王洪欣，查曉雄，余 敏，王錦文

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 深圳研究生院, 廣東 深圳 518055；2.筑博設(shè)計(jì)股份有限公司, 廣東 深圳 518029)

金屬面夾芯板以彩鋼為面板，巖棉、聚氨酯等輕質(zhì)材料為芯材，經(jīng)連續(xù)成型工藝將芯材與面板粘結(jié)成整體的建筑用板材。夾芯板作為房屋的圍護(hù)構(gòu)件，在外物撞擊下會(huì)產(chǎn)生顯著變形甚至開裂，失去原有防護(hù)功能。隨對(duì)意外事故下結(jié)構(gòu)安全性重視，夾芯板抗沖擊性能引起關(guān)注。Hazizan等[1]對(duì)表皮為無紡玻璃纖維、芯材為泡沫與蜂窩鋁的夾芯梁抗低速?zèng)_擊性能進(jìn)行研究，所得能量平衡模型可較好分析低速?zèng)_擊在彈性階段的動(dòng)力響應(yīng)。Zhou等[2]分析簡(jiǎn)支圓形夾芯板在半圓形錘頭低速?zèng)_擊下的抗沖擊性能。Nguyen等[3]采用顯式有限元程序LS-DYNA及落錘實(shí)驗(yàn)裝置對(duì)低速?zèng)_擊下蜂窩鋁夾芯板的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行研究，通過與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)比，用LS-DYNA分析夾芯組合結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)可信。Foo等[4]通過實(shí)驗(yàn)及有限元程序ABAQUS研究金屬面蜂窩鋁夾芯板抗低速?zèng)_擊性能，其中鋁材用雙線性本構(gòu)模型，所得沖擊力與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。Abrate[5]概括夾心結(jié)構(gòu)抗沖擊模型，在分析夾芯板局部變形時(shí)，認(rèn)為夾芯板置于剛性地面，將大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)回歸出沖擊力峰值與凹陷變形間關(guān)系。查曉雄等[6]對(duì)鋼混凝土組合結(jié)構(gòu)的抗沖擊能進(jìn)行試驗(yàn)研究及數(shù)值模擬，獲得到不同邊界條件對(duì)構(gòu)件受力性能影響。趙林虎等[7]進(jìn)行碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)沖擊實(shí)驗(yàn)，獲得多個(gè)頻率沖擊應(yīng)力波在蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)中的傳播速度。

以上為對(duì)玻璃纖維及FRP面材、泡沫鋁芯材夾芯板的研究，而對(duì)金屬面夾芯板抗沖擊性能研究較少。本文用實(shí)驗(yàn)、有限元計(jì)算與理論分析相結(jié)合方法研究金屬面夾芯板在落錘低速?zèng)_擊下性能，為其耐撞性設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 夾芯板沖擊實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)介紹

沖擊實(shí)驗(yàn)在DHR-9401落錘式?jīng)_擊實(shí)驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。實(shí)驗(yàn)機(jī)高13.47 m，撞擊速度最高15.7 m/s，能滿足大范圍內(nèi)低速撞擊實(shí)驗(yàn)要求，軌道沿整個(gè)高度豎向誤差僅2 mm，落錘下落較平穩(wěn)，實(shí)驗(yàn)機(jī)見圖1(a)。據(jù)每次實(shí)驗(yàn)前力傳感器標(biāo)定值，將電壓幅值轉(zhuǎn)化為沖擊力時(shí)程曲線。落錘由錘頭、力傳感器及配重組成，錘頭為半球形，見圖1(b)。沖擊彩鋼夾芯板與鋁合金夾芯板錘頭半徑分別為30 mm，80 mm，落錘質(zhì)量分別為29.8 kg，32.3 kg。

金屬面夾芯板由上下兩層金屬面板及內(nèi)部芯材組成，試件面板類型有彩鋼、鋁合金兩種，芯材類型有巖棉、聚氨酯兩種；夾芯板彩鋼面板厚度有三種類型：① 上下面板各0.7 mm，② 上下面板各0.5 mm，上面板0.7 mm，下面板0.5 mm；鋁合金面板厚度為上下各0.7 mm；芯材厚度有50 mm，100 mm兩種。夾芯板整體尺寸為1 200 mm×1000 mm×50 mm(100 mm)，沿長(zhǎng)度方向兩端簡(jiǎn)支，凈跨1 000 mm，試件編號(hào)及材料參數(shù)見表1，構(gòu)件的落錘沖擊示意圖，見圖2。

圖1 沖擊實(shí)驗(yàn)裝置

圖2 實(shí)驗(yàn)構(gòu)件沖擊示意圖

1.2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

金屬面夾芯板在落錘沖擊下的變形、破壞方式可分為兩種：① 上面板凹痕，落錘沖擊處上面板產(chǎn)生局部凹陷，見圖3(a)；② 上面板開裂，裂口呈四瓣形，見圖3(b)。夾芯板在較大沖擊能量下會(huì)產(chǎn)生整體變形，見圖3(c)。

由實(shí)驗(yàn)看出：

(1) 隨落錘沖擊速度的增加，夾芯板所受沖擊不斷加大，夾芯板破壞程度愈加嚴(yán)重，面板由凹痕產(chǎn)生直至開裂。

(2) 夾芯板芯材厚度增加，夾芯板剛度增大；落錘以相同速度沖擊時(shí)，夾芯板所受沖擊力增大，如試件A-1-2(厚100 mm)在落錘速度6.57 m/s時(shí)所受沖擊力大于試件A-2-1(厚50 mm)在落錘速度7 m/s時(shí)所受沖擊力。

(3) 面板厚度增加，夾芯板剛度增大；落錘以相同速度沖擊時(shí)夾芯板所受沖擊力增大，如落錘以7.67 m/s速度沖擊試件時(shí)，試件A-4-1所受沖擊力大于試件A-2-2所受沖擊力。

(4) 面板采用彩鋼的抗沖擊性能好于鋁合金面板，如落錘以7.67 m/s速度沖擊彩鋼夾芯板A-4-1時(shí)，該試件僅面板產(chǎn)生凹痕，而落錘以6.1 m/s速度沖擊鋁合金夾芯板B-1-3時(shí)，其面板開裂破壞。

圖3 面板破壞及整體變形

2 抗沖擊有限元計(jì)算方法及驗(yàn)證

2.1 有限元建模

2.1.1 材料本構(gòu)

金屬面板與芯材所用線性彈塑性MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型[8]參數(shù)為：密度RO，彈性模量E，泊松比PR，屈服強(qiáng)度σY，切線模量Etan。材料模型參數(shù)由試驗(yàn)獲得，材料模型參數(shù)取值見表1。

表1 材料模型參數(shù)及取值

2.1.2 網(wǎng)格劃分

選擇幾何模型單元類型，主要根據(jù)材料幾何形狀及求解問題類型決定，且需綜合考慮求解的收斂性。據(jù)金屬面夾芯板構(gòu)造，金屬面板采用缺省4節(jié)點(diǎn)殼單元，上下面板各劃分9 604個(gè)單元。芯材采用缺省的常應(yīng)力8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元，模型共劃分48 020個(gè)單元。為能反映出夾芯板構(gòu)件沖擊位置復(fù)雜受力及變形，對(duì)此處網(wǎng)格細(xì)化。落錘較夾芯板構(gòu)件剛度大很多，故將落錘設(shè)為剛體材料，劃分成2 340個(gè)單元。

2.1.3 邊界及接觸

金屬面夾芯板受沖擊時(shí)邊界條件據(jù)實(shí)驗(yàn)設(shè)定，構(gòu)件采用簡(jiǎn)支約束。落錘與夾芯板間接觸方式采用單面自動(dòng)接觸(罰函數(shù)雙向接觸)，可處理接觸過程中相互滲透問題，保證結(jié)果的有效性。軟件中對(duì)應(yīng)的關(guān)鍵字為*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_ SURFACE。

2.1.4 其它參數(shù)設(shè)置

計(jì)算中，沙漏能過大會(huì)致結(jié)果誤差較大，因此需查看整體模型的能量曲線，須控制沙漏能比例在可接受范圍內(nèi)，通常不超過內(nèi)能的10%[9]。經(jīng)分析，對(duì)夾芯板沖擊應(yīng)采用6號(hào)沙漏能控制，該沙漏能占總能量比重低于3%。

2.2 實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證

采用有限元模型對(duì)上述夾芯板構(gòu)件抗沖擊性能進(jìn)行數(shù)值模擬，其中典型構(gòu)件沖擊力時(shí)程曲線比較見圖4；構(gòu)件沖擊力峰值有限元結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較見表2，兩者比值的均值為1.048，方差為0.013。面板凹痕及開裂的有限元與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較見圖5。計(jì)算結(jié)果表明，夾芯板抗沖擊的有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，該有限元模型可用于夾芯板抗沖擊性能分析。

圖4 沖擊力時(shí)程曲線有限元結(jié)果與實(shí)驗(yàn)對(duì)比

表2 沖擊力及破壞的有限元與實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較

圖5 面板破壞的有限元與實(shí)驗(yàn)比較

3 夾芯板開裂沖擊力

3.1 局部變形分析

分析夾芯板局部變形時(shí)，設(shè)夾芯板不產(chǎn)生整體變形，相當(dāng)于夾芯板置于剛性地面。夾芯板局部變形包括上面板局部彎曲變形、局部拉伸變形及芯材壓縮變形，夾芯板受落錘沖擊的局部變形示意圖見圖6。

夾芯板在落錘沖擊下，面板局部變形形函數(shù)[2]為

(1)

式中：RL為面板局部變形區(qū)域半徑；wLmax為局部變形最大值。

圖6 金屬面夾芯板受落錘沖擊局部變形示意

夾芯板局部變形勢(shì)能UL，包括夾芯板上層面板局部彎曲變形勢(shì)能、局部拉伸變形勢(shì)能及芯材壓縮變形勢(shì)能，即

UL=ULB+ULS+ULC

(2)

式中：ULB為局部彎曲變形勢(shì)能；ULS為局部拉伸變形勢(shì)能；ULC為芯材壓縮變形勢(shì)能。

夾芯板上層面板局部彎曲變形勢(shì)能[10]為

(3)

彎曲變形時(shí)，面板應(yīng)變與變形關(guān)系為

(4)

面板彎曲變形勢(shì)能為

(5)

夾芯板上層面板局部拉伸變形勢(shì)能[10]為

ULS=∫∫(Nxεx+Nyεy+Nxyγxy)dxdy

(6)

式中：Nx,Ny,Nz為面板平面內(nèi)膜力，Nx=hfσx,Ny=hfσy,Nxy=hfτxy。

拉伸變形時(shí)，面板應(yīng)變、變形關(guān)系為

(7)

面板拉伸變形能為

(8)

芯材壓縮變形勢(shì)能ULC為

(9)

沖擊力做功為

(10)

將式(5)、(8)～(10)代入式(2)，得總勢(shì)能為

(11)

(12)

(13)

3.2 開裂沖擊力

夾芯板受沖擊時(shí)上層金屬面板產(chǎn)生彎曲、拉伸局部變形，該變形較大時(shí)拉伸變形占主導(dǎo)，面板開裂破壞即為面板的拉伸斷裂[12]；金屬面板拉伸應(yīng)變達(dá)到開裂應(yīng)變?chǔ)舊時(shí)，發(fā)生開裂破壞。通過夾芯板的沖擊實(shí)驗(yàn)及數(shù)值分析結(jié)果可知夾芯板面板開裂形式為輻射狀，見圖7。

圖7 面板受沖擊呈輻射狀開裂破壞

夾芯板面板變形主要發(fā)生在沖擊點(diǎn)至錘頭半徑范圍內(nèi)，結(jié)合式(1)得沿錘頭半徑方向變形伸長(zhǎng)量為

(14)

面板拉伸斷裂應(yīng)變達(dá)到開裂應(yīng)變?chǔ)舊的伸長(zhǎng)量為

ΔLf=Rεf

(15)

聯(lián)立式(14)、(15)，令ΔL=ΔLf，得面板開裂時(shí)局部變形值為

(16)

將式(13)代入式(16)，得面板發(fā)生開裂的沖擊力Pf為

(17)

式中：εf為面板開裂應(yīng)變。

建立有限元模型對(duì)夾芯板開裂沖擊力式(17)的適用性進(jìn)行驗(yàn)證。據(jù)式(17)知，影響金屬面夾芯板開裂沖擊力因素為面板強(qiáng)度、面板厚度、錘頭半徑及開裂應(yīng)變等，同時(shí)，有限元模型中考慮落錘質(zhì)量、速度、芯材強(qiáng)度、厚度對(duì)開裂沖擊力影響。開裂沖擊力計(jì)算值與有限元結(jié)果比較見表3。由表3看出，式(17)計(jì)算值與有限元結(jié)果比值均值為0.984，方差為0.016，表明式(17)計(jì)算結(jié)果適用。由計(jì)算知，金屬面夾芯板開裂沖擊力隨面板強(qiáng)度、面板厚度、落錘半徑、開裂應(yīng)變的增加而增大，而落錘質(zhì)量、芯材強(qiáng)度、芯材厚度的改變對(duì)開裂沖擊力大小基本無影響；沖擊體速度達(dá)到使面板開裂速度時(shí)，再增加沖擊體速度，面板開裂沖擊力也不會(huì)發(fā)生變化。

表3 夾芯板開裂沖擊力計(jì)算值與有限元結(jié)果比較

4 結(jié) 論

(1) 本文用實(shí)驗(yàn)、有限元與理論分析相結(jié)合方法研究金屬面夾芯板抗沖擊性能。通過實(shí)驗(yàn)研究獲得夾芯板在沖擊下面板產(chǎn)生凹痕、開裂的破壞現(xiàn)象及夾芯板所受沖擊力與落錘質(zhì)量、落錘速度、面板厚度、芯材厚度等因素關(guān)系。并用有限元方法對(duì)實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬分析，有限元計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好，驗(yàn)證有限元計(jì)算方法的適用性。

(2) 用理論分析方法對(duì)夾芯板局部變形進(jìn)行分析，包括面板彎曲變形、拉伸變形、芯材壓縮變形，據(jù)構(gòu)件局部變形勢(shì)能及外力做功建立總勢(shì)能，并用勢(shì)能駐值原理獲得集中力與局部變形關(guān)系；以面板拉伸斷裂為破壞條件，獲得夾芯板開裂沖擊力；建立有限元模型對(duì)夾芯板開裂沖擊力計(jì)算式的適用性進(jìn)行驗(yàn)證。有限元與理論分析表明，夾芯板開裂沖擊力隨面板強(qiáng)度、面板厚度、落錘半徑、開裂應(yīng)變的增加而增大，而落錘質(zhì)量、芯材強(qiáng)度、芯材厚度改變對(duì)開裂沖擊力大小基本無影響。

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