玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板面内轴向压缩下的破坏模式

洪俊青，刘伟庆，方海，李清春

（1.南通大学建筑工程学院，江苏南通 226019；2.南京工业大学先进工程复合材料研究中心，江苏南京 211816）

玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板面内轴向压缩下的破坏模式

洪俊青1，刘伟庆2，方海2，李清春2

（1.南通大学建筑工程学院，江苏南通 226019；2.南京工业大学先进工程复合材料研究中心，江苏南京 211816）

利用真空导入工艺制作玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板，进行了面内竖向荷载作用下的单调静力加载试验，采用夹层结构复合材料理论估算该夹层板的整体和局部屈曲临界荷载边界区间，分析了其在面内压缩荷载作用下的破坏模式。分析表明，该夹层板破坏模式主要表现为板自由边一侧边缘面板与芯材脱粘，面板向外鼓起，发生局部屈曲，并逐步向另一边延伸发展，直至贯通大部分或全部面板，从而导致夹层板失效破坏。

格构增强；夹层结构；复合材料；泡沫；屈曲；玻璃纤维；破坏模式

基于夹层结构概念的板材在建筑工程领域的应用已经超过50年，建筑现代化要求的提出使得夹层轻型板材成为我国近年来新型建筑材料发展的主要方向之一[1-4]。纤维增强复合材料优良的工程性能已得到广泛认可，其各类制品的研究和应用一直是土木工程近年来关注的重点，刘伟庆等[5]提出利用真空树脂导入工艺制作“格构增强型复合材料夹层结构”。该结构除具备质量轻、承载能力高、保温性能好、耐候性能强等特点，同时有利于增强材料、芯材多样性选择、增强形式的灵活设计和制造。文献[6-8]围绕其抗弯性能进行深入研究，并成功开发了应急道路垫板产品，但对其作为墙体材料在面内荷载作用下的力学特征研究较少。本文采用玻璃纤维作为增强材料，利用真空导入工艺制作玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板，进行了在面内压缩荷载作用下静力加载试验，根据夹层结构复合材料理论[9]，估算了该夹层板在面内竖向荷载作用下整体和局部稳定临界荷载的界限区间，分析了该夹层结构的破坏模式。这对于发展轻型复合材料夹层结构墙板有着重要意义。

1 试验

1.1 试件设计

本研究格构增强泡沫夹层板是由3层800 g/m2双轴向0°/90°玻璃纤维布、2层400 g/m2双轴向45°/-45°玻璃纤维布包裹的聚氨酯泡沫芯材，通过树脂固化粘合而成，见图1。试件设计见表1。实际工作状态中，夹层结构面板由3层0°/90°玻纤布及2层45°/-45°玻纤布共同与树脂固化组成；而格构腹板则由4层45°/-45°玻纤布与树脂固化而成。

图1 格构增强泡沫夹层板示意

表1 试件设计

1.2 试件制作

根据试件设计尺寸，将聚氨酯泡沫切割成长条状，经2层45°/-45°玻璃纤维布包裹，并用玻璃纤维丝捆扎，沿芯材纵向穿有树脂导流孔。在底模上铺放底层0°/90°玻璃纤维布，将包裹后的聚氨酯泡沫芯材平整地排放在底层纤维布上；铺设顶层纤维布、脱模布、导流布；按设计铺放螺旋缠绕管，并与真空源相连；采用真空袋将其密封；利用真空导入工艺将乙烯基树脂从容器中吸入，经树脂管注入真空袋内，并沿导流网流动，通过预留的导流孔，浸满上下面层及聚氨酯之间的玻璃纤维布，固化后形成上下复合材料面板及腹板，与泡沫一起形成夹层结构，按照设计尺寸切边。其制作过程示意见图2。

图2 试件制作流程示意

1.3 性能测试方法

结合该夹层结构实际工作状态，根据GB/T 3355—2005《纤维增强塑料纵横向剪切试验方法》、GB/T 1447—2005《玻璃纤维增强塑料拉伸性能试验方法》、GB/T 1455—2005《夹层结构或芯子剪切性能试验方法》，采用Zwick/Roell电子拉伸试验机，以2 mm/min速度连续加载，用动静态信号采集分析系统DH3817进行数据连续采集。材料性能试验存在一定离散性，均值结果见表2。

表2 材料参数

1.4 试验加载制度与装置

高度500 mm试件的试验加载在万能试验机上完成。高度1200～1800 mm试件加载采用钢架完成试验。与传统的混凝土墙板试验相比，为保证钢架上夹层板结构形式其端部有效受荷，试验过程中将板材的上下两端安装钢质夹具，如图3所示。考虑到聚氨酯泡沫较软，不宜直接采用螺栓穿过的方式连接，因此，在试件安装就位后采用在夹具外侧用预设拧紧螺帽将螺杆固定于夹具的方式。试件两端安装于上下夹具的刚架内，上端夹具通过螺栓与上部横梁固定连接，下部夹具与下部加载横梁固定，千斤顶放置于下端横梁加载。试验选择板材的竖向总体位移、板材中点、四分点处水平位移和应变作为测量点位，位置示意见图4。

本试验属于静力单调加载试验，主要为获得其承载能力和其破坏形态。500 mm高试件试验全过程采用位移控制。1200～1800 mm试件试验全过程采用力控制，每级荷载控制在5～10 kN。夹层板明显变形后，根据试验情况适当降低荷载增加幅度，直到夹层板变形过大破坏或者不能有效承载为止。

图4 试验装置示意

2 试验结果与分析

2.1 试验现象

试件1～试件9的最终破坏形态见图5。

试件1～试件3在加载全过程中试验位移与荷载表现出稳定的线性变化特征，侧向变形较小，当接近破坏荷载时，发出轻微响声。随后，试件1在上下两端板从自由边的泡沫芯材与面层脱开，向中间腹板方向延伸；随荷载进一步增加并临近极限荷载时，面层与腹板脱开，构件失去承载能力。试件2破坏前在试件端部出现面板与腹板脱开，芯材泡沫部分压溃。试件3面板没有明显鼓起，但破坏时端部泡沫芯材压碎。

试件4～试件9在加载全过程中，位移与荷载有较好的线性变化特征，试件存在不同程度的侧向变形。其中试件4、试件6、试件8变形形态相似，试件明显向一侧整体弯曲变形，受压一侧面板边缘褶皱鼓起，并向中部延伸，同时伴随泡沫芯材的破坏。试件5、试件7变形形态相似，随着荷载增加侧向变形增加，破坏时两侧面板边缘均出现褶皱鼓起，并向中部延伸，伴随部分芯材破坏，侧向变形迅速减小。临界荷载时，试件发出轻微响声，随后试件4～试件8在试件中部或者接近夹层板上下两端部处发生面板与芯材脱粘，并逐步向外鼓起；至极限荷载时，脱粘面贯穿整个或大半面板宽度，芯材破坏，试件丧失承载能力。试件9试验过程中初始变形与试件5、试件7相似，但破坏发生于夹具范围内，由于夹具的约束，破坏处变形不明显，芯材压碎而夹层板丧失承载力。所有试件最后破坏形态均未出现面板被拉断和腹板破坏的情况。将不同尺寸试件和破坏形态分类后，选择性绘制了试件1、试件3、试件6、试件7的荷载-位移曲线，见图6。

图5 试件1～试件9的最终破坏形态

图6 不同试件的荷载-位移曲线

由图6可见，高厚比较小的试件（高度500 mm）加载过程中荷载-位移曲线基本接近于直线，加载过程由于是位移控制，达到最大荷载后曲线有一部分下降段。高厚比较大试件（高度1200～1800 mm）采用荷载控制，没有下降段形态，其荷载-位移曲线一般具有明显分段性。加载初始阶段位移增加显著而荷载增加较慢，受压缩荷载作用，夹层板面板、腹板和泡沫芯材仅以竖向压缩形态为主；中间较长阶段由于侧向位移的逐步明显，腹板对于其刚度的增强作用显著增加，荷载随位移的增加而迅速增加；最后阶段面板与芯材逐步脱粘，夹层板结构整体刚度下降，位移增加迅速而荷载增加减缓，直至其丧失承载能力。试件的破坏形式主要为：从夹层板自由边面板与芯材脱粘后，一侧或两侧面板发生局部皱褶鼓起，通常从板的一自由边向另一边延伸，伴随芯材的破坏直至整个试件承载能力丧失。腹板的存在一定程度上减缓了面板的失效。玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板在面内压缩荷载作用下失效，同时，少数试件的破坏表现为端部的压溃。

2.2 破坏荷载分析

为进一步对纤维腹板格构增强复合材料夹层板在压缩荷载作用下破坏模式进行分析，鉴于上文试验结果和特征，选择该夹层板屈曲荷载作为分析对象，采用夹层结构理论[9]对其临界屈曲荷载进行估算。考虑到试件制作质量的稳定性、端部支撑条件等因素对夹层板承载能力有着重要影响，故本文仅给出其在不同破坏模式下相应的临界荷载界限区间。

2.2.1 整体屈曲荷载

夹层板主要承受面内竖向荷载，板上下两端有约束，侧边无约束，表现为单方向变形和破坏形式。因此根据狭长板单向压缩模型，取板实际宽度进行分析，建立如图7所示的分析模型，设沿y向双向无限延伸。

图7 分析模型

考虑到试件1～试件3高厚比和宽厚比相对较小，试验过程中侧向变形较小，试件破坏时芯材受剪不明显，故其整体弯曲的临界屈曲荷载如式（1）所示。

式中：k——板两端根据边界条件确定的系数，简支时，k=1，固端时，k=4；

D——夹层板的抗弯刚度。

相对于普通泡沫夹层结构而言，由于腹板参与工作，泡沫芯材与腹板组成的复合芯材具有一定抗弯能力，不能忽略。夹层板的抗弯刚度D按照文献[10]提出的夹层结构等效抗弯刚度取值，取各部分抗弯刚度之和：

考虑到试件4～试件9高厚比及宽厚比较大，试验过程中侧向变形也相对较大，试件破坏时可能既有面板的弯曲变形，也有芯材的剪切变形，因此考虑其破坏由弯曲和剪切联合作用。根据文献[9]，夹层板临界屈曲荷载如式（3）所示：

式中：C——夹层板抗剪刚度，C=Gcz_e（t1+t2）。本文纤维腹板格构增强夹层板属于正交异性结构，因此Gcz_e应为芯材等效抗剪强度。

2.2.2 局部屈曲临界荷载

由于聚氨酯泡沫芯材较软，弹性模量较低，夹层结构面板薄、抗弯刚度小，局部芯材对于面板的支撑不足而发生面板的局部失稳破坏。根据试验结果，同时考虑两侧面板向相反方向变形的对称失稳，以及两侧面板向同方向变形的反对称失稳，见图8。将面板考虑为放置于弹性地基上平板，估算对称和反对称失稳临界屈曲荷载[9]。考虑到2种失效模式破坏时的变形特征，为简化分析，仅考虑泡沫芯材对面板支撑作用。

图8 面板局部屈曲示意

图8中Ns和Nas分别为面板在对称和反对程变形时，单位宽度面板的局部屈曲临界荷载。

对称形式失稳的临界屈曲荷载为：

式中：kc——芯材的弹簧常数；

If——面板的截面惯性矩；

Ef——面板的截面弹性模量。

泡沫芯材弹性常数kc是确定格构腹板增强型泡沫复合材料夹层结构面板局部屈曲荷载的关键参数。将面板看成芯材地基上的基础板，则泡沫弹性常数可转化为对文克尔地基刚度系数的取值。文献[11]对文克尔地基模型及其改进型模型有着较为全面的总结。考虑试验实际过程和结果，建议其取值形式为：

反对称形式失稳的临界屈曲荷载见式（6）：

式中：Gxz取泡沫芯材的抗剪强度Gf。

2.2.3 结果分析

由于本次试验每个试件并没有重复对比试件，考虑到树脂真空导入工艺制作可能存在的离散性，以及实际试件两端的边界条件是介于固端和铰支之间的弹性支撑，本文仅根据夹层结构理论对该夹层结构进行了整体结构的屈曲临界荷载和局部面板屈曲临界荷载的界限区间估算值，以及根据材料强度进行了承载能力的分析。式（1）、式（3）分别估算了整体结构在固端和铰支两种边界条件下的屈曲临界荷载限值；式（4）、式（6）给出了面板局部屈曲临界荷载的界限区间估算值。除试件3、试件9由于组合芯材首先破坏而导致结构丧失承载能力外，其余夹层结构的破坏均在夹具之间的试件中部。表3与图9给出了试件实验情况与理论分析的对比。

表3 试件实验承载能力与理论承载能力区间对比

图9 试件稳定临界荷载与实验承载能力对比

由图5破坏特征、表3计算结果和图9理论和实验极限荷载的比较表明，试件的承载能力主要取决于面板的稳定。高厚比较小的试件（高度500mm）承载能力主要取决于试件局部承载面板的局部屈曲承载力；高厚比较大的试件（高度1200～1800 mm）尽管理论上整体屈曲承载能力与面板局部屈曲破坏对其破坏有控制作用，试验破坏荷载的绝对数值分布范围基本处于面板局部屈曲荷载的范围附近，与实际试验主要表现出来的面板的局部屈曲的特征符合。由于腹板与面板是通过树脂固化后粘合在一起，并不是完整的整体，腹板的存在起到了延缓而未能阻止面板局部屈曲贯通。因此，文本认为玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板的面内压缩荷载作用下，由板边面板局部屈曲失稳而逐步延伸到大部分或整个面板的失稳是该夹层的主要破坏模式。

当然，即使试件3、试件9端部压溃，从材料强度角度的试件理论极限承载力远远高于实验的极限荷载。同时结合图9中实际实验极限荷载的分布来看，其树脂导入工艺制作的试件存在一定程度离散度。

3 结论

（1）玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板在面内压缩荷载作用下主要破坏模式为面板的局部失稳，对称与反对称的破坏形态均可能出现，主要表现为一侧边缘面板与芯材脱粘，面板向外鼓起，发生局部屈曲，并逐步向另一边延伸，直至贯通大部分或全部面板，从而导致夹层板失效破坏。

（2）腹板的存在一定程度上减缓了面板屈曲的贯通和芯材裂缝的延伸，适度提高了承载能力。因此，优化腹板的数量和布置，以及采用合理方式来减小由于切边而带来的对面板局部稳定的影响。

（3）真空树脂导入工艺制作的玻璃纤维腹板格构增强泡沫夹层板存在一定离散性，局部的缺陷也可能导致组合芯材端部的压溃。如何优化设计和制作来控制质量的稳定性是应进一步研究的问题。

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Failure modes of foam-filled sandwich panels reinforced by glass-fiber lattice web under plane-pressure

HONG Junqing1，LIU Weiqing2，FANG Hai2，LI Qingchun2
（1.School of Architectural Engineering，Nantong University，Nantong 226019，China；2.Advanced Engineering Composites Research Center，Nanjing Tech University，Nanjing 211816，China）

s：Static loading tests on foam-filled sandwich panels reinforced by glass-fiber lattice webs（FSPR）under plane-pressure are implemented with vacuum infusion process.Based on classical sandwich theory，the critical overall and local buckling loads about those panels are calculated.Combining with the results of the tests and calculation，the failure modes of those sandwich panels under plane-pressure are presented.Analyses show that the major failure mode of FSPR under plane-pressure is that the debonding and local buckling between face sheets and core foam at the one-side lateral edge of the panel，extends to the other side gradually across the most of or whole face sheet horizontally and results in the failure of the panel at last.

lattice reinforced，sandwich structure，composite material，foam，buckling，glass fiber，failure mode

TU381；TB332

A

1001-702X（2016）07-0084-06

国家自然科学基金重点项目（51238003）

住建部科技项目（2011-k5-7）；

镇江市社会发展项目（SH2013011）

2015-12-28

洪俊青，男，1976年生，江苏镇江人，副教授，博士，研究方向为复合材料结构应用及结构振动。