高志剛,馮 宇,馬斌麟,杜 旭,宋雨鍵

（空軍工程大學(xué) 航空工程學(xué)院，西安 710038）

航空復(fù)合材料具有質(zhì)量輕、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)、抗熱沖擊等優(yōu)點(diǎn)，然而，復(fù)合材料通常以薄壁結(jié)構(gòu)的形式出現(xiàn)，采用加筋板能夠較大地增強(qiáng)結(jié)構(gòu)的整體剛度，提高層合板的結(jié)構(gòu)效能[1]，因此航空復(fù)合材料加筋板在現(xiàn)代飛機(jī)結(jié)構(gòu)中得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，例如機(jī)身蒙皮、隔框、機(jī)翼和尾翼的翼面加筋板等[2-3]。復(fù)合材料加筋板在服役期間承受的載荷有多種形式，比如壓縮、剪切、壓剪組合等，其中軸向壓縮載荷是服役過程中最常見的載荷形式之一。在軸向壓縮載荷作用下，常見的失效模式為局部屈曲失穩(wěn)，在發(fā)生屈曲失穩(wěn)后并不會(huì)迅速破壞，通常表現(xiàn)出良好的后屈曲承載能力[4]，但由于結(jié)構(gòu)的后屈曲路徑具有幾何非線性的特點(diǎn)，其理論和應(yīng)用一直是一個(gè)難題[5]，因此研究復(fù)合材料加筋板在軸向壓縮載荷下的屈曲及后屈曲能力對(duì)飛機(jī)的飛行使用安全有重要意義。

國(guó)內(nèi)外學(xué)者們采用理論、實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真方法對(duì)復(fù)合材料加筋板在軸壓載荷作用下的屈曲和后屈曲力學(xué)性能進(jìn)行了一系列的研究。宋剛等[5]研究了復(fù)合材料加筋板翼面結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性問題，分析了加筋板在壓縮載荷作用下的穩(wěn)定性安全裕度;田秀云等[6]采用有限元素法，基于虛功原理，建立了加筋板結(jié)構(gòu)的非線性屈曲平衡方程，并應(yīng)用方程分析了若干算例，分析效果較好；于振波[7]研究了基于理想邊界條件的復(fù)合材料平板蒙皮局部壓縮屈曲計(jì)算方法在復(fù)合材料帽形加筋壁板蒙皮局部壓縮屈曲計(jì)算中的適用性，并采用剛度等效的方法對(duì)基于理想邊界條件的復(fù)合材料平板壓縮屈曲計(jì)算方法進(jìn)行了修正；Engelstad等[8]提出了漸進(jìn)失效分析方法對(duì)復(fù)合材料層合板的后屈曲響應(yīng)特性進(jìn)行分析；李樂坤等[9]采用特征值分析法和改進(jìn)的Risk分析法，引入Hashin實(shí)效準(zhǔn)則及膠層實(shí)效準(zhǔn)則對(duì)復(fù)合材料加筋壁板的屈曲和后屈曲過程進(jìn)行了模擬與分析；Kong等[10]和Knight等[11]對(duì)整體成型加筋板在軸壓載荷作用下的后屈曲及失效過程進(jìn)行了研究，由于加筋板整體成型的特殊加工工藝，在破壞模式中沒有出現(xiàn)壁板和筋條的脫粘分離現(xiàn)象；馮宇等[12]開展了航空復(fù)合材料加筋板壓縮實(shí)驗(yàn)，得到了復(fù)合材料加筋板的屈曲載荷、破壞載荷及破壞模式；Kong等[13]、SHI等[14]和王平安等[15]開展了復(fù)合材料加筋板在壓縮載荷及剪切載荷下的實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明復(fù)合材料加筋板在壓縮載荷及剪切載荷下都會(huì)出現(xiàn)屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，失穩(wěn)之后仍具有較強(qiáng)的承載能力，即后屈曲承載能力；劉從玉等[16]利用非線性有限元的方法對(duì)復(fù)合材料加筋板在壓縮載荷下的屈曲平衡路徑和破壞過程進(jìn)行了研究；趙維濤等[17]基于Abaqus軟件，利用漸進(jìn)失效分析方法對(duì)復(fù)合材料加筋板極限承載能力進(jìn)行預(yù)測(cè)；孫斌等[18]應(yīng)用有限元的方法對(duì)復(fù)合材料加筋板在受到軸壓作用后的屈曲實(shí)效表征以及載荷傳遞機(jī)制進(jìn)行了研究；Guo等[19]研究加筋板在壓縮載荷下的屈曲和后屈曲過程，應(yīng)用板單元模擬壁板，梁?jiǎn)卧M筋條，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差在± 10%以內(nèi)。

本工作首先應(yīng)用工程方法對(duì)復(fù)合材料加筋板的壓縮屈曲載荷和破壞載荷進(jìn)行估算；然后開展復(fù)合材料加筋板的壓縮屈曲實(shí)驗(yàn)，根據(jù)實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象得到加筋板的屈曲及破壞形式，對(duì)實(shí)驗(yàn)中所記錄的加筋板載荷-應(yīng)變和載荷-位移曲線進(jìn)行分析，得到壓縮屈曲載荷以及破壞載荷等。

1 實(shí)驗(yàn)材料

實(shí)驗(yàn)件為帶有4根工字型筋條的復(fù)合材料加筋板，如圖1所示，兩端部進(jìn)行灌膠處理（灌膠段長(zhǎng)為60 mm），作為其加載端。實(shí)驗(yàn)件尺寸為820 mm ×600 mm，壁板厚度a為3.25 mm，筋條間距b為150 mm。筋條的幾何尺寸如圖2所示。實(shí)驗(yàn)材料由中國(guó)航發(fā)北京航空材料研究院制造，采用碳纖維環(huán)氧樹脂基單向帶CCF300/5228A，厚度為0.125 mm，其力學(xué)性能參數(shù)如表1所示。加筋板中單向帶的鋪層順序如表2所示。為了避免實(shí)驗(yàn)結(jié)果的偶然性，實(shí)驗(yàn)件共3件（記為C-1、C-2和C-3）。

圖1 復(fù)合材料加筋板Fig.1 Composite stiffened panel

2 復(fù)合材料加筋板壓縮屈曲載荷及破壞載荷

2.1 復(fù)合材料加筋板壓縮屈曲載荷估算

復(fù)合材料加筋板的主要屈曲形式有蒙皮局部屈曲、筋條局部屈曲和整體屈曲等[20]。在實(shí)際工程應(yīng)用中，加筋板多為中等長(zhǎng)度，若筋條先于蒙皮發(fā)生局部屈曲將會(huì)顯著降低加筋板的承載能力，是不合理的設(shè)計(jì)，因此本工作主要研究的是筋條間蒙皮的局部屈曲。復(fù)合材料加筋壁板結(jié)構(gòu)在承受屈曲載荷時(shí)，其屈曲形式主要為格間（指加強(qiáng)件之間的蒙皮段）屈曲失穩(wěn)，加強(qiáng)件在屈曲失穩(wěn)前幾乎保持直線，起“屈曲分隔”的作用，因此通常將加筋壁板的格間局部屈曲失穩(wěn)載荷作為壓縮屈曲載荷[18]。

當(dāng)沿層合板長(zhǎng)度方向作用均勻平面力Nx時(shí)，四邊簡(jiǎn)支矩形層合板受力情況如圖3所示。

圖2 筋條幾何尺寸Fig.2 Geometric dimensions of stiffeners

表1 加筋板鋪層順序Table 1 Laying sequence of stiffened panels

表2 CCF300/5228A基本力學(xué)性能Table 2 Basic mechanical properties of CCF300/5228A

圖3 均布單向平面壓力下的簡(jiǎn)支層合板Fig.3 Simply supported laminated plates uniformly distributed under unidirectional plane pressure

式中：m、n分別是x（長(zhǎng)度方向）和y（寬度方向）屈曲的半波數(shù)；a、b分別是平板的長(zhǎng)度和寬度，考慮實(shí)驗(yàn)夾具影響計(jì)算中取a=505 mm，b=105 mm；D11，D12，D13為彎曲與曲率之間的剛度系數(shù)，D66為扭轉(zhuǎn)與扭轉(zhuǎn)率之間的等效剛度系數(shù)。

顯然當(dāng)n=1時(shí)有最小值，所以臨界屈曲載荷計(jì)算公式為：

計(jì)算時(shí)，可取m=1，2，3……，計(jì)算得到其中最小的即為板單位長(zhǎng)度上的壓縮屈曲載荷。

根據(jù)單層鋪層材料的力學(xué)性能、壁板幾何尺寸計(jì)算得出壁板的等效彎曲剛度矩陣（N·mm）如式（3）所示：

計(jì)算得出m=1，2，3……8對(duì)應(yīng)的（N/mm），如表3所示。

表3 半波數(shù)m 與（N/mm）關(guān)系Table 3 Relation between half wave number m and（N/mm）

表3 半波數(shù)m 與（N/mm）關(guān)系Table 3 Relation between half wave number m and（N/mm）

從表3中可看出在m=4時(shí)，即長(zhǎng)度方向半波數(shù)為4時(shí)，值最小，為778.5 N/mm。實(shí)驗(yàn)用加筋板寬度是600 mm，計(jì)算得到加筋板的壓縮屈曲載荷為552.0 kN。

2.2 復(fù)合材料加筋板破壞載荷估算

復(fù)合材料加筋板后屈曲的分析和計(jì)算十分復(fù)雜，一般采用工程經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算破壞載荷（也稱為極限承載載荷），本節(jié)采用分段處理法[19]對(duì)加筋板的破壞載荷進(jìn)行計(jì)算。定義加筋板的有效長(zhǎng)細(xì)比為：

式中:L′為加筋板的有效柱長(zhǎng)；ρ為加筋板的剖面回轉(zhuǎn)半徑。

按加筋板有效長(zhǎng)細(xì)比將其失穩(wěn)破壞形式分為3個(gè)區(qū)段，如圖4所示。

圖4 加筋板三個(gè)區(qū)段失穩(wěn)破壞曲線Fig.4 Failure curve of three sections of stiffened plate

在過渡區(qū)段（D-B）內(nèi)，加筋板破壞之前，壁板或筋條先產(chǎn)生局部屈曲。實(shí)際使用中加筋板的失穩(wěn)破壞形式多屬于此種形式，因此可按此種失穩(wěn)破壞形式進(jìn)行估算?？蓱?yīng)用式（5）估算加筋板的破壞應(yīng)力：

計(jì)算過程如下：

（1）壁板的平均局部屈曲應(yīng)力 σcr。其中，，t為壁板厚度。2.1節(jié)計(jì)算的壁板壓縮屈曲載荷為778.5 N/mm。

（2）加筋板的總體屈曲應(yīng)力 σr按式（6）計(jì)算：

式中：As為平板截面積；Ast為筋條的截面積。

計(jì)算結(jié)果如表4所示。計(jì)算得到破壞載荷為878.6 kN。

表4 破壞載荷計(jì)算結(jié)果Table 4 Computational results of failure loads

計(jì)算實(shí)驗(yàn)用復(fù)合材料加筋板的壓縮屈曲載荷和破壞載荷，分別為552.0 kN和878.6 kN。

3 實(shí)驗(yàn)方法與結(jié)果分析

3.1 實(shí)驗(yàn)方法

軸向壓縮實(shí)驗(yàn)在WAW-3000B結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)平臺(tái)上進(jìn)行，其加載控制系統(tǒng)采用MTS FLEX TEST40三通道控制器，其控制精度可達(dá)0.001 kN，最大加載量為3000 kN。針對(duì)實(shí)驗(yàn)件幾何形式設(shè)計(jì)了實(shí)驗(yàn)夾具，主要包括上下平臺(tái)，球形底座，上下凹槽，擋板，側(cè)向加持板等。

測(cè)量載荷-應(yīng)變曲線以及載荷-位移曲線使用DH-3816型靜態(tài)應(yīng)變測(cè)試系統(tǒng)測(cè)量載荷-應(yīng)變曲線以及載荷-位移曲線，測(cè)量最大量程為 ± 19999 με，工作精度為最大量程的 ± 0.2%。在實(shí)驗(yàn)件上選取合適位置粘貼應(yīng)變片和連接位移傳感器，應(yīng)變片的粘貼位置及編號(hào)如圖5所示，位移傳感器的連接位置如圖6所示。

圖5 壓縮實(shí)驗(yàn)件應(yīng)變片粘貼位置及編號(hào)（a）筋條面應(yīng)變片粘貼位置及編號(hào)；（b）壁板面應(yīng)變片粘貼位置及編號(hào)；（c）E-E截面示意圖；（d）D-D截面示意圖Fig.5 Position and number of strain gauge adhesion for compression tests（a）sticking position and number of stiffener strain gauges；（b）paste position and number of strain gauge on wall plate；（c）E-E section diagram；（d）D-D section diagram

圖6 位移傳感器連接位置Fig.6 Connection position of displacement sensor

圖7 C-1失穩(wěn)形式Fig.7 C-1 instability form

進(jìn)行軸壓實(shí)驗(yàn)時(shí)，先按照50 kN為一級(jí)，加載2～3級(jí)，根據(jù)應(yīng)變值對(duì)實(shí)驗(yàn)件的受力情況進(jìn)行分析，通過對(duì)實(shí)驗(yàn)件及夾具安裝位置的調(diào)整保證實(shí)驗(yàn)件受到均勻軸向的壓縮載荷。具體要求是當(dāng)實(shí)驗(yàn)件壁板面與筋條面對(duì)稱位置上的應(yīng)變值相差在± 10%以內(nèi)，就認(rèn)為滿足壓縮實(shí)驗(yàn)的加載要求。當(dāng)調(diào)整好位置后，開始正式實(shí)驗(yàn)，加載分為預(yù)加載和正式加載兩個(gè)階段。預(yù)加載階段以50 kN為加載梯度加載至300 kN后卸載，反復(fù)加載2次，若應(yīng)變值及位移值具有較好的重復(fù)性，則開始進(jìn)行正式加載。進(jìn)行正式加載時(shí)，首先按照50 kN為一級(jí)進(jìn)行加載，參考上文屈曲載荷估算值，加載到500 kN后以20 kN為一級(jí)加載至520 kN，保持載荷30 s，觀察實(shí)驗(yàn)件是否坍塌破壞，若不破壞則加載至550 kN；之后按照每級(jí)載荷20 kN逐級(jí)繼續(xù)加載直至實(shí)驗(yàn)件破壞。

3.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

本實(shí)驗(yàn)的3個(gè)實(shí)驗(yàn)件的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象類似，實(shí)驗(yàn)結(jié)果類似，具有重復(fù)性，故以第一件壓縮實(shí)驗(yàn)件（C-1）為例，其實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象如下：當(dāng)加載載荷小于450 kN時(shí)，未發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)件出現(xiàn)異常情況；當(dāng)加載載荷為450 kN左右時(shí)，聽到實(shí)驗(yàn)件發(fā)出間斷的輕微響聲；隨著載荷的增加，在550 kN和600 kN之間時(shí)實(shí)驗(yàn)件陸續(xù)發(fā)出輕微的響聲，當(dāng)載荷達(dá)到580 kN左右時(shí)，可以通過壁板對(duì)光線的反射觀察到實(shí)驗(yàn)件發(fā)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象；加載至890 kN左右時(shí)，實(shí)驗(yàn)件發(fā)出較大的纖維斷裂的響聲，持續(xù)30 s后仍能繼續(xù)承載；繼續(xù)增加載荷，當(dāng)加載至960 kN時(shí)，實(shí)驗(yàn)件突然發(fā)出巨大的響聲，與此同時(shí)筋條與壁板出現(xiàn)大幅度的開裂，一側(cè)夾持板被震脫開，實(shí)驗(yàn)件失去承載能力，發(fā)生坍塌破壞。實(shí)驗(yàn)過程中觀察到的實(shí)驗(yàn)件失穩(wěn)形式及破壞形式分別如圖7和圖8所示。從圖中可以看出，C-1的屈曲失穩(wěn)形式主要是壁板的局部屈曲失穩(wěn)，破壞形式主要是筋條中部的斷裂、脫粘和壁板中部的分層、鼓包和撕裂。

取C-1號(hào)實(shí)驗(yàn)件中間截面（D-D）壁板上的所有應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值做出載荷-應(yīng)變曲線，如圖9所示。取位移測(cè)量值做出載荷-位移曲線，如圖10所示。由圖9可以看出，在加載的初始階段加筋板對(duì)稱位置上的應(yīng)變值相差較小，曲線整體呈線性增加趨勢(shì)（壓縮應(yīng)變是負(fù)值），在此階段中實(shí)驗(yàn)件在壓縮載荷下發(fā)生均勻的壓縮變形；當(dāng)載荷增加到590 kN左右時(shí)載荷-應(yīng)變曲線出現(xiàn)了明顯的“分叉”現(xiàn)象，應(yīng)變值的變化出現(xiàn)了明顯的不一致的趨勢(shì)。原因是當(dāng)載荷達(dá)到壓縮屈曲載荷時(shí)，加筋板的彎曲剛度發(fā)生了變化，實(shí)驗(yàn)件出現(xiàn)了壁板的局部屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象；屈曲失穩(wěn)后加筋板并沒有破壞，可以繼續(xù)承載，說(shuō)明復(fù)合材料加筋板存在后屈曲過程；但隨著載荷不斷地增加，加筋板的整體剛度不斷下降，失穩(wěn)現(xiàn)象愈加嚴(yán)重，當(dāng)載荷達(dá)到970 kN時(shí)，實(shí)驗(yàn)件出現(xiàn)了筋條的斷裂、脫粘現(xiàn)象，隨之加筋板迅速破壞，失去承載能力。破壞載荷是壓縮屈曲載荷的1.65倍。

由圖9（a）可以看出，載荷達(dá)到590 kN左右后發(fā)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，128號(hào)位置的應(yīng)變值由負(fù)逐漸變?yōu)檎⒂兄饾u變大的趨勢(shì)，說(shuō)明128號(hào)位置的壁板在達(dá)到屈曲失穩(wěn)之后，不再產(chǎn)生壓縮變形，并逐漸轉(zhuǎn)為拉伸變形，同時(shí)，與128號(hào)壁板位置相對(duì)應(yīng)的51號(hào)壁板，在達(dá)到屈曲失穩(wěn)后繼續(xù)產(chǎn)生壓縮變形，而且變形速率明顯高于屈曲失穩(wěn)之前，由此可判斷128，51號(hào)位置的壁板產(chǎn)生了彎曲波，根據(jù)兩個(gè)位置的應(yīng)變趨勢(shì)，可得出彎曲方向?yàn)橄虮诎迕鎻澢挥蓤D9（b），（c）可以看出29，73號(hào)位置的壁板由壓縮變形轉(zhuǎn)為拉伸變形，138，118號(hào)位置壁板的壓縮變形不斷增大，表明在該位置也發(fā)生了屈曲，但屈曲方向與51，128號(hào)位置的壁板方向相反，即向著筋條方向發(fā)生彎曲；圖9（d）有較大的不同，在發(fā)生了屈曲失穩(wěn)之后，9，146，93，110號(hào)四個(gè)位置（壁板兩端）呈現(xiàn)出較為一致線性變化趨勢(shì)，表明在這些位置壁板沒有發(fā)生較為明顯的彎曲，因?yàn)樵趯?shí)驗(yàn)件的兩端安裝了加持板，以防止實(shí)驗(yàn)件發(fā)生彎曲變形。同理，將C-2和C-3號(hào)實(shí)驗(yàn)件中間截面（D-D）壁板上的所有應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值做出載荷-應(yīng)變曲線，取位移測(cè)量值做出載荷-位移曲線，發(fā)現(xiàn)該實(shí)驗(yàn)件的壓縮屈曲形式和壁板的彎曲方向與C-1號(hào)相同。

圖8 C-1破壞形式（a）筋條的斷裂、脫粘；（b）壁板分層、鼓包和撕裂Fig.8 C-1 failure form（a）fracture and debonding of stiffeners；（b）wallboard stratification,bulging and tearing

圖9 C-1中間截面壁板應(yīng)變監(jiān)測(cè)點(diǎn)的載荷-應(yīng)變曲線Fig.9 Load-strain curve of strain monitoring point of wall panel with intermediate section in C-1（a）load-strain curve of 73and 118 test points；（b）load-strain curve of 9，93，110 and 146 test points

由圖10（a）和圖10（b）可以看出，在加載初期，位移測(cè)量點(diǎn)的位移基本保持不變，說(shuō)明加筋板水平方向上位移很小，此階段中加筋板只出現(xiàn)軸向的壓縮變形；當(dāng)載荷增加到580 kN左右時(shí)，位移-載荷曲線出現(xiàn)了明顯的“分叉”現(xiàn)象，一部分有陡升的趨勢(shì)，一部分則有陡降的趨勢(shì)，此時(shí)加筋板有了水平方向上的位移，說(shuō)明此時(shí)加筋板出現(xiàn)了失穩(wěn)現(xiàn)象；當(dāng)載荷進(jìn)一步增加，實(shí)驗(yàn)件并沒有破壞，進(jìn)入后屈曲階段；當(dāng)載荷增加到970 kN時(shí)，加筋板由于失穩(wěn)過于嚴(yán)重，筋條出現(xiàn)斷裂、脫粘，加筋板迅速破壞。

圖10 C-1位移測(cè)量點(diǎn)的載荷-位移曲線Fig.10 Load-displacement curve of C-1 displacement measurement point（a）load-displacement curve of 3 displacement measurement point；（b）load-displacement curve of 2 and 4 displacement measurement point

對(duì)實(shí)驗(yàn)過程中整個(gè)加筋板在載荷作用下的壓縮量進(jìn)行記錄，得到了加筋板的載荷-壓縮量曲線如圖11所示，該曲線呈現(xiàn)良好的線性，而且有一個(gè)明顯的“拐點(diǎn)”，如圖中所標(biāo)注，在該“拐點(diǎn)”之后曲線表現(xiàn)出斜率的減小，而斜率的變化也表明了加筋板由于發(fā)生屈曲失穩(wěn)而引起的剛度下降，在該點(diǎn)的載荷為580 kN左右，與前文估算結(jié)果一致，驗(yàn)證了估算結(jié)果的準(zhǔn)確性。

圖11 C-1實(shí)驗(yàn)件載荷-壓縮量曲線Fig.11 Load-shortening curve of C-1 test piece

將壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果匯總于表5，從表中可看出三件實(shí)驗(yàn)件的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分散性較小，說(shuō)明實(shí)驗(yàn)效果較好。表中，N1=平均破壞載荷/平均壓縮屈曲載荷。從表中可以看出三件實(shí)驗(yàn)件的平均破壞載荷是平均壓縮屈曲載荷的1.65倍，說(shuō)明加筋板具有較強(qiáng)的后屈曲承載能力，工程中可充分應(yīng)用加筋板的后屈曲承載能力提高結(jié)構(gòu)的利用效率。

表5 壓縮實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 5 Compression experiment results

4 結(jié)論

（1）應(yīng)用工程方法計(jì)算了復(fù)合材料加筋板的壓縮屈曲載荷以及破壞載荷，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差分別為6.12%和9.31%，具有較高的計(jì)算精度。

（2）C-1、C-2和C-3的壓縮屈曲載荷和破壞載荷接近，三件實(shí)驗(yàn)件的實(shí)驗(yàn)結(jié)果分散性較小；平均壓縮屈曲載荷和破壞載荷分別為588.0 kN和968.87 kN，后者是前者的1.65倍，說(shuō)明加筋板結(jié)構(gòu)在壓縮載荷下存在后屈曲過程，且具有較強(qiáng)的后屈曲承載能力，應(yīng)在工程中加以充分利用。

（3）根據(jù)載荷-應(yīng)變曲線及載荷-位移曲線可以得出：載荷達(dá)到590 kN左右后發(fā)生了屈曲失穩(wěn)現(xiàn)象，并且失穩(wěn)壁板不同位置的彎曲方向也不相同。

（4）復(fù)合材料加筋板在壓縮載荷下的破壞位置一般在加筋板的中部，破壞形式主要是筋條的斷裂、脫膠，壁板的分層、鼓包及撕裂。