阅读说明：本技术 一种车载轻量化复合大板式通讯方舱 (Vehicle-mounted lightweight composite large plate type communication shelter ) 是由 侯守明 叶亚奇 凌文丹 郭晓杰 夏磊 于 2020-11-13 设计创作，主要内容包括：本发明涉及通讯方舱技术领域,具体涉及一种车载轻量化复合大板式通讯方舱。所述通讯方舱为大板式结构方舱,其中方舱本体为由相邻壁板通过垂直连接结构或平行连接结构形成的舱体,壁板包括顶板、底板和侧板,壁板均为复合夹心板,复合夹芯板包括芯材泡沫板和固定连接在泡沫板内外表面的复合材料层,复合材料层为由纤维制成的编织层。本发明以减重为主要目标,在保证车载通讯方舱的强度与刚度的前提下,对方舱壁板进行结构优化设计,优化后的结构显著减轻了舱体重量,且具有一定的抗冲击防爆性能。(The invention relates to the technical field of communication square cabins, in particular to a vehicle-mounted light composite large plate type communication square cabin. The communication shelter is big board-like structure shelter, and wherein the shelter body is the cabin body that forms through perpendicular connection structure or parallel connection structure by adjacent wallboard, and the wallboard includes roof, bottom plate and curb plate, and the wallboard is compound sandwich panel, and compound sandwich panel includes core cystosepiment and the combined material layer of fixed connection at the inside and outside surface of cystosepiment, and the combined material layer is the weaving layer of making by the fibre. The invention takes weight reduction as a main target, carries out structure optimization design on the shelter wall plate on the premise of ensuring the strength and rigidity of the vehicle-mounted communication shelter, obviously reduces the weight of the shelter body through the optimized structure, and has certain shock resistance and explosion resistance.)

一种车载轻量化复合大板式通讯方舱

技术领域

本发明涉及通讯方舱技术领域，具体涉及一种车载轻量化复合大板式通讯方舱。

背景技术

移动指挥通讯方舱是用于突发公共安全事件的应急和军事指挥的大型现场综合指挥调度处置系统，其可与汽车、火车、飞机、船舶等多种交通工具配套使用，满足突发公共安全事件快速响应、移动指挥决策、现场应急处置等需求。

车载通讯方舱是与汽车配套使用的移动指挥通讯方舱，是通信设备及其他配套设备安装、使用的平台，当前研发的通讯方舱总重量大多已接近或超过汽车底盘的越野装载能力，使车辆的越野性和灵活机动性受到严重影响，制约着通讯方舱向系统集成化、轻型化的方向发展，因此，降低方舱自重，提高方舱装载荷重比，为通讯方舱向系统集成化、轻型化方向发展提供了基础平台。

方舱的发展已从单一的骨架方舱到大板方舱、复合大板式骨架方舱多种类型，骨架式方舱的结构都是用合金铝板做舱壁外包板，方铝管做骨架，铝合金板和芯材只起到保护、保温等作用，并不直接参与承受载荷，其主要凭借骨架承受载荷；复合大板式方舱是由多块复合大板组成，由粘接在一起的芯材、蒙皮、梁共同承受载荷，蒙皮通常为铝合金板，另外在夹芯层中设计有复合梁，一方面保证大板厚度的工艺性，另一方面增加大板的强度。上述结构满足了方舱的强度、刚度要求，但由于采用了大量金属材料和结构，因此无法满足车载通讯方舱轻量化的需求。

除了减重外，提高特种方舱的抗弹防爆能力，使其抵御不同等级打击，最大限度的保护舱内工作人员和舱内设备，也成为了亟待解决的问题。方舱防爆设计包括两种形式：模块式附加结构与整体式结构。模块式附加结构是指方舱本身并不具备防爆层结构。使用时，将预制好的模块化防爆板挂接在方舱上，由方舱承受防爆板的质量。该结构防爆能力有限，不能防护核爆炸超压。整体式结构是指防爆层是方舱大板的一个组成部分，防弹防爆板与方舱大板同步生产加工，完全粘接在一起，防爆性能成为方舱的固有性能。公开号为CN104197785A的发明专利申请记载了一种防弹防爆电磁屏蔽方舱壁板，由外至内依次包括外蒙皮、屏蔽金属丝网层、非金属蜂窝夹心层和内蒙皮，所述外蒙皮的外表面涂覆有吸波材料层，外蒙皮由多层芳纶纤维制成，具有防弹防爆效果，内蒙皮为1mm厚的5052铝合金板。上述壁板仍然采用金属材料，无法有效对方舱进行减重；且以外蒙皮作为防爆层，需涂覆多层才能实现防爆效果。

发明内容

本发明为实现降低方舱整体重量的目的，提供一种车载轻量化复合大板式通讯方舱，该方舱壁板采用轻量化材料和连接结构，保证了车载通讯方舱整体重量的大幅降低。

为了实现上述目的，本发明的技术方案是：

一种车载轻量化复合大板式通讯方舱，包括方舱本体，所述方舱本体为由相邻壁板通过垂直连接结构或平行连接结构形成的舱体，所述壁板包括顶板、底板和侧板，其中一个侧板上开设有门，所述壁板均为复合夹心板，所述复合夹芯板包括芯材泡沫板和固定连接在泡沫板内外表面的复合材料层，所述复合材料层为由纤维制成的编织层。

在进一步的方案中，所述复合材料层为由Kevlar纤维和碳纤维形成的多轴向编织层。

在更进一步的方案中，所述碳纤维为T700碳纤维，所述泡沫板为采用60kg/m³泡沫PVC60制成的板状结构。

在进一步的方案中，所述连接结构的内侧和外侧均粘接有角件。

在进一步的方案中，相邻两个壁板之间通过垂直连接结构连接时，两个壁板均呈矩形，其中一个壁板外侧的复合材料层伸出该壁板、并与另一壁板的夹心结构固定连接。

在进一步的方案中，相邻两个壁板之间通过平行连接结构连接时，其中一个壁板在连接处垂直设置有连接板，另一壁板的连接处开设有矩形缺口，连接板与矩形缺口相匹配且固定连接。

在更进一步的方案中，连接板包括中间的泡沫板和固定连接在泡沫板内外两侧的复合材料层，矩形缺口处由内向外依次为泡沫板和复合材料层，连接板内侧的复合材料层和矩形缺口内侧的泡沫板固定连接。

另外，为了实现方舱防爆抗冲击的目的，在所述壁板内侧的复合材料层上设置有聚脲层。

在进一步的方案中，壁板内侧的复合材料层与聚脲层接触粘结。

本发明的有益效果是：

(1)本发明在保证车载通讯方舱的强度与刚度的前提下，对方舱壁板进行结构优化设计，优化后的方舱壁板采用复合夹心板，所述复合夹芯板包括芯材泡沫板和固定连接在泡沫板内外表面的复合材料层，所述复合材料层为由纤维形成的编织层。上述结构显著减轻了舱体重量，提升了其整体的强度、刚度、隔热、吸音、吸振、隔声及耐候性等。另外，将相邻壁板通过垂直连接结构或平行连接结构形成舱体，实现了壁板之间的连接且保证了稳固性。

(2)本发明在壁板内侧的复合材料层上设置有聚脲层，与在壁板外侧设置聚脲层相比，可以有效降低壁板受到冲击时的变形量。

(3)在本发明优化方案中，壁板内侧的复合材料层与聚脲层接触粘结，防护效能高于共节点粘接。

(4)本发明使用纤维形成的编织层作为蒙皮，大幅度降低了通讯方舱壁板的重量。复合夹心板的内外表面是高强度、高模量材料制成的复合材料层，中间是强度较低的轻质夹芯层。内外表面的复合材料层承担主要的拉应力和压应力，芯材主要承担剪切应力。

(5)在优化方案中，本发明采用无螺栓连接方式对壁板进行连接，破坏试验结果显示螺栓连接破坏较无螺栓连接更易破坏。

附图说明

图1为本发明一种车载轻量化复合大板式通讯方舱的结构示意图1。

图2为本发明一种车载轻量化复合大板式通讯方舱的结构示意图2。

图3为本发明一种车载轻量化复合大板式通讯方舱的结构示意图3。

图4为本发明一种车载轻量化复合大板式通讯方舱的结构示意图4。

图5为本发明实施例1的壁板连接结构。

图6为本发明实施例2的壁板连接结构。

图7为本发明实施例3的侧板的结构示意图。

图8为本发明实施例1的对照产品。

图9为本发明实施例2的对照产品。

图10为本发明实施例1的壁板连接结构的压缩曲线图。

图11为本发明实施例1的对照产品的压缩曲线图。

图12为本发明实施例2的壁板连接结构的压缩曲线图。

图13为本发明实施例2的对照产品的压缩曲线图。

图14为霍普金森压杆有限元模型图。

图15为不同粘结方式聚脲层破坏图。

图16为聚脲层防爆性能分析所用的3D有限元模型图。

图17为不同粘结方式SHPB波形图。

图18为抗爆研究试验示意图。

图19为钢板最大变形曲线，图中common node为共节点粘结，contact为接触粘结。

附图中，11为顶板，12为底板，13为侧板，101为泡沫板，102为复合材料层，103为环氧树脂粘接层，104为聚脲层，2为角件，3为环氧结构胶层，4为连接板，5为登顶梯，6为登舱梯，7为门，8为窗，9为进风门，10为排风门，111为信号门，112为电源门。

具体实施方式

下面通过具体实施例对本发明进行详细的阐述，但本发明的保护范围并不限于以下实施例，任何本领域的技术人员在本发明的基础上，结合本领域公知常识所能想到的技术方案，都属于本发明的保护范围。

实施例1

如图1～4所示，一种车载轻量化复合大板式通讯方舱，所述通讯方舱为大板式结构方舱，该通讯方舱包括方舱本体，所述方舱本体由相邻壁板通过垂直连接结构形成，所述壁板包括顶板11、底板12和侧板13。

方舱本体远离车头的侧板13上设置有门7，门7上设置有把手和后视窗8，门7的两侧分别设置有登顶梯5和登舱梯6，方舱本体靠近车头的侧板13上设置有空调外机。方舱本体内设置有19英寸标准机架、非标准机架、工作台、座椅、储物箱、空调、燃油空气加热器和灭火器等。上述设施中需与侧板13固定的设施通过壁板上的预埋埋铁进行安装。

方舱本体前方侧板13上还设置有固定窗8、外推窗8、进风门9和电源门112，后方侧板13上设置有固定窗8、信号门111和排风门10，其中图3所示的固定窗8、外推窗8、进风门9和电源门112所在的侧板13为前方侧板13，前方侧板13所对应的侧板13为后方侧板13。

所述壁板均为复合夹心板，所述复合夹芯板包括芯材泡沫板101和固定连接在泡沫板101内外表面的复合材料层102，复合材料层102和泡沫板101之间通过环氧树脂粘接层103固定连接。所述复合材料层102为由纤维制成的编织层。具体的，所述复合材料层102为由Kevlar纤维和碳纤维形成的多轴向编织层。其中，碳纤维为T700碳纤维，所述泡沫板101为采用60kg/m³泡沫PVC60制成的板状结构。

具体的，所述顶板11包括外表面为1.2mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层，芯材为33mm的泡沫板101，内表面为1mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层。所述底板12包括外表面为1mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层，芯材为33mm的泡沫板101，内表面为1.2mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层。所述侧板13包括外表面为1mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层，芯材为33mm的泡沫板101，内表面为1mm的Kevlar纤维和碳纤维多轴向编织层。

如图5所示，本实施例相邻两个壁板之间通过垂直连接结构连接，两个壁板均呈矩形，其中一个壁板外侧的复合材料层102伸出该壁板、并与另一壁板的夹心结构固定连接。所述连接结构的内侧和外侧均粘接固定有角件2，所述角件2和连接结构之间通过环氧结构胶层3固定连接。方舱本体的四个顶角固定设置有顶角件。

实施例2

本实施例与实施例1不同之处在于，相邻两个壁板之间通过平行连接结构连接，如图6所示。其中一个壁板在连接处垂直设置有连接板4，另一壁板的连接处开设有矩形缺口，连接板4与矩形缺口相匹配且固定连接。连接板4包括中间的泡沫板101和通过环氧树脂粘接层103固定连接在泡沫板101内外两侧的复合材料层102，矩形缺口处由内向外依次为泡沫板101和复合材料层102，连接板4内侧的复合材料层102和矩形缺口内侧的泡沫板101之间通过环氧树脂粘接层103固定连接。

实施例3

本实施例与实施例1不同之处在于，所述壁板内侧的复合材料层102上设置有聚脲层104，如图7所示。壁板内侧的复合材料层102与聚脲层104接触粘结。

实施例4不同连接方式的压缩测试

对实施例1和实施例2形成的方舱壁板连接结构进行压缩测试，以测定粘接面上所能承受力矩。对照产品分别为在实施例1和实施例2的连接结构上再穿设螺栓，分别如图8和图9所示。

测试条件：常温，测试速度为5mm/min，按GB/T1041-2008执行。

实施例1和其对照产品的压缩曲线结果分别如图10～11所示。结果显示添加螺栓的连接结构与不加螺栓的连接结构两者承受的最大力相差不大，从两图曲线对比分析发现，添加螺栓的连接结构破坏较无螺栓的更易破坏，其破坏时的加载位移是无螺栓的一半，这是由于添加螺栓破坏了面板强度，以及泡沫内部孔洞出现，使材料在受外力作用时更容易在打孔及周边区域破坏，因此添加螺栓的连接结构更容易破坏。破坏试验起初添加螺栓的连接结构由泡沫板先行破坏，当力达到一定程度后，连接界面处分层，粘结面破坏，此时连接失效。无螺栓的连接结构破坏试验也是由于泡沫板在外力作用下内部出现裂纹，导致整个结构失稳，但直到结构失稳粘接面没有出现破坏，失稳过程呈现出一定的屈服性。

实施例2和其对照产品的压缩曲线结果分别如图12～13所示。对压缩曲线进行分析对比，结果表明添加螺栓与无螺栓两者破坏时最大承载力相差较大，填加螺栓的最大承载力为3554N，而无螺栓为5071N。当承载力达到最大值时，添加螺栓的连接结构直接破坏而后承载迅速降低，无螺栓的连接结构在初始破坏后可以继续承载，有一个屈服过程，因此无螺栓的连接结构更为安全。添加螺栓的连接结构破坏时同样是由于泡沫板先破坏，最终导致泡沫板与皮层复合材料层脱粘；无螺栓的连接结构是同样是泡沫板先破坏，但复合材料层与泡沫板及粘结面都无脱粘现象。因此，表明无螺栓的连接结构要强于添加螺栓的连接结构。

实施例5重量检测

通讯方舱外形尺寸(长×宽×高)：4012mm×2438mm×1700mm。

要求：方舱自重小于15kg/m²，舱体(含预埋件、不含配套设施)重量不大于650kg。

(2)减重效果分析如下表：

表1减重效果分析表

分析结果显示：方舱减重约为205kg，减重效果明显。

实施例6聚脲层的防护性能分析

聚脲层的防护效能一般通过聚脲层或基层的反应形态(变形或破坏)来定性表述。通过数值仿真分离式霍普金森压杆(SHPB)实验，以应变波试验数据计算试件弹性波能量耗散，定量研究粘结强度等因素对聚脲弹性体防护层抗冲击效能的影响。

1.有限元模型

数值仿真建立SHPB有限元模型只考虑撞击杆、入射杆、透射杆和试件，其中，各杆直径均为37mm，撞击杆长60mm，入射杆长2000mm，透射杆长2000mm，试件直径为33.3mm，长26.64mm。聚脲弹性体设置在试件的入射杆撞击面。SHPB有限元模型采用八节点六面体Solid164单元，Lagrange网格划分，自动单面接触，如图14所示。

SHPB杆由合金钢制作，在试验过程中材料处于弹性状态，故采用弹性本构模型，相应的材料参数为密度7.85g/cm³，弹性模量2.06e5MPar，泊松比0.3，弹性波速5200m/s。

试件由高导无氧铜(OFHC Copper)制作，材料本构关系采用Johnson-Cook模型，该模型是一种理想刚塑性强化材料模型，能反映材料在冲击下的应变率强化效应和温升软化效应，参数大部分由SHPB实验确定。Johnson-Cook模型采用Mises屈服面，但采用不同的强化，并考虑应变速率的影响，材料屈服应力应变关系表现为三项表达式乘积，分别反映了应变硬化、应变率硬化和温度软化，如下所示：

式中，σ_y为考虑应变率效应的材料屈服强度；A为初始屈服应力；B为应变硬化系数；为有效塑性应变；n为应变硬化指数；C为应变率相关系数；为有效塑性应变率，T^*为相对温度，T^*＝(T-T_room)/(T_melt-T_room)，T为实时温度，T_room为室温，T_melt为材料熔点温度；m为温度系数。

Johnson-Cook模型采用剪切失效准则，是以单元整体积分点的等效塑性应变为材料失效的判断准则。当材料破坏参数D超过1时，材料发生失效行为，产生断裂，其中，

式中，是等效塑性应变增量；表示材料失效时的应变，其中D₁、D₂、D₃、D₄和D₅是与Johnson-Cook模型剪切失效准则相关的材料参数，σ^*是压力与有效应力之比，σ^*＝p/σ_eff，p为材料在三向受力状态下承受的静水压力值，σ_eff为Mises等效应力，s_ij为偏应力。

Johnson-Cook模型还需要配合Grüneisen状态方程来确立高压固体3个状态量的解析关系，冲击压力作用下材料Grüneisen状态方程的压力表达式如下所示：

式中，ρ₀为初始密度；E为材料内能；μ＝ρ/ρ₀-1，ρ为当前密度；C为材料冲击绝热线(冲击波速度－质点速度u_s-u_p曲线)的截距；S₁、S₂和S₃分别为材料冲击绝热曲线斜率系数；γ₀为Grüneisen系数；a是对Grüneisen系数的一阶体积修正量。

表2试件材料(OFHC Copper)本构模型参数

ρ/g/cm<sup>3</sup>	G/MPa	A/MPa	B/MPa	n	C	m	T<sub>m</sub>/K	T<sub>room</sub>/K
									8.33	0.51E+5	89.63	291.64	0.31	0.025	1.09	1220	293
D<sub>1</sub>	D<sub>2</sub>	D<sub>3</sub>	D<sub>4</sub>	D<sub>5</sub>	C(m/s)	S<sub>1</sub>	γ<sub>0</sub>	a
									-0.54	4.89	-3.03	0.014	1.12	3940	1.489	2.02	0.47

在静态和准静态拉伸或压缩作用下，聚脲表现出超弹性材料的性质，在动态加载下，聚脲的应力应变曲线呈非线性，并且表现出高度敏感的应变率效应和温度效应，以及高度的压力相关性。

Mooney-Rivlin模型应用弹性势能函数描述超弹体的应力应变关系非线性，该函数是应变张量的标量函数，其对应变分量的导数是对应的应力分量，在卸载时应变可自动恢复的现象，该模型的应力和应变不再是线性对应的关系，而是以弹性势能函数的形式一一对应。

双参数Mooney-Rivlin模型弹性势能函数：

式中，C₁₀、C₀₁是根据实验数据确定的材料常数，分别为左柯西-格林变形张量偏分量的第一、第二不变量，J为弹性变形梯度的行列式，d为材料的不压缩性参数，ν为材料泊松比。

表3聚脲本构模型参数

ρ/g/cm<sup>3</sup>	ν	C<sub>10</sub>/kPa	C<sub>01</sub>/kPa	d/kPa<sup>-1</sup>
					1.02	0.49964	875.2	6321.3	4E-7

2.聚脲层防爆性能分析

在钢板的外表面和内表面设置聚脲层，进行抗爆炸性能分析，如图15所示。

2.1有限元模型

聚脲层钢板抗爆数值仿真采用八节点六面体Solid164单元建立装药、钢板、聚脲层和空气的有限元模型，其中，钢板和聚脲层采用Lagrange算法，装药和空气采用多物质单点ALE算法，两者采用流固耦合分析。装药与空气模型为球形，为节省计算资源，只取对聚脲层钢板产生作用的一半，然后设置对称建立3D有限元模型，如图16所示。钢板按照试验情况设置边界约束，与聚脲层之间采用共节点粘结；空气除对称面以外，其他各面设置透射边界。

2.2材料模型

(1)Pentolite炸药材料模型

Pentolite炸药采用High-Explosive-Burn燃烧模型，该模型的燃烧系数F表示爆轰过程中化学能的释放，燃烧系数表达式：

F＝max(F₁,F₂) (6)

式中，F₁为密度ρ，炸药爆速v_D、体积压缩比V/V₀和Chapman-Jouget压力P_cj的函数，F₂为爆速v_D，燃烧时间t_b，现时时间t和单元特征长度△x的函数，F₂＝2(t-t_b)v_D/(3△x)。

燃烧模型需与JWL状态方程联用，JWL状态方程能很好地描述高能炸药，其定义压力为相对体积V和单位体积的初始能量E的函数：

式中，参数ω、A、B、R₁和R₂为表征炸药特性的常数。Pentolite炸药的材料参数如表4所示。

表4 Pentolite炸药材料本构模型参数

(2)空气材料模型

空气采用空白材料模型，该模型可以有效地模拟流体介质。实体单元的变形是位移梯度(即应变ε)变化的结果，对流体单元而言，偏剪应力σ_d与剪切应变率成正比，如式(8)所示。

式中，μ表示流体粘度。

空白材料模型需要与状态方程联用，空气材料的状态方程为线性多项式，如式(9)，具体参数如表5所示：

p＝C₀+C₁μ+C₂μ²+C₃μ³+(C₄+C₅μ+C₆μ²)E (9)

表5空气材料本构模型参数

(3)钢板材料模型

钢板的材料本构关系采用Johnson-Cook模型，材料本构模型参数见表6。

表6钢板材料本构模型参数

(4)聚脲层材料模型

聚脲材料本构采用Mooney-Rivlin模型，相关参数见表7。

表7聚脲层材料本构模型参数

密度ρ(g/cm<sup>3</sup>)	泊松比ν	C<sub>10</sub>(kPa)	C<sub>01</sub>(kPa)	d(1/kPa)
					1.02	0.49964	875.2	6321.3	4E-7

2.3聚脲层抗爆炸性能分析

表8聚脲层抗爆炸效率

由表8和图17所示的钢板最大变形曲线可以得出，同样厚度的聚脲层，其在钢板内侧面(back surface)时的钢板变形量小于其在钢板外侧面(front surface)时的钢板变形量，相比无聚脲层，抗爆炸性能分别提升17.65％和10.99％，相差6.66％。随着聚脲层厚度的增加，其抗爆炸性能也逐步得到提升。

3.聚脲层粘结方式的影响

聚脲层与基层的粘结强度影响着冲击能量的传递及聚脲层的变形与破坏。本实施例选取接触粘结与共节点粘结两种极端状况进行对比计算分析。

图18A为接触粘结聚脲层破坏状况，入射杆撞击下，聚脲层变薄，向四周溢出，发生撕裂破坏。图18B为共节点粘结聚脲层破坏状况，由于粘结力的约束，聚脲层在入射杆撞击下变薄，但向四周溢出被限制明显，破坏程度较轻。对比分析可知，粘结力较小时，聚脲层塑性变形及破裂程度较大，对冲击能量的消耗较多，因而对基层的防护较好。

图19A为入射杆上的入射波和反射波，接触粘结的反射波稍有增强。图19B为透射杆上的透射波，接触粘结的透射波呈双波形态，反映了冲击能量在聚脲层与基层之间传播有间断，而共节点粘结呈单波形态，冲击能量传递连续，聚脲层与基层可认为是一个整体。

根据SHPB实验应变时程曲线，计算各波能量及试件耗能，如表9所示。

表9不同粘结方式SHPB实验冲击能量表

粘结方式	入射波能/J	反射波能/J	透射波能/J	试件耗能/J	效率
						接触粘结	70.67	47.26	3.75	19.65	—
共节点粘结	70.67	37.33	5.95	27.39	39.4％

以接触粘结为基准，共节点粘结的聚脲层抗冲击防护效能降低39.4％，因此可预测，在接触粘结与共节点粘结两种极端之间的粘结状况下，随着粘结力的增强，聚脲层的防护效能有降低趋势。

以上所述之实施例，只是本发明的较佳实施例而已，并非限制本发明的实施范围，故凡依本发明专利范围所述的构造、特征及原理所做的等效变化或修饰，均应包括于本发明申请专利范围内。