防船撞蜂窩式復合材料夾層板的耐撞性研究*

周初陽 潘 晉 吳亞鋒 許明財

(武漢理工大學交通學院1) 武漢 430063) (華中科技大學船舶與海洋工程學院2) 武漢 430074) (武漢力拓橋科防撞設施有限公司3) 武漢 430040) (北京汽車股份有限公司汽車研究院4) 北京 101300)

防船撞蜂窩式復合材料夾層板的耐撞性研究*

周初陽1)潘 晉1)吳亞鋒4)許明財2,3)

(武漢理工大學交通學院1)武漢 430063) (華中科技大學船舶與海洋工程學院2)武漢 430074) (武漢力拓橋科防撞設施有限公司3)武漢 430040) (北京汽車股份有限公司汽車研究院4)北京 101300)

鋼蒙皮-折疊金屬薄片夾芯或復合材料夾芯式夾層板在橋梁防船撞領域被廣泛使用.基于數值仿真方法，考慮沖頭穿透與未穿透的2種情況下，對鋼蒙皮-蜂窩金屬薄片夾芯、蜂窩玻璃纖維增強塑料夾芯這2類夾層板在低速沖擊載荷下的動態響應、吸能效果和損傷特征進行對比分析.計算結果表明，玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板抗撞擊力最大，撞深大于金屬薄片夾芯式夾層板；玻璃纖維增強塑料夾芯提高了整體結構的剛度，不利于通過整體結構彈性變形吸收更多的能量；在沖頭穿透夾層板過程中，玻璃纖維增強塑料夾芯出現大面積的破裂，吸能效果明顯低于金屬薄片夾芯.

夾層板；玻璃纖維增強塑料；金屬薄片；蜂窩結構；碰撞

0 引 言

夾層板結構除了在強度、減振等方面優于傳統單層材料，而且還起到減輕自重的作用，被廣泛用于航空航天，車輛船舶等領域[1-4].夾層板形式多樣，其中應用比較廣泛的蜂窩式夾層板是由上下2層鋼板和中間1層芯材組合成的夾層結構，芯材采用蜂窩結構橫向或者縱向布置，上下蒙皮與芯層膠結而成.此結構可以避免大量的焊接工作，減少焊縫.在船舶或橋梁防撞結構研究與設計中，夾層板的夾芯主要有纖維增強復合材料、金屬薄片蜂窩結構和聚氨酯彈性體等，國內外已有學者對各個結構的耐撞性進行了研究[5-7].

聚氨酯雖有較好的吸能效果，但是由于價格昂貴還無法被廣泛采用；金屬薄片夾芯材料比較廉價，但成型工藝要求高并且耐腐蝕性差；纖維增強復合材料具有比強度較高，價格居中，可以通過模具一次成型，但是材料對沖擊載荷比較敏感.因此，對上述幾種防撞結構的耐撞性進行比較分析，對結構在相同沖擊載荷下的動態響應、吸能效果和損傷特性進行分析比較，對工程應用顯得很有意義.

文中以鋼蒙皮-復合材料蜂窩芯材夾層板和鋼蒙皮-金屬薄片蜂窩結構夾芯式夾層板為比較對象，利用LS-DYNA模擬沖頭對夾層板的低速沖擊過程，在沖頭未穿透和穿透夾層板結構的兩種情況下，分別討論2類夾層板的動態響應、吸能效果和損傷特性，并對結果進行比較分析.

1 材料的力學特征

纖維增強復合材料與金屬材料的力學性能相差較大，這導致材料在受到沖擊載荷后會產生不同的響應與損傷特征，從而影響其吸能效果.

圖1a)為低碳鋼試件在沖擊拉伸載荷下的σ-ε曲線.低碳鋼試件在斷裂前有4個階段，材料在這4個階段持續變形，不斷吸收能量，達到最大應力后還有下降段；圖1b)為纖維增強復合材料試件在沖擊拉伸載荷下的σ-ε曲線[8]，該曲線介于纖維和基體的σ-ε曲線之間.從曲線上看明顯屬于脆性材料，沒有明顯的屈服與塑性變形階段，達到屈服極限強度后斷裂失效，沒有下降段.

圖1 材料的σ-ε曲線

如果在沒有達到最大應力前卸載，可以畫出卸載曲線，加載和卸載曲線包圍的面積就是吸收的能量，圖1c)為2種材料的吸能面積.假設在最大應力相同時，纖維增強復合材料的曲線包圍面積(能量吸收)遠小于低碳鋼.

在吸能方式上，金屬主要依靠塑性變形吸能，而復合材料主要依靠纖維斷裂、基體變形和開裂、纖維與基體分離、纖維拔出等方式吸能[9].兩者具有很大區別.

2 夾層板耐撞性的數值模擬

2.1 撞擊系統形式設計

通過有限元軟件模擬鋼蒙皮-金屬薄片夾芯蜂窩夾層板與鋼蒙皮-復合材料芯蜂窩材夾層板受橫向沖時動態效應，將夾層板周邊約束，用剛性沖頭垂直撞擊夾層板中心位置.

夾層板結構參數見表1，2種夾層板的主要尺寸相同，通過控制夾芯層的厚度使兩者質量盡量接近.

剛性沖頭前段為半球，直徑d=40 cm，后段圓柱長60 cm，由于研究對象主要用于防船撞結構上，文中取初速度v=5 m/s.沖頭的質量可以通過改變材料密度設定，圖2為撞擊系統示意圖.

表1 夾層板結構尺寸參數

圖2 撞擊系統示意圖(單位：cm)

2.2 單元和材料

夾芯結構及蒙皮均采用shell163單元模擬，shell163具有4個節點，每個節點具有x，y和z方向的平動、轉動、速度和加速度共12個自由度，適用于厚度比長和寬小很多的板殼結構.沖頭采用solid164單元來模擬.

由于玻璃纖維增強復合塑料(玻璃纖維/環氧樹脂)在撞擊過程中極易發生損傷破壞，造成強度和剛度的下降，文中選用可以考慮失效的復合材料模型(*MAT_COMPOSITE_DAMAGE).在文中該材料模型采用全積分規則，可以有效減小沙漏能.主要的材料參數見表2[10].

表2 纖維增強復合材料力學性能

鋼板與金屬薄片均采用低碳鋼Q235，采用與應變率相關的各項同性材料模型(*MAT_ PLASTIC_KINEMATIC), 它是各向同性、隨動硬化或各向同性和隨動硬化的混合模型，與應變率相關，可考慮失效.應變用Cowper-Symonds本構模型來考慮，本構方程為

(1)

式中：σ0為初始屈服應力；ε為應變;C和P為應變率參數.材料常數分別為：密度ρ=7 850 kg/m3;泊松比μ=0.3;初始屈服應力取為σ0=235 MPa;彈性模量E=2.06×105MPa；硬化模量Eh=1.18×103MPa;抗拉強度σb=370 MPa;切線模量Et=500 MPa；應變率參數C=40;P=5;失效應變εf=0.3[11].

2.3 網格控制

撞擊是一個動態響應過程，有限元模型必須嚴格控制網格密度，既要防止單元尺寸過大引起的主從面單元互相穿透，又要避免單元尺寸過小引起的計算時間過長.因此在撞擊區域對網格進行加密，網格大小0.5 cm，其他區域網格大小2 cm，沖頭網格大小1 cm，

2.4 接觸和邊界

沖頭與夾層板之間設置為侵蝕接觸，并將剛性材料的沖頭定義為接觸面，層合板定義為目標面.由于結構受到沖擊后，結構自身會相互接觸，為了防止相互現象，在夾層板結構也需要定義自接觸.對夾層板4邊節點全約束處理，見圖3.

圖3 蜂窩夾層板有限元模型

2.5 復合材料鋪層

通過后處理器LS-PREPOST，對復合材料夾芯層進行鋪層，結合實際情況，每層纖維厚度為0.5 mm，共6層.以沖頭撞擊方向為0°角，鋪層方式為[0°/90°/0°/90°/0°/90°].

2.6 工況介紹

由于初始動能的不同，沖頭撞擊夾層板結構時，可能會發生2種情況：第1種是撞到某個深度后速度減小為零，并發生反彈；第2種是直接穿透夾層板.

針對這2種可能，設計2種工況，即沖頭未穿透與穿透夾層板，未穿透為工況1，穿透為工況2.在未發生穿透時，比較沖頭分別撞擊玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板與金屬薄片夾芯式夾層板的撞擊力、撞擊深度與結構的損傷程度；在發生穿透時，比較撞擊力、結構吸能、速度衰減與結構損傷程度.

沖頭的初始速度均為5 m/s，通過改變沖頭的質量改變初始動能，未穿透時，沖頭質量0.9 t，初始動能約11.2 kJ；穿透時，沖頭質量110 t，初始動能約1.4 MJ.

3 仿真結果分析

3.1 工況1(未穿透時)

3.1.1 瞬態撞擊力分析

圖4為沖頭分別撞擊金屬薄片夾芯式夾層板與玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板的撞擊力時序曲線.2條曲線變化趨勢基本相同，近似于1/2周期的正弦函數曲線.撞擊約始于0.002 s，隨后撞擊力迅速增加并達到峰值，玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板撞擊力峰值出現的時間要略晚于金屬薄片夾芯式夾層板.玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板的撞擊力峰值(3.8 MN)略小于金屬薄片夾芯式夾層板(4.0 MN).隨后撞擊力迅速衰減并消失.玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板撞擊力持續時間約0.03 s，金屬薄片夾芯式夾層板撞擊力持續時間約0.02 s.

圖4 撞擊力時序曲線

由圖4可知，玻璃纖維增強塑料夾芯夾層的撞擊力時序曲線波動非常明顯，尤其是在峰值出現前.而金屬薄片夾芯式夾層板撞擊力時序曲線則比較光順.

3.1.2 結構損傷變形

圖5為蜂窩夾層板上層蒙皮的單元位移云圖，上層蒙皮的變形主要發生在與沖頭接觸的區域，并且越往中心位置變形越大，由圖5右側數據可見，玻璃纖維增強塑料夾芯夾層最大撞深約5.6 cm，金屬薄片夾芯式夾層板4.6 cm，由于撞深不同，損傷區域投影面積也有略微差別.但是蒙皮沒有破裂，因此可以通過蒙皮上的單元的最大位移來反應夾層板的撞深與擾度的時間歷程.

圖5 夾層板變形云圖

分別取2類夾層板上、下蒙皮的中心位置節點，考察其位移時序曲線，見圖6.曲線變化趨勢基本相同，撞擊初期隨時間線性增加，到達峰值后略微下降并穩定在某個值.這說明結構塑性變形與彈性變形同時發生，沖擊結束后結構有一定的回彈.此外下層蒙皮位移要遠小于上層蒙皮，說明在四邊剛性固定時，夾層板可以通過自身整體結構的彈性變形吸收一部分能量，但還是主要依靠上蒙皮與夾芯變形吸能.

圖6 節點位移曲線

雖然上蒙皮未發生破裂，但是夾芯層也會發生損失變形，圖7為夾芯層受到沖擊載荷后局部結構損傷變形情況，玻璃纖維增強塑料夾芯被撞區域的單元已刪除，這是因為材料在沖擊載荷下，材料達到極限應力后，失穩并破壞.宏觀上就是玻璃纖維增強塑料受到沖擊后破裂，無法繼續參與變形與吸能，這不利于結構阻礙沖頭繼續前進.另外，伴隨著單元的失效與刪除，導致撞擊力曲線會出現明顯的波動.

圖7 夾芯層變形

而金屬薄片夾芯受到沖擊載荷后，被撞區域壓皺屈曲變形，但是單元并未失效，仍可以繼續參與變形和吸能，阻止沖頭前進.

所以在質量相等、結構相似和初始動能相同的情況下，金屬薄片夾芯吸能效果要優于璃纖維增強塑料夾芯，這導致在未撞穿的情況下，前者的撞深小于后者.

3.2 工況2(已穿透時)

3.2.1 撞擊力分析

圖8為2種蜂窩夾層板在被沖頭穿透過程中的撞擊力時序曲線.與未穿透時的不同，此時撞擊力具有明顯的非線性，呈現2次加載和卸載特點，結合相應時刻的損傷變形，可以發現2次峰值點后的卸載現象對應著夾層板上蒙皮和下蒙皮破裂的時刻.第2次峰值結束后，撞擊力曲線趨于零.

圖8 撞擊力時序曲線

由圖8可知,夾層板第2次撞擊力峰值要小于第1次峰值，這主要是因為上蒙皮破裂前，夾芯層在與下蒙皮共同參與撞擊，提高了上蒙皮的剛度，當撞擊下蒙皮時候，上蒙皮與夾芯層已經被撕裂，無法繼續參與撞擊.另外，璃纖維增強塑料夾芯夾層板撞擊力曲線整體小于金屬薄片夾芯式夾層板.

3.2.2 能量耗散分析

撞擊過程沖頭的動能主要轉化成夾層板結構的彈性變性能、塑性變形能，很小一部分轉化為摩擦產生的熱能、沙漏能量.

圖9為2類蜂窩夾層板上、下蒙皮和夾芯的吸能時序曲線.撞擊初期上蒙皮、夾芯層吸能曲線隨時間增加，但是夾芯層相對上蒙皮板夾芯層吸能曲線增加緩慢，這說明在撞擊前期主要由上蒙皮變形吸能.隨后下蒙皮吸能曲線開始增加，最后3條曲線最后趨于平穩，此時沖頭已經穿透夾層板，結構不再吸能.

圖9 能量吸收時序曲線

不同之處在于，玻璃纖維增強塑料夾芯夾層板的下蒙皮吸能曲線迅速增加并超過夾芯層，夾芯層整個過程吸能增幅很小.而金屬薄片夾芯吸能效果顯著，僅次于上蒙皮.

表3反映了2類夾層板各個構件能量吸收情況.玻璃纖維增強塑料夾芯夾層板中上蒙皮占總系能49.1%，為最大吸能構件，璃纖維增強塑料夾芯吸能，僅占總吸能6.7%，吸能比0.3.金屬薄片夾芯式夾層板中上蒙皮是主要吸能構件，約占總吸能的45.6%，金屬薄片夾芯約占總吸能的29.5%，吸能比1.6，是玻璃纖維增強塑料夾芯的5倍，吸能效果遠優于玻璃纖維增強塑料.結構整體吸能上，玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板比金屬薄片夾芯式夾層板小28%，后者吸能效果更優.

表3 夾層結構能量吸收

注：上、下蒙皮分別重61.0 kg；夾芯層重41 kg；總計163 kg.

沖頭穿過夾層板過程中速度會不斷減小，當穿透夾層板后速度趨于穩定，因此可以根據速度時序曲線看得到沖頭的初速度與末速度.圖10為沖頭速度隨時間變化曲線，沖頭撞擊玻璃纖維增強塑料夾芯夾層板時速度衰減較慢，結束時速度為4.67 m/s，沖頭撞擊金屬薄片夾芯式夾層板結束時的速度為4.52 m/s.根據動能定理可以得出沖頭撞擊玻璃纖維增強塑料夾芯夾層板耗散的能量為175.3 kJ，撞擊金屬薄片夾芯式夾層板板耗散的能量為250.8 kJ.

圖10 沖頭速度時序曲線

2類夾層板結構變形吸能占總耗散能量的86%左右，還有14%以摩擦熱能，沙漏能的形式耗散.

3.2.3 結構損傷變形

圖11為蜂窩式夾層板下蒙皮板破裂時結構中剖面的損傷變形圖.

圖11 夾層板結構變形剖面圖

由圖11可知，結構的損傷變形主要集中在撞擊 接觸的局部區域，即夾層板中心區域；在撞擊過程中，上、下蒙皮先后發生膜拉伸、撕裂等變形，夾芯層結構被撞后直接破裂，單元被刪除.通過對比輪廓線可以發現金屬薄片夾芯式夾層板整體變形范圍與變形程度均大于玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板，這說明金屬薄片夾芯層參與變形吸能的區域要大于玻璃纖維增強塑料，這也是前者吸能效果要遠遠優于后者的原因之一.

圖12為夾芯層受到穿透沖擊后的變形圖，玻璃纖維增強塑料在受到穿透沖擊后，不但接觸區域單元失效刪除，而且附近區域的夾芯也斷裂失效，這樣導致夾芯層出現大面積的崩裂，無法繼續參與受力與吸能.相對而言，金屬薄片除了接觸區，其他夾芯層保持連續，并通過連接的上、下蒙皮共同參與變形吸能.

圖12 夾芯式夾層變形圖

4 結 論

1) 在沖頭未穿透夾層板時，主要吸能構件是蒙皮板和夾芯層，玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板最大撞深比金屬薄片夾芯式夾層板大17%.

2) 金屬薄片夾芯式夾層板比玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板更軟，可以通過整體結構彈性變形吸收更多的能量.

3) 在沖頭穿透夾層板過程中，金屬薄片夾芯層能吸收相當一部分能量(30%)，同時能改善上下蒙皮的吸能，從而使整個結構的吸能大大增加；玻璃纖維增強塑料夾芯吸能較少(6%)，吸能比為金屬薄片夾芯的1/5.

4) 玻璃纖維增強塑料夾芯式夾層板比金屬薄片夾芯式夾層板吸能比小28%.

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Crashworthiness Study on Anti-vessel-collision Honeycomb Composite Sandwich Plates

ZHOU Chuyang1)PAN Jin1)WU Yafeng4)XU Mingcai2,3)

(SchoolofTransportation,WuhanUniversityofTechnology,Wuhan430063,China)1)(SchoolofNavalArchitecture&OceanEngineering,HuazhongUniversityofScienceandTechnology,Wuhan430074,China)2)(WuhanLituoBridgeProtectionTechnologyCo.Ltd,Wuhan430040,China)3)(BaicMotorCorporationLtd.R&DCenter,Beijing101300,China)4)

The metal faced-foil core/composite core sandwich panels are widely employed in the field of bridge anti-ship collision. In this paper, the scenarios in which the punch penetrates or not penetrates the sandwich panels are both considered based on numerical simulations. The dynamic response, energy absorption and damage characteristics of the sandwich panels under the low-velocity impact are analyzed and compared using numerical simulation method. The results show that the maximum impacted depth of the sandwich plate with glass fiber reinforced plastic core is larger than that of the sandwich panel with foil core. In addition, the sandwich plate with glass fiber reinforced plastic core improves the rigidity of the whole structure, which is not conducive to absorb more energy through the elastic deformation of the whole structure. Furthermore, the glass fiber reinforced plastic sandwich shows extensive rupture when the punch penetrating the sandwich plates, and thus its energy absorption is significantly lower than that of the sheet metal core sandwich panels.

sandwich plate; glass fiber reinforced plastic; foil; honeycomb structure; impact

2016-09-30

*國家自然科學基金青年基金項目(51609192)、中央高校基本科研業務費專項資金項目(2015MS103)資助

U674.704

10.3963/j.issn.2095-3844.2016.06.018

周初陽(1991—)：男，碩士生，主要研究領域為船舶與海洋結構物碰撞