馮 宇，何宇廷，安 濤，崔榮洪，邵 青，范超華

(1 空軍工程大學 航空航天工程學院，西安 710038;2 解放軍駐122廠軍代室，哈爾濱 150060)

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濕熱環(huán)境對航空復合材料加筋板壓縮屈曲和后屈曲性能的影響

馮 宇1，何宇廷1，安 濤1，崔榮洪1，邵 青1，范超華2

(1 空軍工程大學 航空航天工程學院，西安 710038;2 解放軍駐122廠軍代室，哈爾濱 150060)

使航空復合材料加筋板在濕熱環(huán)境中(70°C、水浴)達到吸濕飽和狀態(tài)，對普通加筋板(A型)和吸濕飽和加筋板(B型)進行壓縮實驗。兩類加筋板的破壞形貌相似，主要是筋條的斷裂、脫粘和壁板的分層、撕裂，但破壞位置顯著不同，A型加筋板的破壞位置均在加筋板中部附近，而B型分別在靠近兩端的部位破壞，表明B型加筋板的破壞位置具有不確定性。兩類加筋板的屈曲形式均為筋條間壁板的屈曲和中間2根筋條的屈曲，但兩類加筋板相同位置的失穩(wěn)壁板的彎曲方向相反，說明濕熱環(huán)境對失穩(wěn)壁板的彎曲方向影響較大。B型加筋板在壓縮載荷下仍存在后屈曲過程，濕熱環(huán)境對加筋板的屈曲載荷影響較小，對破壞載荷影響較大，較A型加筋板相比兩者分別下降了3.1%和22.2%。

復合材料加筋板；濕熱環(huán)境；屈曲；后屈曲；載荷

復合材料具有比剛度大、比強度高等諸多優(yōu)點，在航空航天、船舶、核工程等領域得到了廣泛應用[1-4]。尤其是在“為減少每一克重量而奮斗”的航空領域，無論是民機還是軍機，復合材料都扮演著越來越重要的角色。同時在結構設計中，對壁板加筋是一種提高層合板結構效能的重要方式[5,6]，所以復合材料加筋板不僅能發(fā)揮加筋板結構承載效率高、設計靈活等結構特點，又能發(fā)揮復合材料自身的比剛度大、比強度高等優(yōu)點。因此在飛機機翼、梁腹板、機身壁板、隔框、尾翼翼面等諸多部位均不同程度地應用了復合材料加筋板結構，并且這些加筋板結構在飛機服役期間經(jīng)常受到壓縮載荷的作用。民用飛機或大型運輸機的服役年限一般可達到25年甚至30年以上，服役過程中不可避免地受到濕熱環(huán)境因素(例如高溫、雨水等)的影響，這些環(huán)境因素的長期作用會使復合材料的力學性能發(fā)生退化，其退化機理和過程十分復雜[7]。因此，飛機上應用較廣泛的復合材料加筋板結構受到這些環(huán)境因素影響后發(fā)生的力學性能退化，更是直接影響到飛機的飛行使用安全，所以研究濕熱環(huán)境對復合材料加筋板壓縮屈曲及后屈曲性能的影響十分必要。國內外較多學者研究了復合材料加筋板壓縮屈曲及后屈曲性能，Kong等[8]、Knight等[9]較早開展了軸壓載荷下整體成型加筋板的后屈曲及失效研究，由于加筋板整體成型的特殊加工工藝，破壞模式中并沒有出現(xiàn)筋條與壁板的脫粘分離現(xiàn)象。Orifici等[10]開展了均布壓縮載荷下含刃型筋條加筋板的壓縮實驗，分別選用了筋條與壁板連接處有損傷和無損傷兩類加筋板作為實驗件，實驗結果表明筋條和壁板連接處若存在損傷會大幅降低加筋板的承載能力?？妆蟮萚11,12]通過有限元仿真研究了整體加筋板在后屈曲過程中的傳載機制，仿真結果與實驗結果吻合較好，并指出了導致加筋板失效的主要原因。王菲菲等[13]結合有限元理論和工程經(jīng)驗，提出了一種計算復合材料加筋板后屈曲承載能力的工程簡化方法，并通過算例驗證了該方法具有較高的精度。關于濕熱環(huán)境對復合材料性能影響的研究，Patel等[14]研究了石墨/環(huán)氧樹脂層合板在濕熱循環(huán)作用下的疲勞性能，發(fā)現(xiàn)溫度、濕度越高復合材料疲勞性能下降幅度越大。潘文革等[15]研究了二維編織層壓板濕熱環(huán)境下沖擊后壓縮性能，結果表明濕熱環(huán)境下沖擊后層合板壓縮性能較室溫環(huán)境下有較大下降。馮青等[16]研究了分別在水煮、70℃水浴、70℃85%RH下碳纖維/環(huán)氧復合材料層合板的濕熱性能，發(fā)現(xiàn)相同吸濕率不同濕熱條件下材料性能的下降幅度基本相同。曹東等[17]研究T300/5405復合材料在綜合環(huán)境下吸濕性能和力學性能的變化，發(fā)現(xiàn)吸濕性能并不隨吸濕環(huán)境的不同而產(chǎn)生明顯的變化，同時力學性能對吸濕環(huán)境也不敏感。

現(xiàn)有文獻大多關注的是室溫條件下加筋板的壓縮性能或濕熱環(huán)境對復合材料層合板性能的影響，而關于濕熱環(huán)境對復合材料加筋板結構影響的研究相對缺乏。本工作在70℃、水浴的濕熱環(huán)境下進行復合材料加筋板的濕熱吸濕實驗使其達到吸濕飽和，然后開展了吸濕飽和加筋板和普通加筋板的壓縮實驗，研究了吸濕飽和條件對加筋板屈曲形式、屈曲載荷與破壞載荷的影響。

1 實驗件

實驗材料為單向帶碳纖維/環(huán)氧樹脂基復合材料CCF300/5228A，單向帶厚度為0.125mm，該材料力學性能參數(shù)如表1所示，其中E11，E22，G12，ν12分別為材料1方向(沿纖維方向)的彈性模量、2方向(面內垂直于纖維方向)的彈性模量、1-2面內的剪切模量、泊松比。實驗件尺寸為820mm×600mm，筋條間距為150mm，壁板和筋條鋪層順序如表2所示。實驗件兩端端部進行灌膠處理(灌膠段長60mm)作為加載段，實驗件形貌如圖1所示，筋條截面形狀如圖2所示。

表1 CCF300/5228A力學性能參數(shù)

表2 加筋板鋪層順序

圖1 實驗件Fig.1 Specimen

圖2 筋條截面Fig.2 Cross section of stiffener

實驗件質量合格且實驗前通過激光測距儀檢驗了實驗件壁板的平整度和筋條的垂直度以確保實驗件達到實驗標準。

2 實驗方法

實驗分為兩組。第一組為普通壓縮實驗。即對實驗件直接進行壓縮，實驗件共3件，編號A-1，A-2，A-3。第二組為環(huán)境壓縮實驗。具體做法是首先根據(jù)ASTM D5229/D5229M[18]標準使實驗件在恒溫70℃、水浴的濕熱環(huán)境下達到吸濕飽和，然后在環(huán)境箱中(70℃，95%RH)進行壓縮實驗。實驗件共3件，編號B-1，B-2，B-3。

實驗前在加筋板典型位置粘貼應變片，一般來說壓縮過程中加筋板中間截面變形最大，即該位置的應變最能顯著體現(xiàn)加筋板的失穩(wěn)情況，所以選擇中間截面典型位置上的應變作為主要研究對象，中間截面應變片粘貼位置如圖3所示。實驗件一端固定，一端加載，兩側邊用夾板約束以防止加筋板側邊首先發(fā)生彎曲。采取分級加載的方式，當加載載荷分別小于740kN(A型)和700kN(B型)時，每級載荷取50kN，之后每級載荷取20kN，加載速率為5kN/s，每級加載結束后記錄應變。首先進行小載荷預實驗，通過測量和分析應變來調整實驗件及夾具的安裝位置，確保實驗件均勻受載，具體要求是應使壁板前后面對稱位置上的應變(如5號應變和6號應變)相差在±8%以內。

圖3 應變片粘貼位置Fig.3 Strain gauge positions

3 有限元分析

實驗前通過有限元軟件MSC.PATRAN/NASTRAN模擬A型實驗件在壓縮載荷下的屈曲形式。應用殼單元建立有限元模型，綜合考慮實驗夾具的影響設定邊界條件如下：在加筋板長度方向上，將固定端向內延伸60mm內的節(jié)點的所有方向位移約束為0，將加載端向內延伸60mm內的節(jié)點的除加載方向上的所有方向位移約束為0，目的是模擬灌膠段對實驗件的影響；在寬度方向上，將兩側邊上的節(jié)點垂直于壁板平面方向上的方向位移約束為0，目的是模擬側邊夾持板對實驗件的影響。實驗件的屈曲形式如圖4所示，可以看出，實驗件筋條間壁板發(fā)生了明顯的屈曲失穩(wěn)，長度方向出現(xiàn)了2個凸起的屈曲波，中間2根筋條發(fā)生了較明顯的屈曲，而外側2根筋條并沒有出現(xiàn)明顯的屈曲，仿真得到的屈曲載荷為584.8kN。吸濕飽和加筋板的有限元仿真要考慮到材料的熱膨脹和濕膨脹，需要對材料吸濕飽和后的力學性能詳細了解，此外還要考慮到濕熱環(huán)境對壁板和筋條連接膠層也有一定的影響。該有限元仿真十分復雜且計算成本巨大，因此本文沒有涉及此方面內容的研究。

圖4 A型實驗件屈曲形式Fig.4 Buckling patterns of type A specimen

4 實驗結果

因為同一組實驗中各實驗件的實驗現(xiàn)象較相似，故每組實驗以1件實驗件為例說明實驗現(xiàn)象。

圖5 A-1加筋板屈曲形式Fig.5 Buckling patterns of A-1 specimen

第1組以A-1號件為例，實驗現(xiàn)象如下：載荷小于500kN時無任何可目測實驗現(xiàn)象。隨著載荷的增加，當載荷為500kN時，可以通過壁板對光線的反射觀察到實驗件發(fā)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，如圖5所示，圖5中黑色圓圈內的亮點為凸起的壁板反射光線產(chǎn)生的，筋條間每塊壁板各有2個亮點，3，4號及7，8號位置壁板的亮點(凸起部位)在偏中上部(固定端)，5，6號位置壁板的亮點(凸起部位)在偏中下部(加載端)，這與有限元仿真結果(圖4)十分相似；加載至860kN時，實驗件發(fā)出較大的響聲，持續(xù)30s后仍能繼續(xù)承載；當加載至960kN時，實驗件發(fā)生破壞，筋條與壁板開裂，一側夾板被震脫開，破壞瞬間伴隨著巨大的響聲。破壞位置在加筋板中部，破壞部位有大量纖維斷裂，部分基體碎成片狀，A-1號實驗件破壞形貌如圖6所示，主要是筋條的斷裂、脫粘以及壁板的分層、撕裂。從實驗現(xiàn)象中觀察到，當筋條發(fā)生破壞時，加筋板迅速坍塌破壞，所以筋條的生存狀態(tài)對加筋板的承載能力有很大影響。壓縮過程中，筋條中間部位首先整體斷裂破壞，隨之將載荷卸載到壁板上，最終導致結構的坍塌破壞。

圖6 A-1破壞形貌 (a)筋條斷裂；(b)壁板撕裂Fig.6 Failure modes of A-1 (a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel

圖7 B-1破壞形貌 (a)筋條斷裂；(b)壁板撕裂Fig.7 Failure modes of B-1 (a)fracture and crack of stiffeners;(b)splitting and ripping of panel

第2組以B-1號件為例，因為壓縮實驗是在不透明的木質環(huán)境箱中進行，所以無法目測實驗現(xiàn)象，以聽到的聲音記錄實驗過程。當載荷小于350kN時，實驗件沒有任何聲音上的現(xiàn)象；當加載至350kN左右時加筋板陸續(xù)發(fā)出輕微的響聲，當載荷達到500kN左右時加筋板發(fā)出一聲巨大的脆響；當載荷大于680kN以后出現(xiàn)連續(xù)的纖維斷裂聲直至當載荷達到770kN時加筋板破壞，破壞瞬間伴隨著巨大的響聲。破壞位置靠近加筋板固定端，破壞形貌與A-1破壞形貌基本相似，主要是筋條的斷裂、脫粘以及壁板的分層、撕裂，如圖7所示。從各實驗件的破壞形貌中可看出兩類實驗件的破壞位置有較大不同，A-1，A-2和A-3的破壞位置表現(xiàn)出較好的一致性，均在加筋板中部；而B-1，B-2和B-3破壞位置表現(xiàn)出較大的分散性，分別在靠近固定端(B-1，B-3)和靠近加載端(B-2)的部位，這說明吸濕飽和加筋板壓縮破壞位置存在較大的不確定性。

5 實驗結果分析

圖8(a) ～ (d)是A-1實驗件1～18號位置應變隨壓縮載荷變化的曲線。從圖8(a),(b),(d)中可以看出，在加載初期階段(載荷小于500kN時)，應變呈現(xiàn)線性一致的變化趨勢(壓縮應變是負值)，在此階段中實驗件的變形為加載方向上均勻的壓縮變形；載荷大于500kN之后應變發(fā)生了不一致的變化趨勢，即產(chǎn)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，對應的屈曲載荷為500kN。圖8(a)顯示屈曲失穩(wěn)之后，6號位置壁板應變逐漸由負值變化為正值(拉伸應變是正值)，說明6號位置壁板不再繼續(xù)發(fā)生壓縮變形，而是逐漸由壓縮變形變?yōu)槔熳冃危慌c此同時，5號位置壁板的壓縮應變不斷增大，增大速率明顯快于加載初期的線性增加階段，且不再是線性變化趨勢，說明5號位置壁板壓縮變形不斷增大，這些應變的變化趨勢表明5，6號位置壁板發(fā)生了彎曲，彎曲方向為向壁板面凸起。圖8(b)顯示屈曲失穩(wěn)后3，7號位置壁板逐漸由壓縮變形變?yōu)槔熳冃危?，8號位置壁板壓縮變形不斷增大，表明在這些位置壁板也發(fā)生了彎曲，彎曲方向均為向筋條面凸起，以上描述的失穩(wěn)壁板彎曲方向與有限元仿真結果(圖4)是一致的。圖8(c)顯示屈曲失穩(wěn)后1，2，9，10號位置壁板應變仍然保持較一致的線性變化趨勢，即這些位置壁板沒有發(fā)生明顯的彎曲，主要原因是實驗件兩側邊安裝了防彎曲夾具，使兩側邊在整個加載過程中都不發(fā)生彎曲變形。圖8(d)顯示屈曲失穩(wěn)之后，11，12與17，18號位置壁板應變仍然保持較一致的變化趨勢，而13，14與15，16號位置壁板的應變-載荷曲線出現(xiàn)了“分叉”現(xiàn)象，說明加筋板中間2根筋條發(fā)生了彎曲，而兩側的筋條并沒有發(fā)生明顯的彎曲，主要原因是防彎曲夾具對兩側筋條的約束力較強，而對中間筋條約束力較弱(因為防彎曲夾具距兩側筋條較近，距中間筋條較遠)。綜上分析，A-1加筋板中間截面壁板的變形如圖8(e)所示，屈曲形式主要是筋條間壁板的屈曲以及中間2根筋條的屈曲。

圖9(a) ～ (d)是B-1實驗件1～18號位置應變隨壓縮載荷變化的曲線?？梢钥闯?，B-1各位置應變-載荷曲線的總體變化趨勢與A-1(圖8(a) ～ (d))十分相似，曲線也主要分為兩個階段：第一階段為加載初 期階段(載荷小于500kN)，應變隨載荷增加呈線性一致的變化趨勢，加筋板發(fā)生加載方向上均勻的壓縮變形；第二階段為載荷大于500kN之后，應變發(fā)生了不一致的變化趨勢，即產(chǎn)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，對應的屈曲載荷為500kN。從圖9(a)可以看出，屈曲失穩(wěn)之后，5號位置壁板逐漸由壓縮變形變?yōu)槔熳冃危?號位置壁板壓縮變形不斷增大，說明5，6號位置壁板發(fā)生了彎曲且彎曲方向為向筋條面凸起，這與A-1相同位置壁板的彎曲方向恰好相反。圖9(b)顯示4，8號位置壁板由壓縮變形逐漸變?yōu)槔熳冃危?，7號位置壓縮變形進一步增大，說明3，4和7，8號位置壁板彎曲方向均為向壁板面凸起，這與A-1相同位置壁板的彎曲方向也相反。圖9(c)表明了屈曲失穩(wěn)后在1，2，9，10號位置壁板應變仍然保持相對一致的線性增加趨勢，說明這些部位沒有出現(xiàn)明顯的彎曲，主要原因也是兩側安裝了防彎曲夾具，這與A-1加筋板該位置壁板的變形趨勢是相似的。圖9(d)中，在500kN之后加筋板中間2根筋條發(fā)生了彎曲，而兩側的筋條并沒有發(fā)生明顯的彎曲，這與A-1是相似的。綜上分析，B-1加筋板中間截面壁板的變形如圖9(e)所示，其屈曲形式與A-1基本相同，主要是筋條間壁板的屈曲以及中間2根筋條的屈曲，但失穩(wěn)壁板的彎曲方向與A-1加筋板相同位置失穩(wěn)壁板的彎曲方向相反。

圖8 A-1應變-載荷曲線(a)～ (d)及中部壁板變形(e) (a)5，6號位置；(b)3，4，7，8號位置；(c)1，2，9，10號位置；(d)11～18號位置；(e)中部壁板變形Fig.8 Strain-load curves (a)-(d) and mid-panel deformation (e) of A-1 (a)5,6 positions; (b)3,4,7,8 positions;(c)1,2,9,10 positions;(d)11-18 positions;(e)deformation of middle panel

同理將A-2，A-3和B-2，B-3的1～18號位置的應變繪出載荷-應變曲線，發(fā)現(xiàn)A-2，A-3實驗件屈曲形式及失穩(wěn)壁板彎曲方向與A-1相同，B-2，B-3實驗件與B-1相同，因此得出的結論是相似的。綜上所述，可得：該吸濕飽和加筋板失穩(wěn)壁板屈曲形式與普通加筋板基本相同，但相同位置失穩(wěn)壁板彎曲方向與普通加筋板相反。

將實驗得到的屈曲載荷與破壞載荷列于表3，其中N=平均破壞載荷/平均屈曲載荷，可以看出兩組實驗數(shù)據(jù)的分散性較小。普通加筋板和吸濕飽和加筋板的平均屈曲載荷分別為540.0，523.3kN，后者是前者的96.9%，即加筋板屈曲載荷吸濕飽和后較未吸濕時下降了3.1%，說明濕熱環(huán)境對加筋板屈曲載荷影響較小。兩類實驗件平均破壞載荷分別為985.5，766.6kN，后者是前者的77.8%，吸濕飽和加筋板的平均破壞載荷較吸濕前下降了22.2%，說明濕熱環(huán)境對加筋板破壞載荷影響較大。破壞載荷下降幅度較大的主要原因有以下方面。樹脂基體一般吸濕能力較強，所以水分滲入產(chǎn)生的溶脹應力以及水分自身的溶解性會使樹脂基體膨脹、變形，甚至一些基體會發(fā)生水解等化學變化，而碳纖維幾乎不吸濕，因此，在相同的濕熱環(huán)境下，樹脂基體與碳纖維的吸濕量不相同，二者的膨脹和變形就會出現(xiàn)不匹配性，吸濕時間越長則這種不匹配性就越明顯；由于纖維和基體的吸濕能力不同，通常吸濕后纖維會承受壓縮應力，基體承受拉伸應力[19]，因此會出現(xiàn)應力不匹配性，這些因素導致復合材料內部產(chǎn)生許多局部的應變和應力區(qū)，降低了復合材料的壓縮強度[20,21]。同時，濕熱環(huán)境對復合材料的界面(纖維與基體的交界面)也會產(chǎn)生較大影響，一般表現(xiàn)為纖維與基體之間出現(xiàn)脫粘與孔隙，因此降低了界面的黏結強度，黏結強度的降低弱化了壓縮過程中基體和纖維之間相互支撐的作用，進而導致復合材料加筋板壓縮強度的退化[22-24]。此外，壓縮過程中筋條對加筋板承載能力影響很大，筋條若出現(xiàn)脫粘現(xiàn)象加筋板會隨之迅速破壞[11,12]，實驗中也觀察到筋條的生存狀態(tài)對加筋板的承載能力影響較大，通常濕熱環(huán)境會使壁板和筋條之間連接膠層的黏結強度降低，容易導致當承受較小的壓縮載荷時筋條就出現(xiàn)脫粘現(xiàn)象，這也是吸濕飽和加筋板壓縮強度下降的一個原因。本工作限于實驗件數(shù)量有限，只研究了加筋板吸濕飽和情況下的壓縮性能，后續(xù)工作中應進一步研究不同吸濕量下加筋板壓縮性能的變化情況。吸濕飽和加筋板在壓縮載荷下仍然存在后屈曲過程，平均破壞載荷是平均屈曲載荷的1.46倍。有限元仿真得到的屈曲載荷與實驗結果(平均屈曲載荷)的誤差為10.5%，因為仿真采用的是線性屈曲仿真，沒有考慮材料的初始缺陷，得到的結果會高于實驗結果，但誤差在10%左右，可以為工程應用提供有益參考。

圖9 B-1應變-載荷曲線(a) ～ (d)及中部壁板變形(e) (a)5，6號位置；(b)3，4，7，8號位置；(c)1，2，9，10號位置；(d)11～18號位置；(e)中部壁板變形Fig.9 Strain-load curves (a)-(d) and mid-panel deformation (e) of B-1 (a)5,6 positions; (b)3,4,7,8 positions;(c)1,2,9,10 positions;(d)11-18 positions;(e)deformation of middle panel

SpecimennumberBucklingload/kNAveragevalue/kNFailureload/kNAveragevalue/kNNA?1500A?2580A?3540540．0960．0976．51020．0985．51．83B?1500B?2550B?3520523．3770．0739．8790．0766．61．46

6 結論

(1)吸濕飽和加筋板的破壞形貌與普通加筋板相似，主要是筋條的斷裂、脫粘以及壁板的分層、撕裂。但濕熱環(huán)境對加筋板的破壞位置影響較大，普通加筋板破壞位置均在實驗件中部，而吸濕飽和加筋板破壞位置表現(xiàn)出較大的不確定性，分別在靠近固定端(B-1，B-3)與靠近加載端(B-2)。

(2)吸濕飽和加筋板與普通加筋板的屈曲形式基本相同，主要是筋條間壁板的屈曲以及中間2根筋條的屈曲，但兩類加筋板相同位置失穩(wěn)壁板的彎曲方向相反。

(3)吸濕飽和加筋板在壓縮載荷下仍存在后屈曲過程，較普通加筋板相比，其平均屈曲載荷下降了3.1%，平均破壞載荷下降了22.2%，說明濕熱環(huán)境對加筋板的屈曲載荷影響較小，而對破壞載荷影響較大。

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Influence of Hygrothermal Environment on Compressive Buckling and Post-buckling Performance of Aero Composite Stiffened Panel

FENG Yu1,HE Yu-ting1,AN Tao1,CUI Rong-hong1,SHAO Qing1,FAN Chao-hua2

(1 Aeronautics and Astronautics Engineering College, Air Force Engineering University,Xi’an 710038,China; 2 Military Representative Office of PLA Residing in Factory 122,Harbin 150060,China)

Aero composite stiffened panel achieved absorbing moisture saturation in hygrothermal environment (70℃ distilled water). The compressive experiments were conducted on the untreated composite stiffened panels(type A) and the saturated ones(type B).Failure modes of the both types stiffened panels are similar with three major ways, including fracture and debonding of stiffeners together with the splitting and ripping of the panels. The fracture locations of type A are around the middle of panels while those of type B are towards either end of the panels, indicating the uncertainty of fracture locations for type B. The buckling patterns for both types are buckling of panels between stiffeners and buckling of the two middle stiffeners. The bending direction of type B is opposite to that of type A in the panel of same position, showing hygrothermal environment imposes much effect on the bending direction of panels. There still exists a post-buckling process for type B under compression, showing hygrothermal environment has less effect on the buckling load and more effect on the failure load of panels, whose buckling load and failure load decrease by 3.1% and 22.2%, respectively, compared with those of type A.

composite stiffened panel；hygrothermal environment；buckling；post-buckling；load

10.11868/j.issn.1001-4381.2015.05.014

TB332

A

1001-4381(2015)05-0081-08

國家自然科學基金資助項目(51475470)

2014-12-03；

2015-03-14

何宇廷(1966-)，男，博士，教授，主要從事飛行器結構強度與壽命方面研究工作，聯(lián)系地址：陜西省西安市灞橋區(qū)霸陵路1號(710038)，E-mail:hyt666@tom.com