刊 号:

ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

复合材料科学与工程

２０２３ 年第 １０ 期 总第 ３５８ 期 月刊 １９７４ 年创刊

第九届编辑委员会

主 编: 薛忠民

常务副主编: 胡中永

副主编:(按姓氏笔画排序)

王荣国 王继辉 王耀先 冯 鹏 江大志 肖永栋 张宝艳

顾轶卓 隋 刚

编 委:(按姓氏笔画排序)

王文一 王兴国 王言磊 王 斌 车剑飞 付绍云 冉起超

朱四荣 朱 波 吕亚非 刘永胜 刘荣军 李 华 李 炜

李 玲 李 想 汪 昕 张文超 张代军 张红波 肖 军

沈利新 杨勇新 杨振国 郑志才 周晓东 孟弋洁 袁国青

黄其忠 曾金芳 葛曷一 裴雨辰 蔡金刚 颜鸿斌 鞠 苏

社 长: 尹 证

责任编辑: 刘 青

主管单位: 中国建筑材料联合会

主办单位: 北京玻璃钢研究设计院有限公司

编辑出版: «复合材料科学与工程»编辑部

通讯地址: 北京市海淀区板井路 ６９ 号商务中心

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ＩＳＳＮ ２０９６－８０００

ＣＮ １０－１６８３ / ＴＵ

Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

Ｎｏ. １０ ２０２３ Ｓｅｒｉｅｓ Ｎｏ. ３５８ Ｍｏｎｔｈｌｙ Ｓｔａｒｔｅｄ ｉｎ １９７４

Ｔｈｅ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ

Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ: ＸＵＥ Ｚｈｏｎｇｍｉｎ

Ｅｘｅｃｕｔｉｖｅ Ｄｅｐｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＨＵ Ｚｈｏｎｇｙｏｎｇ

Ｄｅｐｕｔｙ Ｃｈｉｅｆ Ｅｄｉｔｏｒ:

ＷＡＮＧ Ｒｏｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｊｉｈｕｉ ＷＡＮＧ Ｙａｏｘｉａｎ ＦＥＮＧ Ｐｅｎｇ ＪＩＡＮＧ Ｄａｚｈｉ

ＸＩＡＯ Ｙｏｎｇｄｏｎｇ ＺＨＡＮＧ Ｂａｏｙａｎ ＧＵ Ｙｉｚｈｕｏ ＳＵＩ Ｇａｎｇ

Ｍｅｍｂｅｒ ｏｆ Ｅｄｉｔｏｒｉａｌ Ｂｏａｒｄ:

ＷＡＮＧ Ｗｅｎｙｉ ＷＡＮＧ Ｘｉｎｇｇｕｏ ＷＡＮＧ Ｙａｎｌｅｉ ＷＡＮＧ Ｂｉｎ ＣＨＥ Ｊｉａｎｆｅｉ

ＦＵ Ｓｈａｏｙｕｎ ＲＡＮ Ｑｉｃｈａｏ ＺＨＵ Ｓｉｒｏｎｇ ＺＨＵ Ｂｏ ＬＵ Ｙａｆｅｉ

ＬＩＵ Ｙｏｎｇｓｈｅｎｇ ＬＩＵ Ｒｏｎｇｊｕｎ ＬＩ Ｈｕａ ＬＩ Ｗｅｉ ＬＩ Ｌｉｎｇ

ＬＩ Ｘｉａｎｇ ＷＡＮＧ Ｘｉｎ ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｃｈａｏ ＺＨＡＮＧ Ｄａｉｊｕｎ ＺＨＡＮＧ Ｈｏｎｇｂｏ

ＸＩＡＯ Ｊｕｎ ＳＨＥＮ Ｌｉｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｙｏｎｇｘｉｎ ＹＡＮＧ Ｚｈｅｎｇｕｏ ＺＨＥＮＧ Ｚｈｉｃａｉ

ＺＨＯＵ Ｘｉａｏｄｏｎｇ ＭＥＮＧ Ｙｉｊｉｅ ＹＵＡＮ Ｇｕｏｑｉｎｇ ＨＵＡＮＧ Ｑｉｚｈｏｎｇ ＺＥＮＧ Ｊｉｎｆａｎｇ

ＧＥ Ｈｅｙｉ ＰＥＩ Ｙｕｃｈｅｎ ＣＡＩ Ｊｉｎｇａｎｇ ＹＡＮ Ｈｏｎｇｂｉｎ ＪＵ Ｓｕ

Ｐｒｏｐｒｉｅｔｅｒ: ＹＩＮ Ｚｈｅｎｇ

Ｄｕｔｙ Ｅｄｉｔｏｒ: ＬＩＵ Ｑｉｎｇ

Ａｄｍｉｎｉｓｔｒａｔｅｄ ｂｙ Ｃｈｉｎａ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｆｅｄｅｒａｔｉｏｎ

Ｓｐｏｎｓｏｒｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ ＦＲＰ Ｒｅｓｅａｒｃｈ ＆ Ｄｅｓｉｇｎ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.

Ｅｄｉｔｅｄ ＆ Ｐｕｂｌｉｓｈｅｄ ｂｙ Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ

(１２ＦＢꎬ Ｃｏｍｍｅｒｃｅ Ｃｅｎｔｅｒꎬ Ｎｏ. ６９ꎬ Ｂａｎｊｉｎｇ Ｒｏａｄꎬ Ｈａｉｄｉａｎ Ｄｉｓｔｒｉｃｔꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０００９７ꎬ Ｐ. Ｒ. Ｃｈｉｎａ)

Ｔｅｌ: ＋８６－１０－６７８３２０２７

Ｅ－ｍａｉｌ: ｆｈｃｌｋｘｙｇｃ＠１６３.ｃｏｍ

Ｐｒｉｎｔｅｄ ｂｙ Ｓｈａｎｘｉ Ｔｏｎｇｆａｎｇ Ｚｈｉｗａｎｇ Ｐｒｉｎｔｉｎｇ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.

Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｅｄ ｂｙ Ｂｅｉｊｉｎｇ Ｂｕｒｅａｕ ｆｏｒ Ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｏｆ Ｎｅｗｓｐａｐｅｒｓ ａｎｄ Ｊｏｕｒｎａｌｓ

基础研究

ＧＦＲＰ 缠绕管－木－钢筋混凝土组合柱轴压性能研究 ??????????????????? 沈叶波 张富宾 等( ５ )

模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究 ??????????????? 元振毅 魏方见 等(１０)

斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动态响应数值模拟研究 ??????????????? 张文萍 孔祥清 等(１７)

自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究 ????????????????? 葛超坤 铁 瑛 等(２３)

表面积比对固体浮力材料吸水率的影响 ???????????????????????? 林守强 杨 转 等(３２)

芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究 ???? 冯振宇 甄婷婷 等(３７)

大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋制造技术 ????????????????????????? 杨 博 权银洙 等(４７)

应用研究

ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究 ???????????????????????? 靳高明 孙康才 等(５２)

ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型 ????????????????????? 张璐珂 张 峰 等(６０)

干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究 ????????????? 李威坤 向木生 等(６９)

车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析 ?????????????? 杨 阳 林英豪 等(７８)

准静态载荷作用下螺栓连接 ＣＡＲＡＬＬ 结构的损伤分析 ?????????????????? 张林涛 杨 涛 等(８７)

蜂窝夹层结构后埋件拉伸承载力分析中质量缩放方法的运用 ??????????????? 王英明 张胜兰 等(９４)

聚氨酯泡沫填充碳纤维三向织物复合材料薄壁管的吸能特性研究 ????????????? 陶宜强 张洪华 等(１０１)

绝热层自动缠绕成型关键技术研究 ?????????????????????????? 张伟超 侯增选 等(１０９)

复合材料电杆在配网转角杆中的应用技术研究 ????????????????????? 何昌林 柯 锐 等(１１５)

综 述

石墨烯/ 聚合物复合材料气体阻隔性能研究进展 ???????????????????? 刘冠军 王 赛 等(１２１)

ＢＡＳＩＣ ＳＴＵＤＹ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ＧＦＲＰ－ｗｏｕｎｄ ｔｕｂｅ－ｗｏｏｄ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ

ＳＨＥＮ Ｙｅｂｏꎬ ＺＨＡＮＧ Ｆｕｂｉｎꎬ ｅｔｃ.( ５ )

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Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ

ＹＵＡＮ Ｚｈｅｎｙｉꎬ ＷＥＩ Ｆａｎｇｊｉａｎꎬ ｅｔｃ.(１０)

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Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍｓ ｕｎｄｅｒ ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄｉｎｇ

ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｐｉｎｇꎬ ＫＯＮＧ Ｘｉａｎｇｑｉｎｇꎬ ｅｔｃ.(１７)

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Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＭＡＡ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅ ｓｕｔｕｒｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＧＥ Ｃｈａｏｋｕｎꎬ ＴＩＥ Ｙｉｎｇꎬ ｅｔｃ.(２３)

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Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｏｎ ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

ＬＩＮ Ｓｈｏｕｑｉａｎｇꎬ ＹＡＮＧ Ｚｈｕａｎꎬ ｅｔｃ.(３２)

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Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｌａｙｕｐ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｂｌｅｎｄｉｎｇ ｒａｔｉｏ ｏｆ ａｒａｍｉｄ ａｎｄ ＵＨＭＷＰＥ ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃｓ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｔｏ ｂｌａｓｔ ｌｏａｄｉｎｇ

?????????????????????????????????? ＦＥＮＧ Ｚｈｅｎｙｕꎬ ＺＨＥＮ Ｔｉｎｇｔｉｎｇꎬ ｅｔｃ.(３７)

Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｆｏｒ ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ???????? ＹＡＮＧ Ｂｏꎬ ＱＵＡＮ Ｙｉｎｚｈｕꎬ ｅｔｃ.(４７)

ＡＰＰＬＩＣＡＴＩＯＮ ＲＥＳＥＡＲＣＨ

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ＦＲＰ ｂａｒｓ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ ????? ＪＩＮ Ｇａｏｍｉｎｇꎬ ＳＵＮ Ｋａｎｇｃａｉꎬ ｅｔｃ.(５２)

Ｍｏｄｉｆｉｅｄ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ＦＲＰ ??? ＺＨＡＮＧ Ｌｕｋｅꎬ ＺＨＡＮＧ Ｆｅｎｇꎬ ｅｔｃ.(６０)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｍｉｘｅｄ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｏ ｓｕｌｆａｔｅ ａｔｔａｃｋ ｕｎｄｅｒ ｄｒｙ－ｗｅｔ ｃｙｃｌｅｓ

ＬＩ Ｗｅｉｋｕｎꎬ ＸＩＡＮＧ Ｍｕｓｈｅｎｇꎬ ｅｔｃ.(６９)

??????????

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Ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｓｔｕｄｙ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｆｏｒ ｖｅｈｉｃｌｅｓ

ＹＡＮＧ Ｙａｎｇꎬ ＬＩＮ Ｙｉｎｇｈａｏꎬ ｅｔｃ.(７８)

?????

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Ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｂｏｌｔｅｄ ＣＡＲＡＬＬ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｎｄｅｒ ｑｕａｓｉ－ｓｔａｔｉｃ ｌｏａｄｉｎｇ ??????? ＺＨＡＮＧ Ｌｉｎｔａｏꎬ ＹＡＮＧ Ｔａｏꎬ ｅｔｃ.(８７)

Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｉｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

ＷＡＮＧ Ｙｉｎｇｍｉｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｌａｎꎬ ｅｔｃ.(９４)

???

???????????????????????????????

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ｔｈｉｎ ｗａｌｌ ｔｕｂｅ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｔｒｉａｘｉａｌ ｆａｂｒｉｃ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｆｉｌｌｅｄ ｗｉｔｈ ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ ｆｏａｍ

ＴＡＯ Ｙｉｑｉａｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｈｏｎｇｈｕａꎬ ｅｔｃ.(１０１)

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Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ ｋｅｙ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ ａｕｔｏｍａｔｅｄ ｗｉｎｄｉｎｇ ｍｏｌｄｉｎｇ ｏｆ ｈｅａｔ ｉｎｓｕｌａｔｉｏｎ ?? ＺＨＡＮＧ Ｗｅｉｃｈａｏꎬ ＨＯＵ Ｚｅｎｇｘｕａｎꎬ ｅｔｃ.(１０９)

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｏｌｅ ｉｎ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎ ｎｅｔｗｏｒｋ ａｎｇｌｅ ｐｏｌｅ ????? ＨＥ Ｃｈａｎｇｌｉｎꎬ ＫＥ Ｒｕｉꎬ ｅｔｃ.(１１５)

ＲＥＶＩＥＷ

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｐｒｏｇｒｅｓｓ ｏｎ ｇａｓ ｂａｒｒｉｅｒ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｇｒａｐｈｅｎｅ /ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ??????? ＬＩＵ Ｇｕａｎｊｕｎꎬ ＷＡＮＧ Ｓａｉꎬ ｅｔｃ.(１２１)

复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００１

ＧＦＲＰ 缠绕管－木－钢筋混凝土组合柱轴压性能研究

沈叶波１

ꎬ 张富宾１∗

ꎬ 徐 靖１

ꎬ 方 海２

(１? 江苏大学 土木工程与力学学院ꎬ 镇江 ２１２０００ꎻ ２? 南京工业大学 土木工程学院ꎬ 南京 ２１００００)

摘要: 本文通过试验研究了用玻璃纤维增强复合材料(ＧＦＲＰ)缠绕管约束的木－钢筋混凝土组合柱的轴向压缩性能ꎬ并

与 ＧＦＲＰ 布包裹的木－钢筋混凝土组合柱进行比较ꎬ分析了各组成部分对组合柱失效模式、承载力、刚度和延性的影响ꎮ 结果

表明:添加木芯的 ＧＦＲＰ 管约束柱的刚度比添加木芯的外包 ＧＦＲＰ 布组合柱刚度高 ３６? ２％ ~ ４９? ２％ꎬ而不同 ＧＦＲＰ 约束形式对

组合柱的承载力和延性无显著影响ꎻ木芯的引入使 ＧＦＲＰ 约束柱的延性提升了 ２３? ８％ ~ ２７? ０％ꎻ相比于无 ＧＦＲＰ 约束的组合

柱ꎬ使用 ＧＦＲＰ 缠绕管约束组合柱可使柱的承载能力显著提高 １４６? ５％ ~ ２０８? ６％ꎬ延性提高 ２８? ４％ ~ ５６? ４％ꎮ

关键词: 轴压性能ꎻ ＧＦＲＰ 缠绕管ꎻ 外包 ＧＦＲＰ 布ꎻ 组合柱ꎻ 木芯ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－０００５－０５

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ＧＦＲＰ－ｗｏｕｎｄ ｔｕｂｅ－ｗｏｏｄ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ

ＳＨＥＮ Ｙｅｂｏ

１

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｆｕｂｉｎ

１∗

ꎬ ＸＵ Ｊｉｎｇ

１

ꎬ ＦＡＮＧ Ｈａｉ

２

(１? Ｆａｃｕｌｔｙ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｎｄ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓꎬ Ｊｉａｎｇｓｕ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｚｈｅｎｊｉａｎｇ ２１２０００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｎａｎｊｉｎｇ Ｔｅｃｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｎａｎｊｉｎｇ ２１００００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｗｏｏｄ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｇｌａｓｓ

ｆｉｂｒｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ(ＧＦＲＰ)－ｗｏｕｎｄ ｔｕｂｅ ｗａｓ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ ｂｙ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓꎬ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈａｔ ｏｆ ＧＦＲＰ－

ｗｒａｐｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｅａｃｈ ｃｏｍｐｏｎｅｎｔ ｏｎ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅꎬ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙꎬ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ａｎｄ

ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ａｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｉｎｄｉｃａｔｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｏｆ ＧＦＲＰ ｔｕｂｅ－ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎ ｗｉｔｈ ｗｏｏｄ ｃｏｒｅ ｉｓ ３６? ２％ ~ ４９? ２％ ｈｉｇｈｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ＧＦＲＰ －ｗｒａｐｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎ ｗｉｔｈ ｗｏｏｄ

ｃｏｒｅꎬ ａｎｄ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ＧＦＲＰ ｒｅｓｔｒａｉｎｔ ｆｏｒｍｓ ｈａｖｅ ｎｏ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔ ｅｆｆｅｃｔ ｏｎ ｔｈｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ａｎｄ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｃｏｌｕｍｎｓ. Ｔｈｅ ｉｎｔｒｏｄｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｗｏｏｄ ｃｏｒｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ＧＦＲＰ ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｃｏｌｕｍｎｓ ｂｙ ２３? ８％ ~ ２７? ０％.

Ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｕｎｂｏｎｄｅｄ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｃｏｌｕｍｎꎬ ｔｈｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＧＦＲＰ ｔｕｂｅ－ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎ

ｃａｎ ｂｅ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｌｙ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ １４６? ５％ ~２０８? ６％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｃａｎ ｂｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｄ ｂｙ ２８? ４％ ~５６? ４％.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎꎻ ＧＦＲＰ－ｗｏｕｎｄ ｔｕｂｅꎻ ＧＦＲＰ－ｗｒａｐｐｅｄꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｌｕｍｎꎻ ｗｏｏｄ ｃｏｒｅꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０７－１９

基金项目: 中国博士后科学基金特别资助项目 (２０２１Ｔ１４００３１)ꎻ 中国博士后科学基金面上资助项目 (２０２１Ｍ６９０２６４)ꎻ 江苏大学 “青年英

才培养计划” 资助项目 (１６ＪＤＧ０１６)ꎻ 特种功能防水材料国家重点实验室开放课题 (ＳＫＷＬ－２０２１ＫＦ１０)

作者简介: 沈叶波 (１９９９—)ꎬ 女ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事复合材料与组合结构、 ＢＩＭ 技术与应用方面的研究ꎮ

通讯作者: 张富宾 (１９８７—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副教授ꎬ 主要从事复合材料与组合结构、 ＢＩＭ 技术与应用方面的研究ꎬ ｚｈａｎｇｆｕｂｉｎ＠ｕｊｓ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

１ 引 言

纤维增强复合材料(ＦＲＰ)具有重量轻、强度高、

耐腐蚀、耐久性好的优点ꎬ近年来被广泛应用[１－２]

ꎮ

众多国内外学者研究证实ꎬ使用 ＦＲＰ 对混凝土柱、

梁和楼板进行加固可以提高建筑结构的使用寿命和

抗震性能[３－５]

ꎮ 但对于 ＦＲＰ 钢筋混凝土柱ꎬ混凝土

仍然是主要材料ꎬ其质量大ꎬ对环境污染严重ꎮ 因此ꎬ

滕锦光[６－７]提出了新型 ＦＲＰ－混凝土－钢双壁空心柱

组合结构来减少混凝土用量ꎬ降低结构自重ꎬ但结构

内部空心会使钢管向内弯曲ꎬ牺牲了结构的承载力

和延性ꎮ 与混凝土或钢相比ꎬ木结构具有质量小、可

再生和环保等优点ꎮ 国内外诸多学者[８－１０] 提出了

ＦＲＰ－木结构组合柱ꎬ并对其受力性能进行了研究ꎮ

研究结果表明:ＦＲＰ－木结构柱能使其极限承载力得

到一定程度的提高ꎬ但提升能力有限ꎬ且木结构也带

来了防火性能差等混凝土所没有的问题ꎮ 混凝土、

ＦＲＰ、木材等材料组合而成的结构柱形式具有研究

价值ꎬ但目前国内外学者对此研究尚少ꎮ

Ｍｉｒｍｉｒａｎ 等[１１－１２] 首次提出一种由 ＦＲＰ 缠绕空

心管及内部钢筋混凝土组成的新型组合柱ꎬ并与外

２０２３ 年第 １０ 期 ５

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ＧＦＲＰ 缠绕管－木－钢筋混凝土组合柱轴压性能研究

包裹 ＦＲＰ 布的组合柱进行了比较ꎮ 结果表明:ＦＲＰ

管和 ＦＲＰ 布约束的混凝土试件的受力性能无显著差

异ꎮ Ｖｉｎｃｅｎｔ 等[１３]研究了纤维铺设角度等对混凝土

填充 ＦＲＰ 管(ＣＦＦＴｓ)试件和外包裹 ＦＲＰ 布试件的

轴压性能的影响ꎮ 结果表明:与 ＣＦＦＴｓ 试件相比ꎬ外

包裹 ＦＲＰ 布的试件极限应变略高ꎬ峰值应力略低ꎮ

相较于手糊成型工艺ꎬ拉挤工艺和缠绕工艺制作的

ＦＲＰ 管质量保障好ꎬ也可直接用作模板ꎬ提高施工速

度ꎮ 但到目前为止ꎬＦＲＰ 约束形式对不同类型的组

合柱轴压性能的影响研究还较少ꎮ

本文通过结合混凝土、钢筋、ＦＲＰ、木材等材料在

承载力、重量、防火及延性上的优点ꎬ提出了一种新型

ＧＦＲＰ 缠绕管－木－钢筋混凝土组合柱ꎬ研究了该组

合柱的轴向压缩性能ꎬ并与 ＧＦＲＰ 布包裹的木－钢筋

混凝土组合柱进行比较ꎬ分析了各组成部分对组合

柱失效模式、承载力、刚度和延性的影响ꎮ

２ 试验概况

２? １ 试验设计

为研究组合柱的各组成成分对轴压性能的影

响ꎬ同时对比 ＧＦＲＰ 缠绕管与 ＧＦＲＰ 外包布对组合

柱轴压性能的影响ꎬ试验共设计 ９ 个 ＧＦＲＰ －木－钢

筋混凝土组合柱试件ꎮ １~２ 号试件外部无 ＧＦＲＰ 约

束ꎻ３~ ６ 号试件外部采用 ＧＦＲＰ 管(厚度 ２ ｍｍ) 约

束ꎻ７~９ 号试件外部使用 ＧＦＲＰ 布(两层ꎬ每层厚度

１ ｍｍ)手糊ꎮ 所有试件的参数情况见表 １ꎮ

表 １ 试件编号和具体参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｎｕｍｂｅｒ ａｎｄ ｓｐｅｃｉｆｉｃ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ

序号 试件编号 截面图

有/

无钢筋

有/

无木芯

约束

形式

试件质量

/ ｋｇ

１ Ｃ 无 无 无 ８.０３

２ Ｃ－Ｔ 无 有 无 ６.９３

３ Ｇ１－Ｃ 无 无 管 ８.４７

４ Ｇ１－Ｃ－Ｔ 无 有 管 ７.３０

５ Ｇ１－ＲＣ 有 无 管 ８.７９

６ Ｇ１－ＲＣ－Ｔ 有 有 管 ７.６２

７ Ｇ２－Ｃ－Ｔ 无 有 布 ６.８４

８ Ｇ２－ＲＣ 有 无 布 ８.３２

９ Ｇ２－ＲＣ－Ｔ 有 有 布 ７.１７

注:Ｇ１ 代表 ＧＦＲＰ 管ꎬＧ２ 代表 ＧＦＲＰ 布ꎬＣ 代表混凝土ꎬＲＣ 代表

钢筋混凝土ꎬＴ 代表泡桐木ꎮ

２? ２ 试件制备与试验过程

所有试件在南京工业大学复合材料结构实验室

制备完成ꎮ 两层 ＧＦＲＰ 布环向铺贴ꎬ玻璃纤维规格为

１ ２００ ｇ / ｍ

２

ꎮ 选用直径 ６ ｍｍ 的 ＨＲＢ４００ 钢筋与直径

５０ ｍｍ 的泡桐木ꎮ 混凝土强度为 Ｃ３０ꎬ各试件混凝

土截面直径均为 １２０ ｍｍꎬ试件高度均为 ３００ ｍｍꎮ

试件制备时ꎬ首先制作模板ꎬ随后浇筑混凝土并

养护 ２８ ｄꎻ拆除 ＧＦＲＰ 布约束试件外的 ＰＶＣ 管后ꎬ将

ＧＦＲＰ 布包裹在混凝土柱上ꎬ搭接长度为 １２０ ｍｍꎻ随

后柱顶抹平ꎬ使用 ３ 层 ＣＦＲＰ 布加固所有试件上下

端ꎬ得到所需试件ꎬ如图 １ 所示ꎻ最后打磨试件至光

滑平整ꎬ粘贴纵、环向应变片ꎮ

图 １ ＧＦＲＰ 约束试件成型

Ｆｉｇ? １ ＧＦＲＰ ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｆｏｒｍｉｎｇ ｄｉａｇｒａｍ

２? ３ 试验加载

按照 ＧＢ / Ｔ ５００８１—２００２«普通混凝土力学性能

试验方法标准»

[１４]规范进行试验加载ꎬ使用 ５００ ｔ 电

液伺服压力试验机ꎬ以 ０? ０５ ｍｍ / ｓ 的加载速度连续

匀速加载ꎬ试件发生明显破坏时停止加载ꎮ 试验加

载装置的示意图如图 ２ 所示ꎮ

图 ２ 试验加载装置示意图

Ｆｉｇ? ２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｅｓｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｄｅｖｉｃｅ

３ 试验结果

３? １ 破坏模式

各试件的破坏如图 ３ 所示ꎮ 破坏现象和破坏模

式可归纳为:①未受 ＧＦＲＰ 约束试件的失效为混凝土

剪切失效ꎬ始于混凝土开裂ꎬ试件沿裂缝剪坏ꎻ②随

６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

着加载的进行ꎬ所有受 ＧＦＲＰ 管/ 布约束的试件外表

面都会泛起浅白色斑点ꎬ该斑点随着试验的进行会

持续延伸成白色条纹且颜色加深ꎬ并伴随着清脆的

噼啪声ꎬ继续加载ꎬ纤维布会随机在某白色条纹处断

裂ꎻ③受 ＧＦＲＰ 管约束试件均因外部 ＧＦＲＰ 管失效导

致承载能力下降而破坏ꎬ从断面上看ꎬＧＦＲＰ 管断裂纤

维呈锯齿状ꎬ内部混凝土均呈细小的试块脱落ꎻ④对

于 ＧＦＲＰ 布包裹的试件ꎬ由于试件外表面 ＧＦＲＰ 布断

裂ꎬ试件承载能力突然下降ꎬ断裂的纤维布多呈丝状

且沿着纤维铺设方向ꎮ

图 ３ 试件破坏

Ｆｉｇ? ３ Ｄｅｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

３? ２ 轴向荷载－位移关系曲线

图 ４ 给出了 ＧＦＲＰ 约束试件的轴向荷载－位移

关系曲线ꎮ 由图 ４ 可以看出ꎬ在试验初期ꎬ荷载－位

移关系曲线的斜率较大ꎬ位移随荷载增长速度较慢ꎬ

且曲线大致呈线性增长ꎻ当外荷载达到某一值时ꎬ位

移随外荷载的增加而迅速增长ꎻ当外荷载继续增加

到一定值时ꎬ荷载突然下降ꎬ位移增加也相对缓慢ꎬ

随后试件被完全破坏ꎮ 由图 ５ 可知ꎬ新型 ＦＲＰ－木－

钢筋混凝土组合柱在轴向压缩下的荷载－位移曲线

大致需经过弹性段(ＯＡ)、弹塑性段(ＡＢ)、下降段

(ＢＣ)三个阶段ꎮ

(ａ)ＧＦＲＰ 缠绕管约束试件

(ａ)ＧＦＲＰ ｔｕｂｅ－ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

(ｂ)外包 ＧＦＲＰ 布试件

(ｂ)ＧＦＲＰ－ｗｒａｐｐｅｄ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

图 ４ ＧＦＲＰ 约束试件轴向荷载－位移关系曲线

Ｆｉｇ? ４ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ

ＧＦＲＰ ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

图 ５ 轴压短柱典型荷载－位移关系曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｔｙｐｉｃａｌ ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅ ｏｆ

ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｓｈｏｒｔ ｃｏｌｕｍｎｓ

３? ３ 轴向荷载－应变关系曲线

ＧＦＲＰ 约束试件荷载作用下的轴向荷载－应变

关系曲线如图 ６ 所示ꎮ 图 ６ 中的应变值为所有应变

片读数的平均值ꎬ且由于加载后期试件破坏导致应

变片失效ꎬ最大荷载值并非组合柱的极限破坏荷载ꎮ

图 ６ ＧＦＲＰ 约束试件轴向荷载－应变关系曲线

Ｆｉｇ? ６ Ｌｏａｄ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＧＦＲＰ ｒｅｓｔｒａｉｎｅｄ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

从图 ６ 可以看出ꎬ受 ＧＦＲＰ 约束的所有试件荷

载－应变曲线都有着明显的拐点ꎬ为典型的双线性曲

线ꎮ 加载前期ꎬ应变与荷载保持线性关系ꎬ且环向应

变小于轴向应变ꎬ说明此时 ＧＦＲＰ 尚未发挥约束作

用ꎬ内部混凝土和外部 ＧＦＲＰ 组合处于单轴受压状

２０２３ 年第 １０ 期 ７

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ＧＦＲＰ 缠绕管－木－钢筋混凝土组合柱轴压性能研究

态ꎻ加载后期ꎬ混凝土经历弹塑性阶段ꎬ破碎膨胀ꎬ

ＧＦＲＰ 开始对混凝土提供环向约束ꎮ

４ 讨论与分析

４? １ 承载力分析

图 ７ 所示为各试件的峰值荷载ꎮ 本文将荷重比

(Ｐ / Ｗ)定义为最终峰值荷载值(Ｐ)与每个试件总质

量(Ｗ)之比ꎬ各试件荷重比如图 ８ 所示ꎮ由图 ７ 和图 ８

可知:组合柱试件 Ｇ１－Ｃ 和 Ｇ１－Ｃ－Ｔ 分别在 Ｃ 和 Ｃ－Ｔ

的基础上增加了 ＧＦＲＰ 缠绕管约束ꎬ极限承载力分别

提高了 ２０８? ６％和 １４６? ５％ꎬ荷重比分别增加了 １９２? ５％

和 １３４％ꎻ与 ＧＦＲＰ 布包裹的试件 Ｇ２－Ｃ－Ｔ、Ｇ２－ＲＣ

和 Ｇ２－ＲＣ－Ｔ 相比ꎬＧＦＲＰ 管约束试件 Ｇ１－Ｃ－Ｔ、Ｇ１－ＲＣ

和 Ｇ１－ＲＣ－Ｔ 的承载能力分别下降了 ５? ３％、１３? ０％

和 ２? ９％ꎮ 这种现象可能是由于不同的施工工艺所

导致的ꎬ与 ＧＦＲＰ 布约束试件相比ꎬＧＦＲＰ 管约束试件

的树脂含量较低ꎬ因此约束强度略小ꎬ承载力略低ꎮ

图 ７ 试件峰值荷载(Ｐ)

Ｆｉｇ? ７ Ｐｅａｋ ｌｏａｄｓ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ (Ｐ)

图 ８ 试件峰值荷载与总质量之比(Ｐ/ Ｗ)

Ｆｉｇ? ８ Ｒａｔｉｏｓ ｏｆ ｐｅａｋ ｌｏａｄ ｔｏ ｔｏｔａｌ ｗｅｉｇｈｔ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ (Ｐ/ Ｗ)

对比有无泡桐木芯的四组试件可知ꎬ木芯的引

入虽使试件极限承载力降低了 ２１? １％ ~ ３４? ２％ꎬ但

在重量减轻方面有所贡献ꎬ降低了 ４? ６％ ~ ２３? ６％的

荷重比ꎬ平衡了部分轴向荷载的减小ꎮ 对比有无钢

筋的三组试件发现ꎬＧ１－ＲＣ 的峰值荷载没有明显增

加ꎬ而 Ｇ１－ＲＣ－Ｔ、Ｇ２－ＲＣ－Ｔ 的峰值荷载平均增加了

１９? ５％ꎮ 结果表明ꎬ木芯试件承载能力较低ꎬ加入钢

筋后承载能力增强ꎬ并且原有试件的承载力越低ꎬ引

入钢筋后对承载力提升的效果越好ꎮ

４? ２ 刚度分析

本研究定义了轴压柱初始刚度 Ｋ 的计算公式(１)ꎮ

Ｋ ＝

ΔＰ

Δδｙ

(１)

式中:ΔＰ ＝Ｐ０.７５

－Ｐ０.３ ꎻΔδ ＝ δ０.７５

－δ０.３ ꎮ Ｐ０.３为峰值荷载

的 ３０％ꎬＰ０.７５为峰值荷载的 ７５％ꎻδ０.３ ꎬδ０.７５分别为荷

载上升到峰值荷载的 ３０％与 ７５％时所对应的位移值ꎮ

图 ９、图 １０ 所示分别为各试件刚度及刚度与试件

总质量之比ꎮ 由图 ９ 可以看出:与无 ＧＦＲＰ 约束的试

件相比ꎬ使用 ＧＦＲＰ 管约束对初始刚度无显著影响ꎻ

与 ＧＦＲＰ 布约束试件相比ꎬＧＦＲＰ 缠绕管约束对无木

芯试件的刚度影响不大ꎬ但使有木芯试件 Ｇ２－Ｃ－Ｔ

和 Ｇ２－ＲＣ－Ｔ 的刚度分别提高了 ４９? ２％和 ３６? ２％ꎮ

这可以解释为ꎬ钢筋混凝土的刚度已经很高ꎬ而使用

ＧＦＲＰ 管/ 布约束对结构刚度影响很小ꎮ 虽然含木芯

的钢筋混凝土组合柱刚度较低ꎬ但 ＧＦＲＰ 管的刚度

大于 ＧＦＲＰ 布的刚度ꎬ这将使 ＧＦＲＰ 管在提高试件

刚度方面的效率更显著ꎮ

图 ９ 试件初始刚度(Ｋ)

Ｆｉｇ? ９ Ｉｎｉｔｉａｌ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ (Ｋ)

图 １０ 试件初始刚度与总质量之比(Ｋ/ Ｗ)

Ｆｉｇ? １０ Ｒａｔｉｏ ｏｆ ｉｎｉｔｉａｌ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｔｏ ｔｏｔａｌ ｗｅｉｇｈｔ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ (Ｋ/ Ｗ)

添加木芯在一定程度上降低了试件的刚度ꎮ 然

而ꎬ与没有木芯的试件相比ꎬ木芯的引入减少了试件的

重量ꎬ并补偿了刚度的下降ꎬ导致单位质量的刚度(Ｋ/

Ｗ)增加ꎻ加入钢筋可使试件刚度有一定程度的提高ꎮ

８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

４? ３ 延性分析

为了评价不同试件之间延性的关系ꎬ本文基于

Ｎａｂａｔｉ

[１５]的研究引入了延性系数ꎬ记为 ＤＩꎬ其计算

公式如式(２)所示ꎮ

ＤＩ ＝

δ０.８５

δｙ

(２)

式中:δ０.８５为当荷载－位移曲线达到峰值后ꎬ荷载下降

到峰值荷载的 ８５％时所对应的位移ꎻδｙ

＝ １.３３×δ０.７５ ꎬ

δ０.７５为荷载上升到峰值荷载的 ７５％时所对应的位移值ꎮ

图 １１ 所示为各试件的延性系数ꎮ 组合柱试件

Ｇ１－Ｃ 和 Ｇ１－Ｃ－Ｔ 分别在 Ｃ 和 Ｃ－Ｔ 的基础上增加了

ＧＦＲＰ 缠绕管约束ꎬ延性分别提升了 ２８? ４％和 ５６? ４％ꎻ

ＧＦＲＰ 管约束试件的延性与外包 ＧＦＲＰ 布试件的延

性无较大差异ꎻ对于纯混凝土试件而言ꎬ添加木芯对

延性的提升作用不大ꎬ但对于 ＧＦＲＰ 约束试件而言ꎬ

添加木芯可以提升 ２３? ８％ ~ ２７? ０％的结构延性ꎻ钢

筋对试件延性有所提高但效果并不明显ꎮ

图 １１ 试件延性系数(ＤＩ)

Ｆｉｇ? １１ Ｄｕｃｔｉｌｉｔｙ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ (ＤＩ)

５ 结 论

本文研究了用 ＧＦＲＰ 缠绕管约束的木－钢筋混

凝土组合柱的轴向压缩性能ꎬ并与 ＧＦＲＰ 布包裹的

木－钢筋混凝土组合柱进行比较ꎬ分析了各组成部分

对组合柱失效模式、承载力、刚度和延性的影响ꎬ主

要得到以下结论:

(１)与外包 ＧＦＲＰ 布组合柱相比ꎬ有木芯的 ＧＦＲＰ

管约束组合柱的刚度比有木芯的外包 ＧＦＲＰ 布组合

柱刚度高 ３６? ２％ ~ ４９? ２％ꎬ而使用 ＧＦＲＰ 管/ 布约束

对钢筋混凝土柱的刚度影响不大ꎻ不同 ＧＦＲＰ 约束

形式对组合柱承载力和延性无显著影响ꎮ

(２)木芯的引入对纯混凝土柱延性的提升作用不

大ꎬ但对于 ＧＦＲＰ 约束柱而言ꎬ延性可以提升 ２３? ８％ ~

２７? ０％ꎻ同时ꎬ木芯的引入使组合柱的极限承载力降

低了 ２１? １％ ~３４? ２％ꎬ并在一定程度上降低了刚度ꎬ

但由于其使柱的质量减小ꎬ从而补偿了部分轴向荷

载及刚度的降低ꎮ

(３)与无 ＧＦＲＰ 约束的组合柱相比ꎬ使用 ＧＦＲＰ 缠

绕管约束组合柱可使柱的承载能力显著提高 １４６? ５％~

２０８? ６％ꎬ延性提高 ２８? ４％ ~ ５６? ４％ꎻＧＦＲＰ 管约束对

初始刚度无显著影响ꎮ

(４)钢筋的引入对有木芯的 ＧＦＲＰ 约束柱承载力

的影响比对无木芯的影响更明显ꎬ平均增加 １９? ５％ꎻ

钢筋在一定程度上可以提高 ＧＦＲＰ 约束柱的刚度

(１０? ８％ ~３１? ３％)ꎬ且组合柱原承载力和刚度越低ꎬ

钢筋对刚度的提升效果越明显ꎻ钢筋对组合柱的延

性有所提高但效果并不明显ꎮ

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２０２３ 年第 １０ 期 ９

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模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００２

模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究

元振毅ꎬ 魏方见ꎬ 孔令飞ꎬ 杨振朝ꎬ 同新星ꎬ 李 言

(西安理工大学 机械与精密仪器工程学院ꎬ 西安 ７１００４８)

摘要: 针对 Ｌ 形复合材料结构固化变形所引起的装配问题ꎬ建立了考虑模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿

真模型ꎮ 首先ꎬ利用设置摩擦系数与最大剪切应力的方法ꎬ表征成型阶段模具对复合材料结构的剪切滑移效应ꎮ 其次ꎬ考虑复合

材料各向异性、材料热胀冷缩效应以及基体化学收缩效应对结构本身固化变形的影响ꎮ 最后ꎬ利用固化硬化瞬时线弹性本构

模型ꎬ在有效提升计算效率的前提下实现固化变形仿真计算ꎮ 在此基础上ꎬ通过设计不同厚度、不同铺层顺序的 Ｌ 形结构件固

化变形实验ꎬ验证仿真模型的有效性ꎮ 实验和仿真分析结果比对最大误差为－２０? ８％ꎬ平均误差为－７? ３５％ꎮ 结果表明:对于铝

制模具制备的 Ｌ 形结构件ꎬ模具与复合材料相互作用会加剧结构的固化变形情况ꎬ并且结构刚度对这种变形有重要影响作用ꎮ

关键词: 复合材料ꎻ 固化变形ꎻ 有限元分析ꎻ 模具作用ꎻ 固化反应

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００１０－０７

Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ

ＹＵＡＮ Ｚｈｅｎｙｉꎬ ＷＥＩ Ｆａｎｇｊｉａｎꎬ ＫＯＮＧ Ｌｉｎｇｆｅｉꎬ ＹＡＮＧ Ｚｈｅｎｃｈａｏꎬ ＴＯＮＧ Ｘｉｎｘｉｎｇꎬ ＬＩ Ｙａｎ

(Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｘｉ’ａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｘｉ’ａｎ ７１００４８ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｆｏｒ ｔｈｅ ａｓｓｅｍｂｌｙ ｐｒｏｂｌｅｍｓ ｃａｕｓｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ Ｌ －ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ ａ

ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｔｏｏｌ － ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ.

Ｆｉｒｓｔｌｙꎬ ｔｈｅ ｓｈｅａｒ ｓｌｉｐ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｔｏｏｌ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｄｕｒｉｎｇ ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｗａｓ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅｄ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ

ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｓｅｔｔｉｎｇ ｔｈｅ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｓｓ. Ｓｅｃｏｎｄｌｙꎬ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ａｎｉｓｏｔｒｏ￣

ｐｙꎬ ｍａｔｅｒｉａｌ ｔｈｅｒｍａｌ ｅｘｐａｎｓｉｏｎ ａｎｄ ｃｏｎｔｒａｃｔｉｏｎꎬ ａｎｄ ｍａｔｒｉｘ ｃｈｅｍｉｃａｌ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ ｏｎ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｗｅｒｅ ｃｏｎ￣

ｓｉｄｅｒｅｄ. Ｆｉｎａｌｌｙꎬ ｔｈｅ ｃｕｒｅ ｈａｒｄｅｎｉｎｇ ｉｎｓｔａｎｔａｎｅｏｕｓｌｙ ｌｉｎｅａｒ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ

ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｐｒｅｍｉｓｅ ｏｆ ｅｆｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｉｍｐｒｏｖｉｎｇ ｔｈｅ ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ. Ｏｎ ｔｈｉｓ ｂａｓｉｓꎬ ｔｈｅ ｖａ￣

ｌｉｄｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｄｅｓｉｇｎｉｎｇ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓｅｓ ａｎｄ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌａｙ －ｕｐ ｓｅｑｕｅｎｃｅｓ. Ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｅｒｅ

ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ａ ｍａｘｉｍｕｍ ｅｒｒｏｒ ｏｆ －２０? ８％ ａｎｄ ａｎ ａｖｅｒａｇｅ ｅｒｒｏｒ ｏｆ －７? ３５％. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｆｏｒ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ

ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｐａｒｔｓ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ａｌｕｍｉｎｕｍ ｍｏｌｄｓꎬ ｔｈｅ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｅｘａｃｅｒｂａｔｅｓ ｔｈｅ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｓｉｔｕａｔｉｏｎ

ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｐｌａｙｓ ａｎ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｒｏｌｅ ｉｎ ｔｈｉｓ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃｏｍｐｏｓｉｔｅꎻ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎꎻ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓꎻ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎꎻ ｃｕｒｉｎｇ ｒｅａｃｔｉｏｎ

收稿日期: ２０２３－０５－３１

基金项目: 中国博士后科学基金 (２０２２ＭＤ７１３７９９)ꎻ 陕西省重点研发计划 (２０２３－ＹＢＧＹ－３８７)ꎻ 陕西省自然科学基础研究计划 (２０２２ＪＭ－

１９７ꎬ ２０２２ＪＭ－２４４)

作者简介: 元振毅 (１９８９—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 讲师ꎬ 研究方向为复合材料固化变形ꎬ ｙｕａｎｚｈｅｎｙｉ２００７ｃｓ＠１６３? ｃｏｍꎮ

１ 前 言

先进热固性树脂基复合材料具有轻质、高强度、

耐腐蚀、耐高温、耐疲劳、隐身性好以及可设计性强

等优点ꎬ继铝、钛、钢之后迅速发展成为航空领域四

大结构材料之一ꎮ 从国内外发展情况看ꎬ各种先进

飞机的研发均与复合材料的应用密不可分ꎬ其应用

部位也逐渐由非承力部件、次承力部件向主承力部

件等关键结构部位转化ꎬ其用量已成为衡量航空航

天结构先进性的标志之一ꎮ 以民用飞机产品为例ꎬ

２００７ 年试飞的波音 Ｂ７８７ 客机的复合材料使用量为

５０％ꎬ而空客公司最新设计的 Ａ３５０ 飞机复合材料比

重更是高达 ５２％

[１]

ꎮ

目前ꎬ国内航空制造企业广泛采用热压罐成型

工艺来制造复合材料构件ꎮ 该工艺的基本流程为将

复合材料预浸料(或包含蜂窝夹芯结构) 按设计铺

层要求用真空袋密封在成型模具上ꎬ然后将模具连

同复合材料预成型体一起放入热压罐内ꎬ经高温高

压成型过程实现形性一体化制造ꎮ 在成型过程中ꎬ

１０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

由于材料各向异性、热胀冷缩效应、树脂基体的化学

收缩反应以及模具材料不匹配等因素ꎬ复合材料构

件在脱离模具后会发生固化变形[２－３]

ꎮ 固化变形会

导致构件成型后外形尺寸不满足设计要求ꎬ影响构

件后续连接装配ꎮ 如果在装配过程中强行消除尺寸

误差ꎬ则容易引起构件内部出现损伤或者导致构件

直接报废[４]

ꎮ

通常来讲ꎬ复杂的复合材料构件往往是由许多

典型的简单结构单元组成ꎬ例如典型的梁、肋类零件

主要是由腹板(平板单元结构)和弯边(Ｌ 形单元结

构)组成ꎮ 对这些典型结构单元进行固化变形深入

研究ꎬ将有助于复杂结构件模型的建立及影响因素

简化ꎮ 针对平板单元结构ꎬ铺层对称性与模具材料不

匹配已被证实为该类结构固化变形的主要因素[５－７]

ꎮ

目前研究更多是从解析或者有限元仿真的角度着手ꎬ

针对 Ｌ 形或 Ｕ 形构件展开固化变形问题分析ꎮ

解析研究方面ꎬＲａｄｆｏｒｄ 等[８]将复合材料的热膨

胀与固化收缩考虑到解析模型中ꎬ阐明了 Ｌ 形零件

固化变形的内在机理ꎮ 但是该模型忽视了树脂在橡

胶态阶段的剪滞效应ꎬ并不能很好地解释结构厚度、

圆角半径、材料模量等因素对固化变形的影响ꎮＷｉｓｎｏｍ

等[９]在上述模型基础上ꎬ提出了包含模量、厚度、半

径等多个因素的固化变形解析模型ꎮ 该模型计算表

明ꎬ橡胶态固化收缩引起的固化变形与材料力学参

数有重要关系ꎮ 此后ꎬ王乾等[１０]

、Ｄｉｎｇ 等[１１－１２] 和 Ｔａ￣

ｋａｇａｋｉ等[１３]将 Ｌ 形构件直边部分的约束效应考虑在

上述模型中ꎬ进一步提升了 Ｌ 形构件解析模型的准

确性ꎮ

利用解析法能够反映构件的内在变形机理ꎬ但

对于形状复杂结构并不适用ꎬ有限元分析法成为目

前工程领域更为通用的解决办法[１４－１５]

ꎮ 针对复合

材料固化变形问题ꎬ有限元模型从简单的一维[１６] 发

展到完全反映结构特征的三维模型[３ꎬ１７]

ꎬ本构关系

则从简化的线弹性模型[１８－１９] 发展到复杂的黏弹性本

构模型[２０－２１]

ꎬ变形模拟过程也从只考虑成型的降温阶

段[２２－２３]发展到考虑升、降温的整个固化全流程[２４－２５]

ꎮ

在此基础上ꎬ从模具框架[２６]

、型面[２７] 以及工艺参数

优化[２８－２９]的角度进行复合材料的固化变形控制成

为目前学术及工程领域的重要研究方向ꎮ

目前针对 Ｌ 形构件的固化变形ꎬ研究主要集中在

材料热胀冷缩、固化收缩、结构铺层、圆角半径等参

数的影响ꎬ针对 Ｉｎｖａｒ 合金模具成型的构件预测精度

较高ꎮ 然而ꎬＩｎｖａｒ 合金材料成本高ꎬ加工难度大ꎬ并

不符合复合材料低成本制造的要求ꎬ钢、铝依然是复

合材料成型模具的主要材料[３０]

ꎮ Ｄｉｎｇ 等[１１] 的研究

已经证实模具与复合材料之间的相互作用是诱发固

化变形的重要因素ꎮ Ｔａｋａｇａｋｉ 等[１３] 和 Ｂｅｌｌｉｎｉ 等[１４]

建立了考虑模具约束效应的固化变形模型ꎬ但其将

模具作为刚体处理ꎬ忽视了模具在升降温过程中的

热胀冷缩效应及其与复合材料之间的剪切滑移效

应ꎬ因此上述模型很难区分模具对固化变形的影响

程度ꎮ Ｙｕａｎ 等[３１] 采用剪切力代替模具ꎬ该方法依

然存在上述问题ꎮ Çｉｎａｒ 等[１８ꎬ３２] 的研究同样表明模

具－复合材料相互作用对固化变形有重要影响ꎬ但其

模型在液态阶段仅考虑剪切模量而忽视面内纤维横

向方向模量的变化ꎬ不符合材料模量在固化阶段的演

化规律ꎮ

针对上述问题ꎬ本文考虑成型过程模具对复合

材料构件的剪切滑移效应ꎬ开展复合材料 Ｌ 形构件

固化变形仿真方法研究ꎬ实现固化变形的便捷准确

计算ꎮ 通过制备相应的复合材料 Ｌ 形构件ꎬ测量其

变形角度ꎬ验证所建立有限元模型的准确性ꎬ为后续

的模具型面修正提供参考ꎮ

２ 实验过程

为了研究 Ｌ 形复合材料构件的固化变形ꎬ采用

碳纤维/ 双马树脂ꎬ牌号为 Ｔ７００ / ５４２８(树脂初始含

量为 ３５? ６％)ꎬ单层厚度为 ０? １２５ ｍｍꎬ设计实验并使

用热压罐成型方法制备了不同铺层、不同厚度的试

件ꎬ如图 １ 所示ꎮ Ｌ 形试件缘条部分长度为 １００ ｍｍꎬ

宽度为 ５０ ｍｍꎬ圆角内半径为 ６ ｍｍꎬ缘条夹角为

９０°ꎮ 固化工艺曲线如图 ２ 所示ꎬ成型所用模具材料

为铝ꎮ 每一组试验件重复制备三次ꎬ最终固化变形

结果取三次实验测量结果的平均值ꎮ 从图 ３( ａ)可

以看出ꎬ成型后的 Ｌ 形构件发生明显的固化变形ꎮ

图 １ Ｌ 形复合材料试验件制备

Ｆｉｇ? １ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｏｆ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ

２０２３ 年第 １０ 期 １１

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模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究

图 ２ Ｔ７００ / ５４２８ 预浸料固化工艺曲线

Ｆｉｇ? ２ Ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｃｕｒｖｅ ｆｏｒ Ｔ７００ / ５４２８ ｐｒｅｐｒｅｇ

(ａ)Ｌ 形构件发生固化变形

(ａ)Ｔｈｅ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ ｉｓ ｃｕｒｅｄ ａｎｄ ｄｅｆｏｒｍｅｄ

(ｂ)试验件外形与理论外形对比

(ｂ)Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｓｈａｐｅ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｐｉｅｃｅ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｓｈａｐｅ

图 ３ Ｌ 形复合材料构件固化变形测量

Ｆｉｇ? ３ Ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ

Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ

采用 ＣＲＥＡＦＯＲＭ 公司生产的手持式激光扫描

仪 ＨａｎｄｙＳＣＡＮ ３００ 对成型后的复合材料 Ｌ 形构件

进行固化变形测量ꎬ该设备的使用精度可达 ０? ０４

ｍｍꎮ 将扫描后的 Ｌ 形试件内表面点云数据导入逆

向校核软件 Ｇｅｏｍａｇｉｃ Ｑｕａｌｉｆｙ 中进行处理ꎬ通过与模

具理论外形面的比对ꎬ可以测量得到 Ｌ 形构件的实

际固化变形量ꎬ如图 ３(ｂ)所示ꎮ

３ 固化变形仿真模型

为了考虑模具－复合材料相互作用、材料热胀冷

缩、树脂化学收缩以及橡胶态剪滞效应的影响ꎬ本文

建立了四步仿真模型来预测 Ｌ 形构件固化变形ꎮ 仿

真模型的四个步骤分别包括树脂液态、橡胶态、玻璃

态以及最后的回弹过程ꎮ 采用黏弹性模型虽然可以

更好地反映材料固化过程的力学演化行为ꎬ但其需

要的实验测量参数太多ꎬ且计算效率太低[３１]

ꎮ 而瞬

时线弹性模型(ＣＨＩＬＥ)在有效表征材料参数演化的

前提下大幅度降低了计算时长ꎬ同时还可以保证较

高的计算精度ꎬ已成为目前固化变形计算的主流本

构模型[１０ꎬ１８ꎬ３２]

ꎮ 在 ＣＨＩＬＥ 模型中ꎬ液态、橡胶态与玻

璃态材料参数是不同的ꎬ而在回弹阶段ꎬ材料已完全

固化ꎬ可以认为该阶段材料参数与玻璃态材料参数一

致ꎮ 在每一个分析步中ꎬ材料参数默认不发生变化ꎮ

这种方法也避免了采用全流程热－力耦合建模方法

(即考虑整个固化时长)带来的计算效率过低的问题ꎮ

在此ꎬ以树脂发生 ３０％固化时(α ＝ ０? ３)为液态与橡

胶态的分界点ꎬ树脂发生 ７０％(α＝ ０? ７)固化时为橡胶

态与玻璃态的分界点(其中 α 代表树脂固化度)

[１８]

ꎮ

在固化变形分析之前ꎬ首先利用传热模型计算

构件固化过程的温度场分布情况ꎮ一方面可以观察

结构整体温度场是否均匀ꎬ另一方面可以得到构件

不同固化度所对应的温度ꎬ以便在后续固化变形仿

真分析时作为输入边界条件ꎮ 热固性树脂基复合材

料构件内部的温度分布主要由热压罐内高温气体以

及基体树脂固化反应放热所决定ꎬ该问题本质上可

以看作是一个具有非线性内热源的热传导问题ꎮ 考

虑到树脂基体的化学反应放热ꎬ并忽略树脂流动过

程产生的热量传递ꎬ则复合材料构件固化过程中三

维热传导方程可以用公式(１)表示[１９]

:

λｘ

∂

２

Ｔ

∂ｘ

２

＋λｙ

∂

２

Ｔ

∂ｙ

２

＋λｚ

∂

２

Ｔ

∂ｚ

２

＋Ｑ ＝ ρｃＣｃ

∂Ｔ

∂ｔ

(１)

式中:λｘꎬλｙꎬλｚ分别为全局坐标系下沿 ｘꎬｙꎬｚ 三个方

向复合材料的热传导系数ꎻＴ 为温度ꎻＱ 为热生成率ꎻ

ρｃ为复合材料密度ꎻＣｃ为复合材料比热容ꎻｔ 为时间ꎮ

公式(１)中的热生成率 Ｑ 与树脂固化反应放热

有关ꎬ如公式(２)所示:

Ｑ ＝ ρｒ(１ － Ｖｆ)Ｈｒ

ｄα

ｄｔ

(２)

式中:ρｒ为树脂密度ꎻＶｆ为纤维体积分数ꎻＨｒ为单位质

量树脂固化反应释放的总热量ꎻα 为固化度ꎬ即树脂

固化反应进行程度ꎻｄα/ ｄｔ 为树脂固化反应速率ꎮ

本研究中所用的双马 ５４２８ 树脂固化动力学模型如

公式(３)所示ꎬ参数如表 １ 所示ꎮ

ｄα

ｄｔ

＝ ｋ０

ｅｘｐ( －

ΔＥｃ

ＲＴ

)ａ

ｍ

(１ － ａ)

ｎ

(３)

式中:ｋ０为前置拟合系数ꎻΔＥｃ为反应活化能ꎻＲ 为普

１２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

适气体常数ꎻｍ 和 ｎ 为拟合常数ꎮ

表 １ Ｔ７００ / ５４２８ 复合材料热物理参数[３３]

Ｔａｂｌｅ １ Ｔｈｅｒｍｏｐｈｙｓｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ Ｔ７００ / ５４２８

[３３]

变量 数值

复合材料密度/ (ｋｇ / ｍ

３

) １ ５８９

复合材料比热容/ [Ｊ/ (ｋｇ?Ｋ)] １ ０５０

复合材料平行于纤维方向导热系数/ [Ｗ/ (ｍ?Ｋ)] ５.８０

复合材料垂直于纤维方向导热系数/ [Ｗ/ (ｍ?Ｋ)] ０.４２６

普适气体常数/ [Ｊ/ (ｍｏｌ?Ｋ)] ８.３１４

前置拟合系数/ ｓ

－１ ２３４ ０００

反应活化能/ (Ｊ/ ｍｏｌ) ７６ ２９０

拟合常数 ｍ －０.４３７

拟合常数 ｎ １.０５１

单位质量树脂固化反应释放的总热量/ (Ｊ/ ｋｇ) ３１２ ８００

选择实验中铺层层数最多的 １２ 层 Ｌ 形构件为

温度仿真研究对象ꎬ观察其固化过程中的温度与固

化度演化情况ꎮ 固化工艺曲线如图 ２ 所示ꎬ仿真边

界条件参考文献[３４]ꎮ 在 ＡＢＡＱＵＳ 有限元软件中ꎬ

按照构件的实际几何尺寸建立相应的仿真模型ꎬ利

用 ＨＥＴＶＡＬ 子程序实现固化动力学方程的引入ꎮ 计

算完成之后ꎬ选择构件中间层和最外层的两个点ꎬ进

行温度与固化度演化历程比较ꎬ如图 ４ 所示ꎮ 由图 ４

可以看到ꎬ即使试验件铺层层数达到 １２ 层ꎬ构件最

外层与中心层的温度、固化度的演化历程也几乎一

致ꎮ 因此ꎬ在后续的固化变形分析中ꎬ可以不考虑温

度不均匀产生的影响ꎮ 同时从仿真结果还可以看

出ꎬ液态与橡胶态之间以及橡胶态与玻璃态之间可

以分别采用温度 １５０ ℃ 与 １８０ ℃ 进行区分ꎬ从而提

升计算效率ꎮ

图 ４ Ｔ７００ / ５４２８ 试件成型过程温度与固化度演化

Ｆｉｇ? ４ Ｔｈｅ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔｓ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ

ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｇｒｅｅ ｆｏｒ Ｔ７００ / ５４２８ ｓｐｅｃｉｍｅｎ

在 ＡＢＡＱＵＳ 有限元软件中ꎬ按照构件的实际几

何尺寸建立相应的仿真模型ꎮ 为了更好地表征复合

材料每一层铺层的应力分布情况ꎬ将模型中每一层

铺层在厚度方向划分一层网格ꎮ 在 Ｌ 形构件圆角处

进行网格加密ꎬ网格类型为 Ｃ３Ｄ８ꎮ 鉴于试件中存在

４５°铺层情况ꎬ因此仿真模型中不使用对称约束ꎮ 在

前三个分析步中ꎬ对模具底面在厚度方向进行位移

约束(面内方向不约束)ꎬ保证其底面在固化压力作

用下不发生移动ꎬ得到其固化后的应力分布情况ꎮ

在回弹阶段ꎬ采用 ｍｏｄｅｌ ｃｈａｎｇｅ 功能移除模具ꎬ模拟

Ｌ 形构件的脱模过程ꎮ 约束方式为固定 Ｌ 形构件的

圆角截面的四个节点ꎬ模拟其残余应力释放ꎬ计算固

化变形ꎬ如图 ５ 所示ꎮ

图 ５ Ｌ 形试件回弹变形约束方式

Ｆｉｇ? ５ Ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔｓ ａｐｐｌｉｅｄ ａｆｔｅｒ ｃｕｒｉｎｇ ｆｏｒ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ

仿真模型中ꎬ最重要的一个环节是模拟复合材

料与模具之间的相互作用ꎮ 关于该相互作用建模方

法ꎬ相关的研究包括使用剪切层、摩擦系数、剪切力

等方法ꎮ 使用剪切层的方法需要校核剪切层的模量

以及热膨胀系数[３５－３６]

ꎬ而借助剪切力的方法则摒弃

模具的约束作用[５]

ꎬ因此本研究采用更加符合实际

情况的摩擦系数建模方法ꎮ 利用 ＡＢＡＱＵＳ 的 ｓｔａｎｄａｒｄ

ｓｕｒｆａｃｅ－ｔｏ－ｓｕｒｆａｃｅ 接触模块进行建模ꎮ 考虑到模具

材料的刚度更好ꎬ因此选择模具表面作为接触主面ꎮ

成型过程模具与复合材料之间的摩擦系数参考文献

[３７]ꎮ 树脂处于液态阶段时ꎬ摩擦系数随着固化度的

增加呈线性递减趋势ꎬ而在橡胶态与玻璃态ꎬ摩擦系

数在每个阶段均为线性波动ꎮ考虑到本文建模采用的

本构模型为 ＣＨＩＬＥꎬ因此在每个分析步可以采用平

均之后的摩擦系数进行表征ꎬ液态、橡胶态和玻璃态

的摩擦系数最终分别取 ０? ４５

[３７]

ꎬ０? ２

[３７] 和 ０? １６９

[１７]

ꎮ

需要注意的是ꎬ模具与复合材料相互作用产生的剪

切力并不会无限增大ꎬ而是存在上限值ꎬ在此ꎬ液态、

橡胶态与玻璃态三个状态的剪切力上限分别为 ０? １１８

ＭＰａ、０? ５５ ＭＰａ 与 ０? １１８ ＭＰａ

[１７]

ꎮ ＣＨＩＬＥ 模型中三

个阶段所用材料参数如表 ２ 所示ꎬ利用 ＵＭＡＴ 子程

序实现仿真过程材料参数的变化ꎮ 仿真计算结果与

实验结果的比较如表 ３ 所示ꎬ可以看到ꎬ比对最大误

２０２３ 年第 １０ 期 １３

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模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究

差为－２０? ８％ꎬ平均误差为－７? ３５％ꎬ表明本研究提出

的建模方法可以有效表征材料热胀冷缩、化学收缩、

材料各向异性以及模具作用所引起的 Ｌ 形结构固化

变形ꎮ 而不考虑模具作用时ꎬ固化变形普遍偏小约

１° ~１? ５°ꎬ这与采用 Ｉｎｖａｒ 合金模具制造出的零件的

变形量基本符合ꎮ 需要注意的是ꎬ即使考虑模具作

用ꎬ模型计算结果仍比实验测量结果普遍偏小ꎬ目前

无法给出具体原因ꎮ 固化仿真所涉及的变量包括材

料热力学参数、化学收缩系数以及摩擦系数、最大剪

切应力的选择ꎬ均会影响到最终的计算结果ꎮ 因此ꎬ

要建立高精度的仿真模型ꎬ还需要在上述参数的实

际测量上进行大量工作ꎮ

表 ２ Ｔ７００ / ５４２８ 复合材料固化不同阶段材料参数[１１ꎬ３８－３９]

Ｔａｂｌｅ ２ Ｔｈｅｒｍｏｐｈｙｓｉｃａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ

ｃｕｒｉｎｇ ｓｔａｇｅｓ ｏｆ Ｔ７００ / ５４２８

[１１ꎬ３８－３９]

参数 液态 橡胶态 玻璃态

纤维纵向方向模量/ ＭＰａ １２５ ０００ １２５ ０００ １２５ ０００

纤维横向方向模量/ ＭＰａ １６５ / ５ １６５ ７ ８００

面内泊松比 ０.３４６ ０.３４６ ０.３２

面外泊松比 ０.９８２ ０.９８２ ０.４６

面内剪切模量/ ＭＰａ ４４.３ / ５ ４４.３ ５ ６００

面外剪切模量/ ＭＰａ ４１.６ / ５ ４１.６ ５ ６００

纤维纵向方向热膨胀系数

/ (１０

－６

/ ℃)

０.９７ ０.９７ ０.９７

纤维横向方向热膨胀系数

/ (１０

－６

/ ℃)

２０.９ ２０.９ ２０.９

纤维纵向方向化学收缩系数/ με －１６７ －１６７ －１６７

纤维横向方向化学收缩系数/ με －３ ３２２ －３ ３２２ －３ ３２２

表 ３ Ｔ７００ / ５４２８ 复合材料 Ｌ 形试验件固化变形结果比较

Ｔａｂｌｅ ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｓ ａｎｄ

ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｔｅｓｔｓ ｏｆ Ｔ７００ / ５４２８ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｐａｒｔｓ

铺层

实验测量

角度/ °

不考虑模具

仿真结果/ °

考虑模具

仿真结果/ °

相对

误差/ ％

[０]４ ２.３８ １.３３ ２.３７ －０.４

[０ / ９０]Ｓ ２.８４ １.４９ ２.４３ －１４.２

[０]６ ２.２５ １.１９ ２.０８ －７.７

[０/ ９０/ ０]Ｓ ２.４０ １.４３ ２.２７ －５.４

[０]８ １.９１ １.０８ １.８１ －５.３

[０/ ０ / ９０ / ９０]Ｓ １.８３ １.２９ １.９４ ５.８

[０/ ９０/ ９０/ ０]Ｓ ２.２０ １.３７ ２.１２ －３.６

[０/ ４５/ －４５/ ０]Ｓ ２.１６ １.３５ ２.０５ －４.９

[０]１０ １.８１ １.００ １.６０ －１１.０

[０ / ９０ / ０ / ９０ / ０]Ｓ ２.１５ １.２８ １.８９ －１２.１

[０]１２ １.８２ ０.９４ １.４４ －２０.８

[０ / ９０ / ０ / ９０ / ０ / ９０]Ｓ １.９０ １.２２ １.７４ －８.６

４ 结果与讨论

为了进一步研究模具－复合材料相互作用对 Ｌ 形

结构固化变形的影响ꎬ在此将上述仿真模型简化ꎮ

简化后的模型同样由模具与复合材料构成ꎬ但忽略二

者之间的剪切滑移效应(摩擦系数取 ０? ０１ꎬ避免模

型不收敛)ꎬ仅考虑模具在升降温阶段的热胀冷缩对

复合材料构件的约束ꎮ利用两种模型计算得到的[０]８

铺层固化变形如图 ６ 所示ꎮ 考虑了模具－复合材料

相互作用之后ꎬ固化变形数值要比不考虑的情况下多

出 １? ３５ ｍｍꎬ即 Ｌ 形构件单边由于模具作用导致的

固化变形可以达到 ０? ６２５ ｍｍꎮ 相关研究也表明ꎬ模

具作用引起的对称铺层层合板(铺层为 ４ ~ ８ 层ꎬ长

度为 ２００~５００ ｍｍ)固化变形范围为 ０? １３~ ２３? ３ ｍｍꎬ

这与层合板结构尺寸ꎬ预浸料种类ꎬ脱模剂厚度、种

类以及模具材料、表面状态等均有关系[３５－３６ꎬ４０]

ꎮ对于

钢制或者铝制模具而言ꎬ其材料的热膨胀系数(１０

－５

数量级)要远大于复合材料沿纤维方向的热膨胀系

数(１０

－６

~１０

－７数量级)ꎮ 随着温度升高ꎬ复合材料在

固化压力作用下紧贴模具ꎬ两种材料热膨胀量的不

同将导致接触界面处产生剪切应力ꎬ如图 ７ 所示ꎬ其

结果是复合材料底层铺层受拉而模具上层受压ꎮ 同

时ꎬ由于升温过程中复合材料的剪切模量很低ꎬ构件

底层铺层受到的这种剪切应力沿构件厚度方向上传

递很慢ꎬ从而沿构件厚度方向上形成了一定的残余

应力梯度ꎬ该残余应力梯度随树脂固化而保留在复

合材料构件内部ꎮ 当复合材料构件脱模之后ꎬ这种

厚度方向上不均匀的残余应力分布会产生一定的弯

矩ꎬ从而导致构件发生回弹变形ꎮ 而对于阳模成型

的 Ｌ 形构件ꎬ这种回弹变形则会进一步加重构件向

内缩口的变形程度ꎮ 因此ꎬ对于钢制或铝制模具成

型的复合材料 Ｌ 形构件ꎬ由模具作用所产生的固化变

形应该考虑在仿真模型中ꎬ从而提升预测精度ꎮ

图 ６ 模具－复合材料相互作用对 Ｌ 形构件固化变形的影响

Ｆｉｇ? ６ Ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｏｎ

ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ Ｌ－ｓｈａｐｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒｔ

１４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ７ 模具与复合材料间相互作用机理

Ｆｉｇ? ７ Ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎｔｅｒａｃｔｉｏｎ

从表 １ 的实验测量与仿真计算结果均可以发现ꎬ

铺层顺序和厚度对 Ｌ 形构件的固化变形均有重要影

响ꎮ 四层铺层的 Ｌ 形构件ꎬ当铺层顺序分别为[０]４

与[０ / ９０]Ｓ时ꎬ测量得到的回弹角度分别为 ２? ３８°与

２? ８４°ꎬ相差 ０? ４６°ꎻ而六层铺层的[０]６与[０/ ９０/ ０]Ｓ构

件的回弹角度分别为 ２? ２５°与 ２? ４°ꎬ相差 ０? １５°ꎻ八

层铺层的[０]８构件与其他八层铺层试件的回弹角度

相差约为 ０? ３°ꎮ 由此可见ꎬ相同厚度不同铺层的构

件固化变形结果存在明显差异ꎮ 需要注意的是ꎬ并

不能简单地通过厚度来判断其对固化变形的影响ꎮ

以十层铺层的[０ / ９０ / ０ / ９０ / ０]Ｓ 构件与八层铺层的

[０]８构件为例ꎬ二者变形角度分别为 ２? １５°与 １? ９１°ꎬ

并不是结构厚度越大ꎬ固化变形越小ꎮ 采用结构刚度

(刚度是结构铺层顺序与厚度的综合表征) 来描述

其对固化变形的影响会更符合实际规律ꎬ如图 ８ 所示ꎮ

结构刚度越大ꎬ在受到模具－复合材料相互作用产生

的弯矩效应时ꎬ其抵抗该弯矩引起的变形的能力越

强ꎬ从而可以弱化模具对固化变形的影响ꎮ 因此ꎬ对

于铝制模具成型的复合材料构件ꎬ在其长度方向的刚

度越大ꎬ即 ０°铺层占比越大ꎬ控制变形效果越明显ꎮ

图 ８ 结构刚度与固化变形之间的关系

Ｆｉｇ? ８ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｂｅｎｄｉｎｇ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ

ａｎｄ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ

５ 结 论

面向复合材料 Ｌ 形构件ꎬ考虑成型过程材料各

向异性、热胀冷缩、树脂基体化学收缩以及模具－复

合材料相互作用的影响ꎬ利用瞬时线弹性本构模型ꎬ

建立了固化变形仿真模型ꎬ并通过与实验结果比对

验证了仿真模型的可靠性ꎮ 同时ꎬ研究了模具作用、

结构刚度对固化变形的影响规律ꎬ得出了以下结论:

(１)考虑模具与复合材料相互作用ꎬ结合固化硬

化瞬时线弹性本构模型的有限元方法ꎬ可以在准确预

测 Ｌ 形结构固化变形的前提下ꎬ提升计算效率ꎮ对比结

果表明ꎬ最大预测误差为－２０? ８％ꎬ平均误差为－７? ３５％ꎬ

远高于不考虑模具作用的固化仿真模型预测精度ꎮ

(２)相同厚度前提下ꎬＬ 形构件的铺层顺序会显

著影响结构的固化变形ꎮ 而采用传统的结构厚度来

表征固化变形大小ꎬ即厚度越大ꎬ变形越小ꎬ并不符

合实验与仿真规律ꎮ 相较而言ꎬ采用结构刚度来表

征固化变形规律更符合实际情况ꎮ

(３)对于铝制模具成型复合材料构件ꎬ鉴于模具

作用对固化变形的贡献作用ꎬ在铺层设计阶段ꎬ应尽

可能在变形方向加强 ０°铺层的占比ꎬ从而降低固化

变形ꎮ

(４)本文所建立的仿真模型预测结果普遍低于

实验结果ꎮ 实际固化过程中ꎬ材料的热力学参数、化

学收缩系数以及摩擦系数等均与温度、固化度相关ꎮ

后续研究将进一步针对固化过程中相关的影响参数

进行实际测量ꎬ从而提升仿真模型计算精度ꎮ

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２０２３ 年第 １０ 期 １５

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模具－复合材料相互作用的复合材料固化变形仿真方法研究

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ｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ ２００５ꎬ ３６(１２):

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[３７] ＫＡＵＳＨＩＫ Ｖꎬ ＲＡＧＨＡＶＡＮ Ｊ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｏｏｌ－ｐａｒｔ ｉｎ￣

ｔｅｒａｃｔｉｏｎ ｄｕｒｉｎｇ ａｕｔｏｃｌａｖｅ ｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅｒｍｏｓｅｔ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃ￣

ｔｕｒｉｎｇꎬ ２０１０ꎬ ４１: １２１０－１２１８.

[３８] ＭＯＵＲＥ Ｍ Ｍꎬ ＯＴＥＲＯ Ｆꎬ ＧＡＲＣÍＡ－ＣＡＳＴＩＬＬＯ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ｄａｍａｇｅ

ｅｖｏｌｕｔｉｏｎ ｉｎ ｏｐｅｎ－ｈｏｌｅ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐｌａｔｅｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｉｎ－

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ａｌｙｔｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕ￣

ｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ ２００４ꎬ ３５: １２１－１３３.

１６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００３

斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动态响应数值模拟研究

张文萍１

ꎬ 孔祥清１

ꎬ 张惠玲１

ꎬ 章文姣１

ꎬ 李若男１

ꎬ 付 莹１ꎬ２∗

(１? 辽宁工业大学 土木建筑工程学院ꎬ 锦州 １２１００１ꎻ ２? 松山湖材料实验室ꎬ 东莞 ５２３０００)

摘要: 为探究双层夹芯新型仿生蜂窝夹层梁(Ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ Ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ Ｓａｎｄｗｉｃｈ ＢｅａｍꎬＢＨＳＢ)低速倾斜冲击下力学响应特

性ꎬ利用 ＡＢＡＱＵＳ 有限元软件建立三维有限元数值模型ꎬ并将数值模拟结果与已有试验结果进行对比ꎬ验证了该模型的有效

性ꎮ 在此基础上ꎬ研究了冲击角度对 ＢＨＳＢ 的损伤模式、接触力峰值、接触时间、吸能的影响ꎬ同时利用该数值模型进一步探讨

不同冲击能量下 ＢＨＳＢ 斜向冲击力学性能ꎬ分析了斜向冲击荷载下 ＢＨＳＢ 的失效模式及破坏机理ꎮ 结果表明:随冲击角度的增

加ꎬ峰值荷载降低 ２％ ~ ４％ꎬ能量吸收减小 ２３％ ~ ５２％ꎬ同时损伤区域减小ꎬ接触时间延长ꎻ随冲击能量的提高ꎬＢＨＳＢ 损伤加重ꎬ

峰值荷载增大 ２０％ ~ ４２％ꎬ能量吸收效率由 ５９％增至 ８３％ꎮ 冲击角度及冲击能量对仿生蜂窝夹层结构斜向冲击性能数值分析

的影响规律可为类似结构的实际应用提供一定参考ꎮ

关键词: 仿生设计ꎻ 有限元模型ꎻ 夹层梁ꎻ 斜向冲击ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００１７－０７

Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ

ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍｓ ｕｎｄｅｒ ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄｉｎｇ

ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｐｉｎｇ

１

ꎬ ＫＯＮＧ Ｘｉａｎｇｑｉｎｇ

１

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｈｕｉｌｉｎｇ

１

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｗｅｎｊｉａｏ

１

ꎬ ＬＩ Ｒｕｏｎａｎ

１

ꎬ ＦＵ Ｙｉｎｇ

１ꎬ２∗

(１? Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ ＆ Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｌｉａｏｎｉｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｊｉｎｚｈｏｕ １２１００１ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｓｏｎｇｓｈａｎ Ｌａｋｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙꎬ Ｄｏｎｇｇｕａｎ ５２３０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｎｅｗ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍ

(ＢＨＳＢ) ｗｉｔｈ ｄｏｕｂｌｅ ｃｏｒｅ ｕｎｄｅｒ ｌｏｗ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔꎬ ａ ３Ｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＢＨＳＢ ｗａｓ ｅｓ￣

ｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｖｉａ ＡＢＡＱＵＳ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｏｆｔｗａｒｅ. Ａｎｄ ｔｈｅ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ａｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｔｏ ｖｅｒｉｆｙ ｔｈｅ ｖａｌｉｄｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ｖａｌｉｄａｔｅｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌꎬ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ａｎｇｌｅ ｏｎ

ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅꎬ ｃｏｎｔａｃｔ ｆｏｒｃｅ ｐｅａｋ ｖａｌｕｅꎬ ｃｏｎｔａｃｔ ｔｉｍｅ ａｎｄ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｏｆ ＢＨＳＢ ｗａｓ ｓｔｕｄｉｅｄ. Ｍｅａｎｗｈｉｌｅꎬ ｔｈｅ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＢＨＳＢ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ ｗｅｒｅ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ

ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｏｆ ＢＨＳＢ ｕｎｄｅｒ ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ ｗｅｒｅ ａｎａｌｙｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｌｏａｄ ａｎｄ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

ｄｅｃｒｅａｓｅ ｂｙ ２％ ~４％ ａｎｄ ２３％ ~５２％ꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙꎬ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ａｒｅａ ｄｅｃｒｅａｓｅｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｃｏｎｔａｃｔ ｔｉｍｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ

ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ａｎｇｌｅ. Ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙꎬ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ＢＨＳＢ ｉｎｃｒｅａｓｅｓꎬ ｔｈｅ ｐｅａｋ ｌｏａｄ ｉｎ￣

ｃｒｅａｓｅｓ ｂｙ ２０％ ~４２％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｆｒｏｍ ５９％ ｔｏ ８３％. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ａｎｇｌｅ

ａｎｄ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ｏｎ ｔｈｅ ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｂｉｏｎｉｃ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｃａｎ ｐｒｏｖｉｄｅ ｓｏｍｅ

ｇｕｉｄｅｓ ｆｏｒ ｔｈｅ ｐｒａｃｔｉｃａｌ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｉｍｉｌａｒ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｄｅｓｉｇｎꎻ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌꎻ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍꎻ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－１０－１０

基金项目: 国家自然科学基金项目 (５１４７９１６８)ꎻ 辽宁省教育厅基本科研面上项目基金 (ＬＪＫＺ０６２６)

作者简介: 张文萍 (１９９７—)ꎬ 女ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事新型材料及结构力学性能方面的研究ꎮ

通讯作者: 付莹 (１９８３—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 教授ꎬ 主要从事新型材料及结构力学性能等方面的研究ꎬ ｆｕｙｉｎｇ＠ｓｓｌａｂ? ｏｒｇ? ｃｎꎮ

蜂窝夹层结构具有轻质、隔音、降噪、高比刚度

及吸能强等优异性能ꎬ被广泛应用于建筑、交通运

输、船舶、航空航天、卫星、包装、电子通信、电化学、

纳米制造、医疗等领域[１]

ꎮ 然而ꎬ该结构对冲击损伤

相当敏感ꎬ在遭受冲击后ꎬ结构的强度和刚度均有显

著降低ꎮ 因此ꎬ探究蜂窝夹层结构的低速冲击性能

具有重要意义ꎮ

近年来ꎬ国内外已有众多学者对冲击荷载作用下

２０２３ 年第 １０ 期 １７

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斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动态响应数值模拟研究

传统蜂窝夹层结构的动态响应进行了大量的研究[２－９]

ꎬ

Ｍａｎｅｓ 等[１０]通过实验及数值模拟研究了蜂窝夹层结

构的冲击损伤ꎬ以进一步了解其冲击损伤和破坏机理ꎮ

Ｒｕａｎ 等[１１]基于 ＡＢＡＱＵＳ 有限元软件模拟研究了铝

蜂窝的面内动态响应ꎮ 结果表明ꎬ细胞壁厚和压溃

速度对变形模式和平台应力有很大影响ꎮ于鹏山等[１２]

提出一种新型双菱形肋骨特征的蜂窝结构ꎬ显著提

高了结构的抗冲击性能ꎮ 随着现代化进程的推进ꎬ

研究人员受自然界启发ꎬ将生物特征应用于上述传统

蜂窝夹层结构ꎬ显著提高其抗冲击性能ꎮ Ｓａｂａｈ 等[１３]

从啄木鸟高频撞击树干但头部却未受到损伤的现象

中得到启发ꎬ制备了一种新型仿生蜂窝夹层梁ꎬ研究

发现相比传统蜂窝夹层梁ꎬ其低速正冲击性能得到

明显改善ꎬ这种优势也在重复冲击载荷环境中得到

证实[１４]

ꎬ且其比能量吸收值增加了 １２５％

[１５]

ꎮ 为了

方便实际应用ꎬＳａｂａｈ 等[１６]绘制了梁的破坏模式ꎬ以

供进一步设计考虑ꎮ 但是ꎬ目前针对该仿生蜂窝夹

层梁低速冲击力学响应的研究大部分集中于正向冲

击ꎬ而关于斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动

态响应的研究鲜有报道ꎮ 而在实际应用中正向冲击

很少发生ꎬ结构遭受一定角度的倾斜冲击往往更为

普遍ꎮ 因此ꎬ对仿生蜂窝夹层梁在斜向冲击下的冲

击性能开展研究十分必要ꎮ

鉴于此ꎬ本文利用 ＡＢＡＱＵＳ 有限元软件建立了

仿生蜂窝夹层梁(Ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ Ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ Ｓａｎｄｗｉｃｈ

ＢｅａｍꎬＢＨＳＢ)精准化数值模型ꎬ模拟了 ＢＨＳＢ 斜向冲

击下的损伤过程ꎬ同时探讨了不同冲击角度、冲击能

量对 ＢＨＳＢ 抗冲击性能的影响ꎬ揭示其失效模式及

破坏机理ꎬ以期为仿生蜂窝夹层结构斜向冲击问题

数值分析提供一定的理论参考ꎮ

１ 模型验证

１? １ 有限元模型建立

图 １(ｃ)为 ＢＨＳＢ 结构示意图ꎬ该结构在 ＨＳＢ 的

基础上ꎬ从啄木鸟头部的结构特征中得到启发ꎬ上蒙

皮由碳纤维增强复合材料(ＣＦＲＰ)层模拟啄木鸟的

喙ꎬ橡胶层作为 ＢＨＳＢ 的夹芯Ⅰ模拟其舌骨ꎬ铝蜂窝

作为夹芯Ⅱ模拟其海绵骨ꎬ另一 ＣＦＲＰ 层作为 ＢＨＳＢ

的下蒙皮ꎬ其灵感来自啄木鸟的颅骨[１３]

ꎮ

图 １ ＨＳＢ 及 ＢＨＳＢ 结构示意图

Ｆｉｇ? １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ＨＳＢ ａｎｄ ＢＨＳＢ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ

图 ２ 为 ＢＨＳＢ 低速冲击的几何构型及有限元模

型ꎮ 其中 ＢＨＳＢ 尺寸为 ３００ ｍｍ×２５ ｍｍ×２５? ４ ｍｍꎬ

上( 下) 面板由三层单向厚度 ( Ｔｆ ) 为 ０? ４ ｍｍ 的

Ｔ３５０ / ＥＰ－１００６ ＣＦＲＰ 组成ꎬ夹芯Ⅰ由厚度( ｔ) 为 ３

ｍｍꎬ密度为２ ０００ ｋｇ / ｍ

３的橡胶制成ꎬ夹芯Ⅱ采用的

铝蜂窝芯孔径(Ｌｃ)、厚度(Ｈ)及密度分别为 ８ ｍｍ、２０

ｍｍ、２ ７００ ｋｇ / ｍ

３

ꎮ冲头直径为 １２ ｍｍꎬ质量为 ３ ｋｇꎬ密

度为８ ０５０ ｋｇ / ｍ

３

ꎬ由于冲头的密度(质量)与试件的

损伤形式无明显相关关系且假设其无变形ꎬ设置为

刚体ꎮ 为验证建模的有效性ꎬ以上材料参数同文献

[１３]保持一致ꎮ

在模拟冲头冲击夹层梁过程中ꎬ仅保留冲头 Ｚ

向自由度ꎬ用以施加初始速度ꎬ夹层梁约束条件如图

２ 所示ꎬ其中 ｕｘꎬｕｙꎬｕｚ分别代表 ＸꎬＹ 及 Ｚ 轴方向的

平移自由度ꎬＲｘꎬＲｙ和 Ｒｚ则为其对应轴的转动约束ꎮ

面板和夹芯之间的粘接采用“ Ｔｉｅ”绑定ꎮ 上面板与

冲头之间采用通用接触ꎬ切向行为定义了系数为 ０? ５

的罚接触ꎬ法向定义成默认、硬接触ꎮ 面板、蜂窝芯

１８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

均采用 Ｓ４Ｒ 单元划分ꎬ橡胶层采用 Ｃ３Ｄ８Ｒ 单元划

分ꎮ 考虑到计算效率及收敛性ꎬ对冲击区域进行网格

精密划分ꎬ细化至 １ ｍｍꎬ远离冲击区域的单元网格

大小为 ２ ｍｍꎬＢＨＳＢ 整体模型的单元数量为１８ ７１７ꎮ

同时ꎬ开启单元删除选项及大变形控制以防网格畸

变ꎮ 与 ＢＨＳＢ 模型相比ꎬＨＳＢ 模型仅少一橡胶层ꎬ二

者结构参数、约束条件及材料参数均相同ꎮ

(ａ)ＢＨＳＢ 几何构型

(ａ)Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｇｅｏｍｅｔｒｉｃ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ ｏｆ ＢＨＳＢ

(ｂ)ＢＨＳＢ 有限元模型

(ｂ)Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＢＨＳＢ

图 ２ ＢＨＳＢ 低速冲击的几何构型及有限元模型

Ｆｉｇ? ２ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｏｆ ｇｅｏｍｅｔｒｉｃ ｃｏｎｆｉｇｕｒａｔｉｏｎｓ

ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ＢＨＳＢ

１? ２ 模型验证

为了验证本文建模的准确性ꎬ将冲击荷载作用

下 ＢＨＳＢ 的数值模拟结果与试验结果[１３] 进行对比ꎮ

图 ３ 为冲击能量为 １２? ６３ Ｊ 时ꎬＢＨＳＢ 的冲击荷载历

程及能量吸收历程的模拟与试验对比曲线ꎮ 由结果

可知ꎬ相同的初速度下ꎬ冲击力峰值仿真计算值及试

验结果分别为２ ５６７ Ｎ 和２ ４５１ Ｊꎬ相对误差为 ４? ７％ꎬ

计算得到的荷载略大于实测平均值ꎮ 这主要是因为

试验中试件的制造缺陷和界面附着力削弱了 ＢＨＳＢ

的结构刚度ꎬ而数值模型中却没有考虑ꎮ 对于能量

吸收ꎬ预测值为 ７? ８９ Ｊꎬ实测值为 ７? ９６ Ｊꎬ相对误差

为 １％ꎬ计算值略小于实测值ꎮ

图 ３ ＢＨＳＢ 冲击荷载历程及能量吸收曲线试验

及模拟结果对比

Ｆｉｇ? ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＢＨＳＢ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ ｈｉｓｔｏｒｙ

ａｎｄ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

图 ４ 为 １２? ６３ Ｊ 的冲击能下ꎬＢＨＳＢ 试验与模拟

的破坏形态对比图ꎮ 由图 ４ 可以看出ꎬ上部蒙皮冲

击区域产生轻微基体开裂ꎬ蜂窝夹芯完好无损ꎮ 仿

真得到的破坏模式与试验结果基本一致ꎬ说明本文

建立的仿真模型能够有效地预测夹层梁在冲击荷载

下的力学响应ꎮ

图 ４ ＢＨＳＢ 试验与模拟的破坏形态对比图

Ｆｉｇ? ４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ

ｓｉｍｕｌａｔｅｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｓｔａｔｅ ｏｆ ＢＨＳＢ

２ 斜向冲击荷载下 ＢＨＳＢ 动态响应分析

为了实现各种角度冲击ꎬ冲头置于竖直方向不

改变ꎬＢＨＳＢ 绕着沿 Ｙ 方向的中心轴旋转ꎬＢＨＳＢ 的

法线与冲头轴线形成的夹角即为冲击角度[７]

ꎬ定义

为 θꎬ如图 ５ 所示ꎮ 控制冲击速度不变ꎬ通过改变冲

头质量来实现不同的冲击能量ꎮ 在上节已验证的模

型基础上ꎬ研究 ＢＨＳＢ 在不同冲击角度(０°、３０°、４５°

以及 ６０°)及不同冲击能量(５ Ｊ、１０ Ｊ、１５ Ｊ 以及 ２０ Ｊ)

下的动态响应ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 １９

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斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动态响应数值模拟研究

图 ５ 冲击角度示意图

Ｆｉｇ? ５ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ａｎｇｌｅ

２? １ 倾斜冲击过程分析

图 ６ 为 １０ Ｊ 冲击能及 ３０°倾斜角下 ＢＨＳＢ 倾斜

冲击的过程ꎮ 冲击的整个过程中ꎬＢＨＳＢ 与冲头接

触时间为 ０? ０１ ｓꎮ 该过程可分为四个阶段:弹塑性

阶段、上部蒙皮损伤失效阶段、夹芯结构损伤扩展阶

段和冲头回弹阶段ꎮ 图 ６( ａ) 为 ＢＨＳＢ 损伤起始阶

段ꎬ当冲头与 ＢＨＳＢ 接触时ꎬ冲击力由零开始呈线性

增长ꎬ应力沿 ＢＨＳＢ 上部蒙皮厚度及面内方向开始

迅速传播ꎮ 图 ６(ｂ)为上部蒙皮损伤失效阶段ꎬ该阶

段出现了不同的损伤模式ꎬ蒙皮出现局部凹痕ꎬ基体

出现开裂ꎬ随着冲击过程的进行ꎬ基体持续产生裂纹

的同时纤维发生压缩损伤ꎮ 图 ６( ｃ)为夹层结构损

伤扩展阶段ꎬ在本阶段中ꎬ上部蒙皮被破坏ꎬ冲头开

始冲击橡胶层及蜂窝芯ꎬ橡胶层被压缩ꎮ 由于橡胶

层对冲击荷载有较好的缓冲ꎬ所以蜂窝夹芯并未产

生损伤ꎮ 同时该阶段冲头的动能渐渐转化为弹性势

能储存在 ＢＨＳＢ 中或产生永久性损伤ꎬ热、振动等其

他形式的能量被耗散ꎬ冲头的速度逐渐减小至零ꎬ代

表该阶段结束ꎮ 图 ６(ｄ)为冲击回弹阶段ꎬ本阶段冲

击力降低ꎬ同时 ＢＨＳＢ 中储存的弹性势能逐渐转化

为冲头的动能ꎬ从而冲头发生回弹ꎬＢＨＳＢ 变形慢慢

恢复ꎬ上部蒙皮中基体裂纹不再扩展ꎮ

图 ６ ＢＨＳＢ 倾斜冲击过程(以 １０ Ｊ、３０°为例)

Ｆｉｇ? ６ Ｏｂｌｉｑｕｅ ｉｍｐａｃｔ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ＢＨＳＢ (ｔａｋｅ １０ Ｊ ａｎｄ ３０° ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

２? ２ 冲击角度对 ＢＨＳＢ 抗冲击性能的影响

为了探究仿生蜂窝夹层梁在不同冲击角度下的

冲击性能ꎬ利用前述三维有限元模型ꎬ在 １０ Ｊ 冲击

能量工况下进行分析ꎬ θ 分别设置为 ０°、３０°、４５°

和 ６０°ꎮ

２? ２? １ 损伤分析

图 ７ 为 １０ Ｊ 冲击能下 ＢＨＳＢ 不同冲击角度的损

伤模式ꎮ 由图 ７ 可知ꎬ不同角度冲击后都会在 ＢＨＳＢ

上留下凹坑ꎬ可观察到冲击角度越大ꎬ凹坑的中心点

越向冲头的法线方向平移ꎮ ＢＨＳＢ 上部蒙皮发生塑

性变形ꎬ橡胶夹芯被压缩ꎬ蜂窝夹芯出现轻微屈曲损

伤ꎬ而下部蒙皮变形微小ꎮ 当冲头与 ＢＨＳＢ 之间的

角度为 ０°或 ３０°时ꎬ破坏形状呈对称分布ꎬ并且冲击

区域损伤较为严重ꎬ其他区域产生较小损伤ꎬ这是由

于冲击角度较小ꎬ冲头更倾向于垂直下压 ＢＨＳＢꎮ

随着角度增大ꎬ冲头与 ＢＨＳＢ 之间产生摩擦ꎬ耗散了

冲头动能ꎬ导致冲击能量减小从而损伤降低ꎮ 综上

所述ꎬ随着冲击角度的提高ꎬＢＨＳＢ 损伤逐渐降低ꎮ

２０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ７ 不同冲击角度下 ＢＨＳＢ 的损伤模式(以 １０ Ｊ 为例)

Ｆｉｇ? ７ Ｄａｍａｇｅｄ ｍｏｄｅ ｏｆ ＢＨＳＢ ｕｎｄｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｎｇｌｅｓ (ｔａｋｅ １０ Ｊ ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

２? ２? ２ 接触力峰值及接触时间

图 ８ 为不同冲击角度下 ＢＨＳＢ 冲击力历程曲线ꎮ

由图 ８ 可以看出ꎬ不同冲击角度下 ＢＨＳＢ 各冲击力

历程曲线趋势大体一致ꎬ且曲线的加载和卸载部分

较为平滑ꎮ ０°及 ３０°冲击力历程曲线趋势基本一致ꎬ

随着角度逐渐增大ꎬ冲击力峰值降低 ２％ ~ ４％ꎬ接触

时间增长且曲线振荡显著增多ꎬ其原因为当角度较

小时ꎬ与正向冲击相似ꎬ冲击力沿法线方向ꎬ主要损

伤为上层 ＣＦＲＰꎬ故曲线相对平滑ꎮ 随着冲击角度

逐渐变大ꎬ冲头与 ＢＨＳＢ 相对滑动增加ꎬ摩擦增大ꎬ

使上部蒙皮更多区域遭受更长时间的冲击ꎬ从而导

致曲线时间增长及振荡明显ꎮ 同时由该曲线可知ꎬ

随着冲击角度的增加ꎬＢＨＳＢ 的刚度逐渐降低ꎬ说明

冲击角度的增大导致结构抵抗变形的能力被削减ꎮ

图 ８ 不同冲击角度下 ＢＨＳＢ 冲击力历程曲线(以 １０ Ｊ 为例)

Ｆｉｇ? ８ Ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ ｏｆ ＢＨＳＢ ａｔ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｎｇｌｅｓ (ｔａｋｅ １０ Ｊ ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

２? ２? ３ 吸能分析

图 ９ 为 ３０°冲击角度下 ＢＨＳＢ 吸收能量历程曲

线ꎬ可以看出ꎬ随着接触时间的持续ꎬＢＨＳＢ 吸收的

能量也在增加ꎬ并在到达最大吸收能量后略有下降ꎮ

这说明冲头在冲击事件后会出现反弹ꎬ冲击后的 ＢＨＳＢ

出现一定程度的恢复ꎮ 为更好地区分最终的耗散能

量及吸收能量ꎬ图 ９ 中还给出了详细的能量特征ꎮ

随着冲击时间的延续ꎬ能量的叠加可以归因为纤维

的弹性变形、渐近损伤及橡胶夹芯的弹性变形ꎮ

图 ９ ３０°冲击角度下 ＢＨＳＢ 吸收能量历程曲线

Ｆｉｇ? ９ Ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

ｏｆ ＢＨＳＢ (ｔａｋｅ ３０° ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

２０２３ 年第 １０ 期 ２１

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斜向冲击荷载作用下仿生蜂窝夹层梁动态响应数值模拟研究

图 １０ ＢＨＳＢ 吸收能量及摩擦耗散能量随冲击角度变化曲线

Ｆｉｇ? １０ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ａｂｓｏｒｂｅｄ ｅｎｅｒｇｙ ｂｙ ＢＨＳＢ ａｎｄ

ｆｒｉｃｔｉｏｎａｌ ｅｎｅｒｇｙ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｎｇｌｅｓ

图 １０ 为 ＢＨＳＢ 吸收能量及摩擦耗散能量随冲击

角度变化曲线ꎮ由图 １０ 可以得出ꎬ随着冲击角度的逐

步增大ꎬ吸收能量值迅速减小 ２３％ ~ ５２％ꎮ 特别是在

４５°冲击角度以上ꎬＢＨＳＢ 的能量吸收比正向冲击时

降低了 １４０％以上ꎮ 这是由于随着冲击角度的增大ꎬ

冲头与上部蒙皮之间摩擦强度提高ꎬ二者发生相对

滑动更加方便且时间延长ꎬ导致部分能量以摩擦的

形式被耗散ꎮ 并且 ＢＨＳＢ 通过塑性损伤变形来实现

吸收能量的目的ꎬ角度增大ꎬＢＨＳＢ 的损伤减小ꎬ故

整个冲击过程中结构的吸能能力减弱ꎮ

２? ３ 冲击能量对 ＢＨＳＢ 抗冲击性能的影响

为了探讨斜向冲击荷载作用下冲击能量对 ＢＨＳＢ

损伤失效的影响ꎬ本节分析倾斜角度为 ３０°ꎬ冲击能

量分别为 ５ Ｊ、１０ Ｊ、１５ Ｊ 以及 ２０ Ｊ 时的 ＢＨＳＢ 抗冲击

性能ꎮ 图 １１ 为不同能量下 ＢＨＳＢ 的冲击力历程对

比曲线及能量吸收历程对比曲线ꎮ 由图 １１(ａ)可以

看出冲击力历程曲线在不同冲击能下的变化趋势几

乎相同ꎮ 当冲头持续冲击时ꎬ冲击力增加ꎻ当冲头回

弹时ꎬ冲击力逐渐减小为零ꎬ意味着冲击过程的完

成ꎮ 随能量的增加ꎬ冲击力峰值提高ꎮ 在 ５ Ｊ 的冲击

能下ꎬ冲击力峰值为１ ９０９ Ｎꎬ随能量升高ꎬ峰值分别

提高 ２０％、２８％及 ４３％ꎬ同时曲线存在振荡ꎮ 这是由

ＢＨＳＢ 在不同冲击能下产生不同形式的损伤起始、演

化以及冲击振动一起作用所导致的ꎮ 由图 １１(ｂ)可

知ꎬ随着冲击能增大ꎬＢＨＳＢ 吸收能量也相应增大ꎬ

冲击能由 ５ Ｊ 增加至 ２０ Ｊ 时ꎬ吸能效率由 ５９％提高

至 ８７％ꎬ这也意味着 ＢＨＳＢ 损伤随能量增加变严重ꎮ

(ａ)冲击力历程曲线

(ａ)Ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｉｍｐａｃｔ ｌｏａｄ

(ｂ)能量吸收历程曲线

(ｂ)Ｔｉｍｅ－ｈｉｓｔｏｒｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

图 １１ 不同冲击能量下 ＢＨＳＢ 的冲击力历程曲线及

能量吸收历程对比曲线(以 θ＝ ３０°为例)

Ｆｉｇ? １１ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ＢＨＳＢ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ

(ｔａｋｅ ３０° ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

图 １２ 为不同能量下 ＢＨＳＢ 损伤状态ꎬ图中显示

部分为冲头与 ＢＨＳＢ 所接触的冲击区域ꎮ 由图 １２

可知ꎬ各冲击能下对应区域损伤形状大致相同ꎬ但损

伤区域却随能量的增加而扩大ꎮ 这也验证了上述冲

击能越大ꎬＢＨＳＢ 所遭受的损伤越严重ꎮ

图 １２ 不同能量下 ＢＨＳＢ 损伤状态(以 θ＝ ３０°为例)

Ｆｉｇ? １２ Ｄａｍａｇｅ ｓｔａｔｅ ｏｆ ＢＨＳＢ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ (ｔａｋｅ ３０° ａｓ ａｎ ｅｘａｍｐｌｅ)

(下转第 ３１ 页)

２２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００４

自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究

葛超坤ꎬ 铁 瑛∗

ꎬ 张臻臻ꎬ 杨威亚

(郑州大学 机械与动力工程学院ꎬ 郑州 ４５０００１)

摘要: 针对碳纤维增强树脂基复合材料层间断裂韧性不足、抗冲击损伤容限低以及冲击损伤后修复困难等问题ꎬ利用缝

合和分阶段共固化工艺ꎬ制备热塑性树脂纤维 ＥＭＡＡ 缝合复合材料试件ꎬ并进行自修复前后冲击性能研究ꎮ 将铺层好的预浸

料沿厚度方向进行热塑性树脂纤维 ＥＭＡＡ 的缝合ꎬ在内部建立起三维自修复网络ꎬ经过分阶段加热加压固化ꎬ加工成冲击试

件ꎮ 采用不同能量对缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板进行一次冲击及自修复后冲击试验ꎬ对冲击后损伤的缝合 ＥＭＡＡ 复合材料

层合板试件进行愈合试验ꎬ对不同冲击能量下未修复层合板和自修复复合材料层合板的损伤及其自修复前后的抗冲击性能开

展了研究ꎮ 试验结果表明:在相同能量冲击作用下ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 较未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板损伤损耗能量最大降低

１７? ６６％ꎬ损伤更小ꎬ具有更好的抗冲击性能ꎻ自修复后层合板修复效率最低为 ９７? ９６％ꎬ较好地实现了材料的自修复功能ꎮ

关键词: 自修复ꎻ 缝合ꎻ ＥＭＡＡꎻ 抗冲击性能ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００２３－０９

Ｒｅｓｅａｒｃｈ ｏｎ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ

ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ＥＭＡＡ ｆｉｂｅｒ ｂｕｎｄｌｅ ｓｕｔｕｒｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＧＥ Ｃｈａｏｋｕｎꎬ ＴＩＥ Ｙｉｎｇ

∗

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｚｈｅｎｚｈｅｎꎬ ＹＡＮＧ Ｗｅｉｙａ

(Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｐｏｗｅｒ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５０００１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｏｖｅｒｃｏｍｅ ｔｈｅ ｄｉｓａｄｖａｎｔａｇｅ ｏｆ ｉｎｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ｔｏｕｇｈｎｅｓｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｒｅｓｉｎ ｍａｔｒｉｘ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ ｌｏｗ ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅ ｔｏｌｅｒａｎｃｅ ａｎｄ ｄｉｆｆｉｃｕｌｔ ｒｅｐａｉｒ ａｆｔｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅꎬ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓ￣

ｔｉｃ ｒｅｓｉｎ ｆｉｂｅｒ ＥＭＡＡ ｓｕｔｕｒｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｓｕｔｕｒｅ ａｎｄ ｐｈａｓｅｄ ｃｏ－ｃｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｍ￣

ｐａｃｔ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ. Ｔｈｅ ｌａｙｅｒｅｄ ｐｒｅｐｒｅｇ ｗａｓ ｓｕｔｕｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｒｅｓｉｎ ｆｉ￣

ｂｅｒ ＥＭＡＡ ａｌｏｎｇ ｔｈｅ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｄｉｒｅｃｔｉｏｎꎬ ａ ｔｈｒｅｅ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｎｅｔｗｏｒｋ ｗａｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ ｉｎｔｅｒｎａｌｌｙꎬ ａｎｄ ｔｈｅ

ｉｍｐａｃｔ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｅｒｅ ｐｒｏｃｅｓｓｅｄ ｔｈｒｏｕｇｈ ｐｈａｓｅｄ ｈｅａｔｉｎｇ ａｎｄ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｉｎｇ. Ｔｈｅ ｐｒｉｍａｒｙ ｉｍｐａｃｔ ｔｅｓｔ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ

ｔｅｓｔ ａｆｔｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｔｕｒｅ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｗｅｒｅ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ ａｎｄ ｔｈｅ ｈｅａｌｉｎｇ

ｔｅｓｔ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｔｕｒｅ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｄａｍａｇｅｄ ａｆｔｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｗａｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ. Ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ｕｎｒｅ￣

ｐａｉｒｅｄ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｎｄ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｙ ａｎｄ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｓｅｌｆ

－ｈｅａｌｉｎｇ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｒｅｐａｉｒ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｉｍｐａｃｔ ｅｎ￣

ｅｒｇｙꎬ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｌｏｓｓ ｅｎｅｒｇｙ ｏｆ ｓｕｔｕｒｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｉｓ １７? ６６％ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｕｎｓｕｔｕｒｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｄａｍａｇｅ ｉｓ ｓｍａｌｌｅｒ ａｎｄ ｔｈｅ ｌａｍｉｎａｔｅ ｈａｓ ｂｅｔｔｅｒ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ. Ｔｈｅ ｌｏｗｅｓｔ ｒｅｐａｉｒ ｅｆｆｉ￣

ｃｉｅｎｃｙ ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｆｔｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｉｓ ９７? ９６％ꎬ ｗｈｉｃｈ ｂｅｔｔｅｒ ｒｅａｌｉｚｅｓ ｔｈｅ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ ｆｕｎｃｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｔｅｒｉａｌｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇꎻ ｓｕｔｕｒｅꎻ ＥＭＡＡꎻ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０８－２４

基金项目: 国家自然科学基金面上项目 (５２１７５１５３)

作者简介: 葛超坤 (１９９８—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事自修复复合材料方面的研究ꎮ

通讯作者: 铁瑛 (１９７８—)ꎬ 女ꎬ 博士后ꎬ 教授ꎬ 主要从事自修复复合材料方面的研究ꎬ ｔｉｅｙｉｎｇ＠ｚｚｕ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

复合材料比强度高、可设计性强等特点在医疗、

航空航天等领域中得到了充分的彰显与利用ꎮ 但是

复合材料抗冲击性能差ꎬ在受到低能量的冲击时极

易出现层间分层损伤的问题ꎬ从而导致复合材料出

现不可逆的力学性能下降[１－３]

ꎮ 对此ꎬ有学者以维持

复合材料层合板的力学性能为研究的切入口ꎬ提出

在传统复合材料层合板厚度方向上引入缝线[４]

ꎬ弥

补了复合材料层合板易分层损伤的缺点ꎬ提高了层

２０２３ 年第 １０ 期 ２３

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自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究

间断裂韧性ꎮ 毛春见等[５]通过低速冲击和冲击后压

缩试验对缝合层合板开展研究发现ꎬ缝合层合板损

伤小于未缝合板损伤ꎮ 段苗苗等[６]通过冲击试验的

凹坑深度和仿真模拟研究了层合板损伤特性ꎬ发现

深度不随能量线性增加ꎮ 尹昌平等[７]通过试验拉伸

对缝合层合板进行研究发现ꎬ缝合使复合材料的层

间剪切强度明显提高ꎮ 周俊杰等[８]建立针对力学响

应和损伤扩展的仿真模型ꎬ研究碳纤维增强复合材

料层合板ꎮ 王裕龙等[９]对缝合材料建立宏观分析模

型ꎬ研究表明缝合提升了层合板的抗冲击性ꎮ 金春

花等[１０]通过对缝合层合板代表体单元的细观模型

进行分析发现面内剪切对其影响尤为显著ꎮ 徐建新

等[１１]提出缝合材料的细观分析方法ꎬ准确预测了缝

合板的拉伸强度ꎮ 张志远等[１２] 通过实验和模拟的

方法研究了低速冲击下碳纤维复合材料层合板的损

伤规律ꎮ 李美艳等[１３] 研究了缝线层合板的面内边

缘冲击ꎬ结果表明缝合工艺有效增强了层合板的冲

击阻抗ꎮ 但缝合层合板一旦遭受冲击ꎬ将发生分层

损伤ꎬ导致其层间断裂韧性及强度产生不可逆的下

降ꎮ 为了改善传统缝合试件冲击后缝线断裂引起的

层间断裂、强度下降的不可逆状态ꎬ缝合复合材料的

可修复性与可持久性的研究日趋重要ꎮ

ＥＭＡＡ 是一种热塑性聚合物材料ꎬ加热激活后ꎬ

可修复环氧树脂的裂纹、分层和冲击损坏[１４－２０]

ꎮ 通

过建立三维通道ꎬ可进行自修复聚合物的传递[２１]

ꎬ进

行复合材料拉伸断裂层间损伤的修复ꎮ

为了更好地研究 ＥＭＡＡ 缝线碳纤维复合材料的

抗冲击性能以及冲击后的修复性能ꎬ明确冲击荷载

作用下ꎬＥＭＡＡ 缝线对增韧和修复效果的影响规律ꎬ

本文针对碳纤维增强树脂基复合材料层间断裂韧性

不足、抗冲击损伤容限低以及冲击损伤后修复困难

等问题ꎬ利用缝合和分阶段共固化工艺ꎬ制备热塑性

树脂纤维 ＥＭＡＡ 缝合复合材料试件ꎬ并进行自修复前

后冲击性能研究ꎮ 采用不同能量对缝合 ＥＭＡＡ 复合

材料层合板进行一次冲击及自修复后冲击试验ꎬ对

冲击后损伤的缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板试件进行

愈合试验ꎬ对不同冲击能量下未修复层合板和自修复

复合材料层合板的损伤及其愈合前后的抗冲击性能

开展了研究ꎮ

１ 试验研究

１? １ 试件制备

１? １? １ ＥＭＡＡ 修复纤维缝线的制备

原材料采用美国杜邦公司生产的型号为 Ｎｕｃｒｅｌ

®

９２５ 的 ＥＭＡＡ 颗粒(密度为 ０? ９４０ ｇ / ｃｍ

３

ꎬ软化温度

为 ６７ ℃ ꎬ熔融温度为 ９２ ℃ )ꎮ 制备之前ꎬ首先利用

烘干机对 ＥＭＡＡ 颗粒进行烘干ꎬ之后使用型号为

ＴＳＥ－２０ / ６００－４－４２ 的双螺杆挤出机ꎬ如图 １( ａ) 所

示ꎬ将 ＥＭＡＡ 颗粒制作成细丝ꎬ如图 １(ｂ)所示ꎮ

图 １ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板制备流程

Ｆｉｇ? １ Ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｓｕｔｕｒｅ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ

将挤出机三个区域的温度分别调整为 １６０ ℃ 、

１８５ ℃ 、１８０ ℃ ꎬ设备升温并进行 ３０ ｍｉｎ 的预热ꎬ加

入 ＥＭＡＡ 颗粒ꎬ进行 １０ ｍｉｎ 的清洗ꎬ而后在冷却池

的后面放置组装电机牵引的滚筒ꎬ使其产生恒定的

速率ꎬ以一个稳定的牵引力对生成的 ＥＭＡＡ 细丝进

行牵引ꎬ从而控制 ＥＭＡＡ 细丝的直径ꎬ使其直径均

匀ꎮ 该试验采用直径为 １? ５ ｍｍ 的细丝ꎮ

１? １? ２ 缝合试件的分段固化制备

复合材料层合板的原材料采用威海光威公司提

供的 Ｔ３００ 碳纤维织物预浸料ꎬ将其分割成 １００ ｍｍ×

１５０ ｍｍ 的长方形ꎬ采用 ９０°/ ０°的铺层方式ꎬ并使用

直径为 １? ５ ｍｍ 的 ＥＭＡＡ 修复纤维缝线ꎬ在平面方

向进行间距为 １０ ｍｍ 的编入和厚度方向上的缝合ꎬ

创建三维自修复通道ꎬ如图 １(ｃ)和图 １(ｄ)所示ꎬ上下

２４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

均采用 ３ 层预浸料作为盖板ꎬ防止 ＥＭＡＡ 缝线溢出ꎮ

之后采用瑞蒙科技生产的型号为 ＱＭＧ－１００Ｔ 的模

压成型机进行热压ꎬ如图 １( ｅ)所示ꎮ 使用模压成型

机之前ꎬ应先打开水冷装置ꎮ考虑到 ＥＭＡＡ 的热塑性

及环氧树脂的热固性ꎬ以及二者对于不同温度的不

同形态ꎬ采用分段加热加压的方式进行热压[２２]

ꎮ 第

一阶段ꎬ模压成型机预热到 ８０ ℃ ꎬ此时环氧树脂还

未进行固化ꎮ 第二阶段ꎬ放入试件ꎬ在 ８０ ℃下保持 ５０

ｍｉｎꎬ使 ＥＭＡＡ 吸附到环氧树脂上ꎬ升温至 １２０ ℃ ꎬ保

持 ９０ ｍｉｎꎬ随着温度升高ꎬ环氧树脂完全固化ꎮ 第二

阶段全程抽真空ꎬ压力增加至 ７００ ｋＰａꎬ这是为了在

固化过程中施加适当的压力ꎬ挤出 ＥＭＡＡ 缝线融化

过程产生的气泡ꎬ使预浸料层与层之间紧密接触ꎬ确

保试件的层间强度ꎮ 第三阶段ꎬ冷却至室温后出模ꎮ

试件制备温度及压力如图 ２ 所示ꎮ 热压成型之后ꎬ使

用水刀对试件四周进行修剪ꎬ防止四周的少许树脂

对试验造成影响ꎮ 在固化成型过程中ꎬ热塑性 ＥＭＡＡ

缝线和环氧树脂中的聚合物发生一系列反应ꎬ且环

氧树脂在热压的固化过程中会产生包含环氧乙烷、羟

基、叔胺和醚基团等多种基团的聚合物ꎬ其中 ＥＭＡＡ

的羧基和环氧乙烷发生反应ꎬ如式(１)所示ꎮ

图 ２ 试件制备温控图

Ｆｉｇ? ２ Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｃｏｎｔｒｏｌ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｐｒｅｐａｒａｔｉｏｎ

１? ２ 冲击试验

采用 ＡＳＴＭ Ｄ７１３６ / Ｄ７１３６Ｍ－１５ꎬ使用落锤冲击

实验仪器对自修复层合板进行低速冲击试验ꎮ 冲头

质量为 ２? ５ ｋｇꎬ半径为 １２? ５ ｍｍꎬ如图 ３ 所示ꎮ

图 ３ 冲击试验仪器

Ｆｉｇ? ３ Ｉｍｐａｃｔ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ｉｎｓｔｒｕｍｅｎｔ

由于低速冲击试验的冲击过程时间极其短暂ꎬ

故将该冲击试验视为理想状态ꎬ忽略摩擦损耗ꎬ每组

进行五次能量冲击ꎬ以减小试验误差ꎬ保证试验的准

确性ꎮ

１? ３ 愈合试验

为了测试 ＥＭＡＡ 修复纤维缝线对复合材料层合

板冲击后层间损伤的修复效果ꎬ再次对冲击后的试

件进行热压处理ꎮ 采用模压成型机进行修复ꎬ在试

件上下表面加盖离型膜保护试件表面ꎬ加热至 １５０ ℃

并保持 １ ｈꎬ激活缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板内部

自修复化学反应ꎬ如式(２)所示ꎬ同时生成的水会变

成高压气泡ꎬ气泡膨胀ꎬ进一步形成压力传导机制ꎬ

迫使修复纤维 ＥＭＡＡ 流入裂纹中ꎻ修复完成后ꎬ在

２０ ｋＰａ 的压力下进行 １０ ｍｉｎ 的固化后出模ꎮ

２ 结果讨论

２? １ 不同冲击能量试验下缝合 ＥＭＡＡ 复合

材料层合板力学响应分析

图 ４ 为缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板分别在 １０ Ｊ、

１５ Ｊ、２０ Ｊ 的能量下进行冲击试验所得的冲击力－时

间曲线图ꎮ 由图 ４ 可以发现:曲线在 Ａ 点之前直线

上升ꎬ并在 Ａ 点呈现第一次振荡ꎬ这是因为缝合 ＥＭＡＡ

纤维束复合材料层合板在受到冲击的瞬间首先发生

弹性形变ꎬ进而产生基体损伤ꎻ从 Ａ 点到 Ｂ 点ꎬ曲线

呈现振荡上升的趋势ꎬ随着冲击进程的增加ꎬ缝合

ＥＭＡＡ 复合材料层合板内部损伤扩展ꎬ导致其内部应

力产生波动ꎬ缝线 ＥＭＡＡ 承受部分应力ꎬ随着冲击

力不断增大ꎬ冲击力在 Ｂ 点达到最大值ꎻ从 Ｂ 点到 Ｃ

２０２３ 年第 １０ 期 ２５

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自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究

点ꎬ冲击试验没有使层合板穿透ꎬ在冲击力达到最大

值后ꎬ层合板和缝线 ＥＭＡＡ 中的应力得到释放ꎬ冲

头进行反弹ꎬ致使冲击力开始减小ꎬ直至在 Ｃ 点离开

层合板ꎬ冲击力减小为零ꎬ一次冲击结束ꎮ 由图 ４ 观

察不同能量冲击试验结果可以发现ꎬ随着冲击能量

的增加ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板所受最大冲击力

从３ ７７１.５４ Ｊ 增加到５ ４６８.２３ Ｊꎮ 从冲击试验曲线可

以看出ꎬ振荡较轻微ꎬ表明在冲击过程中ꎬ缝线 ＥＭＡＡ

的引入可以在冲击过程中减小层合板内部的应力波

动ꎬ增强层合板的抗冲击韧性ꎮ

图 ４ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在不同能量

冲击下所得力－时间曲线

Ｆｉｇ? ４ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ－ｔｉｍｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｉｍｐａｃｔｓ

图 ５ 为缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板分别在 １０ Ｊ、

１５ Ｊ、２０ Ｊ 冲击能量下所得到的能量－时间曲线图ꎮ

由图 ５ 可以看出:在冲击试验过程中ꎬ一部分冲击能

量逐渐转移到缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板中ꎬ而缝

合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板吸收的能量主要用于其损

伤消耗ꎬ层合板最终吸收能量记为层合板损伤消耗

的能量ꎻ随着冲击能量从 １０ Ｊ 增加到 ２０ Ｊꎬ层合板最

终吸收的能量从 ６? ３７８ Ｊ 增加到 １４? ３６５ Ｊꎬ层合板吸

收能量越多ꎬ表明层合板内部损伤越严重ꎮ

图 ５ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在不同能量

冲击下所得能量－时间曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｅｎｅｒｇｙ－ｔｉｍｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｉｍｐａｃｔｓ

图 ６ 为缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板分别在 １０

Ｊ、１５ Ｊ、２０ Ｊ 冲击能量下所得到的冲击力－位移曲线

图ꎬ在冲击试验过程中ꎬ随着冲击能量从 １０ Ｊ 增加到

２０ Ｊꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板最大位移从 ４? ９８ ｍｍ

增加到 ６? ８８ ｍｍꎮ 由于冲击能量增大ꎬ导致层合板

损伤增加ꎻ而层合板位移越大ꎬ则表明层合板损伤越

严重ꎮ

图 ６ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在不同能量

冲击下所得力－位移曲线

Ｆｉｇ? ６ Ｓｔｒｅｎｇｔｈ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｉｍｐａｃｔｓ

２? ２ 不同冲击能量试验下缝合 ＥＭＡＡ 复合

材料层合板损伤特性分析

图 ７ 为缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板分别在 １０ Ｊ、

１５ Ｊ、２０ Ｊ 冲击能量下所得到的试件损伤形貌图ꎮ 由

图 ７ 可以看出ꎬ试件受冲击正面和背面均基本呈现

条形损伤分布ꎬ这是因为缝合 ＥＭＡＡ 纤维束复合材

料层合板是由单向预浸料热压所制ꎬ其表面损伤大

多为沿着碳纤维方向分布的基体开裂ꎮ 高能量冲击

相较于低能量冲击ꎬ其条形损伤分布更长ꎬ并包含些

许纤维断裂ꎮ 由图 ８ 可知ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层

合板在 ２０ Ｊ 冲击下ꎬ内部多产生分层损伤ꎬ在缝线

ＥＭＡＡ 附近分层损伤较小ꎬ表明缝线 ＥＭＡＡ 抑制了

层合板内部分层损伤的发生ꎮ 由横截面图可知ꎬ损

伤大部分是表层损伤ꎬ几乎没有内部纤维断裂损伤ꎮ

２６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ７ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在不同能量下冲击损伤形貌及局部放大图

Ｆｉｇ? ７ Ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙ ａｎｄ ｌｏｃａｌ ｍａｇｎｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ

图 ８ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在

２０ Ｊ 冲击下内部损伤图

Ｆｉｇ? ８ Ｉｎｔｅｒｎａｌ ｄａｍａｇｅ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ２０ Ｊ ｉｍｐａｃｔ

２? ３ ＥＭＡＡ 缝线对复合材料层合板冲击响

应影响分析

如图 ９ 所示冲击试验所得冲击力－时间曲线图

可知ꎬ在相同能量的冲击试验下ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复

合材料层合板所受冲击力的振荡程度明显强于缝合

ＥＭＡＡ 复合材料层合板所受冲击力的振荡程度ꎮ 这

表明在冲击过程中ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

受到冲击后损伤严重ꎬ致使其内部应力受力不均ꎬ导

致冲击力大幅振荡ꎻ而缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板由

于缝入 ＥＭＡＡ 缝线ꎬ加强了层合板层间韧性ꎬＥＭＡＡ

缝线承受了部分能量ꎬ所以其振荡轻微ꎮ 由冲击试

验所得时间－能量曲线图可知ꎬ在相同能量的冲击试

验下ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板吸收的能量均高

于缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板所吸收的能量ꎮ 复

合材料层合板吸收能量主要用于其损伤消耗ꎬ这表

明在相同能量冲击下ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

损伤的损耗能量大于缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

损伤的损耗能量ꎬ进而表明相较于缝合 ＥＭＡＡ 复合

材料层合板ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板损伤情

况更加严重ꎮ 由表 １ 可知ꎬ在 １０ Ｊ、１５ Ｊ 和 ２０ Ｊ 的冲

击能量下ꎬ冲击力峰值相差 ７０? ５８ Ｎ、４１８? ４８ Ｎ 和

４４６? ６２ Ｎꎬ缝合与未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板吸

收能量相差 １１? ７１％、１３? ６８％和 １７? ６６％ꎮ 这表明使

用 ＥＭＡＡ 细丝对层合板进行缝合可使层合板抵抗

冲击的能力明显提升ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ２７

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自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究

(ａ)力－时间曲线

(ｂ)能量－时间曲线

图 ９ 未缝合与缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

在不同冲击能量下所得曲线

Ｆｉｇ? ９ Ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｕｎｓｔｉｔｃｈｅｄ ａｎｄ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ

表 １ 未缝合与缝合 ＥＭＡＡ 复合材料

在不同冲击能量下所得结果

Ｔａｂｌｅ １ Ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｕｎｓｔｉｔｃｈｅｄ ａｎｄ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｉｍｐａｃｔ ｅｎｅｒｇｉｅｓ

能量

/ Ｊ

冲击力峰值/ Ｎ

缝合

ＥＭＡＡ

未缝合

ＥＭＡＡ

相差

/ ％

层合板吸收能量/ Ｊ

缝合

ＥＭＡＡ

未缝合

ＥＭＡＡ

相差

/ ％

１０ ３ ８３８.５７ ３ ７６７.９９ １.８７ ６.１５ ６.８７ １１.７１

１５ ５ ０５６.１３ ４ ６３７.６５ ９.０２ ９.１４ １０.３９ １３.６８

２０ ５ ４６８.２３ ５ ０２１.６１ ８.８９ １４.５０ １７.０６ １７.６６

２? ４ ＥＭＡＡ 缝线对复合材料层合板冲击损伤

影响研究

图 １０ 为未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板分别在

１０ Ｊ、１５ Ｊ、２０ Ｊ 冲击能量下的试件损伤形貌图ꎮ 由

图 １０ 可以看出ꎬ试件受冲击正面和背面均基本呈现

条形损伤分布ꎬ背面损伤小于正面损伤ꎬ且随着冲击

能量的增加ꎬ层合板损伤越发明显ꎮ 由图 １１ 可知ꎬ

在 ２０ Ｊ 冲击下ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板内部

产生大量分层损伤和纤维断裂损伤ꎮ

图 １０ 未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在不同能量冲击下损伤形貌及局部放大图

Ｆｉｇ? １０ Ｄａｍａｇｅ ｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙ ａｎｄ ｌｏｃａｌ ｍａｇｎｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｕｎｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｉｍｐａｃｔｓ

２８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 １１ 未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

在 ２０ Ｊ 冲击下内部损伤图

Ｆｉｇ? １１ Ｉｎｔｅｒｎａｌ ｄａｍａｇｅ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｕｎｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ２０ Ｊ ｉｍｐａｃｔ

对比相同冲击能量下缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合

板和未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板损伤形貌可以发

现ꎬ二者均产生了基体开裂和纤维断裂损伤ꎬ未缝合

ＥＭＡＡ 复合材料层合板基体开裂长度更大ꎬ且纤维断

裂更严重ꎬ其背面损伤均为基体开裂ꎬ同时存在少量

的纤维断裂损伤ꎬ如图 ７ 和图 １０ 所示ꎮ 由图 ８ 和图

１１ 对比可知ꎬ在相同能量冲击下ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材

料层合板分层损伤较少ꎬ且其缝线附近分层损伤较

少ꎬ未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板内部产生大量纤维

断裂损伤ꎮ 由此可知ꎬ缝入 ＥＭＡＡ 缝线使层合板韧性

增强ꎬ提高了层合板的抗冲击性能ꎮ

２? ５ 自修复作用对复合材料层合板冲击响应

和损伤影响分析

在热压固化和愈合过程中ꎬ热塑性 ＥＭＡＡ 缝线

与环氧树脂中的聚合物发生多种化学反应ꎬ但环氧

树脂的 ＴＥＴＡ 分子(三乙烯四胺)上六个可用键位的

存在ꎬ阻止了环氧树脂在固化过程中完全消耗掉环

氧树脂基团与胺基ꎬ固化结束后ꎬ在环氧树脂网络中

仍然会有未反应的胺基和环氧树脂基团[１５]

ꎮ 在愈

合过程中ꎬ愈合剂 ＥＭＡＡ 通过压力传递机制在热活

化过程中传递到裂纹平面中ꎮ 愈合过程中ꎬ较高温

ＥＭＡＡ 中的羧基会与环氧乙烷基团以及胺基团发生

化学反应ꎬ其中存在的胺基团可以作为催化剂ꎬ促进

羟基和羧基发生化学反应ꎬ形成共价键ꎬ反应式如式

(３)所示ꎮ ＥＭＡＡ 与环氧树脂在愈合过程中形成的

共价键促使 ＥＭＡＡ 粒子与环氧树脂之间形成强界面

附着力ꎬ从而促进层间快速愈合ꎮ 由式(２)和式(３)

可知ꎬ在反应过程中会有水产生ꎬ而愈合过程是处于

高温环境中ꎬ生成的水在这种环境下会形成高压气

泡ꎬ气泡膨胀ꎬ进一步形成压力传导机制ꎬ迫使修复剂

ＥＭＡＡ 流入裂纹中ꎬ从而促进层合板的损伤修复[２３]

ꎮ

由图 １２ 和表 ２ 可知ꎬ在相同能量冲击试验下ꎬ缝

合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板自修复前后吸收能量相差

无几ꎮ 这表明在第一次冲击下ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材料

层合板受到的损伤在自修复后得到了一定的修复ꎬ

其损伤消耗能量最低为修复前的 ９７? ９６％ꎬ修复后层

合板抗冲击能力与修复前层合板抗冲击能力相差

无几ꎮ

(ａ)１０ Ｊ

(ｂ)１５ Ｊ

(ｃ)２０ Ｊ

图 １２ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板自修复前后

在不同能量冲击下所得时间－能量曲线

Ｆｉｇ? １２ Ｔｈｅ ｔｉｍｅ－ｅｎｅｒｇｙ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｓｈｏｃｋｓ ｂｅｆｏｒｅ

ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ

２０２３ 年第 １０ 期 ２９

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自修复 ＥＭＡＡ 纤维束缝合复合材料抗冲击层间性能研究

表 ２ 缝合 ＥＭＡＡ 复合材料自修复前后

在不同能量冲击下所得结果

Ｔａｂｌｅ ２ Ｒｅｓｕｌｔｓ ｏｆ ｓｔｉｔｃｈｅｄ ＥＭＡＡ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｅｒｇｙ ｓｈｏｃｋｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｓｅｌｆ－ｈｅａｌｉｎｇ

能量

/ Ｊ

层合板吸收能量/ Ｊ

自修复前 自修复后

修复效率

/ ％

１０ ６.３８ ６.２５ ９７.９６

１５ ９.１４ ９.０４ ９８.９１

２０ １４.３７ １４.１１ ９８.１９

图 １３ 为缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板受到一次

冲击后自修复前后的横截面超景深显微图ꎮ 层合板

受到冲击损伤后ꎬ在层合板损伤处沿着基体损伤方

向切开ꎬ观察层合板内部侧面可知ꎬ其内部产生了分

层损伤和纤维断裂ꎮ 自修复时ꎬＥＭＡＡ 在加热加压

过程中ꎬ沿其缝线构建的三维立体网格流到层合板

损伤处ꎬ发生一系列化学反应ꎬ对层合板的损伤进行

愈合修复ꎮ 由图 １３(ｂ)可知ꎬ自修复后ꎬＥＭＡＡ 修复了

层合板的分层损伤ꎬ说明 ＥＭＡＡ 缝线对层合板层内

损伤有修复效果ꎬ提升了层合板的抗冲击能力ꎬ增强

了自修复复合材料层合板的可修复性ꎮ

(ａ)自修复前

(ｂ)自修复后

图 １３ 自修复前后层合板横截面超景深显微图

Ｆｉｇ? １３ Ｓｕｐｅｒｄｅｐｔｈ ｏｆ ｆｉｅｌｄ ｍｉｃｒｏｇｒａｐｈ ｏｆ ｃｒｏｓｓ ｓｅｃｔｉｏｎ

ｏｆ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ｈｅａｌｉｎｇ

３ 结 论

(１)冲击能量从 １０ Ｊ 增加到 ２０ Ｊꎬ缝合 ＥＭＡＡ

复合材料层合板的冲击力峰值由３ ７７１.５４ Ｎ 增大到

５ ４６８.２３ Ｎꎬ吸收的能量由 ６? ３７８ Ｊ 增大到 １４? ３６５ Ｊꎬ

在冲击下的最大位移由 ４? ９８ ｍｍ 增大到 ６? ８８ ｍｍꎮ

随着冲击能量的增加ꎬ缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板

的损伤愈加严重复杂ꎮ

(２)缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板和未缝合 ＥＭＡＡ

复合材料层合板在承受冲击力、吸收能量以及损伤

等方面展现出不同的冲击响应ꎮ 在相同的冲击能量

下ꎬ相较于未缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板ꎬ缝合 ＥＭＡＡ

复合材料层合板吸收能量最大减少 １７? ６６％ꎬ内部损

伤更小ꎬ表现出更好的抗冲击性能ꎮ

(３)缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板在受到冲击损

伤后ꎬＥＭＡＡ 缝线经过热压沿着缝线三维网络路径

填充到层合板的损伤位置进行层间修复ꎬ自修复后

其修复效率最低为 ９７? ９６％ꎬ提高了损伤层合板的抗

冲击能力ꎬ延长了缝合 ＥＭＡＡ 复合材料层合板的使

用寿命ꎬ增加了其使用可靠性及可修复性ꎬ较好地实

现了材料的自修复功能ꎮ

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(上接第 ２２ 页)

３ 结 论

本文采用数值模拟的方法ꎬ研究了冲击角度对

双层夹芯的 ＢＨＳＢ 损伤模式、冲击荷载及能量吸收

的影响ꎬ同时利用该模型进一步探究了不同冲击能

量下 ＢＨＳＢ 的倾斜冲击的动态响应ꎮ 主要结论如下:

(１)冲击角度对 ＢＨＳＢ 损伤形态、冲击力峰值及

接触时间影响显著ꎮ 随冲击角度的增大ꎬ上部蒙皮

损伤变形减小ꎬ下部蒙皮几乎无变形ꎮ 同时峰值荷

载随之减小 ２％ ~４％ꎬ接触时间延长ꎮ

(２)ＢＨＳＢ 在受到不同角度的冲击载荷时ꎬ对应

吸能存在较大差异ꎮ 由 ０°增加至 ６０°时ꎬ能量吸收

降低 １５０％ꎬ这是由于 ＢＨＳＢ 通过损伤变形达到吸能

的目的ꎬ角度增大ꎬＢＨＳＢ 的损伤减小ꎬ故 ＢＨＳＢ 整体

吸能能力逐渐降低ꎮ

(３)冲击能量对 ＢＨＳＢ 倾斜冲击下力学响应具有

显著影响ꎮ 随着冲击能量逐渐增大ꎬＢＨＳＢ 的损伤

区域增大ꎬ峰值荷载相应提高ꎬ结构产生塑性变形ꎬ

导致吸收能量增大ꎮ 冲击能由 ５ Ｊ 提高至 ２０ Ｊꎬ峰值

荷载提高 ４３％ꎬ吸能效率由 ５９％提高至 ８７％ꎮ

参考文献

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[６] ＱＩＮ Ｑꎬ ＣＨＥＮ Ｓꎬ ＬＩ Ｋꎬ ｅｔ ａｌ. Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｉｍｐａｃｔ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ｍｅｔａｌ ｈｏ￣

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[７] 谢鑫ꎬ 段玥晨ꎬ 齐佳旗. 冲击角度对铝蜂窝夹芯板低速冲击性能

的影响[Ｊ]. 复合材料科学与工程ꎬ ２０２０(４): １９－２７.

[８] ＺＨＡＮＧ Ｘꎬ ＸＵ Ｆꎬ ＺＡＮＧ Ｙꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎ￣

ｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｎ ｄａｍａｇｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌ ｓｕｂｊｅｃ￣

ｔｅｄ ｔｏ ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０２０ꎬ２３６:１１１８８２.

[９] ＧＡＯ Ｘꎬ ＺＨＡＮＧ Ｍꎬ ＨＵＡＮＧ Ｙꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ

ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｎｄｅｒ

ｂｅｎｄｉｎｇ ｌｏａｄｉｎｇ[Ｊ]. Ｔｈｉｎ－Ｗａｌｌｅｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２０ꎬ １５５: １０６９６１.

[１０] ＭＡＮＥＳ Ａꎬ ＧＩＬＩＯＬＩ Ａꎬ ＳＢＡＲＵＦＡＴＴＩ Ｃꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ

ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎｓ ｏｆ ｌｏｗ ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ ｏｎ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１３ꎬ ９９: ８－１８.

[１１] ＲＵＡＮ Ｄꎬ ＬＵ Ｇꎬ ＷＡＮＧ Ｂꎬ ｅｔ ａｌ. Ｉｎ－ｐｌａｎｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｃｒｕｓｈｉｎｇ ｏｆ

ｈｏｎｅｙｃｏｍｂｓ－ａ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｔｕｄｙ[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｉｍ￣

ｐａｃｔ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２００３ꎬ ２８(２): １６１－１８２.

[１２] 于鹏山ꎬ 刘志芳ꎬ 李世强. 新型仿生蜂窝结构的设计与耐撞性

能分析[Ｊ]. 高压物理学报ꎬ ２０２２ꎬ ３６(１): １４９－１６０.

[１３] ＳＡＢＡＨ Ｓ Ｈ Ａꎬ ＫＵＥＨ Ａ Ｂ Ｈꎬ Ａｌ－ＦＡＳＩＨ Ｍ Ｙ. Ｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅ ｌｏｗ－

ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ａｎｄ ｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌ ｓａｎｄｗｉｃｈ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｅａｍｓ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１７ꎬ

１４９: ６４－７４.

[１４] ＳＡＢＡＨ Ｓ Ｈ Ａꎬ ＫＵＥＨ Ａ Ｂ Ｈꎬ Ａｌ－ＦＡＳＩＨ Ｍ Ｙ. Ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｖｓ.

ｃｏｎｖｅｎｔｉｏｎａｌ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍｓ: Ａ ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｒｅｐｅａｔｅｄ ｉｍｐａｃｔ ｂｅ￣

ｈａｖｉｏｒ ｅｘｐｌｏｒａｔｉｏｎ[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１８ꎬ

１６９: １９３－２０４.

[１５] ＨＡ Ｎ Ｓꎬ ＬＵ Ｇꎬ ＸＩＡＮＧ Ｘ. Ｅｎｅｒｇｙ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｈｏ￣

ｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｐａｎｅｌ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ ２０１９ꎬ

５４(８): ６２８６－６３００.

[ １６] ＳＡＢＡＨ Ｓ Ｈ Ａꎬ ＫＵＥＨ Ａ Ｂ Ｈꎬ ＢＵＮＮＯＲＩ Ｎ Ｍ. Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ｍａｐｓ

ｏｆ ｂｉｏ－ｉｎｓｐｉｒｅｄ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｂｅａｍｓ ｕｎｄｅｒ ｒｅｐｅａｔｅｄ ｌｏｗ－ｖｅｌｏｃｉｔｙ ｉｍｐａｃｔ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１９ꎬ １８２: １０７７８５.

２０２３ 年第 １０ 期 ３１

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表面积比对固体浮力材料吸水率的影响

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００５

表面积比对固体浮力材料吸水率的影响

林守强１

ꎬ 杨 转１∗

ꎬ 刘 刚２

ꎬ 黄 辉２

ꎬ 陈妙谋１

ꎬ 黄 鑫１

ꎬ 陈大江３

ꎬ 郝 静１

(１? 中海油深圳海洋工程技术服务有限公司ꎬ 深圳 ５１８０００ꎻ ２? 台州中浮新材料科技股份有限公司ꎬ 临海 ３１７００５ꎻ

３? 中海油有限湛江分公司ꎬ 湛江 ５２４０００)

摘要: 不同形状和尺寸的固体浮力材料在相同水压环境下的吸水率不同ꎬ其表面积与体积的比值ꎬ即表面积比ꎬ是影响吸

水率的主要因素之一ꎮ 为研究固体浮力材料表面积比与其吸水率的关系ꎬ对不同表面积比的固体浮力材料试样在 １０ ＭＰａ 和

２０ ＭＰａ 水压环境下进行了累计 ３０ ｄ 的水压试验ꎬ得到了累计吸水率随表面积比增加而增加的对应趋势ꎮ 基于菲克定律ꎬ推导

了水在浮力材料内部扩散的动力学方程ꎬ得到了吸水率与组合参数 (Ｓ / Ｖ) ｔ 的线性关系ꎬ并通过与试验数据对比进行了验证ꎮ

结果表明在相同水压环境和保压时间下ꎬ固体浮力材料的吸水率与其表面积比成正比ꎮ 该结论对工程设计和分析具有指导

意义ꎮ

关键词: 固体浮力材料ꎻ 吸水率ꎻ 表面积比ꎻ 水压ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００３２－０５

Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｏｎ ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓ

ＬＩＮ Ｓｈｏｕｑｉａｎｇ

１

ꎬ ＹＡＮＧ Ｚｈｕａｎ

１∗

ꎬ ＬＩＵ Ｇａｎｇ

２

ꎬ ＨＵＡＮＧ Ｈｕｉ

２

ꎬ ＣＨＥＮ Ｍｉａｏｍｏｕ

１

ꎬ

ＨＵＡＮＧ Ｘｉｎ

１

ꎬ Ｃｈｅｎ Ｄａｊｉａｎｇ

３

ꎬ ＨＡＯ Ｊｉｎｇ

１

(１? ＣＮＯＯＣ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｏｌｕｔｉｏｎｓ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｓｈｅｎｚｈｅｎ ５１８０００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｔａｉｚｈｏｕ ＣＢＭ－Ｆｕｔｕｒｅ Ｎｅｗ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ Ｓｃｉｅｎｃｅ ＆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｌｉｎｈａｉ ３１７００５ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? Ｃｈｉｎａ Ｎａｔｉｏｎａｌ Ｏｆｆｓｈｏｒｅ Ｏｉｌ Ｃｏｒｐｏｒａｔｉｏｎ Ｚｈａｎｊｉａｎｇ Ｂｒａｎｃｈꎬ Ｚｈａｎｊｉａｎｇ ５２４０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｕｎｄｅｒ ａ ｃｅｒｔａｉｎ ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｖａｒｉｅｓ ｗｉｔｈ

ｔｈｅｉｒ ｓｉｚｅｓ ａｎｄ ｓｈａｐｅｓ. Ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｉｓ ｏｎｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍａｊｏｒ ｆａｃｔｏｒｓ ｔｈａｔ ａｆｆｅｃｔ ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

ｒａｔｅ. Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｉｓ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐꎬ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌ ｓａｍｐｌｅｓ ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅ￣

ｐａｒｅｄ ａｎｄ ｔｅｓｔｅｄ ｕｎｄｅｒ ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅｓ ｏｆ １０ ＭＰａ ａｎｄ ２０ ＭＰａ ｆｏｒ ｕｐ ｔｏ ３０ ｄａｙｓ. Ｔｈｅ ｃｕｍｕｌａｔｉｖｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐ￣

ｔｉｏｎ ｒａｔｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｐｌｅｓ ａｒｅ ｆｏｕｎｄ ｔｏ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ. Ａ ｋｉｎｅｔｉｃｓ ｆｏｒｍｕｌａ ｄｅｓｃｒｉｂｉｎｇ ｔｈｅ ｐｒｏｐａ￣

ｇａｔｉｏｎ ｏｆ ｗａｔｅｒ ｉｎ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｉｓ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｂａｓｅｄ ｏｎ Ｆｉｃｋ’ｓ Ｌａｗ. Ａ ｌｉｎｅａｒ ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｗａ￣

ｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ａｎｄ ａ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒ (Ｓ / Ｖ) ｔ ｈａｓ ｂｅｅｎ ｄｅｒｉｖｅｄ ａｎｄ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｍｅａｓ￣

ｕｒｅｄ ｄａｔａ. Ｔｈｅ ｆｉｎｄｉｎｇｓ ｉｎｄｉｃａｔｅ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｉｓ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎａｌ ｔｏ ｉｔｓ ａｒｅａ

ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｎｄ ｆｏｒ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｐｅｒｉｏｄ ｏｆ ｔｉｍｅꎬ ｗｈｉｃｈ ｏｆｆｅｒｓ ａ ｍｅａｎｉｎｇｆｕｌ ｇｕｉｄ￣

ａｎｃｅ ｔｏ ｔｈｅ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｓｕｃｈ ｍａｔｅｒｉａｌｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌｓꎻ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅꎻ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏꎻ ｈｙｄｒｏｓｔａｔｉｃ ｐｒｅｓｓｕｒｅꎻ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２３－０５－３１

基金项目: 中海油 “三新三化” 项目 (ＪＴＫＹ－ＳＸＳＨ－２０２１－ＧＣ－０１)

作者简介: 林守强 (１９７１—)ꎬ 男ꎬ 高级工程师ꎬ 学士ꎬ 主要从事水下生产系统安装、 维修、 拆除方面的工作ꎮ

通讯作者: 杨转 (１９９１—)ꎬ 女ꎬ 工程师ꎬ 硕士ꎬ 主要从事海洋工程结构方面的工作ꎬ ｙａｎｇｚｈｕａｎ＠ｃｏｏｅｃ? ｃｏｍ? ｃｎꎮ

固体浮力材料是一种由空心玻璃微珠等轻质填

料填充到聚合物基体中制成的高性能复合材料ꎬ因

为具有密度小、强度高、吸水率小、化学稳定性好、隔

热性能优异的特点ꎬ被作为浮力材料广泛应用于海

洋工程中ꎮ 随着科学技术的发展ꎬ人们对海洋的开

发和探索越来越深入ꎬ深潜设备的潜水深度不断增

大ꎬ对固体浮力材料的性能要求也越来越高[１－２]

ꎮ

研究适用于深海的高强度固体浮力材料仍然是我国

相关技术领域的研究重点[３－５]

ꎮ

固体浮力材料长期服役于深海超高静水压力环

３２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

境下ꎬ其性能会受到较大的影响ꎮ 其中最主要的性

能参数是强度和吸水率ꎬ二者直接关系到材料的浮

力损失ꎬ从而影响深海设备的安全性能和使用寿

命[６]

ꎮ 深海环境下吸水率是固体浮力材料的一个关

键性指标ꎮ 影响固体浮力材料吸水率的因素分为外

因(如水压、温度等)和内因(如基体树脂、空心玻璃

微珠、偶联剂等)ꎮ

在内因方面ꎬ曹成昊等[７－８] 研究了基体树脂的

种类和质量分数对固体浮力材料吸水率的影响ꎬ通过

材料选型和配方优化降低浮力材料的吸水率ꎮ 龙宇

飞等[９]研究了偶联剂种类和添加量对固体浮力材料

吸水率的影响ꎬ发现增加树脂与微珠之间的界面作

用力可以降低固体浮力材料的吸水率ꎮ 马志超等[１０]

和王鹏[１１]研究了空心玻璃微珠的强度和填充量对

固体浮力材料吸水率的影响ꎬ发现吸水率随空心玻

璃微珠强度的升高而减低ꎬ随着空心玻璃微珠填充

量的增加而升高ꎮ

在外因方面ꎬＧｉｍｅｎｅｚ 等[１２] 研究了浮力材料在

高水压和高温度环境下的湿老化行为ꎬ并指出高压

和高温环境会导致浮力材料树脂基体的老化以及空

心玻璃微珠的水解ꎬ从而导致高吸水率ꎮ Ｃｈｏｑｕｅｕｓｅ

等[１３]研究了浮力材料在静水压和剪切应力联合作用

下的吸水率和力学行为ꎬ并提出了一种创新性的多

应力耦合测试方法ꎮ Ｂｒｉｎｉ 等[１４] 使用迭代算法建立

了一个预测浮力材料在水压环境下力学性能变化的

微观力学模型ꎬ可以计算浮力材料在特定工况下的

大致使用寿命ꎮ

除材料组成和环境影响因素之外ꎬ表面积比(即

表面积 Ｓ 与体积 Ｖ 的比值ꎬＳ / Ｖ)对固体浮力材料的

吸水率也有较大影响ꎮ 在实际工程应用中ꎬ浮力材

料产品通常由于结构适配性需要而设计为异形结

构ꎮ 不同的表面积比会造成不同形状浮力块吸水率

的差异ꎮ 本研究针对在高静水压环境下工作的固体

浮力材料ꎬ通过试验数据和理论分析推导ꎬ建立了吸

水率和表面积比之间的关系ꎬ为工程设计、测试验证

和实际应用提供了参考ꎬ并为后续相关研究打下了

实验与理论的基础ꎮ

１ 试 验

１? １ 试样制备

本研究中ꎬ使用双酚 Ａ 环氧树脂为基体ꎬ以真

密度为 ０? １５ ｇ / ｃｍ

３的空心玻璃微珠为填充相制备固

体浮力材料样品ꎬ主要添加剂包括缩水甘油醚稀释

剂、甲基四氢苯酐固化剂、硅烷偶联剂和胺类促进剂

等ꎮ 通过物理搅拌各组分材料形成浆料ꎬ将浆料填

入模具后加温固化成型ꎮ 制得的固体浮力材料名义

密度为 ０? ４０ ｇ / ｃｍ

３

ꎮ 通过机械切割将材料制成不同

表面积比的试样ꎬ试样类型和具体规格尺寸如表 １

所示ꎮ

表 １ 固体浮力材料试样

Ｔａｂｌｅ １ Ｓｏｌｉｄ ｂｕｏｙａｎｃｙ ｍａｔｅｒｉａｌ ｓａｍｐｌｅ

名义密度

/ (ｇ / ｃｍ

３

)

类型

编号

试样尺寸

/ ｍｍ

表面积 Ｓ

/ ｍｍ

２

体积 Ｖ

/ ｍｍ

３

表面积比 Ｓ / Ｖ

/ ｍｍ

－１

０.４０

Ⅰ ２５×２５×１２.５ ２ ５００ ７ ８１２.５ ０.３２

Ⅱ ２５×２５×２５ ３ ７５０ １５ ６２５ ０.２４

Ⅲ ２５×２５×５０ ６ ２５０ ３１ ２５０ ０.２０

Ⅳ ５０×５０×２５ １０ ０００ ６２ ５００ ０.１６

Ⅴ ５０×５０×５０ １５ ０００ １２５ ０００ ０.１２

Ⅵ ５０×５０×１００ ２５ ０００ ２５０ ０００ ０.１０

１? ２ 测试方法

分别在 １０ ＭＰａ 和 ２０ ＭＰａ 静水压环境下对固体

浮力材料样品进行水压试验ꎮ 具体试验步骤如下:

首先测量试样的原始重量ꎬ记为 ｍ０ ꎻ将试样放入水

压罐中ꎬ缓慢加压至目标测试压力并保压ꎬ保压过程

中允许压力波动范围为±０? ５ ＭＰａꎻ分别在累计保压

１ ｄ、２ ｄ、４ ｄ、７ ｄ、１４ ｄ、２１ ｄ 和 ３０ ｄ 后取出试样ꎬ擦

拭掉试样表面的残水后进行称重ꎬ记为 ｍｎ(ｎ 为累计

保压天数)ꎻ按照式(１)计算累计保压 ｎ ｄ 后的累计

吸水率 ＷＡｎ ꎮ

ＷＡｎ

＝

ｍｎ

－ ｍ０

ｍ０

× １００％ (１)

１? ３ 设备及仪器

称重仪器采用电子天平ꎬ精度为０.０００ １ ｇꎬ量程

为 ２００ ｇꎮ 水压测试设备罐体内径为 ２００ ｍｍꎬ有效

长度为 ２５０ ｍｍꎬ最大工作水压为 ５０ ＭＰａꎮ 水压测

试设备加、卸压泵组及阀门都由计算机根据液压传

感器的信号进行控制ꎬ可实现自动升压、补压和卸

压ꎮ 测试媒介使用常温清水ꎮ

２ 结果与讨论

２? １ 测试结果

固体浮力材料试样在 １０ ＭＰａ 和 ２０ ＭＰａ 水压下

的累计吸水率测试结果分别如表 ２ 和表 ３ 所示ꎮ 图

１(ａ)和图 １(ｂ)分别为试样在 １０ ＭＰａ 和 ２０ ＭＰａ 水

２０２３ 年第 １０ 期 ３３

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表面积比对固体浮力材料吸水率的影响

压下时ꎬ吸水率随保压时间变化的趋势ꎮ 由图 １ 可

知ꎬ所有试样的吸水率随保压时间增加而增加ꎬ但吸

水率增加的速率随保压时间的增加有减缓的趋势ꎮ

相比 １０ ＭＰａꎬ试样在 ２０ ＭＰａ 水压下的吸水率和吸

水率增加速率明显更高ꎮ

表 ２ 试样在 １０ ＭＰａ 水压下的累计吸水率

Ｔａｂｌｅ ２ Ａｃｃｕｍｕｌａｔｅｄ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｐｌｅ ｕｎｄｅｒ １０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

类型

编号

Ｓ / Ｖ

/ ｍｍ

－１

１０ ＭＰａ 水压下的累计吸水率/ ％

１ ｄ

平均 标准差

２ ｄ

平均 标准差

４ ｄ

平均 标准差

７ ｄ

平均 标准差

１４ ｄ

平均 标准差

２１ ｄ

平均 标准差

３０ ｄ

平均 标准差

Ⅰ ０.３２ ０.９０ ０.２４ ２.５８ ０.２８ ３.４６ ０.２０ ５.５８ ０.３４ ６.８９ ０.３２ ７.１６ ０.４４ ９.１２ ０.４８

Ⅱ ０.２４ ０.６５ ０.１２ １.６２ ０.１８ ２.５４ ０.１８ ４.３７ ０.２３ ５.６４ ０.２３ ５.３６ ０.２６ ７.１５ ０.４０

Ⅲ ０.２０ ０.３６ ０.０９ １.３１ ０.０８ ２.０２ ０.１９ ３.５５ ０.２１ ４.５９ ０.１６ ４.５８ ０.３１ ６.１０ ０.３３

Ⅳ ０.１６ ０.３４ ０.０８ １.０３ ０.１９ １.６９ ０.１４ ２.８０ ０.１６ ３.７９ ０.２４ ３.７１ ０.３１ ４.８４ ０.４４

Ⅴ ０.１２ ０.２５ ０.０４ ０.６４ ０.１０ １.１９ ０.０９ ２.２５ ０.１２ ２.９９ ０.２１ ２.９１ ０.１８ ３.８８ ０.２１

Ⅵ ０.１０ ０.１０ ０.０６ ０.４６ ０.０５ ０.８５ ０.０７ １.７３ ０.０９ ２.２５ ０.１２ ２.２５ ０.１３ ３.０１ ０.１９

表 ３ 试样在 ２０ ＭＰａ 水压下的累计吸水率

Ｔａｂｌｅ ３ Ａｃｃｕｍｕｌａｔｅｄ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｐｌｅ ｕｎｄｅｒ ２０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

类型

编号

Ｓ / Ｖ

/ ｍｍ

－１

２０ ＭＰａ 水压下的累计吸水率/ ％

１ ｄ

平均 标准差

２ ｄ

平均 标准差

４ ｄ

平均 标准差

７ ｄ

平均 标准差

１４ ｄ

平均 标准差

２１ ｄ

平均 标准差

３０ ｄ

平均 标准差

Ⅰ ０.３２ ２.５１ ０.４２ ４.０８ ０.５６ ６.１３ ０.８９ １１.９２ １.９５ １４.０５ ２.６８ １７.７３ ３.２０ ２０.５４ ３.４６

Ⅱ ０.２４ ２.０６ ０.２３ ３.３４ ０.２１ ５.０２ ０.３６ ９.７６ ０.６０ １２.０２ ０.４１ １５.３９ ０.６８ １７.４４ ０.６８

Ⅲ ０.２０ １.３３ ０.２４ ２.３４ ０.３９ ３.６４ ０.６６ ６.９８ １.３１ ８.４７ １.６８ １１.６６ ２.３０ １２.９６ ２.２１

Ⅳ ０.１６ １.３０ ０.０９ ２.１８ ０.１３ ３.４４ ０.２２ ６.５７ ０.３０ ８.０２ ０.４１ １１.０６ ０.５０ １２.１７ ０.８２

Ⅴ ０.１２ ０.８２ ０.１２ １.４３ ０.１５ ２.４７ ０.１７ ４.６４ ０.２４ ５.９２ ０.３２ ７.５４ ０.６４ ８.５１ ０.５８

Ⅵ ０.１０ ０.５３ ０.０８ ０.９９ ０.１３ １.８０ ０.２４ ３.４８ ０.４６ ４.２９ ０.５２ ５.５７ ０.７５ ６.１８ １.０９

(ａ)１０ ＭＰａ 水压下

(ａ)Ｕｎｄｅｒ １０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

(ｂ)２０ ＭＰａ 水压下

(ｂ)Ｕｎｄｅｒ ２０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

图 １ 试样的吸水率随保压时间变化曲线

Ｆｉｇ? １ Ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ

ｓａｍｐｌｅ ｗｉｔｈ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｈｏｌｄｉｎｇ ｔｉｍｅ

３４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

固体浮力材料试样的表面积比对吸水率有明显

的影响:在相同水压和保压时间下ꎬ表面积比越大的

试样吸水率越大ꎮ 累计保压时间越长ꎬ表面积比造

成的吸水率差别越显著ꎮ 在较高静水压力下ꎬ表面

积比造成的吸水率差别也较大ꎮ

图 ２(ａ)和图 ２(ｂ)分别为试样在 １０ ＭＰａ 和 ２０

ＭＰａ 水压下时ꎬ吸水率随表面积比变化的趋势ꎮ 由

图 ２ 可知ꎬ在相同水压环境和保压时间条件下ꎬ试样

的吸水率随表面积比的增加而增加ꎬ且几乎呈线性

关系ꎮ 随着保压时间增加ꎬ吸水率－表面积比斜率增

加ꎮ 这说明表面积比对吸水率的影响随保压时间增

加而变大ꎮ

(ａ)１０ ＭＰａ 水压下

(ａ)Ｕｎｄｅｒ １０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

(ｂ)２０ ＭＰａ 水压下

(ｂ)Ｕｎｄｅｒ ２０ ＭＰａ ｗａｔｅｒ ｐｒｅｓｓｕｒｅ

图 ２ 试样的吸水率随表面积比变化曲线

Ｆｉｇ? ２ Ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ

ｓａｍｐｌｅ ｗｉｔｈ ｓｕｒｆａｃｅ ａｒｅａ ｔｏ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ

２? ２ 分析与建模

固体浮力材料的吸水机理主要由树脂基体吸水、

树脂/ 微珠界面吸水和微珠破损吸水三部分构成ꎮ 水

在聚合物中的扩散过程比较复杂ꎬ一般认为水通过

占据自由体积并与聚合物中的亲水基团形成氢键ꎬ

再进一步扩散进入密集交联区域[１５]

ꎮ 树脂/ 微珠界

面吸水和微珠破损吸水都主要是由水压作用造成的

材料物理损伤引起的[９－１０]

ꎬ水通过占据界面缝隙或

微珠空腔进行扩散ꎮ 同时ꎬ上述三种吸水机理并非相

互独立ꎬ而是有一定的协同作用:界面吸水和微珠破

损吸水增大了树脂基体和水的接触面积ꎬ进而增大

了树脂基体的吸水率ꎻ树脂基体的吸水降低了其自

身的力学性能ꎬ减少了对微珠的保护作用和界面的

强度ꎬ从而进一步增加了界面吸水和微珠破损的

概率ꎮ

从上述分析可见ꎬ浮力材料的吸水机理较为复

杂ꎬ其包含了水在聚合物基体中的扩散ꎬ由于复合材

料复杂微观结构造成的扩散以及两者之间的相互促

进作用ꎮ 参考水在颗粒填充复合材料中的扩散动力

学研究[１６]

ꎬ可以采用菲克定律对浮力材料的吸水行

为进行半经验式的描述:

∂ｃ

∂ｔ

＝ Ｄ?

∂

２

ｃ

∂ｘ

２

(２)

式中:ｃ 为某一时刻水在材料内部某一位置的浓度ꎬ

ｃ ＝ ｃ(ｘꎬｔ)ꎻＤ 为扩散系数ꎬ一般为温度和水压强度的

函数ꎬ对于工作温度一定的浮力材料而言ꎬＤ 与水压

大小有关ꎬＤ ＝ Ｄ(Ｐ)ꎮ 水压对浮力材料吸水率的影

响隐含在扩散系数 Ｄ 中ꎮ 浮力材料吸水问题的初

始条件为:

ｔ ＝ ０ 时ꎬ ｘ ＝ ０ꎬ ｃ ＝ ∞ ꎻ ｘ≠０ꎬ ｃ ＝ ０ (３)

边界条件为:

ｔ≥０ 时ꎬ ｘ ＝ ∞ ꎬ ｃ ＝ ０ (４)

假设浮力材料与水接触的表面积为 Ｓꎬ通过式

(２)至式(４)可以求得:

ｃ(ｘꎬｔ)∝

Ｓ

πＤｔ

ｅｘｐ

－ ｘ

２

４Ｄｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷ (５)

则总体积为 Ｖ 的浮力材料的吸水率 ＷＡ 为:

ＷＡ ＝

∫ｃ(ｘꎬｔ)ｄｘ

Ｖ

∝

Ｓ

Ｖ

ｔ (６)

由式(６) 可知ꎬ浮力材料的吸水率与组合参数

(Ｓ / Ｖ) ｔ 成正比ꎮ 式中: Ｓ / Ｖ 即为浮力材料的表面

积比ꎻｔ 为在某一水压环境下的保压时间ꎮ 从式(６)

中可以看到ꎬ表面积比越大ꎬ保压时间越长ꎬ浮力材

料的吸水率就越高ꎮ

根据表 ２ 与表 ３ 中的吸水率及试样表面积比和

保压时间数据ꎬ分别绘制试样在 １０ ＭＰａ 和 ２０ ＭＰａ

水压下的吸水率与组合参数 (Ｓ / Ｖ) ｔ 的关系曲线ꎬ

如图 ３ 所示ꎮ 由图 ３ 可知ꎬ试样的吸水率与组合参

数 (Ｓ / Ｖ) ｔ 呈近似线性关系ꎬ与式(６)一致ꎮ 同时ꎬ

“吸水率－ (Ｓ / Ｖ) ｔ ”的斜率与水压有关ꎬ且水压越

２０２３ 年第 １０ 期 ３５

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表面积比对固体浮力材料吸水率的影响

大ꎬ斜率越大ꎮ 综上所述ꎬ浮力材料在某一水压环境

下的累计吸水率与其表面积比和保压时间的平方根

的乘积成正比ꎮ

图 ３ 浮力材料试样的吸水率随组合参数

(Ｓ / Ｖ) ｔ 的变化曲线

Ｆｉｇ? ３ Ｔｈｅ ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｏｆ ｂｕｏｙａｎｃｙ

ｍａｔｅｒｉａｌ ｓａｍｐｌｅｓ ｗｉｔｈ ｃｏｍｂｉｎｅｄ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ (Ｓ / Ｖ) ｔ

３ 结 论

通过测试不同表面积比的浮力材料试样分别在

１０ ＭＰａ 和 ２０ ＭＰａ 水压下的累计吸水率ꎬ研究了吸水

率与表面积比的关系ꎮ 通过理论推导得出了浮力材

料吸水率与组合参数 (Ｓ / Ｖ) ｔ 的线性关系ꎬ并与试

验数据进行了对比验证ꎮ 通过本研究可以得到以下

结论:

(１)在相同水压和保压时间下ꎬ浮力材料的表

面积比越大ꎬ吸水率越大ꎬ且二者呈现出线性关系ꎮ

(２)累计保压时间越长ꎬ表面积比造成的吸水

率差别越显著ꎮ

(３)在较高静水压力下ꎬ表面积比造成的吸水

率差别较大ꎮ

(４)浮力材料的吸水率与组合参数 (Ｓ / Ｖ) ｔ 呈

线性关系ꎮ 其斜率与水压有关ꎬ且水压越大ꎬ斜率越大ꎮ

综上所述ꎬ采用菲克定律可以半经验式地定量

描述浮力材料在水压作用下的吸水率ꎬ其结果与试

验数据吻合较好ꎮ 下一步将针对浮力材料吸水的各

个机理以及它们之间的协同作用建立微观力学、动

力学模型ꎬ明确各个作用因素的具体影响ꎬ并通过材

料表征进一步验证理论的正确性ꎮ

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３６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００６

芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和

混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

冯振宇１ꎬ２

ꎬ 甄婷婷１ꎬ２

ꎬ 高斌元１ꎬ２

ꎬ 解 江１ꎬ２∗

(１? 中国民航大学 安全科学与工程学院ꎬ 天津 ３００３００ꎻ ２? 民用航空器适航审定技术重点实验室ꎬ 天津 ３００３００)

摘要: 为探究芳纶纤维和超高分子量聚乙烯(Ｕｌｔｒａ－Ｈｉｇｈ Ｍｏｌｅｃｕｌａｒ Ｗｅｉｇｈｔ ＰｏｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅꎬＵＨＭＷＰＥ)纤维织物的抗爆特性ꎬ

采用 ＬＳ－ＤＹＮＡ Ｒ１１ 建立了纤维织物爆炸冲击有限元仿真分析模型ꎬ并通过对比纤维织物爆炸试验中织物的动态响应、失效模

式和测点超压曲线验证了模型的有效性ꎮ 等面密度条件下ꎬ在同一爆距和当量下对不同层叠方式和层叠比例的织物进行爆炸

冲击数值分析ꎬ从失效模式、超压衰减能力两个方面进行抗爆能力分析ꎬ结果表明ꎬ先 Ａ 后 Ｂ 式铺层与 ＡＢ 交替铺层两种层叠方

式相比ꎬ前者能够更好地阻挡冲击波超压ꎮ 不考虑爆炸火球影响的情况下ꎬ织物的抗爆能力随 ＵＨＭＷＰＥ 织物的比例增大而不断

增强ꎮ 在层叠数为 １２ 层时ꎬ混叠织物抗爆结构采用迎爆面 ６ 层芳纶织物、背爆面 ６ 层 ＵＨＭＷＰＥ 织物的组合形式抗爆性能最佳ꎮ

关键词: 纤维织物ꎻ 爆炸冲击ꎻ 动态响应ꎻ 铺叠方式ꎻ 混杂比ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００３７－１０

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｌａｙｕｐ ｍｅｔｈｏｄ ａｎｄ ｂｌｅｎｄｉｎｇ ｒａｔｉｏ ｏｆ ａｒａｍｉｄ ａｎｄ

ＵＨＭＷＰＥ ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃｓ ｏｎ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｔｏ ｂｌａｓｔ ｌｏａｄｉｎｇ

ＦＥＮＧ Ｚｈｅｎｙｕ

１ꎬ２

ꎬ ＺＨＥＮ Ｔｉｎｇｔｉｎｇ

１ꎬ２

ꎬ ＧＡＯ Ｂｉｎｙｕａｎ

１ꎬ２

ꎬ ＸＩＥ Ｊｉａｎｇ

１ꎬ２∗

(１? Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｓａｆｅｔｙ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｃｉｖｉｌ Ａｖｉａｔｉｏｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｃｈｉｎａꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｃｉｖｉｌ Ａｉｒｃｒａｆｔ Ａｉｒｗｏｒｔｈｉｎｅｓｓ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ＣＡＡＣꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｂｌａｓｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ｏｆ ａｒａｍｉｄ ｆｉｂｅｒ ａｎｄ ｕｌｔｒａ－ｈｉｇｈ ｍｏｌｅｃｕｌａｒ ｗｅｉｇｈｔ ｐｏ￣

ｌｙｅｔｈｙｌｅｎｅ (ＵＨＭＷＰＥ) ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃꎬ ＬＳ－ＤＹＮＡ Ｒ１１ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｅｓｔａｂｌｉｓｈ ａ ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ

ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｍｏｄｅｌꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｖａｌｉｄｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｗａｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅꎬ ｆａｉｌｕｒｅ

ｍｏｄｅｓ ａｎｄ ｍｅａｓｕｒｅｄ ｐｏｉｎｔ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆａｂｒｉｃ ｉｎ ｔｈｅ ｔｅｓｔ. Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ ｗａｓ

ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｏｎ ｆａｂｒｉｃｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄｓ ａｎｄ ｌａｉｎａｔｉｏｎ ｒａｔｉｏｓ ａｔ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｂｌａｓｔ ｄｉｓｔａｎｃｅ ａｎｄ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ

ｕｎｄｅｒ ｅｑｕａｌ ｓｕｒｆａｃｅ ｄｅｎｓｉｔｙ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ. Ｔｈｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｂｌａｓｔ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｆｒｏｍ ｔｗｏ ａｓｐｅｃｔｓ: ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ａｎｄ ｏｖｅｒｐｒｅｓ￣

ｓｕｒｅ ｄｅｃａｙ ｃａｐａｃｉｔｙꎬ ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ａｌｔｅｒｎａｔｅ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｆａｂｒｉｃꎬ ｓｅｑｕｅｎｔｉａｌ ｌａｍｉｎａｔｅｄ ｆａｂｒｉｃ ｃａｎ

ｂｅｔｔｅｒ ｂｌｏｃｋ ｔｈｅ ｓｈｏｃｋ ｗａｖｅ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ. Ｗｉｔｈｏｕｔ ｃｏｎｓｉｄｅｒｉｎｇ ｔｈｅ ｉｍｐａｃｔ ｏｆ ｔｈｅ ｂｌａｓｔ ｆｉｒｅｂａｌｌꎬ ｔｈｅ ｆａｂｒｉｃ ｂｌａｓｔ ｒｅｓｉｓｔ￣

ａｎｃｅ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎ ｏｆ ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃ. Ｆｏｒ １２ ｓｔａｃｋｉｎｇ ｌａｙｅｒｓꎬ ｔｈｅ ａｎｔｉ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｍｉｘｅｄ ｆａｂｒｉｃ ａｄｏｐｔｓ ａ ｃｏｍｂｉｎａｔｉｏｎ ｏｆ ｓｉｘ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ａｒａｍｉｄ ｆａｂｒｉｃ ｏｎ ｔｈｅ ｆｒｏｎｔ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｓｕｒｆａｃｅ ａｎｄ ｓｉｘ

ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃ ｏｎ ｔｈｅ ｂａｃｋ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｓｕｒｆａｃｅꎬ ｗｈｉｃｈ ｈａｓ ｔｈｅ ｂｅｓｔ ａｎｔｉ ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｆｉｂｅｒ ｆａｂｒｉｃｓꎻ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔꎻ ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅꎻ ｓｔａｃｋｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄꎻ ｍｉｘｉｎｇ ｒａｔｉｏꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０８－１７

基金项目: 多层介质复合板弹道冲击性能的多尺度分析技术研究 (ＡＳＦＣ－２０１９４１０６７００１)

作者简介: 冯振宇 (１９６６—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 教授ꎬ 从事航空器适航审定技术、 飞机结构强度与客舱安全理论及工程应用方面的研究ꎮ

通讯作者: 解江 (１９８２—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副研究员ꎬ 从事民用航空器结构强度与客舱安全的适航审定技术方面的研究ꎬ ｘｉｅｊｉａｎｇ５＠１２６? ｃｏｍꎮ

机上爆炸事故威胁了民航客机安全ꎬ为了降低

爆炸物在客舱内部爆炸引起飞机解体的风险ꎬＦＡＡ

ＡＣ ２５? ７９５－６

[１] 中指出可以采用抗爆容器来处置客

舱内部发现的疑似爆炸物ꎮ 民航客机的抗爆装置应

该满足质量轻、体积小、包容能力强等特点ꎮ 随着材

料科学不断发展ꎬ研究者发现高性能纤维具有优异

的抗爆性能ꎮ 研究一款以高性能纤维为主要材质的

抗爆容器具有前景及意义ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ３７

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芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

在高性能纤维织物抗冲击仿真研究方面ꎬＣｈｕｎ

[２]

研究了空气冲击波作用下柔性帐篷结构的动态响

应ꎬ模拟了冲击波在柔性结构内部的传播过程ꎬ并与

试验进行了对比ꎬ结果表明基于计算流体力学和结

构动力学的流固耦合方法能够用来分析内爆载荷下

柔性结构的动态响应过程ꎮ 崔小杰等[３]将水和泡沫

铝作为防护层ꎬＫｅｖｌａｒ 织物作为包裹层ꎬ设计了一种

柔性防护结构ꎬ并采用欧拉多物质算法建立了二维

数值仿真模型ꎬ参照经验公式ꎬ选择适当的比例距离

设置超压测点ꎬ通过对比测点超压峰值和正压作用

时间ꎬ研究结构对爆炸冲击波的防护效果ꎬ结果表明

由内到外依次为泡沫铝、水和 Ｋｅｖｌａｒ 织物的柔性结

构能够较好地减小冲击波超压峰值ꎬ并能够延长正

压作用时间ꎮ ２０１４ 年ꎬＺｈａｎｇ 等[４－５] 采用 ＬＳ－ＤＹＮＡ

获得了 ５~２０ ｋｇ ＴＮＴ 爆炸冲击波作用下由 ＵＨＭＷＰＥ

织物制成的柔性防爆墙后的压力流场分布规律ꎬ发

现墙后的压力存在两个主要的峰值ꎬ结合流体密度

云图发现ꎬ墙后存在绕射波和透射波ꎬ透射压力峰值

与墙体变形速率相关ꎮ 柔性墙能够有效抵抗小当量

爆炸物ꎬ墙后压力与墙的高度、厚度以及比例距离相

关ꎮ 此外ꎬ他还发现布的厚度也是影响其动态响应

和失效模式的重要因素ꎮ 解江等[６] 采用 ＬＳ－ＤＹＮＡ

建立了芳纶织物爆炸冲击数值分析模型ꎬ发现织物

在受到爆炸载荷作用时会产生边界撕裂和中心区域

穿孔的损伤模式ꎬ变铺层角度的织物具有更好的抗

穿孔能力ꎮ Ｚｈａｎｇ 等[５]采用壳单元和膜单元对织物

在爆炸冲击载荷作用下的动态响应进行了模拟ꎬ发

现采用膜单元来模拟柔性防爆墙更为合理ꎮ 此外ꎬ

他还提出了基于最大主应变的失效准则来讨论柔性

壁的动态破坏形式ꎮ

由于力学性能的差异ꎬ不同材料在受到冲击力时

会表现出不同的性能ꎮ 国内外针对多种材料混杂铺

层靶板的抗冲击能力进行了大量研究ꎮ Ｍｕｈｉ 等[７]

将 Ｋｅｖｌａｒ ２９ 片材加入 Ｅ－玻璃纤维复合材料中的不

同位置得到混杂复合材料靶板ꎬ实验结果显示ꎬ相比

纯玻璃纤维复合材料ꎬ混杂复合材料的防弹性能得到

显著提高ꎬＫｅｖｌａｒ ２９ 片材的加入提高了复合材料的韧

性ꎮＣｈｅｎ 等[８]采用 ＵＨＭＷＰＥ 纤维单向布和平纹织物ꎬ

以不同比例、不同位置铺层制备复合材料层合板ꎬ在

弹道冲击中发现平纹织物具有较好的抗剪切性ꎬ单

向布则具有较好的抗拉性ꎻ并且发现可通过优化材料

复合方式明显改善层合板的抗弹体侵彻性能ꎮ Ｍｏｕ￣

ｒｉｔｚ

[９]比较了玻璃纤维体积含量相对较低(５３％) 和

较高(６０％)的层合板的爆炸损伤量ꎮ 纤维含量较高

的层合板能承受较高的爆炸压力并出现较少的分层

损伤ꎮ 增加纤维含量会增强层合板的强度和硬度ꎮ

Ｈａｇｈｉ 等[１０]利用 ＬＳ－ＤＹＮＡ 软件对不同层数的复合

材料半球壳体进行了研究ꎮ 爆炸载荷下ꎬ与正交铺

层结构相比ꎬ[０ / ３０ / ６０ / ９０]Ｓ铺层复合材料结构具有

更好的抗弯性能ꎮ Ｄｏｔｏｌｉ 等[１１]设计了一种高弹高强

纤维织物结构ꎬ通过结构设计可获得不同的弹性和

强度ꎮ 李典等[１２] 研究了爆炸冲击波和破片联合作

用下玻纤夹芯结构的毁伤特性ꎬ并与芳纶、ＵＨＭＷＰＥ

纤维复合夹芯结构的防护能力进行对比ꎬ结果表明

同等防护能力所需玻纤芯层重量更大ꎬ芳纶芯层、

ＵＨＭＷＰＥ 芯层表现出更好的防护能力ꎮ

上述研究表明ꎬ芳纶和 ＵＨＭＷＰＥ 织物在防爆

领域得到应用ꎬ混杂铺层的层合板具有更好的防护

性能ꎬ国内外研究尚未对混叠织物的抗爆性能进行

研究ꎬ层叠方式和层叠比例对织物板抗爆性能的影

响尚不明确ꎮ

１ 数值分析模型的建立

本文采用显式有限元软件 ＬＳ－ＤＹＮＡ Ｒ１１ 建立

了纤维织物爆炸冲击有限元仿真分析模型ꎬ进而运

用此模型对纤维织物爆炸载荷下动态响应进行数值

模拟并与试验对比验证模型有效性ꎮ

１? １ 模型的建立

采用 ＬＳ－ＤＹＮＡ Ｒ１１ 进行织物爆炸冲击数值分

析ꎮ 参考试验中相关参数[６] 建立织物爆炸冲击模

型ꎬ织物的有效尺寸为 ３００ ｍｍ×３００ ｍｍꎬ两端固定

方式为简支ꎬ另外两端自由ꎮ 空气和炸药通过网格大

小为 ５ ｍｍ 的实体单元进行模拟ꎬ炸药采用长径比

为 １ ∶ １ 的圆柱形装药ꎮ 为模拟无限大空气域ꎬ在空

气域表面设置无反射边界条件ꎬ并在边界处施加一

个标准大气压ꎮ 流体和织物之间的相互作用力通过

流固耦合算法实现ꎮ 文献[５] 的研究表明ꎬ采用忽

略抗弯刚度的膜单元模拟织物更为合理ꎬ因此ꎬ本文

中采用 Ｂｅｌｙｔｓｃｈｋｏ－Ｔｓａｙ 膜单元对织物进行建模ꎬ一

层膜单元代表一层织物ꎬ为防止层间穿透ꎬ在各层织

物之间建立面面接触ꎮ 图 １ 为建立的织物爆炸冲击

数值分析有限元模型ꎬＡ、Ｂ 两点分别为试验中迎爆

面和背爆面超压传感器的位置ꎬ是仿真模型中参照

经验公式设置的超压测点ꎮ

３８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 １ 织物爆炸冲击数值分析有限元模型

Ｆｉｇ? １ Ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｂｌａｓｔ ｉｍｐａｃｔ

１? ２ 材料模型

１? ２? １ 炸药和空气状态方程

以高能炸药材料模型模拟炸药ꎬ并通过 ＪＷＬ

(Ｊｏｎｅｓ－Ｗｉｌｋｉｎｓ－Ｌｅｅ) 控制方程计算爆轰产物的压

力ꎬ其中压力的表达式为:

ｐ ＝ Ａ １ －

ω

Ｒ１Ｖ

æ

è

ç

ö

ø

÷ ｅ

－Ｒ１Ｖ ＋Ｂ １ －

ω

Ｒ２Ｖ

æ

è

ç

ö

ø

÷ ｅ

－Ｒ２Ｖ ＋

ωＥ０

Ｖ

(１)

式中:ＡꎬＢꎬＲ１ ꎬＲ２ ꎬω 为输入参数ꎻＥ０为单位体积爆轰

能量ꎻＶ 为相对体积ꎮ ＴＮＴ 相关参数值见表 １ꎮ

表 １ ＴＮＴ 材料参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ＴＮＴ

参数 值

ρ / (ｋｇ / ｍ

３

) １.６３×１０

３

Ｄ/ (ｍ/ ｓ) ６ ９３０

ＰＣＪ

/ ＧＰａ ２１

Ａ / ＧＰａ ３７４

Ｂ/ ＧＰａ ３.７４

Ｒ１ ４.１５

Ｒ２ １.４

ω ０.３５

Ｅ０

/ (ＭＪ/ ｍ

３

) ７×１０

３

注:ρ 为密度ꎻＤ 为爆轰速度ꎻＰＣＪ为爆炸超压ꎻＥ０为单位体积爆轰能

量初始值ꎮ

通过空气材料模型模拟空气ꎬ并通过线性多项

式控制方程计算压力ꎬ其中压力的表达式为:

ｐ ＝ Ｃ０

＋Ｃ１ μ ＋Ｃ２ μ

２ ＋Ｃ３ μ

３ ＋ (Ｃ４

＋Ｃ５ μ ＋Ｃ６ μ

２

)Ｅ

(２)

μ ＝

ρ

ρ０

－ １ (３)

式中:Ｃ０ ~ Ｃ６为常数ꎻＥ 为单位体积内能ꎻρ 为当前密

度ꎻρ０为参考密度ꎮ 空气相关参数值见表 ２ꎮ

表 ２ 空气材料参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ａｉｒ

参数 值

ρ / (ｋｇ / ｍ

３

) １.２９

Ｃ４ ０.４

Ｃ５ ０.４

Ｃ１ ꎬＣ２ ꎬＣ３ ꎬＣ６ ０

Ｅ/ (ＭＪ/ ｍ

３

) ０.２５

Ｖ０ １

注:Ｃ０ ~ Ｃ６为常数ꎮ

１? ２? ２ 织物材料模型

本文选用国产芳纶 Ｆ－２６８ 和 ＵＨＭＷＰＥ ＺＴＺ－２４

两种平纹纤维织物进行爆炸冲击数值分析ꎬ前期已

开展了织物爆炸冲击试验[１３]

ꎮ 采用 ＬＳ－ＤＹＮＡ 中的

ＭＡＴ＿ＦＡＢＲＩＣ 干布模型模拟织物ꎬＺｈａｎｇ 等[６] 详细

介绍了该材料模型ꎬ同时研究了参数变化对材料性

能的影响ꎬ如图 ２ 所示ꎮ

(ａ)准静态拉伸载荷下两种织物的应力－应变曲线

(ｂ)不同应变率下芳纶的应力－应变曲线

(ｃ)不同应变率下 ＵＨＭＷＰＥ 的应力－应变曲线

图 ２ 两种织物的应力－应变曲线

Ｆｉｇ? ２ Ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｗｏ ｆａｂｒｉｃｓ

２ 数值分析模型的验证

采用纤维织物爆炸试验ꎬ通过对比试验中织物

的响应行为、失效模式和测点超压曲线验证本文所

建立数值分析模型的有效性ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ３９

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芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

２? １ 数值模型的建立

空中爆炸冲击波的超压峰值受炸药当量和爆距

的影响ꎬ国内外学者通过试验研究得出了 ＴＮＴ 爆炸

冲击波超压峰值的经验公式ꎬＳａｄｏｖｓｋｙｉ

[１４] 给出的超

压经验公式表达式如下:

Δｐｆ

＝

１.０７

Ｚ

３

－ ０.１ꎬ ０≤Ｚ≤１.０ (４)

Δｐｆ

＝

０.０７６

Ｚ

＋

０.２５５

Ｚ

２

＋

０.６５

Ｚ

３

ꎬ １.０≤Ｚ≤１５ (５)

式中:Δｐｆ为冲击波超压ꎬＭＰａꎻＺ 为比例距离ꎬｍ/ ｋｇ

－１/ ３

ꎬ

Ｚ ＝Ｒ /

３

Ｗ ꎻＲ 为爆距ꎬｍꎻＷ 为 ＴＮＴ 当量ꎬｋｇꎮ

利用不同比例的超压峰值对自由场爆炸效应进

行了定量模拟ꎬ并与试验结果和经验公式 Ｓａｄｏｗｓｋｉ

进行了对比ꎬ如图 ３ 所示ꎮ 结果表明ꎬ用数值模拟方

法测量的超压峰值误差小于试验和经验公式计算的

最大误差ꎬ建立的有限元模型能够较为真实地模拟

ＴＮＴ 空中爆炸冲击过程ꎮ

图 ３ 不同比例距离下冲击波超压峰值对比

Ｆｉｇ? ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｓｈｏｃｋ ｗａｖｅ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ

ｐｅａｋｓ ａｔ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｓｃａｌｅｄ ｄｉｓｔａｎｃｅｓ

２? ２ 网格收敛性分析

解江等[１５]给出了验证网格收敛性的方法ꎬ即采

用控制变量法验证网格收敛性ꎬ确定 ＴＮＴ 当量为 ２０

ｇꎬ爆距为 ２００ ｍｍꎬ芳纶纤维织物厚度为 ３ ｍｍ 不变ꎬ

改变织物的网格尺寸ꎬ探究织物中心点的最大位移

随网格尺寸的变化规律ꎬ结果见图 ４ꎮ 研究发现ꎬ网

格尺寸越大ꎬ织物中心点的最大位移越大ꎬ当网格尺

寸为 ５ ｍｍ 时ꎬ变化不再明显ꎮ 为兼顾计算效率ꎬ本

文采用 ５ ｍｍ×５ ｍｍ 为织物网格尺寸ꎮ

图 ４ 织物中心点最大位移随网格尺寸的变化规律

Ｆｉｇ? ４ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｍａｘｉｍｕｍ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ

ｆａｂｒｉｃｓ ｃｅｎｔｅｒ ｐｏｉｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｍｅｓｈ ｓｉｚｅ

２? ３ 织物动态响应与失效模式

图 ５ 所示为 ６ ｍｍ 厚(２０ 层) 芳纶纤维织物在

１００ ｍｍ 爆距、６０ ｇ ＴＮＴ 作用下的动态响应过程ꎮ 当

Ｔ＝ ０? ０３ ｍｓ 时ꎬ冲击波到达织物表面ꎬ织物开始变形ꎻ

当 Ｔ ＝ ０? １４ ｍｓ 时ꎬ在织物表面产生反射波ꎬ并在自

由边界产生绕射波ꎬ绕射波的作用使背爆面织物向

后翻转ꎻ此后ꎬ织物的纵向位移进一步增加ꎬ直到

０? ８ ｍｓ 时达到最大ꎬ之后由于负压和自身弹性力作

用开始反向运动ꎬ并多次振荡ꎬ最终趋于稳定ꎮ

(ａ)０.０３ ｍｓ

(ｂ)０.１４ ｍｓ

(ｃ)０.８ ｍｓ

图 ５ ６ ｍｍ 厚芳纶织物爆炸冲击动态响应过程

Ｆｉｇ? ５ Ｄｙｎａｍｉｃ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ６ ｍｍ ａｒａｍｉｄ ｆａｂｒｉｃ

４０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ６ 所示为 ６ ｍｍ 厚芳纶纤维织物在 ６０ ｇ ＴＮＴ、

１００ ｍｍ 爆距工况下ꎬ试验与数值模拟中迎爆面和背

爆面的失效模式对比图ꎮ 试验中织物迎爆面第一层

出现开口状破坏ꎬ纱线出现烧蚀现象ꎬ数值模拟中也

可观察到第一层织物出现小面积开口失效ꎮ 这可能

是因为试验中爆炸火球烧蚀迎爆面的织物层ꎬ降低

了织物的力学性能ꎬ导致表面失效范围更大ꎬ而数值

模拟中未考虑爆炸热效应的影响ꎮ 试验中织物在夹

持边界存在滑移ꎬ背爆面多层织物的径向纱线断裂ꎬ

未滑移一侧边界处出现撕裂ꎬ数值模拟中织物在两

侧简支边界处均出现撕裂ꎬ且失效范围更大ꎮ 分析

其主要原因是试验中织物在夹持边界出现滑移ꎬ而

数值模拟中不存在滑移ꎬ边界条件更为严酷ꎮ

(ａ)试验与数值模拟迎爆面

(ｂ)试验与数值模拟背爆面

图 ６ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

６ ｍｍ 厚芳纶织物的失效模式对比

Ｆｉｇ? ６ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ６ ｍｍ ａｒａｍｉｄ ｆａｂｒｉｃｓ

ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ １００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

图 ７ 所示为 ６? ０５ ｍｍ 厚(１１ 层)ＵＨＭＷＰＥ 纤维

织物在 ６０ ｇ ＴＮＴ、１００ ｍｍ 爆距工况下迎爆面和背爆

面的失效模式对比图ꎮ 试验中织物迎爆面第一层出

现大面积烧蚀破孔ꎬ从背爆面可以看出整个织物被

烧穿ꎮ 数值模拟中迎爆面未出现失效ꎬ背爆面出现

简支边界撕裂现象ꎬ与试验的失效模式吻合ꎮ 与芳

纶织物不同的是ꎬＵＨＭＷＰＥ 纤维织物背爆面织物出

现严重变形和褶皱ꎬ而芳纶织物整体较为平整ꎮ 分

析其主要原因:一是 ＵＨＭＷＰＥ 织物的弹性模量较

小ꎬ主要通过变形来耗散能量ꎬ而芳纶织物的模量相

对较大ꎬ变形较小ꎬ通过将入射冲击波反射来对其背

爆面的物体起到防护效果ꎻ二是 ＵＨＭＷＰＥ 织物属

于热塑性材料ꎬ在爆炸火球高温作用下先变软ꎬ冷却

后变硬ꎬ出现褶皱ꎮ

(ａ)试验与数值模拟迎爆面

(ｂ)试验与数值模拟背爆面

图 ７ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

６.０５ ｍｍ 厚 ＵＨＭＷＰＥ 织物的失效模式对比

Ｆｉｇ? ７ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ６.０５ ｍｍ ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃｓ

ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ １００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

２? ４ 观测点超压对比

图 ８ 和图 ９ 为两种工况下试验和数值模拟得到

的迎爆面和背爆面测点 Ａ、Ｂ 两点超压随时间的变

化曲线ꎬ可以看出ꎬ数值模拟中 Ａ 点的超压曲线与试

验结果较为吻合ꎬＢ 点的超压曲线与试验结果误差

相对较大ꎬ主要原因是背爆面的超压受织物动态响

应的影响较大ꎮ 表 ３ 为 Ａ、Ｂ 两点的超压峰值ꎬ可以

看出ꎬＡ 点超压峰值平均误差为 ３? ６％ꎬＢ 点超压峰

值误差为 １４? ５％ꎬ均在可接受范围内ꎮ

(ａ)观测点 Ａ 处超压

２０２３ 年第 １０ 期 ４１

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芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

(ｂ)观测点 Ｂ 处超压

图 ８ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

６ ｍｍ 厚芳纶织物测点超压曲线对比

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｐｏｉｎｔｓ ｏｆ

６ ｍｍ ａｒａｍｉｄ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

(ａ)观测点 Ａ 处超压

(ｂ)观测点 Ｂ 处超压

图 ９ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

６.０５ ｍｍ 厚 ＵＨＭＷＰＥ 织物测点超压曲线对比

Ｆｉｇ? ９ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｐｏｉｎｔｓ ｏｆ

６.０５ ｍｍ ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

表 ３ 试验与数值模拟得到的测点处超压对比

Ｔａｂｌｅ ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｏｖｅｒｐｒｅｓｓｕｒｅ ａｔ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｐｏｉｎｔｓ

ｏｂｔａｉｎｅｄ ｂｙ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ ａｎｄ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

工况 数值 芳纶 ＵＨＭＷＰＥ

观测点 Ａ 处超压

/ ｋＰａ

试验 ５５９.５ ５５７.５

数值模拟 ５４０.３ ５３６.２

误差/ ％ －３.４ －３.８

观测点 Ｂ 处超压

/ ｋＰａ

试验 ７２.４ １００.７

数值模拟 ８１.０ ８３.５

误差/ ％ １１.９ －１７.１

通过对比织物的失效模式和测点处的超压曲线

可以看出ꎬ数值模拟较好地复现了试验过程ꎮ 与试

验不同的是数值模拟未考虑爆炸火球的影响ꎬ织物

迎爆面的失效面积相对较小ꎻ此外ꎬ数值模拟中将织

物等效为连续体ꎬ未能观察到单个方向纱线断裂的

失效行为ꎮ

３ 织物抗爆性能分析

为了识别两种织物的抗爆性能ꎬ采用控制变量

法ꎬ在同一爆距和当量下对相同质量的织物进行爆

炸冲击数值分析ꎬ通过对比织物的失效模式、超压衰

减能力和吸能量ꎬ识别织物的抗爆性能和机理ꎮ 本

研究中织物的有效面积为 ３００ ｍｍ × ３００ ｍｍꎬ单层

(０? ３ ｍｍ 厚)芳纶织物的质量为 １９? ４ ｇꎬ单层(０? ５５

ｍｍ 厚)ＵＨＭＷＰＥ 织物的质量为 １９? ８ ｇꎬ误差为 ２? １％ꎬ

可认为单层芳纶织物和 ＵＨＭＷＰＥ 织物的质量相

同ꎬ后文中用织物层数比代替质量比ꎮ

３? １ 织物失效模式对比

图 １０ 所示为 ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况

下ꎬ１２ 层芳纶织物和 １２ 层 ＵＨＭＷＰＥ 织物的失效模

式ꎮ 由图 １０ 可以看出:芳纶纤维织物第一层出现破

孔失效ꎬ所有层在边界处撕裂ꎬ失去抗爆能力ꎻ而

ＵＨＭＷＰＥ 织物未出现失效现象ꎬ保持了较好的抗爆

能力ꎮ 因此ꎬ在不考虑爆炸火球对织物烧蚀的情况

下ꎬ相较于芳纶织物ꎬＵＨＭＷＰＥ 织物具有更好的抗

爆性能ꎮ

(ａ)１２ 层芳纶织物

４２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

(ｂ)１２ 层 ＵＨＭＷＰＥ 织物

图 １０ 相同工况下同质量的芳纶和

ＵＨＭＷＰＥ 织物的失效模式

Ｆｉｇ? １０ Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ａｒａｍｉｄ ａｎｄ ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃｓ

ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｗｅｉｇｈｔ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ

３? ２ 吸能分析

图 １１ 所示为 １２ 层芳纶织物在 ６０ ｇ ＴＮＴ 作用下

的内能和动能随时间变化曲线ꎮ ０? ０２ ｍｓ 时刻ꎬ在冲

击波作用下ꎬ织物表面发生变形ꎬ织物的动能和内能

开始增加ꎻ０? １ ｍｓ 时刻ꎬ织物动能减小ꎬ此时织物自

身弹力克服外力做功ꎬ内能继续增加ꎻ０? ２６ ｍｓ 时刻ꎬ

织物内能达到最大值ꎮ 此后ꎬ随着织物在边界处撕

裂ꎬ部分弹性势能释放ꎬ内能在稍有下降后趋于稳定ꎮ

图 １１ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下 １２ 层

芳纶织物的能量随时间的变化曲线

Ｆｉｇ? １１ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｏｆ １２ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ

ａｒａｍｉｄ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

图 １２ 为 １２ 层 ＵＨＭＷＰＥ 织物在 ６０ ｇ ＴＮＴ 作用

下的内能和动能随时间变化曲线ꎮ ０? ０２ ｍｓ 时刻ꎬ在

冲击波作用下ꎬ织物表面发生变形ꎬ织物的动能和内

能开始增加ꎻ０? １ ｍｓ 时刻ꎬ织物动能减小ꎬ此时织物

自身弹力克服外力做功ꎬ内能急剧增加ꎻ０? １６ ｍｓ 时

刻ꎬ织物内能达到峰值ꎬ织物由于负压和自身弹性力

作用开始反向运动ꎬ释放弹性势能ꎬ内能先减小后增

大ꎬ逐渐趋于不变ꎬ而动能则是先增大后减小ꎬ最终

趋于零ꎮ 织物内能变化趋势表明ꎬ在冲击波到达织

物表面到反射波离开织物表面的过程中ꎬ织物发生

变形ꎬ吸收能量ꎮ

图 １２ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下 １２ 层

ＵＨＭＷＰＥ 织物的能量随时间的变化曲线

Ｆｉｇ? １２ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｅｎｅｒｇｙ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｏｆ １２ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ

ＵＨＭＷＰＥ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

４ 混叠织物抗爆性能研究

在爆炸试验中发现 ＵＨＭＷＰＥ 织物的主要失效

模式为迎爆面烧蚀和背爆面撕裂ꎬ且烧蚀现象较为

严重ꎬ而芳纶纤维织物未出现明显的烧蚀ꎮ 为了得到

更好的抗爆效果ꎬ可以采用两种织物混杂层叠的方式

设计抗爆结构ꎬ将芳纶纤维织物置于迎爆面ꎬ在抵抗

冲击力的同时还可以起到抗烧穿的作用ꎬ将 ＵＨＭＷＰＥ

纤维织物置于背爆面ꎬ通过其变形吸能来抵御冲击

波ꎮ 由于芳纶织物的弹性模量约为 ＵＨＭＷＰＥ 织物

弹性模量的 １? ４５ 倍ꎬ爆炸载荷下两种织物的变形能

力不同ꎬ有必要研究不同层叠方式和层叠比例下混杂

织物的抗爆性能ꎬ以获得较好的混杂织物组合形式ꎮ

４? １ 层叠顺序

为了研究不同层叠顺序对混杂层叠织物抗爆性

能的影响ꎬ控制织物总层数不变ꎬ对先 Ａ 后 Ｂ 式铺

层和 ＡＢ 交替铺层的织物进行爆炸冲击数值分析ꎮ

先 Ａ 后 Ｂ 式铺层即同种材料放置在一起ꎬＡＢ 交替

铺层即相邻两层织物为不同材料ꎬ如 ｎ 层芳纶(Ａ)

和 ｎ 层 ＵＨＭＷＰＥ(Ｕ)层叠用[ＡｎＵｎ ]表示先 Ａ 后 Ｂ

式铺层ꎬ[ＡＵ]ｎ表示 ＡＢ 交替铺层ꎮ 对 ４０ ｇ 和 ６０ ｇ

两个 ＴＮＴ 当量ꎬ总层数为 ８ 层和 １２ 层的混杂层叠织

物进行了爆炸冲击数值分析ꎮ

图 １３ 所示为织物的失效模式ꎮ 由图 １３ 可以看

出:两种方式层叠的织物迎爆面失效形貌较为相似ꎬ

均出现不同程度的中心破孔失效ꎻ先 Ａ 后 Ｂ 式铺层

织物背爆面的损伤面积较小ꎬＡＢ 交替铺层织物背爆

面的损伤面积更大ꎮ 两个工况下ꎬＡＢ 交替铺层织物

均有一层织物未失效ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ４３

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芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

(ａ)[Ａ４Ｕ４ ]

(ｂ)[ＡＵ]４

(ｃ)[Ａ６Ｕ６ ]

(ｄ)[ＡＵ]６

图 １３ 两种工况下织物失效模式对比

Ｆｉｇ? １３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｕｎｄｅｒ ｔｗｏ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ

图 １４ 和图 １５ 为两种层叠顺序下织物背爆面测

点压力曲线ꎬ可以看出ꎬ两个工况下ꎬ先 Ａ 后 Ｂ 式铺

层的织物背爆面压力峰值更小ꎬ表明先 Ａ 后 Ｂ 式铺

层织物对超压的衰减效果更好ꎮ

图 １４ ４０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

８ 层织物背爆面测点压力曲线

Ｆｉｇ? １４ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｐｏｉｎｔ ｏｎ ｔｈｅ ｂａｃｋ ｂｌａｓｔ ｓｕｒｆａｃｅ

ｏｆ ８ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ４０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

图 １５ ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况下

１２ 层织物背爆面测点压力曲线

Ｆｉｇ? １５ Ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｃｕｒｖｅ ｏｆ ｍｅａｓｕｒｉｎｇ ｐｏｉｎｔ ｏｎ ｔｈｅ ｂａｃｋ ｂｌａｓｔ ｓｕｒｆａｃｅ

ｏｆ １２ ｌａｙｅｒｓ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｕｎｄｅｒ ｔｈｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ６０ ｇ ＴＮＴ ａｎｄ

１００ ｍｍ ｓｔａｎｄ－ｏｆｆ ｄｉｓｔａｎｃｅ

上述结果表明ꎬ两种层叠顺序下织物的抗爆性

能接近ꎮ 虽然 ＡＢ 交替铺层织物较先 Ａ 后 Ｂ 式铺层

织物失效层数少ꎬ但其失效层的损伤面积较大ꎻ而先

Ａ 后 Ｂ 式铺层织物只有迎爆面的芳纶织物失效严

重ꎬ背爆面仅出现小面积失效ꎻ此外ꎬ先 Ａ 后 Ｂ 式铺层

织物背爆面的压力峰值更小ꎬ具有更好的超压衰减

能力ꎮ 因此ꎬ将抗变形能力更强的 ＵＨＭＷＰＥ 织物

置于背爆面有利于提高织物整体的抗爆性能ꎮ

４? ２ 层叠比例

为研究层叠比例对混杂层叠织物抗爆性能的影

响ꎬ控制织物总层数不变ꎬ改变两种织物各自的层

数ꎬ通过分析不同层叠比例下织物的失效模式ꎬ识别

层叠比例对混杂层叠织物抗爆性能的影响ꎬ计算矩

阵见表 ４ꎮ 由表 ４ 可以看出ꎬ相同当量、相同爆距下ꎬ

随着混杂层叠织物中 ＵＨＭＷＰＥ 织物层数的增加ꎬ

织物中未失效层数不断增加ꎮ

表 ４ 计算矩阵

Ｔａｂｌｅ ４ Ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｍａｔｒｉｘ

编号

药量

/ ｇ

爆距

/ ｍｍ

芳纶

层数

ＵＨＭＷＰＥ

层数

层

数

比

未

失效

层数

织物总

吸能量

/ ｋＪ

背爆面

压力峰值

/ ｋＰａ

[Ａ]１２

[Ａ９Ｕ３ ]

[Ａ８Ｕ４ ]

[Ａ６Ｕ６ ]

[Ａ４Ｕ８ ]

[Ａ３Ｕ９ ]

[Ｕ]１２

６０ １００

１２ ０ １ ∶ ０ ０ １.４０ ２０４.０

９ ３ ３ ∶ １ ０ １.７４ １８３.３

８ ４ ２ ∶ １ ０ １.７６ １８２.４

６ ６ １ ∶ １ ０ １.８４ １７９.４

４ ８ １ ∶ ２ ０ ２.３６ １９７.３

３ ９ １ ∶ ３ ０ ２.３８ １９３.７

０ １２ ０ ∶ １ １２ ２.０６ １９５.８

４４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 １６ 所示为 ６０ ｇ ＴＮＴ 当量、１００ ｍｍ 爆距工况

下ꎬ总层数为 １２ 层的几种典型层叠比例织物的失效

模式ꎬ可以看出ꎬ不同层叠比例下ꎬ织物表现出不同的

失效模式ꎮ 当芳纶和 ＵＨＭＷＰＥ 的层数比为 ３ ∶ １ 时ꎬ

所有层织物均在简支边界撕裂失效ꎻ当层数比为 ２ ∶ １

时ꎬ织物迎爆面仍以中心区域失效为主ꎬ背爆面以边

界撕裂为主ꎬ同时中心区域出现轻微失效ꎻ当层数比

为 １ ∶ １ 时ꎬ织物迎爆面和背爆面均只在中心区域出现

失效ꎻ当层数比为 １ ∶ ２ 和 １ ∶ ３ 时ꎬ迎爆面的芳纶在中

心区域失效ꎬ背爆面的 ＵＨＭＷＰＥ 织物在简支边界处

失效ꎬ避免了在同一位置失效导致织物出现穿孔ꎮ

(ａ)[Ａ９Ｕ３ ]

(ｂ)[Ａ８Ｕ４ ]

(ｃ)[Ａ６Ｕ６ ]

(ｄ)[Ａ４Ｕ８ ]

(ｅ)[Ａ３Ｕ９ ]

图 １６ 不同层叠比例织物的失效模式

Ｆｉｇ? １６ Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒａｔｉｏｓ

图 １７ 为不同层叠比例下织物的总内能随时间

的变化曲线ꎮ 由图 １７ 可以看出ꎬ对于混杂层叠织

物ꎬ随着 ＵＨＭＷＰＥ 织物层数增多ꎬ织物的总内能不

断增大ꎬ这是因为 ＵＨＭＷＰＥ 织物断裂所需的能量

更高ꎮ 由于[Ｕ]１２工况下织物发生失效ꎬ只通过塑性

变形吸能ꎬ所以其总吸能低于[Ａ４Ｕ８ ]和[Ａ３Ｕ９ ]两种

层叠顺序织物的总吸能ꎮ

图 １７ 不同层叠比例织物的总内能随时间的变化曲线

Ｆｉｇ? １７ Ｖａｒｉａｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ ｏｆ ｔｏｔａｌ ｉｎｔｅｒｎａｌ ｅｎｅｒｇｙ ｏｆ

ｆａｂｒｉｃｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒａｔｉｏｓ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ

图 １８ 为总层数为 １２ 层的不同层叠比例下织物

的失效模式和背爆面压力峰值对比图ꎬ可以看出ꎬ单

一的芳纶织物背爆面压力峰值最大ꎬ这是因为该工况

下织物在简支边界完全撕裂并向后运动ꎮ 对于混叠

织物而言ꎬ不同层叠比例下织物背爆面压力峰值相差

不大ꎻ层叠比例大于 １ꎬ即芳纶的层数大于 ＵＨＭＷＰＥ

层数时ꎬ织物背爆面的超压峰值相对较小ꎬ这是因为

芳纶织物的刚度大于 ＵＨＭＷＰＥ 织物的刚度ꎬ爆炸

载荷作用下芳纶层数较多的混叠织物变形较小ꎬ而

ＵＨＭＷＰＥ 层数较多的混叠织物容易在爆炸载荷的

推动下迅速产生大的位移ꎬ压缩背爆面空气ꎬ导致背

爆面空气压力较大ꎮ 从背爆面超压峰值可知ꎬ层叠

比例为 １ ∶ １ 的混叠织物对超压的衰减能力最强ꎮ 芳

纶与 ＵＨＭＷＰＥ 层数比为 ２ ∶ １ 和 １ ∶ １ 时的压力峰值较

层数比为 １ ∶ ２ 和 １ ∶ ３ 时的压力峰值小 ５? ８％ ~ ９? １％ꎬ

但该工况下织物迎爆面和背爆面均在中心区域发生

失效ꎬ更容易出现局部区域完全破孔失效的情况ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ４５

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芳纶和超高分子量聚乙烯纤维织物的铺层方式和混杂比对爆炸载荷动态响应影响研究

图 １８ 总层数为 １２ 层的不同层叠比例下

织物背爆面压力峰值及失效模式对比

Ｆｉｇ? １８ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｐｒｅｓｓｕｒｅ ｐｅａｋｓ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ

ｏｎ ｔｈｅ ｂａｃｋ ｆａｃｅ ｏｆ ｆａｂｒｉｃｓ ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｒａｔｉｏｓ

ｗｉｔｈ ａ ｔｏｔａｌ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ １２ ｌａｙｅｒｓ

５ 结 论

本文在前期试验研究基础上建立了织物爆炸冲

击有限元模型ꎬ通过与试验中织物的动态响应、失效

模式和测点处超压峰值对比ꎬ验证了模型的有效性ꎮ

在相同质量下分析了两种单一织物的抗爆性能ꎬ并

讨论了两种织物在不同混叠比例和层叠顺序下的抗

爆性能ꎬ主要结论如下:

(１)建立的织物爆炸冲击有限元分析模型能够

较好地模拟爆炸过程ꎬ数值分析得到的织物失效模

式与试验结果较为接近ꎬ测点处超压峰值的误差为

１１? ４％ꎬ处于可接受范围ꎮ

(２)在不考虑爆炸火球对迎爆面织物烧蚀的情

况下ꎬ相同质量的 ＵＨＭＷＰＥ 纤维织物具有更好的抗

爆性能ꎬ采用 ＵＨＭＷＰＥ 纤维织物作为抗爆材料时需

要在迎爆面设置隔热层以达到更好的抗爆效果ꎮ

(３)从失效模式上看ꎬ先 Ａ 后 Ｂ 式铺层织物的损

伤面积较小ꎻ从超压衰减上看ꎬ先 Ａ 后 Ｂ 式铺层织物

的超压衰减能力稍优ꎮ 整体而言ꎬ在所研究工况下ꎬ

先 Ａ 后 Ｂ 式铺层织物的抗爆性能更好ꎬ在设计混叠

织物抗爆结构时应采用先 Ａ 后 Ｂ 式铺层的方式ꎬ迎

爆面选择芳纶织物ꎬ背爆面选择 ＵＨＭＷＰＥ 织物ꎮ

(４)在混叠织物总层数不变的情况下增加 ＵＨ￣

ＭＷＰＥ织物层数ꎬ失效模式从简支边界撕裂过渡到迎

爆面中心破孔和背爆面边界撕裂ꎬ失效层数不断减

少ꎮ 使用两种材料设计抗爆结构时ꎬ在保证迎爆面

不被烧蚀的情况下ꎬＵＨＭＷＰＥ 织物的层数越多ꎬ织

物抵抗破坏的能力越好ꎮ 从超压衰减的角度看ꎬ在

层叠数为 １２ 层时ꎬ层叠比例为 １ ∶ １ꎬ超压衰减效果

最好ꎮ

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