等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板的面外壓縮性能

鄭吉良，彭明軍，孫 勇

(昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093)

等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板的面外壓縮性能

鄭吉良，彭明軍，孫 勇

(昆明理工大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院，昆明 650093)

利用材料試驗機(jī)對玻璃鋼(FRP)夾芯板面外壓縮性能進(jìn)行實驗測試與模擬研究。結(jié)果表明：夾芯板面外壓縮變形可分為彈性變形與斷裂兩個階段。蜂窩芯中part 2胞壁厚度t1與part 2高度h比值t1/h較大時，夾芯板以屈服方式變形；t1/h較小時，夾芯板以屈曲方式變形。蜂窩芯中part 2為夾芯板主要承載構(gòu)件，蜂窩芯中part 1與part 3對part 2起到固支作用，面板對蜂窩芯起到固支作用。蜂窩芯中part 2胞壁厚度為夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響的主要因素，蜂窩芯胞壁邊長影響次之，而蜂窩芯中part 1，part 3與面板厚度的影響較小。夾芯板總高度一定時，隨著蜂窩芯層數(shù)增加，夾芯板抗壓強(qiáng)度逐漸增大。

等腰梯形蜂窩芯；玻璃鋼夾芯板；應(yīng)力-應(yīng)變曲線；抗壓強(qiáng)度；屈曲變形；屈服變形

蜂窩夾芯復(fù)合板由上、下面板與中間厚而質(zhì)輕的夾芯構(gòu)成，是一種輕質(zhì)高效結(jié)構(gòu)功能材料。由于它具有較高的比強(qiáng)度、比剛度和較好隔熱、減振與耐沖擊等優(yōu)點而在航空、航海與高速列車等領(lǐng)域得到廣泛的應(yīng)用[1,2]。由于蜂窩夾芯復(fù)合板主要承受彎曲和沖擊載荷等，因而其面外壓縮性能具有決定性作用。國內(nèi)外大量文獻(xiàn)對蜂窩夾芯復(fù)合板面外壓縮性能進(jìn)行了詳細(xì)研究。周祝林等[3]對玻璃鋼蜂窩夾芯板的面外壓縮彈性模量和抗壓強(qiáng)度等進(jìn)行了詳細(xì)研究。孫亞平等[4,5]建立了以原紙環(huán)壓強(qiáng)度為控制的紙蜂窩結(jié)構(gòu)面外載荷理論模型和臨界載荷計算方法，并與實驗結(jié)果作了對比。程小全等[6]采用準(zhǔn)靜態(tài)橫向壓縮方法對Nomex蜂窩夾芯板的面外壓縮性能及彎曲性能進(jìn)行了實驗研究。王中鋼等[7]模擬研究加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)參數(shù)對正六角鋁蜂窩屈曲失穩(wěn)影響。Wadley等[8]利用模壓成型方法制備了四面體桁架夾芯結(jié)構(gòu)的304不銹鋼三明治板，并對這種三明治板的比強(qiáng)度和比剛度進(jìn)行研究。Paik等[9]通過實驗研究夾芯板面外壓縮性能，給出鋁蜂窩壓縮強(qiáng)度與變形量關(guān)系。Cote等[10]利用釬焊方法制備不銹鋼方孔蜂窩，并對其面外壓縮性能進(jìn)行詳細(xì)研究，并與現(xiàn)有六邊形鋁蜂窩結(jié)構(gòu)性能作比較。Meraghni等[11]利用有限元法、等效剛度法與實驗相結(jié)合，對不規(guī)則六角形聚丙烯蜂窩芯進(jìn)行模擬和實驗研究。

本工作使用的等腰梯形玻璃鋼蜂窩芯為新型π類蜂窩芯，應(yīng)用真空保壓壓力成型方法制作玻璃鋼蜂窩芯，所得蜂窩芯為整體結(jié)構(gòu)，省略傳統(tǒng)蜂窩芯黏結(jié)步驟，避免個別蜂窩芯胞壁之間漏黏結(jié)缺陷。在有限元軟件ANSYS結(jié)構(gòu)靜力分析模塊中，建立等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮有限元模型，對其破壞機(jī)理進(jìn)行分析，并討論夾芯板結(jié)構(gòu)參數(shù)包括蜂窩芯胞壁厚度、胞壁邊長、蜂窩芯高度以及面板厚度對其面外壓縮強(qiáng)度的影響；同時研究夾芯板總高度一定工況下，蜂窩芯層數(shù)對其面外壓縮抗壓強(qiáng)度的影響。

1 試樣平壓實驗

在測試等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮性能時，參照GB/T 1453-2005《夾層結(jié)構(gòu)或芯子平壓性能試驗方法》和ASTM C365/C365M-16標(biāo)準(zhǔn)。由昆明理工大學(xué)蜂潮科技有限公司應(yīng)用真空保壓壓力成型的方法，制成單向玻璃纖維排布方向不同的等腰梯形玻璃鋼蜂窩芯；應(yīng)用真空灌注法制備單向玻璃纖維質(zhì)量分?jǐn)?shù)約70%的玻璃鋼面板。蜂窩芯與面板之間用膠黏劑黏結(jié)成夾芯板結(jié)構(gòu)。利用萬能材料試驗機(jī)(INSTRON 8832)進(jìn)行夾芯板面外壓縮實驗，獲得試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線。試件破壞方式為蜂窩芯上下端部被壓潰。

2 試件面外壓縮破壞方式有限元分析

2.1 有限元模型

根據(jù)試件實驗規(guī)定要求，在有限元軟件ANSYS結(jié)構(gòu)靜力分析模塊中，建立等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板沿著圖1(a)中z方向面外壓縮有限元模型。等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板結(jié)構(gòu)與蜂窩芯單元胞體模型及結(jié)構(gòu)參數(shù)，如圖1所示。

圖1 等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板結(jié)構(gòu)(a)與蜂窩芯單元胞體模型及結(jié)構(gòu)參數(shù)(b)Fig.1 FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core geometry (a) and the model and structure parameters of unit cell in honeycomb core (b)

由于等腰梯形蜂窩芯中單向玻璃纖維排布方向具有差異性，part 1與part 3中單向玻璃纖維排布方向與圖1(a)中y軸方向平行，part 2中單向玻璃纖維排布方向與圖1(a)中z軸方向平行。有限元結(jié)構(gòu)靜力學(xué)分析時，給定part 1, part 3與part 2本體材料參數(shù)不同；因此，需要在有限元建模時，將等腰梯形玻璃鋼蜂窩芯分成3部分，分別為part 1, part 2與part 3。面板中單向玻璃纖維排布方向與圖1(a)中y軸方向平行。面板本體材料參數(shù)[12]給定彈性模量Ey=63.43GPa,Ex=Ez=8.73GPa,泊松比νxy=νyz=0.263,νxz=0.086, 剪切模量Gxy=Gyz=5.14GPa,Gxz=4.02GPa; 蜂窩芯中part 1與part 3本體材料參數(shù)給定彈性模量Ey=63.43GPa,Ex=Ez=8.73GPa, 泊松比νxy=νyz=0.263,νxz=0.086, 剪切模量Gxy=Gyz=5.14GPa,Gxz=4.02GPa; 蜂窩芯中part 2本體材料參數(shù)給定彈性模量Ez=63.43GPa,Ex=Ey=8.73GPa, 泊松比νxz=νyz=0.263,νxy=0.086,剪切模量Gxz=Gyz=5.14GPa,Gxy=4.02GPa。面板的厚度為1mm，蜂窩芯中part 1, part 2與part 3的胞壁厚度為1mm。通過對計算精度與效率的權(quán)衡，取圖2(a)中有限元模型進(jìn)行邊界條件設(shè)置。上面板的上表面給定圖1(a)中z軸方向位移，下面板下表面給定固定約束。有限元模型、蜂窩芯胞體結(jié)構(gòu)參數(shù)與邊界條件，如圖2所示。

圖2 等腰梯形玻璃鋼蜂窩芯夾芯板沿z軸方向面外壓縮有限元模型(a)、蜂窩芯胞體結(jié)構(gòu)參數(shù)(b)與有限元模型邊界條件(c)Fig.2 Out-plane compressive finite element model along the z-axis for the FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core (a) and the structure parameters of unit cell in honeycomb core (b) and the boundary conditions of finite element model (c)

圖3 實驗與有限元計算獲得試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線對比Fig.3 Experimental stress-strain curves of sample compared with the FE-prediction

2.2 試件面外壓縮破壞機(jī)理分析

實驗與有限元計算獲得試件應(yīng)力-應(yīng)變曲線進(jìn)行對比，如圖3所示。夾芯板被下壓0.03, 0.67mm與1.37mm時刻，其等效應(yīng)力的分布云圖,如圖4所示。

圖4 面外壓縮位移對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板等效應(yīng)力云圖影響(a)0.03mm;(b)0.67mm;(c)1.37mmFig.4 Effects of out-plane compressive displacement on the equivalent stress cloud pictures of FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core(a)0.03mm;(b)0.67mm;(c)1.37mm

根據(jù)圖3中應(yīng)力-應(yīng)變曲線可知：等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮變形大致分為兩個階段，即彈性變形和壓潰斷裂。根據(jù)圖4中面外壓縮等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板的等效應(yīng)力云圖可知：隨著面外壓縮位移增加，最大等效應(yīng)力出現(xiàn)在蜂窩芯中part 2與part 1, part 3交接位置處，因此試件破壞位置出現(xiàn)在part 2與part 1, part 3交接位置，這與實驗過程中蜂窩芯上下端部被壓潰現(xiàn)象吻合，說明有限元模型的準(zhǔn)確性。

2.3 part 1, part 2, part 3與面板材料本體參數(shù)對夾芯板面外壓縮強(qiáng)度的影響

蜂窩芯中part 1, part 2與part 3中單向玻璃纖維排布方向?qū)Φ妊菪畏涓C芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響，如圖5所示。面板中單向玻璃纖維排布方向?qū)Φ妊菪畏涓C芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響，如圖6所示。

圖5 蜂窩芯中part 1, part 2與part 3中單向玻璃纖維排布方向?qū)Φ妊菪畏涓C芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響Fig.5 Effects of glass fiber arrangement with the single axis of part 1, part 2 and part 3 in honeycomb core on out-plane compressive strength of FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core

圖6 面板中單向玻璃纖維排布方向?qū)Φ妊菪畏涓C芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響Fig.6 Effects of glass fiber arrangement with the single axis in face sheet on out-plane compressive strength of FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core

根據(jù)圖5的part 2中單向玻璃纖維的排布方向繞圖1(a)中x軸旋轉(zhuǎn)與part 1, part 3中單向玻璃纖維排布方向繞圖1(a)中x軸旋轉(zhuǎn)對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響對比曲線可知：蜂窩芯中part 2為夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件。根據(jù)圖5的part 2中單向玻璃纖維排布的方向繞圖1(a)中y軸旋轉(zhuǎn)與part 1, part 3中單向玻璃纖維排布的方向繞圖1(a)中z軸旋轉(zhuǎn)對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響對比曲線可知：同樣能夠得到蜂窩芯中part 2為夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件的結(jié)論，同時也可看出part 1, part 3在蜂窩芯中起

到固支part 2作用，增強(qiáng)夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度。根據(jù)圖6的面板中單向玻璃纖維排布方向繞圖1(a)中x軸與z軸旋轉(zhuǎn)對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度的影響曲線可知：面板對蜂窩芯起到固支的作用，同時為盡可能提高夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度，應(yīng)該保持面板中單向玻璃纖維排布的方向與蜂窩芯中part 1, part 3中單向玻璃纖維排布方向一致。同時根據(jù)圖5的part 1, part 3中單向玻璃纖維排布的方向繞圖1(a)中x軸旋轉(zhuǎn)與圖6的面板中單向玻璃纖維排布方向繞圖1(a)中x軸旋轉(zhuǎn)對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響對比曲線可知：蜂窩芯中part 1, part 3與面板中單向玻璃纖維排布方向?qū)A芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響微弱，因此為簡化計算模型復(fù)雜程度，可以對夾芯板的整體給定part 2材料參數(shù)。綜合圖5與圖6分析可得，蜂窩芯中part 1, part 3對part 2起到固支作用，面板對蜂窩芯起到固支作用； 蜂窩芯中part 2為夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件。

3 蜂窩芯胞體與面板結(jié)構(gòu)參數(shù)對試件面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響

圖7(a)，(b),(c)分別為蜂窩芯中part 2胞壁厚度t1，蜂窩芯中part 1, part 3胞壁厚度t2以及面板厚度對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度的影響。

由圖7(a)可知：隨著蜂窩芯中part 2的胞壁厚度t1增加，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度顯著增大。其原因為蜂窩芯中part 2是夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件，隨著t1增加，增大了蜂窩芯中part 2承載面積；因此，隨著t1增加，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度顯著增大。由圖7(b)可知：隨著蜂窩芯中part 1, part 3胞壁厚度t2增加，等腰梯形蜂窩芯玻璃

鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度先逐漸增大，后又逐漸降低。其原因為蜂窩芯中part 1, part 3對part 2起到固支作用，隨著t2增加，part 1, part 3對part 2固支作用逐漸加強(qiáng)；因此夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨著t2增加而先增大；之后隨著t2繼續(xù)增加，雖然蜂窩芯中part 1, part 3對part 2固支作用加強(qiáng)，但也加強(qiáng)part 1, part 3與part 2交接位置缺陷性；因此，隨著t2繼續(xù)增大，又出現(xiàn)夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度降低的現(xiàn)象。由圖7(c)可知：蜂窩芯中part 1, part 2與part 3胞壁厚度t1,t2為1mm時，隨著面板厚度增加，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度先緩慢增大，后又逐漸降低。其原因為面板對蜂窩芯起到固支作用，隨著面板厚度增加，面板對蜂窩芯固支作用加強(qiáng)；因此夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨著面板厚度增加先緩慢增大；之后隨著面板厚度繼續(xù)增加，雖然面板對蜂窩芯固支加強(qiáng)，但也加強(qiáng)蜂窩芯中part 1, part 3與part 2交接位置缺陷性；因此，隨著面板厚度繼續(xù)增大，又出現(xiàn)夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度降低現(xiàn)象。同時t1,t2與面板厚度分別由1mm增大到5mm時，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度數(shù)值差額分別為6.93,0.28,0.16MPa，同樣可以得到蜂窩芯中part 2為夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件，蜂窩芯中part 1, part 3對part 2起到固支作用，面板對蜂窩芯起到固支作用的結(jié)論。綜合分析圖7(a), (b), (c)曲線可知：實際工程應(yīng)用中，應(yīng)盡量增加t1而降低面板厚度，以獲得高面外壓縮抗壓強(qiáng)度夾芯板。

圖8(a)，(b),(c),(d)分別為蜂窩芯中單元胞體邊長，蜂窩芯的高度h，蜂窩芯脫模斜度α以及蜂窩芯倒角半徑R對等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度的影響。

圖8 等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板結(jié)構(gòu)參數(shù)對其面外壓縮抗壓強(qiáng)度影響 (a)蜂窩芯中單元胞體邊長;(b)h;(c)α;(d)RFig.8 Effects of structure parameters of FRP sandwich panel with isosceles-trapezoid honeycomb core on its out-plane compressive strength (a)the unit cell side length in honeycomb;(b)h;(c)α;(d)R

由圖8(a)可見，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨蜂窩芯胞壁邊長增加而呈負(fù)指數(shù)規(guī)律變化。當(dāng)蜂窩芯胞壁邊長增大到一定值時，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度下降趨勢變得平緩。由此可以得出，在設(shè)計夾芯板結(jié)構(gòu)時，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度允許情況下，應(yīng)盡量增加蜂窩芯胞壁邊長，這樣可大幅度減輕夾芯板質(zhì)量。

由圖8(b)可見，隨著蜂窩芯的高度h增加，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度先逐漸增大，后又逐漸降低。當(dāng)蜂窩芯中part 2胞壁厚度t1與part 2高度h比值t1/h較大時，即t1較大而h較小，part 2胞壁在面外壓縮載荷作用下，不易發(fā)生屈曲變形，而是以屈服方式變形，亦即試樣變形更接近于實體材料變形，故其夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度可按公式(1)[13]進(jìn)行計算：

(1)

式中：σs為單向玻璃纖維排布的玻璃鋼面板斷裂強(qiáng)度值；a為蜂窩芯邊長的平均值；h為蜂窩芯的高度。相反，當(dāng)蜂窩芯中part 2胞壁厚度t1與part 2高度h比值t1/h較小時，即t1較小而h較大，part 2胞壁在面外壓縮載荷作用下，易于先以屈曲方式變形，而不以屈服方式變形，亦即試樣變形更接近于薄壁結(jié)構(gòu)變形，故其夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度可按公式(2)[13]進(jìn)行計算：

(2)

式中：E0為單向玻璃纖維排布的玻璃鋼面板等效彈性模量；ν為單向玻璃纖維排布的玻璃鋼面板等效泊松比;因此，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨h增加而先逐漸增大，后又逐漸降低。

實際工程應(yīng)用中，為降低等腰梯形玻璃鋼蜂窩芯成型難度，模具設(shè)計中通常給定蜂窩芯脫模斜度，即圖2(b)中part 1, part 3與part 2夾角α，降低蜂窩芯脫模難度。同時模具設(shè)計中也要給定蜂窩芯倒角，即圖2(b)中part 1, part 3與part 2接觸位置倒角半徑R，以降低蜂窩芯成型難度與脫模難度。

由圖8(c)可見，蜂窩芯高度為10mm時，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮以屈服變形方式為主；當(dāng)α較小時，夾芯板仍以屈服方式進(jìn)行變形，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度按公式(1)進(jìn)行計算；當(dāng)α較大時，夾芯板以屈曲方式進(jìn)行變形，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度按公式(2)進(jìn)行計算；因此，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨著蜂窩芯脫模斜度α增大，呈先增大后降低趨勢；蜂窩芯高度為40mm時，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮以屈曲變形為主；隨著α增大，夾芯板穩(wěn)定性降低；因此，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨著蜂窩芯脫模斜度α增大，呈逐漸降低趨勢。綜合分析圖8(c)可知，α對π型蜂窩芯夾芯板面外壓縮變形方式具有重要影響。由圖8(d)可見，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度隨著蜂窩芯倒角半徑R增大，呈逐漸降低趨勢。其原因為隨R增加，增大了蜂窩芯中part 1, part 3與part 2交接位置承載橫向切應(yīng)力絕對值，促使交接位置更容易被壓潰；因此，隨著R增大，夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度逐漸降低。綜合分析圖8(c), (d)可知，實際工程應(yīng)用中，應(yīng)該適當(dāng)增大蜂窩芯脫模斜度α，降低蜂窩芯倒角半徑R，以滿足π型蜂窩芯夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度，從而降低蜂窩芯脫模難度與成型難度。

4 多層蜂窩芯夾芯板面外壓縮有限元分析

在ANSYS有限元軟件結(jié)構(gòu)靜力學(xué)模塊中，建立單層、雙層與三層等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮有限元模型，如圖9所示。圖9中等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板總高度為22mm，單層蜂窩芯中蜂窩芯高度為20mm，雙層蜂窩芯中每層蜂窩芯高度為9.5mm，三層蜂窩芯中每層蜂窩芯高度為6mm。面板厚度為1mm，蜂窩芯中胞體厚度為1mm。上面板上表面給定圖1(a)中z軸方向2mm向下位移，下面板下表面給定固定約束，有限元模型本體材料參數(shù)參照2.1節(jié)。

圖9 單層與多層等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮有限元模型 (a)單層;(b)雙層;(c)三層Fig.9 Out-plane compressive finite element model for FRP sandwich panel with single-layer or multi-layers isosceles-trapezoid honeycomb core (a)single-layer;(b)two-layers;(c)three-layers

圖10為面外壓縮的單層與多層等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板中單個胞體面外與面內(nèi)等效應(yīng)力分布云圖。圖11(a), (b)分別為面外壓縮的單層與多層等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板中單個胞體面外與面內(nèi)等效應(yīng)力分布曲線。

圖10 面外壓縮的單層與多層蜂窩芯玻璃鋼夾芯板中單個胞體面外與面內(nèi)等效應(yīng)力分布云圖 (a)單層;(b)雙層;(c)三層Fig.10 Outside and inside equivalent stress cloud pictures of unit cell in out-plane compressive FRP sandwich panel with single-layer or multi-layers isosceles-trapezoid honeycomb core (a)single-layer; (b)two-layers;(c)three-layers

由圖10, 11(a),(b)可見，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板總高度一定工況下，隨著蜂窩芯層數(shù)增加，夾芯板等效應(yīng)力逐漸降低，即夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度逐漸增大。結(jié)合本工作在文獻(xiàn)[14]中對夾芯板傳熱學(xué)分析可知：單純增加蜂窩芯高度，對夾芯板當(dāng)量導(dǎo)熱率不利；如果單純降低夾芯板當(dāng)量導(dǎo)熱率，而忽略夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度，應(yīng)該考慮更換夾芯層材料，例如使用泡沫材料； 如果夾芯板同時滿足于面外壓縮抗壓強(qiáng)度

與隔熱性能要求，多層蜂窩芯夾芯板將是很好的選擇。且由圖11(a), (b)可見，蜂窩芯中part 1, part 3與面板位置的等效應(yīng)力出現(xiàn)較小平緩曲線，而蜂窩芯中part 2位置的等效應(yīng)力相對較高，這再次說明了蜂窩芯中part 1, part 3對part 2起到固支作用，而面板對蜂窩芯起到固支作用，蜂窩芯中part 2為等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件。

5 結(jié)論

(1)等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮過程中，夾芯板面外壓縮變形可分為兩個階段，即彈性變形與斷裂階段。

(2)蜂窩芯中part 2為等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮主要承載構(gòu)件，蜂窩芯中part 1與part 3對part 2起到固支作用，面板對蜂窩芯起到固支作用。

(3)蜂窩芯中part 2胞壁厚度t1與part 2高度h比值t1/h較大時，等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮以屈服變形方式進(jìn)行；而t1/h較小時，以屈曲變形方式進(jìn)行。

(4)實際工程應(yīng)用中，應(yīng)該適當(dāng)增大蜂窩芯脫模斜度，降低蜂窩芯倒角半徑，以滿足等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板面外壓縮抗壓強(qiáng)度，從而降低蜂窩芯脫模難度與成型難度。

(5)多層蜂窩芯夾芯板同時滿足于面外壓縮抗壓強(qiáng)度與隔熱性能要求。

圖11 面外壓縮單層與多層等腰梯形蜂窩芯玻璃鋼夾芯板中單個胞體面外與面內(nèi)等效應(yīng)力分布曲線 (a)面外;(b)面內(nèi)Fig.11 Equivalent stress curves of unit cell in out-plane compressive FRP sandwich panel with the single-layer or multi-layers honeycomb core (a)outside;(b)inside

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(本文責(zé)編：寇鳳梅)

Out-plane Compressive Properties for Isosceles Trapezoid Honeycomb Core of FRP Sandwich Panel

ZHENG Ji-liang,PENG Ming-jun,SUN Yong

(Faculty of Material Science and Engineering,Kunming University of Science and Technology,Kunming 650093,China)

The experiment and simulation investigations on out-plane compressive characteristics of FRP sandwich panel were conducted. The results show that two deformation stages are elastic deformation and fracture stages in out-plane compressive deformation. The yielding mode deformation ast1/hwhich is very big，while the buckling mode deformation ast1/hwhich is very small. The part 2 in the honeycomb core is main bearing part for sandwich panel，and the part 2 is supported by the part 1 and part 3 in the honeycomb core，while the honeycomb core is supported by the panel. So，the cell wall thickness of part 2 has the most significant influence on the compressive strength，and the influence by the cell wall side length of honeycomb core is the secondary，while the influence by the cell wall thickness of part 1 and part 3 in honeycomb core and the thickness of panel is the weakest. When the honeycomb core height is fixed，the compressive strength of FRP sandwich panel gradually increases along with honeycomb core layers increase.

isosceles-trapezoid honeycomb core;FRP sandwich panel;stress-strain curve;compressive strength;buckling deformation;yielding deformation

10.11868/j.issn.1001-4381.2014.001534

TB34

A

1001-4381(2017)02-0072-08

2014-12-22；

2016-07-10

彭明軍(1982-)，男，博士，講師，研究方向：復(fù)合材料結(jié)構(gòu)力學(xué)性能，聯(lián)系地址：云南省昆明市五華區(qū)蓮華學(xué)府路30號昆明理工大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院(650093)，E-mail:18988294916@163.com