沈春燕，方 海，祝 露，韓 娟，郁嘉誠

(南京工業(yè)大學土木工程學院，江蘇，南京 211816)

近年來，由于交通運輸量的不斷增加，時常發(fā)生車輛、船舶撞擊橋梁的交通事故，不僅造成了嚴重的生命財產損失，而且危及了橋梁結構的安全性。所以無論是車橋還是船橋撞擊，都是不容忽視的科學問題，受到了工程界的廣泛關注[1?2]。橋梁墩身采用防撞設施是目前最廣泛的措施之一，主要通過吸能來降低車船的撞擊力。然而現階段的防撞設施主要采用混凝土、鋼等材料，雖成本較低，但存在耐腐蝕性能差、維修成本高以及剛度大等問題。近年來，纖維增強復合材料(Fiber reinforced polymer，簡稱FRP)學術研究熱度與日俱增，其具有較好的吸能特性、耐腐蝕性和可設計性[3?6]，逐步被應用于航天航空、汽車、橋梁等防撞吸能領域[7]。

傳統(tǒng)的復合材料夾芯結構主要由上下面板和芯材構成，面板主要提供強度和剛度，輕質芯材能有效降低整體結構的重量。但承載時，面板與芯材之間易發(fā)生層間剝離，大大降低了夾芯結構的抗剪、抗壓強度與吸能特性。針對此難題，2008 年，KELLER 等[8]采用縱向腹板增強復合材料夾芯結構作為屋面板，結果發(fā)現：設置縱向腹板可以極大改善夾芯結構的整體性，較好解決了夾芯結構存在的面板與芯材剝離情況，提高了結構的承載力和剛度。魏凱耀等[9]研究了整體縫合夾芯結構復合材料的受壓承載力和破壞模式，結果表明：縫合紗線數量的增加能顯著提高夾芯結構的壓縮強度和壓縮模量。SHI 等[10]發(fā)明了復合材料泡沫或輕木型夾芯材料，有效提高了夾芯結構抗剝離性能，且構件具有一定的延性。

在復合材料夾芯結構受力性能研究領域，韓賓等[11?12]首次提出聚氨酯泡沫填充波紋夾芯結構，通過理論公式推導，發(fā)現其結構面內破壞行為，并將理論結果與有限元數值模擬結果進行對比，結果較吻合。REJAB 等[13]通過壓縮試驗對鋁合金、玻璃纖維增強塑料、碳纖維增強塑料三種材料的波紋夾芯板力學性能開展了相關研究，并采用有限元軟件對試驗結果進行了數值模擬，結果表明：復合材料夾芯結構的力學性能優(yōu)于金屬材料夾芯結構。SHABAN 等[14]通過理論計算，得到了波紋夾芯板結構的等效幾何參數，研究表明：波紋夾芯板在厚度方向上的彈性模量隨著芯材厚度的增大而減小。洪俊青等[15]基于高階剪切變形理論有限元方法對泡沫芯材-GFRP 面板增強層進行分析，結果表明：利用等效截面法計算得出的泡沫夾芯板正應力偏小，有限元結果與試驗結果更加符合。石昌等[16]研究了梯形格構腹板增強泡沫夾芯板在平面壓縮載荷下的失效模式和力學性能，結果表明：夾芯板主要發(fā)生格構腹板斷裂與屈曲破壞；夾芯板的壓縮性能隨著格構腹板角度與腹板厚度的增加而提高。羅熠民等[17]研究了纖維增強復材夾芯板的彎曲性能和破壞模式，結果表明：增加橫向格構可以減少板材的損壞，增加縱向格構可以有效提高夾芯板的抗彎承載力。此外，國內外學者對于纖維增強復合材料的能量吸收行為也進行了相關研究。YAZICI 等[18]提出將泡沫作為芯材應用于波紋夾芯結構，通過一系列試驗，研究填充泡沫對夾芯結構吸能特性以及減振性能的影響，結果表明：泡沫的填充可有效提高波紋夾芯結構的減震性能和吸能特性，提升近一倍。楊鵬飛[19]通過數值模擬與試驗研究了波紋夾芯板的吸能特性，結果表明：增加面板厚度對提高結構吸能的影響不大，但能有效增加結構剛度。潘丹等[20]對復合層狀結構進行了橫向靜態(tài)壓縮試驗研究，該結構主要由發(fā)泡聚乙烯(Expandable polystyrene，簡稱EPE)、瓦楞紙板和蜂窩紙板組成，結果表明：隨著試樣厚度的增加，復合層狀結構的彈性模量、總吸能均高于EPE。由上述研究可知，目前關于腹板增強復合材料夾芯結構的研究多集中于構件的受彎、受剪性能；同時，現有的緩沖吸能結構多為空心管或者泡沫填充管，此類吸能構件峰值荷載和屈服平臺力較小，不利于抵抗大能量的沖擊荷載。本文提出了一種新型的波紋腹板增強泡沫夾芯復合材料吸能結構(見圖1)，其中，波形格構腹板的布置形式及其波長、壁厚等均可根據沖擊能量實現可控設計。

圖1 試件內部結構Fig. 1 The internal structure of specimens

本文主要研究不同波形格構腹板層數、壁厚以及波長的夾芯結構在準靜態(tài)壓縮試驗下的破壞模式和吸能特性。并運用ANSYS/LS-DYNA 對試件準靜態(tài)壓縮試驗進行數值模擬與參數分析，為該新型復合材料吸能結構應用于實際工程提供參考。

1 制備和試驗

1.1 波紋腹板泡沫夾芯試件設計與制備

本文將采用雙層正交波紋腹板和三層正交波紋腹板兩組試件進行試驗研究。試件采用真空導入工藝制備，試件原材料包括聚氨酯泡沫(密度為40 kg/m3)、(0°/90°)雙軸向玻璃纖維布(密度為800 g/m2)、不飽和聚酯樹脂與1.2%過氧化甲乙酮固化劑。制備過程主要分為3 個部分：1)利用電阻絲切割出波紋型的聚氨酯泡沫芯材，如圖2(a)所示；2)在切割好的泡沫間隙鋪設(0°/90°)玻璃纖維布，并將其整體鋪設于(0°/90°)玻璃纖維布的模具中，如圖2(b)所示；3)在其周圍鋪設導流管、脫模布、蓋板等，利用導流管導入添加固化劑的樹脂，待樹脂固化后拆模并切割成型，如圖2(c)所示。

圖2 試件制備過程Fig. 2 The manufacture of specimens

1.2 材性試驗

依據規(guī)范《玻璃纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》(GB/T 1477?2005)[21]和《硬質泡沫塑料壓縮性能的測定》(GB/T 8813?2008)[22]分別對GFRP 片材與聚氨酯泡沫進行了相關材性試驗。每組試驗構件各加工5 個。采用200 kN 的萬能試驗機，使用東華靜態(tài)應變儀采集試件應變數據。其中，GFRP片材拉伸試件尺寸為250 mm×25 mm×2.5 mm，聚氨酯泡沫芯材壓縮試件尺寸為50 mm×50 mm×50 mm，拉伸與壓縮試驗加載速度均為2 mm/min，試驗結果見表1 和表2，其中，聚氨酯泡沫芯材壓縮應力-應變曲線見圖3。

圖3 聚氨酯泡沫應力-應變曲線Fig. 3 Stress-strain curve of polyurethane foam

表1 GFRP 片材拉伸試驗結果Table 1 Results of tensile test on GFRP sheet

表2 聚氨酯泡沫芯材壓縮試驗結果Table 2 Results of compression test on polyurethane foam

1.3 復合材料結構準靜態(tài)壓縮吸能試驗

依據《夾層結構或芯子平壓性能試驗方法》(GB/T 1453?2005)[23]中的規(guī)定對波紋腹板增強泡沫夾芯復合材料吸能結構進行準靜態(tài)壓縮試驗，儀器采用量程為600 kN 的萬能試驗機，以2 mm/min的壓縮速度連續(xù)加載。本文共設計8 個試件，試驗裝置見圖4，試件尺寸見表3。

表3 試件的尺寸參數Table 3 Dimension parameters of specimens

圖4 試件加載Fig. 4 The loading process of specimens

1.3.1 破壞形態(tài)

雙層正交波紋腹板結構主要存在底層泡沫撕裂與格構腹板層間剝離兩種破壞模式，且一般底層泡沫撕裂先于格構腹板層間剝離發(fā)生。在初始壓縮階段，構件的承載力呈非線性上升。當壓縮量分別為8.4 mm 和9.4 mm 時，DO-B150-F1 和DOB100-F1 的底層泡沫開始發(fā)生撕裂，并伴有清脆的響聲，如圖5(a)所示。隨著壓縮量的增加，當試件壓縮量分別達到15.1 mm 和18.1 mm 時，DOB150-F1 和DO-B100-F 的底層泡沫與格構之間發(fā)生層間剝離現象，隨著位移量的增大，剝離現象變得嚴重并出現空腔，如圖5(b)所示。泡沫撕裂主要由于構件左右兩側未設置纖維布包裹，受壓時泡沫易受擠壓而向外擠出，最終發(fā)生縱向撕裂破壞。格構腹板層間剝離破壞現象產生的原因是格構腹板與泡沫之間的粘結強度小，導致泡沫受到擠壓后與格構腹板發(fā)生剝離。隨著壓縮量的持續(xù)增加，雙層正交波紋腹板結構底層泡沫逐漸被壓潰，層間剝離處裂縫繼續(xù)擴大；當壓縮量分別為53.1 mm 和70.0 mm 時，DO-B150-F1 和DO-B100-F2 的泡沫被壓實，水平格構腹板開始被拉斷，承載力下降，如圖5(c)所示，最終試件被壓實，承載力持續(xù)上升。DO-B100-F2 的承載力優(yōu)于DOB100-F1，但DO-B100-F2 會因受壓而發(fā)生脆性斷裂，易導致其承載力瞬間下降。

三層正交波紋腹板結構主要存在格構腹板層間剝離和水平格構腹板彎曲兩種破壞模式，且一般水平格構腹板彎曲先于格構腹板層間剝離發(fā)生，原因在于正交波紋腹板頂點并不交匯于一點。在初始壓縮階段，構件的承載力近似呈線性增長，直至達到上升階段極限承載力。當壓縮量分別為23.5 mm 和14.5 mm 時，TO-B150-F1 和TO-B100-F1 的水平格構腹板因受擠壓而發(fā)生彎曲現象，且中間層左側泡沫因擠壓而破壞，如圖5(d)所示。當壓縮量分別為37.9 mm 和20.8 mm 時，TO-B150-F2 和TO-B100-F2 的中間層泡沫向外擠出，右側泡沫與斜格構發(fā)生層間剝離破壞，且泡沫在縱向開始出現裂縫，如圖5(e)所示。對比三層正交波紋腹板結構和雙層正交波紋腹板結構，隨著泡沫層數的增加，泡沫不易向外撕裂。當壓縮量分別增加至78.5 mm 和84.5 mm 時，TO-B150-F1 和TOB100-F2 的底層泡沫被壓實，中間層泡沫與格構腹板的層間剝離現象更加明顯，如圖5(f)所示，最終試件被壓實，承載力持續(xù)上升。對比波長相同、格構腹板壁厚不同的試件，TO-B100-F2 的格構腹板因受壓而發(fā)生斷裂現象，導致其承載力瞬間下降，而腹板壁厚較小的試件，其承載力一直處于穩(wěn)步上升階段，未出現格構斷裂現象。

圖5 試件破壞模式Fig. 5 The failure modes of specimens

1.3.2 荷載-位移曲線

圖6 和圖7 分別表示雙層正交波紋腹板結構和三層正交波紋腹板結構的荷載-位移曲線。雙層正交波紋腹板結構的荷載-位移曲線可以分為非線性上升、瞬間下降(DO-B100-F2、DO-B150-F2)、平臺穩(wěn)定與波動上升四個階段。由圖6 可知，DOB100-F1 的承載力呈先快速上升，后緩慢上升的非線性模式，當承載力上升至37.55 kN 時，由于泡沫與斜格構之間發(fā)生層間剝離，其承載力不再上升且處于較長的平臺穩(wěn)定狀態(tài)，當泡沫被壓實，其承載力將繼續(xù)上升。當增加格構腹板壁厚時，DO-B100-F2 的承載力在上升階段達到了53.13 kN，較DO-B100-F1 提高了41.5%，而后中間水平格構因受擠壓發(fā)生斷裂，導致其面板與加載頭之間出現小段空隙，承載力連續(xù)下降兩次，下降幅度達到44.8%，最終試件開始被逐漸壓實且后期部分格構被壓斷，出現承載力波動上升的現象。對于較長波長的DO-B150-F1，其承載力的上升趨勢與DOB100-F1 類似，先快速上升后緩慢上升，直至承載力上升至26.13 kN，較DO-B100-F1 降低了30.4%。后期承載力一直處于穩(wěn)定狀態(tài)，未出現格構斷裂現象，僅出現局部的層間剝離與泡沫斷裂。DOB150-F2 由于腹板壁厚的增加，其初始上升階段的最大承載力提升至36.93 kN，較DO-B150-F1 提高了41.3%。當壓縮量達到21.8 mm 時，承載力大幅下降至14.46 kN，主要由于底層泡沫發(fā)生撕裂破壞，且中間水平格構與頂層斜格構交界處突然發(fā)生水平格構斷裂現象，與泡沫一起出現破壞，如圖6 所示，下降幅度高達60.8%。

圖6 雙層正交波紋腹板結構荷載-位移曲線Fig. 6 Load-displacement curves of specimens with doublelayer orthogonal corrugated lattice web

圖7 三層正交波紋腹板結構荷載-位移曲線Fig. 7 Load-displacement curves of specimens with threelayer orthogonal corrugated lattice web

圖7 描述了三層正交波紋腹板結構的荷載與位移關系。其荷載-位移曲線同樣可以分為非線性上升、瞬間下降(TO-B150-F2)、平臺穩(wěn)定與波動上升四個階段。TO-B100-F1 的承載力呈先快速上升后緩慢上升的非線性模式。當試件承載力上升至32.55 kN 時，底層泡沫開始出現裂縫且發(fā)展迅速，在短時間內完全斷裂，導致承載力不再上升，開始較長的平臺穩(wěn)定狀態(tài)。隨著泡沫被壓實，試件承載力持續(xù)上升。增加腹板壁厚后，TO-B100-F2 在上升階段的最大承載力達到了54.26 kN，較TO-B100-F1 提高了66.7%。后期由于中間層左側泡沫向外不斷擠出，底層右側泡沫與斜格構之間開始發(fā)生層間剝離并出現裂縫，進而導致承載力下降，當試件被壓實，其承載力又出現波動上升的現象。TO-B150-F1 的承載力上升趨勢同TOB100-F1，當承載力上升到21.86 kN 后，其承載力一直處于穩(wěn)定狀態(tài)，直到試件被壓實才開始不斷上升。TO-B150-F2 由于腹板壁厚的增加，其上升階段的最大承載力達到51.03 kN，較TO-B150-F1提高了133.4%。當壓縮量達到37.9 mm 時，試件中間層水平格構與底層右側斜格構的連接處發(fā)生剪切撕裂破壞，導致承載力瞬間下降至26.89 kN，如圖7 所示，下降幅度高達47.3%。經過此次大幅下降后，試件進入了短暫的平臺穩(wěn)定階段，當試件被壓實后，其承載力不斷上升。

由此可見，隨著腹板壁厚的增加和波長的減小，承載力會有明顯的上升，但是腹板壁厚越大，發(fā)生承載力瞬間下降的可能性越大，破壞模式也易改變。當后期承載力進入平臺階段時，隨著壓縮量的增大，試件逐漸被壓實，其承載力也持續(xù)上升。

1.3.3 能量吸收值Ea

能量吸收值Ea是指試件從開始壓縮至壓縮行程為試件高度70%過程中所吸收的能量。能量吸收值即荷載-位移曲線與橫坐標軸(位移)所圍成的面積，是評價試件吸能特性的一個主要指標，計算式如下：

式中：S為試件壓縮位移數值；F(s)為壓縮位移S時對應的荷載；Ea為壓縮量為S時試件的能量吸收值。

各試件隨著壓縮行程的增加，各階段的能量吸收值如表4 所示。

表4 試件能量吸收值Ea/JTable 4 Energy absorption of tested specimens Ea

圖8 和圖9 給出了雙層正交波紋腹板結構和三層正交波紋腹板結構的能量吸收過程。在試件加載初期，波長越短，能量吸收越多，且一直保持到試件壓縮完畢。在壓縮比例達到0.4 前，DOB150-F1 和DO-B150-F2 的能量吸收值都比較接近，直至右側水平格構與頂層斜格構交界處發(fā)生水平格構斷裂，泡沫破壞，吸能效果降低。由圖8和圖9 可知，相同波長的試件，腹板壁厚越大，能量吸收值越大，且腹板壁厚相同的試件，能量吸收曲線的趨勢也相似。最后試件被壓實且吸能值呈快速上升狀態(tài)。其中，DO-B150-F1 能量吸收值最小，共吸能3155.77 J。與之相比，DO-B100-F1、DO-B100-F2、DO-B150-F2 的能量吸收值分別提升了11.7%、101.2%和34.8%。由此可見，波長越短且腹板壁厚越大的試件能量吸收值越高。在加載初期，TO-B100-F2 的能量吸收值與其余三個試件相差較大。最后三層正交波紋腹板結構逐漸被壓實，所有試件的能量吸收值都呈快速上升狀態(tài)。結果顯示，TO-B150-F1 的能量吸收值最小，共吸能2672.75 J。TO-B100-F1、TO-B100-F2、TO-B150-F2 能量吸收值較DO-B100-F1、DO-B100-F2、DOB150-F2，分別提升了42.6%、163.0%和83.6%。

圖8 雙層正交波紋腹板結構能量吸收Fig. 8 The energy absorption of specimens with double-layer orthogonal corrugated lattice web

圖9 三層正交波紋腹板試件能量吸收Fig. 9 The energy absorption of specimens with three-layer orthogonal corrugated lattice web

1.3.4 比吸能Es

比吸能Es是單位質量試件所吸收的能量，即壓縮行程S之內所吸收的總能量Ea與試件質量m之比，是評價試件吸能特性的另一個主要指標，計算式如下：

式中：Ea為試件能量吸收值；m為試件的質量。

表5 給出了各試件的比吸能。對于同一種截面形式的試件，增大格構腹板壁厚對試件比吸能會產生較大影響。大部分格構腹板壁厚小的試件比吸能較低，主要因為增大腹板壁厚的同時樹脂灌入量也大幅增加，使得試件的質量增長較大。在試驗過程中，腹板壁厚大的試件往往會發(fā)生格構腹板斷裂的情況，最終導致承載力大幅下降，影響其吸能效果。對于同一種截面形式且格構腹板壁厚相同的試件，波長的長短對試件比吸能影響較大，一般波長越短，試件的比吸能越高。主要因為波長越短，試件承受擠壓的單元體越多，吸收能量的單元體也越多，導致試件的比吸能升高，但其升高程度會因試件的結構形式而異，但一般都在10%以上。由此可見，改變腹板壁厚對試件的比吸能影響較小，而減小波長對試件的比吸能影響較大。對于同一腹板壁厚的不同截面形式的試件，TO-B100-F2 的比吸能最大，達到1774.42 J/kg。

表5 試件比吸能Table 5 Specific energy absorption of tested specimens

1.3.5 平均壓潰力Fm

平均壓潰力Fm是指試件在整個準靜態(tài)壓縮過程中的平均承載力，即壓縮行程S之內所吸收的總能量Ea與壓縮行程S之比，是量化試件壓潰過程的重要參數之一，其表達式如下：

式中：Ea為試件能量吸收值；S為試件的總壓縮量。

表6 計算了各試件的平均壓潰力，對于同一種截面形式的試件，增大格構腹板壁厚能較大提高試件的平均壓潰力，普遍提高30%以上。原因在于格構腹板作為試件抗壓的主要部分，腹板壁厚越大，其格構腹板的抗壓強度也越高。同一種截面形式且格構腹板壁厚相同的試件，其波長越短，平均壓潰力越高。此外，在同一腹板壁厚不同截面形式的試件中，TO-B100-F2 的平均壓潰力最大，約66.95 kN。

表6 試件平均壓潰力Table 6 Mean crushing load of tested specimens

2 有限元數值分析模擬

2.1 有限元建模

采用ANSYS/LS-DYNA 非線性動力學有限元軟件對波紋腹板增強泡沫夾芯復合材料結構的試驗結果進行驗證分析。其中，GFRP 采用*MAT_ENHANCED_COMPOSITE_DAMAGE 模型(第54號模型)；聚氨酯泡沫采用*MAT_Crushable_Foam模型(第63 號可壓碎泡沫模型)，其中，泡沫破壞準則如式(4)所示；加載板和墊板采用*MAT_Rigid模型(第20 號剛體材料模型)。各個材料參數見表7，其中，GFRP 的X和Y方向近似采用相同的彈性模量，便于計算。

表7 材料參數Table 7 The parameters of materials

式中：ε1為主應變；εmax為最大主應變。

利用ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件中的GUI界面對試件進行1∶1 等比例建模，試件的幾何模型與網格劃分見圖10。建模完成后將波紋腹板、面板、泡沫三者合并節(jié)點。在約束方面，下部墊板的下表面設置成全約束，約束其所有平動和轉動方向。在準靜態(tài)壓縮試驗的加載過程中，加載板采用函數加載(Specify Loads)方式，其加載速度為2 mm/min。在接觸方式上，采用面面接觸，其動摩擦系數和靜摩擦系數均取為0.2，上下墊板與試件之間采用Tie 接觸。在所有步驟完成后輸出k文件進行求解，求解結果利用處理軟件LSprepost 進行處理，從中提取破壞模式、荷載-位移曲線等結果。

圖10 幾何模型及網格劃分Fig. 10 Geometric model and mesh

2.2 有限元結果分析

雙層正交波紋腹板結構和三層正交波紋腹板結構的有限元數值模擬所得的變形圖與試驗壓縮變形圖吻合。雙層正交波紋腹板結構主要發(fā)生中間層水平格構腹板彎曲破壞，且兩側泡沫向內擠壓，與試驗結果相符，見圖11。在數值模擬結果中，三層正交波紋腹板結構主要發(fā)生中間層水平格構受擠壓彎曲破壞以及泡沫與斜格構層間剝離破壞，與試驗結果相符，見圖12。

圖11 雙層正交波紋腹板結構變形與應力云圖Fig. 11 Strain and stress of specimens with double-layer orthogonal corrugated lattice web

圖12 三層正交波紋腹板結構變形與應力云圖Fig. 12 Strain and stress of specimens with three-layer orthogonal corrugated lattice web

圖13 描述了波紋格構腹板試件的有限元模擬曲線與試驗的荷載-位移曲線。在上升階段，曲線吻合較好；后續(xù)的平臺和壓實階段，由于受壓作用，有限元模擬采用的泡沫模型在最大主應變達到0.1 時，單元被破壞且刪除，使得整體剛度削減，導致承載力呈波動式下降，而試驗中泡沫會因壓實而出現承載力上升現象，這是由材料本構模型決定的。當承載力再次上升時，其模擬值的荷載-位移曲線未出現平臺。其中，在有限元模擬中，試件的上升段位移較試驗值高一些，主要由于試件在實際壓縮過程中GFRP 格構腹板之間存在層間剝離現象，但在有限元模擬中，GFRP 被模擬成一個整體，忽略了此類破壞。

圖13 波紋格構腹板試件荷載-位移曲線對比Fig. 13 Comparison between load-displacement curves of specimens with corrugated lattice web

2.3 參數分析

基于波紋腹板增強泡沫夾芯結構的有限元模型，選用試驗階段表現性能最優(yōu)的結構TO-B100型試件進行有限元參數分析，主要包括腹板壁厚和泡沫密度兩個參數。其中，腹板壁厚的參數分析是保證芯材的密度不變(ρ=40 kg/m3)，改變其腹板壁厚為1.2 mm、2.4 mm、3.6 mm，得到三個試件TO-B100-F1、TO-B100-F2、TO-B100-F3。

泡沫密度的參數分析是保證腹板壁厚不變(t=1.2 mm)，改變其泡沫密度為40 kg/m3、60 kg/m3、80 kg/m3，得到三個試件TO-B100-F1、TO-B100-F1-d60、TO-B100-F1-d80。圖14 給出了試件腹板壁厚和泡沫密度參數分析的荷載-位移曲線。

圖14 不同參數試件的荷載-位移曲線Fig. 14 Load-displacement curves of specimens with different parameters

由圖14 和表8 可知，腹板壁厚和泡沫密度對試件的影響較大。其中，隨著腹板壁厚的增加，承載力上升段的最大值在增大，而上升段位移不斷減小。當腹板壁厚從1.2 mm 分別增加至2.4 mm和3.6 mm 時，承載力上升段最大值從34.79 kN 分別變?yōu)?9.04 kN 和118.46 kN，上升幅度分別為127.2%和240.5%；上升段位移則從24.43 mm 分別降至19.92 mm 和15.36 mm，下降幅度分別為18.5%和37.1%。相比之下，泡沫密度較腹板壁厚對試件的影響較小。泡沫密度越大，試件承載力越大。當泡沫密度從40 kg/m3變?yōu)?0 kg/m3和80 kg/m3時，承載力上升段最大值從34.79 kN 分別提升至39.21 kN 和48.77 kN，上升幅度分別為12.7%和40.2%；位移上升段從24.43 mm 分別降低至22.88 mm 和21.33 mm，下降幅度分別為6.4%和12.7%。

表8 準靜態(tài)壓縮參數分析Table 8 Parameter analysis of quasi-static compression

3 結論

本文以波紋腹板增強泡沫夾芯復合材料結構為研究對象，旨在研究其承載性能和吸能特性。通過對波紋腹板增強泡沫夾芯復合材料結構進行準靜態(tài)壓縮試驗，得到其破壞模式和荷載-位移曲線，并運用ANSYS/LS-DYNA 對準靜態(tài)壓縮試驗進行了數值模擬，主要結論如下：

(1)雙層腹板夾芯結構的破壞模式主要表現為底層泡沫撕裂和格構腹板層間剝離。而三層腹板夾芯結構的破壞模式主要為格構腹板層間剝離和水平格構腹板彎曲變形兩種，且三層腹板夾芯結構的破壞模式較理想。

(2) TO-B100-F2 試件吸能特性最優(yōu)。能量吸收值最高的TO-B100-F2 試件較最低的TO-B150-F1試件高出163%；同時，試件TO-B100-F2 的比吸能和平均壓潰力也最優(yōu)，較最低的試件TO-B150-F1分別高出78%和163%。

(3)對試件準靜態(tài)壓縮試驗開展了數值模擬研究，其結果表明：在壓縮上升段，試件承載力模擬值與試驗值吻合較好，誤差均在20%之內，但上升段位移模擬值與試驗值存在一定差距，原因在于簡化建模導致了試件的剛度增大。此外，由參數分析可知，波形腹板壁厚對試件的準靜態(tài)壓縮承載力和吸能值存在顯著影響，而泡沫密度的影響較小。