泡沫夹芯结构由密度低、厚度大的泡沫芯层和强度/刚度大、壁薄的复合材料面板组合而成，芯层将高性能面板隔开从而使夹芯结构在几乎不增加自重的前提下大幅度增加弯曲刚度，提升了结构的稳定性，使面板材料的强度得到充分发挥。同时泡沫夹芯结构兼有吸能、隔热、耐腐蚀、成本低等优势，因此泡沫芯结构已经在风力发电、海军舰艇、轨道交通等诸多领域得到了广泛的应用[1-4]。由于夹芯结构中复合材料面板很薄，自身弯曲刚度较低，泡沫芯层模量低，对面板的横向支撑作用较弱，因此在较小的面内压缩作用下，面板自身容易发生局部屈曲[5-7]。另外，泡沫夹芯结构由截然不同的材料组合而成，导致面芯结合处应力集中明显，使面芯脱粘破坏成为复合材料夹芯结构中常见的破坏模式[8-9]。以上原因限制了泡沫夹芯结构力学性能的发挥。

近年来，随着泡沫夹芯结构的应用推广与新技术更新，出现了多种增强泡沫夹芯结构的方法，如缝纫[10]、Z-Pinning[11]、格构增强[12]、短切纤维增韧[13-14]等。缝纫[10]和Z-Pinning技术[11]使用纤维丝或硬质纤维/金属/树脂杆将面板与芯层连接在一起，达到提高界面性能的目的，同时可以作为泡沫芯层的增强相提高泡沫的刚度和强度，能有效提升夹芯结构的承载效率。Mitra[15]为提升泡沫夹芯板的面内剪切性能，在面芯结合处引入由纤维复合材料制备的剪力键，剪切强度能够提升25%。Liu等[12]和Wang等[16]使用玻璃纤维增强树脂基复合材料(GFRP)格栅增强泡沫夹芯平板，试验表明该方法能够显著提升夹芯板的弯曲性能。孙直等[14]和石珊珊等[13]使用短纤维胶衣增韧夹芯结构的界面，显著改善了泡沫夹芯结构的界面性能。李川苏等[17]提出了齿板-GFRP混合夹层结构，将面板上的齿钉嵌入泡沫芯层，以抑制夹芯结构界面过早失效。

那天中午我喝得晃晃悠悠的，邓军扶我回房休息。他一边陪我聊大学时开心的往事，一边翻看我放在桌上的影集，当他抽出我们大学时的一张合影看时，一张纸条飘飘悠悠地落到了地上。

为解决传统泡沫夹芯结构面板易局部屈曲且界面性能较弱的问题，本文提出了一种加筋增强泡沫夹芯结构形式：通过在面芯结合处加入复合材料筋条，采用真空辅助树脂导入(VARI)技术一体成型，该筋条在增加面板弯曲刚度的同时，增加了面芯粘结面积，提升面芯结合能力。分别采用面内压缩试验和双悬臂梁试验，对比分析加筋增强夹芯板与未加筋夹芯板试件的压缩失效荷载、破坏模式和裂缝扩展能量释放率，研究加筋对夹芯板力学性能的影响。

1 试件制备及试验方法

1.1 试件制备

图1 加筋增强泡沫夹芯结构与传统泡沫夹芯结构 Fig.1 Schematic illustration of stiffened and conventional sandwich structures

加筋增强泡沫夹芯结构由GFRP面板、聚氯乙烯(PVC)泡沫芯与GFRP筋条组成，如图1所示，该构型增强的力学机制主要体现在以下三个方面：(1)复合材料筋条与面板紧密粘结，形成一体，筋条可提高面板弯曲刚度，从而提高面板抗屈曲能力，同时面板与泡沫芯支撑筋条，保证筋条在分担外荷载时的稳定性，三者形成协调受力整体；(2)复合材料筋条自身可分担外荷载；(3)筋条增大了面芯界面处的粘结面积，使面板嵌入泡沫芯层，从而改善了界面性能。

芯层所用泡沫为科拉斯股份有限公司提供的Mycell系列PVC泡沫，厚度为25 mm，密度为60 kg/m3，泡沫表面刻有正交凹槽，间距为20 mm，厚度方向钻有通孔，以作为树脂流动的通道。加筋夹芯板采用VARI技术制备，制备流程为：(1)使用开槽机将PVC泡沫沿受压方向的凹槽拓展至深4 mm、宽5 mm、间隔40 mm，如图2(a)所示；(2)将GFRP布条一层层填入拓展后的凹槽内，作为加筋条；(3)在加筋的泡沫芯层上下表面铺放密度为200 g/m3的单向无碱GFRP布，铺层方式为[0/90]n；(4)建立注胶体与真空封闭体系，使用VARI技术将配有固化剂、促凝剂和乙烯基树脂体系注入到真空封闭体系，如图2(b)所示，固化成型后按照试验需要进行切割，成品如图2(c)所示。面板、筋条与泡沫芯的材料参数如表1所示。

图2 加筋增强泡沫夹芯板的制备过程 Fig.2 Manufacturing process of manufactured sandwich panels

表1 面板、筋条和泡沫芯的材料参数 Table 1 Material parameters of skin，stiffener and PVC foam

Compression strength/MPaCompression modulus/GPaShear modulus/GPaSkin 155.06.3002.000Stiffener210.010.7002.000PVC 1.40.0650.023

1.2 面内压缩试验的试件与方法

L=190 mm的三组试件典型荷载-位移曲线如图10所示。Original-190与Thick-190的破坏过程和失效荷载分别与Original-130和Thick-130相近，不同之处在于面板压断后裂缝以上部分向裂缝所在侧发生偏转，而裂缝以下部分仍旧保持竖直，如图11(a)和图11(b)所示，因此可以判定破坏模式不是整体屈曲，而是面板皱曲后引起的面板压断。Stiffened-190组试件出现了两种破坏模式，Stiffened-190-1与Stiffened-190-2发生了面板压缩剪切破坏，如图11(c)所示，为面板材料强度失效，失效荷载分别为34.68 kN与36.41 kN。Stiffened-190-3的荷载-位移曲线与试件Stiffened-190-1和Stiffened-190-2不同，如图10所示，当荷载增加到临近失效荷载(31.30 kN)后，随着轴向位移的继续增大，荷载开始缓慢减小，同时观察到试件以半波形式出现整体横向偏移。随着横向偏移量增加，受压一侧的面板突然被压断，此时压缩荷载骤降，破坏形态如图11(d)所示。据失效过程与形态可判断Stiffened-190-3的失效模式为整体屈曲。

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图3 三种泡沫夹芯板试件的截面形式示意图 Fig.3 Cross-sectional configurations of the three different foam core sandwich panel specimens

表2 面内压缩泡沫夹芯板试件参数 Table 2 Geometric details of foam sandwich panel specimen for in-plane compression

Specimen IDL/mmb/mmts/mmtc/mmOriginal-130130781.225Original-190190781.225Thick-130130781.625Thick-190190781.625Stiffened-130130781.225Stiffened-190190781.225

Notes：L—Specimen length；b—Specimen width；ts—Skin thickness；tc —Foam core thickness.

图4 面内压缩试验装置 Fig.4 Test setup of sandwich composite under compression

1.3 双悬臂试验的试件与方法

双悬臂梁(DCB)试验示意图与试件的尺寸如图5所示。试件长为210 mm，宽为38 mm，面板为6层GFRP布按照[0/90]3的方式铺设而成，厚度为1.2 mm。面板与芯层之间设置一条长度为51 mm的预制裂缝(如图5中虚线线条所示)。加载块与面板之间通过万能胶粘结。加载块厚度为20 mm，长度为30 mm，宽度略大于试件宽度，夹具中心钻有直径为10 mm的通孔用于连接加载设备。设置了不加筋与加筋增强(筋条尺寸与面内压缩试件相同)的两组夹芯试件，每组试件各3个。

图5 双悬臂梁(DCB)试验装置与泡沫夹芯板试件示意图 Fig.5 Schematic illustration of double cantilever beam(DCB) test and foam sandwich panel specimens

图6 加筋增强泡沫夹芯板双悬臂梁试验装置 Fig.6 Setup of DBC test of stiffened foam sandwich panels

双悬臂梁试验在上述电子万能试验机上进行，结合ASTM D5528—01[19]试验标准与线圈加载方法的优势[20-21]，采用如图6所示的加载方法：加载块与面板粘结，并通过直径为1.2 mm的金属线圈施加拉伸荷载。由于整个试验加载过程中，拉伸荷载小于150 N，因此线圈自身变形与试件变形相比可忽略不计。在试件观测侧粘贴自制标尺，并在面芯结合处均匀涂抹白色涂料，以便清晰观测裂缝发展状态。使用位移加载的方式施加荷载，加载速率为2 mm/min。利用断裂能释放率[18-19] 评价界面粘结性能，其计算方法为

(3) 地震条件下廊道的应力状况仍由静力工况控制，可借鉴深厚覆盖层地基上的马尼克3号坝经验，设置向上游拱起的廊道的轴线型式，使上游面预拉，下游面预压，从而降低横河向拉应力；由于两岸基岩面处约束较强，可将该部位廊道用钢板进行包裹。廊道与岸坡平硐接缝，建议采用伸缩节为双“U”形结构的止水并预留二期混凝土。

另外，从图13荷载-位移曲线可以看出，位移每增大s的距离，荷载都会有一次突然且较大幅度的降低，这是由于泡沫芯层表面刻有凹槽，使泡沫表面被纵横交错的凹槽分割成多个小方块，当裂缝发展到凹槽位置时，粘结面积减小，荷载降低。同时，对比两条曲线在每s小段内的形状可以发现，加筋试件的曲线有多个小的突变点，使曲线呈现锯齿状，这是由于裂缝发展过程中，紧绷的纤维丝不断被拉断而引起荷载突变，试验过程中可明显观察到纤维丝不断被拉断的现象。

(1)

式中：U为应变能；a为裂缝长度；b为梁的宽度。

2 结果与分析

2.1 加筋增强泡沫夹芯板面内压缩试验

表3 夹芯板面内压缩试验结果 Table 3 In-plane compression results of foam sandwich panels

Specimen numberFailure mode(Primary+Secondary)Failure load/kNOriginal-130-1SW+SCM20.35Original-130-2SW+SCM22.15Original-130-3SW+SCM19.52Original-190-1SW+SCM18.35Original-190-2SW+SCM19.58Original-190-3SW+SCM20.16Thick-130-1SW+SCM25.88Thick-130-2SW+SCM27.12Thick-130-3SW+SCM23.67Thick-190-1SW+SCM23.53Thick-190-2SW+SCM25.91Thick-190-3SW+SCM24.57Stiffened-130-1SCM35.64Stiffened-130-2SCM37.13Stiffened-130-3SCM35.28Stiffened-190-1SCM34.68Stiffened-190-2SCM34.41Stiffened-190-3GB+SCM31.30

Notes：SW—Skin wrinkling；SCM—Skin compressive microbuckling；GB—Global buckling.

图7 L=130 mm泡沫夹芯板试件典型的荷载-位移曲线 Fig.7 Typical load versus displacement responses of foam sandwich panel specimens with a length of 130 mm

图8 L=130 mm泡沫夹芯板试件典型的破坏模式 Fig.8 Typical failure modes of foam sandwich panel specimens with length of 130 mm

对于加筋增强试件，由于面板与筋条是一体固化成型，两者纤维丝之间几乎没有明显界限，如图14(a)所示，当面板被加载块拉起而裂缝逐步扩展时，面板与筋条之间会有大量的纤维丝形成桥接，约束裂缝发展。如图14(b)所示，筋条中的纤维丝被面板拔起后一直处于拉紧状态，限制面板与泡沫夹芯分离，从而起到了增强面芯结合能力的作用。

Thick-130组三个试件的破坏模式与Original-130类似，如图8(b)所示，平均失效荷载为25.56 kN。Stiffened-130三个试件在破坏前均未发现明显的试验现象，当荷载临近失效荷载时，在没有预兆的情况下试件突然发生如图8(c)所示的破坏：两块面板的中部同时被压断，试件依旧保持竖直，观察断口形态可判断为面板压缩剪切破坏。Stiffened-130的平均失效荷载为35.02 kN，远大于前述两组试件。

图9 夹芯板面板皱曲破坏过程 Fig.9 Failure process of skin wrinkling of sandwich panel

图10 L=190 mm泡沫夹芯板试件典型的荷载-位移曲线 Fig.10 Typical load versus displacement responses of foam sandwich panel specimens with length of 190 mm

图11 L=190 mm泡沫夹芯板试件典型的破坏模式 Fig.11 Typical failure modes of foam sandwich panel specimens with length of 190 mm

为研究加筋对泡沫夹芯结构面内压缩破坏模式及承载力的影响，设置三种截面两种长度共计18个试件：(1)原始组(Original)，面板铺层为[0/90]3；(2)面板增厚组(Thick)，面板铺层为[0/90]4；(3)加筋增强组(Stiffened)，面板铺层为[0/90]3，引入加筋增强，筋条由16层宽为5 mm的单向GFRP布条放入凹槽(宽5 mm，深4 mm)内构成。其中面板增厚组与加筋增强组试件所用GFRP总量基本相同，三组试件的截面示意图如图3所示，每组试件各3个，试件详细参数如表2所示。面内压缩试验按照美国ASTM C—364[18] 试验标准设计，可以测定夹芯结构的面内压缩承载力，同时研究其破坏模式。为防止面板在端部附近发生局部破坏，设置了如图4所示的金属夹具。采用MTS微机控制电子万能试验机加载，位移控制，加载速率为1 mm/min。

两组试件典型的荷载-位移曲线如图13所示。当荷载达到第一个波峰时，裂缝在初始裂缝长度的基础上开始扩展。对于未加筋的试件，随着裂缝长度的增加，拉伸荷载逐渐减小；而对于加筋增强试件，当第一个波峰出现后，荷载略有下降而后又继续增大，反复两次后荷载的第三个峰值大于第一个峰值并达到最大值，随后荷载随着位移的增大而降低，这种现象是由于筋条中纤维丝桥接面板与筋条的作用所引起的：在裂缝发展初期，这种桥接作用不太明显，随着裂缝扩展，搭接纤维被逐步拉紧，桥接作用才被逐步发挥出来。

在某市地铁3号线施工期间，选取地铁沿线某一高层建筑物为研究对象，对此建筑物进行沉降变形监测。所用仪器为瑞士徕卡SPRINTER型电子水准仪，测量精度±0.7 mm/km，精确读数至0.01 mm，估读至0.001 mm；水准尺使用瑞士徕卡的2.0 m铟钢尺。建筑物沉降监测点的高程测量均采用重复水准测量方法，按照国家标准要求，建筑物变形监测点的高程测量精度不能低于 0.1 mm［7-9］。

图12 不同泡沫夹芯板试件组的平均失效荷载 Fig.12 Average failure load values of different foam sandwich panel specimens

图12为三类试件失效承载力试验值的对比图。可以看到，同一类截面形式的两种长度夹芯板极限承载力较接近，这主要是由破坏模式决定的：Original组与Thick 组试件的失效由面板皱曲控制，极限承载力与试件长度没有显著关系；而Stiffened组试件长度从130 mm增加到190 mm时虽然均不会发生面板皱曲失效，但随着长度增大，破坏模式由面板压剪破坏向整体屈曲过渡，因此失效荷载略有降低，此外，190 mm长度对应的试件长细比刚好处于试件发生强度破坏与整体屈曲失效转点附近，若进一步增加试件长度，其失效将由整体屈曲控制，说明加筋构造对控制局部屈曲有显著效果，但是对控制整体屈曲没有明显作用，这是由于试件在长细比相同的情况下，其整体屈曲临界荷载主要受试件等效抗弯刚度决定，而上述加筋试件相比未加筋试件抗弯刚度未有提高。统计试验数据可知，与Original组试件相比，Thick组试件的平均失效荷载分别提高了23.64%(L=130 mm) 和 27.4% (L=190 mm)，Stiffened组试件则分别提高了74.17%(L=130 mm) 和72.83%(L=190 mm)。在GFRP材料使用量相等的情况下，Stiffened组试件的失效荷载比Thick组试件分别提高了40.87%(L=130 mm) 和35.63% (L=190 mm)。

2.2 加筋增强泡沫加芯板双悬臂试验

图13 典型泡沫夹芯板试件的荷载-位移曲线 Fig.13 Typical load versus displacement curves of foam sandwich panel specimens

分析以上试验结果：对于两种长度的夹芯板，Original组试件与Thick组试件的破坏模式都均以面板皱曲控制。Thick组试件虽然增加了面板厚度，但未能有效控制面板皱曲，承载效率提升不明显；而在与Thick组试件GFRP材料用量相当的情况下，Stiffened组试件能够有效控制面板皱曲，将破坏模式转变为面板压缩剪切破坏或整体屈曲，较面板局部皱曲破坏模式有更高的失效临界荷载。

试件的面内压缩试验结果如表3所示。对于L=130 mm的试件，典型的荷载-位移曲线如图7所示，每条曲线为每组试件中最接近平均承载力试件的荷载-位移曲线。三条曲线在达到失效荷载前均具有良好的线弹性特征。因为面板增厚试件与加筋增强试件的GFRP材料使用量大于原始试件，所以前两者的荷载-位移曲线的斜率接近且大于原始试件。Original-130组中三个试件的破坏模式类似，平均失效荷载为20.67 kN。以试件Original-130-1为例，当荷载临近失效荷载时，观察到左侧面板发生微弯曲，并向内侧压缩泡沫芯，紧接着伴随着一声短而脆的声响，试件的左侧面板发生断裂，如图8(a)所示。由于面芯结合强度大，加载过程中未发生脱粘，面板皱曲之后面板与芯层依旧能够协调受力，最终面板大变形后在受压作用大的位置发生断裂，可以判断其破坏机制为面板皱曲后引起的面板压断。由于面板皱曲后将在受压作用集中处迅速引起材料强度破坏，因此皱曲现象捕捉难度较大。仅在补充的试件中捕捉到一例，如图9所示，试件高度为100 mm，面板厚度为1.2 mm。当荷载临近破坏荷载时，上端右侧面板明显向内弯曲，压缩泡沫芯，进而该处面板被压断(如图9(a)所示)，应力释放后试件立刻恢复成竖直状态(如图9(b)所示)，取下试件后观察到一条横向裂缝(如图9(c)所示)。

图14 加筋增强泡沫夹芯板试件中纤维丝的搭接作用 Fig.14 Bridging fiber in stiffened foam sandwich panel specimen

用0.5%的KMnO4溶液浸泡高羊茅种子5 min[9]，然后将浸泡后的种子放在灭菌纱布中。先用自来水冲洗，再用蒸馏水冲洗，直至清洗种子的液体颜色澄清。用滤纸吸干其表面水分，备用。准备18个培养皿，每个培养皿均匀放置30.0 g细沙、30粒高羊茅种子。实验组培养皿中分别添加15 mL浓度为0.05 g/mL、0.04 g/mL、0.03 g/mL、0.02 g/mL 和 0.01 g/mL 的凌霄干花水浸提液，对照组培养皿中添加等体积的去离子水，每个浓度梯度均设三个重复。实验组和对照组的培养皿中每天补充15 mL去离子水。

通过式(1)计算以上两个典型试件的界面能量释放率，图15为能量释放率-裂缝长度散点图。当裂缝长度扩展较大后，试件在拉伸荷载下将出现挠曲变形而影响试验数据的可信度，因此在计算能量释放率时一般只将裂缝扩展到15～20 mm以内的数据用于分析。图16为两组试件(每组三个试件)在裂缝扩展0～15 mm以内能量释放率的平均值与标准差。 可以看出，与未加筋试件相比，加筋增强试件的平均能量释放率提高了57.35%，但标准差较大，说明其具有一定离散性，这是由于裂缝扩展初期加筋的增强效果需要逐步发挥，而且筋条与面板间的纤维丝搭接可能分布不均匀，造成增强效果具有一定的离散性。

图15 泡沫夹芯板能量释放率-裂缝长度散点图 Fig.15 Typical plot of energy release rate versus crack length of foam sandwich panel specimen

图16 泡沫夹芯板能量释放率的平均值与标准差 Fig.16 Average value and standard deviation of energy release rate of foam sandwich panel specimen

3 结 论

本文提出了一种加筋增强复合材料泡沫夹芯结构并实现了基于真空辅助树脂导入(VARI)工艺的试件制备。对三种截面形式两种长度的18个夹芯板进行了面内压缩试验，对两种截面形式的6个夹芯板试件进行了双悬臂梁试验，主要结论如下：

另一方面，作为老牌学科，《组织学与胚胎学》的教学仍然基本采用传统式的课堂讲授。教学普遍存在“一言堂”的现象，以教师为中心的观念非常浓厚，这样往往会造成教学过程单调乏味，没有良好的师生互动。课上、课下缺乏获得资源和开展协作式学习的平台，致使学生的作业与问题等得不到及时的反馈和解决。更为糟糕的其实是学生的学习过程不能得到应有的评价，往往是以期末考试试卷的成绩为主。这种“一锤子买卖”使得学生在平时的学习过程中无法客观地、及时地看到自己的表现，进而便不能做到及时的自我调整和提高，久而久之便抹杀了学生日常学习的积极性。

(1) 在面内压缩荷载作用下，加筋增强夹芯板试件较传统未加筋增强试件能更有效的控制局部屈曲，将失效模式转化为承载效率更高的面板材料压缩剪切失效或整体屈曲。

(2) 在玻璃纤维增强树脂基(GFRP)材料使用量相同的前提下，加筋增强夹芯板试件面内压缩失效荷载比面板增厚传统夹芯板试件平均分别提高了40.87%(L=130 mm) 和 35.63% (L=190 mm)。

(3) 加筋增强试件中筋条与面板的纤维丝在VARI技术中同时被树脂均匀浸润，使两者共同固化形成一体，且筋条内嵌于泡沫芯中，实现了较强的面芯界面粘结性能。双悬臂梁试验表明，与未加筋试件相比，加筋试件的平均断裂能释放率提高了57.35%，最大拉力也有显著提升，其提升机制为加筋增强试件裂缝在扩展过程中，面板与筋条之间纤维丝的桥接作用持续约束了裂缝的发展。

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