拉压不同模量的缝合三明治夹芯结构梁弯曲性能

拉压弹性模量差异对泡沫铝夹芯板三点弯曲模拟的影响强斌;刘宇杰;阚前华;陈哲【摘要】泡沫铝材料是一种典型的拉压双模量材料，即受拉与受压时弹性模量不同。

使用ABAQUS 有限元软件对泡沫铝夹芯板的三点弯曲行为进行了模拟。

首先，对泡沫铝芯层采用可压缩泡沫模型，通过对芯层的受拉区和受压区采用不同的弹性模量来讨论拉压弹性模量差异对夹芯板三点弯曲行为的影响。

同时，在泡沫铝压缩响应一致的情况下，对可反映拉压弹性模量差异的孔洞模型和未考虑拉压弹性模量差异的可压缩泡沫模型的夹芯板三点弯曲模拟结果进行了比较。

研究表明，泡沫铝芯层的弹性模量对夹芯板的三点弯曲行为模拟有较大影响。

若不考虑泡沫铝拉压弹性模量的差异，得到的夹芯板三点弯曲情况下的加载刚度和屈服荷载明显偏低。

%Aluminum foam was a typical bimodulous material with different elastic moduli in tension and com-pression.The three-point bending behaviors of sandwich panel were simulated using ABAQUS FEA software. The crushable foam material constitutive model was used to simulate aluminum foam core,and the different e-lastic moduli were adopted in tension and compression zone to study the influence of the elastic moduli.Fur-thermore,the void model with bimodulous character was usedto simulate the three-point bending response of aluminum foam sandwich panels.Based on the same monotonic compression response of aluminum core,the simulated results of void model were compared with that of crushable foam model without bimodulous charac-ter.It was shown thatthe elastic moduli of aluminum foam core has a great influence on the three-point bending behavior of aluminum foam sandwich panels.If thebimodulous effects of aluminum foam was neglected,the simulated loading stiffness and yield load are obviously on low side for the three-point bending behaviour of alu-minum foam sandwich panel.【期刊名称】《功能材料》【年(卷),期】2013(000)018【总页数】5页(P2701-2705)【关键词】拉压双模量;泡沫铝夹芯板;可压缩泡沫模型;三点弯曲;数值模拟【作者】强斌;刘宇杰;阚前华;陈哲【作者单位】西南交通大学力学与工程学院，四川成都 610031;西南交通大学力学与工程学院，四川成都 610031;西南交通大学力学与工程学院，四川成都610031;西南交通大学力学与工程学院，四川成都 610031【正文语种】中文【中图分类】TG146.21 引言泡沫铝作为一种新型的轻质功能材料，其具有低密度、高强度、高刚度比、吸声、吸能等特性，被广泛应用于航天航空、汽车、建筑装饰等领域[1，2]。

拉压不同模量矩形板的双向弯曲问题
张良飞;姚文娟
【期刊名称】《上海大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2017(023)001
【摘要】拉压不同模量矩形板的双向弯曲的中性轴可以从两个弯曲方向考虑.基于不同模量理论,利用静力平衡方程推导了不同模量矩形板的中性轴位置,再利用Kantorovich变分法求解了不同模量矩形板的挠曲线方程,并将得到的数值解和有限元解进行比较,二者较为吻合.计算结果表明,当拉压不同模量的差异较大时,不同模量弯曲矩形板的挠度不宜采用相同模量经典板壳理论.该方法为分析不同模量矩形板和其他结构形式的板的弯曲问题提供了求解思路,并为其在工程中的应用提供了一定的理论参考.
【总页数】10页(P128-137)
【作者】张良飞;姚文娟
【作者单位】上海大学土木工程系,上海200444;上海大学土木工程系,上海200444
【正文语种】中文
【中图分类】TU36
【相关文献】
1.拉压弹性模量不同矩形截面杆的弯曲 [J], 吴晓;罗佑新
2.非线性基础上拉压弹性模量不同矩形板的弯曲 [J], 吴晓;黄翀;杨立军
3.用拉压不同模量理论分析弯曲板 [J], 高潮;刘相斌;吕显强
4.拉压不同模量横力弯曲梁的算法 [J], 申加辉
5.不同拉压弹性模量椭圆板的非线性弯曲 [J], 黄翀;吴晓;马建勋
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拉胀三明治梁在爆炸载荷作用下的动态力学性能研究崔世堂;倪小军;张科【摘要】The numerical method was employed to investigate the dynamic response and the ability of energy absorption of a sandwich beam with auxetic cellular cores under blast loading.Pressure time histories replacing blast loading were applied uniformly on the front facet of the sandwich beam.The back facet'' maximum displacement and energy-dissipating of the sandwich beam were compared with those of the corresponding monolithic one in the premise of the same surface load density.The facets and cores of the sandwich beam were designed parametrically with design parameters of cell thickness, thickness of front panel and expanding angle of cell elements.Under blast loading, it was shown that compared with the corresponding monolithic beam, the sandwich beam can reduce its back facet''s maximum displacement, delay the time of back facet''s reaching the maximum velocity and absorb more energy via plastic deformation of auxetic cores.%通过数值方法考察了芯层采用负泊松比蜂窝的三明治梁在爆炸载荷作用下的动态力学响应和能量吸收能力.采用在三明治梁面层施加均匀载荷的方式代替爆炸载荷,在相同面密度的前提下,就背板的最大位移和复合梁的能量耗散问题和实体梁进行了对比,并对复合梁的面板和芯层进行了参数化设计.设计参数包括胞壁厚度、前面板的厚度、胞元扩张角.在爆炸载荷作用下,和实体梁相比,复合梁可以降低背板最大位移,延迟背部面板到达最大速度时的时间,吸收更多的能量.【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2017(036)013【总页数】6页(P172-177)【关键词】拉胀;负泊松比;三明治梁;有限元仿真【作者】崔世堂;倪小军;张科【作者单位】中国科学院材料力学行为和设计重点实验室中国科学技术大学, 合肥230026;中国科学院等离子体物理研究所, 合肥 230031;中国科学院材料力学行为和设计重点实验室中国科学技术大学, 合肥 230026【正文语种】中文【中图分类】TH113现代工程技术的发展不断需要具有特殊力学性能的新材料，这类材料通常具有独特或与直观现象相反的行为。

现代经济信息全钢三明治板的强度及失效模式的研究现状分析蒋小霞　张天星　刘俊萍 宁夏大学机械工程学院摘要：在美国、德国和中国分别提出“先进制造业伙伴关系(AMP)”、 “工业4.0(Industry4.0)”和“中国制造2025(Made in China 2025)”新一轮制造业改革的浪潮下，产品轻量化理念备受关注。

全钢三明治板是一种新型轻质高强结构，在舰船轻量化领域有着广阔的应用前景。

以舰船轻量化为应用背景，主要从三明治板的结构类型、全钢三明治板的制造方法和全钢三明治板的强度及失效模式三方面进行综述，发现在全钢三明治板的强度及失效的研究中有3个方面的问题亟待解决：需尽快解决全钢三明治板在较低载荷时接头开裂而致使承载能力得不到充分发挥的问题；焊接接头失效后的维护和再制造问题；探索并找寻新的结构设计及优化方法，进而开展大量试验研究，并结合数值计算，降低总体舰船的设计风险。

关键词：全钢三明治板；强度；焊接接头中图分类号：TB383.4 文献识别码：A 文章编号：1001-828X(2016)036-000328-02全钢三明治板(All Steel Sandwich Panels)是一种设计灵活、性能优异的新型轻质高强结构，不仅具有高比强度、高比刚度、冲击性能良好和耐碰撞等优异特点，而且其结构可以模块化设计和制造，因此近年来引起了国内外研究者的青睐。

目前，国外全钢三明治板已成功应用于船舶、汽车、建筑、桥梁等众多领域[1]。

全钢三明治板属于复合材料范畴，是一类由上、下面板以及诸如波纹型、蜂窝型、桁架型等全钢夹芯构成的一种结构板，这种结构特征决定其力学性能具有各向异性的特点。

在面板和芯板所构成的空心部分填充一些低密度的高分子材料或者泡沫金属能进一步提升其抗冲击，隔热，防腐等性能。

实际上，早在1950年，人们认识到金属三明治板的“夹芯效应”，提议将其作为一种新的工业分支来发展。

但因为当时的激光功率发生器十分昂贵，以致制造成本太高，市场难以接受，金属三明治板在当时并未发展起来。

ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ２０２３，４５（３）：５８４⁃５９０ＤＯＩ：１０ １６５７９／ｊ．ｉｓｓｎ．１００１ ９６６９ ２０２３ ０３ ０１１∗２０２１１００８收到初稿，２０２１１１１６收到修改稿㊂山西省自然科学基金面上项目（２０２１０３０２１２２４１１１），国家自然科学基金青年项目（１１６０２１６０），西安交通大学机械结构强度与振动国家重点实验室开放课题（ＳＶ２０１９⁃ＫＦ⁃０１），山西省 １３３１工程 重点创新团队项目资助㊂∗∗于志强，男，１９９６年生，山西运城人，汉族，太原理工大学硕士研究生，主要研究方向为纤维增强复合材料夹芯结构的力学性能分析㊂∗∗∗郭章新（通信作者），男，１９８３年生，山东菏泽人，汉族，太原理工大学副教授，博士，主要研究方向为复合材料及其结构的力学性能分析㊂∗∗∗∗梁建国，男，１９７５年生，山东菏泽人，汉族，太原理工大学教授，博士，主要研究方向为碳纤维复合材料开发及应用㊂复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能∗ＴＨＲＥＥＰＯＩＮＴＢＥＮＤＩＮＧＰＥＲＦＯＲＭＡＮＣＥＯＦＣＯＭＰＯＳＩＴＥＨＯＮＥＹＣＯＭＢＳＡＮＤＷＩＣＨＳＴＲＵＣＴＵＲＥ于志强∗∗１，３㊀郭章新∗∗∗１，２㊀卫世义１㊀梁建国∗∗∗∗４㊀李永存１，５㊀郑伟鹏１（１．太原理工大学机械与运载工程学院应用力学研究所，太原０３００２４）（２．华阳新材料科技集团有限公司，阳泉０４５０００）（３．西安交通大学航天学院机械结构强度与振动国家重点实验室，西安７１００４９）（４．太原理工大学机械与运载工程学院先进成形与智能装备研究院，太原０３００２４）（５．太原理工大学材料强度与结构冲击山西省重点实验室，太原０３００２４）ＹＵＺｈｉＱｉａｎｇ１，３㊀ＧＵＯＺｈａｎｇＸｉｎ１，２㊀ＷＥＩＳｈｉＹｉ１㊀ＬＩＡＮＧＪｉａｎＧｕｏ４㊀ＬＩＹｏｎｇＣｕｎ１，５㊀ＺＨＥＮＧＷｅｉＰｅｎｇ１（１．ＩｎｓｔｉｔｕｔｅｏｆＡｐｐｌｉｅｄＭｅｃｈａｎｉｃｓ，ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＶｅｈｉｃｌｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）（２．ＨｕａｙａｎｇＮｅｗＭａｔｅｒｉａｌＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙＧｒｏｕｐＣｏ．，Ｌｔｄ．，Ｙａｎｇｑｕａｎ０４５０００，Ｃｈｉｎａ）（３．ＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＳｔｒｅｎｇｔｈａｎｄＶｉｂｒａｔｉｏｎｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｓｐａｃｅ，ＸｉᶄａｎＪｉａｏｔｏｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｘｉᶄａｎ７１００４９，Ｃｈｉｎａ）（４．ＡｄｖａｎｃｅｄＦｏｒｍｉｎｇａｎｄＩｎｔｅｌｌｉｇｅｎｔＥｑｕｉｐｍｅｎｔＲｅｓｅａｒｃｈＩｎｓｔｉｔｕｔｅ，ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌａｎｄＶｅｈｉｃｌｅＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）（５．ＳｈａｎｘｉＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＭａｔｅｒｉａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ＆ＳｔｒｕｃｔｕｒａｌＩｍｐａｃｔ，ＴａｉｙｕａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｔａｉｙｕａｎ０３００２４，Ｃｈｉｎａ）摘要㊀通过三点弯曲试验研究了纤维增强复合材料铝蜂窝夹芯结构的力学性能㊂分析了不同面板类型（碳纤维面板㊁玻璃纤维面板㊁碳纤维／玻璃纤维面板）以及面板厚度和芯体孔径大小对结构破坏模式㊁极限载荷和能量吸收的影响㊂结果表明，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构相较于其他两种结构，其极限载荷和能量吸收更强；面板越厚，芯体孔径越小，结构的极限载荷和能量吸收越强；面板厚度对于能量吸收影响较大，芯体孔径对极限载荷影响较大㊂对碳纤维／铝蜂窝夹芯结构进行有限元模拟，对其破坏变形过程进行对比分析后，验证了模型的有效性，为试验的设计和分析提供了指导与帮助㊂关键词㊀复合材料㊀蜂窝夹芯结构㊀三点弯曲㊀极限载荷㊀能量吸收中图分类号㊀ＴＢ３３２㊀㊀㊀㊀㊀㊀Ａｂｓｔｒａｃｔ㊀Ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｅｒｅｓｔｕｄｉｅｄｂｙｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｔｅｓｔ．Ｔｈｅｅｆｆｅｃｔｓｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔｔｙｐｅｓｏｆｐａｎｅｌｓ（ｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ，ｇｌａｓｓｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ，ｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ｇｌａｓｓｆｉｂｅｒｐａｎｅｌ），ｐａｎｅｌｔｈｉｃｋｎｅｓｓａｎｄｃｏｒｅａｐｅｒｔｕｒｅｏｎｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓ，ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｗｅｒｅａｎａｌｙｚｅｄ．Ｔｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔｔｈｅｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｈａｓｓｔｒｏｎｇｅｒｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｔｈａｎｔｈｅｏｔｈｅｒｔｗｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ．Ｔｈｅｔｈｉｃｋｅｒｔｈｅｐａｎｅｌ，ｔｈｅｓｍａｌｌｅｒｔｈｅｃｏｒｅａｐｅｒｔｕｒｅ，ｔｈｅｓｔｒｏｎｇｅｒｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｔｈｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅ．Ｔｈｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｏｆｔｈｅｐａｎｅｌｈａｓａｇｒｅａｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ，ａｎｄｔｈｅａｐｅｒｔｕｒｅｏｆｔｈｅｃｏｒｅｈａｓａｇｒｅａｔｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｎｔｈｅｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄ．Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｔｈｅｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆｉｔｓｆａｉｌｕｒｅａｎｄｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｐｒｏｃｅｓｓｖｅｒｉｆｙｔｈｅｖａｌｉｄｉｔｙｏｆｔｈｅｍｏｄｅｌ，ａｎｄｐｒｏｖｉｄｅｇｕｉｄａｎｃｅａｎｄｈｅｌｐｆｏｒｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｄｅｓｉｇｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ㊀Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌ；Ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ；Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇ；Ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄ；Ｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８５㊀㊀Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇａｕｔｈｏｒ：ＧＵＯＺｈａｎｇＸｉｎ，Ｅ⁃ｍａｉｌ：ｗｏｘｉｎｔａｎｒａｎ２１５＠１６３．ｃｏｍ，Ｔｅｌ：＋８６⁃３５１⁃６０１４００８，Ｆａｘ：＋８６⁃３５１⁃６０１４００８ＴｈｅｐｒｏｊｅｃｔｓｕｐｐｏｒｔｅｄｂｙｔｈｅＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＳｈａｎｘｉＰｒｏｖｉｎｃｅ（Ｎｏ．２０２１０３０２１２２４１１１），ｔｈｅＮａｔｉｏｎａｌＮａｔｕｒａｌＳｃｉｅｎｃｅＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｏｆＣｈｉｎａ（Ｎｏ．１１６０２１６０），ｔｈｅＯｐｅｎｉｎｇＦｏｕｎｄａｔｉｏｎｆｏｒＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＳｔｒｅｎｇｔｈａｎｄＶｉｂｒａｔｉｏｎｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ（Ｎｏ．ＳＶ２０１９⁃ＫＦ⁃０１），ａｎｄｔｈｅ １３３１ｐｒｏｊｅｃｔ ＫｅｙＩｎｎｏｖａｔｉｏｎＴｅａｍｓｏｆＳｈａｎｘｉＰｒｏｖｉｎｃｅ．Ｍａｎｕｓｃｒｉｐｔｒｅｃｅｉｖｅｄ２０２１１００８，ｉｎｒｅｖｉｓｅｄｆｏｒｍ２０２１１１１６．０㊀引言㊀㊀复合材料蜂窝夹芯结构是一种具有高比强度，高比刚度的新型轻质复合材料结构，由具有高强度㊁高模量的复合材料面板和低密度㊁多功能性的蜂窝芯子组成［１］㊂因其结构可以有效提升材料利用率，减轻构件质量，同时隔热㊁隔音㊁透薄性能良好，能有效提升结构抗弯刚度，因而广泛应用于航空航天㊁汽车及船舶等其他工程领域［２⁃４］㊂ＷＡＮＧＺ等［５］提出碳纤维复合材料夹芯结构是一种很好的能量吸收结构㊂ＧＩＢＳＯＮＬＪ等［６］提出了适合蜂窝夹芯结构的单胞理论，阐述了蜂窝夹芯结构的机械性能与芯体孔径的性能和几何形状的关系㊂彭可望［７］采用试验与数值模拟相结合的方法，研究了铝合金蜂窝夹芯结构面板与芯子之间黏结界面的力学断裂性能，为铝合金蜂窝夹芯结构的界面设计提供了数据支持㊂许多学者对蜂窝夹芯结构的力学性能和破坏模式进行了研究㊂ＳＵＮＺ等［８］研究了三点弯曲试验不同加载速率对碳纤维／蜂窝夹层结构力学性能的影响，通过将碳纤维黏结在蜂窝芯的小孔上改善界面，解释了裂纹隔离现象是防止夹层试件界面损伤的主要机制㊂ＯＧＡＳＡＷＡＲＡＴ等［９］采用高速观测摄像机观察了碳纤维增强复合材料／ＮｏｍｅｘＴＭ蜂窝夹芯板的弯曲失效过程，阐明了夹芯板受弯破坏机制㊂石姗姗等［１０］利用有限元软件Ａｂａｑｕｓ建立了碳纤维／铝蜂窝夹芯结构三点弯曲的模型，研究了Ｋｅｖｌａｒ短纤维界面增韧对碳纤维／铝蜂窝夹芯结构宏观力学性能的影响，增韧界面未发生界面脱黏，而是芯体撕裂导致面芯剥离㊂ＵＤＤＩＮＭＮ等［１１］对碳纤维预浸料复合材料的无黏结蜂窝夹层结构和使用额外胶黏剂的碳纤维蜂窝夹芯结构进行了比较研究㊂ＳＵＢＨＡＮＩＴ［１２］通过三点弯曲试验研究了蜂窝夹层结构的力学性能，优化了蜂窝芯和面板的固化参数㊂一些学者通过试验和数值模拟研究了复合材料蜂窝夹层结构的损伤［１３⁃１５］㊁平压性能［１６⁃１９］㊁轴向压缩性能［２０⁃２１］㊂本文通过三点弯曲试验研究了纤维／铝蜂窝夹芯结构的宏观力学性能，讨论了面板类型㊁面板厚度㊁芯体孔径对纤维／铝蜂窝夹芯结构的极限载荷㊁能量吸收和破坏模式的影响规律㊂同时，通过对纤维／铝蜂窝夹芯结构的有限元模拟，对其在三点弯曲下的变形形态和破坏模式做出分析㊂１㊀试验１ １㊀材料及试件制备㊀㊀本文研究的是碳纤维／铝蜂窝夹芯结构，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构㊂铝蜂窝芯体孔径分别为１ ５ｍｍ㊁２ｍｍ㊁３ｍｍ，蜂窝壁厚为０ ０５ｍｍ㊁高度为９ｍｍ㊂碳纤维面板使用面密度为２００ｇ／ｍ２的Ｔ３００平纹编织碳纤维，玻璃纤维面板使用面密度为４００ｇ／ｍ２的玻璃纤维㊂环氧树脂及固化剂使用北京科斯拉公司生产的ＥＰＯＬＡＭ２０４０ＲＥＳＩＮ与ＥＰＯＬＡＭ２０４２ＨＡＲＤＥＮＥＲ，环氧树脂和固化剂的质量比为１００ʒ３２，此树脂体系在室温（２５ħ）下的黏度为３１０ｍＰａ㊃ｓ㊁密度为１ １０ｇ／ｃｍ３㊂采用真空辅助成型工艺（ＶａｃｕｕｍＡｓｓｉｓｔｅｄＲｅｓｉｎＩｎｆｕｓｉｏｎ，ＶＡＲＩ）制备碳纤维面板㊁玻璃纤维面板和碳纤维／玻璃纤维面板，将铝蜂窝和制备好的面板裁剪为相同尺寸后，使用ＥＰＯＬＡＭ２０４０／２０４２按图１所示将其组装固化㊂图１㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构示意图Ｆｉｇ．１㊀Ｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ１ ２㊀测试及试验设计㊀㊀本文采用ＧＯＴＥＣＨ高铁检测仪器万能试验机进行三点弯曲试验，如图２所示，试验机通过控制位移实现准静态加载，加载速率为２ｍｍ／ｍｉｎ，测压传感器量程为３０ｋＮ㊂当试件发出较大噪声且试件承载力突然降低时，认为试件被破坏，试验终止㊂㊀５８６㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀图２㊀试验装置Ｆｉｇ．２㊀Ｔｅｓｔｄｅｖｉｃｅ根据ＡＳＴＭＣ３９３Ｍ⁃０６［２２］设计三点弯曲试件尺寸㊂上下面板类型有３种，分别为碳纤维面板㊁玻璃纤维面板㊁碳纤维／玻璃纤维面板；碳纤维面板层数分别为４层㊁５层㊁６层；玻璃纤维面板层数分别为３层㊁４层㊁５层；碳纤维／玻璃纤维面板层数分别为３层［ＧＣＧ］㊁４层［ＧＣＧＣ］㊁５层［ＧＣＧＣＧ］，碳纤维面板单层板厚约为０ ２５ｍｍ，玻璃纤维面板单层板厚约为０ ３５ｍｍ㊂试件总长ｌ＝１２０ｍｍ，宽度ｂ＝４０ｍｍ，跨长Ｓ＝８０ｍｍ，芯层厚度ｃ＝９ｍｍ，试件分类见表１㊂表１㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构试件分类Ｔａｂ．１㊀Ｃｌａｓｓｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｐｅｃｉｍｅｎｓ试件类型Ｓｐｅｃｉｍｅｎｔｙｐｅ面板类型Ｐａｎｅｌｔｙｐｅ芯层孔径Ｔｈｅｃｏｒｅｌａｙｅｒａｐｅｒｔｕｒｅ／ｍｍ面板层数ＴｈｅｌａｙｅｒｎｕｍｂｅｒｏｆｐａｎｅｌＣ４ＡＣＦＲＰ１ ５４Ｃ５ＡＣＦＲＰ１ ５５Ｃ６ＡＣＦＲＰ１ ５６Ｃ６ＢＣＦＲＰ２６Ｃ６ＣＣＦＲＰ３６Ｇ３ＡＧＦＲＰ１ ５３Ｇ４ＡＧＦＲＰ１ ５４Ｇ５ＡＧＦＲＰ１ ５５Ｇ５ＢＧＦＲＰ２５Ｇ５ＣＧＦＲＰ３５Ｈ３ＡＨＦＲＰ１ ５３Ｈ４ＡＨＦＲＰ１ ５４Ｈ５ＡＨＦＲＰ１ ５５Ｈ５ＢＨＦＲＰ２５Ｈ５ＣＨＦＲＰ３５２㊀结果与讨论２ １㊀不同面板类型试件的破坏模式㊀㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图３所示，对不同面板类型的纤维／铝蜂窝夹芯结构在三点弯曲载荷下的破坏模式进行对比分析㊂由图３可以看出，在０⁃Ａ阶段，三个试件趋势基本一致，Ｃ６Ａ试件在加载位移达到３ｍｍ时，极限载荷约图３㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．３㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ６Ａ，Ｇ４Ａ，Ｈ５Ａ为２１３０Ｎ，Ｈ５Ａ试件在加载位移达到３ ６ｍｍ时，极限载荷约为１８４５Ｎ，Ｇ４Ａ试件在加载位移达到２ｍｍ时，极限载荷约为１４８７Ｎ㊂加载头附近芯层状态完好，无压塌迹象，芯层两侧出现铝蜂窝芯壁剪切变形㊁发生褶皱㊂在Ａ⁃Ｂ阶段，Ｃ６Ａ㊁Ｈ５Ａ试件载荷缓慢下降，进入平稳流动阶段，同时芯层剪切变形情况愈发明显，剪切破坏区域逐渐扩大，随着加载头位移逐渐增加，芯层剪切刚度大幅下降，上面板弯曲变形逐渐加大直至折断破坏，纤维／铝蜂窝夹芯结构逐步发生整体破坏㊂此阶段Ｇ４Ａ试件出现多一个波峰的情况，在加载位移逐渐增加时，玻璃纤维面板弯曲变形增大，由于玻璃纤维面板韧性较强，上面板发生部分断裂，并未完全断裂，试件载荷稍微下降，随着位移增加，加载头与上面板接触面积变大，载荷达到另一个峰值，其余破坏模式与Ｃ６Ａ㊁Ｈ５Ａ试件相同㊂在Ｂ⁃Ｃ阶段，随加载位移的增加，试件左右两侧倾斜角度越来越大，载荷缓慢下降到最低点后逐渐增加，下面板逐渐发生弯曲变形，载荷到达峰值后，下面板发生断裂，试件失效㊂同时，由于玻璃纤维韧性较强，Ｃ６Ａ试件在加载位移达到１６ｍｍ时，下面板断裂，试件失效，Ｈ５Ａ试件的失效位移为２０ｍｍ，Ｇ４Ａ试件的失效位移为２１ ５ｍｍ㊂试件失效图如图４所示㊂对比Ｃ６Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｈ５Ａ这三种不同面板类型试件的破坏模式发现，在试件厚度基本一致的情况下，极限载荷差距明显，Ｃ６Ａ试件的极限承载力较Ｇ４Ａ试件极限承载力高４３％，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｇ４Ａ试件极限承载力高２４％㊂这表明厚度条件一定下，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构承载力更高㊁强度更高，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构次之；而玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构承载变形能力更强，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构次之㊂２ ２㊀面板厚度的影响㊀㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ的载荷⁃位移曲线如图５所示㊂图５中，Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ三个试件破坏模式大体相似，夹芯结构发生弯曲⁃剪切㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８７㊀㊀图４㊀试件失效图Ｆｉｇ．４㊀Ｓｐｅｃｉｍｅｎｆａｉｌｕｒｅｄｉａｇｒａｍ变形，由于Ｃ６Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ４Ａ面板厚度依次降低，面板承载力降低，其载荷⁃位移曲线也呈现依次下降趋势㊂在加载位移达到３ｍｍ时，Ｃ６Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ４Ａ的极限载荷分别为２１３０Ｎ㊁１８１０Ｎ㊁１５５０Ｎ，试件达到极限载荷后，结构逐步发生破坏，直至失效㊂其中，Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ试件在加载位移１０ｍｍ左右时，随加载位移的增加，载荷缓慢增加，直至下面板弯曲折断；Ｃ４Ａ试件在加载位移１０ｍｍ之后载荷没有升高，而是进入平缓阶段保持稳定，由于面板较薄，刚度较低，面板破坏载荷与此时载荷值相近，没有发生载荷升高迹象㊂图５㊀试件Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．５㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ４Ａ，Ｃ５Ａ，Ｃ６Ａ对比Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ三个碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｃ６Ａ试件极限承载力较Ｃ４Ａ试件极限承载力高３７％，Ｃ５Ａ试件极限承载力较Ｃ４Ａ试件极限承载力高１７％㊂该结果表明，碳纤维面板越厚，结构极限承载力越强，并且差别明显㊂玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图６所示㊂试件在加载位移２ｍｍ时到达极限载荷，随着加载位移逐渐增加，加载头与试件上面板接触面积增大，芯层发生剪切变形，试件上面板发生弯曲变形并出现部分断裂㊂图６㊀试件Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．６㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＧ３Ａ，Ｇ４Ａ，Ｇ５Ａ试件极限载荷情况如表２所示㊂对比Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ三个玻璃纤维／铝蜂窝夹芯板试件发现，Ｇ５Ａ试件极限承载力较Ｇ３Ａ试件极限承载力高５３％，Ｇ４Ａ试件极限承载力较Ｇ３Ａ试件极限承载力高３４％㊂该结果表明，玻璃纤维面板越厚，结构极限承载力越强，并且差别很明显㊂表２㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构试件三点弯曲状态下的极限载荷与能量吸收Ｔａｂ．２㊀Ｕｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄａｎｄｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｕｎｄｅｒｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｓｔａｔｅ试件类型Ｓｐｅｃｉｍｅｎｔｙｐｅ极限载荷ＵｌｔｉｍａｔｅｌｏａｄＦ／Ｎ能量吸收ＥｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎＥ／ｍＪＣ４Ａ１５５０１８４２５Ｃ５Ａ１８１０２１８３５ ５Ｃ６Ａ２１３０２８３５６Ｃ６Ｂ１８００２４０９９ ５Ｃ６Ｃ１４００２１３４５Ｇ３Ａ１１１０１６３４３ ４Ｇ４Ａ１４８７２１３７５ ５Ｇ５Ａ１７０２２６６７１Ｇ５Ｂ１２６２１８００３ ６Ｇ５Ｃ８３０１３０３０ ４Ｈ３Ａ１４００１４８０４Ｈ４Ａ１５８０２１４６０ ９Ｈ５Ａ１８４５２６９９２ ４Ｈ５Ｂ１３８０１９４３０Ｈ５Ｃ１２６０１７７６５ ２碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线如图７所示㊂在图７中，Ｈ３Ａ试件在加载位移１ｍｍ时达到极限载荷１４００Ｎ；Ｈ４Ａ和Ｈ５Ａ试件在加载位移３ ６ｍｍ时达到极限载荷，分别为１５８０Ｎ和１８４５Ｎ㊂之后的破坏模式和失效过程类似，载荷位移逐渐增加，试件发生弯曲⁃剪切变形，直至面板被破坏，试件失效㊂对比Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ三个碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｈ３Ａ试件极限承载力高３２％，Ｈ４Ａ试件极限承载力较Ｈ３Ａ㊀５８８㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀图７㊀试件Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．７㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＨ３Ａ，Ｈ４Ａ，Ｈ５Ａ试件极限承载力高１３％㊂该结果表明，碳纤维／玻璃纤维面板越厚，结构极限承载力越强㊂２ ３㊀芯体孔径的影响㊀㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ的载荷⁃位移曲线如图８所示㊂在图８中，Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件破坏模式和失效演变过程有所差别，Ｃ６Ａ在加载位移３ｍｍ时达到极限载荷２１３０Ｎ，Ｃ６Ｂ在加载位移０ ８ｍｍ时达到极限载荷１８００Ｎ，Ｃ６Ｃ在加载位移０ ６５ｍｍ时达到极限载荷１４００Ｎ㊂随着铝蜂窝芯体孔径增加，芯层剪切刚度下降，达到极限载荷后，Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件随载荷位移增加，芯层发生剪切变形，部分压塌，然后加载头与上面板接触面积逐渐增加，上面板起主要承载作用㊂图８㊀试件Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．８㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＣ６Ａ，Ｃ６Ｂ，Ｃ６Ｃ对比Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ三个碳纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｃ６Ａ试件极限承载力较Ｃ６Ｃ试件极限承载力高５２％，Ｃ６Ｂ试件极限承载力较Ｃ６Ｃ试件极限承载力高２９％㊂该结果表明，芯体孔径越小，结构极限承载力越强，差别比较明显㊂玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ的载荷⁃位移曲线如图９所示㊂对比Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ三个玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｇ５Ａ试件极限承载力较Ｇ５Ｃ试件极限承载力高１０５％，Ｇ５Ｂ试件极限承载力较Ｇ５Ｃ试件极限承载力高５２％㊂该结果表明，芯层孔径越小，结构图９㊀试件Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．９㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＧ５Ａ，Ｇ５Ｂ，Ｇ５Ｃ极限承载力越强，并且差距十分明显㊂㊀㊀碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ的载荷⁃位移曲线如图１０所示㊂图１０㊀试件Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ的载荷⁃位移曲线Ｆｉｇ．１０㊀Ｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｏｆＨ５Ａ，Ｈ５Ｂ，Ｈ５Ｃ对比Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ三个碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构试件发现，Ｈ５Ａ试件极限承载力较Ｈ５Ｃ试件极限承载力提高４６％，Ｈ５Ｂ试件极限承载力较Ｈ５Ｃ试件极限承载力提高１０％㊂该结果表明，芯体孔径越小，结构极限承载力越强㊂２ ４㊀夹芯结构的能量吸收㊀㊀纤维／铝蜂窝夹芯结构三点弯曲能量吸收如图１１所示，选取试件０ ２０ｍｍ的载荷⁃位移曲线进行积分㊂整体来看，纤维／铝蜂窝夹芯结构能量吸收的能力较强㊂图１１（ａ）为碳纤维／铝蜂窝夹芯结构能量吸收图，Ｃ４Ａ㊁Ｃ５Ａ㊁Ｃ６Ａ㊁Ｃ６Ｂ㊁Ｃ６Ｃ试件的平均能量吸收分别为１８４２５ｍＪ㊁２１８３５ ５ｍＪ㊁２８３５６ｍＪ㊁２４０９９ ５ｍＪ㊁２１３４５ｍＪ；由此可以发现，芯体孔径越小，试件能量吸收越多；面板厚度越厚，试件能量吸收越多；两者之间，面板厚度的影响更大，变形能量主要存储于面板㊂图１１（ｂ）中，Ｇ３Ａ㊁Ｇ４Ａ㊁Ｇ５Ａ㊁Ｇ５Ｂ㊁Ｇ５Ｃ试件的平均能量吸收分别为１６３４３ ４ｍＪ㊁２１３７５ ５ｍＪ㊁２６６７１ｍＪ㊁１８００３ ６ｍＪ㊁１３０３０ ４ｍＪ；图１１（ｃ）中，Ｈ３Ａ㊁Ｈ４Ａ㊁Ｈ５Ａ㊁Ｈ５Ｂ㊁Ｈ５Ｃ试件的平均能量吸收分别为１４８０４ｍＪ㊁２１４６０ ９ｍＪ㊁２６９９２ ４ｍＪ㊁１９４３０ｍＪ㊁１７７６５ ２ｍＪ；从图１１（ｂ）㊁图１１（ｃ）中所得结论与图１１（ａ）相同㊂㊀第４５卷第３期于志强等：复合材料蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能５８９㊀㊀图１１㊀夹芯结构三点弯曲能量吸收Ｆｉｇ．１１㊀Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｅｎｅｒｇｙａｂｓｏｒｐｔｉｏｎｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ３㊀夹芯结构的三点弯曲有限元分析３ １㊀有限元模型的建立㊀㊀本节采用有限元方法进行模拟计算，为分析预测纤维／铝蜂窝夹芯结构在三点弯曲载荷下的变形和破坏模式提供指导㊂利用Ａｂａｑｕｓ／Ｅｘｐｌｉｃｉｔ建立的三点弯曲试验模型如图１２所示，基于第１ ２节给出的Ｃ４Ａ尺寸，碳纤维面板采用Ｃ３Ｄ８Ｒ单元，铝蜂窝芯体采用Ｓ４Ｒ单元，单元尺寸为１ｍｍ，支撑和加载头为刚体，进行建模㊂有限元分析中，面板与铝蜂窝芯体之间使用ｔｉｅ绑定，视作理想黏接，不考虑脱胶问题㊂使用Ｖｕｍａｔ子程序进行计算，以期准确模拟纤维面板的大变形弯曲及破坏㊂图１２㊀碳纤维／铝蜂窝夹芯结构有限元模型Ｆｉｇ．１２㊀Ｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｏｄｅｌｏｆｔｈｅｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ３ ２㊀载荷响应与变形形态㊀㊀图１３所示是Ｃ４Ａ试件的试验与有限元模拟的载荷⁃位移曲线对比㊂由图１３可以发现，Ｃ４Ａ试件试验与有限元模拟的载荷⁃位移曲线趋势相似，基本吻合，试验所得极限载荷为１５５０Ｎ，有限元模拟所得极限载荷为１６２５Ｎ，相对误差为４ ８％㊂图１４所示是Ｃ４Ａ试件的试验与有限元模拟破坏及变形过程，试验与模拟的破坏模式和失效过程基本相同，吻合较好㊂这表明了建立的有限元模型合理，验证了模型的有效性，对三点弯曲试验具有较高的参考价值㊂４㊀结论㊀㊀本文研究了纤维增强复合材料铝蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能，通过三点弯曲试验与数值模拟的对比，图１３㊀试件Ｃ４Ａ试验仿真载荷⁃位移曲线对比Ｆｉｇ．１３㊀Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆｌｏａｄ⁃ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔｃｕｒｖｅｓｂｅｔｗｅｅｎＣ４Ａｓｐｅｃｉｍｅｎｓｉｍｕｌａｔｉｏｎａｎｄｔｅｓｔ图１４㊀Ｃ４Ａ试件试验与有限元模拟变形形态演化对比Ｆｉｇ．１４㊀ＣｏｍｐａｒｉｓｏｎｏｆＣ４Ａｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙｅｖｏｌｕｔｉｏｎｂｅｔｗｅｅｎｔｅｓｔａｎｄｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ对其面板类型㊁面板厚度㊁芯体孔径对纤维／铝蜂窝夹芯结构的极限载荷㊁能量吸收和破坏模式的影响规律进行了研究，得到了以下主要结论：１）对比碳纤维／铝蜂窝夹芯结构㊁玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构㊁碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构三者之间的破坏模式，玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构载荷⁃位移曲线更加平滑，玻璃纤维面板韧性较强，失效位移较大，变形的能力较强，碳纤维／玻璃纤维／铝蜂窝夹芯结构居中，碳纤维／铝蜂窝夹芯结构次之㊂２）对于面板类型㊁面板厚度和芯体孔径大小对结构极限载荷和能量吸收的影响，碳纤维／铝蜂窝夹芯结㊀５９０㊀机㊀㊀械㊀㊀强㊀㊀度２０２３年㊀构相较于其他两种结构，其极限载荷和能量吸收更强；面板越厚，芯体孔径越小，结构的极限载荷和能量吸收越强；面板厚度对于能量吸收影响较大，芯体孔径对极限载荷影响较大，并且差别非常明显㊂３）碳纤维／铝蜂窝夹芯结构有限元模拟所得的变形过程和破坏模式与试验基本一致，极限载荷相对误差为４ ８％，吻合较好，验证了模型的有效性㊂本文模型可以指导纤维／铝蜂窝夹芯结构的性能分析㊂参考文献（Ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ）［１］㊀ＰＥＴＲＡＳＡ，ＳＵＴＣＬＩＦＦＥＭＰＦ．Ｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｍａｐｓｆｏｒｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，１９９９，４４（４）：２３７⁃２５２．［２］㊀金㊀迪，乔凌云，凡㊀玉．芯层高度对复合材料蜂窝夹层结构总体稳定性的影响［Ｊ］．机械强度，２０１７，３９（５）：１１６４⁃１１６８．ＪＩＮＤｉ，ＱＩＡＯＬｉｎｇＹｕｎ，ＦＡＮＹｕ．Ｅｆｆｅｃｔｏｆｃｏｒｅｈｅｉｇｈｔｏｎｇｅｎｅｒａｌｓｔａｂｉｌｉｔｙｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ，２０１７，３９（５）：１１６４⁃１１６８（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［３］㊀吉国明，付珍娟，寇飞行，等．两种含天线复合材料结构的性能对比［Ｊ］．机械强度，２０１１，３３（２）：３１２⁃３１６．ＪＩＧｕｏＭｉｎｇ，ＦＵＺｈｅｎＪｕａｎ，ＫＯＵＦｅｉＸｉｎｇ，ｅｔａｌ．Ｃｏｎｔｒａｓｔｏｎｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｓｏｆｔｗｏｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈａｎｔｅｎｎａｅ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭｅｃｈａｎｉｃａｌＳｔｒｅｎｇｔｈ，２０１１，３３（２）：３１２⁃３１６（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［４］㊀ＪＩＮＧＬ，ＷＡＮＧＺ，ＮＩＮＧＪ，ｅｔａｌ．Ｔｈｅｄｙｎａｍｉｃｒｅｓｐｏｎｓｅｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｂｅａｍｓｗｉｔｈｏｐｅｎ⁃ｃｅｌｌｍｅｔａｌｆｏａｍｃｏｒｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＢ：Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１１，４２（１）：１⁃１０．［５］㊀ＷＡＮＧＺ，ＬＩＵＪ．ＭｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｆｉｌｌｅｄｗｉｔｈｃｉｒｃｕｌａｒＣＦＲＰｔｕｂｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＢ：Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０１８，１３５：２３２⁃２４１．［６］㊀ＧＩＢＳＯＮＬＪ，ＡＳＨＢＹＭＦ．Ｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃｓｏｆｔｗｏ⁃ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｅｌｌｕｌａｒｍａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．ＰｒｏｃｅｅｄｉｎｇｓｏｆｔｈｅＲｏｙａｌＳｏｃｉｅｔｙｏｆＬｏｎｄｏｎ，１９８２，３８２（１７８２）：４３⁃５９．［７］㊀彭可望．铝蜂窝夹层结构界面断裂性能研究［Ｄ］．大连：大连理工大学，２０１９：２１⁃４８．ＰＥＮＧＫｅＷａｎｇ．Ｓｔｕｄｙｏｎｉｎｔｅｒｆａｃｅｆｒａｃｔｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆａｌｕｍｉｎｕｍｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅ［Ｄ］．Ｄａｌｉａｎ：ＤａｌｉａｎＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９：２１⁃４８（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［８］㊀ＳＵＮＺ，ＣＨＥＮＨ，ＳＯＮＧＺ，ｅｔａｌ．Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ／ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓｗｉｔｈｓｈｏｒｔ⁃ｆｉｂｅｒｔｉｓｓｕｅａｎｄｃａｒｂｏｎ⁃ｆｉｂｅｒｂｅｌｔｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇａｔｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｏａｄｉｎｇｒａｔｅ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＰａｒｔＡ：ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ，２０２１（１４３）：１０６２８９．［９］㊀ＯＧＡＳＡＷＡＲＡＴ，ＹＯＳＨＩＮＡＧＡＨ，ＯＩＷＡＭ，ｅｔａｌ．Ｈｉｇｈ⁃ｓｐｅｅｄｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎｏｆｂｅｎｄｉｎｇｆｒａｃｔｕｒｅｐｒｏｃｅｓｓｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｌａｓｔｉｃｃｏｍｐｏｓｉｔｅ／ＮｏｍｅｘＴＭｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＳａｎｄｗｉｃｈＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓａｎｄＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０２０，２３（６）：１９８７⁃１９９９．［１０］㊀石姗姗，陈秉智，陈浩然，等．Ｋｅｖｌａｒ短纤维增韧碳纤维／铝蜂窝夹芯板三点弯曲与面内压缩性能［Ｊ］．复合材料学报，２０１７，３４（９）：１９５３⁃１９５９．ＳＨＩＳｈａｎＳｈａｎ，ＣＨＥＮＢｉｎｇＺｈｉ，ＣＨＥＮＨａｏＲａｎ，ｅｔａｌ．Ｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｉｎｇａｎｄｉｎ⁃ｐｌａｎｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｃａｒｂｏｎ⁃ｆｉｂｅｒ／ａｌｕｍｉｎｕｍ⁃ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｐａｎｅｌｓｗｉｔｈｓｈｏｒｔ⁃Ｋｅｖｌａｒ⁃ｆｉｂｅｒｔｏｕｇｈｅｎｉｎｇ［Ｊ］．ＡｃｔａＭａｔｅｒｉａｅＣｏｍｐｏｓｉｔａｅＳｉｎｉｃａ，２０１７，３４（９）：１９５３⁃１９５９（ＩｎＣｈｉｎｅｓｅ）．［１１］㊀ＵＤＤＩＮＭＮ，ＧＡＮＤＹＨＴＮ，ＲＡＨＭＡＮＭＭ，ｅｔａｌ．Ａｄｈｅｓｉｖｅｌｅｓｓｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｏｆｐｒｅｐｒｅｇｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｆｏｒｐｒｉｍａｒｙｓｔｒｕｃｔｕｒａｌａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＡｄｖａｎｃｅｄＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄＨｙｂｒｉｄＭａｔｅｒｉａｌｓ，２０１９，２（２）：３３９⁃３５０．［１２］㊀ＳＵＢＨＡＮＩＴ．Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｕｓｉｎｇｔｈｒｅｅ⁃ｐｏｉｎｔｂｅｎｄｔｅｓｔ［Ｊ］．Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙａｎｄＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅＲｅｓｅａｒｃｈ，２０１９，９（２）：３９５５⁃３９５８．［１３］㊀ＫＡＴＵＮＩＮＡ，ＷＲＯＮＫＯＷＩＣＺ⁃ＫＡＴＵＮＩＮＡ，ＤＡＮＥＫＷ，ｅｔａｌ．ＭｏｄｅｌｉｎｇｏｆａｒｅａｌｉｓｔｉｃｂａｒｅｌｙｖｉｓｉｂｌｅｉｍｐａｃｔｄａｍａｇｅｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｂａｓｅｄｏｎＮＤＴｔｅｃｈｎｉｑｕｅｓａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１（２６７）：１１３８８９．［１４］㊀ＤＵＯＮＧＴＨＩＰＴＨＥＷＡＡ，ＬＵＭ，ＤＵＫ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｌｉｇｈｔｎｉｎｇｄａｍａｇｅｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｏｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈ／ｗｉｔｈｏｕｔａｃａｒｂｏｎ⁃ｂａｓｅｄｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎｌａｙｅｒ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１，２６０：１１３４５２．［１５］㊀ＧＵＯＺＸ，ＬＩＺＧ，ＺＨＵＨ，ｅｔａｌ．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｂｏｌｔｅｄｊｏｉｎｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓｕｎｄｅｒｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔ［Ｊ］．ＭａｔｅｒｉａｌｓＴｏｄａｙＣｏｍｍｕｎｉｃａｔｉｏｎｓ，２０２０（２３）：１⁃８．［１６］㊀ＬＩＤＳ，ＹＡＮＧＹ，ＪＩＡＮＧＬ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏｎｔｈｅｆａｂｒｉｃａｔｉｏｎ，ｈｉｇｈ⁃ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅａｎａｌｙｓｉｓｏｆ３Ｄｓｅｖｅｎ⁃ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｂｒａｉｄｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｕｎｄｅｒｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０２１，２６８：１１３９３４．［１７］㊀ＨＥＷ，ＬＩＵＪ，ＷＡＮＧＳ，ｅｔａｌ．Ｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔｂｅｈａｖｉｏｒｏｆＸ⁃ｆｒａｍｅｃｏｒｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ⁃ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｔｈｉｎ⁃ＷａｌｌｅｄＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１８（１３１）：７１８⁃７３５．［１８］㊀ＨＥＷ，ＬＩＵＪ，ＷＡＮＧＳ，ｅｔａｌ．Ｌｏｗ⁃ｖｅｌｏｃｉｔｙｉｍｐａｃｔｒｅｓｐｏｎｓｅａｎｄｐｏｓｔ⁃ｉｍｐａｃｔｆｌｅｘｕｒａｌｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓｗｉｔｈｃｏｒｒｕｇａｔｅｄｃｏｒｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１８（１８９）：３７⁃５３．［１９］㊀ＳＵＮＧ，ＪＩＡＮＧＨ，ＦＡＮＧＪ，ｅｔａｌ．Ｃｒａｓｈｗｏｒｔｈｉｎｅｓｓｏｆｖｅｒｔｅｘｂａｓｅｄｈｉｅｒａｒｃｈｉｃａｌｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓｉｎｏｕｔ⁃ｏｆ⁃ｐｌａｎｅｉｍｐａｃｔ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ＆Ｄｅｓｉｇｎ，２０１６（１１０）：７０５⁃７１９．［２０］㊀ＺＨＵＨ，ＬＩＤＳ，ＨＡＮＷＦ，ｅｔａｌ．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｔｕｄｙｏｆｉｎ⁃ｐｌａｎｅｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅｏｆ３Ｄｓｉｘ⁃ｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｂｒａｉｄｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｉｔｈｌａｒｇｅｂｒａｉｄｉｎｇａｎｇｌｅ［Ｊ］．Ｍａｔｅｒｉａｌｓ＆Ｄｅｓｉｇｎ，２０２０，１９５：１０８９１７．［２１］㊀ＷＥＩＸ，ＬＩＤ，ＸＩＯＮＧＪ．Ｆａｂｒｉｃａｔｉｏｎａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｂｅｈａｖｉｏｒｓｏｆａｎａｌｌ⁃ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓａｎｄｗｉｃｈｓｔｒｕｃｔｕｒｅｗｉｔｈａｈｅｘａｇｏｎｈｏｎｅｙｃｏｍｂｃｏｒｅｂａｓｅｄｏｎｔｈｅｔａｉｌｏｒ⁃ｆｏｌｄｉｎｇａｐｐｒｏａｃｈ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２０１９，１８４：１０７８７８．［２２］㊀Ｓｔａｎｄａｒｄｔｅｓｔｍｅｔｈｏｄｃｏｒｅｓｈｅａｒｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓａｎｄｗｉｃｈｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎｓｂｙｂｅａｍｆｌｅｘｕｒｅ：ＡＳＴＭＣ３９３Ｍ⁃０６［Ｓ］．ＷｅｓｔＣｏｎｓｈｏｈｏｃｋｅｎ，ＰＡ：ＡＳＴＭＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ，２００６：１⁃８．。

金属蜂窝夹层结构弯曲性能分析作者：杨宇来源：《科技视界》 2015年第26期杨宇（上海飞机设计研究院，中国上海 201210）【摘要】本文通过力学实验和有限元模拟方法研究了金属蜂窝夹层结构的静态力学性能。

通过三点弯曲试验分析了不同结构参数下的破坏模式；通过有限元方法模拟了不同面板厚度、不同焊接角度的蜂窝夹层结构的弯曲性能。

【关键词】蜂窝夹层结构；弯曲；有限元【Abstract】This paper aimed to study the superalloy honeycomb sandwich structures. The out-planethree-point bending behavior are investigated by experimental method and FEM. The failure mode are obtained by experiments; Thefinite element method is used to analyze the impacts of the panel thickness and welding angle on the mechanical properties.【Key words】Ｈoneycomb sandwich structure；Ｔhree-point bending；Ｆinite element simulation0 前言蜂窝夹层结构具有比强度高、比刚度大等优点，因而在卫星、飞机、轮船、汽车、桥梁建造等领域被广泛的应用并不断快速增长。

由于蜂窝夹心结构的复杂性和设计的多样性，在研究其力学性能时一开始就对其进行比较系统详尽的分析存在较大的困难。

出于计算效率的原因，在分析蜂窝夹芯结构人们更倾向于将其等效成为板或是壳模型，而并非去考虑其真实的微观结构。

目前人们对蜂窝夹芯等效参数的确定大多都是基于Gibson和ashby[1]的研究工作。

激光焊接Ⅰ芯全钢三明治板弯曲试验蒋小霞;雷伟方;陈剑虹;朱亮【摘要】设计符合简支梁条件的实验装置,用于激光焊接Ⅰ芯全钢三明治板的弯曲性能测试.结果表明:所测得载荷与跨距中点挠度的载荷-挠度曲线上具有明显的弹性段、屈服点与最大载荷点;三明治板整体屈服时面板应力没有达到材料的屈服强度,芯板应力也没有达到材料的剪切强度,而是面板和芯板结合处的焊缝发生了屈服;三明治板变形形态的同步摄像表明,在最大载荷处,上面板出现局部屈曲迹象,屈曲以后变形主要集中在屈曲部分;利用三点弯曲外伸梁在弹性加载阶段的载荷和挠度,根据刚度分离法获得高度为44 mm、芯板间距为78 mm、面板和厚度为4 mm的三明治板其弯曲刚度为0.662×106 N·m,剪切刚度为1.325×106 N·m.【期刊名称】《兰州理工大学学报》【年(卷),期】2014(040)001【总页数】4页(P15-18)【关键词】激光焊接;三明治板;刚度;强度【作者】蒋小霞;雷伟方;陈剑虹;朱亮【作者单位】兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州730050;兰州理工大学甘肃省有色金属新材料重点实验室,甘肃兰州730050【正文语种】中文【中图分类】TG47激光焊接金属三明治板是由上下2块金属面板和中间的支撑芯板构成，面板和芯板通过激光焊接连接.金属三明治板具有比强度高、比刚度大的特点，在舰船、航空航天、汽车、桥梁等工业领域有着较好的应用前景.芬兰早在1988年在赫尔辛基技术大学的船舶实验室开展了有关金属三明治板的研究工作.他们首先研究了三明治板结构在破冰船船壳结构中的应用可能性［1］；美国海军制造与维护技术研究所进行了金属三明治板在运输机桥面板上使用的可行性研究，表明金属三明治板可提高运输机的装载能力［2］；2004～2005年，欧盟资助85万欧元进行SAND.Core项目研究，目的是促进金属三明治板在汽车、铁路及海洋运输工业的应用［3］.在金属三明治板的设计和使用中，刚度和强度是2个主要的性能指标，刚度是构件抵抗变形的能力，为设计金属三明治板结构的需要，Lok ＆Cheng、Kolster和Romanoff［4-6］等通过理论推导给出了金属三明治板弯曲刚度和剪切刚度的计算公式.强度是材料抵抗永久变形和断裂的能力，它是衡量构件本身的承载能力，金属三明治板的强度决定着其失效模式.Kolsters和Zenkert［7］研究了金属三明治板的失效模式，认为金属三明治板的整体屈服是其失效形式之一，是由面板或者芯板的屈服引起的.值得注意的是，上述关于激光焊接金属三明治板刚度和强度的研究是基于面板和芯板的连接是完整连续的，但实际焊接中很难实现.本文通过设计一套外伸梁三点弯曲试验夹具，利用试验对金属三明治板的刚度和强度进行测量.1 弯曲试验装置1.1 激光焊接Ⅰ芯全钢三明治板图1 试板Fig.1 Test panel表1 试板的结构尺寸Tab.1 Structural dimension of test panel mmh a t1 L 1tL b 36 78 4 24 4 1 200 500激光焊接Ⅰ芯全钢三明治板结构如图1所示.面板和芯板是通过激光深熔穿透焊连接，激光功率为12 k W，焊接速度为2 000 mm／min.试板的结构尺寸如表1所示.试板材料为CCS-B船用钢，屈服强度为295 MPa，剪切强度为170 MPa.1.2 弯曲试验装置目前夹层板弯曲试验夹具的设计都采用GB／T 1456—2005夹层结构弯曲性能试验方法［8］.该标准参照美国ASTMC 393-00《夹层结构弯曲性能的标准试验方法》.相对于ASTMC 393-00，该标准中试样尺寸规定更加合理，采用外伸梁三点弯曲法测定弯曲刚度和剪切刚度，增加了不同面板的弯曲性能计算公式，芯子剪切应力计算公式更科学、更全面，支座更符合简支条件.参考此标准中试验装置的设计条件，设计了专门用于激光焊接全钢三明治板的试验装置，如图2所示.支座采用滚轮轴承支座，用压板固定在工作台上，轴承可自由转动，这样更符合简支条件.压头与压头垫块之间采用球形接触，加载压头垫块与试板之间垫上一块硬质橡胶垫片，宽度略大于压头垫块；为防止加载过程中三明治板被局部压溃，三明治板2头的夹持装置用垫板通过螺栓夹紧，夹紧处的三明治板芯板格子用紧塞块塞紧.在三明治板的左、中、右3处分别布置位移传感器，跨距中心的位移传感器用来测量跨中的挠度，左、右2端的位移传感器用来测量左、右2端的挠度，左、右2端的位移传感器通过延伸板对称安装在装置的左、右2端，它们到左、右支撑点的距离为跨距的1／3，载荷传感器用来测定试验过程中的加载载荷，连接在加载装置上.图2 弯曲试验装置图Fig.2 Drawing of bending test rig2 试验结果2.1 弯曲试验的加载变形过程弯曲试验在3 150 k N四柱液压机上进行，加载速度为5 mm／min，跨距为935mm.在加载过程中记录加载载荷、跨距中间的挠度以及左、右外伸点的挠度，并同步摄像记录变形形态.图3所示为载荷与跨距中心挠度的载荷-挠度曲线，可以看出，加载过程中三明治板经历弹性、屈服强化和屈曲阶段，曲线上有着明显的弹性段、屈服点和最大载荷点，屈服点载荷为29.37 k N，最大载荷点载荷为55.49 k N.图4给出了对应于曲线上弹性段、屈服点、最大载荷点对应的变形形态照片.可以看出，整体屈服之后，随着载荷的增大压头垫块2侧的芯板明显倾斜，到最大载荷点时，上面板出现屈曲迹象，超过最大载荷点之后，变形主要集中在屈曲处. 图3 载荷-挠度曲线Fig.3 Load-deflection curve图4 三明治板的变形形态照片Fig.4 Photos of deformation pattern of sandwich panel2.2 弯曲刚度和剪切刚度弯曲刚度和剪切刚度是三明治板的2个很重要的弹性常数.在线弹性的情况下，刚度分离法可以简便且精度较高地计算三明治板的弯曲刚度和剪切刚度.使用刚度分离法时需要利用外伸梁三点弯曲试验来测量加载载荷，以及左、右2端和中间的挠度，试验装置见图2.当外伸梁外伸臂长为跨距的1／3时，根据刚度分离法原理，三明治板的弯曲刚度和剪切刚度分别为［9］其中，D为试板的弯曲刚度，C为试板的剪切刚度，P为跨中载荷，l为跨距，λb为左、右外伸臂长处挠度，λ为跨距中心的挠度，b为试板的宽度.图5所示为外伸梁三点弯曲试验弹性段载荷与3个挠度测试点的载荷-挠度关系.可以看出，随着载荷的增加，左、右2端挠度的变化非常接近.图5 弹性阶段内载荷-挠度曲线Fig.5 Load-deflection curve at elastic stage利用图5的载荷、挠度值和试板的相关尺寸，根据式（1，2），计算出三明治板的弯曲刚度和剪切刚度并取平均值，结果列于表2中.为满足金属三明治板的设计和结构优化需要，在理论上基于力学分析已经建立了很多关于金属三明治板弯曲刚度和剪切刚度的计算公式.其中最常用的是Lok与Cheng建立的计算公式［4］，其弯曲刚度和剪切刚度的计算公式分别为其中，E为弹性模量，ν为泊松比，其余符号代表的意义与图1中所示相同.E取210 GPa，ν取0.3，利用试板的相关尺寸、弹性模量及泊松比数值，根据式（3、4）计算的弯曲刚度和剪切刚度值列于表2中.用式（3、4）计算时，假设了连接面板和芯板的焊接接头是连续完整的，并且接头性能与母材是一致的，而实际的焊接接头并非如此.实际的焊接接头如图6所示，可以看出，焊缝的宽度一般均小于芯板的厚度；芯板和面板连接处不可避免地存在间隙；焊缝宽度沿着熔深变化；焊缝中心偏离芯板中心.由表2可知，理论计算与试验测量的弯曲刚度基本吻合而剪切刚度大于试验值.由此可以推断，连接面板和芯板的焊接接头对金属三明治板弯曲刚度的影响不大而对剪切刚度的影响较大.Romanoff等也研究了连接面板和芯板的焊接接头对金属三明治板弯曲刚度和剪切刚度的影响［10］，其结果和本文的一致.可见，提高焊接质量，增加芯板和面板连接处的焊缝的有效连接面积可提高三明治板的剪切刚度.表2 试验测量和理论计算的弯曲刚度和剪切刚度Tab.2 Bending stiffness and shearing stiffness of test measurement and theoretical calculation ×106刚度数值弯曲刚度／（N·m）剪切刚度／（N·m）0.662 1.325理论值试验值0.674 2.561图6 连接面板和芯板的焊接接头Fig.6 Welded joint connecting face plates and core plates2.3 三明治板的屈服一般情况下，三明治板的整体屈服是由面板或者芯板的屈服引起的.在三点弯曲中，面板主要承受弯曲载荷，芯板主要承受剪切载荷.面板应力和芯板剪应力公式分别为其中，σ为面板的拉、压应力，τ为芯板的剪切应力，p为跨中载荷，d为试板的宽度，l为跨距，其余符号代表的意义与图1中所示的相同.利用试板的相关尺寸和屈服点载荷，根据式（5、6）获得面板的应力为85.8 MPa，芯板的剪切应力15.05 MPa，面板的拉、压应力和芯板的剪切应力远小于材料的屈服强度和剪切强度.可见在三明治板整体屈服时，面板和芯板并没有屈服，唯一可能发生屈服的地方是面板和芯板结合处的焊缝.金属三明治板在承受弯曲载荷时，连接面板和芯板的焊缝处于复杂的应力状态，承受弯矩和剪力，如果发生屈服，就会引起三明治板的整体屈服.从试验中观察，在三明治板整体屈服时，压头垫块2侧芯板与面板的夹角发生了变化；从图6中可见面板和芯板连接处焊缝的宽度不到芯板宽度的一半，且面板和芯板连接处存在能引起应力集中的间隙.以上这些因素是引起面板与芯板连接处焊缝发生屈服的原因.可见，提高焊接质量，增加芯板和面板焊缝连接的有效面积和连续性，可提高三明治板的承载能力.可通过激光-电弧复合焊接方法、双束激光焊接方法以及减小面板的厚度等方法来增加连接芯板和面板焊缝的有效连接面积.3 结论1）设计了三点弯曲试验装置，试验装置满足简支的条件，试验装置上安装载荷传感器和位移传感器，可测量三明治板弯曲变形过程中的载荷和挠度；2）利用刚度分离法原理测得了三明治板弯曲刚度为0.662×106 N·m，剪切刚度为1.325×106 N·m；试验过程中，在最大载荷处三明治板的上面板出现局部屈曲迹象，屈曲以后变形主要集中在屈曲位置.3）在三明治板发生整体屈服时，上、下面板应力并没有达到材料的屈服强度，芯板的剪切应力也没有达到材料的剪切强度，三明治板的整体屈服是由面板和芯板连接处的焊缝应力达到材料屈服极限引起的.参考文献：［1］岳灿甫，吴始栋.国外船用激光焊接波纹夹芯板的开发与应用［J］.鱼雷技术，2007，15（4）：1-5.［2］ KUJALA P，KLANAC A.Steel sandwich panels in marine applications ［J］.Brodogradnja，2005，56（4）：305-314.［3］ KOZAK J.Selected problems on application of steel sandwich panelsto marine structures［J］.Polish Maritime Research，2009，16（4）：9-15. ［4］ LOK T S，CHENG Q H.Elastic stiffness properties and behavior of truss-core sandwich panel［J］.Journal of Structural Engineering，2000，126（5）：552-559.［5］ KOLSTERS H.Stiffness and strength of laser-welded sandwich panels ［D］.Stockholm：Royal Institute of Technology，2002.［6］ ROMANOFF J，VARSTA P.Bending response of web-core sandwich beams［J］.Composite Structures，2006，73（4）：478-487.［7］ KOLSTERS H，ZENKERT D.Buckling of laser-welded sandwich panels：Ultimate strength and experiments［J］.Journal of Engineering for the Maritime Environment，2010，224（1）：29-45.［8］上海玻璃钢研究所.GB／T 1456—2005夹层结构弯曲性能的标准试验方法［S］.北京：中国标准出版社，2005.［9］李家驹，曾汉民.复合材料蜂窝夹层板刚度分离实验法研究与应用［J］.中山大学学报：自然科学版，1994，33（3）：67-72.［10］ ROMANOFF J，VARSTA P.Bending response of web-core sandwichplates［J］.Composite Structures，2007，81（2）：292-302.。

芯材厚度及胞孔结构对闭孔泡沫铝三明治梁弯曲性能的影响杨福俊;卢位昌;何小元【摘要】采用三点弯曲加载方式对闭孔泡沫铝和铝板胶合成的三明治梁力学性能进行了实验研究。

通过实验分析不同的芯材厚度、弯曲加载跨距以及胞孔形状对三明治梁极限承载力以及结构失效模式的影响。

结果表明：三明治梁的抗弯极限承载能力随着芯材厚度的增加而增加；结构的失效模式与加载跨距及芯材的厚度有关，失效模式主要有压痕、芯材与面板断裂、面板皱褶及脱黏等形式；规则形状的胞孔芯材与不规则形状的胞孔芯材构成的同样尺寸的三明治梁相比：前者的极限承载力更大，能量吸收能力更高。

%Sandwich beams with aluminum alloy faces and aluminum alloy foam cores were tested in three-point bending to characterize their mechanical properties.Tests were performed on sandwich beams with varying geometries, loading span and cells shape of core to identify failure modes and ul-timate load.The experimental results show that the ultimate load increases as the growth of its thick-ness in core materials.The beam's failure modes vary with the thickness of the core and the loading span.The main failure modes include indentation, core and face yielding or crack, face wrinkling and delamination.It is also found that the ultimate load and energy absorption of aluminum sandwich beams are related to the cell shape of aluminum alloy foam core.Sandwich beams with foam core of spheroid cell shape have higher ultimate load and energy absorption than those with polygonal cell shape.【期刊名称】《东南大学学报（自然科学版）》【年(卷),期】2013(000)005【总页数】5页(P1045-1049)【关键词】闭孔泡沫铝;三明治梁;弯曲荷载;变形行为【作者】杨福俊;卢位昌;何小元【作者单位】东南大学土木学院，南京210096;东南大学土木学院，南京210096;东南大学土木学院，南京210096【正文语种】中文【中图分类】TG115低密度的泡沫铝芯层板与硬质金属薄表皮黏合形成的泡沫铝三明治梁，这种三明治结构材料除了具有泡沫铝材料优异的功能材料特性外，它还克服了单一泡沫铝强度较低的缺点;具有比传统蜂窝板更高效的能量耗散能力、更高的冲击强度和耐热能力.此外，泡沫铝三明治结构还具有可设计性强、易于制备、能再生和加工性好等优点.在汽车制造、高速轨道车辆、航空、航天等领域具有广阔的应用前景［1-11］.目前，对准静态载荷下泡沫铝三明治结构力学行为的研究主要集中在三明治结构的变形或者失效模式、能量吸收能力及机理等方面.如Contorno等［2］用实验和数值模拟的方法研究了泡沫铝三明治梁的弯曲变形过程.Crupi等［3］通过静态和动态三点弯曲实验研究不同结合方式制备的泡沫铝三明治梁的结构响应，结果表明:名义尺寸相同的试件，当三点弯的跨距和泡沫铝三明治梁的特性不同时，会出现不同的失效模式.文献［4］研究了泡沫铝三明治梁的夹芯和面板材料对泡沫铝三明治结构准静态力学特性和失效的影响.Tagarielli等［5］为研究夹持条件对泡沫铝三明治结构弯曲行为的影响而进行了三点弯曲和拉伸弯实验，结果表明面板拉伸主导着夹具测试中的变形，而不受最初失效模式的影响.Styles等［6］研究了不同夹芯厚度的泡沫铝三明治梁的四点弯曲变形行为，结果显示不同厚度夹芯的泡沫铝三明治梁有不同的失效机制.张敏等［7］对复合轧制方法制备界面为冶金结合的泡沫铝三明治梁进行了三点抗弯实验，发现此时低孔隙率的泡沫铝三明治梁的抗弯强度和弯曲弹性模量比高孔隙率的大，而高孔隙率的泡沫铝三明治梁的断裂吸能和断裂挠度比低孔隙率的大.张林等［8］研究了球形孔泡沫铝合金的三点弯曲性能，实验证明球形孔泡沫铝合金三明治梁具有很高的弯曲比刚度和较低的密度，极限荷载比多边形孔泡沫铝合金三明治梁要大.本文采用静态三点弯曲实验和图像相关方法对胶合加工制备的夹芯材料为类球形和随机多面形闭孔泡沫铝、不同尺寸的三明治结构在相同与不同跨距下的抗弯性能进行研究，了解三明治梁的变形模式、力学性能，以及夹芯厚度与芯材胞孔结构对其影响，以期为泡沫铝三明治结构在实际的工程、生产等领域得到更好的应用提供实验数据支持.1 实验材料及方法采用金属熔体发泡法通过铝熔体的增黏、发泡和控制凝固等制备过程获得实验用泡沫铝.分别选取孔隙率为78.8%与87%左右的类球形胞孔及80.8%左右的随机多面形胞孔的闭孔泡沫铝作为芯材，泡沫铝线经电火花线切割加工成不同长度、宽度与厚度的芯层板共29块.全部采用厚度为1 mm的实心铝板作为前、后面板，面板和芯层板用AB胶黏合成三明治板，并在180℃的空气中养护24 h.将加工好的泡沫铝三明治板试样采用Instron®3367型电子试验机进行静态三点弯曲加载，测试其力学性能，同时利用CCD相机连续记录弯曲变形过程并对记录的图像进行图像处理，获得不同变形时刻的泡沫铝三明治变形行为.试样尺寸及实验时加载的支撑点跨距如表1所示，加载方式为位移控制方式，压头加载速率为1.5 mm/min，图像记录速度为10帧/min，每幅图像为2048×800像素，直到试验机压头压入试样至设定的位移值为止.表1 试样参数胞孔形状A1/A2/A3 220 1 15 40 200 87.3/87.5/87.5试样编号长度/mm 面板厚度/mm 芯材厚度/mm 宽度/mm 跨距/mm 孔隙率/%类球面B1/B2/B3 220 1 20 40 200 87.7/87.2/87.2 类球面C1/C2/C3 220 1 25 40 200 85.6/85.6/85.5 类球面D1/D2/D3 140 1 10 30 100 78.86/78.86/78.86 类球面D4 140 1 10 30 100 80.8 多面形E1/E2/E3 160 1 10 30 14078.86/78.86/78.86 类球面E4 160 1 10 30 140 80.8 多面形F1/F2/F3 180 1 10 30 160 78.86/78.86/78.86 类球面F4 180 1 10 30 160 80.8 多面形G1/G2/G3 200 1 10 30 180 78.86/78.86/78.86 类球面G4 200 1 10 30 180 80.8 多面形H1/H2/H3 220 1 10 30 200 78.86/78.86/78.86 类球面H4 220 1 10 30 200 80.8多面形2 实验结果与分析2.1 跨距相同、芯材厚度不同三明治板弯曲和变形特征图1为4组不同厚度闭孔泡沫铝芯材的三明治梁在跨距为200 mm时三点弯曲过程中的压力与压头位移(可近似为板中心处的弯曲挠度)曲线.其中孔隙率较高的A 组～C组的9个试样设定的压头最大位移为35 mm，孔隙率较低且芯材厚度较薄的H组，其4个试样在三点弯曲时的压头最大位移为20 mm.由图1中的压力-位移曲线可以看出，三明治板弯曲时在线性范围内的变形很小，大部分都是非线性或塑性弯曲.A，B两组试样的失效模式为压头局部压入式破坏，而C组试样中2个试样为面板屈服断裂式破坏，一个试样为面板与芯材层剪脱黏破坏.与A，B两组试样不同的是，C组3个试样均在压头位移压至35 mm前彻底失效，失去抗弯能力.图1 跨距为200 mm时的三点弯曲压力-位移曲线2.2 芯材厚度相同、跨距不同的三明治梁弯曲和变形特征图2为D组～G组芯材厚度相同的三明治梁在三点弯曲跨距为100～180 mm时的压力与压头位移曲线.每个试样三点弯曲加载时设定的压头最大位移为15 mm.由图可以看出，实验中D组和G组的离散性较大，而E组和F组的一致性较好.图2 芯材厚度相同、不同跨距的三点弯曲荷载下的压力-位移曲线2.3 多边形胞孔芯材的三明治梁弯曲和变形特征图3是5块芯材为多边形胞孔的三明治梁三点弯曲时的压力-位移曲线和卸载后的试样图像，所有梁的泡沫铝芯材的孔隙率及厚度、粘贴实心薄铝面板的厚度均相同.除试样D4为芯材层剪破坏外，E4～H4试样均为面板压入式失效，如图3所示，D4的压力-位移曲线分布与其他4个试样明显不同.图3 多边形胞孔芯材的三明治梁不同跨距下的变形特征2.4 结果分析与讨论尽管实验中三明治梁的芯材厚度、胞孔结构不同，但是静态弯曲载荷下的压力-位移曲线有类似的变化趋势.从加载起始至压力达到极限承载力之前均呈现较短的线性变形，然而进入弹塑性阶段，在达到极限承载力后，承载力先是在较小的位移内迅速下降，而后在较大的位移范围内缓慢下降.在图1跨距为200 mm的三点弯曲实验结果中，A组和B组试样在弯曲变形直至实验结束过程中，没有出现夹芯裂缝、面板断裂和面板与夹芯的脱落现象，泡沫铝夹芯板的破坏过程是面板局部屈服及其面板以下部分泡沫铝中的胞孔受压缓慢塌陷的塑性变形过程，因此在达到极限承载力后，结构的静态承载力没有发生突然下降.这说明面板与夹芯之间胶结很好，有较强的抗层剪力.由于实验中三明治梁截面高度(即板的厚度)远小于跨度，因此，横力弯曲时切应力影响可以忽略不计，将梁的弯曲理论应用于上、下表面面板厚度相同的夹心梁结构，可得其弯曲刚度D为［9］式中，Ef和Ec分别为面板和板芯材料的弹性模量;b为夹心梁的宽度;f为面板厚度;d为上、下面板中心距离;c为夹芯的厚度.式(1)右端的第一、二项分别对应于上、下面板的弯曲刚度，第三项对应于夹芯部分.根据式(1)夹芯的厚度对三明治梁的弯曲刚度影响可以忽略.事实上，芯材厚度的增加，对弯曲性能有一定的影响，但不是特别显著.对于A，B组试样芯材的孔隙率几乎相同，当芯层板的厚度增加了33%时，极限承载力增加18%.对C组试样，夹芯的厚度增加虽使得其极限承载力提高，但使得弯曲时结构中心层下半部分的层间拉应力随着压力的增加而增加，当应力超过面板的屈服应力时，三明治梁的下面板出现短暂屈服、硬化和撕裂，试样迅速失效.在黏结层抗剪切强度足够的情况下，三明治结构的破坏或失效形式主要有面板屈服断裂、芯材层剪或弯剪和压入屈服3种.而具体的破坏形式与结构的面板、芯材的抗拉、抗压强度有关.图2的厚度相同、跨距不同的三明治结构的三点弯曲实验表明，随着跨距的增加试样极限承载力逐渐减小.出现这种情况的原因，可以认为是D组～G组(包括图1中的H组)试样主要是弯剪变形.弯矩的大小等于跨距及压力乘积的一半，产生相同的弯矩，跨距越大，压力则越小.因为三点弯曲是横力弯曲，梁的横截面上不但有正应力还有剪应力.由于剪应力的存在，横截面不能再保持为平面，因此存在层剪.图2实验中试样的芯材孔隙率比图1中A组～C组试样芯材的孔隙率低，因此D组～H组试样芯材的抗拉、抗压能力较弱.如果面板与芯材胶结层抗剪强度不够，易出现纵向层剪引起的大部分或局部脱黏，导致面板屈曲起翘或芯材层剪断裂(见图4).另外，实验中D组和G组的离散性较大，其原因主要与试样个体芯材的孔隙率差异及胶结加工等因素有关.图4 试样失效模式(i=1，2，3)比较图2及图3的结果可见，芯材胞孔结构对于三明治结构的抗弯特性影响较为明显.尽管试样D4～H4的多边形胞孔芯材孔隙率比试样Di～Hi(i=1，2，3)类球形胞孔芯材的孔隙率高约2%，但多边形胞孔三明治结构极限承载力比同样尺寸的类球形胞孔三明治结构降低20% ～35%，试样D4～H4的失效模式除D4出现芯材纵向层剪破裂外，其他均为局部压入失效.而类球形胞孔芯材的试样Di～Hi(i=1，2，3)失效模式则较为复杂.3 结论1)泡沫铝三明治梁受三点弯曲荷载作用时，当跨距一定且试样其他几何参数相同的条件下，芯材厚度增加其弯曲极限承载力也增加，试样的失效模式与芯材厚度有关.芯材越厚，面板屈服断裂的可能性也越大.2)同尺寸三明治结构使用类球形胞孔泡沫铝芯材比使用随机多边形胞孔泡沫铝芯材具有更高的极限承载力和能量吸收力.参考文献(References)［1］Schwingel D，Seeliger H-W，Vecchionacci C，et al.Aluminium foam sandwich structures for space applications［J］.Acta Astronautica，2007，61(1/2/3/4/5/6):326-330.［2］Contorno D，Filice L，Fratini L，et al.Forming of aluminum foam sandwich panels:numerical simulations and experimental tests［J］.Journal of Materials Processing Technology，2006，177(1/2/3):364-367.［3］Crupi V，Montanini R.Alumininium foam sandwich collapse modes under static and dynamic three-point bending［J］.International Journal of Impact Engineering，2007，34(3):509-521.［4］Lehmhus D，Busse M，Chen Y，et al.Influence of core and face sheet materials on quasi-static mechanical properties and failure in aluminium foam sandwich［J］.Advanced Engineering Materials，2008，10(9):862-867.［5］Tagarielli L V，Fleck N A，Deshpande V S.The col-lapse response of sandwich beams with aluminium face sheets and a metal foam core ［J］.Advanced Engineering Materials，2004，6(6):440-443.［6］Styles M，Compston P，Kalyanasundaram S.The effect of core thickness on the flexural behavior of aluminum foam sandwich structures ［J］.Composite Structures，2007，80(4):532-538.［7］张敏，祖国胤，姚广春.新型泡沫铝三明治板的弯曲性能［J］.过程工程学报，2007，7(3):628-631.Zhang Min，Zu Guoyin，Yao Guangchun.Bending properties of novel aluminum foam sandwich panels［J］.The Chinese Journal of Process Engineering，2007，7(3):628-631.(in Chinese)［8］张林，何德坪.球形孔泡沫铝合金三明治梁的三点弯曲变形［J］.材料研究学报，2005，19(4):361-368.ZhangLin， He Deping.Deformation ofsandwich beams with spherical pore Al alloy foam core in threepoint bending ［J］.Chinese Journal of Materials Research，2005，19(4):361-368.(in Chinese)［9］Chen C，Harte A-M，Fleck N A.The plastic collapse of sandwich beams with a metallic foam core［J］.International Journal of Mechanical Sciences，2001，43(6):1483-1506.［10］Kabir K R，Vodenitcharova T，Mark Hoffman M.Structural response of aluminum foam hybrid sandwich panels under three-point bending loading［J］.International Journal of Modern Physics B，2009，23(6/7):1733-1738.［11］杨福俊，王辉，杜晓磊，等.泡沫铝夹心板静态三点弯曲变形行为及力学性能［J］.东南大学学报:自然科学版，2012，42(1):120-124.Yang Fujun，Wang Hui，Du Xiaolei，et al.Deformation behavior and mechanical properties of aluminum foam sandwiches under static three-point bending［J］.Journal of Southeast University:Natural Science Edition，2012，42(1):120-124.(in Chinese)。

夹芯结构的弯曲实验方案一、实验目的1、通过夹层结构长梁试样的三点弯曲试验测定面板的弯曲强度；2、通过夹层结构短梁试样的三点弯曲测定芯子的剪切强度；3、通过夹层结构长梁试样的外伸梁三点弯曲测定弯曲刚度和剪切刚度；从而测定面板的弹性模量和芯子的剪切模量。

二、试验设备和试验条件1、试验机要求1.1、试验机载荷误差不应超过±1%；1.2、机械式和油压式试验机的使用吨位选择应使试样施加载荷落在满载的10%~90%范围内（尽量落在满载的一边），且不应小于试验机满载的4%；1.3、能获得恒定的加载速度。

当实验速度不大于10mm/min时，误差不应差20%；当实验速度大于10mm/min时，误差不应差10%；1.4、电子拉力试验机和伺服液压式试验机使用的选择应参照该机的说明书；1.5、测量变形的仪器表相对误差均不超过±1%；2、加载压头及支座。

加载压头垫块平面部分宽度应满足10mm≤B≤30mm。

支座处可以自由转动的垫块，平面部分宽度应满足10mm≤B、≤20mm；3、加载压头与试样之间垫上一块硬质橡胶垫片，其宽度大于压头宽度，厚度为3~5mm；4、位移传感器，变形计，精度为0.001mm；5、游标卡尺、卡钳，精度为0.01mm；6、加载速度随试样跨距、厚度及材料性能而改变；7、实验环境7.1、温度：（23±2℃）；相对湿度：（50±10）%；7.2、实验室非标准环境条件。

若不具备试验标准环境条件时，选择接近实验室标准环境条件的实验室环境条件。

三、试样1、试样为矩形截面的长方形形状。

2、试样厚度与夹层结构制品厚度相同。

当夹层结构制品厚度未定时，为测定面板弯曲强度和芯子剪切性能，芯子厚度取15mm，面板厚度取0.3~1.0mm。

3、试样宽度应小于跨距的二分之一。

3.1、对于硬质泡沫塑料、轻木灯连续芯子，试样宽度为60mm；3.2、对于蜂窝、波纹板等格子型芯子，试样宽度为60mm，或至少应包括4个完整格子。

多种三明治结构抗冲击作用下动态性能的比较研究程子恒;于渤;倪长也;慈军;耿丽【期刊名称】《应用力学学报》【年(卷),期】2014(0)5【摘要】借助有限元软件ABAQUS,从数值模拟角度分析了单层不锈钢板、管状交叉三明治结构、方孔蜂窝三明治结构、波纹三明治结构作为油罐车封头在冲击载荷作用下的动态性能。

在保证各结构面密度相同的情况下,考察了冲击载荷作用下四种结构的变形机理及能量吸收性能,其中各结构中心点最大位移量为重要参数。

经过分析后发现,方孔蜂窝三明治结构具有最好的抗冲击性能,管状交叉三明治结构略差,但好于其他两种结构。

此外,本文结合实际工程应用背景,进一步考察了结构制备缺陷对结构抗冲击性能影响。

引入缺陷后,方孔蜂窝三明治结构的抗冲击性能下降,弱于管状交叉三明治结构,可见方孔蜂窝三明治结构对制备缺陷更为敏感。

由此得出,在理想模型前提下,方孔蜂窝三明治结构在四种结构中具有最好的抗冲击性能;而在实际的工程应用中,管状交叉三明治结构因其对缺陷的不敏感性及优良的抗冲击性能成为最优的三明治结构构型选择。

【总页数】7页(P746-751)【作者】程子恒;于渤;倪长也;慈军;耿丽【作者单位】西安交通大学轻质结构和材料多学科研究中心;西安交通大学机械结构强度与振动国家重点实验室;广东顺德西安交通大学研究院;东莞市永强汽车制造有限公司【正文语种】中文【中图分类】U469.61;U462【相关文献】1.比较多种结构在地震作用下的性能及优化措施2.拉胀三明治梁在爆炸载荷作用下的动态力学性能研究3.水下非接触爆炸载荷下双层底结构单元抗冲击性能研究4.火炮发射载荷下负泊松比蜂窝结构抗冲击性能研究5.爆炸载荷作用下玻璃钢/硬质聚氨酯泡沫夹层结构抗冲击性能实验研究因版权原因，仅展示原文概要，查看原文内容请购买。

矿产资源开发利用方案编写内容要求及审查大纲
矿产资源开发利用方案编写内容要求及《矿产资源开发利用方案》审查大纲一、概述
㈠矿区位置、隶属关系和企业性质。

如为改扩建矿山, 应说明矿山现状、
特点及存在的主要问题。

㈡编制依据
(1简述项目前期工作进展情况及与有关方面对项目的意向性协议情况。

(2 列出开发利用方案编制所依据的主要基础性资料的名称。

如经储量管理部门认定的矿区地质勘探报告、选矿试验报告、加工利用试验报告、工程地质初评资料、矿区水文资料和供水资料等。

对改、扩建矿山应有生产实际资料, 如矿山总平面现状图、矿床开拓系统图、采场现状图和主要采选设备清单等。

二、矿产品需求现状和预测
㈠该矿产在国内需求情况和市场供应情况
1、矿产品现状及加工利用趋向。

2、国内近、远期的需求量及主要销向预测。

㈡产品价格分析
1、国内矿产品价格现状。

2、矿产品价格稳定性及变化趋势。

三、矿产资源概况
㈠矿区总体概况
1、矿区总体规划情况。

2、矿区矿产资源概况。

3、该设计与矿区总体开发的关系。

㈡该设计项目的资源概况
1、矿床地质及构造特征。

2、矿床开采技术条件及水文地质条件。

矿产资源开发利用方案编写内容要求及审查大纲
矿产资源开发利用方案编写内容要求及《矿产资源开发利用方案》审查大纲一、概述
㈠矿区位置、隶属关系和企业性质。

如为改扩建矿山, 应说明矿山现状、
特点及存在的主要问题。

㈡编制依据
(1简述项目前期工作进展情况及与有关方面对项目的意向性协议情况。

(2 列出开发利用方案编制所依据的主要基础性资料的名称。

如经储量管理部门认定的矿区地质勘探报告、选矿试验报告、加工利用试验报告、工程地质初评资料、矿区水文资料和供水资料等。

对改、扩建矿山应有生产实际资料, 如矿山总平面现状图、矿床开拓系统图、采场现状图和主要采选设备清单等。

二、矿产品需求现状和预测
㈠该矿产在国内需求情况和市场供应情况
1、矿产品现状及加工利用趋向。

2、国内近、远期的需求量及主要销向预测。

㈡产品价格分析
1、国内矿产品价格现状。

2、矿产品价格稳定性及变化趋势。

三、矿产资源概况
㈠矿区总体概况
1、矿区总体规划情况。

2、矿区矿产资源概况。

3、该设计与矿区总体开发的关系。

㈡该设计项目的资源概况
1、矿床地质及构造特征。

2、矿床开采技术条件及水文地质条件。

矿产资源开发利用方案编写内容要求及审查大纲
矿产资源开发利用方案编写内容要求及《矿产资源开发利用方案》审查大纲一、概述
㈠矿区位置、隶属关系和企业性质。

如为改扩建矿山, 应说明矿山现状、
特点及存在的主要问题。

㈡编制依据
(1简述项目前期工作进展情况及与有关方面对项目的意向性协议情况。

(2 列出开发利用方案编制所依据的主要基础性资料的名称。

如经储量管理部门认定的矿区地质勘探报告、选矿试验报告、加工利用试验报告、工程地质初评资料、矿区水文资料和供水资料等。

对改、扩建矿山应有生产实际资料, 如矿山总平面现状图、矿床开拓系统图、采场现状图和主要采选设备清单等。

二、矿产品需求现状和预测
㈠该矿产在国内需求情况和市场供应情况
1、矿产品现状及加工利用趋向。

2、国内近、远期的需求量及主要销向预测。

㈡产品价格分析
1、国内矿产品价格现状。

2、矿产品价格稳定性及变化趋势。

三、矿产资源概况
㈠矿区总体概况
1、矿区总体规划情况。

2、矿区矿产资源概况。

3、该设计与矿区总体开发的关系。

㈡该设计项目的资源概况
1、矿床地质及构造特征。

2、矿床开采技术条件及水文地质条件。