变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析.pdf

2012年第5期玻璃钢／复合材料9变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析袁谱，张攀，冯鹏(清华大学土木工程系，结构工程与振动教育部重点实验室，北京100084)摘要：研究了一种变厚度FRP曲面夹芯板的受力性能。利用有限元软件，在拉伸、剪切和弯曲作用下，分析变厚度FRP曲面夹芯板应力分布情况，分析结果得出，应力的最大值发生在支座部位并沿着板长减小。基于Tsai．wu准则和第一、三主应力，在拉伸、剪切和弯曲组合荷载作用下，考察面层厚度、芯部厚度和铺层方向对破坏模式的影响．分析结果表明，分别增大面层厚度或芯部厚度，或采用0／90／0／90铺层角度，都可以提高夹芯板强度性能，为GFRP曲面夹芯板设计提供指导。关键词：Tsai—wu准则；第一、三主应力；荷载组合；变厚度；曲面夹芯板中图分类号：TB332文献标识码：A文章编号：1003—0999(2012)05—0009—101引言FRP夹芯板已被广泛应用于航空、海洋、建筑和交通等领域，具有轻质、耐腐蚀和安装快速的优点。通常夹芯板为均匀厚度的平板，面层主要抵抗弯矩和轴力，夹层主要抵抗剪力。近年，随着应用的增多，曲面夹芯板也开始得到应用，例如著名建筑师ZahaHadid的香奈儿环球展示中心和拉宾中心屋顶等。在这些应用中，FRP夹芯板能高效、低成本地实现传统材料和结构难以实现的曲面造型，提供了便利的技术途径。从受力上看，变厚FRP曲面夹芯板受力与平板并不相同，但相关研究较少。传统的夹层结构为均匀厚度的平板，计算中按照芯层横向刚度的特点大致分为：横向可压缩计算模型和横向不可压缩计算模型。对于较硬的金属芯层如蜂窝，认为芯层横向不可压缩，因而采用一些经典的夹层板理论L1qJ。但是对于一些比较软的泡沫芯层，则需要考虑芯层横向压缩效应HJ，由于芯层的压缩变形，导致上下面板的变形不再协调一致，出现了面板皱褶、与芯层脱离等局部破坏现象。Frost-ig∞16o提出了一种精细的高阶理论分析方法，其优点在于不需要假设其变形位移模式，能自动描述芯层的各种非线性变形。国内外暂没有变厚度曲板的计算模型。本文针对变厚度的曲面夹芯板进行分析，通过有限元分析，获得其在单向拉伸、剪切和弯矩作用下的应力分布特征，并基于Tsai—wu失效准则和第一、三主应力准则，分析单向拉伸、剪切和弯矩组合荷载作用下，研究面层厚度、芯部厚度、面层铺层方向变化对力学性能的影响，从而为FRP夹芯曲面板的设计提供参考。2分析模型2．1几何形状变厚度曲面夹芯板由面层和夹芯构成，曲面可为单曲率和双曲率，厚度变化也可沿两个方向变化。本文主要研究单向曲率、单向厚度变化的曲面板，芯材与面层之间为理想粘接，芯材为可压缩。分析模型的几何形状采用极坐标表达，如图1所示。通常FRP板的厚度与其他的结构尺寸相比较小，可认为面层是平面应力状态。其中外表面曲线为圆弧，内表面曲线为椭圆弧，从而实现厚度的均匀变化，则可用式(1)对变厚度曲面夹芯板对此结构进行描述。sl：rt口咖)=字掣+删：o(1)n：uL26-u”7图1变厚度FRP曲面夹芯板的几何截面图Fig．1GeometrysectionalforaFRPcurvesandwich收稿日期：2012-04．25panelwithVailedthickness作者简介：袁谱(1982一)，女，博士，助理研究员，研究向为复合材料在土木工程中的应用。通讯作者：冯鹏(1977一)，男，博士，副教授，主要从事结构工程研究。FRP／CM2012．娶i；o．510变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析2012年9月其中，d。为上面层厚度；d。为下面层厚度；c(0)为芯层厚度；rI为上面层半径；rtc为上面层一芯层层间半径；r(0)‰为芯层半径；(0)为下面层一芯层间半径；Jp为椭圆半径；a。为短轴半径；b。为长轴半径；s6为半径；s，为层中线；s为芯层中线；口为长度。2．2材料参数本文分析选取典型GFRP(玻璃纤维增强FRP)作为面板，性能参数见表1，单层厚度为0．3mm。层角度取为0／90／0／90。夹芯参数选取采用DivinycellH系列中的DivinycellH100，性能参数如表2所示。选取一个圆心角为90度的典型单元进行分析，其几何尺寸如表3所示。采用通用有限元软件ANSYS进行分析，面层为正交各向异性层合板，采用SHELL99单元；根据文献¨J，可以假设芯部材料为各向同性，采用SOLIIM5单元；分析进行映射网格划分，并且验证收敛，建模如图2所示。表1GFRP曲面材料参数Table1MaterialpmpentyofGFRPfacingsheet材料E，E，E皖yG”G。参数／GPa／G。Pa／GPaVxy％“／G蠢／赢／cPa材料压缩模量／GPa泊松比夹芯泡沫(DivinyeellH)0．1350．3注：b为厚度。2．3有限元模型图2变厚度FRP曲面夹芯板网格划分Fig．2MeshforaFRPCUln，esandwichpanel访thvariedthickness3三种荷载作用下的受力分析3．1受拉变厚度FRP曲面夹芯板在较薄的端面设置固定约束，较厚的端面施加拉力，合力为10kN，如图3所示。变厚度FRP曲面夹芯板的竖向位移和横向位移分布如图4所示。．^Nl鬻▲……：一：一二-_1j“_’一．：：：．_Lt一：：=_-zm“(b)水平位移云图(b)Horizontaldisplacement图4变厚度FRP曲面夹芯板变形图Fig．4DeormafionofaFRPcllrvesandwichpanelwithvariedthickness由于外皮铺层应力最大，是最危险的铺层。因此，提取上面层和下面层靠近外表面的00和900铺层的纵向(长度方向)正应力分布，如图5和图6所示，图中数值单位为GPa。可以看到长度方向正应力最大值均位于上下面层的支座处，其中上面层支座出现最大拉应力，下面层支座出现最大压应力。泡沫芯材的第一主应力和第三主应力分布图如图7所示，其中第一主应力最大值位于支座上表面受拉区，第三主应力绝对值最大值位于支座下表面受压区。’‘’、dJu铀层纵川应儿A幽(a)Longitudinalstr℃ssof0。pavingangle1)J-【J{}Ij层纵I柚应力A圈(b)Longitudinalstressof90。pavingangle图5上面层O。和90。铺层纵向应力云图Fig．5Longitudinalstressof0。and90。pavinganglesforthetopfacingsheet2012年第5期玻璃钢／复合材料1l◆◆；一。LaJ∥铺层纵向应力云幽(a)Longitudinalstressof0。pavingangle．，Itb)90。铺层纵向应力云图(b)Longitudinalstressof90。pavingangle图6下面层o。和90。铺层纵向应力云图Fig．6Longitudinalstressof0。and90。pavinganglesforthebottomfacingsheetl?j。l¨．：0}{筑1．心／J，i|{}|Ca)Thefrstprincipalstressofthecoreb，匕材第二l，应力厶l圣l(b)ThethirdprincipalstressoftheCOre图7芯材第一、第三主应力云图Fig．7Thefirstandthirdprincipalstressofthecore沿着曲面板长度方向，取曲面板1／2宽度处(板面的中线)，分析应力分布。上面层和下面层0。铺层的应力分布曲线如图8所示。从图中可以看到，上下表面0。铺层的纵向正应力在靠近支座处达到最大值，沿板的长度方向应力逐渐减小；横向正应力和剪应力的数值很小，而剪应力大小接近于零，因为模型是完全对称的，理论上不存在剪应力。上面层和下面层900铺层的应力分布曲线如图9所示。可以看到，上下表面90。铺层的纵向正应力在靠近支座处达到最大值，沿板的长度方向应力逐渐减小。上下铺层的横向正应力值也很小，剪应力大小接近于零。400星200罩0穴钮・200．400沿扳长度／mm(a)Oo铺层纵向正应力分布(a)Longitudinalst嘴distributionofO。pavingfmslelO5芒罨0采诅-5．10f，厂、[2004006(沿板长度／ram(b)0。铺层横向正应力分布(b)Transversestressdistributionof0。pavingmgk根／2∞40060(c)O。铺层剪应力分布(c)ShearStl\'C98distributionof0。pavingangle图80。铺层应力分量沿板长度分布图Fi昏8StressdistributionofO。pavinglmslewithpanelle,19th100500f一∞∞厂二：，枷st(a)90。铺层纵向正应力分布(a)LongitudinalstresadistributionofgO。pavi吣咄15IO芒5=R0氆一5．10∑伫[，1∞∞、、籼、籼，沿扳长度／mm(b)90。铺层横向正应力分布(b)Transversestressdistributionof90。pavingansle。l霎n。。5趟．0・。5-o．1八∥∞：oo，oo∞s沿板长g．／mm(c)90。铺层剪应力分布(C)Shearstressdistributionof06pavingangle图990。铺层应力分量沿板长度分布图Fig．9Stressdistributionof90。paving狮glewithpanellength∞皿叭0叭窨}∞∞nO0mmmm芒蔓、R毯∈日鲁R越≥・2受弯．2薪票。“哥以看到，上0表面o。铺层的7纵3\"AN1向正应力在E面层和F面层。铺．f云刚胜／Jw…凹钠州∥二，J、o。．JM’’…’’目，。．．，1．㈨、士一。，．，蚩；芹古峦詹h沃到最大值，沿板的长度方向应力迅运龟◆麟岸Fl……一觥删。。篙凝器嚣蛊器麓鍪髓…exureloadforaFRPcurvesandwichpanwithvariedthicknessd鬈装麓茹莓；袁篙蒜：蔷磊蔽向辱矗在加载端附近更耕瑁7Ju；I”、衣叫删压¨”’1…嗑僻戮蒜慧鬈盛募；童釜淼蒜嚣勰誓麓篓澄觥嚣擎屈始坝削^n一硇厂：。。、。。。600刀飘所示，其中第一主应力最大值和第三主厦刀兰至．400一沿板长度／m…信么时信芒勿略\'lⅡ截端的应力集中，从图中也可以一^+mz3h池Mo卞事面与二三F硼毪削层相连的——上铺层纵向正应力一下铺层纵向正腰力—一\'．。．．-■I・0气【b)芯材第三主应力分布(b)Thethirdprincipalstressofthecore图11芯材第一、第三主应力分布Fi昏11Thefirstandthirdprincipalstressofthe00陀溯麟麟黼纂氏遴lO5时窒oR翻．5．10-一＼／厂＼(2004006CF赢丽鬲二三亟蒌正ll—二二圭箜星苎塑垩壅垄二二』!——垦墨翌些些坐j(b)0。铺层横向正应力分布．fb)Transversestressdistributionof0。paving“9181＼j／・／200400H√l——上铺层苎垒垄二!!—曼墨璺型_jL——————_—_—_————’————一(。)0。铺层剪应力分布(c)she盯str嘲distributionofO。paving蛳918图12oo铺层应享沿板长an度g分le布wi图thFip鲫ellengthg．12Stressdistributionof0。pavinganglp孤1e11。119…∞舱川oⅢ眦删删哪眦㈣。删撇删枞日d∈，R盟2012年第5期玻璃钢／复合材料1340∞20姜。趟・20-40山苫穴趔L．／厂・oozoo≥a00s・沿扳长度／nun’?●ra)90。铺层纵向正应力分布(a)Longitudinals嗽distributionof90。paving锄gle公、．．f一。。。：o。∞，＼么，I(b)90。铺层横向正应力分布(b)Transversestressdistributionof90。paving眦91e004O．020m．02-o．04八L∞／／z∞soo∞・sc沿板长厦／ram(e)90。铺层剪应力分布(c)Shearstressdistributionof90。pavingangle图1390。铺层应力沿板长度分布图Eg．13Stressdistributionof900pavinganglewithpanellength3．3受剪变厚度FRP曲面夹芯板在顶面固定约束，底面施加剪力，合力为lOkN，如图14所示。㈨147坚¨度¨tl’曲咖火芯扳受竹状念㈥Fig．14ShearloadforaFRPcurvesandwichpanelwithvailedthickness夹芯泡沫芯材的第一主应力和第三主应力分布如图15所示，其中第一主应力最大值和第三主应力绝对值最大值，分别位于支座端面泡沫角部的应力集中部位。AN(b)芯材第三主应力分布fb)Thethirdprincipal8bmofthe∞I℃图15芯材第一、第三主应力分布Fig．15Thefirstandthirdprincipalstressofthecore40皇20巷o．20沿板长度／nun(a)O。铺层纵向正应力分布(a)Longitudinalstre％distributionofO。pa“ngal珂e(b)O。铺层横向正应力分布(b)Transversestres$distributionofO。paving¨de，警、642O24￡=＼R蜀2o也4正培加mm罡蒌R趟14变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析2012年9月重蓄4020O一20-40．60■旷、、、L：夕厶4005(沿扳长度／mml=圭塑星苎皇查：：=!塑星苎查垄}(c)O。铺层剪应力分布(c)Shear8tⅫdistributionof0。pavingansle图16Oo铺层应力沿板长度分布图Fig．16Stressdistributionof0。pavinganglewithpanellength上面层和下面层00铺层的应力分布曲线如图16所示。在剪力作用下，上下铺层的纵向正应力和横向正应力值都很小，而且远离支座时正应力迅速接近于零。上下铺层的剪应力最大值分别为21．5MPa和41．3MPa，从曲线中也可看出，剪应力最大处位于板面中部偏支座的位置。支座处剪应力出现突变的原因也是因为支座处的几个单元出现了应力不均匀，可以忽略。上面层和下面层900铺层的应力分布曲线如图17所示。在剪力作用下，除了下面板支座处的横向正应力接近100MPa外，上下铺层的纵向正应力和横向正应力值都很小，远离支座时正应力均迅速接近于零。上下铺层的剪应力最大值分别为20．1MPa和41．2MPa，与00铺层的应力大小和分布情况基本相同。43室2R1毯o．1沿板长度／mm(a)90。铺层纵向正应力分布(a)Longitudinalstressdistributionof900pavingangle50∞0山委-so谢．100．150沿扳长度／man(b)90。铺层横向正应力分布(b)Transverseatlt88distributionof900paving删e4020皇0巷。20-40．60l厂、。．L==‘夕4005沿扳长gt／mml———上铺层剪应力-下铺层剪应力(c)90。铺层剪应力分布(c)Shearstressdistributionof90。pavingangle图1790。铺层应力沿板长度分布图E昏17Stressdistributionof90。paving如glewithpanellength3．4组合荷载作用下为了得到曲面板不同的破坏模式，将上述受拉、受弯和受剪三种工况按照不同的比例系数进行组合，通过调整即可得出曲面板不同的破坏模式，如下所示。拉力大小为10kN，弯矩大小为800kN・m，剪力大小为5kN。为了能够进行破坏分析，需要用到GFRP的强度参数，见表4。表4GFRP材料参数Table4MaterialpropertyofGFRPB&霞}谨fAjtzf区fxYfczT。T。t。／MPa6405050一400一50—50404040在ANSYS中输人材料的强度值如表4所示，便可在后处理中观察模型的破坏因子云图。其中，破坏因子大于1说明材料已经发生破坏，反之则没有发生破坏。破坏准则选用Tsai．wu准则，提取上下面板中具有代表性铺层的破坏因子云图，即外表面层的00、90。铺层和内表面的00、900铺层的破坏因子云图，见图18和图19。(a)外表面0。铺层破坏因子云图(a)DestroyfactorchatofO。pavingangleoftheexteriorfacingsheet2012年第5期玻璃钢／复合材料15(b)外表面90。铺层破坏因子云图(b)Destroyfactorchatof90。paving“gleoftheexteriorfacingsheet图18FRP外表面0。铺层和900铺层破坏因子云图Fig．18Destroyfactorchatof0。and90。pavinganglesoftheexteriorFRPfacingsheet^NlhJ内&【fff9【j}||jJ…。：破坏J’￡、H(b)Destroyfactorchatof90。pavingansleoftheinternalfacingsheet图19FRP内表面O。铺层和900铺层破坏因子云图Fig．19DestroyfactorchatofOoand90。pavinganglesoftheinternalFRPfacingsheet由于云图存在角部应力集中引起的应力不连续，故隐藏了角部的应力集中单元。从图中可以看到，破坏模式为下面层在支座附近发生破坏，而此时上面层的破坏因子均小于l，说明还未发生破坏，只有小部分应力集中区域大于1。同时，通过比较同一面层的0。和900铺层破坏因子云图可以看到，相同部位90。铺层的破坏因子比00铺层要大，说明90。铺层先于00铺层发生破坏。4参数分析4．1芯部厚度分析变厚度FRP曲面夹芯板受到单向拉伸、剪切和弯曲组合作用下，芯部厚度变化对面层和芯部受力性能的影响。保持面层总厚度不能大于芯部厚度，改变芯部厚度几何参数，如表5所示。面层破坏准则选用Tsai-Wu准则，选取上下面层中具有代表性铺层的破坏因子。芯部为各向同性材料，用第一主应力和第三主应力作为破坏准则。芯部厚度变化与破坏模式分析如表6所示。从图20中看出，面层内表面的破坏因子大于外表面的破坏因子，90。铺层比00铺层的破坏因子大；面层的破坏因子随着芯部厚度减小而增大；芯部的第一、三主应力也随着芯部厚度减小而增大。表5芯部厚度几何变量Table5Geometryparameterofthecorethickness表6芯部厚度与破坏模式的关系Table6TherelationshipbetweentheCOrethicknessandthedestroymodel上面层下面层芯部外面层0。铺层破坏因子I．1O．3570．2651．6782∞．92．1鹋3．3714．315．41421．7953．鹋lI．20．1180．0930．7490．6722．0鸵2．36l3．1153．06710．8963．079I．3O．1610．10．4280．3261．1∞1．0481．2751．，9I7．嗍2．87714O．145O∞．0．28lo．197O．勰6O．6318O．懈O．卿5．8622．5ll1．50．123O．060．20lO．1180．4770．49130．6∞O．65∞4．9962．144凹mB仃∞ⅢⅢ¨¨￡j啪m姒Ⅲmm啪mⅢⅢ啪mm唧呈}mmmmm瑚瑚瑚瑚抛3333333333o心¨MM∞-蚕删到岫云㈦fmq汀林咄“层潲．至O刚面舻表汀勺i三应，陌柱越力胁一应，哺争执力慨崎眇艉淋酐面旷层坏子内层铺破因悔盼冁娇野外誊铺破因面酽层坏子外层铺破因!基黜冁：謇酹面舻层坏子内层铺破因顺眇服赫酐16变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析2012年9月lO8怫6圜蜂4镩2080．0074．oo68．0062．oo56．oo芯部厚度／mm(a)上面层O。和90。铺层破坏因子变化图(a)Tendencychatofdestroyfactorof00and90。pavinganglesofthetopFRPfacingsheet108h6圜皤4锱2O芯部厚度／mm(b)下面层0。和900铺层破坏因子变化图(b)TendencychatofdestroyfactorofO。and90。pavinganglesofthebottomFRPfacingsheet50日40山芝30R盟20州lO0芯部厚度／mmF=孬习五万二j醛翮(C)芯部第一，三主应力变化图(C)Tendencychatofthefirstandthirdprincipalstressofthecore图20芯部厚度与破坏模式的关系Fig．20Therelationshipbetweenthecorethicknessandthedestroymodel4．2面层厚度分析变厚度FRP曲面夹芯板受到单向拉伸、剪切和弯曲组合作用下，面层厚度变化对面层和芯部受力性能的影响。同样，保持面层总厚度不能大于芯部厚度，改变面层厚度几何参数如表7所示。面层破坏准则采用破坏因子，芯部破坏准则采取第一、三主应力。面层厚度变化与破坏模式关系如表8所示。从图21中看出，面层内表面的破坏因子大于外表面的破坏因子，900铺层的影响因子大于Oo铺层的破坏因子；面层的破坏因子随着面层厚度的增大而减小；芯部的第一、三主应力也随着面层厚度的增大而减小。CM2012。N段鬟一表7面层厚度几何变量Table5ThegeometryparameterofthefacingsheerthicknessI一1—1I．1-2I．1．3I一1_4369123200110150193190107620011015019619011092001lO150199190113122001lO150202190116I一1-51515200110150205190119I，1．10．357O．2651．6782．0392．1683．3714．315．41421．7钙3．681I．1-2o．5050．2761．7262．1舾2．1433．6454．2265．36323．74l4．645I．1．30．7750．5041．7762．7332．143．9824．1925．42325．5526．眦I．141．29O．9831．87546832．2144．4324．7835．74827．0788．023I—l-52．4372．1434．1849．1322．8125．1066．9148．91540．819“．276融因蜂崔面层厚度／mm(a)上面层0。和90。铺层破坏因子变化图(a)TendencychatofdestroyfactorofO。and90。pavinganglesofthetopFRPfacingsheetm圜篝饪面层厚度／mm(b)下面层0。和90。铺层破坏因子变化图(b)TendencychatofdestroyfactorofO。and90。pavinganglesofthebottomFRPfacingsheet2012年第5期玻璃钢／复合材料17．面层厚度／mm叵童E垂亟三童莲涸(e)芯部第一，三主应力变化图(e)Tendencychatofthefirstandthirdprincipalstressofthecore图21面层厚度与破坏模式的关系Fig．21Therelationshipbetweenthefacingsheetthicknessandthedestroymodel4．3铺层角度分析变厚度FRP曲面夹芯板受到单向拉伸、剪切和弯曲组合作用下，铺层角度变化对面层和芯部受力性能的影响。采用两种单向层合板，对称正交层合板，按,\'rr／4铺设的准各向同性层合板，共四种不同FRP铺层方向。面层破坏准则采用破坏因子，芯部破坏准则采取第一、三主应力。铺层角度变化与破坏模式关系如表9所示。从图22中看出，面层内表面的破坏因子大于外表面的破坏因子，90。铺层比00铺层的破坏因子大；面层的破坏因子与铺层角度关系为0／90／0／90<0／45／45／90<90／90／90／900／0／0／0；芯部的第一、三主应力与铺层角度关系不成线性，但可以判断出0／90／0／90的第一、三主应力大于0／0／0／0。表9铺层角度与破坏模式的关系Table9Therelationshipbetweenthepavingangleandthedestroymodel上面层下面层芯部0／9Q／0／90O．3卯0．2651．6782∞．92．1683．剪14．315．41421．7953．681Q／45／一45／900．7150．41il．71l2．464．1525253，0423．539∞．3437．1恐9Q／9Q／射90O．8430．53．0774．338．9614．5819．00814．7324．1312．6280／0／0／03．7251．9陀12．1316．8721．1759．17714．7319(】0825．127．528笋歹歹≯铺层角度l+外表面。度+外表面90度lf+—内表面。度哼÷一内表面90度l(a)上面层0。和900铺层破坏因子变化图(a)Tendencychatofdestroyfactorofooand90。pavinganglesofthetopFRPfacingsheet2警；莲1铺层角度l+外表面。度+外表面90度II+内表面0度*内表面90度l(b)下面层O。和900铺层破坏因子变化图(b)TendencychatofdestroyfactorofO。and90。pavinganglesofthebottomFRPfacingsheet30252015105O铺层角度(e)芯邵第一。三主应力变化图(c)Tendencychatofthefirstandthirdprincipalstressofthecore图22铺层角度与破坏模式的关系Fig．22Therelationshipbetweenthepavingangleandthedestroymodel5结论本文对一种变厚度FRP曲面夹芯板的受力性能进行有限元分析，分析其在单向拉伸、剪切和弯曲三种典型荷载下的受力特性；基于Tsai—wu准则和第一、三主应力准则，在单向拉伸、剪切和弯曲组合荷载下，考察面层厚度、芯部厚度和面层铺层角度变化对破坏模式的影响，得出以下结论：薹墨P／CM2012．No．5三应，陌粒越力胁一应，胁和拢力慨舾即冁勰盱面r丢不子郴即镞嘞臣顺耖糇赫盱面旷层坏子外层铺破因!基棚糇赫盱面旷层坏子内层铺破因幅靴糇躲盱面旷层坏子外罢晡竣因18变厚度FRP曲面夹芯板受力性能分析2012年9月(1)变厚度FRP曲面夹芯板分别在单向拉伸、剪切和弯曲三种典型荷载下，面层00和900铺层的最大正应力和剪应力都发生在支座处，沿着板长度方向而减小，芯部的第一、三主应力的最大值也发生在支座处，也沿着板长度方向而减小；(2)在荷载组合作用下，面层破坏准则选用Tsai．wu准则，芯部用第一主应力和第三主应力作为破坏准则。变厚度FRP曲面夹芯板在单向拉伸、剪切和弯曲组合荷载作用下，面层内表面先于外表面发生破坏，900铺层比00铺层先发生破坏；(3)在荷载组合作用下，增大芯部厚度和面层厚度，可以减小面层的破坏因子和芯部的第一、三主应力。采用0／90／0／90铺层角度能够大幅度减小面层的破坏因子和芯部的第一、三主应力。即增大芯部厚度或面层厚度，或采用0／90／0／90铺层角度，都可以提高变厚度FRP曲面夹芯板的强度。参考文献[1]E．Reissner．Onbendingofelasticplates[J]．QuarterlyofAppliedMatIlematics，1947，5(1)：57-68．[2]中国科学院力学研究所．夹层板壳的弯曲、稳定和振动[M]．北京：中国科学出版社，1977．f3]J．R．Vinson．Thebehaviorofsandwichstructuresofisotropicandcompositematerials[J]．Lanehaster：TechonomicPublishingCom—pany，1989．[4]Y．Frostig．Classicalandhigh—ordercomputationalmodelsintheanal-ysisofmodemsandwichpanels[J]．CompositesPadB：Engineering，2003，34(1)：83—100．[5]Y．Frostig，M．Baruch．High—orderbucklinganalysisofsandwichbeamswithtransverselyflexiblecore[J]．JournalofEnginerringMechanics，1993，119(3)：476-495．[6]Y．Frostig，M．Bameh，0．Vilnay，eta1．High—ordertheoryforsand—wich—beambehaviorwithtransverselyflexiblecore『J]．JournalofEngineeringechanics，1992，118(5)：1026—1043．[7]EnginM．Reis，SamiH．Rizkalla．Materialcharacteristicsof3-DFRPsandwichpanels[J]．ConstructionandBuildingMaterials，2008，22：1009—1018．AMECHANlCALSTUDYFORAFRPCURVESANDWlCHPANELWlTHVARIED。I’mCKNESSYUANPu，ZHANGPan，FENGPeng(MOEKeyLabofEngineeringStructureandVibration，DepartmentofCivilEngineering，TsinghuaUniversity，Beijing100084，China)Abstract：AFRPcurvesandwichpanelswithvariedthicknessisstudied．ThestressdistributionoftheFPRcurvesandwichpanelisanalyzedintension，shearandflexure，whichshowsthemaximumofstresshappensinthesupportanddecreaseswithpanellength．BasedonthefailurestandardofTsai—Wuandthefirst、thirdprincipalstress，thematerialpropertiessuchasthethicknessoffacingsheet，thethicknessofcore，andthepavingangleoffacingsheetareconsideredintheloadcombination．Theresultindicatesthestrengthperformanceisimprovedbytheincrementofthethicknessoffacingsheet，andthethicknessofcore；andpavingangleof0／90／0／90．Keywords：failurestandardofTsai—Wu；thefirst、thirdprincipalstress；loadcombination；variedthickness；curvesandwichpanelFRP／CM20二{12iNo．5