图1 雷击试验平台
Fig.1 Lightning strike test platform
摘要 碳纤维增强聚合物（CFRP）复合材料应用广泛，但与金属及合金相比电导率较低，遭遇雷击时易发生损毁。该文通过雷击损伤形貌观察、C扫描探伤、压缩强度测试及电-热耦合仿真等方式，对比了雷电流A分量和C分量单独作用下CFRP层合板的散流特性及损伤特性。研究发现，在A分量作用下CFRP层合板表面铺层产生长约120mm、宽约30mm，与铺层方向一致呈45°的纤维炸裂带；在C分量作用下CFRP层合板产生直径约60mm的圆形烧蚀坑。与未损伤件相比，A分量作用后层合板弹性模量基本不变，C分量作用后层合板弹性模量减小，两种电流分量作用后层合板最大压缩强度均略微增大。电-热耦合计算结果表明，A分量作用过程中CFRP层合板损伤分布具有明显的方向性，各层损伤方向与铺层方向一致；C分量作用过程中CFRP层合板各层损伤分布一致，但与铺层方向无关。CFRP在两种分量作用下计算损伤分布与试验损伤形貌结果基本吻合。该文揭示了具有显著特征的两种分量雷电流对CFRP层合板的损伤机理，为CFRP层合板的雷电防护提供依据。
关键词：碳纤维复合材料 雷电流直接效应 损伤机理 雷电流分量 电热耦合
风能作为一种清洁、可再生能源，已被广泛开发利用[1]。近年来，风机叶片尺寸逐渐增大，使其更易遭受雷击[2-4]，严重时甚至导致风电机组停运。碳纤维复合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer, CFRP）以高性能碳纤维为增强体，以环氧树脂为基体固化成型，具有比强度高、质量轻、耐疲劳和耐腐蚀等性能和优点[5-7]，被广泛应用于风机叶片[8-10]。但是，与传统金属材料相比，CFRP电导率较低，约为铝电导率的1/1 000[11-12]，导致相同雷击条件下CFRP损伤程度较金属材料更为严重。研究CFRP雷击损伤机理能为其雷击防护措施提供参考依据。
自然界中雷电过程包含首次回击、继后回击、连续电流等阶段，其中首次回击及继后回击具有持续时间短、幅值高、陡度大等特点[13-14]；连续电流具有持续时间长、转移电荷量大等特点[15]。实验室模拟雷电流注入试验是研究CFRP雷击损伤特性的重要手段，表征波形的特征参数包含峰值电流、作用积分和持续时间。根据SAE-APR-5416[16]，A分量电流模拟首次回击电流，峰值为(200±10%)kA，作用积分为(2×106±20%)A2s，电流衰减到1%峰值的时间不超过500μs；C分量电流模拟连续电流分量，电流幅值为200～800A，持续时间为0.25～1s，转移的电荷量为(200±20%)C。目前，对A分量和C分量这两类典型分量雷电流对CFRP层合板损伤效应及机理区别的认识尚不清楚。
国内外学者针对类似A分量的雷电流脉冲对CFRP损伤开展雷击模拟试验研究较为活跃。P. Feraboli等发现雷电流脉冲主要沿CFRP的碳纤维方向传导[17-18]。Y. Hirano等研究了电流峰值和作用积分对CFRP层合板的损伤形貌及特征，发现不同波形的雷电流对CFRP的损伤机理具有差异[19]。肖尧等发现不同分区雷电流组合对CFRP造成的损伤模式基本一致，均在雷击附着点附近产生明显的树脂基烧蚀、热解和纤维断裂等现象[20]。姚学玲等[21]和孙晋茹等[22]对CFPR层合板开展了雷电流分量连续注入试验，分析了CFRP的雷击损伤程度，采用雷电流连续注入模式，认为新增损伤是由新增雷电流分量单独导致的。在连续雷电流作用过程中，前序施加的雷电流分量可能对CFRP层合板的物理特性造成影响，同时也会影响后序分量的损伤效应。有必要针对CFRP开展单独雷击分量试验，以厘清不同雷电流分量与CFRP的交互作用及雷电损伤机理。
除上述模拟雷击试验研究外，许多研究者还采用有限元方法开展了CFRP的雷击损坏效应计算分析。丁宁等模拟了雷电流注入CFRP，根据烧蚀后的温度分布评估了雷电流烧蚀尺寸变化规律，发现电导率、热导率、比热容等物理参数对碳纤维损伤结果均存在影响[23-24]。T. Ogasawara等[25]和L. Chemartin等[26]通过计算发现，雷电流产生的焦耳热是CFRP损伤的主要因素，提出可以利用温度场分布表示CFRP的损伤形貌。
本文利用人工模拟雷击试验系统对CFRP层合板分别施加A分量和C分量，分析了两种雷电流分量单独对CFPR层合板造成的损伤面积、纤维断裂形态及最大压缩强度差异，进一步利用有限元仿真软件ABAQUS研究了A分量和C分量雷电流注入CFPR层合板时多层铺层的温度场动态发展过程，结合试验与计算结果对比了A分量与C分量作用于CFRP时损伤机理的差异。
雷电流损伤试验使用T700/LT-03A碳纤维环氧树脂基复合材料层合板，铺层设计为[45/0/ -45/90/-45/0]s，单层纤维厚度0.125mm，每六层为一个循环，共24层，层合板平面几何尺寸为500mm×300mm×3mm。
为开展CFRP雷电流分量损伤试验，设计了以环氧树脂为材质的试验架，搭建了如图1所示的雷击试验平台。试验架材质选用绝缘性能优良的环氧树脂材料，主体由三层环氧树脂板组成，层与层之间由环氧树脂支柱支撑。试验布置示意图如图2所示，分别于CFRP层合板中心施加雷电流A分量和C分量，A分量电流利用型号为4418的Pearson线圈，C分量电流采用HIOKI 3275钳形电流探头测量。
图1 雷击试验平台
Fig.1 Lightning strike test platform
图2 试验布置
Fig.2 Test layout
试验后对层合板损伤形貌、损伤面积、纤维变化等进行观察，同时进行C扫描探伤。最后开展CFRP层合板压缩强度测试，对比未损伤件与A分量、C分量作用后CFRP层合板的测试结果。
雷击试验系统可以产生符合SAE-ARP-5416标准的雷电流波形，试验中产生的A分量与C分量波形如图3所示。图3a中，A分量电流峰值为194kA，作用积分为1.6×106A2s，电流衰减到1%峰值的时间为268.7μs；图3b中，C分量电流幅值为488.8A，持续时间为0.51s，转移的电荷量为240C。雷击试验系统产生的A分量和C分量波形均符合要求。
图3 雷电流分量波形
Fig.3 Lightning current component waveforms
在A分量作用过程中，能够观察到耀眼白光并听到巨大爆炸声响，随后可以看到从纤维板表面产生白烟，同时纤维燃烧产生了刺激性气味；C分量作用过程中，白光持续时间更久，层合板表面燃烧可持续数秒。雷电流损伤试验后CFRP层合板损伤全貌及损伤细节如图4所示。
图4 损伤全貌及细节
Fig.4 The damaged test objects and details of damaged area
图4a和图4b为CFRP层合板在注入A分量雷电流后的雷击损伤形貌。雷击附着点附近表层树脂沿45°铺层方向发生热解，且距离附着点越近热解越剧烈；表面数层碳纤维发生了翘起和断裂，以首层45°铺层方向的纤维最为严重，形成了长约120mm、宽约30mm的45°纤维炸裂带，炸裂带以附着点为中心呈中心对称分布。透过断裂的首层纤维，可以看到次层0°方向和第三层-45°方向纤维出现起毛现象，附着点附近少数纤维轻微翘起，极少数纤维留下烧蚀痕迹。
在CFRP层合板注入C分量雷电流后的雷击损伤宏观形貌如图4c和图4d所示。CFRP层合板中心区域有近似直径约为60mm的烧蚀圆坑，透过烧蚀坑可以发现除首层外，临近表面层也有烧蚀痕迹。与注入A分量的层合板相比，其表面未出现45°方向纤维炸裂带，纤维翘起现象并不明显，翘起纤维的长度也较小。损伤区域较为集中在烧蚀坑内，坑外有黑色炭化颗粒物附着。烧蚀圆坑内翘起的碳纤维长度基本相同，可见各处烧蚀程度基本相同，损伤特性明显较为集中。同时，层间树脂汽化产生的气泡不断在层合板内积累，造成分层，当层间气压大于耐受值时发生爆炸。爆炸形成的冲击波带动纤维燃烧产生的黑色炭化颗粒物向外扩散，并最终附着于烧蚀坑外的层合板表面。
C扫描全称穿透法超声波C型扫描，是一种比较常用的无损伤超声波检测方法。本文采用的超声波检测设备为美国物理声学公司三轴多功能超声波水浸全自动探伤系统，在CFRP层合板上方探头发射超声波，另一个探头在层合板下方接收穿透层合板后的超声波，根据底面探头接收到的超声波强弱来判断损伤大小，可对比A分量和C分量对CFRP层合板损伤差异。
A分量和C分量作用后的CFRP层合板C扫描结果如图5所示，图中，AMP为平均质量百分比（Average Mass Percentage, AMP）。图5中浅色区域表示完好区域，深色区域表示损伤区域。图5中两块CFRP层合板四个角处深色区域是由扫描中固定层合板的器械导致的，中部均有两条深色线，是由于CFRP层合板背面中心部位存在用于固定的加强肋。
图5 CFRP层合板C扫描结果
Fig.5 C-scan results of CFRP laminate
注入A分量的CFRP层合板C扫描结果中，深色区域呈45°方向分布，层合板中心部位主要为深色区域，存在少量浅色区域，表明A分量作用于CFRP时，首层纤维会沿铺层方向损伤。注入C分量的CFRP层合板C扫描结果中，深色区域呈圆形分布，层合板中心全部为深色，比图5a中心位置更深，说明C分量作用于CFRP时，损伤更为集中，且损伤以注入点为中心均匀分布。
对比A分量和C分量对CFRP层合板的雷击损伤形貌，可见在A分量雷电流作用下的CFPR损伤与铺层方向一致，具有明显的方向性。CFRP层合板在C分量作用下的损伤效果主要集中在中心点附近区域，近似呈圆形分布，且烧蚀坑外有黑色炭化颗粒。
采用高载荷伺服液压测试系统对A分量和C分量雷击损伤后的CFRP层合板开展了压缩强度试验。为进行对比，还开展了未损伤试件的压缩强度试验。压缩试样的加载速度为0.5mm/min，在层合板两端粘贴厚度约为1.5mm的纤维增强塑料板作为加强片，CFRP层合板压缩试验如图6所示，结果如图7所示。
图6 CFRP层合板压缩试验
Fig.6 Residual compressive strength test of CFRP laminate
图7 载荷曲线对比
Fig.7 Comparison of load curves
压缩强度计算公式为
（1）
式中，
为压缩强度，MPa；Pb为载荷，N；b为层合板宽度，b=300mm；h为层合板厚度，h=4mm。
弹性模量是指材料在外力作用下产生单位长度弹性形变所需要的应力，在载荷随位移变化曲线中可用线性上升阶段的斜率表征相对大小，反映材料抵抗弹性变形能力。
根据图7，未损伤件、A分量作用后的层合板及C分量作用后的层合板的最大压缩强度分别为16.00MPa、16.33MPa和17.02MPa，两种分量作用均使层合板最大压缩强度略微增大。与未损伤件相比，A分量作用后的CFRP层合板最大压缩强度增大2.06%，稳定线性上升阶段斜率基本不变，表明A分量基本不影响层合板的弹性模量；C分量作用后的CFRP层合板最大压缩强度增大6.38%，稳定线性上升阶段斜率减小，C分量作用使层合板弹性模量减小。
上述试验结果获取了不同典型分量雷电流对CFRP的损伤形貌，但试验结果只能展示不同分量作用后的最终结果，本文利用ABAQUS进一步仿真研究A分量和C分量注入过程中损伤动态变化。
CFRP与雷电流作用是电-热-力相互耦合的过程，包括电介质击穿、热效应及声冲击等，目前的研究结果表明，雷电流对CFRP损伤主要是由雷电流产生的焦耳热导致的，因此在数值仿真中可对作用过程进行简化[21,27]，仿真计算中忽略了声冲击、热对流问题，主要考虑焦耳热对CFRP层合板损伤。
利用ABAQUS对CFRP进行模拟雷击损伤分析。综合考虑CFRP的各向异性及物理性能与温度之间的关联情况，包括雷击过程中材料发生热解、熔化和汽化等行为后的物理性能。雷击模拟分析过程可分为两个部分：一为雷电流注入过程，计算CFRP层合板模型各结点电动势和温度等电、热参数；二为雷电流作用后CFRP层合板模型的热分析，以热参数计算为主。CFRP多分量雷电流损伤电热耦合分析的数值计算理论如下：
电荷守恒方程为
（2）
式中，V为任一控制体的体积；S为表面积；n为S的向外法线；J为电流密度（单位面积电流）；rc为单位体积的内部电流源。
利用电场的定义，欧姆定律可改写为
（3）
式中，
、E和
分别为电动势、电场和电导率。假定电导率与电场无关，将欧姆定律引入电荷守恒方程，得到了电学分析的基本方程为
（4）
焦耳定律中，导体中电流的焦耳热能量功率为
（5）
采用基本的能量守恒关系式来描述热量的传导方式，热传导的基本方程为
（6）
式中，θ、κ、ρ、
、q、r分别为微单元的温度、热导率、密度、比热容、朝向控制体V的热流密度、热产生密度。
利用ABAQUS进行CFRP层合板雷电流不同分量损伤电热耦合分析时，在每个时间增量中依次进行电学分析和热学分析，计算每个时间增量后各结点的电动势和温度等参数。
搭建了与试验所用CFRP层合板一致的三维实体模型，与试验样品尺寸一致，为500mm×300mm× 3mm。将模型沿Z轴垂直方向均分为24层，每层厚度为0.125mm，与试验所用CFRP层合板铺层方向[45/0/-45/90/-45/0]s对应，并利用电热耦合单元对模型进行网格划分，模型搭建示意图如图8所示。
图8 三维有限元模型
Fig.8 Three-dimensional finite element model
在CFRP的雷击损伤的电热耦合分析过程中，分别设置材料在不同温度下沿各方向的热导率、电导率、密度和比热容。雷电流载荷设置可以实现不同分量加载，载荷注入点为CFRP层合板模型上表面的几何中心，载荷持续时间与对应的分析步时长保持一致。将模型下表面选为接地面，该面电动势为0。由于CFRP层合板雷击过程中侧面与接地面放电，因此侧面电动势也为0。在热边界条件设置中，模型下表面设为绝热面，不与外界发生热量交换，上表面及侧面均对外热辐射。试验环境温度设置为25℃，热辐射系数为0.9。环氧树脂在300℃时开始热解，600℃时完全热解，因此在仿真结果中，将温度低于300℃的区域设置为黑色，表示尚未开始热解；高于600℃的区域设置为灰色，表示完全热解。
A分量和C分量分别注入CFPR层合板时，分析CFPR损伤形貌随时间的变化过程，A分量与C分量单独作用的损伤扩展特性随时间变化的计算结果分别如图9和图10所示。
图9 A分量雷击损伤扩展特征
Fig.9 Simulated damage results caused by component A at various times
由图9可知，A分量注入CFRP时，随着时间增长，首层碳纤维沿45°方向温度明显升高，具有显著的方向性，这与试验结果中形成与铺层方向相同的纤维炸裂带结果一致，表明A分量作用于CFRP时，电流将会沿着铺层方向散流。CFRP层合板在结构上具有各向异性，其电导率和热导率也具有典型的各向异性。当A分量作用时，电流沿铺层的方向散流，电流流经处产生焦耳热对碳纤维材料造成损伤。
图10 C分量雷击损伤扩展特征
Fig.10 Simulated damage results caused by component C at various times
图10中，CFRP注入C分量后，随时间增长，损伤并未沿CFRP首层45°方向，表明当C分量作用于CFRP时，电流沿纤维铺层扩散现象不明显，C分量作用于CFRP时损伤更可能向四周均匀扩散。
A分量和C分量作用结束后，CFRP临近上表面4层的温度场分布结果分别如图11和图12所示。临近上表面的四层铺层方向分别为[45/0/-45/90]s，由图11可知，A分量作用下，各铺层的温度场分布均沿铺层方向，且在首层方向性最为明显，表明电流在各铺层沿碳纤维铺层方向散流，且主要沿首层铺层散流。
图11 A分量作用后CFRP各层温度场
Fig.11 Simulated temperature fields of CFRP layers caused by component A
图12 C分量作用后CFRP各层温度场
Fig.12 Simulated temperature fields of CFRP layers caused by component C
图12中，C分量作用下各铺层的温度场分布与各铺层方向不一致，且各层方向一致，在注入点附近均匀分布。在雷击模拟试验中，C分量对CFRP层合板形成近似圆形烧蚀坑，试验结果与计算结果一致，表明C分量作用下电流向四周散流，从而形成近似圆形的集中损伤形貌。
本文分别对CFPR层合板注入雷电流A分量及C分量，观测试验后的CFRP层合板损伤形貌及纤维断裂形式等。同时利用ABAQUS计算雷电流作用于CFRP层合板时的温度场变化，分析不同分量对CFPR损伤的动态变化过程及各层的损伤形貌，展示随着雷电流不同分量的注入过程中CFRP层合板损伤形貌及不同铺层的损伤变化过程。通过上述方法，总结了雷电流A分量和C分量对CFRP层合板的损伤机理，分别如图13与图14所示。
图13 CFRP层合板A分量损伤机理示意图
Fig.13 Damage mechanism of CFRP laminate for component A
图13中，A分量作用于CFRP层合板时，首先CFRP表面燃烧，雷电流沿铺层方向传导，紧接着发生爆炸，CFRP层合板表面产生白烟，同时伴有刺激性气味。由计算结果可知，各层碳纤维铺层的高温分布均具有明显方向性，试验结果表明，CFRP层合板首层纤维断裂方向与铺层方向一致，与S. Yamashita等[28]试验结果一致。
图14 CFRP层合板C分量损伤机理示意图
Fig.14 Damage mechanism of CFRP laminate for component C
在A分量雷击损伤试验中，当持续时间较短且衰减速度快的A分量电流作用时，纤维燃烧时间较短，因此燃烧仅停留在翘起的纤维末梢。在放电瞬间，因层合板厚度方向的热导率较纤维方向小得多，中心点处的热量倾向于沿纤维方向传递，雷电流沿首层45°方向纤维铺层方向迅速传导。能量瞬间通过狭窄的放电通道释放，在表层45°纤维铺层方向产生大量焦耳热，在树脂热解气体爆炸冲击波作用下纤维大量翘起造成纤维炸裂带，形成与首层铺层方向一致的纤维炸裂带。雷电流会沿着首层铺层方向散流，具有明显的方向性，因此A分量对CFRP层合板损伤是由雷电流产生的焦耳热和爆炸共同引起的。
由2.3节可知，C分量作用于CFRP层合板时，各层温度场均匀分布，与铺层方向无关，层合板损伤形貌呈近似圆形分布，表明C分量电流散流没有明显方向性。在雷击损伤试验中，C分量作用产生的高温使表层碳纤维剧烈燃烧，燃烧加速了层合板温度上升，热传递致使多层树脂也逐渐热解汽化，表面多层纤维剧烈燃烧，并向外逐渐扩散形成圆形烧蚀坑。王建国等[29]试验发现，C分量铝板作用会产生一个或两个6mm×4mm椭圆形的凸起，本文发现C分量作用于CFRP层合板会产生一个直径为60mm的烧蚀圆坑，具有明显烧蚀痕迹。铝板是各向同性的，CFRP是各向异性的，但C分量作用于二者损伤形貌类似，说明C分量作用于CFRP层合板不具有方向性。
C分量注入CFRP层合板时，层合板表面剧烈燃烧，导致表面碳纤维铺层烧蚀损伤。由于C分量作用时间长，层合板表面碳纤维铺层损伤后，C分量继续作用导致层合板碳纤维发生燃烧。C分量作用结束后，层合板表面碳纤维燃烧仍会持续数秒。因此，C分量对CFRP产生近似圆形烧蚀坑是由C分量作用时间久产生大量焦耳热及层合板自身燃烧导致的。
由1.5节可见，与未损伤件相比，A分量作用后层合板弹性模量基本不变，C分量作用后层合板弹性模量减小，两种电流分量作用后层合板最大压缩强度均略微增大。出现这种现象的原因在于，雷电流A分量与C分量作用于CFRP层合板时，电流散流过程中产生大量焦耳热，使层合板碳纤维及环氧树脂等受热硬化。因此，在两种分量雷电流作用后，CFRP层合板的最大压缩强度均略有增大。A分量作用于CFRP层合板时，首层铺层发生爆炸，但其余部分损伤较轻，与未损伤件相比，A分量作用后的层合板弹性模量基本不变。C分量持续时间久，产生大量焦耳热，同时CFRP层合板碳纤维发生剧烈燃烧，层合板内部的环氧树脂受热汽化，导致层合板分层，弹性模量减小。
在A分量作用下，试验中CFRP层合板形成了长约120mm、宽约30mm的45°纤维炸裂带，仿真结果为长70mm、宽27mm的带状损伤；在C分量作用下，试验中CFRP层合板产生近似直径为60mm的圆形烧蚀坑，仿真结果为近似直径34mm的损伤，仿真得到的损伤形貌均小于试验结果。出现上述现象是因为除电流焦耳热产生损伤外，注入A分量的CFRP层合板还会发生爆炸，导致层合板损伤效果增强；注入C分量的碳纤维材料在试验结束后还将继续燃烧，也进一步导致损伤增大。本文电热耦合仿真计算只考虑了焦耳热效应，今后可考虑雷击损伤多物理过程，以提高计算准确度。
本文对CFRP层合板分别注入雷电流A分量和C分量，分析不同典型分量雷电流对层合板损伤差异，并测试雷击试验后层合板的压缩强度。同时，采用电热耦合计算，研究了雷电流A分量和C分量对碳纤维复合材料损伤过程及特性差异，主要结论有：
1）峰值194kA的A分量电流注入CFRP层合板时，层合板首层产生长约120mm、宽约30mm的与铺层方向一致的纤维炸裂带，第2层和第3层只形成了毛边。A分量电流将沿着碳纤维铺层方向进行散流，产生的焦耳热使碳纤维燃烧、树脂分解成为气体并形成爆炸冲击。因A分量电流作用时间短，且层合板厚度方向的热导率较纤维方向小得多，热量易于沿纤维方向传导，因此对CFRP首层损伤严重，但对两层及以下层损伤较弱。
2）电流转移电荷量为240C的C分量电流注入CFRP层合板时，层合板中心形成直径约60mm的烧蚀圆坑。C分量电流持续时间长且转移电荷量大导致CFRP层合板严重损伤，电流产生大量焦耳热，CFRP层合板剧烈燃烧并向四周扩散形成近似圆形烧蚀坑。
3）压缩测试结果表明，与未损伤CFRP层合板相比，A分量作用后层合板首层损伤严重，但次层及以下的铺层损伤较轻，层合板的弹性模量和最大压缩强度基本不变。C分量作用时产生大量焦耳热，层合板表面燃烧剧烈，内部碳纤维受热汽化膨胀，铺层结构蓬松，层合板的弹性模量减小。
4）A分量作用过程中CFRP层合板每一层温度场分布与铺层方向一致，与层合板损伤方向与铺层方向一致的试验现象吻合，表明A分量对CFRP层合板损伤在其每一层均具有明显方向性。C分量作用计算结果表明，CFRP层合板各层温度分布方向一致，但与方向无关，结合对应形成圆形烧蚀坑的试验结果，可以发现C分量对CFRP层合板损伤没有方向性。
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Differences in Damage Characteristics of Lightning Current Components A and C to Carbon Fiber Reinforced Polymer
Abstract Carbon fiber reinforced polymer (CFRP) composite materials are widely used. However, comparing with metals and alloys, due to the lower electrical conductivity, CFRP are prone to being damaged when subjected to lightning strikes. In this study, the current dispersion and damage characteristics of CFRP laminates under the separate injection of lightning current components A and C are compared through the morphology inspection, the ultrasonic C-scan, the residual compressive strength test, and the coupled electric-thermal simulation. It is found that under the current component A, the surface layer of the CFRP laminate produces a fiber burst zone with a length of roughly 120mm and a width of roughly 30mm, whose direction is consistent with that of the laminate. In contrast, after the application of current component C, a circular ablation pit with a diameter of roughly 60mm is produced. Comparing with the undamaged laminate object, the elastic modulus of the laminate after the injection of current component A is scarcely changed, whereas that of the laminate after the injection of current component C is reduced. The maximum compressive strengths of the laminate are slightly increased after the injection of the two components. In the coupled electrical-thermal simulation, the temperature field distribution of the CFRP laminate during the delivery of the component A has obvious directionality, which is consistent with the direction of each layer. The temperature field distribution of each layer of CFRP laminate remains unchanged during the delivery of component C, but it does not relate with the direction of each layer. The temperature field distribution of CFRP under the injection of the two components is, more or less, consistent with the experimental morphology. Obtained results in this paper reveals the damage mechanism of CFRP laminates by two lightning current components with distinctive characteristics, and can provide a basis for lightning protection of CFRP laminates.
keywords：Carbon fiber composite material, lightning current direct effect, damage mechanism, lightning current component, coupled electrical-thermal
DOI:10.19595/j.cnki.1000-6753.tces.L90497
中图分类号：TB332；V258
国家自然科学基金（51807144）和重大基础科研计划（2019207029）资助项目。
收稿日期 2020-07-11
改稿日期 2020-11-09
周 蜜 男，1986年生，博士，副教授，博士生导师，研究方向为雷电防护与接地技术。E-mail：zhoumi927@whu.edu.cn
王建国 男，1968年生，教授，博士生导师，研究方向为雷电防护与接地技术、高电压绝缘与测量技术等。E-mail：wjg@whu.edu.cn（通信作者）
（编辑 崔文静）