李 懌，李 典，侯海量，李永清

(海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院， 武漢 430033)

1 引言

復(fù)合材料與傳統(tǒng)的造船材料相比，具有許多優(yōu)點(diǎn)，包括力學(xué)性能優(yōu)良，抗疲勞性能好，耐高溫，耐腐蝕，具有良好的聲、磁、電學(xué)特性，因此復(fù)合材料在海軍艦船發(fā)展建設(shè)和艦船結(jié)構(gòu)功能一體化發(fā)展趨勢(shì)中占據(jù)著重要的地位。復(fù)合夾芯板能夠兼顧力學(xué)性能外，經(jīng)過特殊設(shè)計(jì)還能兼具包括熱學(xué)、聲學(xué)等特殊性能，使其在艦船上層建筑的應(yīng)用受到重視。對(duì)于水面艦艇而言，核爆沖擊波對(duì)其具有極強(qiáng)的毀傷能力，故對(duì)提高艦船在核爆沖擊波載荷下的能力勢(shì)在必行，板架是艦船上層建筑的基礎(chǔ)結(jié)構(gòu)，而螺栓連接作為復(fù)合材料上層建筑最常用的連接方式，研究一般復(fù)合夾芯板架與螺栓連接復(fù)合夾芯板架在核爆沖擊波載荷下的動(dòng)響應(yīng)對(duì)后續(xù)艦船防護(hù)設(shè)計(jì)具有指導(dǎo)性作用。

由于核爆試驗(yàn)無法開展，國(guó)外通過大量炸藥爆炸試驗(yàn)對(duì)復(fù)合材料夾芯板抗爆性能進(jìn)行探究。Shukla等對(duì)在沖擊壓力載荷下的不同芯層和面板的夾層板的失效模式進(jìn)行研究，發(fā)現(xiàn)其主要破壞模式為芯層壓縮和開裂、面板分層、變形； Arora等對(duì)玻璃纖維環(huán)氧面板(E-glass-fibre epoxy)與聚合物泡沫芯(Corecell)夾層板(簡(jiǎn)稱GFRP板)，碳纖維面板(carbon-fibre-reinforced)與聚合物泡沫芯(Corecell)夾層板(簡(jiǎn)稱CFRP板)進(jìn)行了抗爆性能探究，為模擬夾層板在艦船的真實(shí)大小，2種夾層板的大小均為1.6 m×1.3 m，通過在一定爆距引爆球形炸藥實(shí)現(xiàn)爆炸沖擊波的加載，試驗(yàn)結(jié)果表明在該藥量沖擊載荷下GFRP板的抗爆能力比CFRP板強(qiáng)得多，其中GFRP板的剩余強(qiáng)度下降了1/2，CFRP板剩余強(qiáng)度下降了2/3；之后Kelly等對(duì)該工況下面板為GFRP，芯層分別為聚丙烯腈(SAN)、聚氯乙烯(PVC)和聚甲基丙烯酸甲酯(PMI)泡沫對(duì)抗爆能力的影響展開了研究，試驗(yàn)結(jié)果表明：與聚氯乙烯和聚甲基丙烯酸甲酯的情況相比，聚甲基丙烯酸甲酯的芯部剝離和開裂明顯較少，芯部開裂也較少，前面板失效也較少，抗爆性能較好。Gargano等還對(duì)艦船結(jié)構(gòu)中常用的4種層壓板(編織碳聚酯、編織玻璃聚酯、編織碳乙烯基酯和編織玻璃乙烯基酯復(fù)合材料層壓板)進(jìn)行了近、遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸載荷下響應(yīng)評(píng)估，分析了層合板抗爆性的影響因素，并對(duì)其不同基體與復(fù)合材料的抗爆性進(jìn)行評(píng)估。

相關(guān)學(xué)者不僅僅局限于復(fù)合材料板材料的不同對(duì)抗爆性的影響，還對(duì)復(fù)合材料加筋板進(jìn)行了深入研究。趙政等利用剛度折算法建立了復(fù)合材料加筋板的結(jié)構(gòu)抗爆分析理論，并得出了加筋板橫筋、縱筋、面板分別對(duì)加筋板抗爆性能的影響大??；潘康華等對(duì)艦船上層建筑典型板架進(jìn)行了有限元仿真分析，探討了其在組合荷載下的極限強(qiáng)度，發(fā)現(xiàn)隨著縱向載荷的降低、橫向載荷的提高，結(jié)構(gòu)主要承載方向?qū)㈦S提高邊轉(zhuǎn)移；陳攀將加筋板架優(yōu)化為超彈性?shī)A層板，發(fā)現(xiàn)抗爆能力得到了顯著的提高。對(duì)于復(fù)合材料中的螺栓連接結(jié)構(gòu)，金晶等通過有限元研究，提出了爆炸載荷下螺栓連接結(jié)構(gòu)的簡(jiǎn)化破壞模型的建模方法；Shen等通過對(duì)螺栓固定的UHMWPE進(jìn)行沖擊試驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)其沖擊響應(yīng)包括膨脹階段和螺栓孔變形階段；Liu等基于試驗(yàn)和仿真對(duì)彈體侵徹下復(fù)合板螺栓連接區(qū)域變形模式進(jìn)行分析，并得到了螺栓連接區(qū)域的承載力容許值的計(jì)算方法。綜上所述，目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)復(fù)合夾芯板以及復(fù)合材料螺栓連接結(jié)構(gòu)的研究大多只是做單一分析，并未對(duì)螺栓結(jié)構(gòu)對(duì)復(fù)合板架的影響展開深入研究。

本文針對(duì)螺栓連接復(fù)合夾芯板架開展抗核爆沖擊波試驗(yàn)，分析了在核爆沖擊波載荷下螺栓連接復(fù)合板架的損傷模式。開展數(shù)值分析研究，對(duì)沖擊波作用過程中板架的動(dòng)響應(yīng)過程進(jìn)行分析，并建立了一般復(fù)合夾芯板架模型，研究了其在沖擊波載荷下的變形損傷模式與吸能特性，并與螺栓連接復(fù)合夾芯板架進(jìn)行了對(duì)比，得到了螺栓連接結(jié)構(gòu)對(duì)艦船復(fù)合材料夾芯板架沖擊動(dòng)響應(yīng)的影響。

2 試驗(yàn)及數(shù)值分析方法

2.1 試驗(yàn)方案

密閉空間內(nèi)爆炸會(huì)產(chǎn)生爆炸沖擊波和準(zhǔn)靜態(tài)氣壓，其中準(zhǔn)靜態(tài)氣壓峰值相對(duì)較小，可以實(shí)現(xiàn)較長(zhǎng)的正壓加載，其持續(xù)時(shí)間及衰減規(guī)律受密閉空間泄壓面積控制。通過合理的密閉空間結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與初始沖擊波控制，可實(shí)現(xiàn)核爆沖擊載荷模擬。本文利用體積為25.886 m的密閉爆坑內(nèi)化學(xué)爆炸產(chǎn)生的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓模擬核爆炸沖擊波，開展復(fù)合材料夾芯板架抗核爆試驗(yàn)。在復(fù)合材料夾芯板架四邊中點(diǎn)布置動(dòng)態(tài)壓力傳感器，獲取試驗(yàn)產(chǎn)生的壓力載荷曲線、復(fù)合板架測(cè)點(diǎn)處位移等參數(shù)。

某艦船上層復(fù)合夾芯板架由兩塊尺寸為1 500 mm×1 300 mm的螺栓連接而成，模型長(zhǎng)為3 000 mm，寬為2 600 mm，背面采用“井”字形加筋結(jié)構(gòu)，為兩塊夾芯板架通過中間開連接槽，將T型連接件與復(fù)合補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)(PVC泡沫上下表面粘貼高強(qiáng)玻纖蒙皮)粘接為整體結(jié)構(gòu)，最后將防護(hù)型連接結(jié)構(gòu)采用螺栓與夾芯板架進(jìn)行連接，具體尺寸如圖1所示。

圖1 螺栓連接復(fù)合夾芯板架示意圖Fig.1 Bolt connection composite sandwich plate frame schematic

螺栓連接復(fù)合夾芯板架板材的結(jié)構(gòu)形式為4 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮+防護(hù)型夾芯結(jié)構(gòu)+5 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮，加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)形式是80 mm寬，95 mm高的PVC泡沫，外側(cè)包覆5 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮，其中防護(hù)型夾芯結(jié)構(gòu)是由1.0 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮+20 mmPE+20 mm PVC泡沫，通過膠黏劑粘接和Z向穿紗組成；結(jié)構(gòu)連接部分的結(jié)構(gòu)形式為15 mm高強(qiáng)玻纖+10 mm碳纖維+1 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮+20 mm PVC泡沫+2 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮。結(jié)構(gòu)連接部分截面，結(jié)構(gòu)加強(qiáng)筋截面，復(fù)合板架1板材截面如圖2所示。

圖2 板架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Composite sandwich plate structure schematic

圖2中：1為15 mm厚高強(qiáng)玻纖板；2為20 mm厚PVC-HM100聚氨酯泡沫；3為20 mm厚高強(qiáng)度聚乙烯；4為95 mm厚PVC-HM100聚氨酯泡沫；5為10 mm厚碳纖維；6為20 mm厚高強(qiáng)聚乙烯；7為2 mm厚高強(qiáng)玻纖蒙皮；8為45鋼沉頭螺釘。

在2處位置(結(jié)構(gòu)中心點(diǎn)和寬邊中點(diǎn))布置位移傳感器，以測(cè)量結(jié)構(gòu)的動(dòng)撓度，如圖3所示。

圖3 測(cè)點(diǎn)示意(左)與布置圖(右)Fig.3 Measuring point arrangement

2.2 數(shù)值分析模型

建模方式

為了分析在核爆沖擊波載荷作用下復(fù)合夾芯板架的動(dòng)響應(yīng)特性，采用數(shù)值計(jì)算的方法，對(duì)螺栓連接與一般復(fù)合夾芯板架進(jìn)行研究。采用1/2模型建模，螺栓連接復(fù)合夾芯板架(簡(jiǎn)稱“板架1”)與一般復(fù)合夾芯板架(簡(jiǎn)稱“板架2”)長(zhǎng)寬尺寸均為1 500 mm×2 600 mm，由于板架尺寸較大，忽略邊界效應(yīng)對(duì)板面動(dòng)響應(yīng)模式的影響。復(fù)合板均采用Lagrange實(shí)體單元，單元尺寸為5 mm×5 mm。

板架2從上到下分別是：5 mm厚高強(qiáng)玻纖蒙皮+20 mm厚高強(qiáng)聚乙烯+20 mm厚PVC泡沫+5 mm厚高強(qiáng)玻纖蒙皮，加強(qiáng)筋與板架1相同，為盡量減少網(wǎng)格數(shù)量，將板架1、2中帶有一定坡度的加強(qiáng)筋與板材連接處的高強(qiáng)玻纖蒙皮簡(jiǎn)化，復(fù)合板架2連接結(jié)構(gòu)中碳纖維與高強(qiáng)度聚乙烯之間的1 mm高強(qiáng)玻纖蒙皮整合到連接結(jié)構(gòu)表面蒙皮中，兩板架的高強(qiáng)玻纖蒙皮、PVC泡沫、碳纖維、高強(qiáng)聚乙烯沿厚度方向均為5 mm一層，復(fù)合板對(duì)稱面設(shè)置對(duì)稱條件，在距離板材邊緣200 mm內(nèi)設(shè)置固定邊界，簡(jiǎn)化后數(shù)值模型部分結(jié)構(gòu)如圖4所示。 板架1中線兩邊各布置兩排，每排各21個(gè)沉頭螺栓，其中方向螺栓間隔為100 mm，方向螺栓布置見圖5，沉頭螺栓螺桿直徑為14 mm，長(zhǎng)度為40 mm，上下表面與板面保持平齊，為了確保螺栓與復(fù)合材料補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)中各材料之間應(yīng)力合理傳遞，螺釘與復(fù)合材料補(bǔ)強(qiáng)結(jié)構(gòu)各部分節(jié)點(diǎn)一一對(duì)應(yīng)，為保證網(wǎng)格的連續(xù)性，螺釘在厚度上為5 mm網(wǎng)格，螺栓與螺孔之間設(shè)置自動(dòng)面面接觸根據(jù)爆炸過程中，復(fù)合板架各部分材料之間的受力關(guān)系，定義各部分之間的接觸關(guān)系如下：復(fù)合板架中各部分材料之間設(shè)置具有“固連-失效”(Tie-Break)作用的面面自動(dòng)接觸以模擬膠接作用，當(dāng)層與層之間的拉應(yīng)力或剪應(yīng)力超過設(shè)定的應(yīng)力值(膠接失效應(yīng)力)，層間接觸將會(huì)失效，層與層脫離，形成脫膠失效。本模型中基于實(shí)際膠接測(cè)試將拉應(yīng)力失效設(shè)置為20.5 MPa，剪應(yīng)力失效設(shè)置為20.5 MPa。為保證數(shù)值仿真的真實(shí)性，在復(fù)合板架的迎爆面施加試驗(yàn)測(cè)得爆炸載荷曲線的平均值。

圖4 數(shù)值模型板架結(jié)構(gòu)示意圖Fig.4 Numerical mode of composite sandwich plate

圖5 數(shù)值模型螺栓布置部分截面示意圖Fig.5 Sectional views of numerical model

材料本構(gòu)模型及參數(shù)

板架1、2中包括沉頭螺釘、纖維復(fù)合材料和泡沫材料，材料模型的選擇至關(guān)重要。對(duì)于高強(qiáng)聚乙烯、高強(qiáng)玻纖與碳纖維材料均為纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，可選用* MAT_COMPOSITE_DAMAGE材料模型，該材料模型能夠較好地模擬復(fù)合材料層合板的力學(xué)特性，該材料模型的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為：

該材料模型采用的Chang-Chang失效準(zhǔn)則的3種失效準(zhǔn)則分別是：

1) 基體開裂失效準(zhǔn)則

當(dāng)>1時(shí)，產(chǎn)生基體開裂失效，材料常數(shù)、、、都設(shè)為0。

2) 壓縮失效準(zhǔn)則

當(dāng)>1時(shí)，發(fā)生材料壓縮失效，材料常數(shù)、、都設(shè)為0。

3) 纖維斷裂失效準(zhǔn)則

當(dāng)>1時(shí)，則發(fā)生纖維斷裂失效，材料常數(shù)、、、、都設(shè)為0。表1為各材料參數(shù)。

表1 高強(qiáng)玻纖、高強(qiáng)聚乙烯參數(shù)Table 1 High strength glass fiber,high strength PE parameters

注:、為面內(nèi)模量，為法向模量，GPa；為法向剪切模量，、為面內(nèi)剪切模量，GPa；為面內(nèi)泊松比，、為法向泊松比。為剪切強(qiáng)度；為面內(nèi)拉伸強(qiáng)度；為法向拉伸強(qiáng)度；為法向壓縮強(qiáng)度，GPa；為一般拉伸強(qiáng)度；、為法向剪切強(qiáng)度，GPa。

由于碳纖維板處于補(bǔ)強(qiáng)部位，在試驗(yàn)中并未產(chǎn)生較大變形，纖維分層失效的影響較小，故可選用* MAT_ELASTIC材料模型，其中碳纖維密度=1.6 g/cm,彈性模量=160 MPa，泊松比=0.3；PVC泡沫選用* MAT_CRASHALBE _FOAM 材料模型，該模型能夠有效地模擬泡沫材料的力學(xué)特性，并所需材料參數(shù)較少，具體參數(shù)如表2所示；沉頭螺釘在該試驗(yàn)中并未產(chǎn)生變形，故可設(shè)置為剛體。

表2 PVC泡沫參數(shù)Table 2 PVC parameters

圖6 壓力載荷隨時(shí)間變化曲線Fig.6 Loading curve changed with time

2.3 有效性驗(yàn)證

如圖7為試驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算所得到板架1前后板面及側(cè)面的變形與損傷模式。由圖7可知，兩者變形及損傷基本一致，板架1在核試驗(yàn)和仿真中均保持了結(jié)構(gòu)整體的完整性，試驗(yàn)中螺栓連接處，橫向后澆加強(qiáng)筋在彎曲載荷作用下出現(xiàn)明顯脫粘現(xiàn)象，橫向后澆加強(qiáng)筋已完全脫離，仿真結(jié)果中該后澆部分蒙皮與板面已完全脫離，僅僅靠PVC泡沫與板面粘接，這是由于實(shí)際中PVC泡沫與玻纖板面的粘合可靠性并不理想，仿真并未考慮粘接有效性；試驗(yàn)背爆面變形較為嚴(yán)重，加強(qiáng)筋與板面蒙皮出現(xiàn)膠層脫粘，上方橫向加強(qiáng)筋脫粘更為嚴(yán)重，且由于背板加強(qiáng)筋節(jié)點(diǎn)為應(yīng)力集中處，在此部位由于受到拉伸應(yīng)力，該處高強(qiáng)玻纖出現(xiàn)纖維斷裂失效，并沿著加強(qiáng)筋側(cè)面由節(jié)點(diǎn)豎向延伸，仿真同樣出現(xiàn)該破壞模式且擬合較好；從側(cè)面觀察其變形情況，在核爆載荷作用下，拼接部位未出現(xiàn)明顯壓縮變形，其余部位出現(xiàn)較明顯壓縮變形，這是由于拼接部位基體材料為碳纖維、高強(qiáng)聚乙烯與高強(qiáng)玻纖，而非拼接部位基體材料為高強(qiáng)聚乙烯與PVC泡沫，PVC泡沫的法向壓縮強(qiáng)度遠(yuǎn)小于碳纖維與高強(qiáng)玻纖，故在受到一定壓力情況下，拼接部位較非拼接部位有更好的抗壓能力。此時(shí)位移傳感器1所測(cè)得最大位移為24.60 mm，而在32 ms時(shí)仿真測(cè)得位移達(dá)到最大值為 22.68 mm，與試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)最大值相比，相對(duì)偏差為7.80%。綜上所述，數(shù)值仿真中復(fù)合板架的變形失效模式與試驗(yàn)基本相同，且測(cè)點(diǎn)處最大位移相對(duì)偏差較小，驗(yàn)證了數(shù)值仿真方法和參數(shù)的可靠性。

圖7 變形損傷模態(tài)示意圖Fig.7 Deformation failure modal comparion

3 典型核爆載荷下復(fù)合板架的動(dòng)響應(yīng)研究

3.1 復(fù)合板變形及損傷分析

板架1的結(jié)構(gòu)在核爆載荷作用下的變形過程如圖8所示。在核爆作用下，板面首先開始運(yùn)動(dòng)，板面在此階段首先各板格先進(jìn)入變形機(jī)構(gòu)，拼接補(bǔ)強(qiáng)部分、加強(qiáng)筋及其蒙皮部分由于其剛度較大未發(fā)生明顯變形， 且此階段是左右兩塊拼接板各自獨(dú)立的變形，最大變形在靠近邊界的板格；在=0.8～6.5 ms左右，應(yīng)力發(fā)生重分布，迎爆面所受荷載慢慢傳遞給加強(qiáng)筋及其蒙皮部分，使其逐漸進(jìn)入變形機(jī)構(gòu)，各板格塑性鉸發(fā)生移動(dòng)，變形模式由各板格變形逐漸變?yōu)樨Q向加強(qiáng)筋兩側(cè)的區(qū)域大變形，連接結(jié)構(gòu)最后進(jìn)入變形機(jī)構(gòu)，且為板架變形量最小部位。在此階段內(nèi)，=1.6 ms時(shí)，由于板架上方加強(qiáng)筋交點(diǎn)距離邊界處較遠(yuǎn)，其蒙皮首先達(dá)到屈服應(yīng)力，并在拉伸應(yīng)力作用下在交點(diǎn)下側(cè)邊緣處發(fā)生纖維斷裂；=2.2 ms時(shí)，下方加強(qiáng)筋交點(diǎn)上側(cè)邊緣處蒙皮也發(fā)生纖維斷裂，并隨著位移的增大，兩處交點(diǎn)纖維斷裂損傷向兩側(cè)伸展，各加強(qiáng)筋蒙皮與板面粘合的角隅處出現(xiàn)脫膠失效，并逐漸向蒙皮外側(cè)開展。此后復(fù)合板進(jìn)入振動(dòng)狀態(tài)，且隨著復(fù)合板位移越來越大，加強(qiáng)筋蒙皮纖維斷裂失效愈發(fā)向上延伸，加強(qiáng)筋蒙皮脫膠失效面積愈發(fā)擴(kuò)大，具體變化如圖9所示；迎爆面板面僅出現(xiàn)纖維拉伸變形，并未出現(xiàn)纖維斷裂現(xiàn)象。

圖8 板架1變形過程云圖Fig.8 The deformation process of composite sandwich plate1

圖9 板架1背爆面失效過程示意圖Fig.9 Composite sandwich plate 1 back explosion surface failure process

板架2的變形模式(見圖10)與板架1略有不同，=0～2.9 ms時(shí)，主要是板架中各板格的彈性變形，在此階段板架材料并未發(fā)生明顯損傷；=2.9～7.5 ms時(shí)，各板格塑性鉸發(fā)生移動(dòng)，變形模式從各板格獨(dú)立變形到整體板架的大變形發(fā)展，在該過程中加強(qiáng)筋十字交點(diǎn)處玻纖蒙皮出現(xiàn)纖維拉伸斷裂，并沿縱向延伸；在7.5 ms后，復(fù)合板2整體板架位移不斷增大，并在=40 ms時(shí)達(dá)到最大為96.7 mm，40 ms后復(fù)合板2慢慢回彈，變形量緩緩減小。在這期間復(fù)合板豎向加強(qiáng)筋蒙皮出現(xiàn)纖維斷裂失效，并沿著橫向發(fā)展；加強(qiáng)筋交點(diǎn)周圍以及橫向加強(qiáng)筋板架中線處纖維斷裂失效嚴(yán)重，兩加強(qiáng)筋之間區(qū)域板面蒙皮出現(xiàn)由加強(qiáng)筋交點(diǎn)向板材中線的纖維斷裂失效(見圖12)，從圖10的變形情況分析，這是中線處為板架變形最大區(qū)域，該處的拉伸應(yīng)力過大。迎爆面損傷更為明顯，如圖11所示，由于核爆荷載的剪切作用首先上下邊界出現(xiàn)纖維斷裂，隨著變形增大，板面四邊均出現(xiàn)纖維撕裂現(xiàn)象，并向周圍延伸，最終板面玻纖纖維撕裂失效嚴(yán)重。

圖10 板架2變形過程云圖Fig.10 The deformation process of composite sandwich plate 2

圖11 板架2迎爆面失效過程示意圖Fig.11 Composite sandwich plate 2 front explosion surface failure process

圖12 板架2背爆面失效過程示意圖Fig.12 Composite sandwich plate 2 back explosion surface failure process

從上文變形與損傷模式分析可以看出，板架1和2的變形模式差異較大，板架1為各板格變形到豎向加強(qiáng)筋兩側(cè)的區(qū)域大變形，而板架2的變形模式為各板格變形到板架整體變形，且從變形量來看，板架1最大位移值在螺栓連接結(jié)構(gòu)兩側(cè)，為27.5 mm，而板架2最大位移出現(xiàn)在加筋板中心處,為107.3 mm，說明板架中是否存在螺栓連接結(jié)構(gòu)對(duì)于板架的變形模式影響很大；從損傷模式分析，板架1迎爆面并未出現(xiàn)纖維斷裂，背爆面僅在加強(qiáng)筋節(jié)點(diǎn)處出現(xiàn)纖維斷裂，而板架2迎爆面纖維斷裂嚴(yán)重，蒙皮承載力完全失效,背爆面加強(qiáng)筋纖維大范圍斷裂，且板面纖維斷裂，露出夾芯基體初步推斷造成板架1、2變形損傷差異的原因是螺栓連接結(jié)構(gòu)的相對(duì)剛度大于板面。為探究螺栓連接結(jié)構(gòu)與板架板面之間剛度的大小關(guān)系，對(duì)其二者抗彎剛度進(jìn)行理論計(jì)算，由經(jīng)典抗彎剛度計(jì)算理論得知：對(duì)于螺栓連接結(jié)構(gòu)，其抗彎剛度為=4.29×10N·m，而對(duì)于板面結(jié)構(gòu)其抗彎剛度為=2.67×10N·m，螺栓連接結(jié)構(gòu)處板面的抗彎剛度是一般板面抗彎剛度的1.6倍，故該推測(cè)合理。

因此可將螺栓連接結(jié)構(gòu)視為在板面中間的一加筋結(jié)構(gòu)。由于在板面橫向中心區(qū)域螺栓連接結(jié)構(gòu)與豎向加強(qiáng)筋形成了一“三筋”結(jié)構(gòu)，對(duì)板架橫向剛度分布進(jìn)行分析，此“三筋”區(qū)域的相對(duì)剛度遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于板面，故使板架1分為“三筋”結(jié)構(gòu)兩側(cè)的板格變形，且板架1三筋”結(jié)構(gòu)兩側(cè)的板格跨度比板架2小得多，使板架1的最大變形值也比其小。綜上所述，螺栓連接結(jié)構(gòu)能在板架受到?jīng)_擊時(shí)發(fā)揮抑制拉伸作用，能夠有效減小板架變形量，減輕復(fù)合夾芯板損傷，有利于復(fù)合夾芯板架抗核爆沖擊波載荷能力的提高。

3.2 吸能特性分析

在模擬核爆載荷下復(fù)合板結(jié)構(gòu)各部分能量吸收時(shí)程曲線如圖13。在板架1受到核爆荷載后，其立刻發(fā)生變形，并在=32 ms處(a點(diǎn))變形達(dá)到最大值。在板架1總體結(jié)構(gòu)中板材主體仍是吸能主要部分，占總吸能的75.2%，加強(qiáng)筋其次，拼接補(bǔ)強(qiáng)部位幾乎不吸能；在核爆載荷下，復(fù)合板架各部位吸收能量方式略有不同，首先核爆載荷作用在強(qiáng)度較高的高強(qiáng)玻纖蒙皮上，高強(qiáng)玻纖蒙皮通過纖維拉伸變形，邊界處纖維斷裂吸收了較多能量，沖擊波載荷進(jìn)一步傳遞給防護(hù)型夾芯部分(高強(qiáng)度聚乙烯板、PVC泡沫)和加強(qiáng)筋，高強(qiáng)度聚乙烯板通過其彈性大變形大幅度衰減沖擊波能量，沖擊波能量因?yàn)镻VC泡沫通過孔隙坍塌壓實(shí)變形吸能作用下進(jìn)一步衰減，最后沖擊波載荷作用在板背面加強(qiáng)筋上，加強(qiáng)筋通過蒙皮纖維拉伸變形、斷裂，PVC泡沫壓縮吸收能量。從其中可看出，0～32 ms(a點(diǎn))各材料吸能曲線斜率不盡相同，這是由于各部分所受沖擊波能量不同導(dǎo)致的，板材蒙皮和板內(nèi)高強(qiáng)度聚乙烯板直接承受核爆沖擊波載荷，吸能斜率上升較大，沖擊波能量經(jīng)過各部分層層衰減，故每部分能量上升速率不同。在=32 ms(a點(diǎn))后復(fù)合板位移開始減小，板架總體變形能不斷減少，但在32～64 ms(b點(diǎn))內(nèi)高強(qiáng)度聚乙烯板、PVC泡沫變形能仍有上升，這是在這段時(shí)間內(nèi)，高強(qiáng)聚乙烯板在慣性力作用下仍發(fā)生變形，并推動(dòng)PVC泡沫小幅度變形，使其變形能小幅上升。在變形過程中，高強(qiáng)度聚乙烯、碳纖維及高強(qiáng)玻纖蒙皮變形能均為先上升后下降，這是由于其均處于彈性變形狀態(tài)，其中在應(yīng)力集中部位高強(qiáng)玻纖蒙皮因出現(xiàn)纖維斷裂失效導(dǎo)致其最后能量并不為零，PVC泡沫變形能在達(dá)到最高后并未下降，這是因?yàn)镻VC泡沫存在應(yīng)力平臺(tái)期，達(dá)到該應(yīng)力時(shí)其仍能繼續(xù)吸能。

圖13 板架1各部位吸能變化曲線Fig.13 Each part energy absorption curve of Composite sandwich plate 1

其中螺栓連接結(jié)構(gòu)處總共吸能420 J，占復(fù)合板架總吸能的16.22%，在此部位碳纖維吸能了大部分能量為353.36 J，占螺栓連接結(jié)構(gòu)總吸能的84.1%，這是由于核爆沖擊波作用在復(fù)合板架迎爆面時(shí)，首先該部位受壓面積較小，受到?jīng)_擊波能量較低，其次核爆載荷首先作用在15 mm厚高強(qiáng)玻纖層上，沖擊波能量大幅度衰減，再作用在螺栓連接結(jié)構(gòu)上，故其整體吸能較小，碳纖通過彈性壓縮變進(jìn)一步削弱沖擊波能量，最后作用在補(bǔ)強(qiáng)部位高強(qiáng)度聚乙烯板上。

復(fù)合板架2吸能曲線如圖14，在受到核爆荷載后，復(fù)合板架2受到核爆荷載后板面迅速變形，板面蒙皮將沖擊波能量傳遞給高強(qiáng)聚乙烯板發(fā)生彈性形變并吸收大量能量，其變形帶動(dòng)PVC泡沫發(fā)生壓縮空隙坍塌吸能，最后沖擊波傳遞給加強(qiáng)筋使其發(fā)生變形。

圖14 板架2各部位吸能變化曲線Fig.14 Each part energy absorption curve of Composite sandwich plate 2

由圖14可知，復(fù)合板架2在=40 ms(b點(diǎn))左右吸能達(dá)到最大值與前文位移最大值相吻合，40 ms后其出現(xiàn)回彈變形能下降。與復(fù)合板架1不同的是，迎爆面高強(qiáng)玻纖在=6.5 ms(a點(diǎn))左右吸能速率大大減小，這是因?yàn)槠湓赼點(diǎn)左右沖擊波的剪切作用導(dǎo)致迎爆面邊界附近纖維撕裂。在復(fù)合板架2中，板材部分仍是主要吸能部位，占總吸能的85.9%，其中高強(qiáng)聚乙烯板的吸能占板材部分總吸能的60.6%。

4 結(jié)論

1) 通過對(duì)螺栓連接復(fù)合夾芯板架進(jìn)行數(shù)值計(jì)算發(fā)現(xiàn)，數(shù)值仿真中復(fù)合板架的變形失效模式與試驗(yàn)基本相同，且測(cè)點(diǎn)處最大位移相對(duì)偏差為7.80%，偏差在合理范圍，說明該數(shù)值計(jì)算方法具有一定的可靠性和正確性。

2) 一般復(fù)合夾芯板架的變形模式為從各板格獨(dú)立變形到整體板架的大變形，而螺栓連接復(fù)合夾芯板架為各板格變形到螺栓連接結(jié)構(gòu)兩側(cè)的區(qū)域大變形，二者均伴隨著加強(qiáng)筋節(jié)點(diǎn)處的纖維斷裂，其中一般復(fù)合夾芯板架還伴隨著迎爆面的四周邊界以及背爆面中線處各結(jié)構(gòu)的纖維斷裂。

3) 在螺栓連接復(fù)合夾芯板架與一般復(fù)合夾芯板架2種復(fù)合板架中，板材均為主要吸能部位，主要依靠高強(qiáng)聚乙烯板變形吸能；在螺栓連接復(fù)合板架中，螺栓連接結(jié)構(gòu)整體吸能占比較小。

4) 螺栓連接結(jié)構(gòu)能夠有效減小板架變形量，減輕復(fù)合夾芯板損傷，有利于復(fù)合夾芯板架抗核爆沖擊波載荷能力的提高。