复合材料科学与工程

３? ２ 纤维缠绕层模型

对于复合材料层ꎬ其螺旋层及环向层的总厚度

ｔ

ｆα和 ｔ

ｆβ采用网格理论[１２]进行确定:

ｔ

ｆα

＝

Ｒ?Ｐｂ

２?ｋ?σｆｂ?ｃｏｓ

２

α

ｔ

ｆβ

＝

Ｒ?Ｐｂ

２?σｆｂ

２ － ｔａｎ

２

( α)

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ïï

(１)

式中:Ｒ 为铝合金内衬筒身段半径ꎻＰｂ 为压力容器

的最小设计爆压ꎻσｆｂ为纤维的许用强度ꎻｋ 为螺旋缠

绕的应力平衡系数ꎬ其取值范围为 ０? ６５ ~ ０? ８５ꎻα 为

筒身段螺旋缠绕角度ꎮ

本文中纤维缠绕压力容器的工作压力为 ３５ ＭＰａꎬ

其设计依据为 ＧＢ / Ｔ ３５５４４—２０１７«车用压缩氢铝内

衬碳纤维全缠绕气瓶»ꎮ 水压试验压力为 ５２? ５ ＭＰａꎬ

最小设计爆破压力为 ７８? ７５ ＭＰａꎮ 纤维单层厚度为

０? ２ ｍｍꎬ纤维许用强度为 １９５０ ＭＰａꎬ计算所得缠绕

铺层方案为:[±１１２

/ ９０６

/ ±１１２

/ ９０６

/ ±１１ / ９０２ ]ꎮ

对于纤维缠绕层的建模ꎬ为了描述纤维缠绕压

力容器在封头段的变角度变厚度特性ꎬ使用 Ｐｙｔｈｏｎ

脚本结合三次样条厚度预测公式ꎬ对封头段厚度进

行建模ꎬ封头段两个带宽内的厚度计算方法如下:

ｔ(ｒ)＝ｍ１

× ｒ

０ ＋ ｍ２

× ｒ

１ ＋ ｍ３

× ｒ

２ ＋ ｍ４

× ｒ

３

(２)

其中系数 ｍ１ 、ｍ２ 、ｍ３ 和 ｍ４ 求解方法如下:

ｍ１

ｍ２

ｍ３

ｍ４

é

ë

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ù

û

ú

ú

ú

ú

ú

ú

＝

１ ｒ０

ｒ

２

０

ｒ

３

０

１ ｒ２ｂ

ｒ

２

２ｂ

ｒ

３

２ｂ

０ １ ２ｒ２ｂ ３ｒ

２

２ｂ

π(ｒ

２

２ｂ

－ｒ

２

０ )

２π

３

(ｒ

３

２ｂ

－ｒ

３

０ )

π

２

(ｒ

４

２ｂ

－ｒ

４

０ )

２π

５

(ｒ

５

２ｂ

－ｒ

５

０ )

é

ë

ê

ê

ê

ê

ê

ê

êê

ù

û

ú

ú

ú

ú

ú

ú

úú

－１

×

ｔＲ?πＲ?ｃｏｓα０

/ (ｍ０?ｂ)

ｍＲ?ｎＲ

π

ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

ｒ２ｂ

æ

è

ç

ö

ø

÷ － ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

＋ ｂ

ｒ２ｂ

æ

è

ç

ö

ø

÷

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú?ｔＲ?Ｍ

ｍＲ?ｎＲ

π

ｒ０

ｒ２ｂ

ｒ

２

２ｂ

－ ｒ

２

０

－

ｒｂ

ｒ２ｂ

ｒ

２

２ｂ

－ ｒ

２

ｂ

æ

è

çç

ö

ø

÷÷?ｔＲ?Ｍ

Ｖｃｏｎｓｔ

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ïï

ü

þ

ý

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ï

ïï

(３)

式中ꎬＶｃｏｎｓｔ为两个带宽处的纤维体积ꎬ其计算方法

如下:

Ｍ ＝１ / ａｒｃｓｉｎ

(Ｒ

２ － ｒ

２

０ ) － (Ｒ

２ － ｒ

２

ｂ) ＋ ｂ

２ [ ]

２Ｒ { }

(４)

Ｖｃｏｎｓｔ

＝∫

ｒｂ

ｒ０

２πｒ?

ｍＲ?ｎＲ

π

?ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

ｒ

æ

è

ç

ö

ø

÷?ｔ

ｐ ｄｒ ＋∫

ｒ２ｂ

ｒｂ

２πｒ?

ｍＲ?ｎＲ

π

? ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

ｒ２ｂ

æ

è

ç

ö

ø

÷ － ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

＋ ｂ

ｒ２ｂ

æ

è

ç

ö

ø

÷

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú?ｔＲ?Ｍｄｒ

(５)

其中:ｒｉ 为缠绕位置的平行圆半径ꎻｒ０ 为极孔半径ꎻｒｂ

为一个带宽处的平行圆半径ꎻｒ２ｂ为两个带宽处的平

行圆半径ꎻｔＲ 为缠绕层在筒身段的厚度ꎻｎＲ 为筒身

段螺旋缠绕单层数ꎻｍＲ 为筒身段纱片数ꎻｎ０ 为极孔

处的缠绕单层数ꎻｍ０ 为极孔处的纱片数ꎮ

在两个带宽外区域的纤维厚度计算方法为:

ｔ(ｒ)＝

ｍＲ?ｎＲ

π

ａｒｃｃｏｓ

ｒ０

ｒ２ｂ

－ ａｒｃｃｏｓ

(ｒ０

＋ ｂ)

ｒ２ｂ

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú?ｔＲ?Ｍ

(６)

通过 Ｐｙｔｈｏｎ 脚本可以将纤维缠绕层的每一层

厚度分布描绘出来ꎬ下一层纤维的厚度分布则通过

上一层纤维的外轮廓确定ꎮ 所得纤维层厚度分布如

图 ６ 所示ꎮ

图 ６ 纤维缠绕层厚度及角度分布示意图

Ｆｉｇ? ６ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ａｎｄ

ａｎｇｌｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｌａｍｅｎｔ ｗｏｕｎｄ ｌａｙｅｒ

碳纤维缠绕层在封头处的角度分布通过测地线

缠绕公式来确定:

α(ｒ)＝ａｒｃｓｉｎ(ｒ０

/ ｒ) (７)

２０２１ 年第 １２ 期 ４３

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基于精细化模型的纤维缠绕压力容器失效行为及容积特性影响因素分析

３? ３ 有限元计算模型

对于轴对称模型ꎬ为提高计算效率及精度ꎬ一般

不采用全模型进行计算ꎬ本文采用 １ / ２ 模型进行后

续的有限元计算分析ꎬ最终用于有限元计算模型如

图 ７ 所示ꎮ

图 ７ 压力容器计算模型

Ｆｉｇ? ７ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖｅｓｓｅｌ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ

由于纤维缠绕层模型是逐层建立的ꎬ可以在层间

插入黏性层ꎬ用以表征缠绕层间的分层损伤情况ꎮ 铝

合金内衬及纤维缠绕层均采用 Ｃ３Ｄ８Ｒ 单元(八结点

线性六面体单元ꎬ采用减缩积分及沙漏控制)ꎬ部分

网格过渡区域采用 Ｃ３Ｄ６ 单元(六节点单元)ꎬ其中

黏性单元采用 ＣＯＨ３Ｄ８ 单元(八结点三维黏结单元)ꎮ

３? ４ 材料属性

纤维缠绕压力容器内衬材料为 ６０６１￣Ｔ６ 铝合

金ꎬ增强纤维材料为 Ｔ７００ＣＳ￣１２Ｋ 碳纤维ꎬ树脂材料

为 ＥＷ￣６０Ｄ 环氧树脂ꎬ采用湿法缠绕后固化成型工

艺ꎮ 其材料性能如表 １、表 ２ 所示ꎮ 内聚力单元材

料属性如表 ３ 所示ꎮ

表 １ 铝合金材料力学性能参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ

参 数 数 值

弹性模量 Ｅ/ ＧＰａ ７４.１

泊松比 μ ０.２８

屈服强度/ ＭＰａ ２８１

屈服极限/ ＭＰａ ３４０

密度/ ｋｇ?ｍ

－３ ２８００

表 ２ Ｔ７００ 碳纤维/ 环氧树脂力学性能参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｔ７００ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ

参 数 数 值

纵向拉伸模量 Ｅ１

/ ＧＰａ １３４

横向拉伸模量 Ｅ２

＝Ｅ３

/ ＧＰａ ７.４２

面内泊松比 μ１２

＝ μ１３ ０.２８

面外泊松比 μ２３ ０.３

面内剪切模量 Ｇ１２

＝Ｇ１３

/ ＧＰａ ３.７１

层间剪切模量 Ｇ２３

/ ＧＰａ ４.７９

纵向拉伸强度 Ｘｔ

/ ＭＰａ １９５０

纵向压缩强度 Ｘｃ

/ ＭＰａ １２５０

横向拉伸强度 Ｙｔ

/ ＭＰａ ７４

横向压缩强度 Ｙｃ

/ ＭＰａ １８０

面内剪切强度 Ｓ / ＭＰａ ５０

密度 ρ / ｋｇ?ｍ

－３ １６８０

表 ３ 黏性层力学性能参数

Ｔａｂｌｅ ３ Ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

界面参数 数 值

弹性模量 Ｅ/ ＧＰａ ３.０

泊松比 μ ０.３５

拉伸强度 Ｓｎ

/ ＭＰａ ３０

剪切强度 Ｓｓ

＝ Ｓｔ

/ ＭＰａ ４５

拉伸断裂韧性 Ｇｎｃ

/ Ｎ?ｍｍ

－１

０.２８

剪切断裂韧性 Ｇｓｃ

/ Ｎ?ｍｍ

－１

０.７９

３? ５ 边界条件

纤维缠绕压力容器爆破压强计算模型的边界条

件主要包括图 ８(ａ)所示循环对称边界条件、图 ８(ｂ)

所示侧剖面在柱坐标系(ＲＴＺ)下的环向对称约束、

图 ８(ｃ)所示下端面的固定约束及图 ８(ｄ)所示铝合

金内衬内表面的压强载荷ꎮ 具体约束的施加如图 ８

所示ꎮ

图 ８ 边界条件施加示意图

Ｆｉｇ? ８ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｂｏｕｎｄａｒｙ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｉｍｐｏｓｉｔｉｏｎ

４４ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

３? ６ 渐进损伤计算方法

渐进损伤计算方法通过 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则判断

纤维和基体的失效情况ꎬ结合 Ｑｕａｄｓ 准则对层间黏

性单元层进行失效判断ꎮ 计算过程包括应力计算、

失效判断和材料退化三个部分ꎮ 通过应力计算结合

Ｈａｓｈｉｎ 失效判据对各单元的损伤情况进行判断ꎬ若

出现损伤则对相应单元的材料进行刚度折减ꎬ其刚

度折减规则参照 Ｃａｍｏｎｈｏ 材料退化模型[１３]

ꎬ具体退

化准则如表 ４ 所示ꎬ当整个模型的刚度折减累积到

一定程度时整个结构出现结构失效ꎮ 通过结构失效

对应的载荷来判断爆破压强的大小ꎮ 渐进损伤计算

流程图如图 ９ 所示ꎮ

表 ４ 材料性能退化准则

Ｔａｂｌｅ ４ Ｃｒｉｔｅｒｉａ ｆｏｒ ｍａｔｅｒｉａｌ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ

失效模式 退化准则

基体开裂 Ｅ２２

＝ ０.２Ｅ２２ ꎬ Ｇ１２

＝ ０.２Ｇ１２ ꎬ Ｇ２３

＝ ０.２Ｇ２３

基体挤裂 Ｅ２２

＝ ０.４Ｅ２２ ꎬ Ｇ１２

＝ ０.４Ｇ１２ ꎬ Ｇ２３

＝ ０.４Ｇ２３

纤维拉伸

破坏

Ｅ１１

＝ ０.０７Ｅ１１ ꎬ Ｅ２２

＝ ０.０７Ｅ２２ ꎬ Ｅ３３

＝ ０.０７Ｅ３３ ꎬ Ｇ１２

＝ ０.０７Ｇ１２

Ｇ１３

＝ ０.０７Ｇ１３ ꎬ ｖ１２

＝ ０.０７ｖ１２ ꎬ ｖ１３

＝ ０.０７ｖ１３ ꎬ ｖ２３

＝ ０.０７ｖ２３

纤维压缩

破坏

Ｅ１１

＝ ０.１４Ｅ１１ ꎬ Ｅ２２

＝ ０.１４Ｅ２２ ꎬ Ｅ３３

＝ ０.１４Ｅ３３ ꎬ Ｇ１２

＝ ０.１４Ｇ１２

Ｇ１３

＝ ０.１４Ｇ１３ ꎬ ｖ１２

＝ ０.１４ｖ１２ ꎬ ｖ１３

＝ ０.１４ｖ１３ ꎬ ｖ２３

＝ ０.１４ｖ２３

图 ９ 渐进损伤计算流程图

Ｆｉｇ? ９ Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ ｆｌｏｗ ｃｈａｒｔ

Ｈａｓｈｉｎ 失效准则包括纤维的拉伸与剪切破坏、

纤维的压缩与剪切破坏、基体拉伸与剪切破坏以及

基体压缩与剪切破坏四种ꎬ在 Ａｂａｑｕｓ 中以结果状态

定义变量来表示ꎬ具体计算方式如下:

纤维拉伸及剪切破坏(σ１１≥０):

σ１

Ｘｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋ α

τ１２

Ｓ１２

æ

è

ç

ö

ø

÷ ＋

τ１３

Ｓ１３

æ

è

ç

ö

ø

÷

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

２

≥１ (８)

纤维压缩及剪切破坏(σ１１<０):

σ１

Ｘｃ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

≥１ (９)

基体拉伸及剪切破坏(σ２２

＋σ３３≥０):

σ２

＋σ３

Ｙｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

τ

２

１２

＋ τ

２

１３

Ｓ

２

１２

＋

τ

２

２３

－σ２?σ３

Ｓ

２

２３

≥１ (１０)

基体压缩及剪切破坏(σ２２

＋σ３３<０):

Ｙｃ

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

－ １

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú?

σ２

＋σ３

Ｙｃ

＋

σ２

＋σ３

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

τ

２

１２

＋ τ

２

１３

Ｓ

２

１２

＋

τ

２

２３

－σ２?σ３

Ｓ

２

２３

≥１

(１１)

４ 结果与讨论

４? １ 纤维缠绕压力容器有限元结果分析

通过渐进损伤计算结果可以看出纤维缠绕压力

容器出现结构失效的主要原因是筒身段环向层纤维

发生大面积拉伸断裂损伤[１４￣１６]

ꎮ 且压力容器发生结

构失效时ꎬ螺旋缠绕层出现了大面积基体拉伸损伤ꎬ

纤维缠绕层间也出现了较大面积的分层现象ꎮ 图

１０ 给出了压力容器发生结构失效时各损伤结果ꎬ为

了使结果呈现得更加直观ꎬ将纤维拉伸损伤结果中

最内层的螺旋层在结果显示时去除一半ꎬ从实际损

伤结果可以看出ꎬ导致内胆出现爆破的主要原因是

筒身段环向缠绕纤维出现大面积损伤ꎬ与纤维拉伸

损伤结果一致ꎻ与此同时ꎬ各纤维缠绕层间及纤维层

与铝合金内衬脱开ꎬ与层间损伤计算结果[１７￣２０]一致ꎮ

图 １０ 结构发生失效时压力容器损伤结果

Ｆｉｇ? １０ Ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｒｅｓｕｌｔ ｗｈｅｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｆａｉｌｅｄ

最终爆破压力值通过筒身段的载荷￣径向位移曲

线来确定ꎬ通过渐进损伤计算出的精确爆压为曲线

发生位移突变的点ꎬ即本文所设计的压力容器计算

爆压为 ７３? ５ ＭＰａꎬ与实际打爆结果误差为 ３? ３％ꎮ 载

荷位移曲线如图 １１ 所示ꎬ图中也将实际测量值与计

算值进行了对比ꎮ 图 １２ 为测点 ２ 和测点 ５ 应变实

２０２１ 年第 １２ 期 ４５

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基于精细化模型的纤维缠绕压力容器失效行为及容积特性影响因素分析

际测量结果与计算值的对比ꎬ由于实际应变片手动

铺贴与预设值有偏差ꎬ最终误差在 １０％以内ꎮ

图 １１ 载荷￣径向位移曲线

Ｆｉｇ? １１ Ｌｏａｄ￣ｒａｄｉａｌ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅ

图 １２ 载荷￣应变曲线

Ｆｉｇ? １２ Ｌｏａｄ￣ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅ

４? ２ 压力容器容积特性分析

本文对不同容积与不同设计爆压的压力容器进

行了容积特性分析(容积特性系数可以用来评价压

力容器的承载性能ꎬ其值越高代表压力容器的承载

性能越优异)ꎮ 研究对象为试验常用的 ６? ８ Ｌ、９ Ｌ

及 １８ Ｌ 压力容器ꎬ在筒身段长径比(本文中用以表

示容器筒身长度和筒身直径的比值)、封头段椭球比

及极孔半径与筒身段半径比值(下文中简称为开口

比)、设计方法及参数一致的前提下ꎬ分别计算了各

型号压力容器在设计爆压为 ２０ ＭＰａ~１２０ ＭＰａ 的容

积特性系数 ＰＶ / Ｗꎻ为了更加精确地描述碳纤维缠

绕层的承载性能ꎬ同时计算了纤维层容积特性系数

ＰｃＶ/ Ｗｃꎬ其中 Ｐｃ 为压力容器总体爆压与铝合金内衬

爆压之差ꎬＶ 为压力容器容积ꎬＷｃ 为纤维缠绕层重

量ꎮ 其计算结果如图 １３ 所示ꎬ从计算结果可以看出:

①容积特性 ＰＶ/ Ｗ 随着容积的增加而增大ꎬ并随着设

计爆压的增加而增大ꎻ②容积特性 ＰｃＶ / Ｗｃ 随着容积

的增加而增大ꎬ并随着设计爆压的增加而略微减小ꎮ

(ａ)６.８ Ｌ

(ｂ)９.０ Ｌ

(ｃ)１８ Ｌ

图 １３ 不同型号压力容器容积特性变化曲线

Ｆｉｇ? １３ Ｖｏｌｕｍｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

ｖｅｓｓｅｌｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｙｐｅｓ

在此基础上研究了长径比(筒身段长度与筒身

段直径的比值) 对容积特性系数 ＰｃＶ / Ｗｃ 的影响ꎮ

在气瓶内胆容积、椭球比、开口比及设计方法、参数

一致的前提下ꎬ计算了容积为 ９ Ｌ、椭球比为 ２ 、开

口比为 ０? １９ 的压力容器不同长径比对容积特性的

影响ꎮ 计算的 ５ 组压力容器的尺寸参数如表 ５ 所

示ꎬ其容积特性系数 ＰｃＶ / Ｗｃ 变化曲线如图 １４ 所示ꎮ

４６ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

表 ５ 内衬尺寸参数

Ｔａｂｌｅ ５ Ｄｉｍｅｎｓｉｏｎ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｌｉｎｉｎｇ

参 数

数 值

１ ２ ３ ４ ５

长径比 ｉ １.５ ２ ２.５ ３ ３.５

筒身段直径/ ｍｍ １７９.８ １６６.８ １５６.８ １４８.８ １４２.４

短半轴长/ ｍｍ ６３.５ ５９.０ ５５.４ ５２.６ ５０.３

筒身段长/ ｍｍ ２６９.７ ３３３.５ ３９２.０ ４４６.７ ４９８.３

图 １４ 容积特性随长径比变化曲线

Ｆｉｇ? １４ Ｖｏｌｕｍｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃ ｃｕｒｖｅ ｗｉｔｈ ａｓｐｅｃｔ ｒａｔｉｏ

从计算结果可以看出ꎬ容积特性系数 ＰｃＶ/ Ｗｃ 随

着长径比的增大而减小ꎮ

５ 结 论

本文通过对纤维缠绕压力容器的三维扫描实验

对比厚度预测公式ꎬ给出了一种高精度的有限元建

模方法ꎮ 基于该方法进行了小型压力容器的设计计

算ꎬ并通过水压爆破实验进行验证ꎮ 结果表明:

(１)三次样条厚度预测方法能准确预测测地线

纤维缠绕层在封头处的厚度分布情况ꎮ

(２)采用缠绕层逐层建立并在层间插入黏性层

单元结合 Ｈａｓｈｉｎ 失效判据的渐进损伤计算方法ꎬ能够

精准、全面以及直观地判断压力容器的各种损伤情况ꎮ

(３)压力容器水压试验结果为 ７６ ＭＰａꎬ与有限

元计算结果误差为 ３? ３％ꎮ 位移应变结果与实际测

量值误差在 １０％以内ꎬ表明通过载荷位移曲线破坏

位置的位移突变确定爆破压强是合理的ꎮ

(４)对于Ⅲ型压力容器ꎬ可以通过增大设计爆

压提高容器的容积特性系数ꎻ且相同容积压力容器

的容积特性随着长径比的增加而减小ꎮ

参考文献

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ｅｌｉｎｇ ａｎｄ ｍｕｌｔｉｓｃａｌｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｆａｉｌｕｒｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

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Ⅳ ｈｉｇｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｈｙｄｒｏｇｅｎ ｓｔｏｒａｇｅ ｖｅｓｓｅｌ ｂｕｒｓｔ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｘｐｅｒ￣

ｍｅｎｔａｌ ｖａｌｉｄａｔｉｏｎ[ Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｅｒｇｙꎬ ２０１５ꎬ ４０:

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１８５: ５７３￣５８３.

２０２１ 年第 １２ 期 ４７

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基于分布式光纤传感技术的 ＣＦＲＰ 板变形监测研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ００７

基于分布式光纤传感技术的 ＣＦＲＰ 板变形监测研究

何建平１

ꎬ 沈 锋２

ꎬ 张世海３

(１? 大连理工大学 土木工程学院ꎬ 大连 １１６０２４ꎻ ２? 江苏飞博尔新材料科技有限公司ꎬ 盐城 ２２４７００ꎻ

３? 南阳理工学院 土木工程学院ꎬ 南阳 ４７３００１)

摘要: 碳纤维增强复合材料(ＣＦＲＰ)具有优良的抗拉强度和耐腐蚀性ꎬ被广泛应用于支护和加固结构中ꎮ 为研究碳纤维

复合材料使用过程中的变形特性ꎬ在 ＣＦＲＰ 板上布设分布式光纤传感器ꎬ开展 ＣＦＲＰ 板有损和无损两个工况下的变形监测试

验ꎬ并在 ＣＦＲＰ 板上布设电阻应变片进行应变测试对比ꎮ 试验结果表明:分布式光纤传感器能够有效测量 ＣＦＲＰ 板各处的应变

信息ꎬ测量应变与有限元分析值、电阻应变片测量值基本吻合ꎬ分布式光纤传感器连续布设比定点布设更能真实反映 ＣＦＲＰ 板

变形ꎮ

关键词: ＣＦＲＰꎻ 分布式光纤传感器ꎻ 应变ꎻ 损伤监测

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００４８－０５

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｕｓｉｎｇ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐｔｉｃａｌ ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ

ＨＥ Ｊｉａｎ￣ｐｉｎｇ

１

ꎬ ＳＨＥＮ Ｆｅｎｇ

２

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｓｈｉ￣ｈａｉ

３

(１? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｄａｌｉａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｄａｌｉａｎ １１６０２４ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｊｉａｎｇｓｕ Ｆｉｂｅｒ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｙａｎｃｈｅｎｇ ２２４７００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｎａｎｙａｎｇ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｎａｎｙａｎｇ ４７３００１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ( ＣＦＲＰ) ｈａｓ ｂｅｅｎ ｗｉｄｅｌｙ ｕｓｅｄ ｉｎ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ａｎｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｉｎｇ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｄｕｅ ｔｏ ｉｔｓ ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ. Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓ￣

ｔｉｃｓ ｏｆ ＣＦＲＰ ｉｎ ｓｅｒｖｉｃｅꎬ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐｔｉｃａｌ ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｏｒｓ ｗｅｒｅ ｐｌａｃｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｔｏ ｃａｒｒｙ ｏｕｔ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ ｔｅｓｔｓ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｕｎｄｅｒ ｔｗｏ ｗｏｒｋｉｎｇ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｄａｍａｇｅ ａｎｄ ｎｏｎ ｄａｍａｇｅꎬ ａｎｄ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｓｔｒａｉｎ ｇａｕ￣

ｇｅｓ ｗｅｒｅ ｐｌａｃｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｆｏｒ ｓｔｒａｉｎ ｔｅｓｔ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ. Ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐ￣

ｔｉｃａｌ ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｏｒ ｃａｎ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｍｅａｓｕｒｅ ｔｈｅ ｓｔｒａｉｎ ｉｎｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｄ ｓｔｒａｉｎ ｉｓ ｂａｓｉ￣

ｃａｌｌｙ ｃｏｎｓｉｓｔｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｖａｌｕｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｓｔｒａｉｎ ｇａｕｇｅ ｖａｌｕｅ. Ｔｈｅ ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓ ａｒｒａｎｇｅ￣

ｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐｔｉｃａｌ ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｏｒ ｉｓ ｍｏｒｅ ｒｅａｌｉｓｔｉｃ ｔｈａｎ ｔｈｅ ｆｉｘｅｄ￣ｐｏｉｎｔ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ ｔｏ ｒｅｆｌｅｃｔ ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａ￣

ｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＣＦＲＰꎻ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐｔｉｃａｌ ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｏｒꎻ ｓｔｒａｉｎꎻ ｄａｍａｇｅ ｍｏｎｉｔｏｒｉｎｇ

收稿日期: ２０２１￣０３￣２９

基金项目: 国家自然科学基金项目 (６１８７５０２７ꎬ ６１６７５１０２)ꎻ 中央高校基本科研业务费项目 (ＤＵＴ２０ＬＡＢ１４０)

作者简介: 何建平 (１９７６￣)ꎬ 男ꎬ 博士/ 博士后ꎬ 副教授ꎬ 主要从事光纤传感、 纤维复合智能结构及结构监测与评定方面的研究ꎬ

ｈｅｊｉａｎｐ＠ｄｌｕｔ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

诸如碳纤维、玻璃纤维、玄武岩纤维等纤维增强

聚合物(ＦＲＰ)复合材料具有重量轻、强度高、耐腐蚀

性强等特点ꎬ目前已经在航空航天、航海、土木工程、

港口等结构或基础设施中得到了越来越广泛的应

用ꎮ 譬如我国国产大飞机 Ｃ９１９ 大量采用复合材料ꎬ

用量达到 １２％ꎻ在海港工程结构中ꎬＦＲＰ 筋有取代

传统受力钢筋的趋势ꎮ ＦＲＰ 材料虽然具有良好的力

学和耐久性能ꎬ但是在高应力、紫外线等联合作用下

不可避免地会发生损伤ꎬ导致其承载能力下降ꎮ 譬如ꎬ

因环氧树脂胶粘贴工艺不达标ꎬ导致桥梁 ＣＦＲＰ 板

加固能力下降[１]

ꎻ因环境腐蚀ꎬＦＲＰ 筋与结构黏结

性能下降ꎬ导致结构承载能力下降[２]

ꎻ且 ＦＲＰ 材料

自身在疲劳载荷作用下ꎬ其剩余刚度或使用寿命也

会逐渐降低[３]

ꎮ ＦＲＰ 材料损伤或承载能力下降ꎬ会

影响结构的服役安全和使用寿命ꎬ因此有必要对

ＦＲＰ 结构的力学性能进行监测[４]

ꎮ 蔚道祥等采用声

４８ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

发射技术对 ＦＲＰ 复合材料容器的损伤检测进行了研

究ꎬ实现了 ＦＲＰ 材料的衰减测量和定位[５]

ꎮ 李伟等

运用三维参数法ꎬ分析研究了 ＦＲＰ 材料声发射信号

的特征规律并从宏观上描述了 ＦＲＰ 材料拉伸破坏规

律[６]

ꎮ Ｓｃｈｕｌｔｅ 等采用电阻法对纤维增强复合材料

的拉伸损伤进行检测研究[７]

ꎮ 光纤的主要成分是二

氧化硅ꎬ热膨胀系数与纤维(特别是玻璃纤维)比较

相近ꎬ此外光纤本身体积小且抗电磁场干扰ꎬ被广泛

应用于航空工业和复合材料受力构件的监测中ꎮ 蒋

园园将光纤光栅传感器埋入热压罐成型的碳纤维材

料中ꎬ开展罐的损伤监测ꎬ解决了光纤引出保护的问

题[８]

ꎮ 吴慧峰基于光纤光栅传感技术开展飞机机翼

动态和静态两个工况下的形变测量ꎬ通过应变￣挠度

曲线关系重构机翼的形态[９]

ꎮ 李小伟基于光纤光栅

传感技术开展风机叶片检测ꎬ研究了光纤光栅传感

器在风机叶片中的布设位置与损伤信号的关系[１０]

ꎮ

何建平等将光纤或光纤光栅植入 ＦＲＰ 中研发 ＦＲＰ 智

能筋ꎬ并将其应用到高速铁路路基沉降监测中ꎬ测试

效果证明光纤与 ＦＲＰ 材料具有很好的协同变形且

ＦＲＰ 能够有效保护传感光纤[１１ꎬ１２]

ꎮ Ｗａｎｇ 等研究了

ＣＦＲＰ￣ＦＢＧ 复合材料加固钢结构的界面粘贴状态[１３]

ꎬ

并对 ＦＢＧ 植入纤维增强复合材料中的应变传递性能

进行了研究[１４]

ꎮ

本文采用分布式光纤布里渊传感技术开展 ＣＦＲＰ

板变形监测ꎬ通过在 ＣＦＲＰ 悬臂板上布设分布式光

纤传感器开展 ＣＦＲＰ 损伤前后的变形研究ꎬ并探讨

分布式光纤传感器定点布设和连续布设测试的差异

性ꎮ 为验证变形监测方法的有效性ꎬ对分布式光纤

监测数据与布设在 ＦＲＰ 板上电阻应变片测量值和

ＡＢＡＱＵＳ 有限元分析值进行了对比分析ꎮ

１ 分布式光纤布里渊传感原理

基于布里渊散射谱分析ꎬ布里渊散射频移与温

度和应变呈线性关系ꎬ如式(１)所示:

ΔｖＢ

＝ＣεΔε ＋ＣＴΔＴ (１)

式中:Ｃε ꎬＣＴ 为应变和温度灵敏度系数ꎻΔεꎬΔＴ 为施

加在光纤上应变和温度增量[１５ꎬ１６]

ꎮ 对于普通光纤

而言ꎬＣε

＝ ０? ０５ ＭＨｚ/ μεꎬＣＴ

＝ １? ００ ＭＨｚ/ ℃ ꎮ

由式(１) 可以看出ꎬ光纤布里渊频移对温度和

应变同时敏感ꎮ 应变测试时ꎬ温度变化 １ ℃ 会导致

约 ２０ με 的不确定性ꎮ 实际工程服役对象在阴晴及

季节转换时会有较大温度差ꎬ因此ꎬ实际工程应变测

试需要温度补偿ꎮ 目前常用的补偿方法是在应变传

感器附近布设一根不受外力影响的温度光纤ꎬ基于

温度测试值对应变光纤进行一一补偿ꎬ如式( ２)

所示:

Δε ＝(ΔｖＢ

－ψΔｖＢ１ ) / Ｃε (２)

式中:ΔｖＢ１(ΔｖＢ１

＝ＣＴＴΔＴ)为仅感知温度的布里渊频

移ꎬ即分布式光纤温度传感器感知的布里渊频移ꎻ

ＣＴＴ为分布式光纤温度传感器的灵敏度系数ꎻψ ＝ ＣＴ

/

ＣＴＴ为分布式光纤应变传感器和分布式光纤温度传

感器的温度灵敏度系数比值ꎬ如果分布式光纤应变

传感器和分布式光纤温度传感器的封装材料一样ꎬ

则比值为 １ꎮ

２ 碳纤维复合增强板( ＣＦＲＰ) 变形监测模

型试验

图 １ 为基于分布式光纤传感技术的碳纤维复合

增强板(ＣＦＲＰ)变形监测试验模型ꎬ包括分布式光纤

布里渊光时域分析系统(ＢＯＴＤＡ)、应变采集仪、碳

纤维复合增强板(ＣＦＲＰ)、光纤(ＯＦ)以及电阻应变

片ꎮ ＢＯＴＤＡ 用于分布式光纤应变测试ꎬ应变采集仪

用于点式电阻应变片测试ꎮ

图 １ ＣＦＲＰ 板变形监测模型

Ｆｉｇ? １ Ｐｈｏｔｏｓ ｏｆ ＣＦＲＰ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ

图 ２ 为分布式光纤和电阻应变片在 ＣＦＲＰ 板上

的布设位置示意图ꎮ ＣＦＲＰ 板尺寸为 １３００ ｍｍ×５０

ｍｍ×３? ２ ｍｍ(长×宽×高)ꎬ分布式光纤 ＯＦ１ 为两端

定点固定在 ＣＦＲＰ 板表面ꎻ分布式光纤 ＯＦ２ 通过 ＡＢ

胶连续粘贴在 ＣＦＲＰ 板表面ꎻＯＦ１ 和 ＯＦ２ 平行相距

１０ ｍｍꎮ 为验证分布式光纤传感器应变测试的有效

性ꎬ在 ＣＦＲＰ 板表面离散布设 ８ 个电阻应变片ꎬ其中

Ｅｓ１、Ｅｓ２、Ｅｓ３ 和 Ｅｓ４ 分别距离 ＣＦＲＰ 板固定端 １０ ｃｍ、

３５ ｃｍ、６０ ｃｍ 和 １１０ ｃｍꎻＥｓ１ 和 Ｅｓ５ꎬＥｓ２ 和 Ｅｓ６ꎬＥｓ３

和 Ｅｓ７ꎬＥｓ４ 和 Ｅｓ８ 分别对称布设ꎬ具体布设位置如

图 ２ 所示ꎮ

２０２１ 年第 １２ 期 ４９

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基于分布式光纤传感技术的 ＣＦＲＰ 板变形监测研究

图 ２ 传感器布设示意图

Ｆｉｇ? ２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｅｎｓｏｒ ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ

ＣＦＲＰ 板单端固支ꎬ固支长度为 １０ ｃｍꎻ另一端

悬挂重物ꎮ 试验工况分为 ＣＦＲＰ 板无损工况和有损

工况ꎮ ＣＦＲＰ 板无损状态开展加载试验ꎬ每次试验

荷载步为 １００ ｇꎬ最大荷载为 ５００ ｇꎮ 每加一级荷载ꎬ

ＢＯＴＤＡ 采集 ＯＦ１ 和 ＯＦ２ 上的分布式光纤布里渊频

移ꎬ应变采集仪采集离散的电阻应变值ꎮ 损伤工况

为在 ＣＦＲＰ 板距端部位置 ３０ ｃｍ 开 ２ 条尺寸为 １０

ｍｍ×３? ２ ｍｍ 的槽ꎬ然后进行步长为 １００ ｇ 的加载ꎬ

最大荷载为 ７００ ｇꎮ 本试验中 ＢＯＴＤＡ 空间分辨率为

５０ ｃｍꎬ应变测量精度为± ２０ μεꎬ采样点间距为 １０

ｃｍꎮ 试验在室内进行ꎬ环境温度基本保持恒定ꎬ应

变测试不考虑温度补偿ꎮ

３ 试验结果分析

图 ３ 为 ＣＦＲＰ 板无损工况下基于 ＡＢＡＱＵＳ 软件

的有限元建模ꎬＣＦＲＰ 板单端固支ꎬ另一端部受竖向

荷载ꎮ ＣＦＲＰ 板弹性模量为 ５５ ＧＰａꎬ单元类型为

Ｃ３Ｄ８Ｒ 单元(八结点线性六面体单元ꎬ减缩积分)ꎬ

节点数为 １０４４０ 个ꎬ单元数为 ７０２０ 个ꎮ

(ａ)ＣＦＲＰ 板单端约束

(ａ)Ｓｉｎｇｌｅ ｅｎｄ ｒｅｓｔｒａｉｎｔ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ

(ｂ)ＣＦＲＰ 板网格划分

(ｂ)Ｍｅｓｈｉｎｇ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ

图 ３ ＣＦＲＰ 板有限元建模

Ｆｉｇ? ３ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ

图 ４ 和图 ５ 分别为 ＣＦＲＰ 板承受 ５００ ｇ 荷载作用ꎬ

无损和有损工况下 ＣＦＲＰ 板有限元分析结果ꎮ 有损

工况下节点数为 １１４６８ 个ꎬ单元数为 ７７７６ 个ꎮ

图 ４ 无损工况下ꎬ５００ ｇ 作用下 ＣＦＲＰ 板变形云图

Ｆｉｇ? ４ Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈ

ｏｕｔ ｄａｍａｇｅ ｕｎｄｅｒ ５００ ｇ ｌｏａｄ

图 ５ 损伤工况下ꎬ５００ ｇ 作用下 ＣＦＲＰ 板变形云图

Ｆｉｇ? ５ Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ ｏｆ ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈ

ｄａｍａｇｅ ｕｎｄｅｒ ５００ ｇ ｌｏａｄ

图 ６ 为无损工况下ꎬ各级荷载作用下 ＣＦＲＰ 板

上 ＯＦ１ 和 ＯＦ２ 的布里渊频移 ３Ｄ 分布ꎮ 因 ＯＦ１ 两端

固定ꎬ为轴向拉伸ꎬ应变数据为 ＯＦ１ 长度内的平均

应变ꎻＯＦ２ 为全粘贴在 ＣＦＲＰ 板上ꎬ所以 ＯＦ１ 的布里

渊曲线要比 ＯＦ２ 的布里渊曲线平坦ꎮ 图 ７ 为各级荷

载作用下ꎬＣＦＲＰ 板上分布式光纤传感器测量应变

和理论应变(有限元分析应变) 的对比情况ꎮ 表 １

为 ５００ ｇ 荷载作用下ꎬ分布式光纤传感器 ＯＦ１、ＯＦ２、

离散应变片测量应变与有限元分析得到的应变的对

比情况ꎮ 表中位置表示距离 ＣＦＲＰ 板固定端的距

离ꎬ应变片 １ 表示 Ｅｓ１、Ｅｓ２、Ｅｓ３ 和 Ｅｓ４ꎬ应变片 ２ 表

示 Ｅｓ４、Ｅｓ５、Ｅｓ６ 和 Ｅｓ７ꎮ

(ａ)ＯＦ１

５０ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

(ｂ)ＯＦ２

图 ６ 各级荷载作用下 ＯＦ１ 和 ＯＦ２ 的布里渊频移

３Ｄ 示意图(ＣＦＲＰ 板无损工况)

Ｆｉｇ? ６ ３Ｄ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｂｒｉｌｌｏｕｉｎ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｓｈｉｆｔ ｏｆ ＯＦ１ ａｎｄ ＯＦ２

ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｅｖｅｌ ｌｏａｄｓ (ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈｏｕｔ ｄａｍａｇｅ)

(ａ)ＯＦ１

(ｂ)ＯＦ２

图 ７ 各级荷载作用下分布式光纤传感器测量应变和

理论应变对比(ＣＦＲＰ 板无损工况)

Ｆｉｇ? ７ Ｓｔｒａｉｎ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ＯＦｓ ａｎｄ ＦＥＭ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｅｖｅｌ ｌｏａｄｓ (ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈｏｕｔ ｄａｍａｇｅ)

表 １ 分布式光纤传感器 ＯＦ１、ＯＦ２、

应变片测量应变与有限元应变的对比

Ｔａｂｌｅ １ Ｓｔｒａｉｎ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｏｐｔｉｃａｌ

ｆｉｂｅｒ ｓｅｎｓｏｒｓꎬ ＥＳ ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｔｒａｉｎ

位置

/ ｃｍ

应变片 １

/ με

应变片 ２

/ με

ＯＦ１

/ με

ＯＦ２

/ με

ＦＥＭ

/ με

１０ １１６３ １０４１ １１８２ １０１８ １０３１

３５ ７６７ ７５９ ７９６ ７０９ ７５０

６０ ５４９ ５６７ ７０８ ５１６ ５６２

１１０ ２３３ ２２３ ２２０ １２２ ９３

可以看出ꎬ与 ＯＦ１ 相比ꎬＯＦ２ 测量的应变值更接

近有限元分析得到的应变值ꎮ ＢＯＴＤＡ 空间分辨率

为 ５０ ｃｍꎬ因此理论上来说有限元分析得到的应变值

要大于分布式光纤传感器测量的应变值ꎮ 在 ＣＦＲＰ

板自由端附近ꎬ各级荷载作用下分布式光纤传感器

测量的应变值在有限元分析值附近上下波动ꎬ主要

原因是 ＣＦＲＰ 板自由端应变小ꎬ而 ＢＯＴＤＡ 有一定的

测试误差ꎬ所以 ＯＦ２ 误差的正负增量导致了应变测

量值的波动性ꎮ ＯＦ２ 测量的应变要大于 ＯＦ１ 和

ＦＥＭ 分析应变ꎬ主要原因是 ＯＦ１ 测量的是 ＣＦＲＰ 变

形时整体平均应变ꎮ 从图 ６ 的试验结果可以看出ꎬ

ＯＦ２ 测量值反映了 ＣＦＲＰ 板连续变形ꎮ

图 ８ 为 ＣＦＲＰ 板损伤工况下ꎬ各级荷载作用下

ＣＦＲＰ 板上 ＯＦ１ 和 ＯＦ２ 的布里渊频移 ３Ｄ 分布ꎬ依然

可以看出 ＯＦ１ 的布里渊频移图要比 ＯＦ２ 的布里渊频

移图平坦ꎮ 图 ９ 为各级荷载作用下ꎬ带损伤的 ＣＦＲＰ

板上分布式光纤传感器测量应变和理论应变(有限元

分析应变)的对比情况ꎮ 可以明显看出ꎬ在 ＣＦＲＰ 板

损伤位置ꎬ有限元分析得到的应变曲线和 ＯＦ２ 测量曲

线均有一个突变点ꎮＯＦ１ 测量的应变曲线没有识别出

损伤ꎬ主要原因是 ＯＦ１ 测试的是 ＣＦＲＰ 板的整体平均

应变ꎬ而 ＣＦＲＰ 自由端附近虽然有损伤ꎬ但是本身因

损伤导致的应变比较小ꎮ 同样可以看出ꎬＯＦ２ 测量的

应变要比 ＯＦ１ 测量的应变更为接近 ＦＥＭ 分析应变ꎮ

(ａ)ＯＦ１

(ｂ)ＯＦ２

图 ８ 各级荷载作用下ꎬＯＦ１ 和 ＯＦ２ 的布里渊频移

３Ｄ 示意图(ＣＦＲＰ 板损伤工况)

Ｆｉｇ? ８ ３Ｄ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｂｒｉｌｌｏｕｉｎ ｆｒｅｑｕｅｎｃｙ ｓｈｉｆｔ ｏｆ ＯＦ１ ａｎｄ ＯＦ２

ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｅｖｅｌ ｌｏａｄｓ (ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈ ｄａｍａｇｅ)

２０２１ 年第 １２ 期 ５１

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基于分布式光纤传感技术的 ＣＦＲＰ 板变形监测研究

(ａ)ＯＦ１

(ｂ)ＯＦ２

图 ９ 各级荷载作用下ꎬ分布式光纤传感器测量应变和

理论应变对比(ＣＦＲＰ 板损伤工况)

Ｆｉｇ? ９ Ｓｔｒａｉｎ ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ＯＦｓ ａｎｄ ＦＥＭ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｅｖｅｌ ｌｏａｄｓ (ＣＦＲＰ ｐｌａｔｅ ｗｉｔｈ ｄａｍａｇｅ)

４ 结 论

本文在 ＣＦＲＰ 板表面连续和定点布设分布式光

纤传感器ꎬ基于布里渊光纤传感技术开展 ＣＦＲＰ 板

变形监测研究ꎬ并通过有限元分析和离散应变片对

比研究分布式光纤传感器测试的有效性ꎮ 所得主要

结论如下:

(１)分布式光纤传感器可以获取 ＣＦＲＰ 板表面

连续的应变或变形分布ꎬ测量的连续应变与局部应

变片测量值、ＡＢＡＱＵＳ 有限元分析值基本一致ꎮ

(２)分布式光纤传感器布设在 ＣＦＲＰ 板表面时ꎬ

连续布设比定点布设更能反映 ＣＦＲＰ 板的真实变

形ꎬ且在此监测试验中ꎬ分布式光纤传感器连续布设

能够识别 ＣＦＲＰ 板损伤ꎬ定点布设工况中ꎬ由于两个

定点距离较长ꎬ损伤信息被其他位置信息给平均化

处理掉了ꎬ因此不能有效识别损伤ꎮ

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ｔｉｏｎ ｏｆ ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｅｄ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｓｍａｒｔ ＣＦＲＰ￣ＦＢＧ ｃｏｍ￣

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ｓｅｎｓｏｒ ａｓｓｅｍｂｌｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｔｈｅｒｍａｌ ｌｏａｄｉｎｇ

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ｓｃａｔｔｅｒｉｎｇ ａｓ ｓｅｎｓｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｆｏｒ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｓｅｎｓｏｒｓ

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Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｌｅｔｔｅｒｓꎬ １９９０ꎬ ２(５): ３５２￣３５４.

５２ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ００８

磁致取向碳纳米管增强玻璃纤维 / 环氧复合材料的层间性能研究

黄东辉１ꎬ２

ꎬ 曾少华２∗

(１? 安徽森泰木塑集团股份有限公司ꎬ 广德 ２４２２００ꎻ ２? 安徽大学 化学化工学院ꎬ 合肥 ２３０６０１)

摘要: 为提升玻璃纤维/ 环氧复合材料(ＧＦＲＥ)的层间性能ꎬ本文采用共价键合的方式将四氧化三铁(Ｆｅ３Ｏ４ )纳米磁球负

载于多壁碳纳米管(ＭＷＣＮＴｓ)表面得到 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 纳米粒子ꎬ再将其通过三辊研磨、超声分散于环氧树脂中ꎬ并利用弱

磁场诱导制备含取向 ＭＷＣＮＴｓ 的玻璃纤维/ 环氧复合材料ꎮ 结果表明:弱磁场作用下 ＭＷＣＮＴｓ 沿树脂流动方向取向分布ꎬ并

且 ＭＷＣＮＴｓ 和 Ｆｅ３Ｏ４在树脂中具有协同助分散的作用ꎬ取向且分散均匀的 ＭＷＣＮＴｓ 能够增强与增韧复合材料层间区域ꎬ实现

复合材料力学性能和热性能的提升ꎻ相比于纯 ＧＦＲＥꎬ含取向 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的层间剪切强度和断裂功分别提升约 ３１％和

１１７％ꎬ拉伸、弯曲性能及储能模量都有明显提升ꎬ且玻璃化转变温度提高了约 ７ ℃ ꎮ

关键词: 纤维增强复合材料ꎻ 环氧树脂ꎻ 碳纳米管ꎻ 取向ꎻ 层间剪切强度

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００５３－０７

Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｉｃａｌｌｙ ｏｒｉｅｎｔｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｎａｎｏｔｕｂｅｓ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ /ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＨＵＡＮＧ Ｄｏｎｇ￣ｈｕｉ

１ꎬ２

ꎬ ＺＥＮＧ Ｓｈａｏ￣ｈｕａ

２∗

(１? Ａｎｈｕｉ Ｓｅｎｔａｉ Ｗｏｏｄ Ｐｌａｓｔｉｃ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｇｕａｎｇｄｅ ２４２２００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｃｈｅｍｉｓｔｒｙ ＆ Ｃｈｅｍｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ａｎｈｕｉ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｈｅｆｅｉ ２３０６０１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ (ＧＦＲＥ)ꎬ ｆｅｒｒｏｆｅｒｒｉｃ

ｏｘｉｄｅ＠ｍｕｌｔｉ￣ｗａｌｌｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｎａｎｏｔｕｂｅｓ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅｓ (Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ) ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｄｅｐｏｓｉｔｉｎｇ Ｆｅ３Ｏ４

ｏｎ ｔｈｅ

ｓｕｒｆａｃｅ ｏｆ ＭＷＣＮＴｓ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｖａｌｅｎｔ ｂｏｎｄｉｎｇꎬ ａｎｄ ｔｈｅｎ ｓｕｃｈ ｎａｎｏｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｗｅｒｅ ｄｉｓｐｅｒｓｅｄ ｉｎ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ ｂｙ

ｔｈｒｅｅ￣ｒｏｌｌ ｇｒｉｎｄｉｎｇ ａｎｄ ｕｌｔｒａｓｏｕｎｄ ｍｅｔｈｏｄｓ. Ｔｈｅ ｇｌａｓｓ ｆｉｂｅｒ/ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ｏｒｉｅｎｔｅｄ ＭＷＣＮＴｓ ｗｅｒｅ ｆａｂ￣

ｒｉｃａｔｅｄ ｕｎｄｅｒ ａ ｗｅａｋ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ＭＷＣＮＴｓ ｗｅｒｅ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎ ｏｆ

ｒｅｓｉｎｓ ｕｎｄｅｒ ａ ｗｅａｋ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｆｉｅｌｄꎬ ａｎｄ ＭＷＣＮＴｓ ａｎｄ Ｆｅ３Ｏ４

ｃｏｕｌｄ ｐｒｏｍｏｔｅ ｍｕｔｕａｌ ｃｏ￣ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｉｎ ｒｅｓｉｎｓ. ＭＷＣ￣

ＮＴｓ ｗｉｔｈ ｕｎｉｆｏｒｍ ｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎ ａｎｄ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｃｏｕｌｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎ ａｎｄ ｔｏｕｇｈｅｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｒｅｇｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ ａｎｄ

ｔｈｅ ｉｍｐｒｏｖｅｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ ｔｈｅｒｍａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｕｌｄ ｂｅ ｒｅａｌｉｚｅｄ. Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｐｕｒｅ ＧＦＲＥꎬ ｔｈｅ ｉｎ￣

ｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｗｏｒｋ ｏｆ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ｏｒｉｅｎｔｅｄ ＭＷＣＮＴｓ ｗｅｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ａｂｏｕｔ

３１％ ａｎｄ １１７％ꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ａｎｄ ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｉ ｗｅｒｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅｄꎬ

ａｎｄ ｔｈｅ ｇｌａｓｓ ｔｒａｎｓｉｔｉｏｎ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｗａｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ａｂｏｕｔ ７ ℃ .

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｆｉｂｅｒ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎꎻ ｃａｒｂｏｎ ｎａｎｏｔｕｂｅｓꎻ ｏｒｉｅｎｔａｔｉｏｎꎻ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

收稿日期: ２０２１￣０４￣１３

基金项目: 安徽省高等学校自然科学研究重点项目 (ＫＪ２０２０Ａ００１５)ꎻ 安徽大学博士科研启动经费 (Ｓ０２０３１８００８ / ００３)

作者简介: 黄东辉 (１９７２￣)ꎬ 男ꎬ 学士ꎬ 高级工程师ꎬ 主要从事高分子复合材料成型工艺方面的研究ꎮ

通讯作者: 曾少华 (１９９０￣)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 讲师ꎬ 主要从事纤维增强复合材料表界面改性及功能化应用方面的研究ꎬ ｓｈｚｅｎｇ＠ａｈｕ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

１ 前 言

玻璃纤维增强聚合物基复合材料(ＧＦＲＰ)具有

比强度和比模量高、可设计性强、耐腐蚀性好等优

点ꎬ已被广泛应用于民用基础设施领域[１ꎬ２]

ꎮ 但在

需要承受较大弯曲应力或高剪切力的应用场合ꎬ

ＧＦＲＰ 往往出现层间破坏现象ꎬ导致结构寿命缩短

或失效ꎮ 为了抑制分层破坏ꎬ常采用三维编织、Ｚ￣

ｐｉｎｎｉｎｇ 技术、缝合等方法提高 ＧＦＲＰ 层间性能[３ꎬ４]

ꎮ

然而这些技术大多存在工艺局限性、性能提升有限

及成本较高等问题ꎮ 采用蒙脱土、碳纳米管、石墨烯

等纳米材料填充树脂基体是现阶段使用最广泛的

ＧＦＲＰ 层间性能强化方式[５￣７]

ꎮ 其中ꎬ碳纳米管以其

优良的力学、电学、热学等特性成为复合材料的理想

增强填料之一ꎬ将其引入 ＧＦＲＰ 体系符合高性能复

２０２１ 年第 １２ 期 ５３

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磁致取向碳纳米管增强玻璃纤维/ 环氧复合材料的层间性能研究

合材料低成本制造的发展方向[８]

ꎮ

碳纳米管具有高长径比和高比表面积ꎬ其轴向

性能远远优于径向性能ꎮ 通过调控碳纳米管在 ＧＦＲＰ

厚度方向的取向状态ꎬ可有效提升 ＧＦＲＰ 的层间性

能ꎮ 目前ꎬ在 ＧＦＲＰ 中置入取向碳纳米管的方法有

两种:一是以玻纤为模版ꎬ通过化学气相沉积法在玻

纤表面生长定向碳纳米管ꎬ再与纯树脂通过手糊、树

脂传递模塑等成型工艺制备复合材料[９]

ꎻ二是将碳

纳米管分散于树脂中ꎬ利用物理场(流场、电场、磁场

等)使碳纳米管在树脂中取向排列[１０]

ꎮ 前者工艺需

要在玻纤表面负载催化剂ꎬ后处理难以除净ꎬ且生长

碳纳米管一般需要高温(>５００ ℃ )ꎬ这种高温反应环

境容易损伤玻纤力学性能[１１]

ꎮ 利用电、磁场诱导碳

纳米管的有序排列逐渐受到青睐ꎮ 如董怀斌等[１２] 利

用高频电场诱导法制备了多壁碳纳米管(ＭＷＣＮＴｓ)

定向排列的碳纤维/ 环氧复合材料ꎬＭＷＣＮＴｓ 的定向

排列有效提升了复合材料的力学性能ꎮ 为了提高碳

纳米管磁性ꎬ研究者多采用磁性粒子改性碳纳米管ꎬ

再利用磁场诱导碳纳米管在树脂中取向或定向[１３ꎬ１４]

ꎮ

但这些研究主要集中于碳纳米管改性聚合物复合材

料ꎬ很少涉及碳纳米管有序增强 ＧＦＲＰ 层间性能ꎮ

针对 ＧＦＲＰ 层间性能不足的问题ꎬ本文先将 Ｆｅ３Ｏ４

纳米磁球负载于多壁碳纳米管(ＭＷＣＮＴｓ)表面得到

Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓꎬ然后将其通过三辊研磨、超声分散

于环氧树脂中ꎻ将混合树脂通过手糊涂覆于玻纤织

物中ꎬ再先后置于真空袋和弱磁场中得到含取向

ＭＷＣＮＴｓ 的玻纤/ 环氧复合材料ꎮ 重点研究弱磁场诱

导取向 ＭＷＣＮＴｓ 对 ＧＦＲＰ 微观结构及层间性能的影

响ꎬ探讨了取向 ＭＷＣＮＴｓ 对复合材料层间增强机理ꎮ

２ 实验部分

２? １ 主要原料

羧基化 ＭＷＣＮＴｓ(工业级ꎬ直径为 ２０ ｎｍ~４０ ｎｍꎬ

长度约为 ３０ μｍ)为中国科学院成都有机化学有限

公司生产ꎻＥ￣玻纤织物(纤维直径约为 １７ μｍꎬ面密

度为 １２００ ｇ / ｍ

２

)、环氧树脂(ＬＹ１５６４ꎬ２５ ℃下黏度为

１２００ ｍＰａ?ｓ~１４００ ｍＰａ?ｓ)及其固化剂(Ａ３４８６ꎬ２５ ℃下

黏度为 １０ ｍＰａ?ｓ~２０ ｍＰａ?ｓ)均由连云港中复连众

复合材料集团有限公司提供ꎻＦｅ３Ｏ４纳米磁球(直径

约为 ５０ ｎｍ) 和钕铁硼磁铁(磁感应强度约为 ３５００

Ｇｓ)分别购于杭州恒纳新材料有限公司和无锡申磁

磁业有限公司ꎻγ￣氨丙基三乙氧基硅烷(ＫＨ５５０)、

ＮꎬＮ￣二异丙基碳二亚胺( ＤＩＣ)、 １￣羟基苯丙三唑

(ＨＯＢＴ)、二甲基亚砜(ＤＭＳＯ)、无水乙醇等均购自

南京化学试剂股份有限公司ꎮ

２? ２ 样品制备

２? ２? １ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 的制备

将 ＤＩＣ、ＨＯＢＴ、ＫＨ５５０和 ＭＷＣＮＴｓ(质量比为 ０? ０１ ∶

０? ０１ ∶ ０? ０１ ∶１)分别加入溶剂 ＤＭＳＯ 中ꎬ超声 ３０ ｍｉｎ 后

机械搅拌 ６ ｈꎬ将混合液静置、离心ꎬ倒掉上层清液并用

无水乙醇清洗 ２ 次~３ 次ꎬ得到 ＫＨ５５０ 改性 ＭＷＣＮＴｓꎻ

然后ꎬ将其与 Ｆｅ３Ｏ４(质量比为 Ｆｅ３Ｏ４

∶ＭＷＣＮＴｓ ＝ １∶４)

分散于无水乙醇中ꎬ超声 １０ ｍｉｎ 后向混合液中滴加

去离子水(质量比为去离子水 ∶无水乙醇＝ ４ ∶９６)ꎬ保

持搅拌 １０ ｍｉｎ 后离心去除上层清液ꎬ１００ ℃ 真空干

燥后得到 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ(制备过程见图 １)ꎮ

图 １ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 制备工艺示意图

Ｆｉｇ? １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ

ｏｆ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ

２? ２? ２ 取向 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的制备

裁剪玻纤织物(尺寸为 ２５０ ｍｍ×１５０ ｍｍ)ꎬ并分别

计算称量 ＬＹ１５６４ 和 Ａ３４８６ 待用( ＬＹ１５６４ ∶Ａ３４８６ ＝

１００ ∶ ３４)ꎮ 按照 ＬＹ１５６４ 和 Ａ３４８６ 总质量计ꎬ称取

０? ５ｗｔ％的 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 加入 ＬＹ１５６４ 中ꎬ经机械

搅拌 ２ ｈ、三辊研磨 ２ ｍｉｎ~４ ｍｉｎ 后加入 Ａ３４８６ꎬ搅拌

均匀后真空脱气泡得到 ＭＷＣＮＴｓ 混合液ꎻ然后ꎬ将

其通过手糊ꎬ均匀地涂覆于玻璃纤维织物中ꎬ再置于

真空袋中抽真空除空气ꎬ同时将钕磁铁放置在真空

袋上下表面ꎻ最后经室温固化 ２４ ｈ、７０ ℃下后固化 ６

ｈ 得到取向 ＭＷＣＮＴｓ 增强玻纤/ 环氧复合材料(记为

Ｆｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ)ꎮ 类似上述步骤ꎬ分别将 ０? ５ｗｔ％的

５４ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

ＭＷＣＮＴｓ、Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 置于磁场及无磁场环境

中制备复合材料ꎬ分别记为 Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 和 Ｆｅ＠Ｍ￣ｎ￣

ＧＦＲＥꎮ此外ꎬ制备纯 ＧＦＲＥ 作为空白试样ꎮ

２? ３ 测试与表征

利用傅里叶红外光谱仪(ＦＴＩＲꎻＶｅｒｔｅｘ ８０ｖꎬＢｒｕｋｅｒꎬ

德国)分析纳米粒子的化学结构ꎮ 分别通过场发射

扫描电子显微镜( ＳＥＭꎻＩｎｓｐｅｃｔ Ｆ５０ꎬＦＥＩꎬ美国)和 Ｘ

射线能谱仪(ＥＤＸꎻＯｃｔａｎｅ ＳｕｐｅｒꎬＥＤＡＸꎬ美国) 表征

Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 粉末的表面形貌及元素分布ꎮ 将复

合材料分层后ꎬ选择树脂基体富集区域采用超薄切

片机(ＥＭ ＵＣ７ꎬＬｅｉｃａꎬ德国)进行切片ꎬ并利用透射电

子显微镜(ＴＥＭꎻＪＥＭ￣１４００ꎬＪＥＯＬꎬ日本)观察复合材

料中 ＭＷＣＮＴｓ 分散及定向状态ꎮ

复合材料的力学性能皆利用电子万能试验机

(ＣＭＴ￣５１０５ꎬＳＡＮＳꎬ中国) 测试ꎬ拉伸性能测试参照

ＧＢ/ Ｔ １４４７—２００５ꎬ试样尺寸为 ２ ｍｍ×２５ ｍｍ×１５０ ｍｍꎬ

加载速度为 ２? ０ ｍｍ / ｍｉｎꎻ弯曲性能测试参照 ＧＢ / Ｔ

１４４９—２００５ꎬ试样尺寸为 ２ ｍｍ×１５ ｍｍ×４０ ｍｍꎬ跨距

为 ３２ ｍｍꎬ加载速度为 ２? ０ ｍｍ / ｍｉｎꎻ层间剪切性能

测试参照 ＩＳＯ １４１３０—１９９７ꎬ试样尺寸为 ４ ｍｍ × ２０

ｍｍ× ４０ ｍｍꎬ跨距为 １６ ｍｍꎬ加载速度为 １? ０ ｍｍ /

ｍｉｎꎮ 采用表面电阻测试仪(ＳＬ￣０３０Ｂꎬ无锡欣律图防

静电设备有限公司ꎬ中国)测试表面电阻ꎮ 复合材料

的动态力学热性能采用动态力学热分析仪(Ｑ８００ꎬ

ＴＡꎬ美国)测试ꎬ试样尺寸为 ２ ｍｍ×１０ ｍｍ×６０ ｍｍꎬ

采用三点弯曲模式在空气氛围下以 ５ ℃ / ｍｉｎ 的速

率从室温升至 １８０ ℃ ꎬ频率为 １ Ｈｚꎮ

３ 结果与讨论

３? １ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 的结构与形貌

图 ２ 为 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ、Ｆｅ３Ｏ４和 ＭＷＣＮＴｓ 三种

粉末的红外光谱图ꎮ 在 ３４２３ ｃｍ

－１处ꎬＦｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ

出现的是仲胺( －ＮＨ－)伸缩振动峰ꎬ而 ＭＷＣＮＴｓ 和

Ｆｅ３Ｏ４呈现为强烈的羟基( －ＯＨ)伸缩振动峰ꎮ 加入

ＫＨ５５０ 后ꎬＦｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 在 ２９３０ ｃｍ

－１及 ２８６７ ｃｍ

－１

处出现较强的亚甲基(－ＣＨ２

－)对称伸缩振动峰及反

对称伸缩振动峰ꎬ１１６５ ｃｍ

－１处表现为碳氮键(Ｃ－Ｎ)

的特征峰ꎻ而 １０２９ ｃｍ

－１处为硅氧键( Ｓｉ－Ｏ－Ｓｉ)伸缩

振动峰ꎮ 另外ꎬ１６６２ ｃｍ

－１ 处为羰基(Ｃ ＝ Ｏ) 的特征

峰ꎮ因此ꎬＫＨ５５０ 通过酰胺化反应及水解缩合使 Ｆｅ３Ｏ４

与 ＭＷＣＮＴｓ 二者间实现共价键连接ꎮ

图 ２ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ、Ｆｅ３Ｏ４和

ＭＷＣＮＴｓ 的红外光谱图

Ｆｉｇ? ２ ＦＴＩＲ ｓｐｅｃｔｒａ ｏｆ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓꎬ

Ｆｅ３Ｏ４

ａｎｄ ＭＷＣＮＴｓ

图 ３ 为 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 的结构及微观形貌ꎮ 如

图 ３(ａ)和图 ３(ｂ)所示ꎬＦｅ３Ｏ４磁球吸附于 ＭＷＣＮＴｓ

表面ꎬ且 ＭＷＣＮＴｓ 分散相对均匀ꎮ 由图 ３(ｃ)可见ꎬ除

Ｆｅ３Ｏ４和 ＭＷＣＮＴｓ 基本的铁元素和碳元素外ꎬ新出

现硅元素、氮元素及铁元素主要源于 ＫＨ５５０ꎮ 这进

一步证实了 Ｆｅ３Ｏ４通过共价键连接于 ＭＷＣＮＴｓ 表面ꎮ

图 ３ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 的 ＳＥＭ 图(ａ)、

ＴＥＭ 图(ｂ)及 ＥＤＸ 能谱图(ｃ)

Ｆｉｇ? ３ ＳＥＭ (ａ)ꎬ ＴＥＭ (ｂ) ｉｍａｇｅｓ ａｎｄ ＥＤＸ ｓｐｅｃｔｒｕｍ (ｃ)

ｏｆ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ

３? ２ ＭＷＣＮＴｓ 取向机理分析

图 ４ 为 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 分散水溶液的磁响应

变化ꎮ 图 ４ 中的(１)和(２)分别为 ＭＷＣＮＴｓ 和 Ｆｅ３Ｏ４

＠ＭＷＣＮＴｓ 分散液ꎮ 由图 ４ 可见ꎬ在超声分散后立即

放置于磁铁石旁边ꎬ两种分散液都为表面分散均匀

的状态ꎬ但在静置 ４０ ｓ 后ꎬＦｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 分散液

中出现黑色粉体靠近磁铁石沿着试管壁集聚的现

２０２１ 年第 １２ 期 ５５

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磁致取向碳纳米管增强玻璃纤维/ 环氧复合材料的层间性能研究

象ꎬ而 ＭＷＣＮＴｓ 分散液则无明显的变化ꎮ 这说明负

载 Ｆｅ３Ｏ４纳米粒子的 ＭＷＣＮＴｓ 在施加磁场的环境中

会表现出一定的顺磁性ꎮ

图 ４ Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 分散液磁响应数码照片

Ｆｉｇ? ４ Ｄｉｇｉｔａｌ ｐｈｏｔｏ ｏｆ ｍａｇｎｅｔｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ

Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎｓ

利用 ＭＷＣＮＴｓ 轴向电导率远大于径向电导率的

性质ꎬ可通过测试复合材料表面电阻来评估 ＭＷＣＮＴｓ

的取向情况ꎮ 图 ５ 所示为含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料在平

行与垂直树脂流动方向的表面电阻ꎮ 由图可见ꎬ含

ＭＷＣＮＴｓ 复合材料在平行树脂流动方向的表面电阻

下降明显ꎬ尤其是 Ｆｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 在平行树脂流动

方向和垂直流动方向的表面电阻差值最大ꎮ 由此可

推断ꎬ施加磁场制备的 Ｆｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 中 ＭＷＣＮＴｓ

表现出取向特征ꎮ

图 ５ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的表面电阻

Ｆｉｇ? ５ Ｓｕｒｆａｃｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

为进一步表征 ＭＷＣＮＴｓ 取向效果ꎬ采用 ＴＥＭ

对复合材料层间区域的树脂基体进行测试ꎬ如图 ６

所示ꎮ 相比于 Ｍ￣ｎ￣ＧＦＲＥꎬ含 Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣＮＴｓ 复合

材料中 ＭＷＣＮＴｓ 都相对均匀ꎬ说明负载 Ｆｅ３Ｏ４纳米

磁球有助于提升 ＭＷＣＮＴｓ 的分散性ꎮ 而相比于 Ｆｅ

＠Ｍ￣ｎ￣ＧＦＲＥꎬＦｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 中的 ＭＷＣＮＴｓ 具有取

向分布ꎬ如图 ６( ｃ) 中白色箭头方向所示ꎮ 这说明

Ｆｅ３Ｏ４ 纳米磁球有助于 ＭＷＣＮＴｓ 在磁场下取向与

分散ꎮ

图 ６ ＭＷＣＮＴｓ 复合材料中分散的 ＴＥＭ 图

Ｆｉｇ? ６ ＴＥＭ ｉｍａｇｅｓ ｏｆ ＭＷＣＮＴｓ ｄｉｓｐｅｒｓｉｏｎ ｓｔａｔｅ ｉｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

３? ３ 复合材料的层间剪切性能

碳纳米管的分散及取向对复合材料的力学性能

有重要影响ꎮ 图 ７ 为含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的层间

剪切荷载￣位移曲线及层间剪切性能ꎮ

(ａ)

(ｂ)

图 ７ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的层间剪切荷载￣位移

曲线(ａ)及层间剪切强度和断裂功(ｂ)

Ｆｉｇ? ７ Ｌｏａｄ￣ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ (ａ) ａｎｄ ＩＬＳＳ ａｎｄ ｗｏｒｋ ｏｆ

ｆｒａｃｔｕｒｅ (ｂ) ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

５６ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

由图 ７( ａ) 可知ꎬ相比于纯 ＧＦＲＥꎬ含 ＭＷＣＮＴｓ

复合材料的层间剪切荷载明显增加ꎬ且到达峰值后

仍保持缓慢降低的趋势ꎬ说明 ＭＷＣＮＴｓ 能够提升复

合材料的层间性能ꎻ进一步地ꎬＦｅ＠Ｍ￣ｎ￣ＧＦＲＥ 和 Ｆｅ

＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 的层间剪切荷载峰值及位移都高于 Ｍ￣

ｍ￣ＧＦＲＥꎬ说明 ＭＷＣＮＴｓ 和 Ｆｅ３Ｏ４对复合材料层间剪

切性能具有协同增强的效果ꎮ

断裂功(即荷载￣位移曲线面积)可被用于衡量

复合材料的层间断裂韧性[１５]

ꎮ 如图 ７( ｂ) 所示ꎬＦｅ

＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 的层间剪切强度和断裂功都拥有最大

值ꎬ且其层间剪切强度和断裂功较之纯 ＧＦＲＥ 分别

提升 ３０? ７％和 １１７? １％ꎬ断裂功提升最明显ꎮ 取向

ＭＷＣＮＴｓ 不仅改善了复合材料的层间黏合强度ꎬ还

提升了复合材料的层间断裂韧性ꎮ

取向 ＭＷＣＮＴｓ 对复合材料层间断裂韧性的影

响还可进一步通过层间断裂形貌证实ꎬ如图 ８ 所示ꎮ

纯 ＧＦＲＥ 的层间剪切断面平整ꎬ且纤维表面光滑ꎬ含

有极少量的树脂ꎬ见图 ８( ａ)ꎬ这表现出脆性断裂现

象ꎮ 由图 ８(ｂ) ~图 ８(ｄ)可见ꎬＭＷＣＮＴｓ 复合材料层

间剪切断面相对粗糙ꎬ且纤维表面黏附更多的树脂

碎片ꎬ尤其是 Ｆｅ ＠ Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 表面更加明显ꎮ 但

Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ表面含有少量 ＭＷＣＮＴｓ 团聚体ꎮ 结合图

３ 和图 ８ 可说明ꎬＦｅ３Ｏ４纳米球不仅赋予了 ＭＷＣＮＴｓ

一定的顺磁性ꎬ使之顺利取向ꎬ还有助于提高 ＭＷＣＮＴｓ

在树脂中的分散性ꎬ两者协同作用下实现了复合材

料层间黏合性及断裂韧性的提升ꎮ

图 ８ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的层间剪切断面

Ｆｉｇ? ８ Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｓｈｅａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｓｕｒｆａｃｅｓ ｏｆ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

３? ４ 复合材料的拉伸和弯曲性能

图 ９ 为含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的拉伸和弯曲性能ꎮ

由图９(ａ)和图９(ｂ)可知ꎬ添加 ＭＷＣＮＴｓ 使复合材料的

拉伸和弯曲性能均有所提高ꎬ尤其是 Ｆｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ

的力学性能提升最明显ꎮ 相比于纯 ＧＦＲＥꎬＦｅ＠Ｍ￣ｍ￣

ＧＦＲＥ 的拉伸强度和模量分别提高了 ２６? ７％和 ２２? １％ꎬ

弯曲强度和模量分别提高了 ２５? ０％和 ２３? ８％ꎮ 这说

明取向 ＭＷＣＮＴｓ 在复合材料受力过程中有助于传

递和消散应力ꎬ进而提升复合材料的力学性能ꎮ

(ａ)

(ｂ)

图 ９ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的拉伸(ａ)及弯曲(ｂ)性能

Ｆｉｇ? ９ Ｔｅｎｓｉｌｅ (ａ) ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ (ｂ) ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

３? ５ 复合材料的动态力学热性能

含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的储能模量和损耗因子

随温度的变化分别如图 １０(ａ)和图 １０(ｂ)所示ꎮ 表

１ 列出了含 ＭＷＣＮＴｓ 的复合材料在 ３０ ℃ 和 １８０ ℃

时的储能模量(分别记为 Ｅ３０

′和 Ｅ１８０

′)、玻璃化转变

温度(Ｔｇ)和损耗因子峰值(Ｔａｎδｍａｘ)ꎮ

(ａ)

２０２１ 年第 １２ 期 ５７

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磁致取向碳纳米管增强玻璃纤维/ 环氧复合材料的层间性能研究

(ｂ)

图 １０ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的储能模量(ａ)及

损耗因子(ｂ)随温度的变化曲线

Ｆｉｇ? １０ Ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓ (ａ) ａｎｄ ｌｏｓｓ ｆａｃｔｏｒ (ｂ) ｖｉａ

ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

表 １ 含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的储能模量、

玻璃化转变温度和损耗因子峰值

Ｔａｂｌｅ １ Ｓｔｏｒａｇｅ ｍｏｄｕｌｕｓꎬ Ｔｇ

ａｎｄ Ｔａｎδｍａｘ

ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｃｏｎｔａｉｎｉｎｇ ＭＷＣＮＴｓ

试样编号 Ｅ３０

′/ ＧＰａ Ｅ１８０

′/ ＧＰａ Ｔｇ

/ ℃ Ｔａｎδｍａｘ

ＧＦＲＥ ２７.６ ５.４６ ８２.７ ０.２３

Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ ２８.０ ６.９２ ８４.２ ０.１９

Ｆｅ＠Ｍ￣ｎ￣ＧＦＲＥ ２８.９ ７.４９ ８７.２ ０.１７

Ｆｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ ２９.９ ８.０８ ８９.３ ０.１６

由图 １０(ａ)和表 １ 可知ꎬ含 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料在

玻璃态和橡胶态的储能模量都高于纯 ＧＦＲＥꎬ且其

在玻璃化转变区域储能模量下降趋势较之纯 ＧＦＲＥ

更加缓慢ꎻ取向 ＭＷＣＮＴｓ 增强复合材料的储能模量

提升最明显ꎮ 相比于纯 ＧＦＲＥꎬＦｅ＠ Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 的

Ｅ３０

′和 Ｅ１８０

′分别提升了 ８? ３％和 ４８? ０％ꎮ 分析可知ꎬ取

向 ＭＷＣＮＴｓ 提高了纤维与树脂之间的界面交互作

用ꎬ降低了纤维附近环氧分子链的流动性ꎬ导致复合

材料的储能模量明显提高ꎻ并且取向 ＭＷＣＮＴｓ 在复

合材料橡胶态中由取向转向无规状态需要更多的能

量ꎬ使其复合材料具有高温保持性ꎮ

由于 ＭＷＣＮＴｓ 在复合材料中占据着一定的自由

体积ꎬ限制了环氧分子链的运动ꎬ这就需要更高的温

度才能提供更充足的空间ꎬ使环氧分子链解冻ꎬ进而

导致复合材料的 Ｔｇ升高ꎮ 由表 １ 可知ꎬＦｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ

的 Ｔｇ值最大ꎬ且较之纯 ＧＦＲＥ 提高了约 ７ ℃ ꎮ 这说

明取向 ＭＷＣＮＴｓ 更有利于提升复合材料的耐热性ꎮ

此外ꎬ相比于纯 ＧＦＲＥꎬＦｅ＠Ｍ￣ｍ￣ＧＦＲＥ 的 Ｔａｎδｍａｘ值

降低最明显ꎬ且较之纯 ＧＦＲＥ 下降了 ３０? ４％ꎮ 这进

一步证实取向 ＭＷＣＮＴｓ 提升了复合材料的层间黏

合性ꎮ

４ 结 论

本文将 Ｆｅ３Ｏ４负载多壁碳纳米管(Ｆｅ３Ｏ４＠ＭＷＣ￣

ＮＴｓ)采用三辊研磨和超声分散于环氧树脂中ꎬ通过

手糊及抽真空工艺将混合树脂与玻璃纤维织物复

合ꎬ再在弱磁场诱导下制备含取向 ＭＷＣＮＴｓ 的复合

材料ꎻ重点研究取向 ＭＷＣＮＴｓ 对复合材料层间性能

的影响ꎮ 结果表明:

(１)Ｆｅ３Ｏ４纳米磁球有助于提高 ＭＷＣＮＴｓ 的顺

磁性及其在树脂中的分散性ꎬ实现 ＭＷＣＮＴｓ 沿树脂

流动方向取向分布ꎮ

(２)取向且分散均匀的 ＭＷＣＮＴｓ 有助于增强与

增韧复合材料层间树脂富集区域ꎻ相比于纯 ＧＦＲＥꎬ

含取向 ＭＷＣＮＴｓ 复合材料的层间剪切强度和断裂

功分别提升约 ３１％和 １１７％ꎮ

(３)取向 ＭＷＣＮＴｓ 能够实现复合材料力学性能

和热性能的提升ꎻ相比于纯 ＧＦＲＥꎬ含取向 ＭＷＣＮＴｓ

复合材料的拉伸强度和模量分别提高了约 ２７％和

２２％ꎬ弯曲强度和模量分别提高了约 ２５％和 ２４％ꎻ储

能模量在玻璃态和橡胶态都有所提升ꎬ而且玻璃化

转变温度提高了约 ７ ℃ ꎮ

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复合材料科学与工程

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(上接第 ２４ 页)

５ 结 论

本文通过 ６ 篇文献中的 ３１８ 个复材约束海水海

砂混凝土圆柱的试验数据验证了预测其极限应力及

极限应变的 ３ 组代表性计算模型(Ｌｉｍ 模型、Ｗｅｉ 模

型及 Ｊｉａｎｇ 模型)的精度ꎬ得到以下结论:

(１)３ 组模型在预测极限应力时的精度整体高

于预测极限应变时的精度ꎻ计算极限应力的 ３ 个模

型的平均绝对误差 ＡＡＥ 平均值为 １３? ８％ꎬ计算极限

应变的 ３ 个模型的 ＡＡＥ 平均值为 ３８? １％ꎮ

(２)Ｌｉｍ模型在预测极限应力时的 ＡＡＥ 为１０? ７％ꎬ

在预测极限应变时的 ＡＡＥ 为 ２７? ８％ꎬ在 ３ 组模型中

显示出最佳精度ꎬ为预测复材约束海水海砂混凝土

极限状态的最优模型ꎮ

(３)Ｊｉａｎｇ 模型在预测极限应力时与 Ｌｉｍ 模型取

得相似的高精度ꎬＡＡＥ 为 １１? ０％ꎬ且模型表达式简

便易算ꎬ也可用来计算复材约束海水海砂混凝土的

极限应力ꎬ但 Ｊｉａｎｇ 模型低估了极限应变ꎬ在 ３ 组极

限应变模型中误差最大ꎬ预测值与试验值比值的平

均值 Ｍｅａｎ 为 ５２? ２％ꎮ

(４)Ｗｅｉ 模型对极限应力及极限应变的预测值

与试验值相比整体偏低ꎬ预测值与试验值比值的平

均值 Ｍｅａｎ 分别为 ８１? ０％和 ７４? ５％ꎮ

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[９] ＪＩＡＮＧ Ｔꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇ. Ａｎａｌｙｓｉｓ￣ｏｒｉｅｎｔｅｄ ｓｔｒｅｓｓ￣ｓｔｒａｉｎ ｍｏｄｅｌｓ ｆｏｒ ＦＲＰ￣

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ [ Ｊ]. Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２００７ꎬ ２９ ( １１ ):

２９６８￣２９８６.

[１０] ＬＩＭ Ｊ Ｃꎬ ＯＺＢＡＫＫＡＬＯＧＬＵ Ｔ. Ｄｅｓｉｇｎ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ＦＲＰ￣ｃｏｎｆｉｎｅｄ

ｎｏｒｍａｌ￣ ａｎｄ ｈｉｇｈ￣ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｑｕａｒｅ ａｎｄ ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ ｃｏｌｕｍｎｓ

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[１２] ＬＩＭ Ｊ Ｃꎬ ＫＡＲＡＫＵＳ Ｍꎬ ＯＺＢＡＫＫＡＬＯＧＬＵ Ｔ. Ｅｖａｌｕａｔｉｏｎ ｏｆ ｕｌｔｉ￣

ｍａｔｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ＦＲＰ￣ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｕｓｉｎｇ ｇｅｎｅｔｉｃ

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[１３] ＦＡＭ Ａ Ｚꎬ ＲＩＺＫＡＬＬＡ Ｓ Ｈ. Ｃｏｎｆｉｎｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ａｘｉａｌｌｙ ｌｏａｄｅｄ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｂｙ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｆｉｂｅｒ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｔｕｂｅｓ [ Ｊ].

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[１５] 李鹏. ＧＦＲＰ 管约束海砂再生混凝土轴压力学性能研究[Ｄ].

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２０２１ 年第 １２ 期 ５９

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破片和爆炸波联合加载下 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料失效行为实验研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ００９

破片和爆炸波联合加载下 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料失效行为实验研究

苏罗川ꎬ 田立智ꎬ 宜晨虹∗

ꎬ 刘文杰ꎬ 师亚琴

(中国工程物理研究院 流体物理研究所ꎬ 绵阳 ６２１９００)

摘要: 由于超高的比拉伸强度ꎬ超高分子量聚乙烯(Ｕｌｔｒａ￣Ｈｉｇｈ Ｍｏｌｅｃｕｌａｒ Ｗｅｉｇｈｔ Ｐｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅꎬ简称“ＵＨＭＷＰＥ”)纤维复合

材料在冲击防护领域获得了极大的关注ꎮ 本文通过可同时产生破片和爆炸波加载装置的设计ꎬ实验观察了 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复

合材料在联合冲击加载下的失效行为ꎮ 实验发现ꎬＵＨＭＷＰＥ 复合材料在联合加载下失效模式复杂ꎬ包括层间脱层、屈曲与褶

皱、侵彻穿透、纤维烧蚀等ꎮ 基于失效模式的分析ꎬ总结了 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料在破片和爆炸波联合加载下失效破坏的四

个典型阶段ꎮ

关键词: ＵＨＭＷＰＥ 复合板ꎻ 失效行为ꎻ 破片ꎻ 爆炸波

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００６０－０６

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ ｏｎ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ＵＨＭＷＰＥ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｏｆ ｆｒａｇｍｅｎｔｓ ａｎｄ ｂｌａｓｔ

ＳＵ Ｌｕｏ￣ｃｈｕａｎꎬ ＴＩＡＮ Ｌｉ￣ｚｈｉꎬ ＹＩ Ｃｈｅｎ￣ｈｏｎｇ

∗

ꎬ ＬＩＵ Ｗｅｎ￣ｊｉｅꎬ ＳＨＩ Ｙａ￣ｑｉｎ

(Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｆｌｕｉｄ Ｐｈｙｓｉｃｓꎬ Ｃｈｉｎａ Ａｃａｄｅｍｙ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｐｈｙｓｉｃｓꎬ Ｍｉａｎｙａｎｇ ６２１９００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｄｕｅ ｔｏ ｔｈｅ ｅｘｔｒｅｍｅｌｙ ｈｉｇｈ ｓｐｅｃｉｆｉｃ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｔｈｅ ｕｌｔｒａ￣ｈｉｇｈ ｍｏｌｅｃｕｌａｒ ｗｅｉｇｈｔ ｐｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅ (ＵＨＭ￣

ＷＰＥ) ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｒｅ ｗｉｄｅｌｙ ｅｍｐｌｏｙｅｄ ｉｎ ｐｒｏｔｅｃｔｉｖｅ ａｒｍｏｒｓ. Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒꎬ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ＵＨ￣

ＭＷＰＥ ｌａｍｉｎａｔｅ ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｌｏａｄｉｎｇ ａｒｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｌｙ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ. Ｆｉｒｓｔｌｙꎬ ａｎ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｖｉｃｅ ｔｈａｔ ｃａｎ

ｓｉｍｕｌｔａｎｅｏｕｓｌｙ ｐｒｏｄｕｃｅ ｂｌａｓｔ ａｎｄ ｆｒａｇｍｅｎｔｓ ｉｓ ｄｅｓｉｇｎｅｄ. Ａｎｄ ｔｈｅｎꎬ ｔｈｅ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅ

ＵＨＭＷＰＥ ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｖｉｃｅ ａｒｅ ｇａｉｎｅｄ ａｎｄ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｐａｎｅｌ ｅｘｈｉｂｉｔｓ ｍｕｌｔｉｐｌｅ ｆａｉｌ￣

ｕｒｅ ｍｏｄｅｓꎬ ｉｎｃｌｕｄｉｎｇ ｔｈｅ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎꎬ ｂｕｃｋｌｉｎｇꎬ ｂｕｂｂｌｉｎｇꎬ ｆｒａｇｍｅｎｔｓ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｅｒｏｓｉｏｎ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｄｅ￣

ｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓꎬ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ＵＨＭＷＰＥ ｌａｍｉｎａｔｅ ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｌｏａｄｉｎｇ ｃａｎ ｂｅ ｄｉｖｉｄ￣

ｅｄ ｉｎｔｏ ｆｏｕｒ ｔｙｐｉｃａｌ ｓｔａｇｅｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＵＨＭＷＰＥ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｎｅｌꎻ ｆａｉｌｕｒｅ ｂｅｈａｖｉｏｕｒꎻ ｆｒａｇｍｅｎｔｓꎻ ｂｌａｓｔ

收稿日期: ２０２１￣０４￣２０

基金项目: 国家自然科学基金青年项目 (１１６０２２４６)

作者简介: 苏罗川 (１９８６￣)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副研究员ꎬ 研究方向为轻质防护结构设计及优化ꎮ

通讯作者: 宜晨虹 (１９７６￣)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副研究员ꎬ 研究方向为冲击动力学ꎬ ｙｉｃｈｅｎｈｏｎｇ＠１６３? ｃｏｍꎮ

１ 引 言

作为比拉伸强度最高的可用工程材料之一ꎬ超

高分子量聚乙烯纤维(Ｕｌｔｒａ￣Ｈｉｇｈ Ｍｏｌｅｃｕｌａｒ Ｗｅｉｇｈｔ Ｐｏ￣

ｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅꎬ简称“ＵＨＭＷＰＥ”) 在冲击防护领域的应

用潜力引起了世界各国科研及工程技术人员的广泛

关注[１￣３]

ꎮ ＵＨＭＷＰＥ 纤维密度约为 ０? ９７ ｇ / ｃｍ

３

ꎬ抗拉

强度达 ＧＰａ 量级ꎬ远优于目前常用的工程材料ꎮ 研

究表明ꎬ以聚氨酯为基质ꎬ将 １０ μｍ ~ ２０ μｍ 直径的

ＵＨＭＷＰＥ 纤维按照[０°/ ９０°]ｎ方向交叉铺层后热压

形成的叠层复合板(纤维的体积含量约为 ８５％)能展

现出极强的冲击防护性能ꎬ尤其在侵彻防护方面[４￣６]

ꎮ

近年来ꎬＵＨＭＷＰＥ 复合材料在侵彻作用下的动

态响应及失效行为受到了科研人员的重点关注ꎮ

Ｇｒｅｅｎｈａｌｇｈ 等[７] 基于实验观察揭示了 ＵＨＭＷＰＥ 复

合材料在弹体侵彻下的不同失效模式ꎬ包括层间脱

层撕裂、纤维扭曲等ꎬ同时发现复合板的损伤响应过

程与其加工过程相关ꎮ Ｒｕｓｓｅｌｌ 等[８] 研究认为ꎬ相比

于传统的±４５

ｏ纤维铺设方式ꎬ纤维在 ０°/ ９０°铺设时

复合板性能更优ꎮ Ｚｈａｎｇ 等[９] 和 Ｎｇｕｙｅｎ 等[１０] 的实

验显示纤维的铺设方向、边界约束及板厚等因素会

较为显著地影响复合板在弹体侵彻下的变形与失

效ꎮ 而 Ａｔｔｗｏｏｄ 等[１１]的工作则直接总结回答了 ＵＨ￣

ＭＷＰＥ 复合板的主要侵彻防护失效机理为间接拉伸

导致的纤维断裂ꎬ即侵彻体的冲击作用使得其接触

６０ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

点下方的纤维层处于压缩状态ꎬ而 ＵＨＭＷＰＥ 复合

材料内各纤维层的泊松膨胀系数在平行和垂直纤维

方向存在较大的差异ꎬ这使被压缩纤维层的侧向膨

胀引发与其垂直的相邻纤维层产生拉伸应力ꎬ当拉

伸应力达到纤维的断裂强度时ꎬ纤维开始出现断裂ꎬ

进而侵彻体继续冲击下方的纤维层ꎻ而一旦冲击带

来的压缩应力不足以引发使纤维断裂的拉应力时ꎬ

侵彻体被阻止ꎮ 这也有力解释了 ＵＨＭＷＰＥ 纤维的

高抗拉强度在其侵彻防护上的作用ꎮ

基于上述动态响应过程及侵彻防护机理的揭示ꎬ

以 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料为主体的多种侵彻防护

结构被研究人员提出ꎬ并在实验中证实了因其超高

的抗拉强度而带来的良好防护效能[１２￣１４]

ꎮ 需要指出

的是ꎬ在很多实际防护场景中(例如爆炸防护)ꎬ防

护结构会同时遭遇高速破片和爆炸波的联合冲击ꎬ

而在现有的公开报道中ꎬ少有讨论 ＵＨＭＷＰＥ 这类

防护优势材料在破片和爆炸波联合加载下的失效问

题ꎮ 因此ꎬ本文通过爆炸加载实验的设计ꎬ系统观察

了 ＵＨＭＷＰＥ 复合板在破片和爆炸波联合加载下的

失效行为ꎬ总结了复合板的主要失效模式及过程ꎮ

２ 实验材料与方法

实验中的 ＵＨＭＷＰＥ 复合板采用 Ｄｙｎｅｅｍａ 系列

的商业产品ꎮ 复合板试样的尺寸为３００ ｍｍ×３００ ｍｍ×

１０ ｍｍ 的方形板ꎬ板材的整体密度约为 ０? ９８ ｇ / ｃｍ

３

ꎮ

为模拟破片和爆炸波联合加载的情形ꎬ实验采

用图 １ 所示的爆炸加载装置ꎮ 装置由钢质柱形外壳

内填充 ＴＮＴ 炸药组成ꎬ在柱形炸药的两端面用雷管

同时起爆ꎬ内部炸药起爆后驱动钢质外壳运动从而

产生破片和爆炸波ꎮ

图 １ 爆炸实验装置及实验现场布局图

Ｆｉｇ? １ Ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｖｉｃｅ ｕｓｅｄ ｉｎ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ

依据外部钢壳的材料及厚度的差别ꎬ共开展四

个不同实验ꎬ实验装置的具体参数如表 １ 所示ꎮ 所

有实验中钢柱壳的内径和长度均保持不变ꎬ因此ꎬ

ＴＮＴ 当量均为 １ ｋｇꎮ

表 １ 爆炸装置相关参数列表

Ｔａｂｌｅ １ Ｔｈｅ ｇｅｏｍｅｔｒｙ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｄｅｖｉｃｅｓ

编 号 壳体材料 内径 ｒ/ ｍｍ 外径 Ｒ/ ｍｍ 长度 Ｌ / ｍｍ 厚度 ｈ / ｍｍ

１ Ｓｉ￣Ｍｎ 钢 ２５ ３０.５ ２４０ ５.５

２ Ｓｉ￣Ｍｎ 钢 ２５ ３３.５ ２４０ ８.５

３ ４５＃钢 ２５ ３０.５ ２４０ ５.５

４ ４５＃钢 ２５ ３３.５ ２４０ ８.５

实验在专门的爆炸场地开展ꎬ现场布局如图 １

所示ꎮ ＵＨＭＷＰＥ 复合板由背部的柔性沙袋支撑ꎬ表

面与装置的轴向平行ꎬ复合板中心距装置中心的距

离为 ２ ｍꎮ 为收集破片的形状ꎬ在爆炸装置的下方

放置一沙箱ꎮ 同时沿爆炸装置表面处布置 ＰＤＶ 激

光探针ꎬ用于获取爆炸后破片飞出时的速度ꎮ

３ 实验结果

四个不同实验测试获取的装置外壳速度历程曲

线如图 ２ 所示ꎮ 曲线中的速度值随着时间连续变化

后出现中止ꎬ该处为外壳产生的破片撞击探针后导

致的探针损毁ꎬ本文中近似认为该速度为破片侵彻

复合板的入射速度值ꎮ 从曲线可以看出ꎬ速度曲线与

壳体的材料无关ꎬ只与外壳的厚度值相关ꎮ 对于较

厚的外壳(对应表 １ 中 ｈ ＝ ８? ５ ｍｍ)ꎬ破片速度约为

１? ０ ｋｍ/ ｓꎻ对于较薄的外壳(对应表 １ 中 ｈ ＝ ５? ５ ｍｍ)ꎬ

破片速度约为 １? ３ ｋｍ / ｓꎮ 此外ꎬ图 ３ 给出了实验中

回收的破片形貌及质量信息ꎮ 根据统计ꎬ对于较厚

的外壳装置ꎬ破片质量主要介于 ２ ｇ~９ ｇ 之间ꎻ对于较

薄的外壳装置ꎬ破片质量主要介于 １ ｇ~５ ｇ 之间ꎮ

图 ２ 爆炸装置外壳测速曲线

Ｆｉｇ? ２ Ｔｈｅ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｈｉｓｔｏｒｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈｅｌｌ ｃｈｅｃｋｅｄ ｂｙ ＰＤＶ ｐｒｏｂｅｓ

２０２１ 年第 １２ 期 ６１

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破片和爆炸波联合加载下 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料失效行为实验研究

图 ３ 实验回收的外壳破片及其质量分布信息

Ｆｉｇ? ３ Ｔｙｐｉｃａｌ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙ ａｎｄ ｍａｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｌｌｅｃｔｅｄ ｆｒａｇｍｅｎｔｓ

如前所述ꎬ本文的主要目的是观察 ＵＨＭＷＰＥ

复合板在破片和爆炸波加载下的变形失效行为ꎬ因

此ꎬ后续将重点展示复合板的主要变形及失效特征ꎮ

３? １ 整体变形特征

尽管实验中采用了四种不同的加载装置ꎬ但对

于四块 ＵＨＭＷＰＥ 复合板而言ꎬ均发生了显著的整

体变形ꎬ主要表现为由爆炸冲击波导致的大范围不

可逆弯曲以及高速破片引发的局部侵彻击穿ꎮ 图 ４

展示了其中两块复合板的典型变形形貌ꎮ

图 ４ 破片和爆炸波联合加载下 ＵＨＭＷＰＥ

复合板变形形貌图

Ｆｉｇ? ４ Ｔｈｅ ｍａｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｌａｍｉｎａｔｅ ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｌｏａｄｉｎｇ

在图 ４ 中ꎬ用圆圈单独标出了破片侵彻的部位ꎬ

其中实线圆圈表示侵彻部位被完全贯穿ꎬ虚线圆圈

表示侵彻部位未被贯穿ꎮ 从图 ４(ａ)及图 ４(ｂ)中两

块复合板正面和背面的侵彻点数量可以看出ꎬ各自

分别只有两个点和三个点被完全击穿ꎬ绝大多数侵

彻点未能贯穿复合板ꎬ即复合板实现了对绝大多数

破片的有效防护ꎬ展现出了良好的防护效能ꎮ 除局

部部位的侵彻外ꎬ复合板还存在因爆炸波加载导致

的整体弯曲变形ꎬ这种变形虽然并未导致复合板出

现破坏性的损伤ꎬ但这是复合板吸收爆炸冲击能量

的重要模式[１]

ꎮ 不管是侵彻点位的局部变形还是整

体的不可逆弯曲变形ꎬ都是 ＵＨＭＷＰＥ 复合板吸收

冲击能量的有效方式ꎮ

上述复合板整体的变形特点反映出 ＵＨＭＷＰＥ

复合板在破片和爆炸波联合作用下具有较好的吸能

防护特性ꎮ 为深入认识 ＵＨＭＷＰＥ 复合板在联合冲

击下的失效过程以帮助相关工程结构的设计ꎬ接下

来将进一步讨论复合板的详细失效模式ꎮ

３? ２ 脱层与屈曲

从实验后复合板的变形情况可见ꎬ复合板层间

的脱层及屈曲现象非常显著ꎬ特别是在边缘区域ꎮ

图 ５(ａ)中展示了相关细节ꎬ可以看到ꎬ在边界处ꎬ屈

曲和脱层二者总是伴随发生ꎮ 此外ꎬ通过图 ５(ｂ)中

复合板背部的侵彻点处变形可以发现在侵彻点周围

也伴随着大量的屈曲变形发生ꎮ 进一步从侵彻点的

形貌特点可以看出ꎬ此处的屈曲也伴随着复合板层

间的脱层发生ꎮ 另一个重要现象是ꎬ复合板层间脱

６２ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

层主要集中于靠近背部的区域ꎬ该现象主要由冲击

带来的压缩应力在背板自由表面处产生反射拉伸应

力而引起ꎬ因此脱层主要集中于靠近背板的区域ꎮ

对于破片和爆炸波二者的加载ꎬ都能在复合板内部

产生压缩应力进而在边缘处产生反射拉应力ꎬ因此ꎬ

两种加载都会导致复合板层间脱层的出现ꎮ

图 ５ 复合板边界处的脱层和屈曲(ａ)ꎬ

以及背部侵彻点周围的屈曲现象(ｂ)

Ｆｉｇ? ５ Ｔｈｅ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ａｎｄ ｂｕｃｋｌｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｂｏｕｎｄａｒｙ

ｏｆ ｔｈｅ ｐａｎｅｌ (ａ)ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｂｕｃｋｌｉｎｇ ａｐｐｅａｒｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ

ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｓｉｔｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅａｒ ｆａｃｅ (ｂ)

从能量吸收的角度ꎬ脱层和屈曲对于复合板防护

性能的发挥都是有益的ꎬ都能吸收冲击能量ꎮ 但是ꎬ

该两种失效模式都会影响复合板的抗侵彻性能ꎮ 如

图 ６ 所示ꎬ侵彻穿孔部位的细节形貌反映出复合板

内部的亚层结构及纤维并未按照最有利于其抗侵彻

性能发挥的模式发生变形及失效ꎮ 基于相关研究ꎬ

复合板内部亚层结构间相互膨胀挤压引起的间接拉

伸模式是 ＵＨＭＷＰＥ 复合板抗侵彻的基础ꎬ而复合

板层间的良好紧密黏结是保证间接拉伸模式出现的

必要条件[４]

ꎮ 因此ꎬ爆炸波诱发的层间脱层在一定

程度上导致复合板难以发挥其在抗侵彻上的优势ꎮ

图 ６ 边界脱层区域处的侵彻穿孔典型形貌

Ｆｉｇ? ６ Ｔｈｅ ｔｙｐｉｃａｌ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｈｏｌｅｓ

ｉｎ ｔｈｅ ｂｏｕｎｄａｒｙ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｒｅｇｉｏｎｓ

３? ３ 侵彻穿孔及鼓包

本部分主要分析讨论侵彻部位的穿孔及鼓包现

象ꎮ 不同复合板背部的形貌如图 ７ 所示ꎮ 对于破片

完全击穿复合板的位置ꎬ在侵彻孔周边具有非常明

显的面外凸起变形ꎻ对于未完全击穿的区域ꎬ侵彻导

致了明显的鼓包ꎬ鼓包的最大挠度值接近两倍复合

板厚度ꎬ这表明 ＵＨＭＷＰＥ 复合板具有良好的韧性ꎮ

此外ꎬ从图 ７(ｃ)和图 ７(ｄ)可以看到ꎬ部分未击穿区

域的鼓包与击穿孔非常靠近ꎬ这表明 ＵＨＭＷＰＥ 复

合板局部的侵彻贯穿失效不会降低相邻区域的侵彻

防护能力ꎬ该特点利于其对多破片侵彻的防护ꎮ

进一步地ꎬ图 ７(ｅ)和图 ７(ｆ)展示了鼓包及穿孔

部位的截面图ꎮ 在图 ７(ｅ)中ꎬ复合板成功阻止了破

片的侵彻ꎬ破片下方产生的面外大挠度变形以及层

间的良好黏结保证了 ＵＨＭＷＰＥ 能发挥出其基于间

接拉伸的良好抗侵彻性能ꎬ进而纤维的高拉伸强度

能发挥其在破片侵彻防护上的功效ꎮ 相反地ꎬ从图

７(ｆ)中的侵彻孔截面并未看到明显的面外挠度变

形ꎬ该变形特点阻止了纤维发挥其预期的侵彻防护

效能ꎬ进而破片较为轻松地穿透了复合板ꎮ

图 ７ 复合板背部侵彻穿孔区域的典型形貌

(ａ)、(ｂ)、(ｃ)、(ｄ)以及侵彻穿孔部位的截面图(ｅ)、(ｆ)

Ｆｉｇ? ７ Ｔｈｅ ｔｙｐｉｃａｌ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ ａｎｄ ｂｕｂｂｌｅ

ｉｎ ｔｈｅ ｒｅａｒ ｆａｃｅ (ａ)ꎬ (ｂ)ꎬ (ｃ) ａｎｄ (ｄ)ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｅｃｔｉｏｎａｌ

ｖｉｅｗｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｈｏｌｅｓ (ｅ) ａｎｄ (ｆ)

３? ４ 高温烧蚀

相比于传统的弹道实验ꎬ本文实验加载的重要特

征之一是破片在爆炸波加载下呈现出明显的高温特

性ꎬ即破片在侵彻复合板之前已被爆炸过程加热至

较高温度ꎮ 通常情况下ꎬ爆炸过程诱导的破片温度

高达数百摄氏度ꎮ 相关研究表明 ＵＨＭＷＰＥ 纤维对

温度较为敏感ꎬ因此ꎬ纤维在高温破片作用下出现的

烧蚀效应不可忽略ꎮ 图 ８ 展示了图 ７( ｅ)中侵彻孔

部位的 ＳＥＭ 图像ꎮ 可以明显发现ꎬ大多数纤维出现

了烧蚀断裂的特征ꎬ进而导致其直接失去了抗侵彻

能力ꎮ 需要指出的是ꎬ烧蚀失效通常发生在破片侵

彻的初始阶段ꎬ随着侵彻过程的深入ꎬ破片温度逐渐

降低ꎬ高温烧蚀将不再是主要的失效模式ꎮ

２０２１ 年第 １２ 期 ６３

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破片和爆炸波联合加载下 ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料失效行为实验研究

图 ８ 侵彻区域内部对应图 ７(ｅ)侵彻孔的 ＳＥＭ 图像

Ｆｉｇ? ８ Ｔｈｅ ＳＥＭ ｐｈｏｔｏｇｒａｐｈｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ

ｒｅｇｉｏｎｓ ｉｎ Ｆｉｇ.７ (ｅ)

４ 分析与讨论

基于上述提到的主要变形特征和失效模式ꎬ可

分析获取 ＵＨＭＷＰＥ 复合板在破片和爆炸波联合加

载下的失效过程ꎮ 整体上讲ꎬＵＨＭＷＰＥ 复合板的失

效过程可分为四个主要阶段ꎬ如图 ９ 所示ꎮ

图 ９ ＵＨＭＷＰＥ 复合板在联合冲击加载下的失效过程

Ｆｉｇ? ９ Ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ＵＨＭＷＰＥ

ｐａｎｅｌ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｅｘｐｌｏｓｉｖｅ ｌｏａｄｉｎｇ

在初始阶段ꎬ如图 ９( ａ)所示ꎬ由破片和爆炸波

冲击复合板带来的压缩应力沿厚度方向传播ꎬ并且

该压缩应力波在到达复合板背部后反射变为拉伸应

力ꎮ 因此ꎬ拉应力导致的脱层失效将出现在靠近背

部的区域ꎬ特别是复合板的边缘处ꎮ 伴随着脱层的发

生ꎬ破片侵彻进入复合板内部ꎬ见图 ９(ｂ)ꎬ在破片进入

复合板的早期阶段ꎬ复合板来不及产生较为明显的

面外变形ꎬ高温高速破片诱发的纤维剪切及烧蚀断

裂成为该阶段的主要失效模式ꎮ 而随着破片侵彻深

度的增加ꎬ复合板在冲击作用下逐渐产生明显的面

外变形ꎬ此时失效模式开始发生变化ꎮ如图９(ｃ)所示ꎬ

ＵＨＭＷＰＥ 纤维复合材料开始展现出最为典型的间

接拉伸失效模式ꎬ纤维的抗拉强度在侵彻防护中发

挥主导作用ꎮ 当间接拉伸产生的拉应力低于纤维的

拉伸强度时ꎬ破片侵彻过程被阻止ꎻ而当间接拉伸产

生的拉应力高于纤维的拉伸强度时ꎬ破片会继续向

前侵彻直至贯穿整个复合板ꎮ 在该过程中沿侵彻穿

孔区域周围出现明显的屈曲及脱层失效ꎬ见图 ９(ｄ)ꎮ

５ 结 论

本文基于爆炸实验ꎬ系统观察了 ＵＨＭＷＰＥ 复合

板在破片和爆炸波联合作用下的变形行为及主要失

效模式ꎮ 结果表明ꎬＵＨＭＷＰＥ 复合板在联合加载下

呈现复杂的失效模式ꎬ包括脱层、屈曲、鼓包、穿孔以

及纤维烧蚀断裂等ꎮ 联合加载下ꎬ复合板的失效过程

可分为四个主要阶段ꎮ 初始阶段ꎬ破片和爆炸波冲击

带来的压缩应力波在复合板背部发生反射拉伸造成

复合板靠近背部区域出现明显的脱层现象ꎻ当高温

破片开始侵彻进入复合板内部后ꎬ内部纤维的剪切

和烧蚀断裂成为主要失效模式ꎻ而随着侵彻过程的

进行ꎬ复合板逐渐产生较大的面外变形ꎬＵＨＭＷＰＥ 纤

维复合材料开始展示出其特有的间接拉伸失效模式ꎬ

阻止破片侵彻ꎻ若破片能量足够高ꎬ其最终将穿透复

合板ꎬ此时穿孔周围将伴随明显的屈曲及脱层失效ꎮ

参考文献

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６４ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

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２５２: １１２６８６.

(上接第 ３３ 页)

６ 结 论

可扁平输送软管的承压强度取决于织物增强层

的拉伸性能ꎬ而在纱线交叉点产生的应力集中会降

低织物的强度ꎮ 本文通过研究织物结构参数与纱线

交叉点处应力集中程度的关系ꎬ为优化织物增强层

结构ꎬ改善可扁平输送软管的承压性能提供了依据ꎮ

结果表明:斜纹环编织物有限元拉伸模拟结果和拉

伸试验结果基本相符ꎻ织物承受经向拉伸载荷时ꎬ经

纱间距、纬纱细度、纬纱卷曲率大小对交叉点处的应

力集中程度没有明显影响ꎻ织物承受纬向拉伸载荷

时ꎬ经纱间距增大、纬纱变细以及纬纱卷曲率降低可

以使纱线交叉点处的应力分布更加均匀ꎬ提高纱线

力学效率ꎬ纬纱卷曲率大于 ４? １％时ꎬ经纱间距、纬纱

细度以及纬纱卷曲率对交叉点处的应力集中程度影

响较大ꎮ

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２０２１ 年第 １２ 期 ６５

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用于雷达天线的国产碳纤维预浸料成型工艺优化及配套材料优选

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ０１０

用于雷达天线的国产碳纤维预浸料成型工艺优化及配套材料优选

孙 坤１ꎬ２

ꎬ 赵文忠１ꎬ２

ꎬ 张晨晖１ꎬ２

ꎬ 刘明昌１ꎬ２

ꎬ 李建伟１ꎬ２

ꎬ 高 琦１ꎬ２

ꎬ 许培伦１ꎬ２

(１? 中国电子科技集团公司第二十研究所ꎬ 西安 ７１００６８ꎻ ２? 中电科西北集团有限公司ꎬ 西安 ７１００６８)

摘要: 为实现国产碳纤维/ 环氧树脂织物预浸料在雷达天线中的应用ꎬ开展以该碳纤维预浸料为蒙皮的夹层板热压罐成

型工艺流程和关键工艺参数优化研究ꎬ在此基础上ꎬ制备 ６ 种以碳纤维预浸料为蒙皮ꎬ分别以 Ｊ￣９５ 或 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜进行胶接ꎬ

填充 Ｊ￣４７Ｄ 或 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶或不填充发泡胶的复合材料夹层板ꎬ通过平面拉伸、弯曲等力学性能测试分析对该预浸料用于夹

层板时的配套材料进行优选研究ꎮ 研究结果确定采用两步热压罐法进行不填充发泡胶和填充 Ｊ￣４７Ｄ 发泡胶的夹层板成型ꎬ采

用三步热压罐法进行填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶的夹层板成型ꎬ并确定升/ 降温速率、加压时机等关键工艺参数和工装辅助等提高夹层

板质量的措施ꎻ对 ６ 种夹层板力学性能测试分析发现ꎬＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜与蒙皮、蜂窝以及发泡胶的匹配性更好ꎮ 而将两型发泡

胶相比ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶的夹层板的各项力学性能明显更优ꎬ因此优选 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜和 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶作为配套材料用于雷

达天线制造ꎮ

关键词: 碳纤维复合材料ꎻ 夹层板ꎻ 工艺优化ꎻ 配套材料ꎻ 力学性能

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００６６－０７

Ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｏｆ

ｄｏｍｅｓｔｉｃ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｐｒｅｐｒｅｇ ｆｏｒ ｒａｄａｒ ａｎｔｅｎｎａ

ＳＵＮ Ｋｕｎ

１ꎬ２

ꎬ ＺＨＡＯ Ｗｅｎ￣ｚｈｏｎｇ

１ꎬ２

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｃｈｅｎ￣ｈｕｉ

１ꎬ２

ꎬ ＬＩＵ Ｍｉｎｇ￣ｃｈａｎｇ

１ꎬ２

ꎬ

ＬＩ Ｊｉａｎ￣ｗｅｉ

１ꎬ２

ꎬ ＧＡＯ Ｑｉ

１ꎬ２

ꎬ ＸＵ Ｐｅｉ￣ｌｕｎ

１ꎬ２

(１? Ｔｈｅ ２０ｔｈ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｃｈｉｎａ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎꎬ Ｘｉ′ａｎ ７１００６８ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｃｈｉｎａ Ｅｌｅｃｔｒｏｎｉｃｓ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｎｏｒｔｈｗｅｓｔ Ｇｒｏｕｐ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎꎬ Ｘｉ′ａｎ ７１００６８ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｄｏｍｅｓｔｉｃ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ ｆａｂｒｉｃ ｐｒｅｐｒｅｇ ｉｎ

ｒａｄａｒ ａｎｔｅｎｎａꎬ ｔｈｅ ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｋｅｙ ｐｒｏｃｅｓｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｏｆ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅ ａｕｔｏｃｌａｖｅ ｗｉｔｈ ｎｅｗ￣

ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｐｒｅｐｒｅｇ ａｓ ｓｋｉｎ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ. Ｏｎ ｔｈｉｓ ｂａｓｉｓꎬ ｓｉｘ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓ ｗｅｒｅ

ｐｒｅｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｎｅｗｌｙ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｐｒｅｐｒｅｇ ａｓ ｓｋｉｎꎬ ｂｏｎｄｅｄ ｗｉｔｈ Ｊ￣９５ ｏｒ ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ ｆｉｌｍꎬ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ Ｊ￣４７Ｄ

ｏｒ ＳＹ￣Ｐ６ ｆｏａｍ ｏｒ ｎｏｔ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ ｆｏａｍ. Ｔｈｒｏｕｇｈ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｐｌａｎｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ａｎｄ ｂｅｎｄｉｎｇ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒ￣

ｔｉｅｓꎬ ｔｈｅ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｅｐｒｅｇ ｕｓｅｄ ｉｎ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅ ｗｅｒｅ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ｓｈｏｗｅｄ

ｔｈａｔ ｔｈｅ ｔｗｏ￣ｓｔｅｐ ａｕｔｏｃｌａｖｅ ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｆｏｒｍ ｔｈｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｏａｒｄ ｗｉｔｈｏｕｔ ｆｏａｍ ｏｒ ｔｈｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｏａｒｄ

ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ Ｊ￣４７Ｄ ｆｏａｍ ａｎｄ ｔｈｅ ｔｈｒｅｅ￣ｓｔｅｐ ａｕｔｏｃｌａｖｅ ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｆｏｒｍ ｔｈｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｏａｒｄ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ

ＳＹ￣Ｐ６ ｆｏａｍ. Ｉｎ ａｄｄｉｔｉｏｎꎬ ｔｈｅ ｋｅｙ ｐｒｏｃｅｓｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓꎬ ｓｕｃｈ ａｓ ｔｈｅ ｒａｔｅ ｏｆ ｈｅａｔｉｎｇ ｏｒ ｃｏｏｌｉｎｇꎬ ｔｈｅ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｔｉｍｉｎｇꎬ

ａｎｄ ｔｈｅ ｍｅａｓｕｒｅｓ ｔｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｑｕａｌｉｔｙ ｏｆ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌꎬ ｓｕｃｈ ａｓ ｔｏｏｌｉｎｇ ａｓｓｉｓｔａｎｃｅꎬ ｗｅｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ. Ｔｈｅ ｍｅ￣

ｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｓｉｘ ｋｉｎｄｓ ｏｆ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓ ｗｅｒｅ ｔｅｓｔｅｄ ａｎｄ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｉｔ ｗａｓ ｆｏｕｎｄ ｔｈａｔ ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ ｆｉｌｍ ｈａｄ ａ

ｂｅｔｔｅｒ ｍａｔｃｈ ｗｉｔｈ ｓｋｉｎꎬ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ａｎｄ ｆｏａｍꎬ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔｗｏ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｆｏａｍꎬ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

ｏｆ ｔｈｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｏａｒｄ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ ＳＹ￣Ｐ６ ｆｏａｍ ａｒｅ ｏｂｖｉｏｕｓｌｙ ｂｅｔｔｅｒ. Ｔｈｅｒｅｆｏｒｅꎬ ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ ｆｉｌｍ ａｎｄ ＳＹ￣Ｐ６ ｆｏａｍ ａｒｅ

ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ ａｓ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ ｏｆ ｒａｄａｒ ａｎｔｅｎｎａ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓꎻ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎꎻ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓꎻ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ

ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

收稿日期: ２０２１￣０７￣０５

基金项目: 国防科研项目 (ＴＤＸＸ￣ＣＬ￣１９￣０ＸＸ￣２)

作者简介: 孙坤 (１９９１￣)ꎬ 男ꎬ 硕士ꎬ 工程师ꎬ 主要从事复合材料方面的研究ꎬ ＭｒＳｋａｉｎ＠１６３? ｃｏｍꎮ

６６ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

碳纤维复合材料夹层板具有构件比重轻、比强度

和模量高、制品成型尺寸稳定性好、可设计性强、抗

疲劳性好、耐腐蚀性优异等优点ꎬ已被作为承力构件

广泛用于飞机、雷达、汽车、高铁等军民品领域[１￣３]

ꎮ

某雷达天线为通过热压罐成型方法制成的以碳纤维

复合材料预浸料为蒙皮、ＬＦ２Ｙ 耐久铝蜂窝为芯材的

夹层结构ꎬ为满足天线装配和力学性能要求ꎬ通常还

需对夹层板边沿一定宽度填充发泡胶[４ꎬ５]

ꎮ

雷达天线成型过程涉及碳纤维复合材料与耐久

铝蜂窝、胶膜、发泡胶等多种不同特性材料的复合ꎬ

需在热压罐环境中历经多次加压、加热、降温、卸压

等ꎬ工艺过程复杂ꎬ在温度场梯度、固化交联反应、外

压等物理化学因素影响下容易产生热￣化学应变、残

余应力和固化变形等[６ꎬ７]

ꎮ 因此ꎬ雷达天线性能与

预浸料、胶膜等材料的特性以及成型工艺等密不可

分ꎬ材料匹配性不佳、工艺流程不合适或固化参数不

恰当ꎬ很难使夹层板性能达到最佳状态ꎬ甚至会引起

翘曲、鼓包ꎬ直接影响最终制件的性能[８￣１０]

ꎮ

用于该雷达天线蒙皮的 ＡＣ３１９ / ＣＦ８０１０ 预浸料

为国产中温固化碳纤维/ 环氧树脂织物预浸料ꎬ尚未

在工程实际中得到应用ꎬ没有可供参考的工程固化

工艺参数ꎬ缺乏发泡胶、胶膜等相关配套材料匹配性

研究技术积累ꎮ 为实现该预浸料在雷达天线中的应

用ꎬ需根据天线实际生产需求ꎬ结合该碳纤维预浸料

与胶膜、发泡胶等配套材料物化性能特点ꎬ开展夹层

板固化工艺流程和关键工艺参数工艺优化研究以及

配套材料优选研究ꎬ确定最佳固化工艺参数和适合

与该碳纤维预浸料配套使用的胶膜、发泡胶型号ꎮ

１ 试验方案与方法

１? １ 主要原材料

ＡＣ３１９ / ＣＦ８０１０ 碳纤维/ 环氧树脂织物预浸料:

含胶量为 ３６％ꎬ厚度为(０? １±０? ０１) ｍｍꎬ面密度为

(１００±１) ｇ / ｍ

２

ꎬ中国航空制造技术研究院ꎻＬＦ２Ｙ 耐

久铝蜂窝 ＥＬ￣０? ０５￣４Ｗ￣５Ａ０２￣２８００￣Ｗ１２５０￣Ｔ１２ꎬ中航

西安飞机工业集团股份有限公司ꎻＪ￣９５ 胶膜ꎬ黑龙江

石化院ꎬＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜ꎬ中国航发北京航空材料研

究院ꎬ两种胶膜均为中温固化胶膜ꎬ厚度为(０? ２０±

０? ０２) ｍｍꎻＪ￣４７Ｄ 发泡胶ꎬ灰色片状ꎬＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶ꎬ

蓝色粉末状ꎬ两种发泡胶均由中国航发北京航空材

料研究院生产ꎮ

１? ２ 试 验

１? ２? １ 工艺优化试验

针对天线使用需求ꎬ开展填充或不填充发泡胶

的夹层板固化工艺优化试验ꎬ根据预浸料等固化特

性参数ꎬ初步采用两步法成型夹层板ꎬ即先通过热压

罐成型两张蒙皮ꎬ再通过热压罐进行蒙皮与蜂窝芯

材的二次胶接[１１]

ꎮ 单张蒙皮由 ４ 层预浸料铺贴而

成ꎬ固化温度和压力分别为 ４００ ｋＰａ、１３５ ℃ ꎬ保温

１８０ ｍｉｎꎬ蒙皮与蜂窝胶接温度和压力分别为 １５０ ℃、

１３５ ℃ꎬ保温 １２０ ｍｉｎꎮ

根据蒙皮是否翘曲、蒙皮与蜂窝胶接是否可靠、

夹层板是否有鼓包或凹陷等缺陷ꎬ针对性地进行成

型工艺优化ꎬ如加强升/ 降温速率和升/ 降压速率的

控制以及升/ 降温时间的选择等ꎻ同时ꎬ加强工艺过

程控制ꎬ采取工装、匀压板等措施确保夹层板外观质

量满足要求ꎮ

１? ２? ２ 配套材料优选试验

初选 Ｊ￣９５ 和 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜及 Ｊ￣４７Ｄ、ＳＹ￣Ｐ６ 发

泡胶ꎬ按照工艺优化试验确定的夹层板成型工艺参

数和相关措施进行夹层板成型ꎬ采取先成型夹层板ꎬ

再机械加工测试样件的工艺流程ꎬ制备 ６ 种分别以

不同胶膜胶接、填充不同发泡胶或不填充发泡胶的

夹层板ꎬ通过对夹层板平面拉伸等力学性能测试分

析ꎬ对碳纤维复合材料与配套材料的匹配性进行优

选研究ꎬ夹层板尺寸为 ６００ ｍｍ×７５０ ｍｍꎬ确保可裁

剪出各类性能测试样件ꎮ 配套材料优选试验方案如

表 １ 所示ꎮ

表 １ 碳纤维复合材料与配套材料优选试验方案

Ｔａｂｌｅ １ Ｏｐｔｉｍａｌ ｔｅｓｔ ｓｃｈｅｍｅ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ａｎｄ ｓｕｐｐｏｒｔｉｎｇ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

序 号 蒙 皮 芯 材 胶 膜 发泡胶 编 号

１

２

３

４

５

６

ＡＣ３１９ /

ＣＦ８０１０

ＬＦ２Ｙ

铝蜂窝

Ｊ￣９５ 无 Ｊ０

ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ 无 Ｓ０

Ｊ￣９５ Ｊ￣４７Ｄ ＪＪ

Ｊ￣９５ ＳＹ￣Ｐ６ ＪＳ

ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ Ｊ￣４７Ｄ ＳＪ

ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ ＳＹ￣Ｐ６ ＳＳ

１? ３ 夹层板性能测试分析

通过平面拉伸、平面压缩、平面剪切、侧向压缩、

弯曲 ５ 项试验测试上述 ６ 种夹层板常温力学性能ꎬ平

面拉伸等 ５ 项试验依次按照 ＧＢ/ Ｔ １４５２、ＧＢ/ Ｔ １４５３、

ＧＢ/ Ｔ １４５４、ＧＢ/ Ｔ １４５５、ＧＢ/ Ｔ １４５６ 进行ꎬ试验在 ＳＡＮＳ

ＣＭＴ ５１０５ 型电子万能试验机上进行ꎬ每种试样不少

于 ５ 件ꎮ 按照相关标准要求ꎬ机加工制备相应尺寸的

力学性能测试样件ꎮ 测试完成后根据相应标准依次

计算夹层结构抗平拉强度、芯子压缩强度、剪切强度、

２０２１ 年第 １２ 期 ６７

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用于雷达天线的国产碳纤维预浸料成型工艺优化及配套材料优选

侧压强度、芯子剪切强度及夹层结构弯曲刚度ꎮ 通

过上述力学性能分析评估ꎬ确定最终优选匹配方案ꎮ

２ 结果与讨论

２? １ 夹层板成型工艺优化

２? １? １ 无填充发泡胶的夹层板

初步试验时出现夹层板翘曲、部分蒙皮与蜂窝

脱胶及夹层板边缘部分蜂格塌陷等问题ꎮ 非对称铺

层易产生应力不均ꎬ造成制件变形ꎬ为减少铺层带来

的变形[１２ꎬ１３]

ꎬ蒙皮按照“０°/ ＋４５°/ －４５°/ ＋９０°” 方式

对称铺贴ꎻ为确保人工下料时纤维方向准确性和一

致性ꎬ下料时ꎬ采用定向限位下料工装辅助ꎮ 为保证

固化过程真空度符合设置要求ꎬ真空袋封装完进热

压罐前ꎬ必须通过关闭真空泵的保压测试来排除偶

然因素导致的真空袋“漏气” 现象ꎬ同时ꎬ真空度设

置为－９８ ｋＰａꎬ并采取先加压再升温和预固化的方式

确保蒙皮层间密实、无气泡ꎮ 蒙皮固化时采取零吸胶

工艺ꎬ保证蒙皮含胶量与前期摸底试验的一致[１４]

ꎮ

为减少温度梯度和压力梯度引起的内应力ꎬ升/ 降温

速率分别降为 １ ℃ / ｍｉｎ、－１ ℃ / ｍｉｎꎬ升/ 降压速率分

别减至 ３０ ｋＰａ / ｍｉｎ、－５０ ｋＰａ / ｍｉｎꎬ并采取阶梯式升/

降温方式ꎬ确保温度场的均匀性ꎮ 蒙皮固化工艺参

数设置如表 ２ 所示ꎮ

表 ２ 蒙皮固化时的固化工艺参数设置

Ｔａｂｌｅ ２ Ｓｅｔｔｉｎｇ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｄｕｒｉｎｇ ｓｋｉｎ ｃｕｒｉｎｇ

程序段

空气温度

/ ℃

模具温度

/ ℃

罐内压力

/ ｋＰａ

真空度

/ ｋＰａ

保温时间

/ ｍｉｎ

１ ４５ ２５ ４００ －９８ ０

２ ９０ ８０ ４００ －９８ ０

３ ８２ ８０ ４００ －９８ ３０

４ １３５ １２８ ４００ －９８ ０

５ １３５ １３０ ４００ －９８ １８０

６ ４０ ６０ ０ －９８ ０

针对夹层板的翘曲和部分蜂格塌陷等问题ꎬ对

蒙皮与蜂窝胶接时的真空度、升/ 降温速率、升/ 降压

速率等进行同步调整ꎬ同时ꎬ合理设计辅料铺贴方

式ꎬ如针对蒙皮表面光亮不利于粘接的问题ꎬ蒙皮固

化时ꎬ在预浸料表面依次铺贴隔离布和无孔膜ꎬ同步

实现蒙皮零吸胶和粗化ꎬ提高其可粘性ꎬ避免人工打

磨粗化的不均匀性ꎬ并采取工艺框辅助、匀压板均压

等措施避免蜂格塌陷ꎬ提高夹层板质量ꎮ

２? １? ２ 填充发泡胶的夹层板成型

初步采用两步法成型填充发泡胶的夹层板时ꎬ

发现填充 Ｊ￣４７Ｄ 发泡胶的夹层板表面平整ꎬ无鼓包

或凹坑ꎬ但发泡胶填充不够密实ꎬ蜂格内存在空洞ꎮ

这主要是由蜂格填充高度控制不当引起的ꎬ同时ꎬＪ￣

４７Ｄ 呈片状ꎬ料粒尺寸分布宽ꎬ填充时部分尺寸较大

的料粒易发生“架桥”ꎮ 在后续填充时ꎬ采取机械粉

碎和过筛等方式控制料粒尺寸ꎻ发泡胶填充时ꎬ为确

保发泡胶恰好充实蜂格ꎬ料粒应填充至距蜂格上沿

２ ｍｍ~５ ｍｍꎮ

两步法成型的填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶的夹层板出现

大面积蒙皮鼓包ꎬ破坏蒙皮后发现鼓包处发泡胶未

充实蜂格ꎬ而未鼓包处蜂窝填充密实ꎬ破坏为蒙皮层

间剥离或发泡胶被拉断ꎬ详见图 １ꎮ 这可能是 ＳＹ￣Ｐ６

固化过程中逸出的小分子气体被裹缚在蒙皮内或残

留在状胶料内的空气在蒙皮与蜂窝间的聚集造成

的ꎬ但通过加匀压板和延长抽真空时间等措施减少

真空袋内空气残留并不能解决蒙皮鼓包问题[１５ꎬ１６]

ꎮ

为此ꎬ采用先进行一侧蒙皮与蜂窝胶接(同时进行

ＳＹ￣Ｐ６ 的填充固化)ꎬ再进行另一层蒙皮与蜂窝胶接

的分步法进行夹层板复合ꎮ 但实际操作过程中发

现ꎬ在一侧蒙皮与蜂窝胶接后ꎬ蜂窝板仅单侧受力ꎬ

向无蒙皮一侧大幅收缩变形ꎬ严重翘曲ꎬ无法进行上

蒙皮的胶接固化ꎮ

图 １ 鼓包夹层板及部分蒙皮破坏后外观图

Ｆｉｇ? １ Ａｐｐｅａｒａｎｃｅ ｏｆ ｂｕｌｇｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌ

ａｎｄ ｐａｒｔ ｏｆ ｓｋｉｎ ｄａｍａｇｅｄ

为解决上述问题ꎬ进一步优化填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的夹

层板成型工艺ꎬ采取先固化蒙皮ꎬ并单独进行 ＳＹ￣Ｐ６

的填充固化ꎬ然后进行蒙皮与已填充固化 ＳＹ￣Ｐ６ 的

蜂窝的胶接复合ꎮ 实践中为保证 ＳＹ￣Ｐ６ 固化后恰好

填平蜂格ꎬ胶料填充时ꎬ将铝蜂窝芯放置于平板模具

上ꎬ四周采用工艺框围挡ꎬ蜂格用胶料填平ꎬ并采用

匀压板确保压力均匀ꎮ ＳＹ￣Ｐ６ 固化后硬度高ꎬ为避

免残留在模具上的胶料打磨清理困难ꎬ同时增加发

泡胶与蒙皮胶接时的表面粗糙度ꎬ发泡胶填充时及

时清理蜂格以外发泡胶粉末ꎬ并在蜂窝两侧铺贴隔

６８ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

离布ꎬ提高可粘性ꎮ 胶料发泡固化温度和压力分别

为 ２００ ｋＰａ、１３５ ℃ ꎬ保温 １２０ ｍｉｎꎻ真空度设置为－９５

ｋＰａꎬ升/ 降温速率分别设置为 ２ ℃ / ｍｉｎ、－２ ℃ / ｍｉｎꎬ

升/ 降压速率分别设置为 ５０ ｋＰａ / ｍｉｎ、 － １００ ｋＰａ /

ｍｉｎꎮ 检查发现上述方法制备的夹层板蒙皮平整、无

鼓包、无凹陷ꎬ破坏蒙皮后发现发泡胶填充密实ꎬ破

坏为蒙皮层间剥离或发泡胶被拉断ꎬ同时ꎬ断面无

空洞ꎮ

基于上述工艺优化试验并兼顾生产效率和生产

成本ꎬ确定填充 Ｊ￣４７Ｄ 的夹层板和无填充的夹层板ꎬ

采用两步热压罐法成型ꎬ而填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的夹层板采

用三步法成型ꎮ 相应力学性能测试样件制备工艺流

程如图 ２、图 ３ 所示ꎮ

图 ２ 填充 Ｊ￣４７Ｄ 或无填充的夹层板成型工艺流程

Ｆｉｇ? ２ Ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅ ｆｉｌｌｅｄ

ｗｉｔｈ Ｊ￣４７Ｄ ｏｒ ｗｉｔｈｏｕｔ ｆｉｌｌｉｎｇ

图 ３ 填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的夹层板成型工艺流程

Ｆｉｇ? ３ Ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ ＳＹ￣Ｐ６

２? ２ 性能测试结果分析

２? ２? １ 平面拉伸性能测试及分析

平面拉伸试验主要考察试样的平拉强度和破坏

形式ꎬ胶接为弱连接ꎬ通过该测试可以分析评估两种

胶膜与碳纤维复合材料、铝蜂窝及发泡胶的匹配性ꎮ

不同夹层结构平面拉伸强度见图 ４ꎬ部分试样平面

拉伸破坏情况如图 ５ 所示ꎬ根据结果可知ꎬＪ０ 试样蒙

皮与芯材部分脱胶ꎬ平拉强度为 １? ８２ ＭＰａꎬ且离散

系数过大(Ｃｖ

＝ １６? ４７％)ꎬＳ０ 试样以蜂窝局部破坏

为主ꎬ平拉强度为 ３? ８６ ＭＰａꎬ表明 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜与

纯铝蜂窝胶接的抗平拉性能更优ꎮ 填充 Ｊ￣４７Ｄ 的 ＪＪ

和 ＳＪ 试样均为蒙皮与蜂窝芯胶接处破坏ꎬ平拉强度

相差不大且与 Ｓ０ 相近ꎻ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的 ＪＳ、ＳＳ 试样为

蒙皮分层破坏或芯层与蒙皮胶接面破坏ꎬ平拉强度

分别为 ７? ５６ ＭＰａ、８? ２２ ＭＰａꎬ说明 ＳＹ￣Ｐ６ 与 Ｊ￣９５、

ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ两型胶膜胶接时的抗平拉性能较 Ｊ￣４７Ｄ

的好ꎮ 分析可知:无论是否填充发泡胶ꎬＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ

胶接的试样抗平拉强度都更高ꎻ两型发泡胶相比ꎬ填

充 ＳＹ￣Ｐ６ 的试样平拉性能更高ꎮ

图 ４ 不同夹层结构试样平面拉伸强度

Ｆｉｇ? ４ Ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｉｔｈ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｉｎ ｐｌａｎｅ

图 ５ 部分夹层结构平面拉伸试验破坏试样

Ｆｉｇ? ５ Ｆａｉｌｕｒｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｏｆ ｓｏｍｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｉｎ ｐｌａｎｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔｓ

２? ２? ２ 平面压缩性能测试及分析

平面压缩试验主要考察夹层板平压载荷的承载

能力ꎬ据此可分析两型发泡胶性能的优劣ꎮ 不同夹

层结构平面压缩强度见图 ６ꎬ部分试样平面压缩破

坏情况见图 ７ꎬ由图可知ꎬＪ０、Ｓ０ 试样均为铝蜂窝坍

塌破坏ꎬ平压强度基本一致ꎬ分别为 ２? ２１ ＭＰａ 和 ２? ３３

ＭＰａꎮ 填充发泡胶后平压载荷由发泡胶和蜂窝壁同

时承载ꎬ且 Ｊ￣４７Ｄ、ＳＹ￣Ｐ６ 均为环氧类ꎬ发泡后自身强

度较高ꎬ能快速吸收能量和分散压力ꎬ因此抗平压强

度显著增加ꎮ 填充 Ｊ￣４７Ｄ 的 ＪＪ、ＳＪ 试样平压强度分

别为 ７? ０１ ＭＰａ 和 ５? ８７ ＭＰａꎬ较未填充的提高 ２ 倍以

上ꎬ分析认为两种试样强度的差异与采用 Ｊ￣４７Ｄ 填

充时微孔的随机性有关ꎻ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的 ＪＳ、ＳＳ 试样

２０２１ 年第 １２ 期 ６９

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用于雷达天线的国产碳纤维预浸料成型工艺优化及配套材料优选

的平压强度相当ꎬ分别为 ３３? ０１ ＭＰａ 和 ３３? ４４ ＭＰａꎬ

比填充 Ｊ￣４７Ｄ 的提高 ４ 倍以上ꎬ这与料粒尺寸有关ꎬ

Ｊ￣４７Ｄ 填充时虽已机械粉碎ꎬ但其尺寸远大于粉状

ＳＹ￣Ｐ６ꎬ固化后微孔的存在使其抗压强度较后者低ꎮ

根据上述分析可知ꎬ两种胶膜的夹层板抗平压性能

无明显差异ꎬ但两型发泡胶相比ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的试样

具有更强的抗平压性能ꎮ

图 ６ 不同夹层结构试样平面压缩强度

Ｆｉｇ? ６ Ｐｌａｎｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

图 ７ 部分夹层板平面压缩试验破坏试样

Ｆｉｇ? ７ Ｆａｉｌｕｒｅ ｓａｍｐｌｅｓ ｏｆ ｓｏｍｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓ

ｉｎ ｐｌａｎｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ

２? ２? ３ 平面剪切性能测试及分析

平面剪切试验主要考察夹层结构的平面剪切强

度和破坏形式ꎬ据此可评估两种胶膜与碳纤维复合

材料、铝蜂窝及发泡胶的匹配性ꎮ 不同夹层结构平

面剪切强度见图 ８ꎬ部分试样平面剪切破坏情况如

图 ９ 所示ꎬＪ０ 或 Ｓ０ 试样破坏发生在胶接面ꎬ胶接强度

分别为 ０? ９２ ＭＰａ、０? ９７ ＭＰａꎬ表明两种胶膜与纯铝

蜂窝胶接时的抗平面剪切强度较小且相差不大ꎮ 填

充 Ｊ￣４７Ｄ 发泡胶的 ＪＪ、ＳＪ 试样均为芯层与蒙皮胶接

处的发泡胶被剪切剥离ꎬ平面剪切强度分别为 ２? ９９

ＭＰａ、２? ６５ ＭＰａꎬ比纯铝蜂窝芯子提高 ２ 倍以上ꎻ填

充 ＳＹ￣Ｐ６ 的 ＪＳ、ＳＳ 试样主要为芯层和蒙皮胶接处破

坏、蒙皮剪切破坏等ꎬ剪切强度分别达到 ４? ６５ ＭＰａ

和 ４? ５１ ＭＰａꎬ比纯铝蜂窝芯的平面剪切强度提高了

３ 倍以上ꎬ填充发泡胶后抗剪强度的大幅提高与发泡

胶可以更有效地传递和分散剪切应力ꎬ有效防止蜂

窝壁过早剪切失稳有关ꎮ 根据上述可知ꎬ不填充或

填充 ＳＹ￣Ｐ６ 时ꎬ两种胶膜胶接的夹层板的抗平面剪

切性能无明显差异(平面剪切强度相差接近 ５％)ꎬ

但填充 Ｊ￣４７Ｄ 时ꎬ采用 Ｊ￣９５ 的夹层板平面剪切性能

更优ꎻ两种发泡胶对试样抗平面剪切性能影响与平

面拉伸试验结果一致ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 的试样平面剪切

性能更高ꎮ

图 ８ 不同夹层结构试样平面剪切强度

Ｆｉｇ? ８ Ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ ｗｉｔｈ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

图 ９ 部分夹层板平面剪切试验破坏试样

Ｆｉｇ? ９ Ｆａｉｌｕｒｅ ｓａｍｐｌｅｓ ｏｆ ｐａｒｔｉａｌ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅｓ

ｉｎ ｐｌａｎｅ ｓｈｅａｒ ｔｅｓｔ

７０ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

２? ２? ４ 侧向压缩性能测试及分析

侧向压缩试验主要考察夹层结构抗侧向压缩载

荷的能力ꎬ据此可分析碳纤维复合材料蒙皮/ 铝蜂窝

与胶膜、发泡胶的匹配性ꎮ 不同夹层结构侧向压缩

强度见图 １０ꎬＳＪ 试样侧向压缩破坏情况见图 １１ꎬ侧

向加载条件下ꎬＪ０、Ｓ０ 试样载荷主要由两侧蒙皮承

载ꎬ试样均为端部蒙皮压缩破坏ꎬ侧压强度分别为

１２? ３４ ＭＰａ、１４? ４０ ＭＰａꎮ 填充发泡胶后ꎬ发泡胶可以

分担和传递侧压载荷ꎬ夹层板侧压强度明显提高ꎮ

填充 Ｊ￣４７Ｄ 的 ＪＪ、ＳＪ 侧压强度分别为 ２５? ２０ ＭＰａ、

２５? ５２ ＭＰａꎬ较未填充的提高 ２ 倍以上ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６

发泡胶的 ＪＳ、ＳＳ 侧压强度分别为 ３４? ８６ ＭＰａ、３６? ６５

ＭＰａꎬ较填充 Ｊ￣４７Ｄ 的提高 ５０％左右ꎬ分析认为两种

发泡胶填充的试样的侧压强度的差异也与 Ｊ￣４７Ｄ 料

粒尺寸较大有关ꎮ 分析可知ꎬ两种胶膜相比ꎬＳＹ￣２４Ｃ

Ⅱ胶接的夹层板抗侧压性能更好ꎬ两型发泡胶相比ꎬ

ＳＹ￣Ｐ６ 填充的夹层板抗侧向压缩性能更优ꎮ

图 １０ 六种不同夹层结构试样侧压强度

Ｆｉｇ? １０ Ｓｉｄｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ ｗｉｔｈ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

图 １１ ＳＪ 夹层板侧向压缩试验破坏试样

Ｆｉｇ? １１ Ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｉｎ ｌａｔｅｒａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｔｅｓｔ ｏｆ ＳＪ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅ

２? ２? ５ 弯曲性能测试及分析

弯曲试验主要通过分析芯材剪切强度、夹层板

弯曲刚度ꎬ对碳纤维复合材料蒙皮、铝蜂窝与胶膜和

发泡胶的匹配性进行进一步评估ꎮ 不同夹层结构芯

材剪切强度、夹层板弯曲刚度分别见图 １２、图 １３ꎬ部

分试样弯曲破坏情况见图 １４ꎬＪ０、Ｓ０ 均在弯曲载荷

加载处出现屈服变形ꎬ两种夹层板芯材的剪切强度

分别为 ０? ８７ ＭＰａ、０? ９５ ＭＰａꎬ弯曲刚度分别为 １? ３３×

１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

、１? ２７×１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

ꎮ 填充发泡胶后ꎬ复

合材料蒙皮、蜂窝芯和发泡胶共同承担弯曲载荷ꎬ芯

材剪切强度增加ꎬ因此ꎬ夹层结构抗剪切能力显著增

强ꎬ填充 Ｊ￣４７Ｄ 的 ＪＪ、ＳＪ 试样剪切强度分别为 ３? ２３

ＭＰａ、３? ２１ ＭＰａꎬ较未填充的提高近 ４ 倍ꎻ填充 ＳＹ￣

Ｐ６ 的 ＪＳ、ＳＳ 试样多在载荷加载处发生破坏ꎬ芯材剪

切强度均为 ３? ８３ ＭＰａꎬ较未填充的提高 ４ 倍以上ꎮ

弯曲刚度主要用以评价夹层板抵抗弯曲变形的能

力ꎬ填充发泡胶后ꎬ整体抗弯曲变形能力增强ꎬ所以

试样弯曲刚度增加ꎬ填充 Ｊ￣４７Ｄ 的 ＪＪ、ＳＪ 试样弯曲刚

度分别为 １? ３２×１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

、１? ４８×１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

ꎻ填

充 ＳＹ￣Ｐ６ 的 ＪＳ、ＳＳ 试样弯曲刚度分别为 １? ８５×１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

、１? ６９×１０

５

ｋＮ?ｍｍ

２

ꎮ 分析可知ꎬ无填充或

填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶时ꎬ采用不同种胶膜胶接的夹层

结构抗剪切性能和抗弯曲性能无明显差异ꎻ而填充

Ｊ￣４７Ｄ 发泡胶时ꎬＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ型胶接的夹层板抗弯曲

变形能力略强ꎬ但两种胶膜对芯材抗剪切性能无明

显影响ꎻ而胶膜相同时ꎬＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶填充的夹层板

抗剪切性能和抗弯曲变形性能更优ꎮ

图 １２ 六种不同夹层结构试样蜂窝芯材剪切强度

Ｆｉｇ? １２ Ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｃｏｒｅ ｍａｔｅｒｉａｌ ｏｆ

ｓａｍｐｌｅｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

图 １３ 六种不同夹层结构试样弯曲刚度

Ｆｉｇ? １３ Ｂｅｎｄｉｎｇ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｏｆ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

２０２１ 年第 １２ 期 ７１

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用于雷达天线的国产碳纤维预浸料成型工艺优化及配套材料优选

图 １４ 部分夹层板弯曲试验破坏试样

Ｆｉｇ? １４ Ｆａｉｌｕｒｅ ｓａｍｐｌｅｓ ｏｆ ｓｏｍｅ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐｌａｔｅｓ ｉｎ ｂｅｎｄｉｎｇ ｔｅｓｔ

综合上述分析发现ꎬ只在填充 Ｊ￣４７Ｄ 时ꎬ采用 Ｊ￣９５

胶接的夹层板的平面剪切性能相对较好ꎬ其余情况

下ꎬＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶接的夹层板综合性能更为优异ꎬ表

明 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜与蒙皮、蜂窝以及 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶

的匹配性更好ꎮ 而两型发泡胶相比ꎬＳＹ￣Ｐ６ 使用方

便ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶夹层板的平拉强度、平面压缩

强度等性能均明显优于 Ｊ￣４７Ｄꎮ

３ 结 论

本文通过对国产碳纤维/ 环氧树脂织物预浸料

开展夹层结构成型工艺优化及配套材料优选研究ꎬ

得到如下结论:

(１)通过开展不填充和填充发泡胶的夹层板固

化工艺优化研究ꎬ确定了采用两步热压罐法进行不

填充发泡胶和填充 Ｊ￣４７Ｄ 发泡胶的夹层板成型ꎬ采

用三步热压罐成型法进行填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶的夹层

板成型ꎬ优化了升/ 降温速率、升/ 降压速率、加压时

机、真空度等关键工艺参数ꎬ确定了工装辅助、辅料

铺贴、精细化控制等确保夹层板质量一致性的工艺

措施ꎮ

(２)通过对 Ｊ０、ＪＪ 等 ６ 种夹层结构的五项力学性

能测试和综合分析ꎬ发现 ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶接的夹层板综

合性能更为优异ꎬ表明其与蒙皮、蜂窝以及发泡胶的

匹配性更好ꎻ而将两型发泡胶相比ꎬ填充 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡

胶的夹层板的各项力学性能明显更优ꎬ因此优选

ＳＹ￣２４Ｃ Ⅱ胶膜和 ＳＹ￣Ｐ６ 发泡胶作为配套材料用于

雷达天线制造ꎮ

参考文献

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７２ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ０１１

基于正交试验法的混杂纤维橡胶混凝土力学性能试验研究

朱鹏宇１

ꎬ 万后林２

ꎬ 朱 叶１

ꎬ 顾文虎１

(１? 淮阴工学院 建筑工程学院ꎬ 淮安 ２２３０００ꎻ ２? 江苏东辰建材有限公司ꎬ 淮安 ２２３０００)

摘要: 针对混杂纤维橡胶混凝土(ＨＦＲＣ)设计了正交试验ꎬ对其力学性能进行测试并与普通混凝土对比ꎬ分析了玄武岩

纤维体积率、聚丙烯纤维体积率和橡胶体积率对 ＨＦＲＣ 抗压、劈裂抗拉和抗折强度的影响ꎮ 结果表明:当玄武岩纤维体积率为

０? ３％、聚丙烯纤维体积率为 ０? ２％、橡胶体积率为 ５％时ꎬＨＦＲＣ 各项性能表现最佳ꎮ 玄武岩纤维对 ＨＦＲＣꎬ强度的影响程度最大ꎬ

掺入混杂纤维 ＨＦＲＣꎬ强度有较大幅度提升ꎬ体现了良好的纤维“正混杂效应”ꎬ随着橡胶体积率增加ꎬＨＦＲＣ 强度逐渐降低ꎮ 借

助 ＳＥＭ 微观分析了纤维在 ＨＦＲＣ 中的桥接增强作用ꎬ对 ＨＦＲＣ 增韧阻裂机制进行了讨论ꎬ最后对 ＨＦＲＣ 强度进行了模型预测ꎮ

关键词: 混凝土ꎻ 力学性能ꎻ 玄武岩纤维ꎻ 聚丙烯纤维ꎻ 橡胶ꎻ 强度ꎻ ＳＥＭ 微观分析ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００７３－０５

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｈｙｂｒｉｄ ｆｉｂｅｒ ｒｕｂｂｅｒ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ

ＺＨＵ Ｐｅｎｇ￣ｙｕ

１

ꎬ ＷＡＮ Ｈｏｕ￣ｌｉｎ

２

ꎬ ＺＨＵ Ｙｅ

１

ꎬ ＧＵ Ｗｅｎ￣ｈｕ

１

(１? Ｆａｃｕｌｔｙ ｏｆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ ａｎｄ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｈｕａｉｙｉｎ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｈｕａｉａｎ ２２３０００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｊｉａｎｇｓｕ Ｄｏｎｇｃｈｅｎ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｈｕａｉａｎ ２２３０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｏｒｔｈｏｇｏｎａｌ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｗｅｒｅ ｄｅｓｉｇｎｅｄ ｆｏｒ ｈｙｂｒｉｄ ｆｉｂｅｒ ｒｕｂｂｅｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ (ＨＦＲＣ)ꎬ ａｎｄ ｉｔｓ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ

ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｗｅｒｅ ｔｅｓｔｅｄ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｏｒｄｉｎａｒｙ ｃｏｎｃｒｅｔｅ. Ｔｈｅ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒꎬ ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅ ｆｉｂｅｒ

ａｎｄ ｒｕｂｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ ｆｏｒ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ ｏｆ ＨＦＲＣ′ｓ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ａｎｄ ｓｐｌｉｔｔｉｎｇ ｓｔｒｅｎｇｔｈ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ

ｔｈａｔ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｉｓ ０? ３％ꎬ ｔｈｅ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅ ｆｉｂｅｒ ｉｓ ０? ２％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｖｏｌｕｍｅ

ｒａｔｉｏ ｏｆ ｒｕｂｂｅｒ ｉｓ ５％ꎬ ｔｈｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ＨＦＲＣ ｉｓ ｔｈｅ ｂｅｓｔ. Ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｈａｓ ａｎ ｉｍｐａｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＨＦＲＣ ａｎｄ

ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＨＦＲＣ ｍｉｘｅｄ ｗｉｔｈ ｈｙｂｒｉｄ ｆｉｂｅｒ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｇｒｅａｔｌｙ ｉｍｐｒｏｖｅｄꎬ ｗｈｉｃｈ ｒｅｆｌｅｃｔｓ ａ ｇｏｏｄ ｆｉｂｅｒ " ｐｏｓｉｔｉｖｅ ｈｙ￣

ｂｒｉｄ ｅｆｆｅｃｔ" . Ａｓ ｔｈｅ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｅ ｏｆ ｒｕｂｂｅｒ ｉｎｃｒｅａｓｅｓꎬ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＨＦＲＣ ｇｒａｄｕａｌｌｙ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ. Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｈｅｌｐ ｏｆ

ＳＥＭ ｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃ ａｎａｌｙｓｉｓꎬ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ ａｎｄ ｃｒａｃｋ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ＨＦＲＣ ｗａｓ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄꎬ ａｎｄ ｆｉ￣

ｎａｌｌｙ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＨＦＲＣ ｗａｓ ｍｏｄｅｌｅｄ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃｏｎｃｒｅｔｅꎻ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓꎻ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒꎻ ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅ ｆｉｂｅｒꎻ ｒｕｂｂｅｒꎻ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎻ ＳＥＭ ｍｉｃｒｏ￣

ａｎａｌｙｓｉｓꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２１￣０３￣０１

基金项目: 江苏省自然科学基金 (ＢＫ２０１６０４２６)

作者简介: 朱鹏宇 (１９８４￣)ꎬ 男ꎬ 实验师ꎬ 主要从事土木工程施工与管理方面的研究ꎬ ｚｈｕ＿ｈｕａｉ＠１６３? ｃｏｍꎮ

１ 前 言

废轮胎的数量在全球范围内都在逐年增多ꎬ由

于废轮胎的成分较为复杂ꎬ其分解时间极为漫长ꎬ且

会对环境造成较大污染ꎮ 将废轮胎加工生产橡胶并

应用于混凝土中制备橡胶混凝土是废弃轮胎再生利

用的重要途径[１￣３]

ꎮ

橡胶混凝土与普通混凝土相比具有良好的抗冻

性、隔热性能和抗冲击性能等ꎬ但橡胶属于有机材

料ꎬ与水泥基体之间的黏结力较差ꎬ使得橡胶混凝土

基体的内部缺陷增多ꎬ力学性能相较于普通混凝土

有不同程度的下降[４￣６]

ꎮ 因此采取有效措施来提升

橡胶混凝土强度是众多专家学者的研究热点ꎬ研究

表明纤维混凝土能有效提高基体混凝土的强度[７￣１０]

ꎮ

玄武岩纤维成本低廉、性能优良、绿色环保且具有较

高的弹性模量和极限应变ꎬ虽然聚丙烯纤维弹性模

量和极限应变低于玄武岩纤维ꎬ但断裂伸长率大于

玄武岩纤维[１１￣１４]

ꎮ 研究[１５￣２０] 表明:纤维在混凝土中

能起到阻止混凝土裂缝的产生和扩展的作用ꎬ能提

２０２１ 年第 １２ 期 ７３

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基于正交试验法的混杂纤维橡胶混凝土力学性能试验研究

升混凝土的动态力学性能且对混凝土的强度有着较

好的提升ꎻ掺入聚丙烯纤维可显著改善混凝土的循

环受压力学行为ꎬ提高混凝土的抗冲击性能、峰后延

性、受压韧性及滞回耗能能力ꎬ降低混凝土的刚度退

化和应力劣化程度ꎮ

将玄武岩和聚丙烯纤维掺入橡胶混凝土中制备

ＨＦＲＣꎬ以期两种纤维发生“正混杂效应”ꎬ提升橡胶

混凝土的力学性能ꎬ从而为相关工程实践提供理论

支撑ꎮ

２ 试 验

２? １ 原材料

水泥:Ｐ?Ｏ ４２? ５ 级普通硅酸盐水泥ꎮ 粗骨料:

粒径为 ５ ｍｍ~２０ ｍｍ 的碎石ꎮ 细骨料:细度模数为

２? ７５ 的天然河砂ꎮ 橡胶:粒径为 １ ｍｍ ~ ３ ｍｍ 的橡

胶颗粒ꎬ密度为 １０５０ ｋｇ?ｍ

－３

ꎮ 玄武岩纤维:短切玄

武岩纤维ꎮ 聚丙烯纤维:单丝束状聚丙烯纤维ꎮ 玄

武岩纤维和聚丙烯纤维的物理力学性能指标见表 １ꎮ

减水剂:ＨＰＷＲ 型高性能减水剂ꎬ减水率为 ３５％ꎮ 水:

自来水ꎮ

表 １ 纤维部分性能参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｓｏｍｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｆｉｂｅｒ

纤 维

抗拉强度

/ ＭＰａ

弹性模量

/ ＧＰａ

密度

/ ｇ?ｃｍ

－３

直径

/ μｍ

长度

/ ｍｍ

断裂伸长

率/ ％

玄武岩纤维 ３５００ １００ ２.８ １２ １８ ３.２

聚丙烯纤维 ６００ ５.７５ ０.９１ ８ １２ １６

２? ２ 试验设计

依据正交性采用正交试验法能在试验组数较多

时节省时间和成本ꎬ降低试验次数[２１]

ꎮ 为研究玄武

岩纤维体积率(因素 Ａ)、聚丙烯纤维体积率(因素

Ｂ)和橡胶体积率(因素 Ｃ)对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂

抗拉强度和抗折强度的影响规律ꎬ选用 Ｌ９(３

３

)正交

试验方案ꎬ每个因素各取三个水平ꎬ因素水平表见表

２ꎮ 根据 ＪＧＪ ５５—２０１１ «普通混凝土配合比设计规

程»确定混凝土配合比设计ꎬ见表 ３ꎮ

表 ２ 因素水平表

Ｔａｂｌｅ ２ Ｆａｃｔｏｒ ｌｅｖｅｌ ｔａｂｌｅ

水 平

玄武岩纤维体积率

(因素 Ａ) / ％

聚丙烯纤维体积率

(因素 Ｂ) / ％

橡胶体积率

(因素 Ｃ) / ％

１ ０.１ ０.１ ５

２ ０.２ ０.２ １０

３ ０.３ ０.３ １５

表 ３ 混凝土配合比

Ｔａｂｌｅ ３ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｉｘ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎ (单位:ｋｇ?ｍ

－３

)

试件

编号

水

泥

石

子

砂

子

玄武岩

纤维

聚丙烯

纤维

橡

胶

水

减水

剂

Ｃ ４６５ １２４５ ６００ ０ ０ ０ １５５ ５.１５

Ｈ￣１ ４６５ １２４２ ６００ ２.８ ０.９１ ５２.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣２ ４６５ １２４２ ６００ ２.８ １.８２ １０５ １５５ ５.１５

Ｈ￣３ ４６５ １２４２ ６００ ２.８ ２.７３ １５７.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣４ ４６５ １２４２ ６００ ５.６ ０.９１ １０５ １５５ ５.１５

Ｈ￣５ ４６５ １２４２ ６００ ５.６ １.８２ １５７.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣６ ４６５ １２４２ ６００ ５.６ ２.７３ ５２.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣７ ４６５ １２４２ ６００ ８.４ ０.９１ １５７.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣８ ４６５ １２４２ ６００ ８.４ １.８２ ５２.５ １５５ ５.１５

Ｈ￣９ ４６５ １２４２ ６００ ８.４ ２.７３ １０５ １５５ ５.１５

２? ３ 试件制作及试验方法

试件制作时ꎬ首先将石子和砂子混合干拌 ２

ｍｉｎꎬ然后倒入纤维和橡胶继续干拌 ２ ｍｉｎꎬ接着加入

水泥再干拌 ２ ｍｉｎꎬ最后加入水和减水剂搅拌 ３ ｍｉｎꎬ

浇筑完成试件ꎮ 抗压强度和劈裂抗拉强度试验每组

各制作 ３ 个 １００ ｍｍ×１００ ｍｍ×１００ ｍｍ 的立方体试件ꎬ

抗折强度每组制作 ３ 个 １００ ｍｍ×１００ ｍｍ×４００ ｍｍ

的长条形试件ꎬ标准养护 ２８ ｄꎮ

试验方案参照 ＧＢ / Ｔ ５００８１—２００２«普通混凝土

力学性能试验方法标准»进行ꎮ

３ 试验结果与分析

３? １ 试验结果

基准混凝土和 ＨＦＲＣ 强度试验结果如表 ４ 所示ꎬ

基于表 ４ 中试验结果可以直观地看出 ＨＦＲＣ 的抗压

强度、劈裂抗拉强度和抗折强度均大于普通混凝土ꎬ

这表明玄武岩纤维、聚丙烯纤维和橡胶掺入混凝土

中有利于其力学性能的提升ꎻ同时对 ＨＦＲＣ ９ 组试

验结果的直观分析可知ꎬＨ￣８ 组力学性能表现最佳ꎬ

即当玄武岩纤维体积率为 ０? ３％、聚丙烯纤维体积率

为 ０? ２％、橡胶体积率为 ５％时ꎬ抗压强度、劈裂抗拉

强度和抗折强度达到峰值ꎬ分别为 ４８? ９ ＭＰａ、６? ７３ ＭＰａ

和 ９? ０８ ＭＰａꎻ另一方面相较于普通混凝土ꎬＨ￣８ 组三

种强度增幅分别为 ４２? ５７％、４６? ６２％和 ３２? ７５％ꎬ这

表明三因素对 ＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度的影响最大ꎮ

７４ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

表 ４ 各组试件抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度试验结果

Ｔａｂｌｅ ４ Ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｓｐｌｉｔｔｉｎｇ ｔｅｎｓｉｌｅ

ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｅａｃｈ ｇｒｏｕｐ

试件编号 抗压强度/ ＭＰａ 劈裂抗拉强度/ ＭＰａ 抗折强度/ ＭＰａ

Ｃ ３４.３ ４.５９ ６.８４

Ｈ￣１ ３８.９ ５.３５ ７.７

Ｈ￣２ ３９.２ ５.３１ ７.６６

Ｈ￣３ ３５.５ ４.８２ ７.１５

Ｈ￣４ ４３.８ ６.２９ ８.６４

Ｈ￣５ ４３.５ ５.７５ ８.１

Ｈ￣６ ４４.２ ５.６８ ８.０３

Ｈ￣７ ４５.３ ６.０６ ８.４１

Ｈ￣８ ４８.９ ６.７３ ９.０８

Ｈ￣９ ４７.８ ６.３４ ８.６９

３? ２ 极差分析

对表 ４ 中 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗

折强度进行极差分析ꎬ结果如表 ５ 所示ꎬ绘制三因素

对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度影响

趋势ꎬ如图 １(ａ)至图 １(ｃ)所示ꎮ

表 ５ ＨＦＲＣ 强度极差分析结果

Ｔａｂｌｅ ５ ＨＦＲＣ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｒａｎｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ

抗压强度

因素

Ａ

因素

Ｂ

因素

Ｃ

抗拉强度

因素

Ａ

因素

Ｂ

因素

Ｃ

抗折强度

因素

Ａ

因素

Ｂ

因素

Ｃ

Ｋ１ ３７.８７ ４２.６７ ４４ ５.１６ ５.９ ５.９２ ７.５０３ ８.２５ ８.２７

Ｋ２ ４３.８３ ４３.８７ ４３.６ ５.９０７ ５.９３ ５.９８ ８.２５７ ８.２８ ８.３３

Ｋ３ ４７.３３ ４２.５ ４１.４３ ６.３７７ ５.６１３ ５.５４３ ８.７２７ ７.９５７ ７.８８７

Ｒ ９.４７ １.３７ ２.５７ １.２１７ ０.３１７ ０.４３７ １.２２３ ０.３２３ ０.４４３

(ａ)

(ｂ)

(ｃ)

图 １ 三因素对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度

和抗折强度影响趋势

Ｆｉｇ? １ Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｔｒｅｎｄ ｏｆ ｔｈｒｅｅ ｆａｃｔｏｒｓ ｏｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ

ｓｐｌｉｔｔｉｎｇ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ＨＦＲＣ

由表 ５ 可知:三因素对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗

拉强度和抗折强度的影响大小均为玄武岩纤维体积

率>橡胶体积率>聚丙烯纤维体积率ꎮ

由图 １ 可以看出:随着玄武岩纤维体积率的增加ꎬ

ＨＦＲＣ 的抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度均逐

渐增大ꎬ当玄武岩纤维体积率从 ０? １％增加到 ０? ３％时ꎬ

ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度增幅分别

为 ２５? ８５％、２３? ５９％和 １６? ３１％ꎻ随着聚丙烯纤维体积

率的增加ꎬＨＦＲＣ 的抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折

强度均呈现先增大后降低的趋势ꎬ当聚丙烯纤维体积

率从０? １％增加到０? ２％时ꎬＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉

强度和抗折强度增幅分别为 ２? ８１％、０? ５１％和 ０? ３６％ꎬ

当聚丙烯纤维体积率从 ０? １％增加到 ０? ３％时ꎬＨＦＲＣ

三种强度分别降低 ０? ４％、４? ８６％和 ３? ５５％ꎻ随着橡

胶体积率的增加ꎬＨＦＲＣ 抗压强度逐渐降低ꎬ劈裂抗

拉强度和抗折强度先上升后下降ꎬ当橡胶体积率从

５％增加到 １０％时ꎬＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度和抗折强度

分别增长 １? ０１％和 ０? ７３％ꎬ当橡胶体积率从 ５％增

加到 １５％时ꎬＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折

强度分别降低 ５? ８４％、６? ３７％和 ４? ６３％ꎮ

２０２１ 年第 １２ 期 ７５

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基于正交试验法的混杂纤维橡胶混凝土力学性能试验研究

３? ３ 方差分析

表 ６ 给出了 ＨＦＲＣ 强度方差分析结果ꎮ

表 ６ ＨＦＲＣ 方差计算结果

Ｔａｂｌｅ ６ Ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ＨＦＲＣ ｖａｒｉａｎｃｅ

指 标 因 素 离散平方和 均 方 自由度 Ｆ 值 显著性

抗压强度

/ ＭＰａ

Ａ １３７.４７ ６８.７３ ２ １９０.３４ ∗∗

Ｂ ３.３４ １.６７ ２ ４.６２ ?

Ｃ １１.４４ ５.７２ ２ １５.８４ ∗

Ｅ ０.７２ ０.３６ ２ － －

劈裂抗拉

强度/ ＭＰａ

Ａ ２.２６ １.１３ ２ ２７.７１ ∗∗

Ｂ ０.１８ ０.０９ ２ １.７６ △

Ｃ ０.３４ ０.１７ ２ ３.２３ ?

Ｅ ０.１ ０.０５ ２ － －

抗折强度

/ ＭＰａ

Ａ ２.２８ １.１４ ２ ２３.１２ ∗∗

Ｂ ０.１９ ０.１ ２ １.９４ △

Ｃ ０.３５ ０.１７ ２ ３.５１ ?

Ｅ ０.１ ０.０５ ２ － －

注:∗∗表示特别显著ꎻ∗表示显著ꎻ?表示有一定影响ꎻ△表示

非显著性因素ꎮ

基于表 ６ 中对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度

和抗折强度的方差分析可知:玄武岩纤维体积率是

影响 ＨＦＲＣ 三种强度的特别显著性因素ꎻ聚丙烯纤

维体积率对 ＨＦＲＣ 的抗压强度有一定影响ꎬ且聚丙

烯纤维是影响 ＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度和抗折强度的非

显著性因素ꎻ橡胶体积率是影响 ＨＦＲＣ 抗压强度的

显著性因素ꎬ对 ＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度和抗折强度的

影响较为接近ꎬ水平均表现为有一定影响ꎬ但对抗折

强度的影响大于对劈裂抗拉强度的影响ꎮ

３? ４ 功效系数分析

对表 ４ 中 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗

折强度进行功效系数分析ꎬ结果如表 ７ 所示ꎮ

表 ７ ＨＦＲＣ 功效系数分析结果

Ｔａｂｌｅ ７ Ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ＨＦＲＣ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ

编

号

指 标

抗压

强度

/ ＭＰａ

劈裂抗

拉强度

/ ＭＰａ

抗折

强度

/ ＭＰａ

功效系数

抗压

强度

ｄ１

劈裂抗

拉强度

ｄ２

抗折

强度

ｄ３

总功

效系

数值

Ｈ￣１ ３８.９ ５.３５ ７.７ ７０.１５ ７１.１ ７１.４ ７０.８８

Ｈ￣２ ３９.２ ５.３１ ７.６６ ７１.０４ ７０.２６ ７０.５７ ７０.６２

Ｈ￣３ ３５.５ ４.８２ ７.１５ ６０ ６０ ６０ ６０

Ｈ￣４ ４３.８ ６.２９ ８.６４ ８４.７８ ９０.７９ ９０.８８ ８８.７７

Ｈ￣５ ４３.５ ５.７５ ８.１ ８３.８８ ７９.４８ ７９.６９ ８０.９９

Ｈ￣６ ４４.２ ５.６８ ８.０３ ８５.９７ ７８.０１ ７８.２４ ８０.６６

Ｈ￣７ ４５.３ ６.０６ ８.４１ ８９.２５ ８５.９７ ８６.１１ ８７.１

Ｈ￣８ ４８.９ ６.７３ ９.０８ １００ １００ １００ １００

Ｈ￣９ ４７.８ ６.３４ ８.６９ ９５.７２ ９１.８３ ９１.９２ ９３.１４

根据表 ７ 中总功效系数值的对比可知ꎬＨ￣８ 组

试件总功效系数最大ꎬ为 １００ꎬ因此ꎬ综合抗压强度、

劈裂抗拉强度和抗折强度三种指标最佳配合比组合

为 Ａ３Ｂ２Ｃ１ ꎬ即玄武岩纤维体积率为 ０? ３％ꎬ聚丙烯纤

维体积率为 ０? ２％ꎬ橡胶体积率为 ５％ꎮ

３? ５ 力学性能影响因素分析

混凝土在承受外部荷载初始阶段的应力主要是

由 ＨＦＲＣ 基体承担的ꎬ此时应力较小ꎬ随着加荷的继

续ꎬ试件内部产生微裂缝并慢慢发展成贯穿整个试

件的裂缝ꎬ此时高弹性模量的玄武岩纤维通过与混

凝土基体之间的机械咬合力和黏结力来承担主要的

荷载ꎬ发挥着玄武岩纤维的增强作用ꎮ 随着荷载的

继续增加ꎬ当小裂缝发展成为较大的裂缝时ꎬ玄武岩

纤维与混凝土基体之间的桥接作用形成的黏结力会

变小很多ꎬ此时聚丙烯纤维经过受压变形之后开始

与玄武岩纤维共同作用ꎬ协同增强了混凝土基体的

强度ꎬ体现了纤维的“正混杂效应”ꎬ但由于聚丙烯

纤维的弹性模量较低ꎬ对混凝土的增强作用有限ꎬ所

以相较于玄武岩纤维增强作用要小很多ꎮ

橡胶掺入混凝土中能够改善 ＨＦＲＣ 的和易性ꎬ

但从前文对 ＨＦＲＣ 三种强度的极差分析和方差分析

可以看出:一方面ꎬ橡胶不是影响 ＨＦＲＣ 强度的显著

性因素ꎬ另一方面ꎬ一定量的橡胶掺入混凝土中对混

凝土强度有着一定程度的提升ꎬ但效果并不明显ꎬ且

超过该掺量之后混凝土强度出现负增长ꎮ

４ ＳＥＭ 微观分析

由图 ２ 可以看出ꎬ裸露在外的纤维表面覆盖有

稠密的刺状或球状物质ꎬ这些物质主要是水泥水化

基质(Ｃ￣Ｓ￣Ｈ 凝胶)ꎬ在 ＨＦＲＣ 水化反应过程中ꎬＣ￣Ｓ￣

Ｈ 凝胶与水泥二次水化产物钙矾石紧密包裹着纤

维ꎬ当纤维受拉时ꎬ可以与水泥基质形成一定的机械

咬合力ꎬ因此分散在 ＨＦＲＣ 内部的单根纤维作用与

钢筋类似ꎬ纤维与混凝土基体的紧密结合起到了二

次微加筋的作用ꎬ同时纤维交互形成的三维网状结

构以及纤维的桥接作用加强了纤维与基体的黏结ꎬ

有效地提升了 ＨＦＲＣ 的力学性能ꎮ

图 ２ 纤维与基体的黏结

Ｆｉｇ? ２ Ｂｏｎｄ ｂｅｔｗｅｅｎ ｆｉｂｅｒ ａｎｄ ｍａｔｒｉｘ

７６ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

５ ＨＦＲＣ 强度预测模型

依据材料力学理论ꎬ假设 ＨＦＲＣ 强度由混凝土

基体强度、玄武岩纤维增强项、聚丙烯纤维增强项和

橡胶增强项共同组成ꎮ 假定强度回归模型为:

ｆ ＝β０

＋ β１

ｘ１

＋ β２

ｘ２

＋ β３

ｘ３

＋ α (１)

式中: ｆ 为混凝土抗压强度、劈裂抗拉强度或抗折强

度ꎬＭＰａꎻβ０为混凝土基体抗压强度或劈裂抗拉强

度ꎬＭＰａꎻβ１ ꎬ β２ ꎬ β３为回归系数ꎻα 为试验参数ꎻｘ１为

玄武岩纤维体积率ꎬ％ꎻｘ２为聚丙烯纤维体积率ꎬ％ꎻ

ｘ３为橡胶体积率ꎬ％ꎮ

将表 ４ 中数据代入回归模型(１)中ꎬ对 β 进行最

小二乘法估计得出 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度

和抗折强度的回归方程为:

ｆ

ｃ

＝３６.２８ ＋ ４７３３ｘ１

－ ８３ｘ２

－ ２５.７ｘ３(Ｒ

２ ＝０.９４) (２)

ｆ

ｔ

＝５.２６１ ＋ ６０８ｘ１

－ １４３ｘ２

－ ３.７７ｘ３(Ｒ

２ ＝０.８９) (３)

ｆ

ｆ

＝７.６１６ ＋ ６１２ｘ１

－ １４７ｘ２

－ ３.８３ｘ３(Ｒ

２ ＝０.８９) (４)

式中: ｆ

ｃ 为 ＨＦＲＣ 抗压强度ꎬＭＰａꎻ ｆ

ｔ 为 ＨＦＲＣ 劈裂

抗拉强度ꎬＭＰａꎻｆ

ｆ 为 ＨＦＲＣ 抗折强度ꎬＭＰａꎻＲ

２ 为决

定系数ꎮ

６ 结 论

(１)ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度

均大于普通混凝土ꎬ抗压强度为 ３５? ５ ＭＰａ ~４８? ９ ＭＰａꎬ

劈裂抗拉强度为 ４? ８２ ＭＰａ ~ ６? ７３ ＭＰａꎬ抗折强度为

７? １５ ＭＰａ~９? ０８ ＭＰａꎬ表明玄武岩和聚丙烯纤维及

橡胶有利于试件强度的提升ꎮ

(２)三因素对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和

抗折强度的影响程度依次为玄武岩纤维体积率>橡

胶体积率>聚丙烯纤维体积率ꎬ当玄武岩纤维体积率

从 ０? １％增加到 ０? ３％时ꎬＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉

强度和抗折强度分别增长 ２５? ８５％、２３? ５９％和 １６? ３１％ꎮ

(３)玄武岩纤维体积率是影响 ＨＦＲＣ 强度的特别

显著性因素ꎻ聚丙烯纤维对 ＨＦＲＣ 抗压强度有一定

影响ꎬ且是 ＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度和抗折强度的非显

著性因素ꎻ橡胶体积率是影响 ＨＦＲＣ 抗压强度的显

著性因素ꎬ且对 ＨＦＲＣ 劈裂抗拉强度和抗折强度有

一定影响ꎬ但对抗折强度的影响大于对劈裂抗拉强

度的影响ꎮ

(４)玄武岩纤维和聚丙烯纤维混杂能够表现出

较好的纤维协同作用增强 ＨＦＲＣ 的强度ꎬ体现了较

好的纤维“正混杂效应”ꎬ本文研究的 ＨＦＲＣ 中ꎬ当

橡胶体积率为 ５％时ꎬ其对强度的提升有着一定的作

用ꎬ但超过 ５％后ꎬＨＦＲＣ 强度会呈现负增长效应ꎮ

(５)基于功效系数法进行分析ꎬ得出最佳组合为

Ａ３Ｂ２Ｃ１ ꎬ即玄武岩纤维体积率为 ０? ３％ꎬ聚丙烯纤维

体积率为 ０? ２％ꎬ橡胶体积率为 ５％ꎬ同时借助 ＳＥＭ

微观分析了纤维在 ＨＦＲＣ 中的桥接增强作用ꎬ最后

对 ＨＦＲＣ 抗压强度、劈裂抗拉强度和抗折强度进行

了预测ꎮ

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４８４￣４８９.

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２０２１ 年第 １２ 期 ７７

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复合材料水下防护结构在海洋油气开发的应用

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ０１２

复合材料水下防护结构在海洋油气开发的应用

石锦坤１

ꎬ 刘 辉３

ꎬ 张西伟２

ꎬ 郭 飞１∗

(１? 深圳海油工程水下技术有限公司ꎬ 深圳 ５１８０００ꎻ ２? 海洋石油工程股份有限公司安装事业部ꎬ 天津 ３００４５１ꎻ

３? 北京玻钢院复合材料有限公司ꎬ 北京 １０２１０１)

摘要: 随着海洋油气开发的快速发展ꎬ水下生产设施越来越多ꎬ与此同时ꎬ海洋渔业捕捞方式及捕捞设备发展迅速ꎬ渔业

活动对这些水下设施的影响也越发明显ꎬ被拖网、落锚损伤和破坏事故时有发生ꎮ 为了保证海上油气安全生产ꎬ需对水下设施

进行保护ꎮ 纤维增强复合材料具有重量轻、强度高、耐腐蚀、不易生长海生物等特点ꎬ在制作海洋油气开发水下设施防护结构

方面应用前景广阔ꎮ 本文主要对此类复合材料防护结构的应用情况进行概述ꎬ并与钢结构、水泥压块防护结构进行对比分析ꎮ

关键词: 海洋油气ꎻ 水下设施ꎻ 复合材料防护结构

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００７８－０５

Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｐｒｏｔｅｃｔｏｒ ｉｎ ｔｈｅ ｓｕｂｓｅａ ｏｆ ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｏｉｌ

ＳＨＩ Ｊｉｎ￣ｋｕｎ

１

ꎬ ＬＩＵ Ｈｕｉ

３

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｘｉ￣ｗｅｉ

２

ꎬ ＧＵＯ Ｆｅｉ

１∗

(１? Ｓｈｅｎｚｈｅｎ ＣＯＯＥＣ Ｓｕｂｓｅａ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｓｈｅｎｚｈｅｎ ５１８０００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? ＣＯＯＥＣ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｄｉｖｉｓｉｏｎꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００４５１ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０２１０１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｒａｐｉｄ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｏｉｌ ａｎｄ ｇａｓ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔꎬ ｔｈｅｒｅ ａｒｅ ｍｏｒｅ ａｎｄ ｍｏｒｅ ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒ

ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ. Ａｔ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｔｉｍｅꎬ ｍａｒｉｎｅ ｆｉｓｈｅｒｙ ｆｉｓｈｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄｓ ａｎｄ ｆｉｓｈｉｎｇ ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ ａｒｅ ｄｅｖｅｌｏｐｉｎｇ ｒａｐｉｄｌｙ.

Ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ ｏｆ ｆｉｓｈｉｎｇ ａｃｔｉｖｉｔｉｅｓ ｏｎ ｔｈｅｓｅ ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ ｉｓ ｂｅｃｏｍｉｎｇ ｍｏｒｅ ａｎｄ ｍｏｒｅ ｏｂｖｉｏｕｓꎬ ａｎｄ ｔｈｅｙ ａｒｅ ｄａｍ￣

ａｇｅｄ ｂｙ ｔｒａｗｌｉｎｇ ａｎｄ ａｎｃｈｏｒｉｎｇ. Ａｎｄ ｄｅｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｃｃｉｄｅｎｔｓ ｈａｐｐｅｎ ｆｒｏｍ ｔｉｍｅ ｔｏ ｔｉｍｅ. Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｅｎｓｕｒｅ ｔｈｅ ｓａｆｅ ｐｒｏ￣

ｄｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｏｉｌ ａｎｄ ｇａｓꎬ ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ ｎｅｅｄ ｔｏ ｂｅ ｐｒｏｔｅｃｔｅｄ. Ｆｉｂｅｒ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｈａｖｅ

ｔｈｅ ａｄｖａｎｔａｇｅｓ ｏｆ ｌｉｇｈｔ ｗｅｉｇｈｔꎬ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｃｏｒｒｏｓｉｏｎ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅꎬ ａｎｄ ｄｉｆｆｉｃｕｌｔｙ ｉｎ ｇｒｏｗｉｎｇ ｍａｒｉｎｅ ｏｒｇａｎｉｓｍｓ.

Ｔｈｅｒｅｆｏｒｅꎬ ｔｈｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｐｒｏｔｅｃｔｉｖｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｆｏｒ ｍａｒｉｎｅ ｏｉｌ ａｎｄ ｇａｓ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓ ｈａｓ ｂｒｏａｄ

ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｐｒｏｓｐｅｃｔｓ. Ｔｈｉｓ ａｒｔｉｃｌｅ ｍａｉｎｌｙ ｓｕｍｍａｒｉｚｅｓ ｔｈｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｉｓ ｔｙｐｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｓ ａｎｄ ａｎａｌｙｚｅｓ ｉｔ ｗｉｔｈ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｃｅｍｅｎｔ ｂｒｉｑｕｅｔｔｅ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｏｉｌ ａｎｄ ｇａｓꎻ ｕｎｄｅｒｗａｔｅｒ ｆａｃｉｌｉｔｉｅｓꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｏｔｅｃｔｉｖｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

收稿日期: ２０２１￣０３￣３１

基金项目: 深圳市 ２０２０ 年第一批技术攻关重点项目 (重 ２０２０Ｎ０１４)

作者简介: 石锦坤 (１９８６￣)ꎬ 男ꎬ 学士ꎬ 高级工程师ꎬ 主要从事海洋石油工程设计和科研方面的工作ꎮ

通讯作者: 郭飞 (１９９１￣)ꎬ 男ꎬ 学士ꎬ 助理工程师ꎬ 主要从事海洋石油工程设计和科研方面的工作ꎬ ｇｕｏｆｅｉ＠ｃｏｏｅｃ? ｃｏｍ? ｃｎꎮ

１ 引 言

纤维增强复合材料是以树脂为基体材料ꎬ以纤

维为增强材料复合而成ꎬ其应用领域日益广泛ꎬ已从

航天航空、建筑建材、电子电器、轨道交通、石油化

工、汽车制造等传统领域扩展到风力发电、过滤除

尘、环境工程、海洋工程等新兴领域[１￣４]

ꎮ 玻璃纤维

增强复合材料具有重量轻、强度高、耐腐蚀、可设计

性强、表面光滑、不易生长海生物等适用于海洋环境

的特点ꎬ具有非常广阔的海洋油气开发水下生产设

施保护应用前景ꎮ

在海洋油气开发领域ꎬ以欧洲为主的石油公司

早在 ２０ 世纪 ９０ 年代就已开始将玻璃纤维增强复合

材料防护结构用于各类水下设施保护、膨胀弯和海

缆等管线防落物冲击、防渔网拖挂和海缆交叉点处

理等ꎬ如图 １ 所示[５ꎬ６]

ꎮ

７８ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

图 １ 各类复合材料保护结构在海洋石油水下的应用

Ｆｉｇ? １ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓ ｔｙｐｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃｏｖｅｒｓ ｉｎ ｔｈｅ ｓｕｂｓｅａ ｏｆ ｏｆｆｓｈｏｒｅ ｏｉｌ

我国海域油气资源丰富ꎬ主要沉积盆地石油地

质资源 ３９３? ２２ 亿吨、天然气 ５２? ６１ 万立方米ꎬ目前

已探明石油地质储量 ５２? ９ 亿吨、天然气地质储量

１? ４３ 万亿立方米[７]

ꎮ 据统计ꎬ近 １０ 年来ꎬ由于落物冲

击、渔网拖挂等原因ꎬ水下油气设施损坏达 １０ 起以

上ꎬ每起事故造成的经济损失达上亿元ꎬ对水下生产

设施进行保护迫在眉睫ꎮ 国内海油工程水下生产设

施相关结构ꎬ如采油树、管汇终端、脐带缆终端等ꎬ目

前采取的防渔业保护结构均为钢结构形式ꎬ尚无国

产化复合材料防护结构水下实际应用案例ꎮ 随着海

洋油气开发的快速发展ꎬ对复合材料防护结构的需

求将呈现爆发式增长ꎮ

２ 复合材料水下防护结构在海洋油气开发

中的应用

国际上对水下油气生产设计防护有着较为丰富

的防护和设备研制经验ꎮ １９９２ 年ꎬ挪威 Ｓｅａｎｏｒ 公司

为壳牌设计了首个复合材料井口装置保护罩ꎬ如图

２ 所示ꎮ 如采用钢结构形式ꎬ为了能够满足水下机

器人(ＲＯＶ) 维保和操作要求ꎬ边长尺寸较大ꎬ约为

１５ ｍꎮ 采用复合材料形式后ꎬ其重量减少到钢结构

重量的 １ / ４ꎬ保护罩边长可以减小到为 １０ ｍꎬ而且保

护罩可以通过底边的销轴翻转打开ꎬ从而满足 ＲＯＶ

操作需求ꎮ 相对于钢结构形式ꎬ该复合材料保护罩

为壳牌节约了 ２０％的费用[８]

ꎬ从此复合材料在海洋

油气水下设施防护领域开始得到广泛应用ꎮ

图 ２ Ｓｅａｎｏｒ 公司复合材料井口保护罩

Ｆｉｇ? ２ Ｓｅａｎｏｒ′ｓ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｅｌｌｈｅａｄ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃｏｖｅｒ

目前ꎬ在海洋油气领域ꎬ复合材料生产厂家主要

集中在挪威、英国等北欧国家ꎬ主要包括挪威 ＣＳＵＢ、

Ｇｌａｓｓｆｉｂｅｒ、Ｋｏｍｔｅｋ、Ｃｏｍｐｏｃｅａｎꎬ英国 ＰＪＮＣ 和立陶宛

Ｈｉｇｈｃｏｍｐ 公司等ꎮ 由于渔业发展迅速ꎬ渔业活动如

渔网渔具拖挂和落锚等对海洋油气水下设施的影响

较大ꎬＩＳＯ １３６２８￣１５ 标准明确说明由于渔业捕捞装

置的发展ꎬ各项目需对当下和将来的渔业活动进行

评估ꎬ一般水深低于 ７５０ ｍ 时ꎬ水深需对渔具拖挂和

落物进行防护ꎮ

根据水下应用用途ꎬ复合材料防护结构主要可

以分为撬块保护罩、海底管缆保护罩、水下跨接管保

护罩、舱口盖、支撑装置等ꎮ

２? １ 撬块保护罩

撬块保护罩主要用于保护水下管汇、基盘、脐带

缆终端等水下设施ꎬ以抵抗落物、渔网和渔具等第三

方活动造成的机械损伤ꎮ 对于大型水下设施ꎬ钢结构

保护罩重量较大ꎬ运输和安装费用高ꎬ而复合材料相

对重量只有钢结构的 １ / ４ ~ １ / ３ꎬ大大降低了运输和

安装等施工成本ꎮ 同时相对于钢结构ꎬ复合材料抗震

性能较好ꎬＣＳＵＢ 公司成功试验并交付了可承受 ３００ ｋＪ

和 ５００ ｋＪ 冲击能量的水下撬块保护罩产品ꎬ并完成

了 ８００ ｋＪ 冲击能量的保护罩产品设计ꎮ 目前其制造

完成的最大撬块保护罩尺寸为 ３０ ｍ×１５ ｍ

[９]

ꎮ Ｓｕｂ￣

ｓｅａ７ 公司采用复合材料设计水下撬块ꎬ钢结构重量

从 １４０ ｔ 降低到 ４０ ｔꎬ降低了制造和安装成本ꎮ

撬块保护罩的形式主要包括整体式和分体式两

种ꎬ如图 ３ 所示ꎮ 整体式保护罩一般在上方留有 ＲＯＶ

操作的舱门或可整体打开ꎬ方便 ＲＯＶ 维保和操作ꎻ

分体式撬块保护罩一般结构较大ꎬ需要分体吊装入

水ꎬ入水后再通过销轴等形式组装为一体ꎮ 保护罩

的两侧留有海管或海缆接入口ꎬ并留有一定间隙ꎬ从

而保证海管或海缆有移动空间ꎮ

(ａ)整体式

２０２１ 年第 １２ 期 ７９

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复合材料水下防护结构在海洋油气开发的应用

(ｂ)分体式

图 ３ 撬块保护罩

Ｆｉｇ? ３ Ｓｋｉｄ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃｏｖｅｒ

２? ２ 海底管缆保护罩

海底管缆主要包括海管和海缆ꎬ一般通过挖沟、

落石或水泥压块保护ꎻ但当海底管缆受高温高压影

响时ꎬ将导致海管膨胀弯或海缆端部发生移动ꎬ如果

通过水泥压块或落石保护ꎬ将导致端部法兰应力集

中ꎬ因此需为管缆端部段留有一定的移动空间ꎬ采用

如图 ４ 所示复合材料保护罩形式可以较好地解决这

一问题ꎮ

图 ４ 海底管缆保护罩

Ｆｉｇ? ４ Ｓｕｂｓｅａ ｐｉｐｅ /ｃａｂｌｅ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃｏｖｅｒ

复合材料保护罩的外形具有较好可塑性ꎬ通常海

底管缆的复合材料保护罩两端为半球形式ꎬ各个保护

罩通过相互球式铰接配合ꎬ从而保证了多个保护罩

的整体性能ꎬ而且铰接连接的保护罩可以随着管缆

移动而转动ꎮ 管缆保护罩一般数量较多ꎬ为了运输

和安装方便ꎬ可堆叠运输并在海上一同入水ꎬ再进行

海底分片安装ꎬ大大节省了运输和安装费用[１０]

ꎮ

随着海底设施的增多ꎬ铺设新增的海底管缆与

在位的管缆容易产生交叉ꎬ为了保证管缆之间相互

不产生影响ꎬ通常需对交叉点进行处理ꎮ 可以通过

安装如图 ５ 所示复合材料交叉点跨接板件起到两条

管缆相互分隔的作用ꎮ

图 ５ 海缆交叉点跨接板件

Ｆｉｇ? ５ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃａｂｌｅ ｃｒｏｓｓｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

２? ３ 水下跨接管保护罩

水下跨接管是一种海底连接设备ꎬ可连接采油

树和管汇等撬块ꎬ也可在连接海管终端时同时起到

输送油气和吸收海管热胀冷缩量的作用ꎮ 当跨接管

采用垂直连接器时ꎬ其优势是便于安装ꎬ劣势是由于

跨接管的形状多设计成比较高耸的 Ｍ 型ꎬ当跨接管

受到较小的拖网拉力即会损坏ꎬ可能导致泄漏停产

的风险ꎮ 水下跨接管复合材料保护罩如图 ６ 所示ꎬ通

过复合材料对跨接管的整体包覆减小拖挂损坏风险ꎮ

图 ６ 跨接管保护罩

Ｆｉｇ? ６ Ｓｕｂｓｅａ ｊｕｍｐｅｒ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｃｏｖｅｒ

２? ４ 复合材料舱口盖

如图 ７ 所示为复合材料舱口盖ꎬ通常用于保护

采油树、水下管汇等水下设施ꎮ 复合材料舱口盖通

过销轴等结构连接到防护结构上ꎬ与传统钢结构舱

口盖对比ꎬ复合材料舱口盖重量轻可整体打开ꎬ方便

ＲＯＶ 对水下设施进行操作和维保ꎬ而且具有吸收冲

击能量高等优点ꎮ

８０ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

图 ７ 复合材料舱口盖

Ｆｉｇ? ７ Ｓｕｂｓｅａ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｈａｔｃｈｅｓ

２? ５ 复合材料支撑装置

由于海床环境复杂ꎬ在软质海床上ꎬ为了保证海底

管缆、水下结构或设备着床时不沉入海床ꎬ可在其下

方铺放复合材料支撑装置ꎬ如图 ８ 所示ꎬ从而提高支

撑能力ꎮ 支撑板件也可以用于消除海管屈曲、减少海

管与泥面摩擦力ꎬ从而允许海管随温度变化而自由膨

胀变形ꎮ复合材料支撑装置按功能主要分为防沉板、悬

链线支撑板、悬跨基础和立管着泥段支撑板件等ꎬ可

批量生产以及堆叠运输ꎬ大大降低了制造和安装成本ꎮ

图 ８ 复合材料支撑装置

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｕｐｐｏｒｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

３ 复合材料防护结构水下应用特点

海洋油气水下设施防护结构主要包括钢结构防

护形式(见图 ９)、水泥压块防护形式(见图 １０)以及

复合材料防护形式ꎬ表 １ 对三种防护形式的优缺点进

行了对比ꎮ

图 ９ 钢结构防护形式

Ｆｉｇ? ９ Ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｓｔｅｅｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

图 １０ 钢结构和水泥压块保护形式

Ｆｉｇ? １０ Ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍａｔｔｒｅｓｓ

表 １ 不同防护形式优缺点对比

Ｔａｂｌｅ １ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ａｄｖａｎｔａｇｅｓ ａｎｄ ｄｉｓａｄｖａｎｔａｇｅｓ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｆｏｒｍｓ ｏｆ ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ

形式 复合材料 钢结构 水泥压块

主要

用途

１.各类水下设施防护结构

２.管缆防落物冲击、防渔网拖挂

３.交叉点处理

１.各类水下结构物防护结构

２.管缆防落物冲击、防渔网拖挂

３.交叉点处理

１.管缆防落物冲击

２.交叉点处理

优点

１.耐化学腐蚀ꎬ寿命长

２.轻质高强ꎬ为钢结构重量的 ３０％ ~５０％ꎬ节省安装成本

３.设计灵活性大、表面光滑ꎬ防渔网拖挂、不易生长海生物

４.吸收冲击能量大、抗疲劳

５.耐高低温

６.可堆叠运输

７.采用同一模具批量生产ꎬ造价低、周期短

１.结构强度高

２.形状尺寸易修改

１.预制周期短

２.安装方便

３.价格较低

缺点

１.成型后ꎬ不易修改尺寸

２.需安装配重(水泥配重或落石)

１.需阳极防腐

２.结构重量大

３.预制周期较长

４.建造和安装成本较高

１.无法防渔具拖挂

２.与管缆接触ꎬ落物载荷直接传递至管线

３.限制管缆位移ꎬ导致连接点处应力集中

(下转第 １２８ 页)

２０２１ 年第 １２ 期 ８１

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某型无人机复合材料机翼结构尺寸优化设计

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ０１３

某型无人机复合材料机翼结构尺寸优化设计

沈浩杰ꎬ 陈 刚ꎬ 夏 杨

(南京模拟技术研究所ꎬ 南京 ２１００１６)

摘要: 本文对无人机复合材料后掠机翼结构进行尺寸优化设计ꎮ 该机翼采用双闭室矩形梁式布局ꎮ 采用商用分析软件ꎬ

优化各分区 Ｔ８００ 碳纤维编织布预浸料 ４５°与 ０°铺层的厚度与翼肋宽度ꎮ 优化模型选取机翼结构的强度与刚度作为约束条

件ꎬ结构重量最小作为优化目标ꎮ 选用蔡￣吴准则作为复合材料失效判定准则ꎮ 优化结果符合机翼主要零件的传力特点ꎬ满足

复合材料机翼的设计要求ꎮ

关键词: 无人机ꎻ 复合材料机翼ꎻ 尺寸优化设计ꎻ 蔡￣吴准则

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００８２－０７

Ｓｉｚｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｄｅｓｉｇｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ ｆｏｒ ＵＡＶ

ＳＨＥＮ Ｈａｏ￣ｊｉｅꎬ ＣＨＥＮ Ｇａｎｇꎬ ＸＩＡ Ｙａｎｇ

(Ｎａｎｊｉｎｇ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００１６ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｄｅｄｕｃｅ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｗｅｉｇｈｔ ａｎｄ ｐｅｒｆｏｒｍ ｔｈｅ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｉｎ ｔｈｅ ｓｗｅｐｔ ｗｉｎｇ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｆｏｒ ＵＡＶꎬ ｔｈｅ ｓｉｚｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｗａｓ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ａ ｄｏｕｂｌｅ ｃｌｏｓｅｄ ｃｅｌｌ ｒｅｃｔａｎｇｕ￣

ｌａｒ ｂｅａｍ ｉｎ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｆｉｃ ｐｏｓｉｔｉｏｎ. Ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ ａｄｏｐｔｅｄ Ｔ８００ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｗｏｖｅｎ ｃｌｏｔｈｅｓ. Ｔｈｒｏｕｇｈ ｃｏｍｍｅｒｃｉａｌ

ｓｏｆｔｗａｒｅ ＭＳＣ. Ｐａｔｒａｎ ａｎｄ Ｎａｓｔｒａｎꎬ ８９ ｖａｒｉａｂｌｅｓꎬ ｔｈｅ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓ ｏｆ ４５° ａｎｄ ０° ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｕｂａｒｅａｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｗｉｄｔｈｓ

ｏｆ ｒｉｂｓ ｗｅｒｅ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ ｔｏ ｍｉｎｉｍｉｚｅ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｗｅｉｇｈｔ. Ｔｈｅ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ ｍｏｄｅｌ ｉｎｃｌｕｄｅｄ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ａｎｄ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ. Ｔｈｅ Ｔｓａｉ￣Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ｗａｓ ｕｔｉｌｉｚｅｄ ｔｏ ｃａｌｃｕｌａｔｅ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｆａｃｔｏｒｓ ａｎｄ ｄｅ￣

ｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ. Ｔｈｅ ｏｐｔｉｍｉｚｅｄ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓａｔｉｓｆｉｅｄ ｔｈｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｆｏｒｃｅ ｔｒａｎｓｍｉｓｓｉｏｎ

ｗｉｔｈｉｎ ｔｈｅ ｍａｉｎ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｗｅｐｔ ｗｉｎｇꎬ ａｎｄ ｍｅｔ ｔｈｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈꎬ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ａｎｄ ｗｅｉｇｈｔ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＵＡＶꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇꎻ ｓｉｚｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎꎻ Ｔｓａｉ￣Ｗｕ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ

收稿日期: ２０２１￣０８￣２４

作者简介: 沈浩杰 (１９８８￣)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 工程师ꎬ 主要从事无人机总体结构设计、 复合材料结构设计与分析方面的研究ꎬ ｓｈｈａｏｊｉｅ

＠１２６? ｃｏｍꎮ

１ 前 言

先进复合材料具有比强度高、比模量大等优点ꎬ

已被广泛应用于航空结构中ꎮ 机翼为固定翼无人机

的主承力部件ꎮ 随着对无人机性能要求的提升ꎬ复

合材料机翼已成为机翼结构轻量化设计的主流发展

方向ꎮ 结构设计充分利用了复合材料可设计性强的

特点ꎬ充分发挥了复合材料的优点ꎬ实现了复合材料

机翼结构优化设计ꎮ

大量学者针对复合材料机翼优化设计进行探索

研究ꎮ 主流优化策略为结合布局优化与尺寸优化的

两级优化模型[１￣６]

ꎮ 何林涛等[１]采用改进遗传算法ꎬ

结合两级优化模型对复合材料机翼进行优化设计ꎮ

柴红普[２] 选取机翼典型结构ꎬ采用自由尺寸优化方

法ꎬ对复合材料层压板进行优化设计研究ꎮ 常楠等[３]

采用 Ｐａｔｒａｎ / Ｎａｓｔｒａｎ 商业软件ꎬ通过两级交替优化策

略完成复合材料机翼蒙皮优化ꎮ 刘波等[４]完成了机

翼的参数化建模ꎬ并采用机翼布局的两级优化方法

进行优化并验证ꎮ 众多学者[７￣１４] 进行了复合材料铺

层优化研究ꎬ优化复合材料铺层数与铺层顺序ꎮ

某复合材料机翼采用双闭室矩形梁式布局ꎬ如

图 １ 所示ꎮ 机翼材料选用 Ｔ８００ 碳纤维编织复合材

料ꎮ 外形尺寸为 ２２００ ｍｍ×１０５０ ｍｍ×１００ ｍｍ(长×

宽×高)ꎮ 重量要求结构质量≤１０ ｋｇꎮ 强度与变形

要求在给定气动载荷分布下ꎬ结构不出现破坏及不可

恢复变形ꎬ机翼翼尖挠度≤５６ ｍｍꎬ扭转角≤１? ５５°ꎮ

８２ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

图 １ 双闭室矩形梁式机翼布局

Ｆｉｇ? １ Ｗｉｎｇ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎ ｗｉｔｈ ａ ｄｏｕｂｌｅ ｃｌｏｓｅｄ ｃｅｌｌ ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ ｂｅａｍ

该机翼复合材料板件厚度较小ꎬ铺层顺序优化

空间有限ꎮ 矩形梁的铺层一体性要求致使不同铺层

间结构关联性约束多ꎬ不适用文献中的铺层顺序优

化方法ꎬ将根据尺寸优化的铺层数量与相关约束进

行详细设计ꎮ

本文针对双闭室矩形梁式复合材料机翼ꎬ使用

商用软件进行分区尺寸优化设计ꎬ获得不同分区编

织布预浸料 ４５°与 ０°铺层的厚度与翼肋宽度ꎬ见图

１ꎮ 通过对比优化前后的结构性能ꎬ说明尺寸优化后

复合材料机翼能够满足设计要求ꎮ

２ 机翼结构

复合材料机翼中双闭室矩形梁承担最主要的载

荷ꎬ结构示意图如图 ２ 所示ꎮ 矩形梁上下缘条承担机

翼总体弯矩造成的轴向力ꎻ矩形梁腹板承担机翼的

剪力ꎻ矩形梁的闭室传递机翼的大部分扭矩ꎻ梁内填

充的泡沫起到提高机翼整体稳定性的作用ꎻ翼根设

置加强肋ꎬ承担后掠机翼的弯矩分量ꎮ 在机翼前后缘

分别布置了一定数量的翼肋:机翼根部后缘翼肋为

加强肋ꎬ对副翼传动系统提供支撑ꎻ其余翼肋起到传

递蒙皮受到的气动载荷及提高蒙皮稳定性的作用ꎮ

图 ２ 双闭室矩形梁结构示意图

Ｆｉｇ? ２ Ｄｏｕｂｌｅ ｃｌｏｓｅｄ ｃｅｌｌ ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ ｂｅａｍ ｄｉａｇｒａｍ

根据初步设计的强度计算结果ꎬ矩形梁前中后

腹板位置为弦长的 ２０％、４１％和 ６６％处ꎬ其中 ４１％处

位置为机翼翼型的最大高度处ꎮ 前缘翼肋的位置为

外段机翼展长的 ２２? １％、３４? ３％、５４? ２％ 和 ７６? ０％

处ꎬ后缘翼肋位于外段机翼展长的 ６? ５％、３１? ６％、

５４? ４％和 ７７? ２％处ꎬ具体布置如图 １ 所示ꎮ

３ 有限元模型

根据机翼构型ꎬ将整体机翼分为蒙皮、矩形梁腹

板、翼肋三部分ꎬ采用 ＭＳＣ? Ｐａｔｒａｎ 与 Ｎａｓｔｒａｎ 有限元

商用分析软件ꎬ对机翼进行建模分析ꎬ并自动对各结

构的尺寸进行优化设计ꎮ 其中ꎬ矩形梁上下部分材

料与机翼蒙皮相连接ꎬ优化过程中ꎬ将其视作整体进

行优化分析ꎮ

机翼的蒙皮、矩形梁腹板、翼肋腹板采用 Ｑｕａｄ４

单元划分网格ꎬ翼肋缘条采用 Ｂａｒ２ 单元ꎮ 图 ３ 为高

性能靶机复合材料半机翼的有限元模型ꎮ

图 ３ 复合材料机翼有限元模型

Ｆｉｇ? ３ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ

为了能够较准确地施加气动载荷ꎬ在气动计算时ꎬ

对机翼表面的加载区域进行划分:沿机翼弦向ꎬ将机

翼过渡段均分为两部分ꎬ将外机翼段均分为三部分ꎻ

沿机翼展向ꎬ将外机翼段均分为五部分ꎮ 总计划分 １７

个区域ꎬ详细分区形式以及分区编号如图 ４

[１５]所示ꎮ

图 ４ 复合材料机翼加载区域划分

Ｆｉｇ? ４ Ｌｏａｄ ｚｏｎｅ ｄｉｖｉｓｉｏｎ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ

攻角为 ４°、Ｍａ 数为 ０.９ 的工况下ꎬＣＦＤ 计算可

得各划分区域的升力与阻力的统计值ꎬ见表 １ꎮ

表 １ 机翼各划分区域的气动力

Ｔａｂｌｅ １ Ｔｈｅ ａｅｒｏｄｙｎａｍｉｃ ｌｏａｄ ｏｆ ｅａｃｈ ｚｏｎｅ

区域

编号

升力

/ Ｎ

阻力

/ Ｎ

区域

编号

升力

/ Ｎ

阻力

/ Ｎ

０１ ６７８.８９ １７.７９ ３１ １３３１.１８ －７８.３５

０２ １０１４.９８ ５０.２２ ３２ ９０３.５８ ３５.５６

１１ １０６６.１８ －７.３９ ３３ ４４２.６５ ２６.７９

１２ ９９７.２９ ４１.０３ ４１ １２２６.１８ －８３.２４

１３ ９５２.０９ ６１.２３ ４２ ８２６.１７ ２５.２３

２１ １２８４.６２ －５０.３３ ４３ １９４.８８ １０.１３

２２ ９７７.１４ ４０.９４ ５１ ８８１.５５ －８０.２９

２３ ６６４.０４ ４３.２８ ５２ ５２６.７９ １２.９８

５３ １０.１７ ９.３１

２０２１ 年第 １２ 期 ８３

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某型无人机复合材料机翼结构尺寸优化设计

建模选取左半机翼ꎬ故在机翼对称面处施加对

称位移约束ꎻ矩形梁式机翼通过 ６ 个螺栓与机身进行

连接ꎬ故在距离机翼对称面 １５０ ｍｍ 梁腹板的位置ꎬ

约束垂直于展向的两个平移自由度以及沿机翼展向

的转动自由度ꎬ具体加载与约束情况如图 ５ 所示ꎮ

图 ５ 复合材料机翼载荷与约束

Ｆｉｇ? ５ Ｔｈｅ ｌｏａｄ ａｎｄ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔ ｉｎ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

机翼选用 Ｔ８００ 碳纤维编织复合材料ꎬ材料性能

如表 ２ 所示ꎮ

表 ２ Ｔ８００ 碳纤维编织复合材料的基本力学性能

Ｔａｂｌｅ ２ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｔ８００ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａｔｅｒｉａｌ

力学性能 值 力学性能 值

Ｅ１

/ ＧＰａ ８０ ＸＴ１

/ ＭＰａ １２００

Ｅ２

/ ＧＰａ ８０ ＸＣ１

/ ＭＰａ ９００

ｖ１２ ０.２９ ＹＴ１

/ ＭＰａ １２００

Ｇ１２

/ ＧＰａ ６ ＹＣ１

/ ＭＰａ ９００

Ｇ２３

/ ＧＰａ ２.５ Ｓ１２

/ ＭＰａ １０５

Ｇ１３

/ ＧＰａ ６ Ｓ１３

/ ＭＰａ １１５

４ 建立优化问题

以复合材料强度与机翼结构的变形为约束条

件ꎬ以复合材料机翼结构重量为目标函数ꎬ以机翼的

结构重量最小为优化目标ꎬ建立复合材料机翼结构

优化模型ꎬ优化机翼蒙皮、矩形梁腹板、翼肋的厚度

以及翼肋缘条的宽度ꎮ 机翼选用 Ｔ８００ 复合材料编

织布ꎬ铺层方向角选取 ０°与 ４５°ꎮ 在优化过程中ꎬ将

机翼蒙皮、矩形梁腹板以及翼肋的 ０°与 ４５°层的厚

度、翼肋缘条的宽度选取为设计变量ꎬ共计 ８９ 个设

计变量ꎮ

优化迭代过程中ꎬ每一个计算步将对不同几何

尺寸的机翼模型进行计算分析ꎬ进而获得机翼的应

力分布与变形情况ꎮ 通过比较计算结果与约束条

件ꎬ结合优化算法ꎬ调整设计变量并重新进行计算ꎮ

直至计算结果满足收敛性条件ꎬ优化迭代过程结束ꎮ

４? １ 优化变量

模型中铺层形式采用[ ４５ / ０] 的非对称铺层ꎮ

机翼蒙皮的铺层主方向为机翼展向沿后掠角方向ꎬ

考虑到 ０°层为主承力层ꎬ故将 ０°层置于机翼蒙皮内

侧ꎮ 该铺层与实际情况下 ０°与 ４５°层交错铺层相比

较ꎬ模型中的分析设计偏安全ꎮ 矩形梁腹板的铺层

情况与机翼蒙皮相同ꎬ主方向为机翼展向ꎻ翼肋的铺

层主方向为机翼弦向ꎮ 优化模型中各单层的初始厚

度设定为 １ ｍｍꎮ

优化变量选取范围的确定需结合考虑复合材料

加工工艺、复合材料铺层设计经验ꎮ 现将优化变量

选取范围汇总于表 ３ꎬ变量区域示例如图 ６ 所示ꎮ

表 ３ 优化变量选取范围

Ｔａｂｌｅ ３ Ｖａｒｉａｂｌｅ ｒａｎｇｅ

优化变量 上界限/ ｍｍ 下界限/ ｍｍ

ＳＫＩＮ＿１２~ ＳＫＩＮ＿１６＿Ｔ１(Ｔ２)

ＳＫＩＮ＿４２~ ＳＫＩＮ＿４６＿Ｔ１(Ｔ２)

０.６ ３

ＳＫＩＮ＿２１~ ＳＫＩＮ＿２６＿Ｔ１(Ｔ２)

ＳＫＩＮ＿３１~ ＳＫＩＮ＿３６＿Ｔ１(Ｔ２)

１ ５

ＢＥＡＭ＿１１~ ＢＥＡＭ＿１６＿Ｔ１(Ｔ２)

ＢＥＡＭ＿２１~ ＢＥＡＭ＿２６＿Ｔ１(Ｔ２)

ＢＥＡＭ＿３１~ ＢＥＡＭ＿３６＿Ｔ１(Ｔ２)

０.８ ３

ＲＩＢ＿Ｔ１(Ｔ２) １ ３

ＲＩＢ＿Ｗ １０ ２０

注:“ＳＫＩＮ”表示机翼蒙皮ꎬ“ＢＥＡＭ”表示矩形梁腹板ꎬ“ＲＩＢ”表示

翼肋ꎻ“Ｔ１”“Ｔ２”分别为 ４５°与 ０°层的厚度ꎻ“ＲＩＢ＿Ｗ”为翼肋缘条宽度ꎮ

图 ６ 优化变量分区示意图

Ｆｉｇ? ６ Ｚｏｎｅ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｖａｒｉａｂｌｅｓ

４? ２ 约束条件

复合材料失效判定准则采用蔡￣吴准则ꎬ失效因

子 ａ 定义为:

８４ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

(

１

ＸＴ

－

１

ＸＣ

)σ１

＋ (

１

ＹＴ

－

１

ＹＣ

)σ２

＋

１

ＸＴＸＣ

σ

２

１

＋

１

ＹＴ ＹＣ

σ

２

２

＋

１

Ｓ

２

σ

２

１２

－

１

ＸＴＸＣ ＹＴ ＹＣ

σ１σ２

其中:ＸＴ 为纵向拉伸强度ꎻＸＣ 为纵向压缩强度ꎻＹＴ

为横向拉伸强度ꎻＹＣ 为横向压缩强度ꎻＳ 为面内剪切

强度ꎻσ１ 为纵向应力ꎻσ２ 为横向应力ꎻσ１２为面内剪

切应力ꎮ

复合材料结构安全系数定义为失效因子的倒

数ꎬ即 １ / ａꎮ 选取结构安全系数为 １? ５ꎬ即 １ / ａ≥１? ５ꎬ

或复合材料失效因子 ａ≤０? ６７ꎮ 变形约束为机翼翼

尖后缘挠度≤５６ ｍｍꎮ

５ 优化结果

Ｎａｓｔｒａｎ 经过 ２４ 次计算迭代后ꎬ满足收敛条件ꎬ

给出优化设计结果ꎬ汇总于表 ４ꎮ

表 ４ 双闭室矩形梁式机翼几何尺寸优化结果

Ｔａｂｌｅ ４ Ｓｉｚｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ ｒｅｓｕｌｔ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｗｉｔｈ ａ ｄｏｕｂｌｅ ｃｌｏｓｅｄ ｃｅｌｌ ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ ｂｅａｍ

编 号 优化变量 数值/ ｍｍ 编 号 优化变量 数值/ ｍｍ 编 号 优化变量 数值/ ｍｍ

１ ＢＥＡＭ＿１１＿Ｔ１ ０.８０ ３１ ＢＥＡＭ＿３４＿Ｔ１ ０.８０ ６１ ＳＫＩＮ＿２３＿Ｔ２ １.７５

２ ＢＥＡＭ＿１１＿Ｔ２ ０.８０ ３２ ＢＥＡＭ＿３４＿Ｔ２ ０.８０ ６２ ＳＫＩＮ＿２４＿Ｔ１ １.００

３ ＢＥＡＭ＿１２＿Ｔ１ ０.８０ ３３ ＢＥＡＭ＿３５＿Ｔ１ ０.８０ ６３ ＳＫＩＮ＿２４＿Ｔ２ １.８３

４ ＢＥＡＭ＿１２＿Ｔ２ ０.８０ ３４ ＢＥＡＭ＿３５＿Ｔ２ ０.８０ ６４ ＳＫＩＮ＿２５＿Ｔ１ １.００

５ ＢＥＡＭ＿１３＿Ｔ１ ０.８０ ３５ ＢＥＡＭ＿３６＿Ｔ１ ０.８０ ６５ ＳＫＩＮ＿２５＿Ｔ２ １.５３

６ ＢＥＡＭ＿１３＿Ｔ２ ０.８０ ３６ ＢＥＡＭ＿３６＿Ｔ２ ０.８０ ６６ ＳＫＩＮ＿２６＿Ｔ１ １.００

７ ＢＥＡＭ＿１４＿Ｔ１ ０.８０ ３７ ＲＩＢ＿１＿Ｔ１ １.２７ ６７ ＳＫＩＮ＿２６＿Ｔ２ １.００

８ ＢＥＡＭ＿１４＿Ｔ２ ０.８０ ３８ ＲＩＢ＿１＿Ｔ２ １.００ ６８ ＳＫＩＮ＿３１＿Ｔ１ １.００

９ ＢＥＡＭ＿１５＿Ｔ１ ０.８０ ３９ ＲＩＢ＿６＿Ｔ１ １.００ ６９ ＳＫＩＮ＿３１＿Ｔ２ ３.８２

１０ ＢＥＡＭ＿１５＿Ｔ２ ０.８０ ４０ ＲＩＢ＿６＿Ｔ２ １.００ ７０ ＳＫＩＮ＿３２＿Ｔ１ １.００

１１ ＢＥＡＭ＿１６＿Ｔ１ ０.８０ ４１ ＲＩＢ＿ＭＩＤ＿Ｔ１ １.００ ７１ ＳＫＩＮ＿３２＿Ｔ２ ５.０１

１２ ＢＥＡＭ＿１６＿Ｔ２ ０.８０ ４２ ＲＩＢ＿ＭＩＤ＿Ｔ２ １.００ ７２ ＳＫＩＮ＿３３＿Ｔ１ １.００

１３ ＢＥＡＭ＿２１＿Ｔ１ １.６１ ４３ ＲＩＢＳＥＣ＿ＭＩＤ＿Ｗ １０.００ ７３ ＳＫＩＮ＿３３＿Ｔ２ ４.７８

１４ ＢＥＡＭ＿２１＿Ｔ２ ０.８０ ４４ ＲＩＢＳＥＣ＿ＲＯＯＴ＿Ｗ １０.００ ７４ ＳＫＩＮ＿３４＿Ｔ１ １.００

１５ ＢＥＡＭ＿２２＿Ｔ１ ０.８０ ４５ ＲＩＢＳＥＣ＿ＴＩＰ＿Ｗ １０.００ ７５ ＳＫＩＮ＿３４＿Ｔ２ ３.８２

１６ ＢＥＡＭ＿２２＿Ｔ２ ０.８０ ４６ ＳＫＩＮ＿１２＿Ｔ１ ０.６０ ７６ ＳＫＩＮ＿３５＿Ｔ１ １.００

１７ ＢＥＡＭ＿２３＿Ｔ１ ０.８０ ４７ ＳＫＩＮ＿１２＿Ｔ２ ０.６０ ７７ ＳＫＩＮ＿３５＿Ｔ２ ２.６１

１８ ＢＥＡＭ＿２３＿Ｔ２ ０.８０ ４８ ＳＫＩＮ＿１３＿Ｔ１ ０.６０ ７８ ＳＫＩＮ＿３６＿Ｔ１ １.００

１９ ＢＥＡＭ＿２４＿Ｔ１ ０.８０ ４９ ＳＫＩＮ＿１３＿Ｔ２ ０.６０ ７９ ＳＫＩＮ＿３６＿Ｔ２ １.００

２０ ＢＥＡＭ＿２４＿Ｔ２ ０.８０ ５０ ＳＫＩＮ＿１４＿Ｔ１ ０.６０ ８０ ＳＫＩＮ＿４２＿Ｔ１ ０.６０

２１ ＢＥＡＭ＿２５＿Ｔ１ ０.８０ ５１ ＳＫＩＮ＿１４＿Ｔ２ ０.６０ ８１ ＳＫＩＮ＿４２＿Ｔ２ ０.６０

２２ ＢＥＡＭ＿２５＿Ｔ２ ０.８０ ５２ ＳＫＩＮ＿１５＿Ｔ１ ０.６０ ８２ ＳＫＩＮ＿４３＿Ｔ１ ０.６０

２３ ＢＥＡＭ＿２６＿Ｔ１ ０.８０ ５３ ＳＫＩＮ＿１５＿Ｔ２ ０.６０ ８３ ＳＫＩＮ＿４３＿Ｔ２ ０.６０

２４ ＢＥＡＭ＿２６＿Ｔ２ ０.８０ ５４ ＳＫＩＮ＿１６＿Ｔ１ ０.６０ ８４ ＳＫＩＮ＿４４＿Ｔ１ ０.６０

２５ ＢＥＡＭ＿３１＿Ｔ１ ３.８９ ５５ ＳＫＩＮ＿１６＿Ｔ２ ０.６０ ８５ ＳＫＩＮ＿４４＿Ｔ２ ０.６０

２６ ＢＥＡＭ＿３１＿Ｔ２ １.１１ ５６ ＳＫＩＮ＿２１＿Ｔ１ １.００ ８６ ＳＫＩＮ＿４５＿Ｔ１ ０.６０

２７ ＢＥＡＭ＿３２＿Ｔ１ ０.９７ ５７ ＳＫＩＮ＿２１＿Ｔ２ １.００ ８７ ＳＫＩＮ＿４５＿Ｔ２ ０.６０

２８ ＢＥＡＭ＿３２＿Ｔ２ １.００ ５８ ＳＫＩＮ＿２２＿Ｔ１ １.００ ８８ ＳＫＩＮ＿４６＿Ｔ１ ０.６０

２９ ＢＥＡＭ＿３３＿Ｔ１ ０.８６ ５９ ＳＫＩＮ＿２２＿Ｔ２ １.５７ ８９ ＳＫＩＮ＿４６＿Ｔ２ ０.６０

３０ ＢＥＡＭ＿３３＿Ｔ２ ０.８０ ６０ ＳＫＩＮ＿２３＿Ｔ１ １.００

２０２１ 年第 １２ 期 ８５

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某型无人机复合材料机翼结构尺寸优化设计

６ 结果分析

分别对各部件的优化结果进行分析ꎬ并对优化

结果的应力与刚度进行分析讨论ꎮ

前后缘蒙皮 ０°层与 ４５°层厚度均达到优化变量

下界限值 ０? ６ ｍｍꎮ 矩形梁上下部分与蒙皮的连接

整体主要承担机翼弯矩ꎬ故 ０°层是主承力层ꎬ４５°层

厚度亦达到下界限值 １ ｍｍꎮ 矩形梁前后闭室的 ０°

层的厚度分布整体呈现出一定规律:从翼梢到翼根

逐渐变厚ꎮ 根据后掠翼机翼“前梁卸载、后梁加载”

的特点ꎬ后梁承担弯矩的传力路径较短ꎬ承担较大部

分的弯矩载荷ꎬ故矩形梁后闭室的 ０°层与前闭室的

相比较厚ꎮ

矩形梁腹板主要传递机翼的剪切载荷ꎮ 随着从

翼梢到翼根气动载荷的累积ꎬ翼根位置的梁腹板需

采用较厚的 ４５°层ꎮ 优化结果显示ꎬ翼根处ꎬ后梁腹

板的厚度大于前梁与中梁ꎮ 前梁腹板以及中梁外段

腹板的厚度均达到优化变量的设定下限值 ０? ８ ｍｍꎮ

普通翼肋主要传递蒙皮所受气动载荷ꎬ防止前

后缘蒙皮失稳ꎬ故复合材料厚度在优化后均达到下

界限值ꎮ 机翼根部的加强肋传递后肋翼在翼根转折

处产生的弯矩分量ꎬ故 ４５°铺层超过下界限值ꎮ 翼

肋缘条宽度均为下界限值ꎮ

图 ７、图 ８ 分别为优化前后机翼的应力云图与

失效因子云图ꎮ 应力云图展示了 ４５°层的应力分布

情况ꎬ该层出现最大应力ꎮ 经过对各部件几何尺寸

的优化ꎬ机翼模型的应力分布更加均匀ꎬ模型的最大

Ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓ 应力从 １０７０ ＭＰａ 下降至 ４９８ ＭＰａꎻ最大失

效因子从 １? ０５ 下降至 ０? ２８ꎬ小于 ０? ６７ 的设计要求ꎻ

最危险点从上蒙皮与翼梁后腹板位移约束处转移至

上蒙皮和翼梁中腹板位移约束处ꎮ 图 ９ 为优化后机

翼各部件的应力云图ꎮ 图 １０ 为优化前后机翼的位

移云图ꎮ 翼尖最大变形从 １０３ ｍｍ 下降至 ５５? ９ ｍｍꎬ

小于 ５６ ｍｍ 的设计要求ꎻ翼尖最大扭转角由 ２? ９４°

下降至 １? ３１°ꎬ小于 １? ５°的设计要求ꎮ 综上所述ꎬ优

化结果满足复合材料机翼结构设计要求ꎮ

图 ７ 优化前初始几何参数下应力云图(ａ)与失效因子云图(ｂ )

Ｆｉｇ? ７ Ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ (ａ) ａｎｄ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｆａｃｔｏｒ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ (ｂ) ｂｅｆｏｒｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ

图 ８ 优化后机翼的应力云图(ａ)与失效因子云图(ｂ)

Ｆｉｇ? ８ Ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ (ａ) ａｎｄ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｆａｃｔｏｒ ｎｅｐｈｏｇｒａｍ (ｂ) ａｆｔｅｒ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ

８６ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

图 ９ 优化后机翼各部件应力云图

Ｆｉｇ? ９ Ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ ｎｅｐｈｏｇｒａｍｓ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔｓ

图 １０ 优化前(ａ)与优化后(ｂ)机翼的位移云图

Ｆｉｇ? １０ Ｔｈｅ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｎｅｐｈｏｇｒａｍｓ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｂｅｆｏｒｅ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ (ａ) ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｏｐｔｉｍｉｚａｔｉｏｎ (ｂ)

２０２１ 年第 １２ 期 ８７

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某型无人机复合材料机翼结构尺寸优化设计

图 １１ 为优化迭代过程的机翼结构重量变化情

况ꎮ 从图中可以看出ꎬ通过优化ꎬ机翼结构重量从初

始设计变量下的 ３? ６８ ｋｇ 变为 ４? ２２ ｋｇꎮ 需要说明的

是ꎬ初始状态的铺层厚度并不能满足设计要求ꎬ故优

化后结构重量有一定程度的上升ꎮ 机翼复合材料结

构重量为 ８? ４４ ｋｇꎬ满足复合材料结构重量不大于 １０

ｋｇ 的设计要求ꎮ

图 １１ 半机翼结构重量随优化迭代步的变化

Ｆｉｇ? １１ Ｗｅｉｇｈｔｓ ｏｆ ｈａｌｆ ｏｆ ｔｈｅ ｗｉｎｇ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｔｅｒａｔｉｏｎ ｓｔｅｐｓ

综上所述ꎬ复合材料机翼的设计要求达成情况

详见表 ５ꎮ

表 ５ 复合材料机翼设计要求达成表

Ｔａｂｌｅ ５ Ａｃｈｉｅｖｅｍｅｎｔ ｏｆ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ ｉｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｗｉｎｇ

序 号 设计要求 优化结果 是否满足

１ 结构重量≤１０ ｋｇ ８.４４ ｋｇ 是

２ 结构最大失效因子≤０.６７ ０.２８ 是

３ 机翼最大变形≤５６ ｍｍ ５５.９ ｍｍ 是

７ 结 论

(１)本文根据复合材料机翼的双闭室矩形梁布

局形式ꎬ选取机翼结构的强度与刚度作为约束条件ꎬ

结构重量最小作为优化目标ꎮ

(２)设定 ８９ 个优化变量ꎬ包括各分区 ４５°与 ０°

铺层的厚度与翼肋宽度ꎬ进行分区尺寸优化ꎬ优化迭

代次数较少ꎬ速度较快ꎮ

(３)对优化结果进行分析ꎬ该结果符合机翼主

要零件的传力特点ꎬ并满足机翼的设计要求ꎮ

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８８ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６￣８０００? ２０２１１２２８? ０１４

湿法分层缠绕 Ｔ７００ / 环氧复合材料微波固化工艺及性能

李梦颖ꎬ 肖 军∗

ꎬ 还大军ꎬ 王兴邦ꎬ 杨 潇ꎬ 焦 洋

(南京航空航天大学 材料科学与技术学院ꎬ 南京 ２１００１６)

摘要: 针对大厚度固体火箭发动机壳体制造周期长的缺点ꎬ本文提出分层缠绕微波预固化工艺ꎮ 以固化度为依据ꎬ结合

壳体缠绕规律及微波吸收效率ꎬ筛选出[９０° ２

/ ±２０°]的分层缠绕基元ꎮ 分层缠绕中需经多次微波辐射ꎬ考虑热传导或弱微波效

应对已缠绕层固化度的影响ꎬ制定出升温速率为 ５ ℃ / ｍｉｎ、由室温升至 ９０ ℃的微波预固化工艺ꎬ后处理采用热固化:１６０ ℃ 保

温 １ ｈꎮ 在微波固化试样制备时间(均不考虑降温时间)比热固化缩短近一半的情况下ꎬＴ７００ 碳纤维复合材料微波固化与热固

化试样力学性能基本一致:微波固化层合板拉伸强度为 １? ８４ ＧＰａꎬ热固化层合板拉伸强度为 １? ７６ ＧＰａꎻ微波固化层合板弯曲

强度为 １? ２０ ＧＰａꎬ热固化层合板弯曲强度为 １? １７ ＧＰａꎻ微波固化 ＮＯＬ 环拉伸强度为 ２? ９４ ＧＰａꎬ热固化 ＮＯＬ 环拉伸强度为 ３? ０８

ＧＰａꎻ微波固化 ＮＯＬ 环层间剪切强度为 ７６? １ ＭＰａꎬ热固化 ＮＯＬ 环层间剪切强度为 ７５? ６ ＭＰａꎮ 扫描电镜照片表明ꎬ两种固化方

式下纤维￣基体界面结合良好ꎮ 由于微波固化不依赖于热传导或热对流ꎬ因此可以在较短的时间内达到与热固化试样相当的

力学性能ꎮ

关键词: 固体火箭发动机壳体ꎻ 碳纤维复合材料ꎻ 湿法分层缠绕工艺ꎻ 微波固化ꎻ 热固化ꎻ 力学性能

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２１)１２－００８９－０６

Ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ａｎｄ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ Ｔ７００ /ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｂｙ ｗｅｔ ｆｉｌａｍｅｎｔ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｗｉｎｄｉｎｇ

ＬＩ Ｍｅｎｇ￣ｙｉｎｇꎬ ＸＩＡＯ Ｊｕｎ

∗

ꎬ ＨＵＡＮ Ｄａ￣ｊｕｎꎬ ＷＡＮＧ Ｘｉｎｇ￣ｂａｎｇꎬ ＹＡＮＧ Ｘｉａｏꎬ ＪＩＡＯ Ｙａｎｇ

(Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｎａｎｊｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ

Ａｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ ａｎｄ Ａｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓꎬ Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００１６ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒꎬ ｔｈｅ ｒａｐｉｄ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｏｆ ｌａｒｇｅ￣ｓｉｚｅ ｓｏｌｉｄ ｒｏｃｋｅｔ ｍｏｔｏｒ ｓｈｅｌｌ ｉｓ ｔｈｅ ｒｅｓｅａｒｃｈ ｂａｃｋ￣

ｇｒｏｕｎｄ. Ａｉｍｉｎｇ ａｔ ｔｈｅ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｏｆ ｌｏｎｇ ｃｕｒｉｎｇ ｃｙｃｌｅ ａｎｄ ｈｉｇｈ ｐｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ｃｏｓｔ ｉｎ ｔｒａｄｉｔｉｏｎａｌ ｈｅａｔ ｃｕｒｉｎｇꎬ ａ ｌａｙｅｒｅｄ

ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｐｒｅ￣ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｉｓ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｔｏ ｓｈｏｒｔｅｎ ｔｈｅ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｃｙｃｌｅ ａｎｄ ｍａｉｎｔａｉｎ ｅｘｃｅｌｌｅｎｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ.

Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｈｅｌｐ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ ｓｃａｎｎｉｎｇ ｃａｌｏｒｉｍｅｔｅｒꎬ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅꎬ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｓｈｅｌｌ ｗｉｎｄｉｎｇ ｌａｗ

ａｎｄ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙꎬ ｔｈｅ ｌａｙｅｒｅｄ ｗｉｎｄｉｎｇ ｅｌｅｍｅｎｔ ｏｆ [９０°２

/ ±２０°] ｗａｓ ｓｅｌｅｃｔｅｄ. Ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｉｎ￣

ｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｈｅａｔ ｃｏｎｄｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅ ｏｆ ｔｈｅ ｗｏｕｎｄ ｌａｙｅｒꎬ ａ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｐｒｅ￣ｃｕｒｉｎｇ

ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈ ｈｅａｔｉｎｇ ｒａｔｅ ｏｆ ５ ℃ / ｍｉｎ ａｎｄ ｒｉｓｉｎｇ ｆｒｏｍ ｒｏｏｍ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｔｏ ９０ ℃ ｗａｓ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄ. Ｔｈｅ ｐｏｓｔ￣ｔｒｅａｔｍｅｎｔ

ｗａｓ ｈｅａｔ ｃｕｒｉｎｇ ｂｙ ｈｏｌｄｉｎｇ ａｔ １６０ ℃ ｆｏｒ １ ｈ. Ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｃｕｒｉｎｇ ａｎｄ ｈｅａｔ ｃｕｒｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｎｄ ＮＯＬ ｒｉｎｇｓ

ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ. Ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ｔｉｍｅ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ ｃｕｒｅｄ ｂｙ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ (ｒｅｇａｒｄｌｅｓｓ ｏｆ ｃｏｏｌｉｎｇ ｔｉｍｅ) ｉｓ ｎｅａｒｌｙ ｈａｌｆ

ｓｈｏｒｔｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ ｃｕｒｅｄ ｂｙ ｈｅａｔꎬ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｓａｍｐｌｅｓ ｃｕｒｅｄ ｂｙ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ａｎｄ ｈｅａｔ ａｒｅ

ｂａｓｉｃａｌｌｙ ｔｈｅ ｓａｍｅ. Ｂｅｃａｕｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｕｌｋ ｈｅａｔｉｎｇ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｃｕｒｉｎｇꎬ ｉｔ ｃａｎ ａｃｈｉｅｖｅ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ

ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｔｏ ｔｈａｔ ｏｆ ｔｈｅ ｈｅａｔ ｃｕｒｅｄ ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ａ ｓｈｏｒｔ ｔｉｍｅ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｓｏｌｉｄ ｒｏｃｋｅｔ ｍｏｔｏｒ ｓｈｅｌｌꎻ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ ｗｅｔ ｌａｙｅｒｅｄ ｗｉｎｄｉｎｇꎻ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｃｕｒｉｎｇꎻ ｈｅａｔ

ｃｕｒｉｎｇꎻ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

收稿日期: ２０２１￣０４￣０１

作者简介: 李梦颖 (１９９５￣)ꎬ 女ꎬ 硕士ꎬ 实验员ꎬ 主要从事先进树脂基复合材料方面的研究ꎮ

通讯作者: 肖军 (１９５９￣)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 教授ꎬ 主要从事聚合物基复合材料方面的研究ꎬ 包括自动铺放技术与装备、 先进缠绕技术等ꎬ

ｊ? ｘｉａｏ＠ｎｕａａ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

固体火箭发动机是一种采用固体推进剂的化学

火箭动力装置ꎬ在导弹武器、运载火箭和空间飞行器

中都有广泛应用[１ꎬ２]

ꎮ 固体火箭发动机壳体既是存

贮推进剂的贮箱ꎬ又是推进剂燃烧的场所ꎬ须承受复

杂的外力和环境条件引起的载荷[３]

ꎮ 碳纤维/ 环氧

复合材料比强度高、比模量高、耐高温、耐腐蚀、抗疲

劳、力学性能优异[４￣６]

ꎬ因此第四代固体火箭发动机

普遍采用碳纤维/ 环氧复合材料壳体ꎮ

２０２１ 年第 １２ 期 ８９

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湿法分层缠绕 Ｔ７００ / 环氧复合材料微波固化工艺及性能

目前ꎬ大尺寸复合材料回转体构件多采用“分层

缠绕预固化＋最终热固化”的成型工艺ꎬ由于采用热

传导的加热方式ꎬ存在固化周期长、能量损耗高等缺

点ꎬ极大地限制了树脂基复合材料在大尺寸构件上

的应用[７]

ꎮ 先进树脂基复合材料领域迫切需要高

效、省时、环保的制造工艺ꎬ快速固化技术应运而生ꎮ

微波固化具有加热效率高、选择性加热、清洁环保[８￣１１]

等特点ꎬ近年来在复合材料领域发展迅速ꎬ也被越来

越多的研究者重视[１２￣１５]

ꎮ Ｋｗａｋ 等[１６]和 Ｍａ 等[１７] 的

研究结果表明:在固化时间显著缩短的情况下ꎬ微波

固化碳纤维增强环氧树脂复合材料的力学性能与热

固化试样基本相当ꎬ甚至略高ꎮ 然而ꎬ随着研究的深

入ꎬ微波固化碳纤维复合材料的难点逐渐被人们熟知ꎮ

Ｃｈｉｎｅｄｕｍ 等[１８]指出碳纤维固有的介电特性阻止微

波穿透复合材料ꎬ在厚度方向上起到微波屏蔽的作

用ꎮ 这将不利于碳纤维复合材料的微波固化ꎮ

针对大尺寸固体火箭发动机壳体ꎬ本文提出“分

层缠绕微波预固化＋最终热固化”工艺ꎬ不仅能够缩

短固化时间ꎬ还能弱化碳纤维复合材料厚度方向上

的微波屏蔽问题ꎮ本文首先根据固化度筛选出微波吸

收性较好的铺层[９０°２

/ ±ａ°]ꎬ接下来以[９０°２

/ ±ａ°]

为基元制定微波预固化工艺ꎬ最后对比分析微波固

化和热固化碳纤维复合材料层合板、ＮＯＬ 环的力学

性能以及显微组织ꎮ

１ 试验部分

１? １ 试验材料及设备

ＴＤＥ￣８５ 型三官能团环氧树脂ꎬ环氧值不小于 ０?８５ꎬ

ＡＦＧ￣９０Ｈ 型三官能团环氧树脂ꎬ环氧值为 ０? ９５ ~

１? ０５ꎬ生产商均为上海华谊树脂有限公司ꎻ固化剂为

甲基六氢苯酐(ＭｅＨＨＰＡ)ꎬ生产商为广州市深创化

工有限公司ꎻ促进剂为 ２ꎬ４ꎬ６￣三(二甲胺基甲基)苯

酚(ＤＭＰ￣３０)ꎬ生产商为上海麦克林生化科技有限公

司ꎻ试验所用碳纤维为日本东丽 Ｔ７００ＳＣ￣２４０００ꎬ线

密度为 １６５０ ｇ / １０００ ｍꎮ

试验仪器及设备见表 １ꎮ

表 １ 试验设备

Ｔａｂｌｅ １ Ｔｅｓｔ ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ

设备名称 型 号 生产商

排布机 － 西安龙德科技发展有限公司

差示扫描量热仪 ２００Ｆ３ 德国 ＮＥＴＺＳＣＨ 公司

微波固化炉 － 自 制

热固化炉 ＺＫＸＦＢ￣２ 上海树立仪器仪表有限公司

电子万能试验机 ＣＭＩ５１５０ 深圳新三思公司

电子显微形貌仪 ＤＶＭ￣６Ａ 德国 Ｌｅｉｃａ 公司

扫描电子显微镜 Ｓ￣４８００ 日本 Ｈｉｔａｃｈｉ 公司

本实验所使用的设备是一台高性能八面体微波

炉ꎬ由 Ｌｉ 的研究团队[１５] 设计制造ꎮ 它有 １６ 个独立

的微波源ꎬ工作频率为 ２? ４５ ＧＨｚ±５０ ＭＨｚꎬ均匀分布

在谐振腔周围ꎮ 采用红外热像仪和光纤荧光传感器

对复合材料的温度进行监测ꎮ 利用红外热像仪观察

微波固化炉中的复合材料是否出现打火现象ꎬ以确

保试验的安全性ꎮ 采用五个光纤荧光传感器对复合

材料的表面温度进行监测ꎬ以平均值作为监测温度ꎮ

根据监测温度与复合材料设定温度的差异ꎬ通过实

时调节微波功率来控制加热速率ꎮ

１? ２ 试样制备

１? ２? １ 预浸料制备

检查并清理排布机ꎬ将碳纤维置于放纱辊ꎬ将配

制好的环氧树脂倒入胶槽ꎮ 设置排布机参数:张力设

定为 １０ Ｎꎬ排布螺距为 ８? ５ ｍｍꎬ走纱速度为 ５ ｍｍ/ ｓꎮ

碳纤维经展纱辊、胶辊和匀胶辊ꎬ最终缠绕到收卷装

置上ꎬ即可得到 Ｔ７００ 碳纤维单向预浸料ꎬ如图 １ 所示ꎮ

图 １ Ｔ７００ 碳纤维单向预浸料

Ｆｉｇ? １ Ｔ７００ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌ ｐｒｅｐｒｅｇ

１? ２? ２ 复合材料层合板制备

按照设计的尺寸、角度、数量裁剪预浸料并铺至

规定厚度ꎮ 以钢化玻璃作为模具ꎬ采用真空袋压成

型技术分别按照一定的工艺曲线进行微波固化和热

固化ꎬ将固化后的层合板切割至标准中规定的尺寸ꎮ

１? ２? ３ 复合材料 ＮＯＬ 环制备

采用实验室自制的 ＮＯＬ 环缠绕平台(示意图如

图 ２ 所示) 和 ＮＯＬ 环模具(实物如图 ３ 所示) 制备

ＮＯＬ 环ꎬ然后分别按照一定的工艺曲线进行微波固

化和热固化ꎮ

图 ２ ＮＯＬ 环缠绕平台示意图

Ｆｉｇ? ２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ＮＯＬ ｒｉｎｇ ｗｉｎｄｉｎｇ ｐｌａｔｆｏｒｍ

９０ ２０２１ 年 １２ 月

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复合材料科学与工程

图 ３ ＮＯＬ 环单环模具实物图

Ｆｉｇ? ３ Ｐｈｙｓｉｃａｌ ｐｉｃｔｕｒｅ ｏｆ ＮＯＬ ｒｉｎｇ ｓｉｎｇｌｅ ｒｉｎｇ ｍｏｕｌｄ

１? ３ 测试方法

固化度测试:采用差示扫描量热仪以 １０ ℃ / ｍｉｎ

的升温速率对复合材料的固化反应进行测试ꎬ复合

材料固化度计算公式如下:

α ＝

ΔＨ１

－ ΔＨ２

ΔＨ１

× １００％ (１)

式中:α 为复合材料的固化度ꎬ％ꎻΔＨ１为预浸料完全

固化后的总放热焓ꎬＪ/ ｇꎻΔＨ２为已固化复合材料的剩

余放热焓ꎬＪ/ ｇꎮ

层合板性能测试:拉伸性能采用电子万能试验

机按照 ＧＢ / Ｔ ３３５４—２０１４ 测试ꎬ弯曲性能按照 ＧＢ / Ｔ

３３５６—２０１４ 测试ꎬ层间剪切性能按照 ＧＢ / Ｔ ３０９６９—

２０１４ 测试ꎮ

ＮＯＬ 环性能测试:采用电子万能试验机按照 ＧＢ/

Ｔ １４５８—２００８ 测试ꎮ

孔隙含量和纤维体积含量测试:采用电子显微形

貌仪按照 ＧＢ/ Ｔ ３３６５—２００８ 测试ꎮ对复合材料试样进

行打磨、抛光ꎬ然后使用显微形貌仪对截面进行拍摄ꎮ

使用 Ｉｍａｇｅ Ｊ 软件对图片进行处理ꎬ从而得到纤维体

积含量ꎬ孔隙含量测试方法与纤维体积含量测试方

法相同ꎮ 纤维体积含量测试原理如下列公式所示:

Ｖｆ

＝

∑

ｎ

ｉ ＝ １

Ｖｆｉ

ｎ

× １００％ (２)

式中:Ｖｆ为纤维体积含量ꎬ％ꎻＶｆｉ为第 ｉ 个观测面内纤

维体积含量ꎬ％ꎻｎ 为试样观测面个数ꎮ

２ 结果与讨论

结合缠绕规律及微波吸收效率ꎬ同时考虑试验

的可操作性ꎬ本试验以[９０°２

/ ±ａ°]的铺层方式为基

元ꎬ以平板件代替缠绕件制定分层微波预固化工艺ꎮ

２? １ 确定最佳缠绕角度

当电磁波辐射到复合材料上时ꎬ一部分波被反射ꎬ

一部分被材料吸收ꎬ其余部分透过材料ꎮ 反射、透射

和吸收的能量取决于材料的复介电常数、层数、铺层

角度和入射电磁波的特性[１９]

ꎮ 本试验中材料确定ꎬ

缠绕中重复单元[９０°２

/ ±ａ°]确定(即层数确定)ꎬ入

射电磁波频率(２? ４５ ＧＨｚ)确定ꎮ 因此ꎬ需要研究碳

纤维复合材料中铺层角度对吸波性能的影响ꎮ 采用

相同的微波工艺固化铺层方式为[９０°２

/ ±ａ°] ( ａ° ＝

０°、１０°、２０°、３０°、４０°、５０°、６０°、７０°、８０°、９０°)的层合

板ꎬ以固化度为评价标准ꎬ选出吸波性最佳的铺层ꎮ

铺层方式为[９０°２

/ ±ａ°]的碳纤维/ 环氧复合材

料的固化度变化如图 ４ 所示ꎮ 图 ４ 表明:碳纤维复合

材料层合板固化度的变化随铺层角度的改变没有一

定规律ꎬ[９０°２

/ ±２０°]的层合板固化度最高ꎬ为 ４９? ８％ꎬ

表明该铺层方式下吸波效率最高ꎮ 王晓红等[２０] 详

细研究了连续碳纤维复合材料的微波电磁特性及雷

达波反射特性ꎬ指出当入射电场沿碳纤维方向时ꎬ复

合材料反射损耗基本为 ０ ｄＢꎬ反射率最大ꎻ当入射电

场垂直碳纤维方向时ꎬ反射损耗最大ꎬ吸波性较好ꎮ

微波固化炉中电场方向随时间不断变化ꎬ与铺层方

式为[９０°２

/ ±２０°]的复合材料耦合时ꎬ垂直纤维方向

的电场分量较大ꎬ反射率相对较小ꎬ宏观上表现为该

铺层方式的碳纤维/ 环氧复合材料的固化度较高ꎮ

图 ４ 铺层方式为[９０° ２

/ ±ａ°]的碳纤维/ 环氧

复合材料的固化度变化曲线

Ｆｉｇ? ４ Ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｗｉｔｈ [９０° ２

/ ±ａ°] ｌａｍｉｎａｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ

２? ２ 确定分层微波预固化工艺

以铺层方式为[９０°２

/ ±２０°]的碳纤维/ 环氧复合

材料为研究对象ꎬ制定其固化度达到 ７０％ ~ ８０％时

的微波预固化工艺ꎮ 文献[２１] 指出微波加热适宜

的升温速率为 １ ℃ / ｍｉｎ ~ ８ ℃ / ｍｉｎꎮ 热固性树脂基

复合材料阶段升温工艺中ꎬ第一个升温阶段树脂主

要发生物理变化ꎬ同时考虑加热效率ꎬ因此第一个升

温阶段采用 ５ ℃ / ｍｉｎ 的升温速率ꎮ 第一个保温阶

段的目的是使树脂充分浸渍纤维ꎬ对应树脂黏度最

低点的温度ꎬ由树脂的黏度￣温度曲线确定ꎬ如图 ５

２０２１ 年第 １２ 期 ９１

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湿法分层缠绕 Ｔ７００ / 环氧复合材料微波固化工艺及性能

所示ꎮ 加热到 ９０ ℃时ꎬ环氧树脂的黏度最低ꎮ 以固

化度为指标ꎬ确定第一个阶段的保温时间ꎮ 铺层方

式为[９０°２

/ ±２０°]的碳纤维/ 环氧复合材料不同保温

时间下的固化度数据如表 ２ 所示ꎮ 由表 ２ 数据可

知:保温时间为 ６ ｍｉｎ~８ ｍｉｎ 的层合板ꎬ固化度满足

要求ꎮ 但考虑到分层缠绕下复合材料需经过多次微

波辐射ꎬ由于热传导或弱微波等效应导致已缠绕层

固化度提高ꎬ因此保温时间暂定为 ６ ｍｉｎꎮ

图 ５ 环氧树脂的黏度￣温度曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｖｉｓｃｏｓｉｔｙ￣ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ

表 ２ 铺层方式为[９０° ２

/ ±２０°]的碳纤维/ 环氧

复合材料不同保温时间下的固化度

Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ/ｅｐｏｘｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｗｉｔｈ [９０° ２

/ ±２０°] ｌａｍｉｎａｔｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ

ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｈｏｌｄｉｎｇ ｔｉｍｅ

升温

制度

保温

时间

/ ｍｉｎ

ΔＨ１

/ Ｊ?ｇ

－１

ΔＨ２

－１

/ Ｊ?ｇ

－１

ΔＨ２

－２

/ Ｊ?ｇ

－１

ΔＨ２

－３

/ Ｊ?ｇ

－１

ΔＨａｖｇ

/ Ｊ?ｇ

－１

α

/ ％

离散

系数

/ ％

５ ℃ / ｍｉｎꎬ

３０ ℃ ~

９０ ℃

０

２

４

６

８

１０

１１７

６３.７０ ５５.２０ ５７.２９ ５８.７３ ４９.８ ７.５

４５.８０ ５５.７２ ６４.５０ ５５.３４ ５２.７ １６.９

４６.８１ ５０.４４ ４５.６１ ４７.６２ ５９.３ ５.３

３３.９７ ２９.３１ ３４.６４ ３２.６４ ７２.１ ８.９

１９.７５ ２５.３４ ２９.３１ ２４.８０ ７８.８ １９.４

２４.６９ １９.８２ ２０.７７ ２１.７６ ８１.４ １１.９

微波预固化下ꎬ“表层” ([９０°２

/ ±２０°]) 对已缠

绕层存在热传导、弱微波等效应ꎬ试验研究该效应对

已缠绕层固化度的影响ꎬ具体实验方案如图 ６ 所示ꎮ

图 ６ 微波分层预固化试验示意图

Ｆｉｇ? ６ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｍｉｃｒｏｗａｖｅ ｌａｙｅｒｅｄ ｐｒｅ￣ｃｕｒｉｎｇ ｔｅｓｔ

根据暂定的微波预固化工艺(表 ３ 中 １＃工艺)ꎬ

考虑热传导、弱微波效应对复合材料固化度的影响ꎬ

设计了其他四种微波预固化工艺ꎬ具体工艺列于表

３ꎮ 各工艺下复合材料的固化度变化趋势如图 ７ 所

示ꎮ 随着微波预固化次数的增加ꎬ复合材料的固化

度逐渐增加ꎬ最终趋于稳定ꎬ可以认为复合材料的固

化度不再随着微波预固化次数而改变ꎮ 因此ꎬ４＃分

层微波预固化工艺满足碳纤维/ 环氧复合材料整体

固化度为 ７０％ ~８０％的要求ꎮ

９２ ２０２１ 年 １２ 月

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