蜂窝夹芯结构具有比刚度和比强度高的优势，同时蜂窝的方向变换，可使夹芯结构内部保持开放，易于实现集承载与热控、隐身、吸能、防护、作动、储能、阻尼于一体的多功能特性，易实现预埋、传热等功能^[1]。由于良好的力学性能和优异的可设计性，蜂窝材料作为轻质多孔材料的主要类型已广泛应用于各个领域，包括航空航天、交通运输、水面舰艇、重工机械、军事防护等。使用纤维增强树脂复合材料是开发具有优异力学性能的超轻蜂窝材料的有效方法。近年来，具有轻质和优异力学性能的纤维增强树脂复合材料蜂窝结构引起人们对替代传统的铝蜂窝和芳纶纸蜂窝方面的关注。与金属、聚合物和芳纶纸相比，纤维增强树脂复合材料具有突出优点，例如高比强度、高比刚度、优异的疲劳性能、耐腐蚀性能和耐高温性能^[2]。因此，纤维增强树脂复合材料蜂窝夹芯结构在高超音速飞行器、远程火箭、货船和防护系统中的应用具有无限潜力。

现阶段主要的复合材料蜂窝结构制备技术包括热压成型技术^[3-4]、真空辅助树脂模塑传递技术^[5-6]、嵌锁组装成型技术、3D打印成型技术^[7-9]和裁剪-折叠制备技术^[10-12]等。Han等^[13]最早利用嵌锁的方法来制备复合材料网格结构，这种方法依靠带有凹槽的多个肋板相互嵌锁来组成复杂几何形状的格栅结构，与其他工艺相比具有操作简单、材料利用率高和成本低等优点。Xiong等^[14-16]提出了三维格栅结构的概念，利用嵌锁组装工艺制备了蛋壳型和金字塔型格栅结构，对其压缩、剪切和三点弯曲性能进行了研究，对破坏模式和损伤机制进行了实验和理论研究，并绘制了破坏机制图。Fan等^[17-18]利用嵌锁组装成型工艺，对肋板的数量和方向做了进一步优化设计，开发制备了Kagome复合材料格栅夹芯结构，此结构具有优异的压缩和剪切性能。

六边形蜂窝构型已经广泛应用于夹芯结构中，但是它是一种典型的弯曲主导型结构，面内拉伸强度较低，而四边形蜂窝结构在水平和轴向加载条件下拥有比六边形蜂窝更好的比强度和比刚度，从而有望在夹芯结构中得到更广泛的应用^[19-20]。

周昊等^[21-22]基于ABAQUS有限元软件，建立了不同相对密度的碳纤维增强树脂基复合材料(Carbon fibre reinforced polymer，CFRP)方形蜂窝夹芯结构在水下爆炸冲击载荷作用下的仿真模型，分析了结构的变形过程、芯材的压缩特性及结构的失效和破坏模式。杨志韬等^[23]和张笑瑜^[24]根据多级结构设计思想，把高性能聚甲基丙烯酰亚胺泡沫加入到嵌锁组装工艺制备的CFRP方形蜂窝之间，制备了多级复合材料蜂窝结构，对其平压性能和三点弯曲性能进行了理论预报和试验验证，并绘制了失效模式机制图，此外，Zhou等^[25]也进行了类似的研究工作。

Russell等^{[20, 26-27]}和Park等^[28]研究了嵌锁组装成型技术制备的薄壁CFRP方形蜂窝夹芯结构的剪切性能、静态压缩性能、三点弯曲性能、动态压缩性能和抗泡沫铝子弹冲击性能，分析了相对密度、蜂窝的几何尺寸及原材料类型对结构力学性能的影响。但是在静态三点弯曲性能的研究中并未考虑到面板质量非对称性和试样槽口方向对复合材料蜂窝夹芯结构破坏模式和失效载荷的影响^[27]，而两者又是影响复合材料蜂窝夹芯结构弯曲强度和破坏模式的重要因素。

基于上述研究，本研究采用嵌锁组装成型技术制备了CFRP方形蜂窝夹芯结构，并对夹芯结构整体的面外平压性能和三点弯曲性能做出了进一步研究。相较于之前的研究，本文基于试验结果分析了CFRP方形蜂窝夹芯结构在准静态载荷下的破坏模式、损伤机制和吸能特性；同时也考虑了三点弯曲载荷作用下面板质量非对称性和试样槽口方向对CFRP蜂窝夹芯梁破坏模式和失效载荷的影响，研究结果将为CFRP方形蜂窝夹芯结构在防护和吸能系统的工程应用提供参考。

1.   嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构的制备

1.1   原材料

CFRP方形蜂窝夹芯结构的面板和肋板均选用热压成型工艺制备的碳纤维层合板，由厦门力胜泰复材科技有限公司提供，原材料为纤维体积分数为70vol%的T700S-12K单向纤维预浸料，单层厚度为0.1 mm。面板和芯材使用黑龙江省科学院石油化学院生产的航空用中温固化结构胶膜J-95进行固化粘接，胶膜的面密度为(300±25) g/m²，厚度为0.26~0.32 mm，常温下的剪切强度≥33 MPa。

1.2   试件制备

CFRP方形蜂窝芯材通过机械嵌锁形成，如图1所示为4×4胞元CFRP蜂窝夹芯结构的制备过程，共分为4个阶段：(1) 如图1(a)所示，将层合板加工成尺寸为长度40 mm、宽度16 mm的矩形，利用铣刀在矩形层合板上加工高度为8 mm，宽度为0.8 mm的矩形槽，槽间距为8 mm；(2) 将所有下肋板放置于钢制模具的槽中，然后将上肋板与下肋板垂直放置，使两肋板的槽口相对，利用橡胶锤敲打使两者相互咬合；最后将所有上肋板嵌锁到下肋板的槽口中，利用橡胶锤将CFRP方形蜂窝芯材从钢制模具中敲出，如图1(b)所示；(3) 蜂窝芯材制备完成后，按照图1(c)的顺序，将面板和胶膜紧贴在芯材的上下两侧；(4) 如图1(d)所示，将贴有面板的蜂窝夹芯结构放置于热压机中，在施加0.3 MPa的压力条件下升温至125℃进行固化粘接，并保持该温度2 h。试样在保持压力条件下，自然降温至60℃以下卸压取出试件。

图  1  嵌锁式碳纤维/树脂基复合材料(CFRP)方形蜂窝夹芯结构制备过程

Figure  1.  Fabrication process of carbon fiber reinforced polymer (CFRP) sandwich structure with square honeycomb core based on the interlocking method

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2.   嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构平压性能

2.1   试验及方法

参考标准ASTM-C365/C365M-11a^[29]，在干燥、室温的环境下，采用MTS-880/25T液压伺服试验机(美特斯工业系统有限公司)开展CFRP方形蜂窝夹芯结构的面外平压试验，所有试件均符合标准及相关要求。如图2(b)所示，平压试验中的CFRP蜂窝试件芯材采用4×4的胞元，长宽高分别为40 mm、40 mm、16 mm；蜂窝材料的肋板全部采用统一的[45/0/−45/90]₂铺层设计，厚度为0.8 mm；如图2(c)所示，上下面板也采用统一的[45/−45]₆铺层设计，厚度为1.2 mm。

图  2  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构平压性能试件参数设计

Figure  2.  Parameter design of CFRP sandwich structure with square honeycomb under out-of-plane compressive loading

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被测蜂窝结构放置于试验机两个压盘中心，试验装载平台的上压盘固定，下压盘由液压驱动沿轴向移动加载，初始状态与上下压盘紧密接触。加载平台将压缩载荷垂直施加于试件，位移加载过程中，加载速率为0.5 mm/min。试验机自动记录试验过程中的载荷-位移数据，利用相机记录试件的压缩变形过程，待试件进入密实化阶段后停止试验。准静态面外平压试验共设计了3组重复试验。

2.2   试验结果与讨论

2.2.1   嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构破坏模式

观察试验所获得的应力-应变曲线(图3)可以发现，试验件经过弹性阶段以后应力值达到第一个极值点，然后承载能力迅速下降约50%，进入第一平台应力区；当$\varepsilon$=0.55左右时，试件的承载能力呈线性增长，当应力值达到第二个极值点后，承载能力略微下降，进入有较大剩余强度的第二平台应力区；当$\varepsilon$=0.82左右时，应力迅速上升，试样进入密实化阶段。图4为典型试验件在准静态压缩过程中的变形过程。结合试样2的应力-应变曲线，对不同阶段的破坏模式和失效机制进行详细分析。

图  3  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构面外平压应力-应变曲线

Figure  3.  Stress-strain curves of the CFRP sandwich structure with square honeycomb under the out-of-plain compressive loading

σ_p—First peak stress

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图  4  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构在准静态压缩载荷作用下不同应变阶段的破坏模式

Figure  4.  Failure progress of the CFRP sandwich structure with square honeycomb under the quasi-static out-of-plain compressive loading in different strain stages

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当$\varepsilon$=0~0.13时，蜂窝芯材的变形处于线弹性阶段，蜂窝胞壁的变形量较小。图4(a)为$\varepsilon$=0.031时的试样，蜂窝壁未见明显的破坏。由应力-应变曲线(图3)可见，随着应变的增加，应力大致呈线性增长；但是试样2的线性阶段的线性度略有偏移，这是由于CFRP蜂窝结构采用嵌锁组装工艺制备，加工误差导致在装配过程中形成部分槽口位置未完全接触，因此在加载过程中槽口之间会有小范围调整，影响应力-应变曲线在弹性阶段的线性度。在$\varepsilon$=0.09时，应力突然下降后又呈线性增长，这是由于在加载过程中CFRP蜂窝的内部产生了局部的破坏，但并未影响整体结构的承载能力。

将CFRP方形蜂窝结构平压试验应力-应变曲线上的初始破坏应力定义为第一峰值应力点${\sigma _{\rm{p}}}$，当应力达到第一峰值点后，蜂窝的变形进入破坏阶段。以试样2为例，如图3所示，当应变$\varepsilon$=0.13时所对应的应力值为第一峰值应力${\sigma _{\rm{p}}}$。图4(b)为$\varepsilon$=0.156时的试样，应力值正处于第一峰值点和第一平台应力区之间的过渡段，此时蜂窝结构出现沿槽口附近的肋板断裂、开槽侧肋板的失稳及肋板中间点附近的轻微分层。造成以上破坏模式的原因主要有两点：(1) 蜂窝肋板的槽口造成了纤维的不连续，并且机械加工易造成肉眼不可见的原始分层破坏，因此大大降低了开槽侧肋板的力学性能；(2) 在加载过程中，槽口位置易产生应力集中，使破坏先从槽口附近产生。由应力-应变曲线可见，达到初始破坏应力值后，结构变形已经进入非线性阶段，随着加载的继续，应力迅速下降，然后进入第一平台应力区。应力-应变曲线进入平台区后，蜂窝结构发生持续性的破坏。图4(c)为$\varepsilon$=0.406时的试样，此时蜂窝结构的开槽侧肋板因压缩和失稳引起了大面积的分层；开槽侧肋板与面板粘接的一端被压溃，所有肋板均沿槽口位置产生断裂，出现明显的纤维断裂和抽拔，但是未开槽侧肋板只发生局部的倾斜，未观测到明显的破坏。如图3所示，第一平台应力区的应变范围大概在$\varepsilon$=0.15~0.55之间，第一平台应力值持续保持在初始破坏应力值的50%左右，结构仍然具有一定的承载能力。

当$\varepsilon$=0.5，CFRP方形蜂窝夹芯结构的面板与未开槽肋板部分的断裂面接触。图4(d)为$\varepsilon$=0.594时的试样，此时蜂窝肋板开槽部分已经全部断裂并被挤压到未开槽肋板部分形成的空隙中；因肋板开槽部分的断裂也造成局部未开槽肋板部分产生失稳和分层。由应力-应变曲线(图3)可见，加载到$\varepsilon$=0.55后，随着应变的增加，应力呈线性增长并迅速达到极大值，定义该应力值为第二峰值应力点。第二峰值点应力值等于或略高于第一峰值点的应力值，说明未开槽肋板部分具有较强的承载能力。图4(e)为$\varepsilon$=0.719时的试样，该阶段的应力值达到第二峰值点后，因持续的加载导致未开槽肋板部分与面板接触端产生断裂和压溃。结构的进一步破坏造成承载能力的下降，应力也随应变的增加而迅速降低。

图4(f)为试样处于应力-应变曲线的第二次平台应力区，$\varepsilon$=0.813。二次平台比一次平台区域持续的时间短，但平台应力值高。此阶段蜂窝结构的肋板在剩余空间内产生大范围的断裂和压溃，出现大量的纤维抽拔和碎屑。随着载荷的增加，蜂窝胞壁堆叠逐渐达到致密点，进入密实化阶段(图4(g)，$\varepsilon$=0.906)，蜂窝芯材已经完全失去了原本的构型，此阶段结构的压缩应力-应变曲线呈现快速上升状态(图3)。

2.2.2   嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构强度、模量及吸能特性

对于蜂窝结构，相对密度是一个非常重要的概念，它表示胞元中的实体材料占整个胞元的体积分数，同时也表征了胞元材料的孔隙率。对于平压实验中所使用的嵌锁组装工艺制备的方形截面蜂窝，相对密度可由下式计算得到：

式中：${\rho _{\rm{c}}}$是方形蜂窝芯材的等效密度；${\rho _{\rm{s}}}$为母材的密度；$n$表示蜂窝肋板开槽的数量；$L$为蜂窝肋板的长度；$t$是蜂窝肋板的厚度。由式(1)可得面外压缩试验所使用的CFRP蜂窝的相对密度$\bar \rho {\rm{ = }}$0.19。

CFRP方形蜂窝结构芯材平均密度为0.28 g/cm³，由准静态压缩的应力-应变曲线可得夹芯结构平均压缩强度为33.11 MPa，弹性模量为714.68 MPa。

在评价CFRP方形蜂窝结构的压缩性能时，平台应力和比吸能是两个常用的评估指标，而通过能量效率法^[30]可以获得平台应力和密实应变，从而进一步求出CFRP蜂窝结构的比吸能。由能量效率法可以得到能量吸收效率因子$\eta$，其定义为到达到名义应变$\varepsilon$时吸收的能量与相应的名义应力$\sigma$的比值，即

当能量效率因子$\eta$达到最后一个极大值时所对应的名义应变定义为密实应变${\varepsilon _{\rm{d}}}$，即

由密实应变可以定义相应的平台区${\sigma _{{\rm{pl}}}}$，即

由于嵌锁组装工艺制备的CFRP蜂窝结构压缩应力-应变曲线出现两段应力平台区，因此需要分别定义，即第一平台应力为

第二平台应力为

式中：${\varepsilon _{{\rm{y - 1}}}}$取应力-应变曲线上第一个峰值应力点所对应的应变值；${\varepsilon _{{\rm{d - 1}}}}$取能量效率因子第一个极大值所对应的应变值；${\varepsilon _{{\rm{y - 2}}}}$取能量效率因子第一个极小值所对应的应变值；${\varepsilon _{{\rm{d - 2}}}}$取与密实应变相同的值，如图5所示；ε_y为屈服应变，对应于平台区的起始点。

图  5  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构面外平压应力-应变曲线和能量吸收效率-应变曲线

Figure  5.  Compressive stress-strain curves and energy absorption efficiency-strain curves of the CFRP sandwich structure with square honeycomb

σ_pl-1—First plateau stress; σ_pl-2—Second plateau stress; ε_d-1—Onset of the first dencification; ε_d-2—Onset of the full dencification; ε_y-1—Strain at yield; ε_y-2—End of the second plateau regime

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如表1所示，由式(2)计算可得CFRP方形蜂窝的密实应变为0.82，第一平台应力为15.10 MPa，第二平台应力与第一峰值应力处于同一水平，达到35.93 MPa。

表  1  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构面外平压试验结果

Table  1.  Experimental results of the CFRP sandwich structure with square honeycomb under the out-of-plain compressive loading

	${\rho _{\rm{c}}}$/(g·cm−3)	Strength/MPa	Stiffness/MPa	${\sigma _{{\rm{pl - 1}}}}$/MPa	${\sigma _{{\rm{pl - 2}}}}$/MPa	${\varepsilon _{\rm{d}}}$	ASE/(J·g−1)
Specimen1	0.28	33.52	748.99	15.62	35.62	0.82	61.39
Specimen2	0.28	35.60	681.70	13.88	31.65	0.82	56.79
Specimen3	0.28	30.20	713.35	15.80	40.53	0.83	68.54
Average	0.28	33.11	714.68	15.10	35.93	0.82	62.24
Notes：${\rho _{\rm{c}}}$—Density of the core； ${\varepsilon _{\rm{d}}}$—Onset strain of densification; ASE—Specific energy absorption.

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通过准静态的面外压缩试验可以非常简单地评估CFRP方形蜂窝结构的能量吸收特性。通过试验可以观察到CFRP方形蜂窝具有较大的峰值应力和两段应力平台，因而在作为能量吸收材料方面具有潜在的应用。单位质量的能量吸收(Specific energy absorption，A_SE)可以通过压缩应力-应变曲线下的面积与蜂窝芯材密度的比计算得出^[11]，即

本研究中3个试样的芯材密度都为${\rho _{\rm{c}}}{\rm{ = }}0.28$，由式(7)可得CFRP方形蜂窝芯材的比吸能为62.24 J/g。

3.   嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯结构三点弯曲性能

为了保证CFRP方形蜂窝夹芯梁质量相同的条件下，探究面板质量非对称性对蜂窝夹芯梁破坏模式和失效载荷的影响，设计了3种不同厚度面板的试验件，如图6所示。试件A的面板设计为上面板0.8 mm，铺层设计为[45/−45]₄，下面板1.6 mm，铺层设计为[45/−45]₈；试件B的上下面板为统一厚度1.2 mm，铺层设计均为[45/−45]₆；试件C的上面板为1.6 mm，铺层设计为[45/−45]₈，下面板0.8 mm，铺层设计为[45/−45]₄。

图  6  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁三点弯曲性能试样参数设计

Figure  6.  Parameter design of CFRP sandwich structure with square honeycomb under the three-point bending load

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3.1   试验及方法

CFRP方形蜂窝夹芯梁的准静态三点弯曲实验参考标准ASTM C393—00^[31]，在室温条件下，采用华龙电子万能实验机(上海华龙测试仪器有限公司，WDW-100C)进行。试验时夹芯梁试件放置于两个支撑轴上方，通过一个圆柱体加载压头进行加载，三点弯曲支撑轴及加载压头为直径均为20 mm的圆柱体，跨距为200 mm，准静态的加载速率为1 mm/min。如图7(a)所示为用于三点弯曲试验试样的长肋板几何尺寸示意图；CFRP方形蜂窝芯材几何尺寸为长306 mm，宽40 mm，高16 mm，如图7(b)所示；图7(c)为粘贴面板的CFRP方形蜂窝夹芯梁的示意图和实物图。

图  7  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁三点弯曲性能测试试样

Figure  7.  Specimens of CFRP sandwich structure with square honeycomb under the three-point bending load

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3.2   试验结果与讨论

图8(a)为试件A的准静态三点弯曲试验的载荷-挠度曲线。加载初期，曲线呈直线上升，蜂窝夹芯梁主要发生弹性变形，图8(b)为挠度d=4 mm时的试样；随着载荷的增加，在加载压头附近蜂窝芯材的胞壁首先从槽口附近发生斜向断裂，然后沿着槽口方向引起面板皱曲，继而引起面板的脱粘(如图8(c)~8(e)，d=12~14 mm)，这一阶段的载荷-挠度曲线迅速下降(图8(a))；随着加载的继续，面板的脱粘面积逐渐增大，蜂窝胞壁的断裂程度继续增加(图8(f)，d=30 mm)，载荷-挠度曲线呈缓慢上升及突然下降循环的波动状态(图8(a))。

图  8  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁试样A在三点弯曲载荷作用下的载荷-挠度曲线和破坏模式

Figure  8.  Load-deflection curve and failure progress of specimen A of CFRP sandwich structure with square honeycomb under three-point bending load

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图9为试验件C的准静态三点弯曲试验的载荷-挠度曲线。与试验件A类似，加载初期曲线呈直线上升，蜂窝夹芯结构处于弹性阶段，图9(b)为挠度d=3 mm时的试样；随着位移的增加，载荷逐渐增大，当面板与芯材之间的剪切应力达到最大值，不能传递剪应力时，发生了局部面芯脱粘失效，曲线也迅速下降(图9(a))，图9(c)为挠度d=8 mm时的试样；随着位移的增加，加载压头下方的蜂窝胞壁发生挤压变形(图9(d)为挠度d=18 mm时的试样)，继而引发了上下面板相应位置的脱粘。

图  9  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁试样C在三点弯曲载荷作用下的载荷-挠度曲线和破坏模式

Figure  9.  Load-deflection curve and failure progress of specimen C of CFRP sandwich structure with square honeycomb under three-point bending load

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试样A和C均以长肋板的槽口朝上的方向放置与两圆柱体支撑轴上。通过对比试样A和C可以发现，两者的载荷-挠度曲线趋势表现基本一致(图10)，并且在加载过程中均出现了面芯脱粘、芯材的纤维断裂和挤压的破坏模式，但是试样C(上面板1.6 mm，下面板0.8 mm)的初始破坏载荷(4589.2 N)要高于试样A(上面板0.8 mm，下面板1.6 mm)的初始破坏载荷(4134.3 N)，说明对于质量相同的CFRP方形蜂窝夹芯梁，配置较厚的上面板可以提高夹芯梁的承载能力和初始失效载荷。

图  10  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁试样A和试样C在三点弯曲载荷作用下的载荷-挠度曲线

Figure  10.  Load-deflection curves of specimen A and C of CFRP sandwich structure with square honeycomb under three-point bending load

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图11(a)为试验件B的准静态三点弯曲实验的载荷-挠度曲线。加载初期曲线呈直线上升，蜂窝夹芯结构处于弹性阶段，未发生破坏。图11(b)为挠度d=3 mm时的试样；随着位移的增加，在加载压头下方的蜂窝芯材胞壁发生轻微断裂(如图11(c)所示为挠度d=8 mm时的试样)，此阶段荷-挠度曲线从峰值载荷点有略微的下降，但是仍然保持较高的承载能力；继续加载，加载压头下方的槽口位置因拉伸发生开裂，槽口逐渐张开(如图11(d)所示为挠度d=18 mm时的试样)，此阶段荷-挠度曲线有较大幅度的下降；图11(e)为挠度d=28 mm时的试样，此时槽口的开裂已导致面板与槽口位置产生裂纹，裂纹的传播引起了下面板与蜂窝芯材的大面积脱粘，造成了结构承载能力迅速下降，继而引发上面板与芯材的脱粘和芯材的剪切破坏，载荷-挠度曲线也呈直线陡降至较低幅度(图11(a))。

图  11  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁试样B在三点弯曲载荷作用下的载荷-挠度曲线和破坏模式

Figure  11.  Load-deflection curve and failure progress of specimen B of CFRP sandwich structure with square honeycomb under three-point bending load

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试样B以长肋板的槽口向下的方向放置与两圆柱体支撑轴上方。通过对比可发现试样B与试样A、C的载荷-挠度曲线(图12)和破坏模式均存在较大区别。试样B的初始破坏始于槽口的开裂，继而引发裂纹引起面板脱粘和最终的芯材剪切破坏，此外，试样B的初始破坏载荷(3045.3 N)低于试样A、C的初始破坏载荷。造成三者之间的区别主要是由试样初始放置的方向差异导致。试验结果表明由嵌锁组装工艺制备的CFRP方形蜂窝的弯曲性能和破坏模式与试样的槽口朝向相关，长肋板槽口向上时夹芯梁的承载能力更强。

图  12  嵌锁式CFRP方形蜂窝夹芯梁试样A、B和C在三点弯曲载荷作用下的载荷-挠度曲线

Figure  12.  Load-deflection curves of specimen A, B and C of CFRP sandwich structure with square honeycomb under three-point bending load

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4.   结 论

(1) 利用嵌锁组装工艺制备的相对密度为0.19的碳纤维/树脂基复合材料(CFRP)方形蜂窝夹芯结构的平压强度为33.1 MPa，模量为714.68 MPa，密实应变为0.82，芯材的比吸能为62.24 J/g；在面外平压载荷作用下，载荷-位移曲线出现双平台应力，第一平台应力为15.10 MPa，第二平台应力为35.93 MPa，CFRP蜂窝结构出现二次平台应力段可大幅度提高其吸能能力，通过设计调控有望在吸能防护系统中得到更广泛的应用。

(2) 在面外平压载荷作用下，CFRP方形蜂窝的槽口位置存在原始缺陷和应力集中，加载过程中首先从槽口附近产生肋板断裂；随后因肋板的开槽部分承载能力较弱，极易产生失稳，继而引起未开槽部分的渐进破坏；当应变等于0.5时，夹芯结构的上面板开始与肋板的未开槽部分接触，结构继续承载，第二平台应力与第一峰值应力处于同一水平，说明利用嵌锁组装工艺制备的CFRP方形蜂窝结构达到极限载荷后仍具有较强的承载能力。

(3) 对于质量相同的CFRP方形蜂窝夹芯梁，配置较厚的上面板可以提高夹芯梁的承载能力和初始失效载荷。

(4) 由嵌锁组装工艺制备的CFRP方形蜂窝夹芯梁的弯曲性能和破坏模式与试样的槽口朝向相关，长肋板槽口向上时夹芯梁的承载能力更高。