復(fù)合材料吸能結(jié)構(gòu)漸進(jìn)壓潰的典型載荷-位移曲線，加載曲線可以分為兩個(gè)典型階段：初始?jí)簼㈦A段（階段Ⅰ），載荷-位移曲線呈近似線性上升趨勢(shì)，到達(dá)載荷峰值后，出現(xiàn)一定程度下降；穩(wěn)定壓潰階段（階段Ⅱ），載荷-位移曲線維持在一定載荷水平并上下波動(dòng)。通常采用以下4 個(gè)指標(biāo)評(píng)價(jià)吸能結(jié)構(gòu)的吸能特性。

圖5 典型復(fù)合材料吸能試件漸進(jìn)壓潰載荷-位移曲線Fig. 5 Typical progressive crushing load-displacement curve of composite energy-absorbing specimens

(1) 初始峰值載荷（F）為結(jié)構(gòu)在壓潰瞬間測(cè)出的最大載荷值，其數(shù)值應(yīng)控制在一定范圍內(nèi)，以避免對(duì)乘員產(chǎn)生較大過(guò)載。

(2) 平均壓潰載荷（F）為整個(gè)壓潰過(guò)程的載荷平均值：

式中：F為壓潰載荷，l為壓潰位移。

(3) 壓潰載荷效率（crushing load efficiency, η）為平均壓潰載荷與初始峰值載荷的比值：

(4) 比吸能（specific energy absorption,）為單位壓潰質(zhì)量的復(fù)合材料所吸收的能量，是衡量結(jié)構(gòu)吸能特性最重要的參數(shù)：

式中：為壓潰位移內(nèi)的試件質(zhì)量。本文中取壓頭剛接觸試件頂部即位移零點(diǎn)為吸能起始點(diǎn)，取54 mm 加載行程內(nèi)的吸能指標(biāo)進(jìn)行比較。

2 結(jié)果與討論

2.1 截面構(gòu)型的影響

為研究截面構(gòu)型對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，選取C1 型、帽形及Ω 形3 種構(gòu)型，觸發(fā)模式均為45°倒角觸發(fā)，加載速度為1 m/s。由3 種截面構(gòu)型試件壓潰過(guò)程中的典型載荷-位移曲線如圖6 所示?？芍?，試件均為漸進(jìn)壓潰式破壞，其中，相較于帽形及Ω 形試件，C1 型試件載荷到達(dá)峰值后下降更加明顯，且進(jìn)入穩(wěn)定壓潰階段的載荷較其他兩種構(gòu)型低。在相同觸發(fā)模式及加載速度下，帽形及Ω 形試件的初始峰值載荷、平均壓潰載荷及比吸能較接近。帽形及Ω 形試件的平均壓潰載荷較C1 型試件分別高出14.1%和14.6%，比吸能較C1 型試件分別高出14.3%和14.8%，如圖7 所示。其中，帽形及Ω 形試件的初始峰值載荷相對(duì)較高，主要原因是受截面構(gòu)型和觸發(fā)模式的共同影響。

圖6 不同截面構(gòu)型試件壓潰過(guò)程中的典型載荷-位移曲線Fig. 6 Typical force-displacement curves of the specimens with different cross-section shapes

圖7 不同截面構(gòu)型試件吸能特性對(duì)比Fig. 7 Comparison of energy-absorption characteristics of the specimens with different cross-section shapes

試驗(yàn)機(jī)壓頭接觸試件后，試件頂部材料發(fā)生彎曲，層間開(kāi)裂使得內(nèi)層碳纖維布向內(nèi)彎曲，外層碳纖維布向外彎曲，與此同時(shí)，在壓頭作用下，試件產(chǎn)生大量較短的層內(nèi)裂紋，最后在層內(nèi)裂紋根部發(fā)生剪切失效，形成大量碎片并脫落，如圖8 所示。在試件壓潰過(guò)程中，主要通過(guò)材料的彎曲、分層、剪切破壞，以及壓潰區(qū)之間的摩擦、壓潰區(qū)與壓頭之間的摩擦吸能。

圖8 不同截面構(gòu)型試件加載過(guò)程中的破壞情況（加載速度1 m/s）Fig. 8 Failure modes of the specimens with different cross-section shapes during loading (loading speed: 1 m/s)

由回收后的試件（見(jiàn)圖9）可以看出，C1 型試件殘留的碎片尺寸最大，帽形次之，Ω 形最小。C1 型及帽形試件部分外層碳纖維布在拐角處由于應(yīng)力集中，形成了較長(zhǎng)的軸向撕裂區(qū)域，C1 型試件部分內(nèi)層碳纖維布向內(nèi)發(fā)生彎曲折疊，同時(shí)保留了部分較完整的碳纖維布。殘留的碎片尺寸大、較完整的碳纖維布多表明試件在壓潰過(guò)程中破壞不充分，不利于結(jié)構(gòu)承載與能量吸收。因此C1 型試件平均壓潰載荷及比吸能較低。Ω 形試件在壓潰過(guò)程中不存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，材料破壞充分，平均壓潰載荷及比吸能較高。帽形試件由于拐角過(guò)渡較平緩，應(yīng)力集中有所緩解，材料的破壞較充分，因此其平均壓潰載荷及比吸能與Ω 形試件相當(dāng)。

圖9 加載速度為1 m/s 時(shí)不同截面構(gòu)型試件的破壞形貌Fig. 9 Failure morphology of the specimens with different cross-section configurations under loading speed of 1 m/s

2.2 截面長(zhǎng)寬比的影響

為研究截面長(zhǎng)寬比對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，選取C1 型、C2 型及C3 型試件，觸發(fā)模式均為45°倒角觸發(fā)，加載速度1 m/s。圖10 為3 種長(zhǎng)寬比試件加載過(guò)程中的典型載荷-位移曲線，圖11 為不同長(zhǎng)寬比試件吸能特性對(duì)比。由圖10～11可以看出，3 種長(zhǎng)寬比試件的載荷-位移曲線較接近，其中，C1 型試件平均壓潰載荷較C2 型和C3 型試件分別高出6.4% 和5.1%，比吸能較C2 型和C3 型試件分別高出6.4%和5.0%。

圖10 不同截面長(zhǎng)寬比試件壓潰過(guò)程中的典型載荷-位移曲線Fig. 10 Typical force-displacement curves of the specimens with different section aspect ratios

圖11 不同長(zhǎng)寬比試件吸能特性對(duì)比Fig. 11 Comparison of energy-absorption characteristics of the specimens with different section aspect ratios

3 種長(zhǎng)寬比試件的破壞模式較相似，在拐角處均存在碳纖維布的軸向撕裂，殘留的材料碎片寬度均與試件的厚度相當(dāng)（如圖9(a)、圖12 所示），因此吸能特性較接近。但壓潰過(guò)程中形成碎片的長(zhǎng)度與試件的尺寸相關(guān)，這也是3 種長(zhǎng)寬比試件吸能特性存在一定差異的原因。

圖12 不同截面構(gòu)型試件破壞形貌Fig. 12 Failure morphology of the specimens with different cross-section shapes

2.3 觸發(fā)模式的影響

為研究觸發(fā)模式對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，選取45°倒角觸發(fā)及15°尖頂觸發(fā)的C1 型及帽形試件，加載速度為1 m/s。圖13 為不同觸發(fā)模式的C1 型和帽形試件在壓潰過(guò)程中的典型載荷-位移曲線，圖14 為不同觸發(fā)模式試件吸能特性對(duì)比?？梢钥闯?，在壓潰初始階段，采用15°尖頂觸發(fā)時(shí)，載荷-位移曲線到達(dá)載荷峰值的時(shí)間顯著增加，但穩(wěn)定壓潰階段，兩種觸發(fā)模式的載荷-位移曲線差別較小。對(duì)于C1 型試件，采用45°倒角觸發(fā)在降低峰值載荷方面效果更好。而采用15°尖頂觸發(fā)時(shí)，其載荷-位移曲線在壓頭向下加載到約4 mm 即壓頭下降到拐角處時(shí)，出現(xiàn)一個(gè)小平臺(tái)段，之后載荷繼續(xù)上升，且曲線斜率增大，這是由于該觸發(fā)方式在試件拐角以上區(qū)域削弱過(guò)多，而拐角以下削弱程度不夠，未充分誘導(dǎo)結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)破壞，試驗(yàn)構(gòu)型與觸發(fā)方式匹配較差。對(duì)于帽形試件，采用15°尖頂觸發(fā)可消除初始載荷尖峰，并且壓潰載荷效率可以達(dá)到89.50%，說(shuō)明該帽形試件與響應(yīng)的頂部觸發(fā)方式匹配較好。試件尖頂壓潰過(guò)程中，形成的碎片更小，如圖15 所示，表明試件頂部破壞更加充分。

圖13 不同觸發(fā)模式試件典型載荷-位移曲線Fig. 13 Typical force-displacement curves of the specimens with different trigger methods

圖14 不同觸發(fā)模式試件吸能特性對(duì)比Fig. 14 Comparison of energy-absorption characteristics of the specimens with different trigger methods

圖15 尖頂觸發(fā)試件加載過(guò)程中破壞情況Fig. 15 Failure modes of the specimens with steeple trigger method

由此也可知，在2.1 節(jié)中，帽形及Ω 形試件的初始峰值載荷相對(duì)較高，主要原因是不同截面構(gòu)型復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)最優(yōu)的觸發(fā)方式有所不同，45°倒角觸發(fā)方式對(duì)帽形及Ω 形試件的削弱程度不夠，并非最優(yōu)的觸發(fā)模式，在未來(lái)工作中，將對(duì)倒角及尖頂?shù)慕嵌冗M(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)化，從而有效降低不同構(gòu)型復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的峰值載荷。

2.4 加載速度的影響

為研究加載速度的影響，對(duì)比了0.01、0.1 和1 m/s 加載速度下，C1 型、帽形及Ω 形試件的吸能特性。圖16～17 為3 種構(gòu)型試件在不同加載速度下的典型載荷-位移曲線和吸能特性對(duì)比。由圖17 可知，當(dāng)加載速度提高時(shí)，3 種構(gòu)型試件的初始峰值載荷、平均壓潰載荷及比吸能均有一定程度的下降。當(dāng)加載速度從0.01 m/s 提高到1 m/s 時(shí)，C1 型、帽形及Ω 形試件的平均壓潰載荷分別下降6.1%、10.9%和6.1%，比吸能分別下降6.2%、11.0%和6.2%。3 種構(gòu)型試件比吸能隨加載速度變化情況如圖18所示，由圖18 可知，隨著加載速度的提高，相較于C1 型和Ω 形試件，帽形試件的比吸能下降更加明顯。

圖16 不同加載速度下的典型載荷-位移曲線Fig. 16 Typical force-displacement curves of the specimens with different loading speeds

圖17 不同加載速度的試件吸能特性對(duì)比Fig. 17 Comparison of energy-absorption characteristics of the specimens with different loading speeds

圖18 不同構(gòu)型試件比吸能隨加載速度變化情況Fig. 18 Variation of specific energy absorption of the specimens of different section shapes with loading speed

對(duì)比圖19（加載速度0.01 m/s）和圖6（加載速度1 m/s）試件在壓潰過(guò)程的破壞情況可以看出，當(dāng)加載速度為0.01 m/s 時(shí)，試件在壓潰過(guò)程中飛出的材料碎片較少，材料破壞充分。由試件破壞端口形貌可知，壓潰端部保留了更多的材料碎片，并且層束更加雜亂、扭曲（見(jiàn)圖20），表明壓潰區(qū)域經(jīng)歷了與壓頭充分摩擦與壓實(shí)的過(guò)程，在一定程度增大了結(jié)構(gòu)承載面積。而當(dāng)加載速度為1 m/s 時(shí)，試件在壓潰過(guò)程中有大量的材料碎片飛出，從而降低了結(jié)構(gòu)承載面積及材料利用率，減少了壓頭與壓潰區(qū)之間、層束與碎片之間的摩擦吸能作用，因此試件的初始峰值載荷、平均壓潰載荷及比吸能下降。

圖19 不同截面構(gòu)型試件加載過(guò)程中破壞情況（加載速度0.01 m/s）Fig. 19 Failure modes of the specimens of different cross-section shapes during loading (loading speed: 0.01 m/s)

圖20 加載速度為0.01 m/s 時(shí)不同截面構(gòu)型試件破壞形貌Fig. 20 Morphology of the specimens of different section shapes under loading speed of 0.01 m/s

3 結(jié) 論

基于高速液壓伺服試驗(yàn)系統(tǒng)，開(kāi)展了開(kāi)剖面復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)的軸向壓縮試驗(yàn)，分析了截面構(gòu)型、截面長(zhǎng)寬比、觸發(fā)模式及加載速度對(duì)其吸能特性的影響，得到如下主要結(jié)論。

(1) 對(duì)于不同構(gòu)型的CCF300/8552A 復(fù)合材料薄壁吸能結(jié)構(gòu)，在不同加載速度下均表現(xiàn)為破碎型失效模式。結(jié)構(gòu)壓潰過(guò)程中主要通過(guò)材料彎曲、分層、剪切破壞以及壓潰區(qū)之間的摩擦吸能。其中摩擦吸能在結(jié)構(gòu)壓潰吸能過(guò)程中起著重要作用。

(2) 截面構(gòu)型對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的吸能特性影響顯著，由于應(yīng)力集中引起的材料破壞不充分是C1 型試件吸能效果較帽形及Ω 形差的主要原因。采用過(guò)渡光滑的截面構(gòu)型可降低應(yīng)力集中效應(yīng)，從而提高結(jié)構(gòu)的吸能效果。

(3) 截面長(zhǎng)寬比對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能特性有一定影響，但影響不如截面構(gòu)型的影響顯著，試件壓潰后形成碎片的長(zhǎng)度與試件的尺寸相關(guān)，這也是3 種截面長(zhǎng)寬比試件吸能特性存在差異的主要原因。

(4) 觸發(fā)模式的不同主要影響復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的初始?jí)簼㈦A段，對(duì)穩(wěn)定壓潰階段影響較小。對(duì)于C 形試件采用45°倒角觸發(fā)效果更好，但觸發(fā)角度仍有再優(yōu)化的空間；對(duì)于帽形試件，15°尖頂觸發(fā)為最優(yōu)的觸發(fā)方式。

(5) 隨著加載速度的提高，復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的平均壓潰載荷及比吸能減小。這是由于加載速度的提高會(huì)導(dǎo)致更多的材料碎片飛出，從而降低了結(jié)構(gòu)承載面積及材料利用率，同時(shí)減少了壓潰區(qū)的摩擦吸能。