雷电是一种常见的高电压、大电流自然放电现象，在极短的时间内会产生强大的电流、炙热的高温、巨变的电磁场以及猛烈的冲击波等多种物理效应，一旦作用在航空飞行器结构上，会对其正常的飞行产生严重影响。据统计，飞机每飞行1 000～10 000 h 就会遭遇一次雷击[1]。先进复合材料以其优异的力学性能、抗腐蚀性、可设计性和良好的隐身性能，在航空航天领域得到了广泛应用，Boeing 公司B787飞机和Airbus公司A350XWB飞机复合材料用量在结构总质量的50%以上[2-4]。与金属结构相比，复合材料具有较低的导电性，当雷电击中飞机的复合材料结构后，更容易产生损伤，雷电流从雷击附着点处进入结构的高电流会在附着点及邻近区域产生大量的阻性加热，在雷击通道的超音速冲击波和高温高压共同作用下，雷击附着点及其附近会发生严重的基体烧蚀、纤维断裂和分层等损伤，最终使结构力学性能下降而导致灾难性后果[5]。

为了研究复合材料在雷电流作用下的损伤，研究者开展了一定的试验研究工作。Hirano等[6]对不含防护复合材料层压板试件进行了人工模拟雷电流冲击试验，对雷电流作用下复合材料的损伤模式及损伤机制进行了分析，并对雷电流参数与雷击损伤程度之间的关系进行了研究；Wang等[7]对无雷击防护复合材料试验件及含不同防护形式的试验件进行了人工模拟雷电流试验，对不同防护形式的防护效果进行了评估。Li等[8-9]通过试验研究了复合材料湿热老化对复合材料雷击损伤的机制。为了对雷击环境下复合材料的热烧蚀损伤进行分析，同时为试验研究提供一种辅助的分析手段，国内外研究者通过有限元热-电耦合的分析方法，在数值模拟方面开展一定的相关研究工作[10-13]。

然而，上述对复合材料雷击损伤的研究主要是针对无紧固件的完好复合材料，而关于含紧固件复合材料层压板的雷击损伤机制、损伤模式及损伤特征的研究较少。随着整体结构在飞机上的大量使用，紧固件的使用数量大大减少，但此时，结构之间的每一个连接都显得格外重要，因此，对连接部位的雷电流直接效应评估就更为关键。另外，相对于标准的飞机复合材料蒙皮，蒙皮表面的金属紧固件更容易成为雷击附着点，因此诸如此类带紧固件金属机械连接的复合材料结构件也是关注的重点。Feraboli等[14-15]通过模拟雷电流试验，对含紧固件单向结构层压板进行了损伤程度和损伤模式的分析；尹俊杰等[16]也通过仿真的手段，对含紧固件单向结构层压板的雷击损伤特征进行了分析。

为了对含紧固件复合材料层压板在雷击条件下的损伤及力学性能作进一步研究，本文以含金属紧固件编织结构层压板为研究对象，通过目视观察、超声损伤扫描、微米X射线损伤三维成像及高倍显微镜等损伤检测手段，对雷电流直接效应作用下含金属紧固件层压板的损伤模式及机制进行了试验研究，同时，采用材料力学性能试验系统，对含金属紧固件层压板雷击后的静拉伸承载能力退化程度进行了评估。

干预前两组间家庭环境量表中文版各因子评分差异均无统计学意义；干预后研究组的家庭亲密度、情感表达和成功性评分显著高于对照组，而矛盾性和控制性显著低于对照组。见表1。

1 试验材料及方法

1.1 原材料

本文采用飞机上常用的CCF300/5228A型编织结构复合材料层压板制备试验件。目前，由于国内外并无关于含紧固件复合材料层压板的雷击测试标准，鉴于拉伸力学性能评估的实际需求，在试验中参照GB/T 3314—2014[17]进行试验件设计，将层压板切割成尺寸为290 mm×44 mm的长条形试件，并在试件中心区域开孔制得直径为8 mm的通孔，同时选用TC4钛合金螺栓作为紧固件进行装配，保持紧固件与紧固孔之间为过盈配合，试验件实物俯视及侧视形貌如图1所示。试验件共计16层，单层厚度为0.25 mm，每层铺层角度均为[(0/90)]，纤维体积分数为55%。

图1 含金属紧固件CCF300/5228A型编织复合材料层压板形貌 Fig.1 Appearance of CCF300/5228A woven fibric composite laminate with fastener

1.2 试验设备及设置

图2 试验设备及夹具 Fig.2 Testing equipment and jig

2）在线水反洗控制。与产水系统刚好相反，通过自动切换产水电磁阀和反洗电磁阀的开闭，MBR按每产水1 h自动反洗一次，每次反洗1 min的周期，自动进行在线反洗。在反洗过程中，由反洗泵从消毒罐将澄清的中水由MBR膜组件的产水出口打入到中空纤维膜内进行反向清洗，起到膜孔的冲洗作用，以恢复膜的水通量。

3.1 调整导管长度 根据放射诊断科医生建议，静疗置管护士进行退管处理，患者平卧，置管侧肢体外展呈45°～90°，在无菌技术下退出导管2 cm，用3M透明敷贴覆盖穿刺部位，并加以思乐扣稳妥固定导管。导管置入长度51 cm，体外7 cm。超声下检查导管无异位。

根据试验目的，本文共计对11件试验件进行模拟雷电流冲击试验，试验规划如表1所示。

表1 编织结构CCF300/5228A复合材料层压板试验件雷电流直接效应试验规划 Table 1 Testing schematization for lightning strike direct effect test on the CCF300/5228A woven fibric composite laminate

Lightning waveformWaveform parameter (T1/T2)/μsPeak current IPeak/kAAction integral/(A2·s)NumberA22.85/73.6270.38258900J123.13/77.0081.74356600J223.37/72.7079.43320400J323.25/76.4082.62365200J423.18/75.6080.68346800J522.00/65.8089.05380200J622.12/67.3890.12395100J722.38/66.5891.22394500J823.25/76.60102.55559900J923.13/73.20100.69518100J1022.87/74.4099.63522800J11

图3给出了不同雷电流参数下的含紧固件编织结构层压板雷击后的目视损伤相貌，包括三种不同的视角。由图3(a)可知，当雷电流波形参数T1/T2=23.13/77.00 μs、峰值电流IPeak=81.74 kA时，紧固件顶端存在明显的金属烧蚀痕迹，紧固孔周围约20 mm范围内存在一定的树脂基烧蚀痕迹，层压板表面也存在明显分散的孤立烧蚀点，但在紧固孔周围无明显碳纤维断裂等损伤。从侧面观察，在该雷电流水平下，层压板侧边无可视损伤。为了对该雷电流水平下的内部损伤进行判断，采用Y.Cheetah型微米X射线三维成像系统对其紧固孔周围损伤进行三维成像，损伤三维成像结果如图4所示。可知，虽然试验件表面无明显的雷击损伤，但通过微米X射线损伤三维成像后发现，在紧固孔周围8 mm 左右的区域内，试验件内部存在明显的分层损伤，且分层损伤分布在沿整个层压板的厚度方向。

采用西安交通大学自主研发的ICTS-A/D-200/100型冲击电流发生器对含紧固件层压板进行雷电流直接效应试验，该设备可输出雷电流A波与D波。经试验探索，选择能量较高的雷电流A波形进行试验，否则试验件产生的损伤不明显或不能产生损伤。雷击试验设备及设置如图2所示，其中，图2(b)为试验件绝缘支持夹具，该夹具由绝缘支架、放电电极、接地铜线等组成。试验过程中，将试验件固定在夹具上，为了尽可能减小试验件与夹具之间的接触电阻，同时保证试验件侧边等电位，在试验件侧边涂覆导电银胶。放电电极位于试验件中心正上方，在试验过程中，均保证试验件与放电电极之间的距离为1 mm。调整冲击电流发生器充电电压，使其达到预期值，然后对试验件进行放电。

为了对含金属紧固件层压板雷击后的静拉伸承载能力退化程度进行评估，采用MTS810-500 kN型材料试验系统对雷击后的试验件进行静力拉伸试验。试验按照HB 6740—93[18]进行，试验前在试件两端采用胶粘剂进行铝合金加强片的粘贴。试验过程中，采用位移控制的方式进行载荷施加，加载速率为1.5 mm/min，记录加载过程中的载荷-位移曲线。

1.3 试验规划

综上所述，本文先是分析了在针对小微企业的税收优惠政策的执行上存在哪些问题，主要有：税收优惠政策存在局限性、税收征收管理不够完善、小微企业的管理有所欠缺。对此本文提出一些建议，需要提高优惠政策合理性，增加对技术创新层面的优惠，完善税务管理模式，更需要小微企业重视自身管理。

对表1中三个不同峰值电流水平下的试验件(J3～J11)进行静力拉伸试验，评估试验件雷击后的拉伸承载能力。同时为了对含紧固件层压板雷击后的力学性能退化程度进行评估，在进行力学性能试验时，同样对完好试验件进行了静力拉伸，试验件数量为3件，编号分别为J0-1～J0-3。

2 试验结果与讨论

2.1 含紧固件编织结构CCF300/5228A层压板雷击损伤

图3 含紧固件编织结构CCF300/5228A复合材料层压板雷击后目视损伤形貌 Fig.3 Visual damage appearances of post-lightning CCF300/5228A woven fabric composite laminate with fastener

图4 CCF300/5228A复合材料层压板试验件J2雷击后微米X射线三维成像 Fig.4 Micro X-ray inspection results of post-lightning CCF300/5228A composite laminate specimen J2

雷击试验结束后，采用D9500型超声扫描显微成像系统、Y.Cheetah型微米X射线三维成像系统及KH-8700型光学显微镜等观察设备，对含紧固件层压板的雷击损伤进行测试及表征。

本系统采用“用户端+云端”的系统架构，用户端App通过蓝牙接口与手表式血压计相连接，实现血压监测，并上传监测数据和生理参数(身高、体重、心率、血压以及年龄)至云端服务器，获取医疗管理服务。云端服务器做业务逻辑的处理，并在此基础上实现个人健康数据接收与管理以及智能预警模型的数据分析。本系统具备体征采集与传输、智能监测预警和健康指导的功能。系统架构如图1所示。

与文献[6，14]中无紧固件复合材料层压板雷击损伤对比可知，对于含紧固件层压板，其雷击损伤模式以分层损伤为主，仅在紧固孔周围存在树脂烧蚀热解、碳纤维断裂等损伤，且分层损伤存在于整个试验件的厚度方向；但对于无紧固件复合材料层压板，其雷击损伤模式同时包含树脂基烧蚀热解、碳纤维断裂及分层损伤，且分层损伤较少，同时，其损伤主要分布在层压板雷击附着点一侧表面几层，层压板背面几乎无损伤。

图5 高倍光学显微镜下含紧固件编织结构CCF300/5228A复合材料层压板侧边损伤形貌 Fig.5 Side damage appearance of CCF300/5228A woven fabric composite laminate with fastener under high-power microscope

图6 含紧固件编织结构CCF300/5228A复合材料层压板雷电流传导示意图 Fig.6 Lightning current conductive schematic diagram of CCF300/5228A woven fabric composite laminate with fastener

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对于图5中的铺层断裂损伤及试验过程中紧固件脱落这一现象，可用雷击通道产生的声冲击波和电磁力来进行合理解释。紧固孔周围由于阻性热而损伤，紧固件失去支持，在外部冲击力作用下，紧固件穿透松弛的紧固孔；同时，外部冲击力导致试验件中间部位弯曲，产生向下的挠度，当挠度超过极限值，试验件背部铺层将会产生弯曲断裂。

通过对图3(b)中试验件J9雷击损伤进行目视观察可知，当雷电流波形参数T1/T2=23.25/76.6 μs、峰值电流IPeak=102.55 kA时，含紧固件编织结构层压板存在较严重的雷击损伤。在紧固孔周围存在严重的树脂基烧蚀、碳纤维束断裂及大量的纤维束翘曲等损伤，紧固孔周围碳纤维束分布凌乱，同时还可看到，在雷击过程中，紧固件从紧固孔中脱落；从侧面进行观察，在该雷电流水平下，层压板侧边存在大量沿整个厚度方向分布的分层损伤。通过KH-8700型高倍光学显微镜对侧边中心区域进行微观观察，如图5所示。可知，分层损伤可分为两种：层间分层损伤和跨层分层损伤，后者可体现为层间裂纹。同时，从图中可以看出，层压板底部的二至三层，在分层损伤后，沿中央位置出现了明显的铺层断裂损伤，且断口呈锯齿状，该断裂模式明显为外力作用下的弯曲断裂损伤。

图7 含紧固件CCF300/5228A复合材料层压板雷击后超声损伤扫描图像 Fig.7 Ultrasonic testing results of post-lightning CCF300/5228A woven fabric composite laminate with fastener

图8 CCF300/5228A复合材料层压板损伤投影面积与峰值电流关系 Fig.8 Relationship between projected damage area and peak current of CCF300/5228A composite laminates

采用D9500型超声扫描显微成像系统对试验件J1、J3、J6、J10进行超声穿透式损伤扫描，以获得不同峰值电流作用后的损伤分布信息，损伤扫描结果如图7所示。对不同峰值电流作用后的损伤投影面积进行测量，损伤投影面积随峰值电流的变化及其拟合曲线如图8所示。可知，损伤投影面积与峰值电流基本呈现次二次关系式。由图7(a)及图8中试验件J1的损伤分布和损伤投影面积大小可知，当峰值电流为70.38 kA时，试验件J1仅在紧固孔周围存在36.36 mm2的损伤，损伤程度很小；当峰值电流增加至79.43 kA，试验件J3的损伤投影面积迅速增加至1 794 mm2，由表1可知，试验件J3作用积分较J1提高了约23.75%。试验及对比分析结果表明，含紧固件复合材料层压板出现雷击损伤存在一个雷电流强度门槛值，当雷电流强度较小时，由紧固件所引起的“雷电流分散效应”使含紧固件层压板具有较强的抗雷击性能，但一旦雷电流强度超过该门槛值，含紧固件层压板会立即产生大面积损伤。根据文献[6，14]中的试验结果可以看出，对于无紧固件复合材料层压板，在雷电流强度很小的情况下，也会产生雷击损伤。对于试验所用含紧固件编织结构层压板，其雷电流强度门槛值可用试验件J1所对应作用积分来进行确定，即258 900 A2·s。

对于含紧固件编织结构层压板结构，由于金属紧固件的存在，当雷击附着点位于紧固件正上方时，金属紧固件会对雷电流的传导路径及电流分配进行改变。金属紧固件的电导率远高于复合材料层压板，雷电流从雷击附着点导入紧固件，首先在紧固件内沿层压板厚度方向传导，但由于紧固件底端并无接地点，雷电流无法继续导走，雷电流只能分配至与紧固件过盈配合的层压板各层，并在各层内部进行传导，如图6所示，紧固件的存在使雷击过程中存在“雷电流分散效应”，文献[16]通过仿真的方式，对含紧固件层压板的雷电流分散机制及雷击损伤特征进行了分析。由于紧固件和层压板之间存在接触电阻，电流通过时会产生大量的阻性加热，使紧固孔周围产生诸如树脂基烧蚀、热解、碳纤维断裂等损伤。雷电流在层压板各层内部进行传导，在每一层均产生阻性热，升温引起树脂基热解、烧蚀，最终退化，导致各层之间的层间结合能力下降，同时，内部树脂基热解引起的热解气体也会在短时间内迅速聚集、膨胀，最终爆炸，引起严重的分层损伤。

2.2 含紧固件编织结构CCF300/5228A层压板雷击后力学性能

图9为静拉伸试验过程中记录的载荷-位移曲线。可知，拉伸载荷基本上随着拉伸位移的增加而线性增加，当达到一定位移后，载荷突然下降，此时表明试验件已经拉伸破坏，载荷-位移曲线中的最高点即代表试验件的拉伸极限载荷。对比不同状态试验件拉伸条件下的载荷-位移曲线斜率可知，随着峰值电流的增加，载荷-位移曲线斜率逐渐下降，表明试验件整体软化，刚度矩阵下降，这是由于峰值电流越大，试验件的损伤程度越大造成的。

图9 CCF300/5228A复合材料层压板拉伸载荷-位移曲线 Fig.9 Tensile load-displacement curves of CCF300/5228A composite laminates

表2为所有试验件的拉伸极限载荷。可知，完好状态下，含紧固件编织结构层压板静拉伸极限载荷平均值为51.94 kN，随着峰值电流的增加，拉伸极限载荷先增加后减小，当峰值电流在80 kA左右时，静拉伸极限载荷平均值为56.3 kN，较完好状态提高了约8.39%；当峰值电流在90 kA左右时，静拉伸极限载荷平均值为31.1 kN，较完好状态下降了约40.12%；当峰值电流在100 kA左右时，静拉伸极限载荷平均值为22.2 kN，较完好状态下降了约57.12%。

表2 不同峰值电流下CCF300/5228A复合材料层压板拉伸极限载荷 Table 2 Tensile ultimate load of CCF300/5228A composite laminate under different lightning peak current

Specimen conditionNumber and tensile ultimate load/kNAverage tensile ultimate load/kNDescend percentage/%UndamagedJ0-152.52J0-250.70J0-352.6251.94—DamagedJ358.90J633.50J928.80J454.50J730.10J1025.60J555.50J829.70J1112.2056.3031.1022.20-8.3940.1257.25

图10 CCF300/5228A复合材料层压板试验件拉伸破坏模式 Fig.10 Damage mode of CCF300/5228A composite laminate specimen under tensile load

完好状态与雷击损伤状态下试验件静拉断后的破坏模式如图10所示。可知，雷击损伤的存在对试验件的拉伸破坏模式基本不影响，两种状态下，试验件在拉伸载荷下的断裂位置均位于试验件中部紧固孔边缘。由于紧固孔的存在，拉伸载荷下试验件紧固孔周围存在应力集中，损伤在该位置起始并沿试验件宽度方向扩展，直至破坏。

图11 不同峰值电流下CCF300/5228A复合材料层压板试验件侧视损伤形貌 Fig.11 Side visual damage appearance of post-lightning of CCF300/5228A composite laminate specimens under different peak currents

由拉伸试验结果可知，雷击后含紧固件编织结构层压板拉伸承载能力随峰值电流的增加先增加后减小。图11为不同峰值电流下试验件雷击损伤侧视损伤形貌。可知，在雷电流作用下，随着峰值电流的增加，试验件损伤程度越来越严重。当峰值电流在80 kA左右时，试验件仅在紧固孔周围存在明显的雷击烧蚀损伤，从侧视损伤形貌可以看出，试验件厚度方向中部也存在轻微的分层损伤；当峰值电流在90 kA左右时，试验件在紧固孔周围同样存在烧蚀损伤，且沿试验件厚度方向存在一定程度的分层损伤，但可以看出，分层损伤后的铺层并未出现断裂损伤；当峰值电流在100 kA左右时，试验件在紧固件周围存在烧蚀损伤，沿试验件厚度方向存在大量的分层损伤，且分层损伤后的铺层有断裂的迹象。通过对雷击损伤程度的分析，可以对静拉伸试验结果进行解释。当峰值电流较小时(80 kA)，试验件仅在紧固孔周围存在烧蚀损伤，烧蚀损伤的存在，使紧固孔周围软化，产生了“应力分散效应”，延缓了拉伸损伤在紧固孔周围的形成与发展，导致拉伸承载能力上升；随着峰值电流的增加，虽然紧固孔周围的烧蚀损伤同样存在“应力分散效应”，但分层损伤的存在及分层损伤后铺层的断裂导致拉伸承载能力大幅下降。

3 结 论

(1) 对含紧固件编织结构层压板进行了模拟雷电流冲击试验，损伤分析结果表明：由于金属紧固件的存在，使雷击过程中存在明显的“雷电流分散效应”，导致雷击条件下层压板的损伤主要以分层损伤为主，在紧固孔周围存在一定程度的诸如树脂基烧蚀、热解和碳纤维断裂等损伤；对于含紧固件层压板，其雷击损伤分布在层压板整个厚度方向上的各层，当雷电流强度较大时，雷击过程中雷击通道的冲击力会引起试验件背部铺层的弯曲断裂。

(2) 含紧固件复合材料层压板出现雷击损伤存在一个雷电流强度门槛值，当雷电流强度较小时，由紧固件所引起的“雷电流分散效应”使含紧固件层压板具有较强的抗雷击性能，但一旦雷电流强度超过该门槛值，含紧固件层压板会立即产生大面积损伤。对于试验所用含紧固件编织结构层压板，其雷电流强度门槛值可用试验件J1所对应作用积分来进行确定，即258 900 A2·s。

(3) 静力拉伸试验结果表明，由于紧固孔周围雷击损伤引起的“应力分散效应”，含紧固件层压板静拉伸承载能力随雷击峰值电流的增加先提高后下降。对于试验所用含紧固件编织结构层压板，峰值电流在80 kA左右时，静拉伸承载能力较完好状态提高了约8.39%，但当峰值电流增加至90 kA和100 kA左右时，静拉伸承载能力较完好状态分别下降40.12%和57.12%。雷击损伤的存在，对试验件的拉伸失效模式无影响。

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