基于漸進(jìn)失效理論的碳纖維/泡沫夾芯設(shè)備艙底板強(qiáng)度仿真

趙致霆,石姍姍,呂航宇,陳 剛

(大連交通大學(xué) 機(jī)車車輛工程學(xué)院,遼寧 大連 116028)

隨著我國(guó)高速鐵路的飛速發(fā)展,列車輕量化已成為現(xiàn)代車輛設(shè)計(jì)的必然要求。碳纖維復(fù)合材料因其比強(qiáng)度高、比模量高以及耐腐蝕、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)等優(yōu)點(diǎn),已成為列車輕量化的必然趨勢(shì)[1]?，F(xiàn)階段,復(fù)合材料在軌道交通中主要應(yīng)用于轉(zhuǎn)向架、車體、司機(jī)室外殼、車內(nèi)飾等。

動(dòng)車組設(shè)備艙是安裝在列車底部用以保護(hù)車下設(shè)備、減小空氣阻力的重要部件。王明猛等[2]和張麗榮等[3]證明了復(fù)合材料設(shè)備艙底板在高速動(dòng)車組上應(yīng)用的適用性。WANG 等[4]為碳纖維應(yīng)用到設(shè)備艙支架中提供了方案。董瑞雪等[5]基于漸進(jìn)損傷理論提出了一種高速動(dòng)車組復(fù)合材料設(shè)備艙結(jié)構(gòu)強(qiáng)度仿真評(píng)價(jià)方法,并對(duì)某復(fù)合材料設(shè)備艙骨架進(jìn)行了校核。WANG 等[6]研究了不同加載速率對(duì)動(dòng)車組CFRP設(shè)備艙骨架層板抗拉、抗壓性能的影響。秦楠等[7]參考德國(guó)勞氏船級(jí)社(GL)規(guī)定的經(jīng)驗(yàn)Goodman曲線對(duì)某型動(dòng)車組CFRP復(fù)合材料設(shè)備艙骨架進(jìn)行了疲勞強(qiáng)度校核。然而在列車高速運(yùn)行過程中,設(shè)備艙底板位于車輛最下方,直接受到氣密載荷、車輛振動(dòng)載荷及軌道石子飛揚(yáng)等沖擊載荷的作用,是設(shè)備艙受載最大的部位。目前的研究多為復(fù)合材料設(shè)備艙骨架[4-7]與復(fù)合材料小型試件的性能[8-9],關(guān)于復(fù)合材料設(shè)備艙底板的靜態(tài)性能與抗沖擊性能方面的研究較少。

復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)由上下面板和芯體組成,其中復(fù)合材料面板由正交各向異性的單層板在厚度方向上堆疊而成,其失效形式表現(xiàn)為逐層失效,每層碳纖維失效后結(jié)構(gòu)剛度便會(huì)隨之退化,復(fù)合材料的剛度退化與漸進(jìn)損傷一直是研究的熱點(diǎn)。田志強(qiáng)等[10]以碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料層合板為研究對(duì)象,給出了基體和纖維的細(xì)觀失效準(zhǔn)則,提出了新的剛度退化方式來表征復(fù)合材料層合板的損傷演化過程。XU 等[11]建立了紡織復(fù)合材料靜損傷的細(xì)觀有限元模型,在漸進(jìn)損傷建模的背景下,利用該模型分析了纖維間基體裂紋的萌生和纖維的斷裂。MAIO 等[12]采用瞬態(tài)非線性有限元程序LSDYNA中的漸進(jìn)損傷模型MAT 162對(duì)層合材料在低速?zèng)_擊下產(chǎn)生的分層損傷特別是脫層的形狀和方向進(jìn)行了預(yù)測(cè)。趙麗濱等[13]得到了表征和評(píng)價(jià)分層失效機(jī)理和擴(kuò)展行為的纖維橋接模型、靜力分層擴(kuò)展準(zhǔn)則和疲勞分層模型。目前,在復(fù)合材料漸進(jìn)損傷分析方面已有眾多研究成果,但對(duì)于夾芯結(jié)構(gòu)應(yīng)用到動(dòng)車組設(shè)備艙結(jié)構(gòu)中的失效仿真分析研究仍較少。

本文以碳纖維/泡沫夾芯設(shè)備艙底板為研究對(duì)象,基于漸進(jìn)損傷失效理論和剛度退化模型分別建立了靜強(qiáng)度工況和低速?zèng)_擊工況下的仿真模型?；陟o強(qiáng)度有限元仿真模型,首先驗(yàn)證了漸進(jìn)失效理論模型的正確性,然后在5種工況下進(jìn)行加載并對(duì)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度進(jìn)行了校核,進(jìn)而分析了各鋪層的失效因子、應(yīng)變以及最危險(xiǎn)工況下的失效載荷;在驗(yàn)證了模型正確性的基礎(chǔ)上,基于低速?zèng)_擊仿真模型,進(jìn)一步研究了不同沖擊能量和不同沖頭直徑對(duì)設(shè)備艙底板抗沖擊性能的影響。

1 復(fù)合材料漸進(jìn)失效理論

復(fù)合材料層合板由單層板組成,層合板結(jié)構(gòu)的漸進(jìn)失效是從單層板的失效開始的,其某一層或幾層失效后并不完全喪失承載能力而是結(jié)構(gòu)剛度減小,材料性能有所退化,只有當(dāng)所有鋪層均失效時(shí),即認(rèn)為層合板結(jié)構(gòu)失效。在預(yù)測(cè)復(fù)合材料層合板失效的過程中,剛度退化和強(qiáng)度失效準(zhǔn)則的選取尤為重要,剛度退化代表層合板某一層破壞時(shí)結(jié)構(gòu)剛度的退化系數(shù),強(qiáng)度失效準(zhǔn)則預(yù)測(cè)層合結(jié)構(gòu)的失效狀態(tài),只有選取了準(zhǔn)確的剛度退化模型和強(qiáng)度失效準(zhǔn)則,才能精準(zhǔn)模擬復(fù)合材料的漸進(jìn)失效過程。

1.1 剛度退化模型

本文采用的剛度突降退化模型是文獻(xiàn)[14]在Camanho模型基礎(chǔ)上,綜合文獻(xiàn)[15]提出的一種合理的剛度退化準(zhǔn)則,引入了主泊松比的退化方法,表達(dá)式如下。

纖維拉伸失效:

纖維壓縮失效:

基體拉伸失效:

基體壓縮失效:

式中:E i,νij,G ij為單層板的當(dāng)前材料參數(shù)為單層板失效后退化的材料參數(shù)。

1.2 強(qiáng)度失效準(zhǔn)則

復(fù)合材料的失效準(zhǔn)則眾多,有Tasi-Hill準(zhǔn)則、Hoffman準(zhǔn)則、Tsai-Wu 準(zhǔn)則和Hashin 準(zhǔn)則等[16]。其中,Hashin準(zhǔn)則不僅考慮了各種失效模式之間的相互作用,還考慮了剪切強(qiáng)度對(duì)拉伸壓縮的影響。本文采用Hashin準(zhǔn)則,Hashin準(zhǔn)則二維表達(dá)式如下。

纖維拉伸失效:

纖維壓縮失效:

基體拉伸失效:

基體壓縮失效:

式中:σ11,σ22為x、y方向的正應(yīng)力;σ12為平面的應(yīng)力;τ12為相應(yīng)方向的剪應(yīng)力;X t,X c為單層板的縱向拉伸強(qiáng)度和縱向壓縮強(qiáng)度;Y t,Y c為單層板的橫向拉伸強(qiáng)度和橫向壓縮強(qiáng)度;S12,S23為單層板相應(yīng)方向上的剪切強(qiáng)度。

2 復(fù)合材料設(shè)備艙底板靜強(qiáng)度仿真

2.1 漸進(jìn)失效模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證復(fù)合材料設(shè)備艙底板漸進(jìn)失效模型的正確性,本文建立了復(fù)合材料層合板漸進(jìn)失效模型,并將模型計(jì)算結(jié)果與文獻(xiàn)[17]中的試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。根據(jù)文獻(xiàn)[17]拉伸載荷作用下的T300/1034-C開孔層合板漸進(jìn)損傷分析試驗(yàn),層合板的鋪層順序?yàn)閇0/(±45)2/905]s,材料參數(shù)見表1,試件長(zhǎng)203.2 mm、寬25.4 mm、厚2.616 2 mm、中心圓孔直徑6.35 mm。有限元模型采用四節(jié)點(diǎn)殼單元,單元類型為S4R,孔邊單元數(shù)量為400,模型的單元數(shù)量為1 100。模型的邊界條件設(shè)定為:層合板一側(cè)完全固定,右側(cè)端部采用MPC 耦合約束,并施加沿x方向的拉伸位移載荷,開孔層合板有限元模型如圖1所示。

圖1 開孔層合板有限元模型

表1 T300/1034-C開孔層合板材料參數(shù)

利用ABAQUS/Standard 隱式分析模塊對(duì)有限元模型進(jìn)行計(jì)算。仿真得到的極限載荷為14 342.7 N,文獻(xiàn)[17]中的試驗(yàn)數(shù)據(jù)為14 605.4 N,兩者誤差為1.80%。可見仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好,驗(yàn)證了漸進(jìn)失效模型的有效性,可用于碳纖維/泡沫夾芯結(jié)構(gòu)設(shè)備艙底板結(jié)構(gòu)的靜強(qiáng)度仿真。

2.2 復(fù)合材料設(shè)備艙底板仿真模型

碳纖維/泡沫夾芯設(shè)備艙底板結(jié)構(gòu)來自文獻(xiàn)[3],幾何尺寸如圖2所示。上下面板采用T700/8911 碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料,中間芯體為PVC泡沫,孔邊及四周區(qū)域(加強(qiáng)區(qū))采用玻璃纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料進(jìn)行加強(qiáng),下蓋板中增加了少量凱夫拉纖維織物,使其具有優(yōu)異的抗異物割劃性能。PVC 泡沫密度為65 kg/m3,彈性模量為75 MPa,泊松比為0.32。T700/8911層合板材料參數(shù)如表2所示,設(shè)備艙底板鋪層方式如表3所示[6]。

圖2 復(fù)合材料設(shè)備艙底板結(jié)構(gòu)圖

表2 T700/8911層合板材料參數(shù)

表3 設(shè)備艙底板鋪層方式

復(fù)合材料夾芯結(jié)構(gòu)的設(shè)備艙底板有限元模型中PVC 泡沫芯體采用六面體實(shí)體單元,單元類型為C3D8R。上下碳纖維面板采用四節(jié)點(diǎn)殼單元,單元類型為S4R。網(wǎng)格尺寸為10 mm,單元總數(shù)量為209 951,其中,實(shí)體單元數(shù)量為149 965,殼單元數(shù)量為59 986。上下面板與中間芯體采用綁定連接。在螺栓孔處采用完全約束,限制其6個(gè)自由度。

本文同時(shí)參考了IEC 61373:2010《鐵道車輛設(shè)備沖擊和振動(dòng)試驗(yàn)標(biāo)準(zhǔn)》和EN 12663:2010《鐵道應(yīng)用軌道車身的結(jié)構(gòu)要求》,共確定5種工況,如表4所示。

表4 各工況載荷參數(shù)

2.3 靜強(qiáng)度仿真結(jié)果

2.3.1 失效因子分析

失效因子是評(píng)價(jià)復(fù)合材料在失效準(zhǔn)則下是否失效的重要指標(biāo),失效因子超過1則說明發(fā)生了對(duì)應(yīng)模式的材料失效。復(fù)合材料的失效模式分為纖維拉伸失效、纖維壓縮失效、基體拉伸失效、基體壓縮失效。

圖3匯總了5種工況下的最大失效因子,可見各工況下的最大失效因子均小于1,說明結(jié)構(gòu)在承載設(shè)定的工況載荷時(shí),滿足強(qiáng)度要求。由于基體的拉伸強(qiáng)度較低,基體拉伸失效比其他失效模式更容易出現(xiàn),在4種失效模式中,最大失效因子所對(duì)應(yīng)的失效模式均為基體拉伸失效。從最大失效因子出現(xiàn)的位置可以看出,失效大多出現(xiàn)在上面板,這是由于上面板的鋪層數(shù)少于下面板,承載能力較下面板低。第4和第5氣動(dòng)載荷工況的失效因子遠(yuǎn)大于前3個(gè)靜載工況,說明氣動(dòng)載荷下的工作環(huán)境較為惡劣。最大失效因子出現(xiàn)在第4工況為0.153,說明第4工況的工作環(huán)境最為危險(xiǎn)。圖4給出了工況4下設(shè)備艙底板的失效因子云圖。受到應(yīng)力集中的影響,失效因子最大值出現(xiàn)的位置集中在螺栓孔和預(yù)留孔周圍。

圖3 5種工況下最大失效因子結(jié)果

圖4 工況4下設(shè)備艙底板失效因子云圖

2.3.2 應(yīng)變分析

由于暫時(shí)缺少關(guān)于軌道交通的復(fù)合材料標(biāo)準(zhǔn),本文參考《復(fù)合材料設(shè)計(jì)手冊(cè)》中的飛機(jī)復(fù)合材料設(shè)計(jì)規(guī)范,以復(fù)合材料結(jié)構(gòu)破壞應(yīng)變9.0×10-3、許用應(yīng)變3.50×10-3作為評(píng)判依據(jù)對(duì)設(shè)備艙底板進(jìn)行應(yīng)變分析。設(shè)備艙底板在5種工況下的應(yīng)變最大值如表5所示。5種工況下的應(yīng)變最大值均小于許用應(yīng)變(3.50×10-3),結(jié)構(gòu)滿足靜強(qiáng)度要求。其中,氣動(dòng)載荷工況4和5的最大應(yīng)變大于前3個(gè)靜載工況下的最大應(yīng)變,再次證明了氣動(dòng)工況比靜載工況的工作環(huán)境惡劣。工況4下的應(yīng)變最大值在設(shè)定的5個(gè)工況中最大,為2.62×10-3,是最危險(xiǎn)工況。工況4下的應(yīng)變?cè)茍D如圖5所示。

圖5 工況4下設(shè)備艙底板應(yīng)變?cè)茍D

表5 各工況下的應(yīng)變最大值

2.3.3 失效載荷分析

復(fù)合材料結(jié)構(gòu)在持續(xù)的外載荷作用下,當(dāng)某一層的一個(gè)單元發(fā)生失效時(shí)即認(rèn)為結(jié)構(gòu)出現(xiàn)初始破壞,即該層的失效因子達(dá)到1,此時(shí)的載荷為初始失效載荷;結(jié)構(gòu)中的所有鋪層均出現(xiàn)失效即認(rèn)為結(jié)構(gòu)失效,此時(shí)的載荷為極限載荷。從上述的靜強(qiáng)度仿真分析可知,氣動(dòng)載荷工況4為最危險(xiǎn)工況,故對(duì)工況4下的設(shè)備艙底板進(jìn)行失效載荷分析。隨著工況4中氣動(dòng)載荷的持續(xù)增加,由此得到了逐層發(fā)生失效時(shí)的載荷,如表6所示。由表6可以看出,鋪層數(shù)較少的上面板先于下面板產(chǎn)生失效。當(dāng)載荷為63.0kPa時(shí),結(jié)構(gòu)的所有鋪層內(nèi)均出現(xiàn)了基體拉伸失效,即結(jié)構(gòu)的極限載荷為63.0kPa。

表6 復(fù)合材料設(shè)備艙底板失效擴(kuò)展

為了分析該結(jié)構(gòu)的失效擴(kuò)展情況,圖6給出了最先發(fā)生失效的上面板第3層的基體拉伸失效擴(kuò)展云圖?？梢钥闯?結(jié)構(gòu)的初始失效均出現(xiàn)在螺栓孔周圍且失效沿著螺栓孔周圍向兩側(cè)延伸。

圖6 上面板第3層基體拉伸失效拓展云圖

3 復(fù)合材料設(shè)備艙底板低速?zèng)_擊仿真

3.1 漸進(jìn)失效模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證設(shè)備艙底板在動(dòng)態(tài)沖擊工況中模型的有效性,模擬了文獻(xiàn)[18]中的Fib 150/42層合板低速?zèng)_擊試驗(yàn)。鋪層方式為[02/±452/902]s,試件長(zhǎng)60 mm、寬60 mm、厚2 mm,材料參數(shù)如表7所示。試驗(yàn)時(shí)由夾具固定,形成直徑為50 mm 的實(shí)際有效沖擊區(qū)域。沖擊試驗(yàn)在落錘沖擊試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行,采用半球形剛性沖頭,直徑為25 mm,質(zhì)量為2.428 kg。

表7 Fib 150/42層合板材料參數(shù)

復(fù)合材料層合板有限元模型采用八節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元,單元類型為C3D8R。由于中心沖擊區(qū)域?yàn)檠芯康闹攸c(diǎn),故對(duì)此區(qū)域的網(wǎng)格進(jìn)行加密,有限元模型共有實(shí)體單元39 760。沖頭和夾具均采用三維實(shí)體建模,材料設(shè)置為剛體。為了避免初始沖擊穿透,沖頭端部與層合板上面板表面留有一定的間距。層合板受到?jīng)_擊出現(xiàn)變形后,沖頭和層合板的表面會(huì)出現(xiàn)相對(duì)滑移,定義摩擦因數(shù)為0.15,接觸設(shè)置為通用接觸。邊界條件設(shè)置為夾具完全固定,層合板的四周限制其6個(gè)自由度,沖頭限制除了z軸方向移動(dòng)之外的5個(gè)自由度。

設(shè)定的沖擊速度v為1.09 m/s,沖頭質(zhì)量m為2.428 kg,通過W=,確定沖擊能量W為1.44 J。

仿真得到的最大接觸力為1 750.59 N,與文獻(xiàn)[18]的試驗(yàn)結(jié)果(1 630 N)的誤差為7.40%,可見仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[18]試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好,驗(yàn)證了沖擊模型的有效性,可用于碳纖維/泡沫夾芯設(shè)備艙底板結(jié)構(gòu)的低速?zèng)_擊仿真。

3.2 復(fù)合材料設(shè)備艙底板低速?zèng)_擊有限元模型

同上述方法利用ABAQUS/Explicit顯式分析模塊對(duì)復(fù)合材料設(shè)備艙底板進(jìn)行低速?zèng)_擊仿真,沖頭為直徑100 mm 的半球形沖頭,質(zhì)量30 kg。低速?zèng)_擊時(shí)通過修改初速度的大小來控制沖擊所需要的能量。底板螺栓孔處采用完全約束,限制其6個(gè)自由度,最終建立的低速?zèng)_擊有限元模型如圖7所示。

圖7 復(fù)合材料設(shè)備艙底板低速?zèng)_擊有限元模型

3.3 復(fù)合材料設(shè)備艙底板低速?zèng)_擊仿真結(jié)果

3.3.1 不同沖擊能量

為了研究不同沖擊能量對(duì)設(shè)備艙底板力學(xué)性能的影響,保持沖頭質(zhì)量不變,通過改變沖擊速度來得到設(shè)定的沖擊能量,選用沖擊速度為3.65 m/s、4.47 m/s、5.16 m/s和5.77 m/s,沖頭質(zhì)量為30 kg,得到對(duì)應(yīng)的沖擊能量分別為200 J、300 J、400 J和500 J,將上述能量對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行沖擊。圖8為不同沖擊能量下的沖擊接觸力-時(shí)間曲線。由圖8 可以看出,沖擊過程開始后,沖擊接觸力迅速上升,曲線不斷出現(xiàn)震蕩,主要是由于在沖擊過程中,底板逐漸失效,剛度在不斷退化,且泡沫被壓縮進(jìn)入塑性階段。在沖擊能量為200 J、300 J、400 J、500 J下,沖擊接觸力峰值分別為15.49 kN、20.09 kN、24.30 kN、28.16 kN,沖擊接觸力達(dá)到峰值的時(shí)間分別為0.91 ms、0.87 ms、0.83 ms、0.77 ms?？梢钥闯?在200～500 J沖擊能量范圍內(nèi),沖擊能量增大,沖擊接觸力峰值增大,到達(dá)沖擊接觸力峰值的時(shí)間略微減少,整個(gè)沖擊過程時(shí)間縮短。

圖8 不同沖擊能量下的沖擊接觸力-時(shí)間曲線

圖9為不同沖擊能量下的上面板凹陷深度曲線?？梢钥闯?沖擊能量在200～500 J的范圍內(nèi),最大沖擊接觸力、上面板的凹陷深度與沖擊能量均呈現(xiàn)遞增關(guān)系。

圖9 不同沖擊能量下的上面板凹陷深度曲線

由于在仿真分析中發(fā)現(xiàn)沖擊時(shí)僅上面板和下面板外側(cè)的3個(gè)鋪層出現(xiàn)失效,故對(duì)這6個(gè)鋪層的基體拉伸失效面積的分布情況進(jìn)行分析,結(jié)果如圖10所示?？梢钥闯?在200～500 J沖擊能量范圍內(nèi),基體拉伸失效面積均出現(xiàn)在下面板最外層;對(duì)于單個(gè)鋪層,隨著沖擊能量的增加,基體拉伸失效面積增大;隨著落錘自上而下的沖擊,基體拉伸失效面積呈逐層增大的趨勢(shì),但下1鋪層中由于芯體吸收能量,其失效面積略微有些降低。

圖10 不同沖擊能量下底板各鋪層基體拉伸失效面積

3.3.2 不同沖頭直徑

為了研究不同沖頭直徑對(duì)設(shè)備艙底板沖擊性能的影響,此次沖擊能量選擇500 J并保持沖頭的質(zhì)量不變。沖頭類型為半球形沖頭,沖頭直徑分別為100 mm、200 mm 和300 mm,沖頭截面與底板截面之間的面積比分別為0.26%、1.03%和2.32%。

圖11為不同沖頭直徑下的沖擊接觸力-時(shí)間曲線。在100 mm、200 mm、300 mm 沖頭直徑下,沖擊接觸力峰值分別為28.16 kN、28.32 kN、28.57 kN,達(dá)到峰值的時(shí)間分別為0.77 ms、0.73 ms、0.68 ms?？梢钥闯?在500 J的沖擊能量下,隨著沖頭直徑的增大,沖擊接觸力到達(dá)峰值的時(shí)間略微減少,峰值小幅度增大。但從曲線總體來看,沖頭直徑尺寸對(duì)沖擊接觸力的影響較小。

圖11 不同沖頭直徑下的沖擊接觸力-時(shí)間曲線

此次沖擊仿真中,底板各鋪層均只出現(xiàn)了基體拉伸失效。圖12為底板各鋪層中基體拉伸失效面積的分布情況?？梢钥闯?在不同沖頭直徑下,失效面積最大的鋪層均為下面板最外層;隨著沖頭直徑的增加,上面板第2層和第3層的失效面積呈現(xiàn)遞減趨勢(shì),而其余底板的各鋪層的失效面積并無較大變化。從總體來看,沖頭直徑的變化對(duì)基體拉伸失效面積的影響較小。

圖12 不同沖頭直徑下的各鋪層基體拉伸失效面積

綜上,在500 J的沖擊能量下,本文采用的不同沖頭直徑對(duì)設(shè)備艙底板低速?zèng)_擊過程中的沖擊接觸力、沖頭動(dòng)能、上面板凹陷深度和基體拉伸失效面積的影響較小。此次選取的沖頭直徑分別為100 mm、200 mm 和300 mm,雖然沖頭直徑變化幅度較大,但是沖頭截面與底板截面之間的面積比只有0.26%、1.03%和2.32%,相比于整個(gè)底板尺寸來說變化幅度較小,故此次沖擊模擬仿真中沖頭直徑的變化對(duì)復(fù)合材料設(shè)備艙底板的低速?zèng)_擊影響較小。

4 結(jié)論

本文建立了碳纖維/泡沫夾芯結(jié)構(gòu)設(shè)備艙底板的靜強(qiáng)度和低速?zèng)_擊仿真模型,分析了靜強(qiáng)度工況和低速?zèng)_擊工況對(duì)設(shè)備艙底板的性能影響,主要得到以下結(jié)論:

(1) 在靜強(qiáng)度仿真中,5種工況下的碳纖維/泡沫夾芯設(shè)備艙底板均滿足運(yùn)用要求,結(jié)構(gòu)的極限載荷為63.0 kPa。5種工況中氣動(dòng)載荷工況最危險(xiǎn),失效因子最大值出現(xiàn)在螺栓孔處。結(jié)構(gòu)的初始失效均出現(xiàn)在螺栓孔周圍且失效沿著螺栓孔周圍向兩側(cè)延伸。

(2) 低速?zèng)_擊仿真結(jié)果表明,在沖頭直徑不變的情況下,隨著沖擊能量的增加,沖擊接觸力峰值和上面板的凹陷深度呈遞增趨勢(shì),且基體拉伸失效面積隨之增加;沖擊能量不變,隨著沖頭直徑的變化,沖擊接觸力、沖頭動(dòng)能、上面板凹陷深度以及基體拉伸失效面積均變化較小。

(3) 基于復(fù)合材料漸進(jìn)失效理論與剛度退化模型建立對(duì)應(yīng)的仿真模型,仿真結(jié)果與文獻(xiàn)試驗(yàn)結(jié)果的誤差分別為1.80%和7.40%,在可接受范圍之內(nèi),驗(yàn)證了本文剛度退化方式的合理性。