王 瑜，李易航，侯 兵，豆清波，張欣玥，索 濤，李玉龍

（1.西北工業(yè)大學(xué)航空學(xué)院，陜西 西安 710072；2.陜西省沖擊動(dòng)力學(xué)及工程應(yīng)用重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710072；3.中國(guó)飛機(jī)強(qiáng)度研究所結(jié)構(gòu)沖擊動(dòng)力學(xué)航空科技重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西 西安 710065；4.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第705 研究所，陜西 西安 710077）

在飛機(jī)、汽車(chē)等交通工具的設(shè)計(jì)和使用過(guò)程中，碰撞安全是關(guān)乎乘客安全的核心問(wèn)題[1-3]。結(jié)構(gòu)吸收的能量越多，乘客受到的傷害越小。傳統(tǒng)吸能結(jié)構(gòu)一般選用鋼、鈦等金屬材料制作，這些金屬吸能結(jié)構(gòu)被廣泛應(yīng)用于飛機(jī)、汽車(chē)、火車(chē)等交通工具中。金屬吸能結(jié)構(gòu)按幾何構(gòu)型可分為方管[4]、圓管[5]、錐形管[6]和波紋板[7]等。除金屬外，復(fù)合材料具有高比強(qiáng)度和比剛度的特點(diǎn)，將它用于能量吸收可以兼顧減重。Farley[8]對(duì)金屬管和復(fù)合材料管進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料管的能量吸收能力是金屬管的5 倍，證明了將復(fù)合材料應(yīng)用于吸能結(jié)構(gòu)具有很大的優(yōu)勢(shì)。

因此，學(xué)者們圍繞纖維增強(qiáng)復(fù)合材料開(kāi)展了大量研究，關(guān)注不同纖維類(lèi)型和基體類(lèi)型的組合對(duì)結(jié)構(gòu)吸能性能的影響。Farley[9]對(duì)碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂、玻璃纖維/環(huán)氧樹(shù)脂和芳綸纖維/環(huán)氧樹(shù)脂圓管分別進(jìn)行了軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)碳纖維復(fù)合材料圓管的能量吸收高于其他2 種材料。

復(fù)合材料的可設(shè)計(jì)性是它區(qū)別于金屬材料的特性之一，不同的鋪層角度對(duì)復(fù)合材料的性能有顯著的影響。Wang 等[10]對(duì)不同鋪層角度（和）的G827/5224 碳纖維復(fù)合材料圓管開(kāi)展了準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，當(dāng)鋪層角度增大時(shí)，比吸能、峰值載荷、均值載荷以及壓潰效率等吸能性能參數(shù)呈下降趨勢(shì)。Thornton 等[11]選取了[0/90]n和[45/45]n等2 種鋪層角度的碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料管開(kāi)展了軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，研究結(jié)果表明，[0/90]n鋪層試樣吸能性能比[45/45]n鋪層試樣更好，但隨著n的變化，[0/90]n和[45/45]n鋪層管的破壞模式并沒(méi)有發(fā)生變化。Hu 等[12]研究了鋪層角度為的759/5224 玻璃纖維/環(huán)氧復(fù)合材料圓管在軸向準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)加載時(shí)的吸能特性，其中 θ 為15°、30°、45°、60°和75°。研究結(jié)果表明，在準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)沖擊實(shí)驗(yàn)中，比吸能隨 θ 的增大并沒(méi)有明顯的變化規(guī)律。其中，θ為45°的試樣比吸能最低，而 θ 為30°和60°的試樣具有相對(duì)較高的比吸能。鄭金鑫等[13]對(duì)和共5 種鋪層角度的玻璃纖維復(fù)合材料圓管分別開(kāi)展了準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)，復(fù)合材料圓管在軸向沖擊下的破壞模式隨鋪層角度的改變而變換，不同角度的平均載荷也不同。這些研究結(jié)果均表明，鋪層角度對(duì)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)吸能性能有顯著影響，合理設(shè)計(jì)復(fù)合材料的鋪層角度可以提高復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)的吸能性能。

同時(shí)，學(xué)者們的研究對(duì)象主要以復(fù)合材料圓管、方管、錐形管、六棱柱管等構(gòu)型為主。然而，復(fù)合材料管件在實(shí)際使用過(guò)程中存在安裝難度較大、不利于結(jié)構(gòu)內(nèi)部檢修等問(wèn)題。相比之下，開(kāi)剖面結(jié)構(gòu)具有更廣闊的應(yīng)用前景，得到了一定程度的關(guān)注。解江等[14]對(duì)4 種鋪層方式、3 種厚度組合的12 種復(fù)合材料薄壁C 形柱進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)加載實(shí)驗(yàn)，研究了鋪層數(shù)及鋪層角度對(duì)C 形柱失效模式及吸能特性的影響。汪洋等[15]通過(guò)開(kāi)展準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)壓潰實(shí)驗(yàn)，研究了觸發(fā)模式、立柱高度、截面形式及截面面積對(duì)復(fù)合材料C 形立柱吸能特性的影響。Jackson 等[16]對(duì)不同材料及不同鋪層角度的復(fù)合材料Ω 形柱進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)由鋪層變化引起的Ω 形柱吸能響應(yīng)取決于所使用的材料，他們主要圍繞吸能特性開(kāi)展參數(shù)分析，并未對(duì)Ω 形柱的失效模式和破壞機(jī)理進(jìn)行深入分析。

綜上所述，開(kāi)剖面復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)，尤其Ω 形柱出色的力學(xué)性能和結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，促使它在碰撞吸能領(lǐng)域有廣闊的應(yīng)用前景，但影響其吸能特性的因素眾多，各因素之間的影響互相耦合，相關(guān)影響規(guī)律還有待進(jìn)一步研究。

本文中，開(kāi)展不同鋪層角度碳纖維復(fù)合材料Ω 形柱的吸能特性研究，分析鋪層角度和加載速率對(duì)Ω 形柱吸能特性的影響，并對(duì)其破壞模式進(jìn)行深入分析，以期相關(guān)結(jié)果可為Ω 形柱吸能結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供技術(shù)支撐，同時(shí)推動(dòng)Ω 形柱吸能結(jié)構(gòu)的工程應(yīng)用。

1 實(shí) 驗(yàn)

1.1 試件設(shè)計(jì)

復(fù)合材料Ω 形柱采用模壓成型工藝制備，其幾何形狀如圖1 所示，由1 個(gè)半圓段和2 個(gè)凸緣組成，每個(gè)凸緣由1 個(gè)矩形段和1 個(gè)1/4 圓弧組成。復(fù)合材料Ω 形柱的材料為碳纖維T700/環(huán)氧樹(shù)脂預(yù)浸料（牌號(hào)為SYT49S）。為引導(dǎo)Ω 形柱結(jié)構(gòu)從頂端開(kāi)始發(fā)生穩(wěn)定漸進(jìn)破壞，設(shè)置了45°外倒角作為觸發(fā)方式。圖1 中 θ 為鋪層角度，是纖維方向與Ω 形柱軸線方向的夾角。

圖1 復(fù)合材料Ω 形柱結(jié)構(gòu)示意圖（單位：mm）Fig.1 Schematic diagram of a Ω-shaped composite tube structure(unit: mm)

為消除試樣與夾具的接觸間隙，同時(shí)滿足實(shí)驗(yàn)過(guò)程中的夾持需要，設(shè)計(jì)了如圖2 所示的樹(shù)脂澆筑底座對(duì)試樣進(jìn)行固定。長(zhǎng)方形底座尺寸為100 mm×60 mm，高度為20 mm，實(shí)驗(yàn)過(guò)程中對(duì)樹(shù)脂底座進(jìn)行夾持。

圖2 復(fù)合材料Ω 形柱的照片F(xiàn)ig.2 Photos of a Ω-shaped composite tube

1.2 實(shí)驗(yàn)方法

為了研究鋪層角度對(duì)結(jié)構(gòu)吸能特性的影響，選取[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s等3 種不同鋪層角度的試樣進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。采用如圖3 所示的夾持裝置，左右2 根壓條對(duì)試樣進(jìn)行限位，壓條和底座之間使用螺栓進(jìn)行連接，下底座通過(guò)螺栓固定在試驗(yàn)機(jī)臺(tái)面。其中，準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)采用CRIMS-DNS100 電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)，加載速度為5 mm/min，實(shí)驗(yàn)設(shè)備和夾持裝置如圖4(a)所示；動(dòng)態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)采用高速液壓伺服試驗(yàn)機(jī)，加載速度為1 m/s，實(shí)驗(yàn)設(shè)備和夾持裝置如圖4(b)所示。準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)中，壓縮總位移均設(shè)置為Ω 形試樣長(zhǎng)度的1/2，即50 mm。實(shí)驗(yàn)方案如表1 所示。

表1 實(shí)驗(yàn)方案Table 1 Experimental schemes

圖3 夾持裝置示意圖Fig.3 Schematic diagram of the clamping device

圖4 實(shí)驗(yàn)裝置Fig.4 Experimental devices

1.3 吸能特性評(píng)價(jià)指標(biāo)

復(fù)合材料吸能結(jié)構(gòu)軸向壓縮過(guò)程主要包括穩(wěn)態(tài)壓縮過(guò)程、非穩(wěn)態(tài)壓縮過(guò)程和混合壓縮過(guò)程3 種類(lèi)型[17]，可以根據(jù)載荷-位移曲線進(jìn)行區(qū)分。圖5 為復(fù)合材料Ω 形柱穩(wěn)態(tài)壓縮時(shí)的載荷-位移響應(yīng)曲線。該曲線可以分為2 個(gè)典型階段：前壓潰區(qū)，即初始?jí)簼㈦A段，載荷-位移曲線線性增長(zhǎng)至初始峰值載荷，載荷出現(xiàn)一定程度的下降；后壓潰區(qū)，即穩(wěn)定壓潰階段，壓縮載荷穩(wěn)定在平均壓潰載荷附近。

圖5 典型復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)壓潰載荷-位移曲線Fig.5 Crushing load-displacement curve of a typical thin-walled composite structure

從得到的Ω 形柱的載荷-位移曲線，可以分析試樣的壓潰過(guò)程和能量吸收情況。本文中，主要采用初始峰值載荷（Fmax）、平均壓潰載荷（Fmean）、比吸能（eSEA）作為Ω 形柱吸能性能的評(píng)價(jià)指標(biāo)，這些參數(shù)具體定義如下。

(1)初始峰值載荷為壓潰過(guò)程中出現(xiàn)的第1 個(gè)載荷峰值，可評(píng)價(jià)吸能結(jié)構(gòu)在壓潰載荷作用下發(fā)生破壞的難易程度，是前壓潰區(qū)和后壓潰區(qū)的分界。

(2)平均壓潰載荷為整個(gè)壓潰過(guò)程中載荷的平均值，即：

式中：F為壓潰載荷，l為位移，L為壓縮過(guò)程的總位移。

(3) 比吸能為壓潰過(guò)程中單位質(zhì)量的結(jié)構(gòu)所吸收的能量，可以消除質(zhì)量這一變量的影響，是評(píng)價(jià)復(fù)合材料薄壁結(jié)構(gòu)能量吸收的關(guān)鍵參數(shù)，即：

式中：m為試樣破壞部分的質(zhì)量。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)

2.1.1 吸能評(píng)價(jià)指標(biāo)

通過(guò)1.2 節(jié)中的實(shí)驗(yàn)方法，可得到加載速率為8.3×10?5m/s 時(shí)，鋪層角度分別為[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s的復(fù)合材料Ω 形柱的載荷-位移曲線，如圖6 所示。實(shí)驗(yàn)后得到了3 組重復(fù)性數(shù)據(jù)，為便于分析，圖中每種工況僅選取了一條曲線進(jìn)行展示?？梢钥闯?，鋪層角度分別為[0/90]3s和[0/45/90/?45]3的復(fù)合材料Ω 形柱準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)均為穩(wěn)態(tài)壓縮過(guò)程，而鋪層角度為[±45]3s的復(fù)合材料Ω 形柱表現(xiàn)為非穩(wěn)態(tài)壓縮過(guò)程。

圖6 不同鋪層角度試樣的準(zhǔn)靜態(tài)載荷-位移曲線Fig.6 Quasi-static load-displacement curves for specimens with different ply orientations

從載荷-位移曲線中可以讀出Fmax，并且通過(guò)式(1)～(2)可得到Fmean和eSEA。圖7 對(duì)比了準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)不同鋪層角度Ω 形柱的峰值載荷、平均壓潰載荷以及比吸能。圖7 中，數(shù)據(jù)均為每種工況的3 組重復(fù)性較好數(shù)據(jù)的平均值，采用了標(biāo)準(zhǔn)差作為誤差線。

圖7 不同鋪層角度試樣的準(zhǔn)靜態(tài)加載吸能特性Fig.7 Quasi-static loading energy absorption characteristics of specimens with different ply orientations

觀察圖7 可知，由于[±45]3s鋪層試樣發(fā)生非穩(wěn)態(tài)破壞，結(jié)構(gòu)承載能力降低，能量吸收隨之大幅度降低，最終比吸能為44.653 J/g。而[0/90]3s鋪層結(jié)構(gòu)和[0/45/90/?45]3鋪層結(jié)構(gòu)的比吸能分別為88.480 和88.087 J/g，兩者相差較小，較[±45]3s鋪層結(jié)構(gòu)比吸能分別高出98.2%和97.3%。對(duì)于不同鋪層角度的復(fù)合材料Ω 形柱試樣，[0/45/90/?45]3鋪層試樣的初始峰值載荷（26.574 kN）高于[0/90]3s鋪層試樣的初始峰值載荷（24.698 kN），高于[±45]3s鋪層試樣的初始峰值載荷（20.227 kN）。平均壓潰載荷所呈現(xiàn)的趨勢(shì)與比吸能類(lèi)似。

上述分析表明，準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮加載時(shí)，鋪層角度對(duì)Ω 形柱的吸能性能有一定影響，其中[0/90]3s鋪層和[0/45/90/?45]3鋪層Ω 形柱試樣的比吸能接近，兩者均比[±45]3s鋪層試樣的比吸能高出1 倍左右。

2.1.2 破壞模式

復(fù)合材料的失效模式對(duì)薄壁結(jié)構(gòu)吸能性能存在影響，圖8(a)～(c)分別展示了[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s等3 種鋪層角度試樣準(zhǔn)靜態(tài)加載下的最終破壞形貌。

圖8 不同鋪層角度試樣的準(zhǔn)靜態(tài)壓潰破壞形貌Fig.8 Quasi-static crushing failure morphologies of specimens with different ply orientations

[0/90]3s鋪層的Ω 形柱表現(xiàn)為穩(wěn)態(tài)漸進(jìn)的張開(kāi)型失效模式，宏觀破壞機(jī)理主要為層束彎曲，如圖8(a)所示。當(dāng)壓頭和Ω 形柱試樣開(kāi)始接觸時(shí)，倒角端被壓碎產(chǎn)生大量碎屑，這些碎屑會(huì)堆積在復(fù)合材料Ω 形柱中面附近，形成如圖8(d)所示的楔形（倒三角形狀）壓潰區(qū)，簡(jiǎn)稱(chēng)為碎片楔。碎片楔和壓頭繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng)，復(fù)合材料Ω 形柱層間裂紋擴(kuò)展形成主裂紋，管壁分層破壞，開(kāi)裂的層束分別向內(nèi)向外彎曲。當(dāng)軸向纖維（0°纖維）向外彎曲時(shí)，環(huán)向纖維（90°纖維）受到拉伸最終斷裂。同樣，當(dāng)軸向纖維向內(nèi)彎曲，環(huán)向纖維受到壓縮，纖維束因?yàn)榍痛怪崩w維的層內(nèi)剪切而斷裂。最終，破壞形貌表現(xiàn)為如圖8(a)所示的層束撕裂，伴隨少量的環(huán)向纖維拔出。

[0/45/90/?45]3鋪層的Ω 形柱也呈現(xiàn)張開(kāi)型失效模式，宏觀破壞機(jī)理主要為層束彎曲，如圖8(b)所示。整個(gè)破壞過(guò)程與[0/90]3s鋪層試樣十分相似，但因[0/45/90/?45]3鋪層柱存在45°和?45°的鋪層角度，導(dǎo)致其環(huán)向纖維（90°纖維）受到的約束力變大，因此其環(huán)向纖維的撕裂破壞并沒(méi)有[0/90]3s試樣那么嚴(yán)重，在最終的破壞形貌上體現(xiàn)為：外部層束撕裂成花瓣?duì)畹默F(xiàn)象并不明顯。

層束彎曲破壞模式主要的能量耗散途徑為中心裂紋的擴(kuò)展、0°纖維的屈曲、90°纖維的屈曲和斷裂、基體斷裂、碎片楔與層束的摩擦以及層束和壓頭的摩擦等。其中，中心裂紋的擴(kuò)展會(huì)使內(nèi)外層束分離，分離的層束會(huì)向內(nèi)外彎曲斷裂，推動(dòng)層間裂紋的擴(kuò)展從而盡可能地吸收能量，即[0/90]3s鋪層和[0/45/90/?45]3鋪層的Ω 形柱吸能較多。

而[±45]3s鋪層Ω 形柱試樣的軸向壓縮剛度較低，在壓潰過(guò)程中出現(xiàn)了非穩(wěn)態(tài)壓縮破壞模式，如圖8(c)所示，其宏觀破壞機(jī)理主要包括局部屈曲和脆性斷裂。試樣并沒(méi)有從倒角處開(kāi)始漸進(jìn)損傷，而是沿著45°纖維方向出現(xiàn)了層間短裂紋。隨著壓潰過(guò)程的進(jìn)行，這些短裂紋擴(kuò)展連接為45°方向的主裂紋，Ω 形柱管壁發(fā)生剪切破壞，最終導(dǎo)致了Ω 形柱試樣中間部分的斷裂以及層束的分層損傷，形成了局部屈曲區(qū)域。此外，非屈曲區(qū)域的纖維和基體形狀完整，有潛在的能量未釋放出來(lái)，因此[±45]3s鋪層的Ω 形柱在準(zhǔn)靜態(tài)軸向壓縮工況下吸能較少。

2.2 動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)

圖9 為加載速率為1 m/s 時(shí)，3 種不同鋪層角度Ω 形柱的載荷-位移曲線?？梢钥闯?，動(dòng)態(tài)加載下，[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s等3 種鋪層角度試樣的動(dòng)態(tài)軸向壓縮過(guò)程均為穩(wěn)態(tài)壓縮。

圖9 不同鋪層角度Ω 形柱試樣的動(dòng)態(tài)載荷-位移曲線Fig.9 Dynamic load-displacement curves of Ω-shaped tube specimens with different ply orientations

2.2.1 吸能評(píng)價(jià)指標(biāo)

不同鋪層角度Ω 形柱試樣的比吸能、初始峰值載荷和平均壓潰載荷的對(duì)比如圖10 所示?？梢钥闯?，[0/45/90/?45]3鋪層試樣的比吸能（69.619J/g）高于[±45]3s鋪層試樣的比吸能（65.239J/g），高于[0/90]3s鋪層試樣的比吸能（62.199J/g）。[0/45/90/?45]3鋪層試樣的比吸能較[0/90]3s和[±45]3s鋪層試樣的比吸能分別高出6.7%和11.9%。三者的平均壓潰載荷所呈現(xiàn)的對(duì)比趨勢(shì)與比吸能一致，而[0/45/90/?45]3鋪層試樣的初始峰值載荷（19.754kN）與[0/90]3s 鋪層試樣的初始峰值載荷（19.725kN）接近，均大于[±45]3s鋪層試樣的初始峰值載荷（17.643kN）。

綜上所述，在動(dòng)態(tài)軸向壓縮加載時(shí)，3 種鋪層角度的吸能性能較接近。其中，[0/45/90/?45]3鋪層試樣具有最高的比吸能，較充分地發(fā)揮了結(jié)構(gòu)的能量吸收性能。

2.2.2 破壞模式

3 種鋪層角度的試樣在動(dòng)態(tài)加載下的最終破壞形貌如圖11 所示，根據(jù)Ω 形柱的載荷-位移曲線（見(jiàn)圖9）和破壞形貌（見(jiàn)圖11）可知，[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層角度試樣破壞均為穩(wěn)態(tài)漸進(jìn)失效模式。

圖11 不同鋪層角度試樣的動(dòng)態(tài)加載破壞形貌Fig.11 Dynamic loading failure morphologies of specimens with different ply orientations

[0/90]3s鋪層Ω 形柱試樣破壞為混合型（張開(kāi)型和破碎型混合）失效模式，破壞機(jī)理主要包括脆性斷裂、橫向剪切和層束彎曲（見(jiàn)圖11(a)）。由于環(huán)向（90°方向）纖維和基體被壓碎，形成大量的碎屑，堆積在管壁內(nèi)，導(dǎo)致環(huán)向的約束力減小，因此軸向（0°方向）層束的撕裂破壞比[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層試樣更容易，而軸向纖維撕裂后并沒(méi)有產(chǎn)生明顯的斷裂，在最終的破壞形貌上呈現(xiàn)散射狀。同時(shí)，這部分纖維沒(méi)有被壓斷，破損不充分，還有潛在能量沒(méi)有釋放，導(dǎo)致[0/90]3s鋪層角度的Ω 形柱在動(dòng)態(tài)軸向壓縮下能量吸收少于其他2 種鋪層角度的。

[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層Ω 形柱均為張開(kāi)型失效模式，破壞機(jī)理主要為層束彎曲。壓潰初始階段，倒角端破壞產(chǎn)生的碎屑在壓頭作用下形成了大小恒定的倒三角狀碎片楔，Ω 形柱層間出現(xiàn)裂紋，環(huán)向纖維在張力作用下撕裂。隨著加載的進(jìn)行，中心裂紋繼續(xù)擴(kuò)展，Ω 形柱管壁發(fā)生分層破壞，中面附近的層束分別向內(nèi)外側(cè)彎曲，形成了花瓣?duì)钊~片。由于層束的內(nèi)外彎曲，壓潰產(chǎn)生的碎屑又被擠入管壁中間重新形成碎片楔，碎片楔在壓頭作用下向下運(yùn)動(dòng)，導(dǎo)致持續(xù)的分層破壞，而分層破壞又會(huì)引起新一輪的層束內(nèi)外彎曲，這種循環(huán)保證了壓潰過(guò)程的穩(wěn)定。Ω 形柱在壓潰過(guò)程中出現(xiàn)纖維和基體的彎曲、壓碎、撕裂等行為，從而吸收大量能量。[±45]3s鋪層試樣的彎曲層束幾乎為一個(gè)整體，軸向撕裂不充分，因此吸能較[0/45/90/?45]3少。

2.3 不同加載速率對(duì)比分析

為了研究加載速率的影響，對(duì)比了8.3×10?5和1 m/s 加載速率下，3 種鋪層角度Ω 形柱的吸能特性，如圖12 所示。

圖12 不同加載速率下試樣吸能參數(shù)對(duì)比Fig.12 Comparison of energy absorption parameters of specimens at different loading rates

通過(guò)分析可以發(fā)現(xiàn)，[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層Ω 形柱在動(dòng)態(tài)加載下的峰值載荷均小于準(zhǔn)靜態(tài)加載下的，分別下降20.135%、25.664%和12.772%。同時(shí)，[0/90]3s和[0/45/90/?45]3鋪層試樣在動(dòng)態(tài)載荷下的能量吸收小于其準(zhǔn)靜態(tài)加載下的能量吸收，比吸能較準(zhǔn)靜態(tài)加載下的分別降低29.70%和20.97%，而[±45]3s鋪層Ω 形柱恰恰相反，在動(dòng)態(tài)加載下的比吸能較準(zhǔn)靜態(tài)加載下的提高了46.10%。造成這種差異的原因?yàn)椋篬±45]3s鋪層試樣在準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)為非穩(wěn)定的破壞模式（見(jiàn)圖8(c)），而動(dòng)態(tài)加載時(shí)為漸進(jìn)的張開(kāi)型破壞模式（見(jiàn)圖11(c)），其破壞模式的轉(zhuǎn)變是比吸能提高的主要原因。鋪層碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合材料管的破壞過(guò)程由應(yīng)變率不敏感的纖維材料的性能控制，而碳纖維/環(huán)氧樹(shù)脂管的破壞過(guò)程則由應(yīng)變率敏感的樹(shù)脂材料的性能控制[18-19]。因此，[±45]3s鋪層Ω 形柱試樣在不同加載速率下的失效形貌變化明顯，在準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)由于軸向剛度較低，發(fā)生了屈曲破壞，而樹(shù)脂材料在動(dòng)態(tài)加載時(shí)剛度提高[20]，試樣沒(méi)有發(fā)生屈曲破壞，最終表現(xiàn)為層束彎曲破壞。

而[0/90]3s和[0/45/90/?45]3鋪層角度試樣在準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)加載下均為張開(kāi)型的漸進(jìn)失效模式（見(jiàn)圖8、圖11(a)～(b)），主要通過(guò)裂紋擴(kuò)展、纖維和基體屈曲斷裂以及摩擦等方式吸收能量。由于動(dòng)態(tài)加載工況下摩擦減少[21-24]，表現(xiàn)為：在準(zhǔn)靜態(tài)加載下（張開(kāi)型破壞模式），層束逐漸彎曲變形與壓頭之間的逐漸滑動(dòng)可產(chǎn)生較高的摩擦力；而在動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)中，大量的碎片迅速形成并飛出，層束和壓頭之間的摩擦較少。而層束之間的摩擦、層束與壓頭之間的摩擦是能量耗散的重要途徑。另一方面，由于動(dòng)態(tài)加載下復(fù)合材料的斷裂能降低[25]，導(dǎo)致試樣通過(guò)斷裂破壞所吸收的能量有所減小。因此，[0/90]3s和[0/45/90/?45]3在動(dòng)態(tài)加載下的能量吸收小于準(zhǔn)靜態(tài)加載。

此外，準(zhǔn)靜態(tài)加載工況下，碳纖維復(fù)合材料鋪層角度對(duì)Ω 形柱的比吸能和壓潰載荷有一定影響。而在動(dòng)態(tài)加載工況下，3 種鋪層角度的Ω 形柱吸能性能接近，碳纖維鋪層角度對(duì)Ω 形柱的比吸能影響較小。這是因?yàn)樵谳^低加載速率下，纖維和基體的屈曲斷裂、層間分層等破壞逐漸發(fā)生，為全局響應(yīng)。而在較高的加載速率下，結(jié)構(gòu)與壓頭之間的接觸時(shí)間短，為局部響應(yīng)，加載速率的影響占主導(dǎo)地位，破壞模式受鋪層角度影響較小。

3 結(jié) 論

針對(duì)碳纖維復(fù)合材料Ω 形柱的吸能特性，進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)和動(dòng)態(tài)軸向壓縮實(shí)驗(yàn)，從吸能評(píng)價(jià)指標(biāo)和破壞模式兩方面開(kāi)展了分析，研究了3 種鋪層角度（[0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s）和2 種加載速度（8.3×10?5和1 m/s）對(duì)Ω 形柱吸能性能的影響，得到了以下結(jié)論。

(1)準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)，[0/90]3s和[0/45/90/?45]3鋪層試樣表現(xiàn)為穩(wěn)態(tài)漸進(jìn)的張開(kāi)型失效模式，破壞機(jī)理主要為層束彎曲，比吸能分別為88.480 和88.087 J/g，兩者較接近。[±45]3s的Ω 形柱表現(xiàn)為非穩(wěn)態(tài)壓縮破壞模式，破壞機(jī)理主要為局部屈曲和脆性斷裂，比吸能較低為44.653 J/g，約為前2 種鋪層試樣的一半。

(2)動(dòng)態(tài)加載時(shí)，3 種鋪層的Ω 形柱均發(fā)生了漸進(jìn)破壞，比吸能分別為62.199、69.619 和65.239 J/g，三者吸能性能較接近。其中[0/90]3s鋪層的Ω 形柱為混合型（張開(kāi)型和破碎型混合）失效模式，破壞機(jī)理主要包括脆性斷裂、橫向剪切和層束彎曲；[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層Ω 形柱均為張開(kāi)型失效模式，破壞機(jī)理主要為層束彎曲。

(3) [0/90]3s、[0/45/90/?45]3和[±45]3s鋪層Ω 形柱的動(dòng)態(tài)加載工況下的峰值載荷均小于準(zhǔn)靜態(tài)加載，分別下降了20.135%、25.664%和12.772%。同時(shí)，[0/90]3s和[0/45/90/?45]3鋪層Ω 形柱在動(dòng)態(tài)加載下的比吸能較準(zhǔn)靜態(tài)分別降低了29.70%和20.97%，這是由于動(dòng)態(tài)加載下摩擦減少和材料斷裂能降低造成的；而[±45]3s鋪層試樣比吸能較準(zhǔn)靜態(tài)提高了46.10%，失效模式由非穩(wěn)態(tài)壓縮破壞模式向穩(wěn)態(tài)張開(kāi)型失效模式的轉(zhuǎn)變是其比吸能提高的主要原因。

(4)準(zhǔn)靜態(tài)加載時(shí)，鋪層角度對(duì)Ω 形柱的吸能特性有一定影響。而在動(dòng)態(tài)加載時(shí)，鋪層角度對(duì)Ω 形柱的吸能特性影響較小。主要原因?yàn)椋涸谳^低加載速率下，纖維和基體的屈曲斷裂、層間分層等破壞逐漸發(fā)生，為全局響應(yīng)。而在較高的加載速率下，Ω 形柱與壓頭之間的接觸時(shí)間短，為局部響應(yīng)，加載速率的影響占主導(dǎo)地位，破壞模式受鋪層角度影響較小。