剪切载荷下复合材料加筋壁板的屈曲性能及承载能力试验研究

王 喆，孙璐妍，孙 昊，李新祥，陈向明，袁 菲

（1.中国飞机强度研究所，陕西 西安 710065；2.中国商飞上海飞机设计研究院，上海 201210）

先进复合材料具有比强度高、比刚度大、可设计性强等一系列优点，在航空、航天、机械等许多领域得到了越来越多的应用[1-3]。复合材料薄壁结构是工程中应用比较广泛的一种结构，例如飞机的机翼、尾翼的翼面加筋壁板，梁腹板和机身上的蒙皮以及隔框等，当它们受面内压缩、剪切等载荷[4，5]作用时，常见的失效模式为屈曲失稳[6-10]。目前，国内外学者对复合材料薄壁结构的稳定性开展了大量的研究。王峰会等[11]通过全场光学测量和应变测试方法，研究了剪切载荷下平板、加筋板及含切口加筋板的屈曲模态及极限承载能力；王平安等[12]通过复合材料薄壁加筋板结构的剪切试验，研究了剪切载荷下屈曲特性，指出在后屈曲承载过程中加强件与蒙皮的脱粘会造成屈曲模态的改变；Upendra K.Mallela等[13]采用有限元分析方法，研究了加筋板结构的加强件尺寸，正交各向异性比及加强件在加筋板中的拉伸刚度比和剪切刚度比对加筋板剪切屈曲载荷和屈曲模态的影响，并提出了剪切载荷下结构的优化设计方案。石楚千[14]等通过试验与有限元仿真方法，研究了不同筋条刚度配比对复合材料加筋壁板屈曲及后屈曲行为的影响，指出筋条刚度对屈曲载荷影响较大，对破坏载荷影响很小；王燕[15]等通过建立复合材料加筋板考虑后屈曲响应的结构分级优化方法，研究了筋条尺寸及密度等参数对承受面内剪切载荷作用下的复合材料双向加筋板屈曲后屈曲的影响规律。目前，鲜有文献对厚蒙皮的加筋壁板蒙皮/长桁刚度配比对结构屈曲性能与承载能力的影响研究。针对此问题，本文开展了复合材料加筋壁板剪切稳定性试验，通过无损件与目视勉强可见损伤（BVID）件的对比，结合试验数据及现象，研究了加筋壁板蒙皮/长桁刚度配比对结构屈曲性能及承载能力的影响。

1 试验件

复材机身M21C材料平直壁板厚板剪切试验件共3组，试验件结构示意图如图1所示。试验件主要由5根“M”型长桁、两个框、蒙皮、长桁接头以及角片组成。3组试验件的结构构型类似，长桁间距相同，框间距相同，蒙皮与长桁的刚度配比不同。试验件矩阵如表1所示。

以图2所示帽型加筋层压板典型单元为例，剪切刚度（GF）[16]可由下式计算

式中： 为蒙皮剪切力与中面剪应变之间的刚度系数；

图1   剪切试验件示意图

图2   帽型加筋层压板剖面

其中前3项之和为长桁剪切刚度，最后一项为蒙皮剪切刚度，由此可得蒙皮/长桁刚度配比。

2 试验方法

2.1 试验支持与加载方案

剪切试验在壁板拉伸试验机（600 t）上进行，通过螺栓将试验件四边与夹具剪力板相连，再利用轴销、拉板等将装配好的试验件与试验机相连，在试验件对角处施加拉伸载荷形成剪力。夹具剪力板的加载孔设计成槽型孔，保证当试验机对夹具施加拉伸载荷时，剪力板仅受到加载轴销沿其长度方向的拉力，从而通过螺栓给试验件边框施加剪力。剪切试验件加载方案示意图见图3。

图3   剪切试验加载方案示意图

2.2 冲击方案及结果

对试验件进行冲击时，试验件四边分别由木条进行上下夹持，木条由G型夹固定，试验件通过G型夹夹持在工字梁上。冲击损伤引入支持方式如图4所示，正反面冲击均采用此种夹持方式固定。采用落锤方式进行冲击，冲头直径16 mm。图5为损伤引入位置说明，表2列出了每组试验件中BVID件的损伤引入结果。

图4   剪切试验件冲击试验支持图

图5   试验件BVID损伤引入位置

表2   试验件实际冲击能量及凹坑深度

现以试验件P1-2为冲击典型试验件说明冲击损伤情况，图6给出了试验件P1-2各冲击点的损伤形貌。

2.3 测量方案

试验加载过程中，采用中国飞机强度研究所自研的ST-24数据采集系统对试验件进行了应变的监测和测量，设备最大误差为±0.5%F·S。试验件应变片布置方案如图7所示。单片用于框上应变测量，花片用于蒙皮和长桁的应变测量。为方便试验数据分析及结果说明，规定应变片编号首位数字对应截面编号，例如：135号片为1截面应变片，383号片为3截面应变片。

图6   试验件P1-2各冲击点的损伤形貌

图7   试验件应变片布置方案

3 试验结果与分析

对于试验件P1-1，当加载至1518 kN时，323号片曲线最先出现局部屈曲现象，当加载至1567.5 kN时，241号片、271号片、371号片、377号片附近出现屈曲，随着载荷逐渐增加，223号片、235号片、277号片附近出现屈曲，当加载至1815 kN时，105号片附近发生屈曲。当加载至1890.73 kN时，试验件发出大响最终破坏，试验件出现明显屈曲的应变花载荷-剪应变曲线如图8、图9所示。

图8   试验件P1-1各截面长桁应变花载荷-剪应变曲线图

图9   试验件P1-1各截面长桁间蒙皮应变花载荷-剪应变曲线图

对于试验件P1-2，当加载至1518.89 kN时，试验件发出大响最终破坏。图10～图11为各截面长桁应变花及蒙皮应变花的剪应变曲线图。由曲线图结合试验过程可知，试验件没有出现明显屈曲现象。由于破坏载荷非常接近无损件的屈曲载荷，可能是因为该试验件在引入冲击损伤后，使得结构局部刚度下降，特别是帽顶冲击能量过高，形成的损伤过于严重，使得蒙皮一屈曲，长桁未能起到隔波作用，导致结构在帽顶处最先失效，进而失去承载能力。

图10   试验件P1-2各截面长桁应变花载荷-剪应变曲线图

图11   试验件P1-2各截面长桁间蒙皮应变花载荷-剪应变曲线图

对于试验件P2-2，当加载至1953 kN时，171号片、271号片、371号片、335号片最先出现局部屈曲现象。当加载至2079 kN时，147号片、235号片出现屈曲。随着载荷增加至2142 kN，159号片、177号片、241号片、247号片、277号片出现局部屈曲现象。当加载至2205 kN时，165号片附近出现屈曲。当加载至2299.72 kN时，试验件发出大响最终破坏，试验件出现明显屈曲的应变花载荷-剪应变曲线如图12所示。

图12   试验件P2-2各截面长桁间蒙皮应变花载荷-剪应变曲线图

对于试验件P3-2，当加载至2188.9 kN时，171号片、271号片最先出现局部屈曲现象。当增加至2312.8 kN时，两侧长桁应变片曲线最先出现异常突变情况。随着载荷逐渐增加，长桁间蒙皮区域及中间三根长桁应变片曲线出现掉载现象，损伤扩展，传力路径发生改变。当加载至2950.59 kN时，试验件发出大响最终破坏，试验件出现明显屈曲的应变花载荷-剪应变曲线如图13所示。

图13   试验件P3-2各截面长桁间蒙皮应变花载荷-剪应变曲线图

由试验件P1-1、P2-2、P3-2的试验过程可知，蒙皮发生剪切局部屈曲，使得长桁间蒙皮出现了较大的面外位移，进而导致长桁与蒙皮间的连接界面产生了较大的剥离应力，界面出现脱粘失效。随着载荷逐渐增加，界面的脱粘区域迅速扩展，使得长桁对蒙皮的支持逐渐削弱，导致与长桁连接的靠近加载端蒙皮根部应力集中并出现损伤，最终因蒙皮与长桁间的大面积损伤扩展导致结构完全失去承载能力。试验件P2-2、P3-2在冲击能量合理的情况下，均未出现明显屈曲现象，试验件发生强度破坏。

由于6件试验件破坏形式类似，现以含冲击损伤试验件P1-2为例，对试验现象进行说明。由图14、图15可以看出，试验件最终破坏模式均为典型剪切破坏，5根长桁均发生折断，破坏线与对角拉伸方向基本吻合，试验件破坏线穿过帽顶冲击损伤处。

图14   长桁侧破坏模式

图15   蒙皮侧破坏模式

表3列出了3组试验件的屈曲载荷、实际破坏载荷、冲击件与无损件的承载能力对比等结果。由表3可知，在一定范围内，加筋壁板的承载能力随着蒙皮/长桁刚度配比的增加而增加。对于蒙皮/长桁刚度配比为3.79的加筋壁板，冲击损伤对结构承载能力的影响较为明显（与无损件相比降低了19.7%）。而对于蒙皮/长桁刚度配比为3.84、3.92的加筋壁板，冲击损伤对结构承载能力的影响不大。

表3   剪切试验件试验结果

4 结    论

本文针对不同蒙皮/长桁刚度配比的加筋壁板进行了试验研究，通过无损件与引入BVID（目视勉强可见损伤）件进行对比，获得了加筋壁板的屈曲性能及承载能力与蒙皮/长桁刚度配比的关系，研究成果可为今后复合材料加筋壁板的设计提供参考。结果表明：

（1）在一定范围内，剪切试验件的承载能力随着蒙皮/长桁刚度配比的增加而增加，合理优化加筋壁板的设计参数对提高结构承载能力、减轻结构重量具有十分重要的意义。

（2）对于蒙皮/长桁刚度配比为3.79的试验件，无损件因局部屈曲而导致破坏，BVID件中冲击损伤对结构承载能力的影响较为明显，且帽顶冲击损伤对试验件的承载能力影响更大，不排除冲击能量偏大的影响。

（3）对于蒙皮/长桁刚度配比为3.84、3.92的试验件，无损件未出现明显屈曲现象，试验件发生强度破坏。BVID件的承载能力与无损件相差较小，均在5%以内，可认为冲击损伤对这两组试验件的承载能力影响不大。但是冲击损伤降低了局部刚度，造成结构件发生局部屈曲而导致破坏。

（4）试验件最终破坏模式均为典型剪切破坏，5根长桁均发生折断，破坏线与对角拉伸方向基本吻合。