空間格構(gòu)腹板增強(qiáng)泡沫夾芯復(fù)合材料 試件準(zhǔn)靜態(tài)壓縮吸能試驗(yàn)

莊 勇，王 健，方 海，劉偉慶，陳繼業(yè)

(1. 南京工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇南京 211816; 2. 中鐵大橋勘測(cè)設(shè)計(jì)院集團(tuán)有限公司，湖北武漢 430034)

0 引 言

復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)具備優(yōu)良的比強(qiáng)度和比剛度、優(yōu)異的耐腐蝕性能、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)、良好的吸能效果等特點(diǎn)[1-7]，因此在航空航天、汽車、建筑等領(lǐng)域中夾層結(jié)構(gòu)的運(yùn)用越來(lái)越多[8-12]。通過(guò)泡沫等輕質(zhì)材料作為填充材料，增大夾層結(jié)構(gòu)的截面慣性矩，提高結(jié)構(gòu)的抗彎強(qiáng)度和剛度[13-14]。傳統(tǒng)的復(fù)合材料泡沫夾芯結(jié)構(gòu)存在抗剪抗壓強(qiáng)度低、界面易剝離等問(wèn)題。Lee等[15]對(duì)縱向格構(gòu)增強(qiáng)復(fù)合材料夾層板進(jìn)行彎曲測(cè)試，試驗(yàn)結(jié)果表明縱向格構(gòu)極大提高了夾層板的承載力，但是試驗(yàn)時(shí)夾層板均發(fā)生了脆性斷裂。方海等[16]研究了格構(gòu)腹板增強(qiáng)泡沫夾芯復(fù)合材料的剪切性能、平壓性能、抗彎性能和破壞形態(tài)，結(jié)果表明：格構(gòu)腹板顯著提高了復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的承載力和剛度，同時(shí)有效抑制了泡沫芯材剪切破壞的發(fā)展，防止面板與芯材剝離破壞。Fam等[17]考慮了腹板間距、腹板厚度等參數(shù)對(duì)夾芯梁受彎性能的影響，研究發(fā)現(xiàn)：減小橫向腹板間距可以有效阻止芯材裂紋擴(kuò)展，顯著提高夾芯結(jié)構(gòu)的承載力和剛度；同時(shí)泡沫為橫向腹板提供側(cè)向支撐，提升了腹板的穩(wěn)定性。

本課題組從事橋梁復(fù)合材料防撞裝置的研究工作，已為多座橋梁進(jìn)行展開(kāi)防撞設(shè)計(jì)，如圖1所示。該防撞裝置具有輕質(zhì)高強(qiáng)、耐腐蝕性能好、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn)，在工程中得到大量運(yùn)用。

經(jīng)過(guò)課題組前期研究發(fā)現(xiàn)豎直腹板增強(qiáng)泡沫夾芯構(gòu)件承載力存在彈性突變，當(dāng)構(gòu)件達(dá)到彈性極限承載力后，由于豎直腹板屈曲失穩(wěn)破壞，其承載力會(huì)迅速降低。鑒于此，本課題組改變豎直格構(gòu)腹板的空間位置，將雙層正交(Double-layered Orthogonal，DO)格構(gòu)腹板變?yōu)殡p層錯(cuò)位(Double-layered Dislocation，DD)格構(gòu)腹板、多層錯(cuò)位(Triple-layered Dislocation，TD)格構(gòu)腹板、六邊形蜂窩(Hexagonal，H)格構(gòu)腹板和多層梯形(Trapezoidal，T)格構(gòu)腹板，如圖2所示。本文對(duì)空間格構(gòu)增強(qiáng)泡沫夾芯復(fù)合材料構(gòu)件開(kāi)展準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)，記錄構(gòu)件的荷載-位移關(guān)系，觀察其破壞過(guò)程，對(duì)比研究構(gòu)件的力學(xué)性能與吸能性能以改善復(fù)合材料防撞裝置。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

本試驗(yàn)以雙層正交格構(gòu)腹板試件作為對(duì)照組，其余4種空間格構(gòu)腹板的試件作為試驗(yàn)組，共計(jì)5種形式空間格構(gòu)腹板，每種形式各制備3個(gè)試件。設(shè)計(jì)試件尺寸為300 mm×300 mm×150 mm，上下面層的厚度和格構(gòu)腹板的厚度均為2.4 mm。各試件參數(shù)列于表1。

表1 試件設(shè)計(jì)參數(shù)Tab.1 Design Parameters of Specimens mm

1.2 試件制備

本試驗(yàn)試件的制作材料為密度60 kg·m-3的聚氨酯泡沫、密度800 g·m-3的(-45°/45°)和(0°/90°)玻璃纖維布、HS-2101-G100型不飽和聚酯樹脂、1.2%過(guò)氧化甲乙酮(MEKP)固化劑。

試件制作采用真空導(dǎo)入一次成型工藝，其制作流程為：①按照設(shè)計(jì)尺寸切割已開(kāi)槽的聚氨酯泡沫，包裹2層(-45°/45°)玻璃纖維布，并使用玻璃纖維絲捆扎；②在模具內(nèi)鋪設(shè)2層(0°/90°)玻璃纖維布，將包裹好的聚氨酯泡沫按設(shè)計(jì)要求緊密放置在玻璃纖維布后，包裹覆蓋(0°/90°)玻璃纖維布；③鋪設(shè)導(dǎo)流管、脫模布、蓋板等裝置后使用真空袋密封；④真空導(dǎo)入樹脂與固化劑，待其充分固化后按設(shè)計(jì)尺寸切割加工。

1.3 試驗(yàn)方法

本試驗(yàn)依據(jù)《夾層結(jié)構(gòu)或芯子平壓性能試驗(yàn)方法》(GB/T 1453—2005)[18]進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)。使用量程為200 kN的微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行加載，試驗(yàn)機(jī)加載速率為2 mm·min-1，試驗(yàn)裝置如圖3所示。為避免加載裝置與試件接觸面間受力不均的不利影響，在試件上下各放置1塊可完全覆蓋試件表面的剛性墊塊。

2 試驗(yàn)現(xiàn)象

空間格構(gòu)增強(qiáng)泡沫夾芯復(fù)合材料試件準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)的荷載-位移曲線如圖4所示。加載初期，試件均產(chǎn)生彈性變形，荷載-位移曲線表現(xiàn)為線性關(guān)系。隨著壓縮量的增加，由于試件破壞模式的不同，荷載-位移關(guān)系也呈現(xiàn)出較大差異。

對(duì)于雙層正交(DO型)格構(gòu)試件[圖4(a)]，當(dāng)荷載達(dá)到160 kN時(shí)，豎直格構(gòu)與泡沫剝離且豎直格構(gòu)屈曲失穩(wěn)破壞，層間格構(gòu)間持續(xù)剝離，其承載力持續(xù)迅速下降。之后試件發(fā)生屈服變形，泡沫壓碎鼓出，承載力波動(dòng)較小。隨著壓縮量增加，剝離裂縫與泡沫逐漸壓實(shí)，承載力持續(xù)上升。

對(duì)于雙層錯(cuò)位(DD型)格構(gòu)試件[圖4(b)]，當(dāng)荷載達(dá)到60 kN時(shí)，水平纖維層彎曲變形呈波浪形，但是承載力仍緩慢上升。隨著位移增加，豎直格構(gòu)彎曲變形至緩慢破壞，試件承載力持續(xù)下降。隨后剝離裂縫與泡沫被壓實(shí)，承載力上升。由于個(gè)別豎直格構(gòu)在前期加載時(shí)未發(fā)生破壞而在強(qiáng)化階段發(fā)生屈服折斷，導(dǎo)致試件承載力突降。之后試件被壓實(shí)，承載力持續(xù)上升。

對(duì)于三層錯(cuò)位(TD型)格構(gòu)試件[圖4(c)]，當(dāng)荷載達(dá)到53 kN時(shí)，其水平纖維層彎曲變形呈波浪形，承載力緩慢上升。隨著壓縮量增加，水平纖維層持續(xù)彎折變形，豎直格構(gòu)逐漸彎曲變形，試件承載力緩慢下降。之后豎直格構(gòu)持續(xù)彎曲變形幾乎至水平向，泡沫壓縮擠出，試件承載力持續(xù)上升。隨著持續(xù)加載，底層格構(gòu)與泡沫剝離，豎直格構(gòu)屈曲折斷，承載力突降進(jìn)入短暫平臺(tái)節(jié)段，之后試件逐漸被壓實(shí)，承載力持續(xù)上升。

對(duì)于六邊形(H型)格構(gòu)試件[圖4(d)]，試件邊緣處先出現(xiàn)格構(gòu)與泡沫的剝離裂縫，承載力非線性上升。當(dāng)承載力達(dá)到65 kN時(shí)，多處六邊形格構(gòu)角部與泡沫發(fā)生剝離，剝離裂縫持續(xù)開(kāi)展，承載力緩慢下降，之后承載力進(jìn)入平臺(tái)階段。隨著剝離裂縫被壓實(shí)，承載力逐漸上升。由于試件角部的斜向格構(gòu)屈服，承載力出現(xiàn)短暫下降和波動(dòng)后持續(xù)上升。

對(duì)于梯形(T型)格構(gòu)試件[圖4(e)]，隨著壓縮量增加，梯形格構(gòu)出現(xiàn)層間剝離，剝離裂縫持續(xù)開(kāi)展，試件發(fā)生塑性變形，承載力緩慢下降。隨著剝離裂縫被壓實(shí)，承載力緩慢上升。由于試件下部再次出現(xiàn)格構(gòu)與泡沫剝離、梯形格構(gòu)的層間剝離，導(dǎo)致其承載力下降。之后，隨著剝離裂縫和泡沫被壓實(shí)，承載力持續(xù)上升。

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

基于試驗(yàn)所得的試件準(zhǔn)靜態(tài)壓縮變形過(guò)程和荷載-位移曲線，首先對(duì)試件的破壞模式和荷載-位移曲線展開(kāi)分析，其次引入3個(gè)評(píng)價(jià)指標(biāo)[19]對(duì)其吸能性能進(jìn)行研究。

3.1 破壞模式

由以上試驗(yàn)現(xiàn)象可知，試件的主要破壞模式有3種(圖5)。其一為豎直格構(gòu)的彎曲破壞，如雙層正交格構(gòu)試件[圖5(a)]、雙層錯(cuò)位格構(gòu)試件[圖5(b)]和三層錯(cuò)位格構(gòu)試件[圖5(c)]。對(duì)于雙層正交格構(gòu)，由于豎直縱向格構(gòu)的高厚比較大，當(dāng)荷載達(dá)到格構(gòu)臨界失穩(wěn)承載力時(shí)，豎直格構(gòu)屈曲失穩(wěn)破壞，導(dǎo)致試件承載力迅速下降。將豎直格構(gòu)錯(cuò)位之后，水平纖維層彎曲變形使豎直格構(gòu)先發(fā)生一定角度的傾斜再發(fā)生彎曲破壞，防止其直接屈曲失穩(wěn)破壞，從而降低試件承載力彈性突變的程度。其二為格構(gòu)與泡沫的剝離，如六邊形格構(gòu)試件[圖5(d)]。將正方形或矩形格構(gòu)構(gòu)造改變?yōu)榱呅胃駱?gòu)，消除了豎直格構(gòu)因承壓過(guò)大導(dǎo)致屈曲失穩(wěn)破壞的問(wèn)題。隨著荷載增加，六邊形格構(gòu)被逐漸壓扁，角部橫向變形持續(xù)增大，而泡沫壓縮變形相對(duì)較慢，當(dāng)兩者變形不一致產(chǎn)生的剝離應(yīng)力達(dá)到格構(gòu)與泡沫的黏結(jié)強(qiáng)度后，將產(chǎn)生剝離裂縫。其三為格構(gòu)的層間剝離破壞[圖5(e)]，如梯形格構(gòu)試件。和六邊形格構(gòu)相似，梯形格構(gòu)解決了豎直格構(gòu)屈曲失穩(wěn)破壞導(dǎo)致承載力突降的問(wèn)題，同時(shí)其構(gòu)型異于六邊形格構(gòu)之處在于梯形格構(gòu)形成了連續(xù)水平纖維層。隨著壓縮量增加，連續(xù)水平纖維層限制梯形格構(gòu)的橫向變形，同時(shí)也限制格構(gòu)與泡沫的剝離破壞。由于構(gòu)件主要通過(guò)梯形格構(gòu)角部橫向變形實(shí)現(xiàn)壓縮，在格構(gòu)角部處產(chǎn)生應(yīng)力集中，當(dāng)應(yīng)力達(dá)到層間纖維黏結(jié)強(qiáng)度時(shí)，試件發(fā)生格構(gòu)層間剝離破壞。

3.2 荷載-位移曲線

試件的荷載-位移曲線如圖4所示，可將DO，H，T型試件的荷載-位移曲線分為彈性階段、下降階段、平臺(tái)階段和強(qiáng)化階段，而DD，TD型試件由于水平纖維層的彎曲變形導(dǎo)致承載力非線性上升，將其荷載-位移曲線分為彈性階段、上升階段、下降階段和強(qiáng)化階段。為了描述試件承載力在加載過(guò)程中的變化情況，將其彈性階段的彈性極限承載力Pu、彈性行程ΔP1、初始剛度K和下降階段的荷載下降值ΔF、下降行程ΔP2進(jìn)行比較，結(jié)果如表2所示。

由荷載-位移曲線可知，各試件首先進(jìn)入彈性階段，DO型試件的剛度最大，其彈性極限承載力也最大，DD，TD，H和T型試件的剛度依次下降53.1%，69.5%，66.1%，55.8%，其彈性極限承載力依次下降62.4%，67.1%，57.8%，56.2%。雖然試件的彈性承載力相差較大，但其彈性行程相差不大。DO，H和T型試件在達(dá)到彈性極限承載力之后開(kāi)始破壞，承載力降低，曲線進(jìn)入下降階段。DD和TD型試件在達(dá)到彈性極限承載力之后，水平纖維層受力變形比豎直格構(gòu)受力變形大，彎曲呈波浪形，其承載力非線性上升。之后豎直格構(gòu)發(fā)生彎曲變形破壞，荷載曲線進(jìn)入下降階段。在下降階段中，DO型試件的荷載下降值最大，DD，TD，H和T型試件的荷載下降值依次減少了71.1%，74.4%，83.2%，86.9%。隨后DO，H，T型試件進(jìn)入平臺(tái)階段，承載力上下波動(dòng)。三者的平臺(tái)階段承載力分別為56.8，48.7，63.7 kN，平臺(tái)階段的壓縮行程分別為53.6，34.0，68.3 mm。隨著壓縮量的增加，試件逐漸被壓實(shí)，承載力強(qiáng)化上升。

表2 空間格構(gòu)試件試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Test Results of Spatial Reinforced Lattice Specimens

注：u，Δ1，，Δ，Δ2分別為Pu，ΔP1，K，ΔF，ΔP2的平均值。

3.3 能量吸收值

能量吸收值Ea是試件壓縮量為試件高度70%時(shí)所吸收的能量，即荷載-位移曲線與橫坐標(biāo)軸(位移)所圍成的面積，是評(píng)價(jià)試件吸能性能的一個(gè)主要指標(biāo)，如式(1)所示

Ea=∫s0F(s)ds

(1)

式中：s為試件壓縮量;F(s)為壓縮量為s時(shí)對(duì)應(yīng)的荷載。

各試件在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中，隨著壓縮量增加，吸收的能量如表3所示。根據(jù)以上試驗(yàn)結(jié)果分析，5種試件的能量吸收值相差不大，其中T型試件的能量吸收值最小，比能量吸收值最大的DD型試件降低了16.6%。主要原因?yàn)殡S著壓縮量的增加，5種試件的泡沫均被壓碎壓扁，吸收了一部分能量，而T型試件的破壞模式為格構(gòu)層間剝離，當(dāng)試件停止壓縮時(shí)，其部分斜向空間格構(gòu)腹板被壓至水平向，未發(fā)生明顯的變形，而DO，DD，TD型試件的破壞模式為豎直格構(gòu)彎曲破壞，當(dāng)試件停止壓縮時(shí)，這3種構(gòu)型的格構(gòu)腹板幾乎全部發(fā)生破壞，從而吸收了更多的能量，因此T型試件的能量吸收值偏小。

表3 試件能量吸收值Tab.3 Energy Absorption of Specimens

從圖6可以看出：由于DO型試件的初始剛度最高，因此剛開(kāi)始加載時(shí)其能量吸收值最高；隨著壓縮比例從10%增加到40%，5種試件的能量吸收值線性增加，且增加的幅度相差不大；當(dāng)壓縮比例從40%持續(xù)增大時(shí)，試件的承載力進(jìn)入強(qiáng)化上升階段，故壓縮量相同時(shí)，試件吸收的能量不斷增多。

圖6 試件能量吸收值

Fig.6EnergyAbsorptionofSpecimens

3.4 比吸能

比吸能Es為單位質(zhì)量試件所吸收的能量，是評(píng)價(jià)試件吸能性能的另一個(gè)主要指標(biāo)，如公式(2)所示

Es=Eam

(2)

式中：m為試件質(zhì)量。

各試件的比吸能值如表4所示。

隨著壓縮比例提高，試件的能量吸收值隨之增加。在試驗(yàn)過(guò)程中，試件的質(zhì)量不變，故其比吸能值會(huì)不斷增加。對(duì)于TD，H和T型試件，隨著試件層數(shù)的增多，包裹泡沫的玻璃纖維布與真空導(dǎo)入的不飽和聚酯樹脂用量提高，導(dǎo)致試件的質(zhì)量增大，DO與DD型試件的質(zhì)量相對(duì)較小。由第3.3節(jié)可知，DD型試件能量吸收值最大，T型試件能量吸收值最小，因此DD型試件的比吸能值最大，T型試件的比吸能值最小。

3.5 平均壓潰力

平均壓潰力Fm為試件在整個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中的平均承載力，是量化試件壓潰過(guò)程的重要參數(shù)之一，如公式(3)所示

表4 各試件比吸能值與平均壓潰力Tab.4 Specific Energy Absorption and Mean Crushing Load of Specimens

Fm=EaS

(3)

式中：S為試件的總壓縮量。

各試件的平均壓潰力如表4所示。由于試件高度一致，因此在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過(guò)程中試件高度的70%壓縮量均相同。由第3.3節(jié)可知，DD型試件能量吸收值最大，T型試件能量吸收值最小，因此DD型試件的平均壓潰力最大，T型試件的平均壓潰力最小，DD型試件的平均壓潰力比T型試件高16.6%。

4 結(jié) 語(yǔ)

(1)將豎直格構(gòu)腹板形成錯(cuò)位格構(gòu)和斜向格構(gòu)后，試件的破壞模式得到極大改善。破壞模式由豎直格構(gòu)腹板突然屈曲失穩(wěn)破壞變?yōu)樨Q直格構(gòu)腹板先發(fā)生一定角度的傾斜再發(fā)生彎曲破壞，以及斜向格構(gòu)與泡沫的剝離破壞和斜向格構(gòu)與斜向格構(gòu)的層間剝離破壞。

(2)由荷載-位移關(guān)系分析得出，改變豎直格構(gòu)的空間位置能有效減少試件承載力的彈性突變，DD，TD，H和T型試件的荷載下降值比DO型試件依次減少了71.1%，74.4%，83.2%，86.9%，極大降低了試件的脆性。

(3)從耗能性能指標(biāo)分析可知，豎直格構(gòu)腹板彎曲破壞比斜向格構(gòu)的剝離破壞吸收更多能量，5種試件能量吸收值波動(dòng)幅度最大為16.6%。隨著壓縮量增加，試件能量吸收值呈線性增加，耗能性能穩(wěn)定。

參考文獻(xiàn):References:

[1] 孫春方,薛元德,胡 培.復(fù)合材料泡沫夾層結(jié)構(gòu)力學(xué)性能與試驗(yàn)方法[J].玻璃鋼/復(fù)合材料,2005(2):3-6.SUN Chun-fang,XUE Yuan-de,HU Pei.Mechanical Properties and Test Method for Foam Core Sandwich Structure[J].Fiber Reinforced Plastics/Composites,2005(2):3-6.

[2]余同希,盧國(guó)興.材料與結(jié)構(gòu)的能量吸收[M].華云龍,譯.北京:化學(xué)工業(yè)出版社,2006.YU Tong-xi,LU Guo-xing.Energy Absorption of Structures and Materials[M].Translated by HUA Yun-long.Beijing:Chemical Industry Press,2006.

[3]ZI G,KIM B M,HWANG Y K,et al.An Experimen-tal Study on Static Behavior of a GFRP Bridge Deck Filled with a Polyurethane Foam[J].Composite Structures,2008,82(2):257-268.

[4]KELLER T,HAAS C,VALLEE T.Structural Con-cept,Design,and Experimental Verification of a Glass Fiber-reinforced Polymer Sandwich Roof Structure[J].Journal of Composites for Construction,2008,12(4):454-468.

[5]YOO S H,CHANG S H,SUTCLIFFE M P F.Com-pressive Characteristics of Foam-filled Composite Egg-box Sandwich Panels as Energy Absorbing Structures[J].Composites Part A:Applied Science and Manufacturing,2010,41(3):427-434.

[6]WU Z M,LIU W Q,WANG L,et al.Theoretical and Experimental Study of Foam-filled Lattice Composite Panels Under Quasi-static Compression Loading[J].Composites Part B:Engineering,2014,60:329-340.

[7]AZARAKHSH S,GHAMARIAN A.Collapse Behav-ior of Thin-walled Conical Tube Clamped at Both Ends Subjected to Axial and Oblique Loads[J].Thin-walled Structures,2017,112:1-11.

[8]葉列平,馮 鵬.FRP在工程結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用與發(fā)展[J].土木工程學(xué)報(bào),2006,39(3):24-36.YE Lie-ping,FENG Peng.Applications and Develop-ment of Fiber-reinforced Polymer in Engineering Structures[J].China Civil Engineering Journal,2006,39(3):24-36.

[9]杜善義.先進(jìn)復(fù)合材料與航空航天[J].復(fù)合材料學(xué)報(bào),2007,24(1):1-12.DU Shan-yi.Advanced Composite Materials and Aer-ospace Engineering[J].Acta Materiae Compositae Sinica,2007,24(1):1-12.

[10]吳智敏,郭 夏,魏 華.纖維增強(qiáng)復(fù)合材料加固混凝土柱的研究進(jìn)展[J].建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào),2008,25(2):24-35.WU Zhi-min,GUO Xia,WEI Hua.Research Ad-vances in Fiber Reinforced Polymer Retrofitting Con-crete Columns[J].Journal of Architecture and Civil Engineering,2008,25(2):24-35.

[11]馮 鵬.復(fù)合材料在土木工程中的發(fā)展與應(yīng)用[J].玻璃鋼/復(fù)合材料,2014(9):99-104.FENG Peng.Development and Application of Com-posite in Civil Engineering[J].Fiber Reinforced Plas-tics/Composites,2014(9):99-104.

[12]方 海,韓 娟,劉偉慶,等.GFRP-花旗松膠合木夾芯橋面板受彎性能試驗(yàn)與結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)[J].建筑科學(xué)與工程學(xué)報(bào),2014,31(3):58-63.FANG Hai,HAN Juan,LIU Wei-qing,et al.Experi-ment on Bending Capacity and Structural Design of GFRP-pseudotsuga Taxifolia Glulam Bridge Deck[J].Journal of Architecture and Civil Engineering,2014,31(3):58-63.

[13]SOUTIS C.Fibre Reinforced Composites in Aircraft Construction[J].Progress in Aerospace Sciences,2005,41(2):143-151.

[14]GUSTIN J,JONESON A,MAHINFALAH M,et al.Low Velocity Impact of Combination Kevlar/Carbon Fiber Sandwich Composites[J].Composite Struc-tures,2005,69(4):396-406.

[15]LEE J,KIM Y,JUNG J,et al.Experimental Charac-terization of a Pultruded GFRP Bridge Deck for Light-weight Vehicles[J].Composite Structures,2007,80(1):141-151.

[16]方 海,劉偉慶,萬(wàn) 里.格構(gòu)增強(qiáng)型復(fù)合材料夾層結(jié)構(gòu)的制備與受力性能[J].玻璃鋼/復(fù)合材料,2009(4):67-69.FANG Hai,LIU Wei-qing,WAN Li.Mechanical Properties and Manufacturing Process of Lattice Re-inforced Sandwich Composites[J].Fiber Reinforced Plastics/Composites,2009(4):67-69.

[17]FAM A,SHARAF T.Flexural Performance of Sand-wich Panels Comprising Polyurethane Core and GFRP Skins and Ribs of Various Configurations[J].Com-posite Structures,2010,92(12):2927-2935.

[18]GB/T 1453—2005,夾層結(jié)構(gòu)或芯子平壓性能試驗(yàn)方法[S].GB/T 1453—2005,Test Method for Flatwise Com-pression Properties of Sandwich Constructions or Cores[S].[19]項(xiàng)燕飛.能量吸收材料與結(jié)構(gòu)的評(píng)價(jià)指標(biāo)[D].寧波:寧波大學(xué),2014.XIANG Yan-fei.Key Performance Indicators (KPIs) of Energy Absorption of Materials and Structures[D].Ningbo:Ningbo University,2014.