泡沫铝夹芯板的三点弯曲实验研究和仿真模拟

HTPB 推进剂三点弯曲过程试验与数值模拟伍鹏1，李高春2，王鑫1（1.海军航空大学研究生大队，山东烟台264001；2.海军航空大学导弹总体与发动机教研室，山东烟台264001）摘要：为了研究端羟基聚丁二烯（HTPB ）推进剂三点弯曲过程裂纹尖端细观损伤特点，采用扫描电镜对裂纹尖端动态损伤过程进行了观察。

建立了基于子模型的推进剂三点弯曲多尺度模型，实现了三点弯曲试件宏观变形和裂纹尖端细观损伤的有效计算，并从试验和数值模拟两个角度分析了裂纹尖端损伤过程。

结果表明：推进剂三点弯曲裂纹尖端损伤过程先是裂尖颗粒与基体脱湿，在裂纹尖端附近形成损伤区，随压缩位移的增加，不同颗粒脱湿引起的微裂纹与裂尖汇聚，使裂纹向前扩展；压缩过程中，由于裂纹尖端两端的拉伸作用使裂尖发生钝化。

压缩位移从0增加至1.2mm ，裂纹张开位移从0增加至84.1μm ，并且随压缩位移的增加，其增加的速率也增大；数值模拟结果与试验结果吻合良好。

建立的基于子模型的多尺度数值模型可以有效模拟推进剂三点弯曲试验宏观变形以及裂纹尖端细观损伤过程，为开展推进剂宏细观损伤过程分析提供了一种新方法。

关键词：HTPB 推进剂；三点弯曲；裂纹尖端；损伤过程；子模型中图分类号：TJ76；V19文献标志码：ADOI ：10.11943/CJEM20191871引言端羟基聚丁二烯（HTPB ）推进剂广泛应用于各类固体火箭发动机，发动机中推进剂药柱的形状复杂，在机械载荷的作用下，在某些关键部位产生损伤从而萌生裂纹。

裂纹的产生导致发动机的燃面增大，进而影响发动机工作过程［1-2］，因此对推进剂裂纹的研究一直是人们关注的重点。

张亚［3］研究了某型复合固体推进剂在Ⅰ‐Ⅱ复合型裂纹下的断裂行为，得到了不同裂纹倾斜角下裂纹扩展开裂角和断裂载荷。

龙兵［4］研究了高应变率下HTPB 推进剂的断裂性能，发现推进剂的动态起裂韧性具有明显的应变率敏感性，应变率越高，越表现为脆性断裂特征。

泡沫铝的性能研究泡沫铝是一种具有微孔结构的新型材料，它由一系列连续分布的气孔所组成，具有较低的密度、较高的比强度和较好的吸能性能。

它的应用领域非常广泛，涵盖了航空航天、汽车、建筑等多个领域。

本文将对泡沫铝的性能进行研究，分析其物理、力学和热学性能，并讨论其应用前景。

首先，泡沫铝的物理性能非常优越。

由于其具有连续分布的气孔结构，泡沫铝的密度较低，一般在0.2-0.8g/cm³之间，相比于实心金属材料显著减小。

这种低密度使得泡沫铝具有优异的浮力，使其在水中或其他液体中具有良好的浮力特性。

此外，泡沫铝还具有较好的导热性能，由于气孔结构的存在，热量传递自由度增大，使得泡沫铝具有较低的热传导系数。

其次，泡沫铝还具有良好的力学性能。

泡沫铝的亲密堆积，使得它具有较好的抗压性能和抗弯性能。

通过控制泡沫铝的孔隙率和孔径分布，可以调控其力学性能，使其在不同应力条件下具有不同的力学特性。

泡沫铝的比强度（比重与抗压强度之比）较高，使得它具有较好的吸能能力和耐用性。

这也使得泡沫铝在汽车碰撞、航空航天领域的结构件中得到广泛应用。

最后，泡沫铝的热学性能也是其研究的重要方向之一、泡沫铝的气孔结构使得其可以较好地阻挡热传导，具有较低的热传导系数。

这使得泡沫铝在热隔离和热保护领域具有广泛应用前景。

此外，泡沫铝还具有较好的吸音性能，使其在建筑领域中可以用作吸音材料。

总之，泡沫铝作为一种新型材料，具有诸多优异的性能，包括物理性能、力学性能和热学性能。

通过研究和优化其孔隙结构和孔径分布，可以调控其性能，满足不同领域的需求。

随着技术的不断发展，泡沫铝在航空航天、汽车、建筑等领域的应用前景将更加广阔。

泡沫铝三明治板失效模式的研究祖国胤;卢日环;刘佳;马幸江;韩明博;彭飞【期刊名称】《功能材料》【年(卷),期】2014(000)009【摘要】对采用包套轧制工艺及胶粘工艺制备的泡沫铝三明治板进行了准静态三点弯曲实验，分析了材料的变形行为及界面结合强度与失效模式间的关系。

研究结果表明，包套轧制法制备的三明治板的极限载荷明显高于胶粘三明治板，具有界面冶金结合特征的泡沫铝三明治板的失效特征体现为剪切失效与面板凹陷共同作用。

通过叠加原理修正了相关的模式公式，该模型具有较高的精度，可对预测三明治板极限载荷提供理论依据。

【总页数】4页(P9084-9087)【作者】祖国胤;卢日环;刘佳;马幸江;韩明博;彭飞【作者单位】东北大学材料与冶金学院，沈阳110819;东北大学材料与冶金学院，沈阳 110819;东北大学材料与冶金学院，沈阳 110819;东北大学材料与冶金学院，沈阳 110819;东北大学材料与冶金学院，沈阳 110819;东北大学材料与冶金学院，沈阳 110819【正文语种】中文【中图分类】TG335.58【相关文献】1.泡沫铝三明治板的研究与应用进展 [J], 刘彦强;樊建中;马自力;杨必成;聂俊辉;魏少华;郝心想;邓凡2.泡沫铝芯三明治板的粉末冶金制备及其板/芯界面研究 [J], 梁晓军;朱勇刚;陈锋;何德坪3.应力波在泡沫铝夹层三明治板中传播规律的数值研究 [J], 胡亚峰;顾文彬;刘建青;王怀玺;黄鹤;徐景林4.泡沫铝三明治板冲压成形数值模拟分析 [J], 陈盛贵;罗剑英;邓世春;孙振忠5.阻尼层对泡沫铝芯三明治板隔声特性的影响分析 [J], 张春岩;沈火明;王瑞乾;张玉梅;肖新标因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

２３期苏华冰，等：基于统计孔径的泡沫铝小变形压缩的有限元模拟分析图４所示。

收钽应变图４线性强化弹塑性材料应力·应变曲线建立一个对泡沫铝块进行压缩实验的二维模型。

考虑到模型的尺寸效应，避免小尺寸带来的随机性和不稳定性，要求模型面积不能太小。

但是，如果模型的面积大，则划分的单元多，运算的时间也会大大地加长。

因此，２一Ｄ模型采用２０ｍｍＸ３０ｍｍ的面积，平面模型上每个方向的最小尺寸为最大孔径的８倍、平均孔径的２０倍以上。

表２泡沫铝基体材料性能建立的模型如图５所示，由三部分组成，中间部分是泡沫铝试件，底下是同定的垫板，顶面是只能产生竖直向下位移的压板。

压板和垫板的弹性模量约为泡沫铝基体材料的１００倍，而且厚度相对泡沫铝部分较小，所以施加在压板上的竖向位移荷载可以看成只作用在泡沫铝上，压缩变形几乎由泡沫铝部分承受。

模型设定的材料属性如表２所示。

图５泡沫铝压缩实验模型图６网格划分后的泡沫铝局部模型网格划分采用智能网格划分。

智能网格划分在小孔周围，曲率较大的地方将自动进行网格加密。

网格划分等级采用２级。

划分网格后的局部模型如图６所示。

３．２模型应力分析对压板施加位移荷载。

这里以相对密度为ｏ．３的模型为例，对压板施加向下（ｙ轴负方向）的竖向位移。

考虑到要避免模型单元的畸变过大，对模型施加３．８％的压缩应变。

其戈方向应力、Ｙ方向的应力、第一主应力、第三主应力云图（模型局部）如图７～图１０所示。

图７髫方向应力云图图８Ｙ方向应力云图图９第一主应力云图图ｌＯ第三主应力云图图７和图８中，以孔隙为中心，上下孔壁较多地表现为拉应力（红黄色），左右孔壁则较多地表现为压应力（蓝绿色），说明上下孔壁多处于受拉状态，左右孔壁多处于受压状态。

图９为第一主应力云图，表现为拉应力，较大值（红黄色）大多出现在孔隙的上下孔壁。

这些出现科学技术与工程９卷第一主应力较大值的孔壁大致可以连成一条条的横向受拉带。

图１０为第三主应力图，表现为压应力，较大值（蓝绿色）出现在孔隙的左右孔壁。

冲击载荷下泡沫铝夹芯防护结构的侵彻动力学行为研究泡沫铝夹芯板结构的特点是轻质、高比刚度，并具有良好的冲击波散射性能，被广泛应用于航空航天、军用汽车、船舶制造以及核工业等领域。

作为一种轻质复合装甲，不可避免地经常遭受子弹及爆轰产物、破片的冲击，只有清楚了解其抗侵彻性能，才可以使其充分发挥自身的防护能力。

为了进一步探讨泡沫金属夹芯板防护装甲的抗侵彻性能，本文从实验研究、理论建模与数值模拟三个方面对不同弹头的子弹撞击作用下泡沫铝夹芯板防护装甲的动态响应问题进行了系统深入的研究，取得如下重要成果：通过不同弹头的子弹对泡沫铝夹芯板的侵彻实验，研究了其在子弹撞击下的变形模式和侵彻失效问题，以及泡沫铝夹芯板抗侵彻性能与弹头形状、芯层厚度及面板厚度等参数的关系。

研究发现：侵彻所导致的变形和损伤主要集中在子弹头部下方区域发生，而在径向方向上几乎没有发生变形和损伤。

增加芯层厚度或面板厚度均能有效提高泡沫铝夹芯板的抗侵彻性能。

夹芯板对平头弹的抗侵彻性能最好，对球头弹的抗侵彻性能次之，对锥头弹的抗侵彻性能最弱。

建立了泡沫金属夹芯板厚靶在不同弹头的子弹撞击下的多阶段侵彻动力学理论模型，得到了侵彻阻力和瞬时速度等物理量的解析解。

并在此基础上研究了子弹几何尺寸、芯层密度、子弹入射速度等参数与能量吸收的关系。

同时应用非线性结构动态响应分析有限元程序对子弹侵彻不同面板组合、不同尺寸的泡沫铝夹芯板防护装甲的全过程进行了数值模拟，研究了其变形和失效过程，并探讨分析了影响夹芯板抗侵彻性能和整体吸能特性的参数。

结果表明：夹芯板的抗侵彻性能随着芯层密度、芯层厚度的增加而增加，夹芯板的能量吸收也随着子弹初始速度和直径的增加而增加。

夹芯板的抗侵彻性能和整体吸能特性不仅与面板材料的强度有关，也与不同强度材料的面板前后顺序有关。

文中还对多层防护甲板的抗侵彻性能进行了数值模拟研究，比较了不同数量、厚度、布置方式与层合方式的效果。

研究表明：双层靶板首层的厚度与靶板（除空气层外）总厚度的比值等于0.5时，靶板的抗侵彻性能最弱，当比值等于0.25时，靶板的抗侵彻性能最好。

泡沫钢的制备及三点弯曲性能孙亚东;周芸;郭坤山;杨一群;李和汀;左孝青【摘要】In order to fabricate steel foams with high porosity,uniform pore structure and high-performance, steel foams with different porosities and cell sizes were fabricated by a sintering-dissolution process using 316L stainless steel powder as raw material and CaCl2 as pore forming agent, and steel foam-sandwich panels were fabricated by physicalbonding.Three-point bending tests were carried out to explore the bending performance of steel foam and steel foam-sandwich panels.The influence of the porosity and cell size of foam sample on the bending load was analyzed and discussed,and the bending strength of steel foam-sandwich panel was compared with steel foam sample.The results show that the bending deformation of steel foam is started at the weakest cell wall firstly,then the cracks are initiated and propagated,eventually the macroscopic fracture is caused.For steel foam-sandwich panels,the maximum load is reduced from 2345 N to 1254 N when the porosity is increased from 69.4% to 82.5%,whereas the maximum bending load of steel foam-sandwich panels is increased by 15%-43% with the same porosity.When the cell size is increased from 1.9 mm to 3.9 mm and the porosity is about 73%,the maximum bending load is reduced from 2070 N to 1528 N,whereas the maximum bending load of steel foam-sandwich panels is increased by 15%-28% with the same pore size.Under the same porosity and pore size,the steel foam-sandwich panels have excellentresistance to bending at least 15% higher than the steel foam.%为了制备孔隙率较高、孔结构均匀、性能优良的泡沫钢板及夹芯复合板,以316L不锈钢粉为原料,CaCl2为造孔剂,采用粉末冶金烧结-溶解法制备不同孔隙率、孔径的泡沫钢,并用物理粘接法制备泡沫钢夹芯复合板.通过对泡沫钢板和夹芯复合板进行三点弯曲实验研究两者的抗弯曲性能.观察泡沫钢板的三点弯曲变形过程,分析孔隙率和孔径对泡沫钢板和夹芯复合板抗弯曲性能的影响,对比两者的极限抗弯载荷变化.结果表明:泡沫钢板的变形首先从薄壁不规则的孔壁开始,形成裂纹并进行扩展,最终导致宏观断裂;对于泡沫钢夹芯复合板,当孔隙率从69.4%增加至82.5%时,其所能承受的极限载荷从2345 N下降至1254 N,在相同孔隙率下,相比于泡沫钢板,夹芯板承受的极限弯曲载荷提升了15%~43%;当孔径从1.9 mm增加至3.9 mm,孔隙率约为73%时,其所能承受的极限弯曲载荷从2070 N下降至1528 N,与泡沫钢板相比,相同孔径下,夹芯板承受的极限弯曲载荷提升了15%~28%;在孔隙率和孔径相同条件下,泡沫钢夹芯复合板的抗弯承载能力比泡沫钢板提高15%以上.【期刊名称】《航空材料学报》【年(卷),期】2017(037)004【总页数】7页(P77-83)【关键词】316L不锈钢;造孔剂;泡沫钢;泡沫钢夹芯复合板;三点弯曲【作者】孙亚东;周芸;郭坤山;杨一群;李和汀;左孝青【作者单位】昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093;昆明理工大学材料科学与工程学院,昆明650093【正文语种】中文【中图分类】TB34泡沫钢是金属多孔材料研究领域中新近开发的一种新型结构功能材料。

泡沫铝材料的制备与有限元模拟泡沫铝材料是一种轻质、高强、具有良好吸声和隔热性能的新型功能材料。

由于其独特的优点，泡沫铝材料在许多领域都具有广泛的应用前景，如汽车、航空航天、建筑和国防等。

因此，研究泡沫铝材料的制备技术与有限元模拟对其性能的影响具有重要意义。

泡沫铝材料的制备方法主要有物理发泡法、化学发泡法和机械搅拌法等。

其中，物理发泡法是最常用的方法，其工艺流程如下：将混合物放入模具中，置于一定温度和压力条件下；发泡剂分解产生气体，导致混合物膨胀，形成泡沫铝材料；通过观察泡沫铝材料的泡孔结构，发现泡孔大小、分布和密度等因素对其性能有较大影响。

同时，泡沫铝材料的力学性能也表现出明显的各向异性，其中沿垂直于泡孔方向的性能较好。

有限元模拟是一种常用的数值分析方法，可以用来预测泡沫铝材料的性能。

在有限元模拟过程中，需要选择合适的材料模型、边界条件和有限元软件。

其中，材料模型需要考虑泡沫铝材料的弹性模量、泊松比和密度等参数；边界条件需要考虑材料的受力情况；有限元软件可选择ANSYS、SolidWorks等。

通过有限元模拟，可以得出泡沫铝材料的应力、应变和疲劳寿命等性能指标。

在应力分析中，发泡剂的加入使得泡沫铝材料的应力水平显著降低；在应变分析中，泡沫铝材料的应变主要发生在泡孔内，并且沿泡孔方向的应变最大；在疲劳寿命分析中，泡沫铝材料的疲劳寿命随着泡孔密度的增加而降低。

通过对泡沫铝材料的制备与有限元模拟研究，发现制备过程中的发泡工艺对泡沫铝材料的性能具有重要影响。

同时，有限元模拟结果表明，泡沫铝材料的应力、应变和疲劳寿命等性能指标受到泡孔结构、密度等因素的影响。

然而，目前的研究还存在一些不足之处，如制备过程中工艺参数的控制、有限元模拟中材料模型的精度等问题需要进一步探讨。

为了更好地应用泡沫铝材料，未来的研究方向可以从以下几个方面展开：优化制备工艺：进一步研究发泡工艺中的关键参数，如发泡剂类型、温度和压力等对泡沫铝材料性能的影响，为实现制备过程的优化提供依据。

ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ２０２３，４５（３）：５８４⁃５９０ＤＯＩ：１０ １６５７９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１ ９６６９ ２０２３ ０３ ０１１∗２０２１１００８收到初稿，２０２１１１１６收到修改稿㊂山西省自然科学基金面上项目（２０２１０３０２１２２４１１１），国家自然科学基金青年项目（１１６０２１６０），西安交通大学机械结构强度与振动国家重点实验室开放课题（ＳＶ２０１９⁃ＫＦ⁃０１），山西省 １３３１工程 重点创新团队项目资助㊂∗∗于志强，男，１９９６年生，山西运城人，汉族，太原理工大学硕士研究生，主要研究方向为纤维增强复合材料夹芯结构的力学性能分析㊂∗∗∗郭章新（通信作者），男，１９８３年生，山东菏泽人，汉族，太原理工大学副教授，博士，主要研究方向为复合材料及其结构的力学性能分析㊂∗∗∗∗梁建国，男，１９７５年生，山东菏泽人，汉族，太原理工大学教授，博士，主要研究方向为碳纤维复合材料开发及应用㊂复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能∗ＴＨＲＥＥＰＯＩＮＴＢＥＮＤＩＮＧＰＥＲＦＯＲＭＡＮＣＥＯＦＣＯＭＰＯＳＩＴＥＨＯＮＥＹＣＯＭＢＳＡＮＤＷＩＣＨＳＴＲＵＣＴＵＲＥ于志强∗∗１，３㊀郭章新∗∗∗１，２㊀卫世义１㊀梁建国∗∗∗∗４㊀李永存１，５㊀郑伟鹏１（１．太原理工大学机械与运载工程学院应用力学研究所，太原０３００２４）（２．华阳新材料科技集团有限公司，阳泉０４５０００）（３．西安交通大学航天学院机械结构强度与振动国家重点实验室，西安７１００４９）（４．太原理工大学机械与运载工程学院先进成形与智能装备研究院，太原０３００２４）（５．太原理工大学材料强度与结构冲击山西省重点实验室，太原０３００２４）ＹＵＺｈｉＱｉａｎｇ１，３㊀ＧＵＯＺｈａｎｇＸｉｎ１，２㊀ＷＥＩＳｈｉＹｉ１㊀ＬＩＡＮＧＪｉａｎＧｕｏ４㊀ＬＩＹｏｎｇＣｕｎ１，５㊀ＺＨＥＮＧＷｅｉＰｅｎｇ１（１．ＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＡｐｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ，ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＶｅｈｉｃｌｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）（２．ＨｕａｙａｎｇＮｅｗＭａｔｅｒｉａｌＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＧｒｏｕｐＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｙａｎｇｑｕａｎ０４５０００，Ｃｈｉｎａ）（３．ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＳｔｒｅｎｇｔｈａｎｄＶｉｂｒａｔｉｏｎｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅ，ＸｉᶄａｎＪｉａｏｔｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉᶄａｎ７１００４９，Ｃｈｉｎａ）（４．ＡｄｖａｎｃｅｄＦｏｒｍｉｎｇａｎｄＩｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔＥｑｕｉｐｍｅｎｔＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＶｅｈｉｃｌｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）（５．ＳｈａｎｘｉＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＭａｔｅｒｉａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ＆ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＩｍｐａｃｔ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）摘要㊀通过三点弯曲试验研究了纤维增强复合材料铝蜂窝夹芯结构的力学性能㊂分析了不同面板类型（碳纤维面板㊁玻璃纤维面板㊁碳纤维／玻璃纤维面板）以及面板厚度和芯体孔径大小对结构破坏模式㊁极限载荷和能量吸收的影响㊂结果表明，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构相较于其他两种结构，其极限载荷和能量吸收更强；面板越厚，芯体孔径越小，结构的极限载荷和能量吸收越强；面板厚度对于能量吸收影响较大，芯体孔径对极限载荷影响较大㊂对碳纤维／铝蜂窝夹芯结构进行有限元模拟，对其破坏变形过程进行对比分析后，验证了模型的有效性，为试验的设计和分析提供了指导与帮助㊂关键词㊀复合材料㊀蜂窝夹芯结构㊀三点弯曲㊀极限载荷㊀能量吸收中图分类号㊀ＴＢ３３２㊀㊀㊀㊀㊀㊀Ａｂｓｔｒａｃｔ㊀Ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄｂｙｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｔｅｓｔ．Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｙｐｅｓｏｆｐａｎｅｌｓ（ｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ，ｇｌａｓｓｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ，ｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ｇｌａｓｓｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ），ｐａｎｅｌｔｈｉｃｋｎｅｓｓａｎｄｃｏｒｅａｐｅｒｔｕｒｅｏｎｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓ，ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｈａｓｓｔｒｏｎｇｅｒｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｔｈａｎｔｈｅｏｔｈｅｒｔｗｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．Ｔｈｅｔｈｉｃｋｅｒｔｈｅｐａｎｅｌ，ｔｈｅｓｍａｌｌｅｒｔｈｅｃｏｒｅａｐｅｒｔｕｒｅ，ｔｈｅｓｔｒｏｎｇｅｒｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｔｈｅｐａｎｅｌｈａｓａｇｒｅａｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ，ａｎｄｔｈｅａｐｅｒｔｕｒｅｏｆｔｈｅｃｏｒｅｈａｓａｇｒｅａｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄ．Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｉｔｓｆａｉｌｕｒｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｖｅｒｉｆｙｔｈｅｖａｌｉｄｉｔｙｏｆｔｈｅｍｏｄｅｌ，ａｎｄｐｒｏｖｉｄｅｇｕｉｄａｎｃｅａｎｄｈｅｌｐｆｏｒｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄｅｓｉｇｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ㊀Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌ；Ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ；Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇ；Ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄ；Ｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８５㊀㊀Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒ：ＧＵＯＺｈａｎｇＸｉｎ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗｏｘｉｎｔａｎｒａｎ２１５＠１６３．ｃｏｍ，Ｔｅｌ：＋８６⁃３５１⁃６０１４００８，Ｆａｘ：＋８６⁃３５１⁃６０１４００８ＴｈｅｐｒｏｊｅｃｔｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＳｈａｎｘｉＰｒｏｖｉｎｃｅ（Ｎｏ．２０２１０３０２１２２４１１１），ｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ（Ｎｏ．１１６０２１６０），ｔｈｅＯｐｅｎｉｎｇＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｆｏｒＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＳｔｒｅｎｇｔｈａｎｄＶｉｂｒａｔｉｏｎｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ（Ｎｏ．ＳＶ２０１９⁃ＫＦ⁃０１），ａｎｄｔｈｅ １３３１ｐｒｏｊｅｃｔ ＫｅｙＩｎｎｏｖａｔｉｏｎＴｅａｍｓｏｆＳｈａｎｘｉＰｒｏｖｉｎｃｅ．Ｍａｎｕｓｃｒｉｐｔｒｅｃｅｉｖｅｄ２０２１１００８，ｉｎｒｅｖｉｓｅｄｆｏｒｍ２０２１１１１６．０㊀引言㊀㊀复合材料蜂窝夹芯结构是一种具有高比强度，高比刚度的新型轻质复合材料结构，由具有高强度㊁高模量的复合材料面板和低密度㊁多功能性的蜂窝芯子组成［１］㊂因其结构可以有效提升材料利用率，减轻构件质量，同时隔热㊁隔音㊁透薄性能良好，能有效提升结构抗弯刚度，因而广泛应用于航空航天㊁汽车及船舶等其他工程领域［２⁃４］㊂ＷＡＮＧＺ等［５］提出碳纤维复合材料夹芯结构是一种很好的能量吸收结构㊂ＧＩＢＳＯＮＬＪ等［６］提出了适合蜂窝夹芯结构的单胞理论，阐述了蜂窝夹芯结构的机械性能与芯体孔径的性能和几何形状的关系㊂彭可望［７］采用试验与数值模拟相结合的方法，研究了铝合金蜂窝夹芯结构面板与芯子之间黏结界面的力学断裂性能，为铝合金蜂窝夹芯结构的界面设计提供了数据支持㊂许多学者对蜂窝夹芯结构的力学性能和破坏模式进行了研究㊂ＳＵＮＺ等［８］研究了三点弯曲试验不同加载速率对碳纤维／蜂窝夹层结构力学性能的影响，通过将碳纤维黏结在蜂窝芯的小孔上改善界面，解释了裂纹隔离现象是防止夹层试件界面损伤的主要机制㊂ＯＧＡＳＡＷＡＲＡＴ等［９］采用高速观测摄像机观察了碳纤维增强复合材料／ＮｏｍｅｘＴＭ蜂窝夹芯板的弯曲失效过程，阐明了夹芯板受弯破坏机制㊂石姗姗等［１０］利用有限元软件Ａｂａｑｕｓ建立了碳纤维／铝蜂窝夹芯结构三点弯曲的模型，研究了Ｋｅｖｌａｒ短纤维界面增韧对碳纤维／铝蜂窝夹芯结构宏观力学性能的影响，增韧界面未发生界面脱黏，而是芯体撕裂导致面芯剥离㊂ＵＤＤＩＮＭＮ等［１１］对碳纤维预浸料复合材料的无黏结蜂窝夹层结构和使用额外胶黏剂的碳纤维蜂窝夹芯结构进行了比较研究㊂ＳＵＢＨＡＮＩＴ［１２］通过三点弯曲试验研究了蜂窝夹层结构的力学性能，优化了蜂窝芯和面板的固化参数㊂一些学者通过试验和数值模拟研究了复合材料蜂窝夹层结构的损伤［１３⁃１５］㊁平压性能［１６⁃１９］㊁轴向压缩性能［２０⁃２１］㊂本文通过三点弯曲试验研究了纤维／铝蜂窝夹芯结构的宏观力学性能，讨论了面板类型㊁面板厚度㊁芯体孔径对纤维／铝蜂窝夹芯结构的极限载荷㊁能量吸收和破坏模式的影响规律㊂同时，通过对纤维／铝蜂窝夹芯结构的有限元模拟，对其在三点弯曲下的变形形态和破坏模式做出分析㊂１㊀试验１ １㊀材料及试件制备㊀㊀本文研究的是碳纤维／铝蜂窝夹芯结构，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构㊂铝蜂窝芯体孔径分别为１ ５ｍｍ㊁２ｍｍ㊁３ｍｍ，蜂窝壁厚为０ ０５ｍｍ㊁高度为９ｍｍ㊂碳纤维面板使用面密度为２００ｇ／ｍ２的Ｔ３００平纹编织碳纤维，玻璃纤维面板使用面密度为４００ｇ／ｍ２的玻璃纤维㊂环氧树脂及固化剂使用北京科斯拉公司生产的ＥＰＯＬＡＭ２０４０ＲＥＳＩＮ与ＥＰＯＬＡＭ２０４２ＨＡＲＤＥＮＥＲ，环氧树脂和固化剂的质量比为１００ʒ３２，此树脂体系在室温（２５ħ）下的黏度为３１０ｍＰａ㊃ｓ㊁密度为１ １０ｇ／ｃｍ３㊂采用真空辅助成型工艺（ＶａｃｕｕｍＡｓｓｉｓｔｅｄＲｅｓｉｎＩｎｆｕｓｉｏｎ，ＶＡＲＩ）制备碳纤维面板㊁玻璃纤维面板和碳纤维／玻璃纤维面板，将铝蜂窝和制备好的面板裁剪为相同尺寸后，使用ＥＰＯＬＡＭ２０４０／２０４２按图１所示将其组装固化㊂图１㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构示意图Ｆｉｇ．１㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ１ ２㊀测试及试验设计㊀㊀本文采用ＧＯＴＥＣＨ高铁检测仪器万能试验机进行三点弯曲试验，如图２所示，试验机通过控制位移实现准静态加载，加载速率为２ｍｍ／ｍｉｎ，测压传感器量程为３０ｋＮ㊂当试件发出较大噪声且试件承载力突然降低时，认为试件被破坏，试验终止㊂㊀５８６㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀图２㊀试验装置Ｆｉｇ．２㊀Ｔｅｓｔｄｅｖｉｃｅ根据ＡＳＴＭＣ３９３Ｍ⁃０６［２２］设计三点弯曲试件尺寸㊂上下面板类型有３种，分别为碳纤维面板㊁玻璃纤维面板㊁碳纤维／玻璃纤维面板；碳纤维面板层数分别为４层㊁５层㊁６层；玻璃纤维面板层数分别为３层㊁４层㊁５层；碳纤维／玻璃纤维面板层数分别为３层［ＧＣＧ］㊁４层［ＧＣＧＣ］㊁５层［ＧＣＧＣＧ］，碳纤维面板单层板厚约为０ ２５ｍｍ，玻璃纤维面板单层板厚约为０ ３５ｍｍ㊂试件总长ｌ＝１２０ｍｍ，宽度ｂ＝４０ｍｍ，跨长Ｓ＝８０ｍｍ，芯层厚度ｃ＝９ｍｍ，试件分类见表１㊂表１㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构试件分类Ｔａｂ．１㊀Ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｐｅｃｉｍｅｎｓ试件类型Ｓｐｅｃｉｍｅｎｔｙｐｅ面板类型Ｐａｎｅｌｔｙｐｅ芯层孔径Ｔｈｅｃｏｒｅｌａｙｅｒａｐｅｒｔｕｒｅ／ｍｍ面板层数ＴｈｅｌａｙｅｒｎｕｍｂｅｒｏｆｐａｎｅｌＣ４ＡＣＦＲＰ１ ５４Ｃ５ＡＣＦＲＰ１ ５５Ｃ６ＡＣＦＲＰ１ ５６Ｃ６ＢＣＦＲＰ２６Ｃ６ＣＣＦＲＰ３６Ｇ３ＡＧＦＲＰ１ ５３Ｇ４ＡＧＦＲＰ１ ５４Ｇ５ＡＧＦＲＰ１ ５５Ｇ５ＢＧＦＲＰ２５Ｇ５ＣＧＦＲＰ３５Ｈ３ＡＨＦＲＰ１ ５３Ｈ４ＡＨＦＲＰ１ ５４Ｈ５ＡＨＦＲＰ１ ５５Ｈ５ＢＨＦＲＰ２５Ｈ５ＣＨＦＲＰ３５２㊀结果与讨论２ １㊀不同面板类型试件的破坏模式㊀㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图３所示，对不同面板类型的纤维／铝蜂窝夹芯结构在三点弯曲载荷下的破坏模式进行对比分析㊂由图３可以看出，在０⁃Ａ阶段，三个试件趋势基本一致，Ｃ６Ａ试件在加载位移达到３ｍｍ时，极限载荷约图３㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．３㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ６Ａ，Ｇ４Ａ，Ｈ５Ａ为２１３０Ｎ，Ｈ５Ａ试件在加载位移达到３ ６ｍｍ时，极限载荷约为１８４５Ｎ，Ｇ４Ａ试件在加载位移达到２ｍｍ时，极限载荷约为１４８７Ｎ㊂加载头附近芯层状态完好，无压塌迹象，芯层两侧出现铝蜂窝芯壁剪切变形㊁发生褶皱㊂在Ａ⁃Ｂ阶段，Ｃ６Ａ㊁Ｈ５Ａ试件载荷缓慢下降，进入平稳流动阶段，同时芯层剪切变形情况愈发明显，剪切破坏区域逐渐扩大，随着加载头位移逐渐增加，芯层剪切刚度大幅下降，上面板弯曲变形逐渐加大直至折断破坏，纤维／铝蜂窝夹芯结构逐步发生整体破坏㊂此阶段Ｇ４Ａ试件出现多一个波峰的情况，在加载位移逐渐增加时，玻璃纤维面板弯曲变形增大，由于玻璃纤维面板韧性较强，上面板发生部分断裂，并未完全断裂，试件载荷稍微下降，随着位移增加，加载头与上面板接触面积变大，载荷达到另一个峰值，其余破坏模式与Ｃ６Ａ㊁Ｈ５Ａ试件相同㊂在Ｂ⁃Ｃ阶段，随加载位移的增加，试件左右两侧倾斜角度越来越大，载荷缓慢下降到最低点后逐渐增加，下面板逐渐发生弯曲变形，载荷到达峰值后，下面板发生断裂，试件失效㊂同时，由于玻璃纤维韧性较强，Ｃ６Ａ试件在加载位移达到１６ｍｍ时，下面板断裂，试件失效，Ｈ５Ａ试件的失效位移为２０ｍｍ，Ｇ４Ａ试件的失效位移为２１ ５ｍｍ㊂试件失效图如图４所示㊂对比Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ这三种不同面板类型试件的破坏模式发现，在试件厚度基本一致的情况下，极限载荷差距明显，Ｃ６Ａ试件的极限承载力较Ｇ４Ａ试件极限承载力高４３％，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｇ４Ａ试件极限承载力高２４％㊂这表明厚度条件一定下，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构承载力更高㊁强度更高，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构次之；而玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构承载变形能力更强，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构次之㊂２ ２㊀面板厚度的影响㊀㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ的载荷⁃位移曲线如图５所示㊂图５中，Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ三个试件破坏模式大体相似，夹芯结构发生弯曲⁃剪切㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８７㊀㊀图４㊀试件失效图Ｆｉｇ．４㊀Ｓｐｅｃｉｍｅｎｆａｉｌｕｒｅｄｉａｇｒａｍ变形，由于Ｃ６Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ４Ａ面板厚度依次降低，面板承载力降低，其载荷⁃位移曲线也呈现依次下降趋势㊂在加载位移达到３ｍｍ时，Ｃ６Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ４Ａ的极限载荷分别为２１３０Ｎ㊁１８１０Ｎ㊁１５５０Ｎ，试件达到极限载荷后，结构逐步发生破坏，直至失效㊂其中，Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ试件在加载位移１０ｍｍ左右时，随加载位移的增加，载荷缓慢增加，直至下面板弯曲折断；Ｃ４Ａ试件在加载位移１０ｍｍ之后载荷没有升高，而是进入平缓阶段保持稳定，由于面板较薄，刚度较低，面板破坏载荷与此时载荷值相近，没有发生载荷升高迹象㊂图５㊀试件Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．５㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ４Ａ，Ｃ５Ａ，Ｃ６Ａ对比Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ三个碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｃ６Ａ试件极限承载力较Ｃ４Ａ试件极限承载力高３７％，Ｃ５Ａ试件极限承载力较Ｃ４Ａ试件极限承载力高１７％㊂该结果表明，碳纤维面板越厚，结构极限承载力越强，并且差别明显㊂玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图６所示㊂试件在加载位移２ｍｍ时到达极限载荷，随着加载位移逐渐增加，加载头与试件上面板接触面积增大，芯层发生剪切变形，试件上面板发生弯曲变形并出现部分断裂㊂图６㊀试件Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．６㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＧ３Ａ，Ｇ４Ａ，Ｇ５Ａ试件极限载荷情况如表２所示㊂对比Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ三个玻璃纤维／铝蜂窝夹芯板试件发现，Ｇ５Ａ试件极限承载力较Ｇ３Ａ试件极限承载力高５３％，Ｇ４Ａ试件极限承载力较Ｇ３Ａ试件极限承载力高３４％㊂该结果表明，玻璃纤维面板越厚，结构极限承载力越强，并且差别很明显㊂表２㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构试件三点弯曲状态下的极限载荷与能量吸收Ｔａｂ．２㊀Ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｓｔａｔｅ试件类型Ｓｐｅｃｉｍｅｎｔｙｐｅ极限载荷ＵｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄＦ／Ｎ能量吸收ＥｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎＥ／ｍＪＣ４Ａ１５５０１８４２５Ｃ５Ａ１８１０２１８３５ ５Ｃ６Ａ２１３０２８３５６Ｃ６Ｂ１８００２４０９９ ５Ｃ６Ｃ１４００２１３４５Ｇ３Ａ１１１０１６３４３ ４Ｇ４Ａ１４８７２１３７５ ５Ｇ５Ａ１７０２２６６７１Ｇ５Ｂ１２６２１８００３ ６Ｇ５Ｃ８３０１３０３０ ４Ｈ３Ａ１４００１４８０４Ｈ４Ａ１５８０２１４６０ ９Ｈ５Ａ１８４５２６９９２ ４Ｈ５Ｂ１３８０１９４３０Ｈ５Ｃ１２６０１７７６５ ２碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图７所示㊂在图７中，Ｈ３Ａ试件在加载位移１ｍｍ时达到极限载荷１４００Ｎ；Ｈ４Ａ和Ｈ５Ａ试件在加载位移３ ６ｍｍ时达到极限载荷，分别为１５８０Ｎ和１８４５Ｎ㊂之后的破坏模式和失效过程类似，载荷位移逐渐增加，试件发生弯曲⁃剪切变形，直至面板被破坏，试件失效㊂对比Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ三个碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｈ３Ａ试件极限承载力高３２％，Ｈ４Ａ试件极限承载力较Ｈ３Ａ㊀５８８㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀图７㊀试件Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．７㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＨ３Ａ，Ｈ４Ａ，Ｈ５Ａ试件极限承载力高１３％㊂该结果表明，碳纤维／玻璃纤维面板越厚，结构极限承载力越强㊂２ ３㊀芯体孔径的影响㊀㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ的载荷⁃位移曲线如图８所示㊂在图８中，Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件破坏模式和失效演变过程有所差别，Ｃ６Ａ在加载位移３ｍｍ时达到极限载荷２１３０Ｎ，Ｃ６Ｂ在加载位移０ ８ｍｍ时达到极限载荷１８００Ｎ，Ｃ６Ｃ在加载位移０ ６５ｍｍ时达到极限载荷１４００Ｎ㊂随着铝蜂窝芯体孔径增加，芯层剪切刚度下降，达到极限载荷后，Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件随载荷位移增加，芯层发生剪切变形，部分压塌，然后加载头与上面板接触面积逐渐增加，上面板起主要承载作用㊂图８㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．８㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ６Ａ，Ｃ６Ｂ，Ｃ６Ｃ对比Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ三个碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｃ６Ａ试件极限承载力较Ｃ６Ｃ试件极限承载力高５２％，Ｃ６Ｂ试件极限承载力较Ｃ６Ｃ试件极限承载力高２９％㊂该结果表明，芯体孔径越小，结构极限承载力越强，差别比较明显㊂玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ的载荷⁃位移曲线如图９所示㊂对比Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ三个玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｇ５Ａ试件极限承载力较Ｇ５Ｃ试件极限承载力高１０５％，Ｇ５Ｂ试件极限承载力较Ｇ５Ｃ试件极限承载力高５２％㊂该结果表明，芯层孔径越小，结构图９㊀试件Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．９㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＧ５Ａ，Ｇ５Ｂ，Ｇ５Ｃ极限承载力越强，并且差距十分明显㊂㊀㊀碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ的载荷⁃位移曲线如图１０所示㊂图１０㊀试件Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．１０㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＨ５Ａ，Ｈ５Ｂ，Ｈ５Ｃ对比Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ三个碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｈ５Ｃ试件极限承载力提高４６％，Ｈ５Ｂ试件极限承载力较Ｈ５Ｃ试件极限承载力提高１０％㊂该结果表明，芯体孔径越小，结构极限承载力越强㊂２ ４㊀夹芯结构的能量吸收㊀㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构三点弯曲能量吸收如图１１所示，选取试件０ ２０ｍｍ的载荷⁃位移曲线进行积分㊂整体来看，纤维／铝蜂窝夹芯结构能量吸收的能力较强㊂图１１（ａ）为碳纤维／铝蜂窝夹芯结构能量吸收图，Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件的平均能量吸收分别为１８４２５ｍＪ㊁２１８３５ ５ｍＪ㊁２８３５６ｍＪ㊁２４０９９ ５ｍＪ㊁２１３４５ｍＪ；由此可以发现，芯体孔径越小，试件能量吸收越多；面板厚度越厚，试件能量吸收越多；两者之间，面板厚度的影响更大，变形能量主要存储于面板㊂图１１（ｂ）中，Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ试件的平均能量吸收分别为１６３４３ ４ｍＪ㊁２１３７５ ５ｍＪ㊁２６６７１ｍＪ㊁１８００３ ６ｍＪ㊁１３０３０ ４ｍＪ；图１１（ｃ）中，Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ试件的平均能量吸收分别为１４８０４ｍＪ㊁２１４６０ ９ｍＪ㊁２６９９２ ４ｍＪ㊁１９４３０ｍＪ㊁１７７６５ ２ｍＪ；从图１１（ｂ）㊁图１１（ｃ）中所得结论与图１１（ａ）相同㊂㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８９㊀㊀图１１㊀夹芯结构三点弯曲能量吸收Ｆｉｇ．１１㊀Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ３㊀夹芯结构的三点弯曲有限元分析３ １㊀有限元模型的建立㊀㊀本节采用有限元方法进行模拟计算，为分析预测纤维／铝蜂窝夹芯结构在三点弯曲载荷下的变形和破坏模式提供指导㊂利用Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ建立的三点弯曲试验模型如图１２所示，基于第１ ２节给出的Ｃ４Ａ尺寸，碳纤维面板采用Ｃ３Ｄ８Ｒ单元，铝蜂窝芯体采用Ｓ４Ｒ单元，单元尺寸为１ｍｍ，支撑和加载头为刚体，进行建模㊂有限元分析中，面板与铝蜂窝芯体之间使用ｔｉｅ绑定，视作理想黏接，不考虑脱胶问题㊂使用Ｖｕｍａｔ子程序进行计算，以期准确模拟纤维面板的大变形弯曲及破坏㊂图１２㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构有限元模型Ｆｉｇ．１２㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ３ ２㊀载荷响应与变形形态㊀㊀图１３所示是Ｃ４Ａ试件的试验与有限元模拟的载荷⁃位移曲线对比㊂由图１３可以发现，Ｃ４Ａ试件试验与有限元模拟的载荷⁃位移曲线趋势相似，基本吻合，试验所得极限载荷为１５５０Ｎ，有限元模拟所得极限载荷为１６２５Ｎ，相对误差为４ ８％㊂图１４所示是Ｃ４Ａ试件的试验与有限元模拟破坏及变形过程，试验与模拟的破坏模式和失效过程基本相同，吻合较好㊂这表明了建立的有限元模型合理，验证了模型的有效性，对三点弯曲试验具有较高的参考价值㊂４㊀结论㊀㊀本文研究了纤维增强复合材料铝蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能，通过三点弯曲试验与数值模拟的对比，图１３㊀试件Ｃ４Ａ试验仿真载荷⁃位移曲线对比Ｆｉｇ．１３㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｂｅｔｗｅｅｎＣ４Ａｓｐｅｃｉｍｅｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｔｅｓｔ图１４㊀Ｃ４Ａ试件试验与有限元模拟变形形态演化对比Ｆｉｇ．１４㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆＣ４Ａｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙｅｖｏｌｕｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｅｓｔａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ对其面板类型㊁面板厚度㊁芯体孔径对纤维／铝蜂窝夹芯结构的极限载荷㊁能量吸收和破坏模式的影响规律进行了研究，得到了以下主要结论：１）对比碳纤维／铝蜂窝夹芯结构㊁玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构㊁碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构三者之间的破坏模式，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构载荷⁃位移曲线更加平滑，玻璃纤维面板韧性较强，失效位移较大，变形的能力较强，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构次之㊂２）对于面板类型㊁面板厚度和芯体孔径大小对结构极限载荷和能量吸收的影响，碳纤维／铝蜂窝夹芯结㊀５９０㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀构相较于其他两种结构，其极限载荷和能量吸收更强；面板越厚，芯体孔径越小，结构的极限载荷和能量吸收越强；面板厚度对于能量吸收影响较大，芯体孔径对极限载荷影响较大，并且差别非常明显㊂３）碳纤维／铝蜂窝夹芯结构有限元模拟所得的变形过程和破坏模式与试验基本一致，极限载荷相对误差为４ ８％，吻合较好，验证了模型的有效性㊂本文模型可以指导纤维／铝蜂窝夹芯结构的性能分析㊂参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］㊀ＰＥＴＲＡＳＡ，ＳＵＴＣＬＩＦＦＥＭＰＦ．Ｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｍａｐｓｆｏｒｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，１９９９，４４（４）：２３７⁃２５２．［２］㊀金㊀迪，乔凌云，凡㊀玉．芯层高度对复合材料蜂窝夹层结构总体稳定性的影响［Ｊ］．机械强度，２０１７，３９（５）：１１６４⁃１１６８．ＪＩＮＤｉ，ＱＩＡＯＬｉｎｇＹｕｎ，ＦＡＮＹｕ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｒｅｈｅｉｇｈｔｏｎｇｅｎｅｒａｌｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ，２０１７，３９（５）：１１６４⁃１１６８（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［３］㊀吉国明，付珍娟，寇飞行，等．两种含天线复合材料结构的性能对比［Ｊ］．机械强度，２０１１，３３（２）：３１２⁃３１６．ＪＩＧｕｏＭｉｎｇ，ＦＵＺｈｅｎＪｕａｎ，ＫＯＵＦｅｉＸｉｎｇ，ｅｔａｌ．Ｃｏｎｔｒａｓｔｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓｏｆｔｗｏｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈａｎｔｅｎｎａｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ，２０１１，３３（２）：３１２⁃３１６（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［４］㊀ＪＩＮＧＬ，ＷＡＮＧＺ，ＮＩＮＧＪ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｂｅａｍｓｗｉｔｈｏｐｅｎ⁃ｃｅｌｌｍｅｔａｌｆｏａｍｃｏｒｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＢ：Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１１，４２（１）：１⁃１０．［５］㊀ＷＡＮＧＺ，ＬＩＵＪ．ＭｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｆｉｌｌｅｄｗｉｔｈｃｉｒｃｕｌａｒＣＦＲＰｔｕｂｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＢ：Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１８，１３５：２３２⁃２４１．［６］㊀ＧＩＢＳＯＮＬＪ，ＡＳＨＢＹＭＦ．Ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃｓｏｆｔｗｏ⁃ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｅｌｌｕｌａｒｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＲｏｙａｌＳｏｃｉｅｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎ，１９８２，３８２（１７８２）：４３⁃５９．［７］㊀彭可望．铝蜂窝夹层结构界面断裂性能研究［Ｄ］．大连：大连理工大学，２０１９：２１⁃４８．ＰＥＮＧＫｅＷａｎｇ．Ｓｔｕｄｙｏｎｉｎｔｅｒｆａｃｅｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ［Ｄ］．Ｄａｌｉａｎ：ＤａｌｉａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９：２１⁃４８（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［８］㊀ＳＵＮＺ，ＣＨＥＮＨ，ＳＯＮＧＺ，ｅｔａｌ．Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓｗｉｔｈｓｈｏｒｔ⁃ｆｉｂｅｒｔｉｓｓｕｅａｎｄｃａｒｂｏｎ⁃ｆｉｂｅｒｂｅｌｔｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｏａｄｉｎｇｒａｔｅ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＡ：ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２０２１（１４３）：１０６２８９．［９］㊀ＯＧＡＳＡＷＡＲＡＴ，ＹＯＳＨＩＮＡＧＡＨ，ＯＩＷＡＭ，ｅｔａｌ．Ｈｉｇｈ⁃ｓｐｅｅｄｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎｏｆｂｅｎｄｉｎｇｆｒａｃｔｕｒｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｌａｓｔｉｃｃｏｍｐｏｓｉｔｅ／ＮｏｍｅｘＴＭｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳａｎｄｗｉｃｈＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０２０，２３（６）：１９８７⁃１９９９．［１０］㊀石姗姗，陈秉智，陈浩然，等．Ｋｅｖｌａｒ短纤维增韧碳纤维／铝蜂窝夹芯板三点弯曲与面内压缩性能［Ｊ］．复合材料学报，２０１７，３４（９）：１９５３⁃１９５９．ＳＨＩＳｈａｎＳｈａｎ，ＣＨＥＮＢｉｎｇＺｈｉ，ＣＨＥＮＨａｏＲａｎ，ｅｔａｌ．Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇａｎｄｉｎ⁃ｐｌａｎｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｃａｒｂｏｎ⁃ｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍ⁃ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓｗｉｔｈｓｈｏｒｔ⁃Ｋｅｖｌａｒ⁃ｆｉｂｅｒｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ［Ｊ］．ＡｃｔａＭａｔｅｒｉａｅＣｏｍｐｏｓｉｔａｅＳｉｎｉｃａ，２０１７，３４（９）：１９５３⁃１９５９（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［１１］㊀ＵＤＤＩＮＭＮ，ＧＡＮＤＹＨＴＮ，ＲＡＨＭＡＮＭＭ，ｅｔａｌ．Ａｄｈｅｓｉｖｅｌｅｓｓｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｆｐｒｅｐｒｅｇｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｆｏｒｐｒｉｍａｒｙｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＡｄｖａｎｃｅｄＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄＨｙｂｒｉｄＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０１９，２（２）：３３９⁃３５０．［１２］㊀ＳＵＢＨＡＮＩＴ．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｕｓｉｎｇｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｔｅｓｔ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｎｄＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１９，９（２）：３９５５⁃３９５８．［１３］㊀ＫＡＴＵＮＩＮＡ，ＷＲＯＮＫＯＷＩＣＺ⁃ＫＡＴＵＮＩＮＡ，ＤＡＮＥＫＷ，ｅｔａｌ．ＭｏｄｅｌｉｎｇｏｆａｒｅａｌｉｓｔｉｃｂａｒｅｌｙｖｉｓｉｂｌｅｉｍｐａｃｔｄａｍａｇｅｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｂａｓｅｄｏｎＮＤＴｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１（２６７）：１１３８８９．［１４］㊀ＤＵＯＮＧＴＨＩＰＴＨＥＷＡＡ，ＬＵＭ，ＤＵＫ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｌｉｇｈｔｎｉｎｇｄａｍａｇｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈ／ｗｉｔｈｏｕｔａｃａｒｂｏｎ⁃ｂａｓｅｄｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎｌａｙｅｒ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１，２６０：１１３４５２．［１５］㊀ＧＵＯＺＸ，ＬＩＺＧ，ＺＨＵＨ，ｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｂｏｌｔｅｄｊｏｉｎｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓｕｎｄｅｒｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＴｏｄａｙＣｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎｓ，２０２０（２３）：１⁃８．［１６］㊀ＬＩＤＳ，ＹＡＮＧＹ，ＪＩＡＮＧＬ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｆａｂｒｉｃａｔｉｏｎ，ｈｉｇｈ⁃ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆ３Ｄｓｅｖｅｎ⁃ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｂｒａｉｄｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｕｎｄｅｒｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１，２６８：１１３９３４．［１７］㊀ＨＥＷ，ＬＩＵＪ，ＷＡＮＧＳ，ｅｔａｌ．Ｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔｂｅｈａｖｉｏｒｏｆＸ⁃ｆｒａｍｅｃｏｒｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ⁃ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｔｈｉｎ⁃ＷａｌｌｅｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１８（１３１）：７１８⁃７３５．［１８］㊀ＨＥＷ，ＬＩＵＪ，ＷＡＮＧＳ，ｅｔａｌ．Ｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔｒｅｓｐｏｎｓｅａｎｄｐｏｓｔ⁃ｉｍｐａｃｔｆｌｅｘｕｒａｌｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｗｉｔｈｃｏｒｒｕｇａｔｅｄｃｏｒｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１８（１８９）：３７⁃５３．［１９］㊀ＳＵＮＧ，ＪＩＡＮＧＨ，ＦＡＮＧＪ，ｅｔａｌ．Ｃｒａｓｈｗｏｒｔｈｉｎｅｓｓｏｆｖｅｒｔｅｘｂａｓｅｄｈｉｅｒａｒｃｈｉｃａｌｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓｉｎｏｕｔ⁃ｏｆ⁃ｐｌａｎｅｉｍｐａｃｔ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ＆Ｄｅｓｉｇｎ，２０１６（１１０）：７０５⁃７１９．［２０］㊀ＺＨＵＨ，ＬＩＤＳ，ＨＡＮＷＦ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｆｉｎ⁃ｐｌａｎｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅｏｆ３Ｄｓｉｘ⁃ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｂｒａｉｄｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈｌａｒｇｅｂｒａｉｄｉｎｇａｎｇｌｅ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ＆Ｄｅｓｉｇｎ，２０２０，１９５：１０８９１７．［２１］㊀ＷＥＩＸ，ＬＩＤ，ＸＩＯＮＧＪ．Ｆａｂｒｉｃａｔｉｏｎａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆａｎａｌｌ⁃ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｉｔｈａｈｅｘａｇｏｎｈｏｎｅｙｃｏｍｂｃｏｒｅｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｔａｉｌｏｒ⁃ｆｏｌｄｉｎｇａｐｐｒｏａｃｈ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９，１８４：１０７８７８．［２２］㊀Ｓｔａｎｄａｒｄｔｅｓｔｍｅｔｈｏｄｃｏｒｅｓｈｅａｒｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｂｙｂｅａｍｆｌｅｘｕｒｅ：ＡＳＴＭＣ３９３Ｍ⁃０６［Ｓ］．ＷｅｓｔＣｏｎｓｈｏｈｏｃｋｅｎ，ＰＡ：ＡＳＴＭＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２００６：１⁃８．。