鋼質(zhì)夾層橋梁防護(hù)裝置的耐撞性能研究

米旭峰, 王保勝, 楊 波

(1.廈門(mén)理工學(xué)院 土木工程與建筑學(xué)院,福建 廈門(mén)361024) (2.江蘇科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院,江蘇 鎮(zhèn)江 212003) (3.上海建科工程咨詢(xún)有限公司,上海 200032)

多年來(lái),國(guó)內(nèi)外眾多學(xué)者針對(duì)船橋碰撞防護(hù)做了大量的研究工作,旨在提高橋墩的防護(hù)能力[1-2].其中,鋼質(zhì)箱形防撞裝置已經(jīng)在國(guó)內(nèi)湛江海灣大橋主墩防撞結(jié)構(gòu)、東海大橋橋墩防撞結(jié)構(gòu)、金塘大橋防撞結(jié)構(gòu)等中得到使用,并取得良好效果.但是,在碰撞過(guò)程中為了保證橋墩受到的損傷破壞在安全程度范圍內(nèi),防護(hù)裝置的變形損傷往往很大,甚至有時(shí)防護(hù)裝置受到一次撞擊后,即完全失去作用,在經(jīng)濟(jì)上極為不合理.

文獻(xiàn)[3-5]對(duì)橋墩塑性防護(hù)裝置的力學(xué)機(jī)理、船舶碰撞動(dòng)力學(xué)數(shù)值仿真過(guò)程及應(yīng)變率敏感性對(duì)船體結(jié)構(gòu)碰撞性能的影響進(jìn)行了廣泛地研究,指出了防護(hù)裝置受力的3個(gè)階段:彈性階段、塑性階段、穩(wěn)定崩潰階段.文獻(xiàn)[6-8]對(duì)船橋碰撞機(jī)理及船舶與防護(hù)裝置的碰撞問(wèn)題存在著多種影響因素進(jìn)行了初步研究，得出撞擊船的噸位、船首的形式、碰撞的速度、位置和角度以及防護(hù)裝置的材料等撞擊參數(shù)對(duì)碰撞性能的影響顯著.現(xiàn)有的研究主要還停留在對(duì)其結(jié)構(gòu)尺寸和結(jié)構(gòu)形式上,通過(guò)適度提高防護(hù)裝置結(jié)構(gòu)的剛度,以減少防護(hù)裝置的變形損傷,往往造成橋墩承受的沖擊力過(guò)度增加.目前研究表明:鋼質(zhì)箱式防護(hù)裝置在減小碰撞力和抗沖擊性能方面尚有不足[9].因此,展開(kāi)防護(hù)結(jié)構(gòu)的耐撞性設(shè)計(jì)研究,探討新的吸能單元,引進(jìn)高效耐撞結(jié)構(gòu)形式,對(duì)提高防護(hù)裝置的耐撞性具有重要的意義.

夾層結(jié)構(gòu)是一種具有高的強(qiáng)度重量比且重量輕的新型結(jié)構(gòu)體系.經(jīng)過(guò)近20年的研究,鋼夾層板的制造、設(shè)計(jì)和優(yōu)化都得到了很大的發(fā)展,其應(yīng)用領(lǐng)域涉及航天航空、土木工程等多個(gè)領(lǐng)域.對(duì)于鋼質(zhì)夾層板而言,蒙皮層除了對(duì)夾心層結(jié)構(gòu)起到約束作用外,下蒙皮板對(duì)夾芯層結(jié)構(gòu)起到了支撐作用,在受到?jīng)_擊時(shí),上下蒙皮板拉伸吸收了很大部分的能量,而夾心層主要是通過(guò)自身結(jié)構(gòu)塑性大變形吸能,此兩種能量就是夾層結(jié)構(gòu)總的吸能方式.同時(shí),夾層板沖擊問(wèn)題是復(fù)雜的非線性瞬態(tài)響應(yīng),夾層板本身結(jié)構(gòu)較為復(fù)雜,有限元模型的建立要考慮到結(jié)構(gòu)尺寸的大小,材料參數(shù),網(wǎng)格單元尺寸的選取,這些對(duì)數(shù)值仿真夾層板的力學(xué)特征性能起著極其重要的作用[10-14].

文中擬采用2維的板單元模擬鋼質(zhì)夾層板,考慮夾層板結(jié)構(gòu)單元數(shù)量多,運(yùn)用到防護(hù)裝置中會(huì)使得防護(hù)裝置的單元數(shù)量比原模型進(jìn)一步加大.因此,在研究中簡(jiǎn)化了分析模型,同時(shí)考慮了新式防護(hù)裝置的易發(fā)生局部性變形損傷特點(diǎn),對(duì)碰撞中心區(qū)域防護(hù)裝置進(jìn)行數(shù)值仿真與分析,研究鋼質(zhì)夾層板防護(hù)裝置的碰撞性能.

1 雙折疊式夾層板的沖擊性能

1.1 有限元模型及參數(shù)

為研究夾層板橫向沖擊時(shí)的吸能特性,采用剛性球撞擊四周約束的雙折疊式夾層板有限元模型,整個(gè)模型采用2維的板單元模擬.芯材與上下蒙皮的夾角為45°,芯材的長(zhǎng)寬均為0.2 m,芯材的厚度為0.71 mm,上下蒙皮的長(zhǎng)寬均為0.2 m,蒙皮的厚度為2 mm,整個(gè)夾層板的質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶2∶1;為比較平板與雙折疊式夾層板二者抗沖擊性能,按照質(zhì)量等效的原則,平板的厚度等效為8 mm,等效平板的長(zhǎng)寬與夾層板的一樣;剛體球半徑為0.02 m,質(zhì)量為260 kg,撞擊初速度為5 m/s.圖1為等效平板的有限元模型,圖2為雙折疊式夾層板局部有限元模型.

圖1 平板有限元模型Fig.1 Plate finite element model

圖2 雙折疊式夾層板局部剖視圖Fig.2 Double fold-type sandwich plate

1.2 雙折疊式夾層板與平板沖擊性能比較

利用動(dòng)態(tài)非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)平板與雙折疊式夾層板受沖擊仿真模型進(jìn)行分析,圖3～5分別為平板與雙折疊夾層板的變形圖、碰撞力-時(shí)間歷程曲線圖及能量吸收?qǐng)D.

從圖3中可以看出:對(duì)于夾層板的損傷變形具有很強(qiáng)的局部性.

a) 上蒙皮板

b) 夾芯

c) 下蒙皮板圖3 雙折疊式夾層板的變形圖Fig.3 Deformation of double fold-type sandwich plate

圖4為碰撞力-時(shí)間歷程曲線，圖5為能量吸收?qǐng)D，從圖4,5中可以看出平板在4.1 ms時(shí)被撞穿,此時(shí)平板的吸能為1 750 J,最大碰撞力為0.24×106N;而夾層板在4.4 ms時(shí)被撞穿,夾層板的吸能為2 000 J,最大碰撞力為0.14×106N.通過(guò)比較得出:夾層板被撞穿的碰撞時(shí)刻延緩了0.3 ms,最大碰撞力減少了0.1×106N,能量吸收增加了250 J.從最終的能量吸收可以看出,平板最終吸收的能量要大于夾層板,表明了平板碰撞結(jié)束后的整體變形損傷要強(qiáng)于夾層板;但在碰撞力最大時(shí)刻的吸能小于夾層板的吸能.

圖4 碰撞力-時(shí)間歷程曲線Fig.4 Collision force-time history curve

圖5 能量吸收曲線Fig.5 Energy-absorption diagram

圖6為夾層板各部件的能量吸收?qǐng)D.從圖中可以看出:上蒙皮板吸能為980 J,中間夾芯吸能為620 J,下蒙皮板吸能為400 J,上蒙皮板吸收能最多,其次是夾芯,最后是下蒙皮板.

圖6 夾層板各部件能量吸收曲線Fig.6 Energy-absorption diagram of various components for sandwich plates

綜上所述:雙折疊式夾層板的破壞屬于局部破壞,其耐撞性能要強(qiáng)于平板,同時(shí)變形損傷要小于平板,在減少碰撞力及最大時(shí)刻的吸能上有所提高.

1.3 蒙皮厚度對(duì)雙折疊式夾層板沖擊性能的影響

為了能夠得出在相同質(zhì)量下夾層板上下蒙皮厚度對(duì)整個(gè)耐撞性能的影響,選取上蒙皮厚度分別為1.5,2.0,2.5,3.0 mm,而夾芯的厚度選為0.71 mm,對(duì)應(yīng)的下蒙皮厚度分別為2.5，2.0,1.5,1.0 mm.此時(shí)所有夾層板的質(zhì)量與平板質(zhì)量相等.表1為最大碰撞時(shí)刻與碰撞結(jié)束時(shí)刻不同蒙皮厚度下夾層板的吸能情況與最大碰撞力情況.

表1 不同蒙皮厚度下的夾層板耐撞性能參數(shù)Table 1 Crashworthiness performance of sandwich plates (different skin thickness)

注:碰撞時(shí)刻為碰撞力最大時(shí)刻;極限撞深為夾層板被穿透時(shí)刻剛體球的位移;變形能1為夾層板在碰撞力最大時(shí)刻的吸能

從表1中可以看出:相同質(zhì)量下,在碰撞力最大時(shí)刻,隨著蒙皮厚度的增加,最大碰撞力并沒(méi)有顯著增加或減少,而變形能先增加后減小,總的變形損傷越來(lái)越小.在吸能一定的情況下,上蒙皮厚度在2.0～2.5 mm時(shí)的耐撞性能優(yōu)于其他蒙皮厚度.

1.4 夾芯厚度對(duì)雙折疊式夾層板沖擊性能的影響

在整個(gè)碰撞過(guò)程中,芯材對(duì)整個(gè)上蒙皮板起到了加強(qiáng)作用,而芯材厚度起到了更好的發(fā)揮其吸能作用,因此本部分將對(duì)不同芯材厚度下夾層板耐撞性能進(jìn)行研究.上下蒙皮厚度均為2 mm,芯材寬度10 mm,表2為不同芯材厚度下的耐撞性能參數(shù).

從表2中可知:對(duì)不同質(zhì)量下的夾層板而言,其碰撞力、能量的吸能隨著芯材的厚度(夾芯的質(zhì)量)的增加而增加,碰撞時(shí)刻越長(zhǎng),極限撞深就越大,單位質(zhì)量的吸能顯示：在碰撞力最大時(shí)刻,骨材厚度為1.42 mm時(shí)最多,其次是骨材厚度為0.71 mm;在碰撞結(jié)束時(shí),骨材厚度為1.42 mm時(shí)的吸能也最多,對(duì)于1.42 mm的夾芯厚度而言,整個(gè)夾層板的質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶4∶1,對(duì)于0.71 mm厚的夾層板而言,其質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶2∶1.因此,可以得出這兩種比例的夾層板吸能效果較好.

表2 不同芯材厚度下夾層板耐撞性能參數(shù)Table 2 Crashworthiness performance of sandwich plates (different sandwich thickness)

注:比能1為碰撞力最大時(shí)刻,夾層板的吸能與夾層板質(zhì)量的比值;比能2為夾層板被完全穿透時(shí),夾層板的總變形能與夾層板質(zhì)量的比值.

1.5 夾芯寬度對(duì)雙折疊式夾層板的沖擊性能的影響

在整個(gè)碰撞過(guò)程中,芯材對(duì)整個(gè)上蒙皮板起到了加強(qiáng)作用,而芯材寬度起到了更好的加強(qiáng)作用,因此將對(duì)不同芯材寬度下夾層板耐撞性能進(jìn)行研究.上下蒙皮厚度均為2 mm,芯材厚度為0.71 mm.表3為不同芯材寬度下的耐撞性能參數(shù).

表3 不同芯材寬度下夾層板的耐撞性能參數(shù)Table 3 Crashworthiness performance of sandwich plates (different sandwich width)

從表3中可知:對(duì)于不同質(zhì)量下的夾層板而言,當(dāng)芯材寬度的增加對(duì)最大碰撞力并沒(méi)有太大的影響,當(dāng)芯材寬度超過(guò)20 mm時(shí),對(duì)碰撞時(shí)刻,極限撞深,單位質(zhì)量的吸能有著顯著的影響.圖7為芯材寬度為10,20,30 mm的碰撞力時(shí)間歷程曲線.

從圖7中可以看出:當(dāng)芯材寬度在10 mm時(shí),其碰撞力時(shí)間歷程曲線只有一個(gè)最高點(diǎn),曲線很光滑；當(dāng)芯材厚度為20 mm時(shí),其最大值要遲于第二最大值出現(xiàn)；當(dāng)芯材寬度超過(guò)20 mm,碰撞力最大值要早于第二最大值;從3個(gè)不同曲線中可以看出,芯材寬度為10 mm的最大碰撞力時(shí)間介于20 mm,30 mm之間,其值要高于二者,結(jié)合極限撞深可以得出:芯材寬度小于10 mm時(shí),最大碰撞力發(fā)生的地點(diǎn)為下蒙皮板,隨著寬度的增加,其最大碰撞力發(fā)生的地點(diǎn)逐漸上移.考慮夾層板的吸能情況,結(jié)合單位質(zhì)量的吸能可以得出:芯材寬度小于10 mm的單位吸能值要強(qiáng)于其他寬度值,芯材寬度小于10 mm的夾層板的耐撞性能要強(qiáng)于其他寬度下的加強(qiáng)板(當(dāng)芯材的寬度為10 mm時(shí),其夾層板的質(zhì)量比值為1∶2∶1).

圖7 不同芯材寬度下的碰撞力時(shí)間歷程曲線Fig.7 Collision force-time history curve (different sandwich width)

為了探究骨材寬度與厚度對(duì)整個(gè)夾層板的耐撞性能的影響,在相同質(zhì)量下,夾層板的質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶2∶1的情況下,選取幾組不同芯材寬度與厚度,上下蒙皮的厚度為2 mm,等效平板的厚度為8 mm,其沖擊性能如表4.

表4 不同夾芯尺寸下夾層板的耐撞性能參數(shù)Table 4 Crashworthiness performance of sandwich plates (different sandwich size)

從表4中可以看出,隨著寬厚比的值越來(lái)越大,最大碰撞力越來(lái)越小,極限撞深越來(lái)越大,碰撞力最大時(shí)刻也越來(lái)越大,但是總的吸能卻越來(lái)越小,變形損傷也越來(lái)越小.在最大碰撞力最大時(shí)刻,其單位質(zhì)量吸能相差不多,在碰撞完全結(jié)束時(shí),寬厚比值越小,其單位質(zhì)量的吸能就越多.通過(guò)對(duì)8 mm板的等效夾層板分析得出:在質(zhì)量不變的情況下,夾層板的質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶2∶1,其耐撞性能要優(yōu)于其他質(zhì)量比值.

為了能夠比較不同平板的等效夾層板的耐撞性能,在不同平板厚度下,等效夾層板夾芯的長(zhǎng)寬與8 mm板的等效夾層板一致,對(duì)于6，10，12 mm板的等效夾層板其上下蒙皮厚度為1.5，2.5，3 mm,芯材的厚度為0.53，0.884，1.06 mm.表5為不同等效夾層板的耐撞性能參數(shù).

表5 不同等效夾層板的耐撞性能參數(shù)Table 5 Crashworthiness performance of different equivalent sandwich plates

從表5中可以看出,隨著板厚的增加,等效夾層板的耐撞性能參數(shù)得到了增加,板厚為10 mm時(shí),其耐撞性能要好于其他板厚,其次是12 mm,再次是10 mm,最后是6 mm.圖8為等效板厚與耐撞指數(shù)1及耐撞指數(shù)2的關(guān)系圖.從圖中可以看出:隨著板厚的增加,在碰撞力沒(méi)達(dá)到最大值時(shí),其耐撞性能基本上呈現(xiàn)上升趨勢(shì).因此,適度提高板厚可以提高防護(hù)裝置的耐撞性能.

圖8 等效板與耐撞性指數(shù)的關(guān)系Fig.8 Relationship of equipment plate and crashworthiness index

2 四棱柱式夾層板的沖擊性能

2.1 有限元模型及參數(shù)

本部分主要研究四棱柱夾層板橫向沖擊時(shí)的吸能特性,采用剛性球撞擊四周約束的雙折疊式夾層板有限元模型,整個(gè)模型采用2維的板單元模擬.為了便于與雙折疊式夾層板的耐撞性能進(jìn)行比較,取相同質(zhì)量下的夾層板,夾層板的質(zhì)量比值滿(mǎn)足1∶2∶1.剛體球的質(zhì)量、速度、半徑,上下蒙皮的長(zhǎng)寬厚,材料的破壞模型與雙折疊式夾層板受沖擊時(shí)一樣;夾芯的長(zhǎng)寬為0.2 m,10 mm,厚度為1 mm,有限元模型如圖9.

圖9 四棱柱式夾層板局部剖視圖Fig.9 Partial cutaway view of four prism sandwich plate

2.2 四棱柱式夾層板與平板沖擊性能比較

利用動(dòng)態(tài)非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)平板與四棱柱式夾層板受沖擊仿真模型進(jìn)行分析,圖10～12分別為平板與四棱柱式夾層板的變形圖、碰撞力-時(shí)間歷程曲線及能量吸收?qǐng)D.

從圖10中可以看出:對(duì)于四棱柱夾層板的損傷變形具有很強(qiáng)的局部性.從圖11，12中可以得出:四棱柱夾層板在4.1 ms時(shí)被撞穿,夾層板的吸能為1 920 J,最大碰撞力為0.13×106N.結(jié)合圖4,5,通過(guò)與平板相比,四棱柱夾層板被撞穿的碰撞時(shí)刻并沒(méi)有延緩,但最大碰撞力減少了0.11×106N,能量吸收增加了170 J;與雙折疊式夾層板相比,能量吸收少了80 J,碰撞時(shí)間要少0.3 ms,但其最大碰撞力減少了0.01×106N;從最終的能量吸收可以看出,平板最終吸收的能量要大于兩種夾層板,而四棱柱夾層板最終的吸能小于雙折疊式夾層板,從而得出四棱柱夾層板的損傷要小于雙折疊式夾層板.

a) 上蒙皮板

b) 夾芯

c) 下蒙皮板圖10 四棱柱夾層板的變形圖Fig.10 Deformation of four prism sandwich plate

圖11 碰撞力-時(shí)間歷程曲線Fig.11 Collision force-time history curve

圖12 能量吸收曲線Fig.12 Energy-absorption diagram

圖13為碰撞力最大時(shí)刻,夾層板各部件的能量吸收?qǐng)D.從圖中可以看出:上蒙皮板吸能為820 J,中間夾芯層吸能為600 J,下蒙皮板吸能為500 J,與雙折疊式夾層板相比,上蒙皮板吸能少了160 J,夾芯吸能減少了20 J,下蒙皮厚度吸能卻提高了100 J,可以得出:四棱柱夾層板各部件的吸能比雙折疊式夾層板要更均勻.

圖13 夾層板各部件吸能曲線Fig.13 Energy-absorption diagram of various components for sandwich plates

綜上所述:夾層板的破壞屬于局部破壞,其耐撞性能要強(qiáng)于平板,同時(shí)變形損傷要小于平板;雙折疊式夾層板的耐撞性能與四棱柱式夾層板的耐撞性能相差不多,但是四棱柱夾層板各部件吸能比較均勻.

3 新式鋼質(zhì)防護(hù)裝置的耐撞性能研究

3.1 有限元模型

采用等質(zhì)量法用夾層板替換防護(hù)裝置的外圍板,防護(hù)裝置與夾層板的尺寸參數(shù)見(jiàn)表6,防護(hù)裝置其余板厚均為8mm,由于單元的數(shù)目由最小尺寸決定,夾層結(jié)構(gòu)夾芯的小尺寸使得整體建模的單元數(shù)目很大,考慮到順橋防護(hù)裝置變形損傷的局部性,取二分之一順橋防護(hù)裝置進(jìn)行建模分析,圖14為四棱柱式、雙折疊板式防護(hù)裝置模型的局部剖視圖,防護(hù)裝置的模型參考文獻(xiàn)[11]中防護(hù)裝置.

宋元之交的陳世崇《隨隱漫錄》中記載陸游在蜀地納驛卒女為妾的軼事被后人多次轉(zhuǎn)引，而辨疑之聲也是不絕如縷，然而不論據(jù)實(shí)與否，自不是空穴來(lái)風(fēng)，一定與陸游在蜀地的詩(shī)酒狂放的生活態(tài)度有密切關(guān)聯(lián)，他的詩(shī)里對(duì)這段生活也多有展現(xiàn)，而他有妾楊氏納自蜀地并育有兒女一節(jié)確是有據(jù)可查。今人鄒志方在《陸游研究》中有專(zhuān)章論及，他認(rèn)為陸游納楊氏為妾的“比較確切的時(shí)間當(dāng)在孝宗乾道九年(1173)春天”，陸游“時(shí)年四十九歲”，但楊氏不見(jiàn)容于王氏，一年后被逐出，然陸游終究割舍不下，又在轉(zhuǎn)年的冬天(淳熙二年)把楊氏接回。〔3〕陳祖美先生也在文章中提到這一段故實(shí)。〔4〕

表6 夾層防護(hù)裝置尺寸參數(shù)Table 6 Sandwich protective device dimensions

a) 四棱柱式夾層防護(hù)裝置b) 雙折疊式夾層防護(hù)裝置圖14 防護(hù)裝置的局部剖視圖Fig.14 Partial cutaway view of the protective device

3.2 變形損傷分析

從圖15中可知:剛體與兩種夾層防護(hù)裝置之間的撞擊結(jié)束時(shí)間相差不多,與原防護(hù)裝置相比,夾層防護(hù)裝置大大延緩了碰撞結(jié)束時(shí)間,且剛體入侵折疊式防護(hù)裝置的位移要小于四棱柱式,兩者相差0.3 m,夾層防護(hù)裝置起到了很好的防護(hù)作用.

圖16，17為順橋向兩種夾層防護(hù)裝置在不同時(shí)間段內(nèi)的變形損傷過(guò)程,從圖中可以看出四棱柱式夾層防護(hù)裝置的變形損傷要比折疊式夾層防護(hù)裝置嚴(yán)重.

圖15 剛體入侵位移曲線Fig.15 Diagram of rigid body intrusion displacement

a) 0.75 s

b) 1.2 s

c) 2.0 s圖16 四棱柱式防護(hù)裝置的變形損傷圖Fig.16 Local deformation diagram of four prism sandwich protective device

a) 0.75 s

b) 1.2 s

c) 2.0 s圖17 雙折疊式防護(hù)裝置變形損傷圖Fig.17 Local deformation diagram of double fold-type sandwich protective device

3.3 碰撞力分析

圖18為不同夾層結(jié)構(gòu)運(yùn)用于防護(hù)裝置外圍板的碰撞力-時(shí)間歷程曲線圖.

圖18 夾層結(jié)構(gòu)防護(hù)裝置碰撞力-時(shí)間歷程曲線Fig.18 Collision force time history diagram of sandwich protective device

從圖18中可以看出:碰撞力的初始值均小于最大值,碰撞力的最大值均出現(xiàn)在最后一個(gè)波峰處;四棱柱防護(hù)裝置最大碰撞力發(fā)生時(shí)刻為2.0 s,而雙折疊式防護(hù)裝置發(fā)生的時(shí)刻為1.68 s,前者較后者而言,延緩了最大碰撞力發(fā)生的時(shí)間;四棱柱式防護(hù)裝置的最大碰撞力要比雙折疊式防護(hù)裝置要小很多,且四棱柱式防護(hù)裝置的碰撞力上升到最大值后有一段平緩時(shí)間.從碰撞力角度分析,四棱柱防護(hù)裝置在抵抗碰撞力效果上優(yōu)于雙折疊式防護(hù)裝置.

3.4 能量轉(zhuǎn)換

表7為不同夾層防護(hù)裝置在最大碰撞力時(shí)刻的各項(xiàng)撞擊性能.從表7中可以看出:四棱柱式防護(hù)裝置在碰撞力最大時(shí)刻的吸能值要稍強(qiáng)于雙折疊式防護(hù)裝置,且大大延緩了最大碰撞力發(fā)生的時(shí)刻.圖19，20分別為四棱柱式和雙折疊式防護(hù)裝置各部件的吸能圖.

表7 不同防護(hù)裝置的各項(xiàng)撞擊性能Table 7 Collision performance of various protective devices

從圖19中可以看出:水平板吸能最多,其次是外圍夾層板,再次是橫向板,最后是縱向單板.整個(gè)縱向板由外圍板與縱向單板組成,其吸能值總和要強(qiáng)于水平板.

圖19 四棱柱式防護(hù)裝置各部件吸能曲線Fig.19 Energy absorption diagram of four prism sandwich protective device

圖20 雙折疊式防護(hù)裝置各部件吸能曲線Fig.20 Energy absorption diagram of double fold-type sandwich protective device

從圖20可以看出:曲線C和D構(gòu)成了整個(gè)外圍夾層結(jié)構(gòu)的吸能圖,與曲線A一起構(gòu)成了整個(gè)縱向板的吸能曲線圖,其吸能高于橫向板,但略小于水平板.結(jié)合圖19，20可知,四棱柱式外圍夾層板的吸能要強(qiáng)于雙折疊式,其整個(gè)縱向板與水平板的吸能要強(qiáng)于雙折疊式,但橫向板的吸能要小于雙折疊式.總的來(lái)說(shuō),四棱柱式的吸能效果要強(qiáng)于雙折疊式,其耐撞性能要強(qiáng)于雙折疊式.

綜上所述:雙折疊式防護(hù)裝置與四棱柱式防護(hù)裝置有效地抵抗了船以5 m/s的速度的沖擊,雙折疊式防護(hù)裝置的變形損傷要小于四棱柱式防護(hù)裝置,但四棱柱式防護(hù)裝置能夠有效地抵抗最大碰撞力,其耐撞性能要優(yōu)于雙折疊式.

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下的兩種純鋼夾層結(jié)構(gòu)抗沖擊性能進(jìn)行研究,找出其最優(yōu)的結(jié)構(gòu)尺寸,并用兩種不同夾層結(jié)構(gòu)替換防護(hù)裝置的外圍結(jié)構(gòu),研究整個(gè)防護(hù)裝置的耐撞性能,改善整個(gè)防護(hù)裝置的耐撞性能,得出如下結(jié)論:

1)對(duì)傳統(tǒng)鋼質(zhì)夾層板而言,芯材與上下蒙皮質(zhì)量相等時(shí),其橫向抗沖擊性能較優(yōu);

2)夾層結(jié)構(gòu)的破壞比平板破壞更具有局部性,替換外圍板厚的防護(hù)裝置的局部變形損傷更為嚴(yán)重,但其吸能效果明顯得到改善,且大大延緩了最大碰撞力發(fā)生的時(shí)刻;

3)四棱柱式夾層板的各部件吸能比較均勻,其替換防護(hù)裝置外圍板后大大改善了縱向板的吸能,防護(hù)裝置的耐撞性能明顯優(yōu)于雙折疊式防護(hù)裝置;

4)在保證最大碰撞力比最大防撞力小很多的前提下,隨著碰撞速度的增加,適當(dāng)增加最大碰撞力可以在可控范圍內(nèi)加大防護(hù)裝置的整體變形,從而有效提高防護(hù)裝置的耗能,使得防護(hù)裝置的耐撞性能得到充分發(fā)揮.

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