基于渐进失效理论的碳纤维_泡沫夹芯设备舱底板强度仿真.pdf

文章编号:1 0 0 2-7 6 0 2(2 0 2 3)0 5-0 0 1 9-0 8基于渐进失效理论的碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板强度仿真赵致霆,石姗姗,吕航宇,陈 刚(大连交通大学 机车车辆工程学院,辽宁 大连 1 1 6 0 2 8)摘 要:设备舱底板在列车行驶过程中会受到气动载荷与石子冲击的影响,其强度直接影响到设备舱内的设备安全。文章基于渐进失效分析理论和刚度退化模型,在验证仿真建模的准确性后,建立了碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板的静强度与低速冲击工况下的有限元模型。基于有限元模型分析了设备舱底板在5种静强度工况下的失效因子、应变和失效载荷,讨论了2 0 0 J、3 0 0 J、4 0 0 J、5 0 0 J的冲击能量以及1 0 0 mm、2 0 0 mm、3 0 0 mm的冲头直径对设备舱底板抗冲击性能的影响。结果表明,设备舱底板满足静强度要求,其失效载荷为6 3.0 k P a,最大失效因子及最大应变位置位于螺栓孔周围;冲击接触力峰值、上面板凹陷深度及各铺层的基体失效面积随冲击能量的增加而增大,而冲头直径的变化对设备舱底板的低速冲击性能影响较小。关键词:设备舱底板;复合材料;渐进失效;静强度;低速冲击中图分类号:U 2 7 0.3 2 文献标志码:B d o i:1 0.3 9 6 9/j.i s s n.1 0 0 2-7 6 0 2.2 0 2 3.0 5.0 0 4收稿日期:2 0 2 2-0 2-1 8基金项目:国家自然科学基金面上项目(1 1 8 7 2 1 3 8);国家自然科学基金青年基金项目(1 1 7 0 2 0 4 8);辽宁省教育厅科学研究项目(J D L 2 0 2 0 0 2 1);大连市科技创新基金计划(2 0 1 9 R Q 0 4 5)第一作者:赵致霆(1 9 9 6-),女,硕士研究生。通信作者:石姗姗(1 9 8 6-),女,博士,副教授。S t r e n g t h S i m u l a t i o n o f C a r b o n F i b e r/F o a m S a n d w i c h E q u i p m e n t C o m p a r t m e n t B a s e b o a r d B a s e d o n P r o g r e s s i v e F a i l u r e T h e o r yZ HAO Z h i t i n g,S H I S h a n s h a n,L YU H a n g y u,CHE N G a n g(C o l l e g e o f L o c o m o t i v e a n d R o l l i n g S t o c k E n g i n e e r i n g,D a l i a n J i a o t o n g U n i v e r s i t y,D a l i a n 1 1 6 0 2 8,C h i n a)A b s t r a c t:S u b j e c t e d t o t h e a e r o d y n a m i c l o a d a n d s t o n e i m p a c t d u r i n g t r a i n r u n n i n g,t h e s t r e n g t h o f e q u i p m e n t c o m p a r t m e n t b a s e b o a r d d i r e c t l y a f f e c t s t h e s a f e t y o f i n t e r n a l e q u i p m e n t.B a s e d o n t h e p r o g r e s s i v e f a i l u r e t h e o r y a n d s t i f f n e s s d e g r a d a t i o n m o d e l,t h e f i n i t e e l e m e n t m o d e l s o f s t a t i c s t r e n g t h a n d l o w-s p e e d i m p a c t o f c a r b o n f i b e r/f o a m s a n d w i c h e q u i p m e n t c o m p a r t m e n t b a s e b o a r d a r e e s t a b l i s h e d a f t e r v e r i f y i n g t h e a c c u r a c y o f s i m u l a t i o n m o d e l i n g.I n a c c o r d a n c e w i t h t h e m o d e l,t h e f a i l u r e f a c t o r,s t r a i n a n d f a i l u r e l o a d o f t h e b a s e b o a r d u n d e r f i v e s t a t i c s t r e n g t h c o n d i t i o n s a r e a n a l y z e d.T h e i m p a c t e n e r g y o f 2 0 0 J,3 0 0 J,4 0 0 J,5 0 0 J a n d t h e p u n c h d i a m e t e r s o f 1 0 0 mm,2 0 0 mm,3 0 0 mm o n t h e i m p a c t r e s i s t a n c e o f t h e b a s e b o a r d a r e d i s c u s s e d.T h e r e s u l t s s h o w t h a t t h e b a s e b o a r d m e e t s t h e s t a t i c s t r e n g t h r e q u i r e m e n t s,i t s f a i l u r e l o a d i s 6 3.0 k P a,a n d t h e m a x i m u m f a i l u r e f a c t o r a n d s t r a i n a r e l o c a t e d a r o u n d t h e b o l t h o l e;T h e p e a k v a l u e o f i m p a c t c o n t a c t f o r c e,t h e d e p r e s s i o n d e p t h o f t h e u p p e r p a n e l a n d t h e s u b s t r a t e f a i l u r e a r e a o f o f e a c h p l y i n c r e a s e w i t h t h e i n c r e a s e o f i m p a c t e n e r g y,w h i l e t h e c h a n g e o f p u n c h d i a m e t e r h a s l i t t l e e f f e c t o n t h e l o w-s p e e d i m p a c t p e r f o r m a n c e o f t h e b a s e b o a r d.K e y w o r d s:e q u i p m e n t c o m p a r t m e n t b a s e b o a r d;c o m p o s i t e m a t e r i a l;p r o g r e s s i v e f a i l u r e;s t a t i c s t r e n g t h;l o w-s p e e d i m p a c t91 研究与设计铁道车辆 第6 1卷第5期2 0 2 3年1 0月 随着我国高速铁路的飞速发展,列车轻量化已成为现代车辆设计的必然要求。碳纤维复合材料因其比强度高、比模量高以及耐腐蚀、可设计性强等优点,已成为列车轻量化的必然趋势1。现阶段,复合材料在轨道交通中主要应用于转向架、车体、司机室外壳、车内饰等。动车组设备舱是安装在列车底部用以保护车下设备、减小空气阻力的重要部件。王明猛等2和张丽荣等3证明了复合材料设备舱底板在高速动车组上应用的适用性。W A N G 等4为碳纤维应用到设备舱支架中提供了方案。董瑞雪等5基于渐进损伤理论提出了一种高速动车组复合材料设备舱结构强度仿真评价方法,并对某复合材料设备舱骨架进行了校核。W A N G 等6研究了不同加载速率对动车组C F R P设备舱骨架层板抗拉、抗压性能的影响。秦楠等7参考德国劳氏船级社(G L)规定的经验G o o d m a n曲线对某型动车组C F R P复合材料设备舱骨架进行了疲劳强度校核。然而在列车高速运行过程中,设备舱底板位于车辆最下方,直接受到气密载荷、车辆振动载荷及轨道石子飞扬等冲击载荷的作用,是设备舱受载最大的部位。目前的研究多为复合材料设备舱骨架4-7与复合材料小型试件的性能8-9,关于复合材料设备舱底板的静态性能与抗冲击性能方面的研究较少。复合材料夹芯结构由上下面板和芯体组成,其中复合材料面板由正交各向异性的单层板在厚度方向上堆叠而成,其失效形式表现为逐层失效,每层碳纤维失效后结构刚度便会随之退化,复合材料的刚度退化与渐进损伤一直是研究的热点。田志强等1 0以碳纤维增强树脂基复合材料层合板为研究对象,给出了基体和纤维的细观失效准则,提出了新的刚度退化方式来表征复合材料层合板的损伤演化过程。X U 等1 1建立了纺织复合材料静损伤的细观有限元模型,在渐进损伤建模的背景下,利用该模型分析了纤维间基体裂纹的萌生和纤维的断裂。MA I O 等1 2采用瞬态非线性有限元程序L S-D Y N A中的渐进损伤模型MA T 1 6 2对层合材料在低速冲击下产生的分层损伤特别是脱层的形状和方向进行了预测。赵丽滨等1 3得到了表征和评价分层失效机理和扩展行为的纤维桥接模型、静力分层扩展准则和疲劳分层模型。目前,在复合材料渐进损伤分析方面已有众多研究成果,但对于夹芯结构应用到动车组设备舱结构中的失效仿真分析研究仍较少。本文以碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板为研究对象,基于渐进损伤失效理论和刚度退化模型分别建立了静强度工况和低速冲击工况下的仿真模型。基于静强度有限元仿真模型,首先验证了渐进失效理论模型的正确性,然后在5种工况下进行加载并对结构强度进行了校核,进而分析了各铺层的失效因子、应变以及最危险工况下的失效载荷;在验证了模型正确性的基础上,基于低速冲击仿真模型,进一步研究了不同冲击能量和不同冲头直径对设备舱底板抗冲击性能的影响。1 复合材料渐进失效理论复合材料层合板由单层板组成,层合板结构的渐进失效是从单层板的失效开始的,其某一层或几层失效后并不完全丧失承载能力而是结构刚度减小,材料性能有所退化,只有当所有铺层均失效时,即认为层合板结构失效。在预测复合材料层合板失效的过程中,刚度退化和强度失效准则的选取尤为重要,刚度退化代表层合板某一层破坏时结构刚度的退化系数,强度失效准则预测层合结构的失效状态,只有选取了准确的刚度退化模型和强度失效准则,才能精准模拟复合材料的渐进失效过程。1.1 刚度退化模型本文采用的刚度突降退化模型是文献1 4 在C a-m a n h o模型基础上,综合文献1 5 提出的一种合理的刚度退化准则,引入了主泊松比的退化方法,表达式如下。纤维拉伸失效:E 1=0.0 7E1,E 2=0.0 7E2G 1 2=0.0 7G1 2,1 2=0.0 71 2(1)纤维压缩失效:E 1=0.1 4E1,E 2=0.1 4E2G 1 2=0.1 4G1 2,1 2=0.1 41 2(2)基体拉伸失效:E 2=0.2E2,G 1 2=0.2 2G1 2,1 2=0.1 51 2(3)基体压缩失效:E 2=0.4E2,G 1 2=0.4G1 2,1 2=0.1 51 2(4)式中:Ei,i j,Gi j为单层板的当前材料参数,E i,i j,G i j为单层板失效后退化的材料参数。1.2 强度失效准则复合材 料的失效准 则众多,有T a s i-H i l l准 则、H o f f m a n准则、T s a i-Wu准则和H a s h i n准则等1 6。其中,H a s h i n准则不仅考虑了各种失效模式之间的相互作用,还考虑了剪切强度对拉伸压缩的影响。本文采用H a s h i n准则,H a s h i n准则二维表达式如下。纤维拉伸失效:1 1Xt 2+1 2S1 2 11 11 (5)纤维压缩失效:1 1Xc 211 10 (7)基体压缩失效:Yc2S2 3 2-1 2 2Yc+2 22S2 3 2+21 2S21 212 20 (8)式中:1 1,2 2为x、y方向的正应力;1 2为平面的应力;1 2为相应方向的剪应力;Xt,Xc为单层板的纵向拉伸强度和纵向压缩强度;Yt,Yc为单层板的横向拉伸强度和横向压缩强度;S1 2,S2 3为单层板相应方向上的剪切强度。2 复合材料设备舱底板静强度仿真2.1 渐进失效模型验证为了验证复合材料设备舱底板渐进失效模型的正确性,本文建立了复合材料层合板渐进失效模型,并将模型计算结果与文献1 7 中的试验结果进行对比。根据文献1 7 拉伸载荷作用下的T 3 0 0/1 0 3 4-C开孔层合板渐进损伤分析试验,层合板的铺层顺序为0/(4 5)2/9 05s,材料参数见表1,试件长2 0 3.2 mm、宽2 5.4 mm、厚2.6 1 6 2 mm、中心圆孔直径6.3 5 mm。有限元模型采用四节点壳单元,单元类型为S 4 R,孔边单元数量为4 0 0,模型的单元数量为1 1 0 0。模型的边界条件设定为:层合板一侧完全固定,右侧端部采用MP C耦合约束,并施加沿x方向的拉伸位移载荷,开孔层合板有限元模型如图1所示。表1 T 3 0 0/1 0 3 4-C开孔层合板材料参数参数数值参数数值E1/G P a1 4 6.7 5 7Xt/G P a1.7 2 9E2/G P a1 1.3 6 9Xc/G P a1.3 7 8G1 2/G P a6.1 8 0Yt/G P a0.0 6 71 20.3Yc/G P a0.2 6 8S1 2/G P a0.1 3 4 注:E1、E2分别为x、y方向的弹性模量;G1 2为x y平面的剪切模量;1 2为x y平面的泊松比。图1 开孔层合板有限元模型利用A B AQU S/S t a n d a r d隐式分析模块对有限元模型进行计算。仿真得到的极限载荷为1 4 3 4 2.7 N,文献1 7 中的试验数据为1 4 6 0 5.4 N,两者误差为1.8 0%。可见仿真结果与试验数据吻合良好,验证了渐进失效模型的有效性,可用于碳纤维/泡沫夹芯结构设备舱底板结构的静强度仿真。2.2 复合材料设备舱底板仿真模型碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板结构来自文献3,几何尺寸如图2所示。上下面板采用T 7 0 0/8 9 1 1碳纤维/环氧树脂复合材料,中间芯体为P V C泡沫,孔边及四周区域(加强区)采用玻璃纤维/环氧树脂复合材料进行加强,下盖板中增加了少量凯夫拉纤维织物,使其具有优异的抗异物割划性能。P V C泡沫密度为6 5 k g/m3,弹性模量为7 5 MP a,泊松比为0.3 2。T 7 0 0/8 9 1 1层合板材料参数如表2所示,设备舱底板铺层方式如表3所示6。表2 T 7 0 0/8 9 1 1层合板材料参数参数T 7 0 0/8 9 1 1单层板玻璃纤维/环氧树脂单层板参数T 7 0 0/8 9 1 1单层板玻璃纤维/环氧树脂单层板/(g/c m3)1.71.8Xt/M P a2 6 0 04 4 2E1/G P a1 3 52 3.1Xc/M P a1 4 2 23 7 7E2/G P a9.2 52 3.1Yt/M P a6 0.34 4 21 20.3 30.1 5Yc/M P a2 4 13 7 7G1 2/G P a5.6 54.0S1 2/M P a9 44 0 复合材料夹芯结构的设备舱底板有限元模型中P V C泡 沫 芯 体 采 用 六 面 体 实 体 单 元,单 元 类 型 为C 3 D 8 R。上下碳纤维面板采用四节点壳单元,单元类型为S 4 R。网 格 尺 寸 为1 0 mm,单 元 总 数 量 为2 0 9 9 5 1,其中,实体单元数量为1 4 9 9 6 5,壳单元数量为5 9 9 8 6。上下面板与中间芯体采用绑定连接。在螺栓孔处采用完全约束,限制其6个自由度。本文同时参考了I E C 6 1 3 7 3:2 0 1 0 铁道车辆设备冲击和振动试验标准 和E N 1 2 6 6 3:2 0 1 0 铁道应用 轨道车身的结构要求,共确定5种工况,如表4所示。12 基于渐进失效理论的碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板强度仿真 赵致霆,石姗姗,吕航宇,陈 刚表3 设备舱底板铺层方式组成结构铺层顺序厚度/mm上面板(0,9 0)c/(0,9 0)c/(4 5,-4 5)c1.0下面板(0,9 0)k/(0,9 0)c/(0,9 0)c/(4 5,-4 5)c(0,9 0)c/(4 5,-4 5)g c/(0,9 0)c3.0加强区(0,9 0)g/(4 5,-4 5)g1 51 5.0中间芯体1 5.0 注:(1)织物用圆括号“()”以及经纬纤维方向表示,经向纤维在前,纬向纤维在后;(2)纤维的种类用英文字母下角标出,其中c表示碳纤维,k表示芳纶纤维,g表示玻璃纤维;(3)铺层按由下向上的顺序写出,并用“/”分开;(4)连续重复层的层数用数字下角标出。表4 各工况载荷参数工况纵向加速度横向加速度垂向加速度气动载荷15g-1g23g-1g3-4g4-1g-6 k P a5-1g6 k P a2.3 静强度仿真结果2.3.1 失效因子分析失效因子是评价复合材料在失效准则下是否失效的重要指标,失效因子超过1则说明发生了对应模式的 材料失效。复合材料的失效模式分为纤维拉伸失效、纤维压缩失效、基体拉伸失效、基体压缩失效。图3汇总了5种工况下的最大失效因子,可见各工况下的最大失效因子均小于1,说明结构在承载设定的工况载荷时,满足强度要求。由于基体的拉伸强度较低,基体拉伸失效比其他失效模式更容易出现,在4种失效模式中,最大失效因子所对应的失效模式均为基体拉伸失效。从最大失效因子出现的位置可以看出,失效大多出现在上面板,这是由于上面板的铺层数少于下面板,承载能力较下面板低。第4和第5气动载荷工况的失效因子远大于前3个静载工况,说明气动载荷下的工作环境较为恶劣。最大失效因子出现在第4工况为0.1 5 3,说明第4工况的工作环境最为危险。图4给出了工况4下设备舱底板的失效因子云图。受到应力集中的影响,失效因子最大值出现的位置集中在螺栓孔和预留孔周围。图3 5种工况下最大失效因子结果图4 工况4下设备舱底板失效因子云图22铁道车辆 第6 1卷第5期2 0 2 3年1 0月 2.3.2 应变分析由于暂时缺少关于轨道交通的复合材料标准,本文参考 复合材料设计手册 中的飞机复合材料设计规范,以复合材料结构破坏应变9.01 0-3、许用应变3.5 01 0-3作为评判依据对设备舱底板进行应变分析。设备舱底板在5种工况下的应变最大值如表5所示。5种工况下的应变最大值均小于许用应变(3.5 01 0-3),结构满足静强度要求。其中,气动载荷工况4和5的最大应变大于前3个静载工况下的最大应变,再次证明了气动工况比静载工况的工作环境恶劣。工况4下的应变最大值在设定的5个工况中最大,为2.6 21 0-3,是最危险工况。工况4下的应变云图如图5所示。表5 各工况下的应变最大值工况12345应变最大值3.8 81 0-54.6 21 0-51.6 11 0-42.6 21 0-32.5 41 0-3图5 工况4下设备舱底板应变云图2.3.3 失效载荷分析复合材料结构在持续的外载荷作用下,当某一层的一个单元发生失效时即认为结构出现初始破坏,即该层的失效因子达到1,此时的载荷为初始失效载荷;结构中的所有铺层均出现失效即认为结构失效,此时的载荷为极限载荷。从上述的静强度仿真分析可知,气动载荷工况4为最危险工况,故对工况4下的设备舱底板进行失效载荷分析。随着工况4中气动载荷的持续增加,由此得到了逐层发生失效时的载荷,如表6所示。由表6可以看出,铺层数较少的上面板先于下面板产生失效。当载荷为6 3.0 k P a时,结构的所有铺层内均出现了基体拉伸失效,即结构的极限载荷为6 3.0 k P a。表6 复合材料设备舱底板失效扩展失效层数失效铺层载荷/k P a1T 31 5.02T 3/T 21 5.63T 3/T 2/T 11 6.24T 3/T 2/T 1/B 74 7.75T 3/T 2/T 1/B 7/B 15 0.46T 3/T 2/T 1/B 7/B 1/B 25 4.07T 3/T 2/T 1/B 7/B 1/B 2/B 65 4.68T 3/T 2/T 1/B 7/B 1/B 2/B 6/B 55 8.29T 3/T 2/T 1/B 7/B 1/B 2/B 6/B 5/B 36 0.31 0T 3/T 2/T 1/B 7/B 1/B 2/B 6/B 5/B 3/B 46 3.0 注:Tn表示上面板第n铺层;Bn表示下面板第n铺层。为了分析该结构的失效扩展情况,图6给出了最先发生失效的上面板第3层的基体拉伸失效扩展云图。可以看出,结构的初始失效均出现在螺栓孔周围且失效沿着螺栓孔周围向两侧延伸。图6 上面板第3层基体拉伸失效拓展云图32 基于渐进失效理论的碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板强度仿真 赵致霆,石姗姗,吕航宇,陈 刚3 复合材料设备舱底板低速冲击仿真3.1 渐进失效模型验证为了验证设备舱底板在动态冲击工况中模型的有效性,模拟了文献1 8 中的F i b 1 5 0/4 2层合板低速冲击试 验。铺 层 方 式 为 02/4 52/9 02s,试 件 长6 0 mm、宽6 0 mm、厚2 mm,材料参数如表7所示。试验时由夹具固定,形成直径为5 0 mm的实际有效冲击区域。冲击试验在落锤冲击试验机上进行,采用半球形刚性冲头,直径为2 5 mm,质量为2.4 2 8 k g。表7 F i b 1 5 0/4 2层合板材料参数参数数值参数数值E1/G P a1 0 9.3 4G2 3/G P a3.2 0E2(E3)/G P a8.8 2Xc/MP a1 1 3 21 2(1 3)0.3 4 2Yt/MP a5 92 30.5 2Yc/MP a2 1 1G1 2(G1 3)/G P a4.3 2S1 2/MP a5 4 复合材料层合板有限元模型采用八节点六面体实体单元,单元类型为C 3 D 8 R。由于中心冲击区域为研究的重点,故对此区域的网格进行加密,有限元模型共有实体单元3 9 7 6 0。冲头和夹具均采用三维实体建模,材料设置为刚体。为了避免初始冲击穿透,冲头端部与层合板上面板表面留有一定的间距。层合板受到冲击出现变形后,冲头和层合板的表面会出现相对滑移,定义摩擦因数为0.1 5,接触设置为通用接触。边界条件设置为夹具完全固定,层合板的四周限制其6个自由度,冲头限制除了z轴方向移动之外的5个自由度。设定的冲击速度v为1.0 9 m/s,冲头质量m为2.4 2 8 k g,通过W=12m v2,确定冲击能量W为1.4 4 J。仿真得到的最大接触力为1 7 5 0.5 9 N,与文献1 8 的试验结果(1 6 3 0 N)的误差为7.4 0%,可见仿真结果与文献1 8 试验数据吻合良好,验证了冲击模型的有效性,可用于碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板结构的低速冲击仿真。3.2 复合材料设备舱底板低速冲击有限元模型同上述方法利用A B AQU S/E x p l i c i t显式分析模块对复合材料设备舱底板进行低速冲击仿真,冲头为直径1 0 0 mm的半球形冲头,质量3 0 k g。低速冲击时通过修改初速度的大小来控制冲击所需要的能量。底板螺栓孔处采用完全约束,限制其6个自由度,最终建立的低速冲击有限元模型如图7所示。图7 复合材料设备舱底板低速冲击有限元模型3.3 复合材料设备舱底板低速冲击仿真结果3.3.1 不同冲击能量为了研究不同冲击能量对设备舱底板力学性能的影响,保持冲头质量不变,通过改变冲击速度来得到设定的冲击能量,选用冲击速度为3.6 5 m/s、4.4 7 m/s、5.1 6 m/s和5.7 7 m/s,冲头质量为3 0 k g,得到对应的冲击能量分别为2 0 0 J、3 0 0 J、4 0 0 J和5 0 0 J,将上述能量对结构进行冲击。图8为不同冲击能量下的冲击接触力-时间曲线。由图8可以看出,冲击过程开始后,冲击接触力迅速上升,曲线不断出现震荡,主要是由于在冲击过程中,底板逐渐失效,刚度在不断退化,且泡沫被压缩进入塑性阶段。在冲击能量为2 0 0 J、3 0 0 J、4 0 0 J、5 0 0 J下,冲击接触力峰值分别为1 5.4 9 k N、2 0.0 9 k N、2 4.3 0 k N、2 8.1 6 k N,冲击接触力达到峰值的时间分别为0.9 1 m s、0.8 7 m s、0.8 3 m s、0.7 7 m s。可以看出,在2 0 05 0 0 J冲击能量范围内,冲击能量增大,冲击接触力峰值增大,到达冲击接触力峰值的时间略微减少,整个冲击过程时间缩短。图8 不同冲击能量下的冲击接触力-时间曲线图9为不同冲击能量下的上面板凹陷深度曲线。可以看出,冲击能量在2 0 05 0 0 J的范围内,最大冲42铁道车辆 第6 1卷第5期2 0 2 3年1 0月 击接触力、上面板的凹陷深度与冲击能量均呈现递增关系。图9 不同冲击能量下的上面板凹陷深度曲线 由于在仿真分析中发现冲击时仅上面板和下面板外侧的3个铺层出现失效,故对这6个铺层的基体拉伸失效面积的分布情况进行分析,结果如图1 0所示。可以看出,在2 0 05 0 0 J冲击能量范围内,基体拉伸失效面积均出现在下面板最外层;对于单个铺层,随着冲击能量的增加,基体拉伸失效面积增大;随着落锤自上而下的冲击,基体拉伸失效面积呈逐层增大的趋势,但下1铺层中由于芯体吸收能量,其失效面积略微有些降低。图1 0 不同冲击能量下底板各铺层基体拉伸失效面积3.3.2 不同冲头直径为了研究不同冲头直径对设备舱底板冲击性能的影响,此次冲击能量选择5 0 0 J并保持冲头的质量不变。冲头类型为半球形冲头,冲头直 径分别为1 0 0 mm、2 0 0 mm和3 0 0 mm,冲头截面与底板截面之间的面积比分别为0.2 6%、1.0 3%和2.3 2%。图1 1为不同冲头直径下的冲击接触力-时间曲线。在1 0 0 mm、2 0 0 mm、3 0 0 mm冲头直径下,冲击接触力峰值分别为2 8.1 6 k N、2 8.3 2 k N、2 8.5 7 k N,达到峰值的时间分别为0.7 7 m s、0.7 3 m s、0.6 8 m s。可以看出,在5 0 0 J的冲击能量下,随着冲头直径的增大,冲击接触力到达峰值的时间略微减少,峰值小幅度增大。但从曲线总体来看,冲头直径尺寸对冲击接触力的影响较小。图1 1 不同冲头直径下的冲击接触力-时间曲线 此次冲击仿真中,底板各铺层均只出现了基体拉伸失效。图1 2为底板各铺层中基体拉伸失效面积的分布情况。可以看出,在不同冲头直径下,失效面积最大的铺层均为下面板最外层;随着冲头直径的增加,上面板第2层和第3层的失效面积呈现递减趋势,而其余底板的各铺层的失效面积并无较大变化。从总体来看,冲头直径的变化对基体拉伸失效面积的影响较小。图1 2 不同冲头直径下的各铺层基体拉伸失效面积 综上,在5 0 0 J的冲击能量下,本文采用的不同冲头直径对设备舱底板低速冲击过程中的冲击接触力、冲头动能、上面板凹陷深度和基体拉伸失效面积的影52 基于渐进失效理论的碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板强度仿真 赵致霆,石姗姗,吕航宇,陈 刚响较小。此次选取的冲头直径分别为1 0 0 mm、2 0 0 mm和3 0 0 mm,虽然冲头直径变化幅度较大,但是冲头截面与底板截面之间的面积比只有0.2 6%、1.0 3%和2.3 2%,相比于整个底板尺寸来说变化幅度较小,故此次冲击模拟仿真中冲头直径的变化对复合材料设备舱底板的低速冲击影响较小。4 结论本文建立了碳纤维/泡沫夹芯结构设备舱底板的静强度和低速冲击仿真模型,分析了静强度工况和低速冲击工况对设备舱底板的性能影响,主要得到以下结论:(1)在静强度仿真中,5种工况下的碳纤维/泡沫夹芯设备舱底板均满足运用要求,结构的极限载荷为6 3.0 k P a。5种工况中气动载荷工况最危险,失效因子最大值出现在螺栓孔处。结构的初始失效均出现在螺栓孔周围且失效沿着螺栓孔周围向两侧延伸。(2)低速冲击仿真结果表明,在冲头直径不变的情况下,随着冲击能量的增加,冲击接触力峰值和上面板的凹陷深度呈递增趋势,且基体拉伸失效面积随之增加;冲击能量不变,随着冲头直径的变化,冲击接触力、冲头动能、上面板凹陷深度以及基体拉伸失效面积均变化较小。(3)基于复合材料渐进失效理论与刚度退化模型建立对应的仿真模型,仿真结果与文献试验结果的误差分别为1.8 0%和7.4 0%,在可接受范围之内,验证了本文刚度退化方式的合理性。参考文献:1 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t s p e r f o r m a n c e v a l u a t i o nJ.E l e c t r i c L o c o m o t i v e s&M a s s T r a n s i t V e h i c l e s,2 0 1 5,3 8(S u p 1):2 9-3 3.4 WAN G Y Y,Z HAN G X F,YAN L L,e t a l.R a n d o m v i b r a t i o n r e s p o n s e a n a l y s i s a n d m a t e r i a l o p t i m i z a t i o n o f EMU e q u i p m e n t b r a c k e tC P r o c e e d i n g s o f t h e 2 0 1 6 4 t h I n t e r n a t i o n a l C o n f e r e n c e o n A d v a n c e d M a t e r i a l s a n d I n-f o r m a t i o n T e c h n o l o g y P r o c e s s i n g.2 0 1 6:2 2 4-2 2 8.5 董雪瑞,刘志明.高速动车组复合材料设备舱结构评价方法J.铁道科学与工程,2 0 2 1,1 8(6):1 3 9 2-1 4 0 1.D ONG X u e r u i,L I U Z h i m i n g.E v a l u a t i o n m e t h o d f o r t h e s t r u c t u r e o f c o m p o s i t e e q u i p m e n t c a b i n o f h i g h-s p e e d EMUJ.J o u r n a l o f R a i l w a y S c i e n c e a n d E n g i n e e r i n g,2 0 2 1,1 8(6):1 3 9 2-1 4 0 1.6 WAN G Y Y,F E NG X Z,Z HANG X F,e t a l.E x p e r i-m e n t a l s t u d y o n e f f e c t o f l o a d i n g r a t e o n m e c h a n i c a l p r o p-e r t i e s o f C F R P e q u i p m e n t c a b i n s k e l e t o n l a m i n a t e sJ.M a t e r i a l s S c i e n c e a n d E n g i n e e r i n g,2 0 1 9,6 1 2:1-8.7 秦楠,张向峰,冯学志,等.G e r m a n i s c h e r L l o y d规范G o o d m a n曲线对某型动车组C F R P复合材料设备舱骨架疲劳校核 的应 用 J.复 合 材 料 学 报,2 0 1 9,3 6(1 1):2 6 2 8-2 6 3 6.Q I N N a n,Z HANG X i a n g f e n g,F E N G X u e z h i,e t a l.A p p l i c a t i o n o f G o o d m a n c u r v e p r o v i d e d b y G e r m a n i s c h e r L l o y d t o e v