三明治車體結構主要以有限元素殼元素模型進行應力、變形分析及藉最佳化軟體進行拓撲設計及 參數最佳化，但通常為方便設計工作進行，常需採行簡化模型、假設材料為完全彈性、忽略細部破壞 模式等手段。模擬分析亦無法顧及複合材料許多複雜材料特性及破壞模式，常可能高估材料之剛性及 強度性能，因此為求車體設計之完整性及安全性，需多重要的實驗及細部設計是驗證設計、發現非預 期破壞模式、及更準確預測結構性能所必須。
本章首先對三明治板最重要之三點及四點彎曲剛性及強度測試，整理文獻上試片設計之方法，以 彌補測試規範之不足。續對於三明治結構組成常需使用之T 型及 L 型接合，分別研究三種不同接合方 式並比較其優劣特性，提供不同設計需求之參考。最後對於傳遞集中負載之套筒，測試其承載特性及 破壞模式，對於其仰賴之膠合強度，說明其實驗方式。
根據三明治結構集中施力之套筒，強度設計上進一步探討其破壞模式、建立參數模型及分析後提 出補強設計之參考，剛性設計上提出新的代數化公式取代現有不準確之近似公式及繁瑣之有限元素計 算，提供設計者快速準確計算套筒位移量之工具。
圖22、三明治車體結構參數選擇
三明治板彎曲實驗
三明治板實驗以如(023)三點及四點彎曲為最基本(three-point-bending，3PB 及
four-point-bening，4PB)且重要，一般根據 ASTM-C393[14]測試規範進行，但此規範並未提供充分 試片尺寸設計參考，可能導致非預期破壞如壓點局部潰縮(indentation)，而無法準確量測三明治板 之剛性及強度。於試片設計時可參考Ashby [15]等學者曾對三明治板彎曲實驗，根據(023)之參數設 定討論如(04)三種破壞模式：面材斷裂(face yield)、心材剪斷(core shear)及局部壓潰，及其對應 之極限負載值，其中 a 為壓塊寬度，
b
為試片寬，c 及 t 為三明治板心材及面材厚度，l
為下方支撐距，s 為上方壓頭距， 為面材抗拉或壓強度，yf 及分別yc 為心材剪切及抗壓強度。Cy
表4、三明治板彎曲實驗破壞負載
3PB 4PB
Face yield-
F fy 4 ( ) f
例如以碳纖維面材及蜂巢(HRH 10-1/8-3.0)心材製作三明治試片，試片參數如(05)所示，以不同 面、心材厚度搭配，則根據(04)各破壞模式極限負載公式，則可繪製如(024)之破壞模式分區立體圖 及其於x-y 平面之投影圖。其 x 軸為心材厚度對支撐距之比值
c
/l
，y 軸為面材對心材厚度比t
/c
，z軸則為無因次化極限負載
F bl / y f
，投影圖中可明顯表示各破壞模式(F: face yield，S: core shear，I: indentation)分佈區域，立體圖則顯示其對應負載之大小。
(a)三點彎曲 (b)四點彎曲
圖23、三明治板彎曲實驗 [11]
藉由此破壞分區圖，即可挑選適當之
c
/l
及t
/c
比值之三明治板，使其發生預期破壞模式，例如 一般情況希望首先發生心材剪斷而非其他破壞，不論於三點或四點彎曲皆需避免極小或極大的c
/l
及t
/c
組合，但三點彎曲可允許組合區域較四點彎曲為小。表5、三明治彎曲試片參數
a
b l
s f (MPa)y (MPa)cy (MPa)Cy
25 75 400 200 500 1.07 1.86
T-joint 接合實驗
三明治結構於實際製作時常需將板件間以T 字形方式垂直膠合，例如(錯誤! 找不到參照來源。
3PB 4PB
(a)三點彎曲立體圖 (b)四點彎曲立體圖
(c) 三點彎曲投影圖 (d) 四點彎曲投影圖 圖24、三明治板彎曲實驗破壞模式分區圖
25)太陽能車肋板(bulkhead)與底殼之接合，需能提供足夠之強度及剛性以維持結構功能。當底殼受 到垂直表面負載時，此些T 形接合面位置常需承受正向拉力，而一般膠合面適合之剪力負載，若無適 當之設計及施工將導致接合面剝離甚至結構瓦解。而由文獻回顧可知T 形接合之破壞模式複雜且無法 以解析或有限元素法進行準確預測，故通常需要仰賴實驗方式同時確認設計及製程之優劣。
本研究為比較不同接合方式之特性及提供車體設計及製造之參考，設計如(026)三種不同類型 T 形接合進行比較，其待接合三明治板統一皆為17.53 mm 厚蜂巢心材(HRH-10-1/8-3.0 [16])搭配 1 mm 厚之面材(4 層 CFRP 編織布)，寬度及長度則分別為寬 100 及 180 mm。第一種接合方式為預 先製作由4 層
45
CFRP 編織布成形，邊長 40 mm 之補強角條(angle strip)後，使用室溫硬化環氧樹 脂(WH-115 A/B epoxy [17])以 0.1 MPa 壓力黏固；第二種使用 PEI 泡棉(Airex®R82.110 [66])製作 邊長20 mm 之三角補強條(fillet)，以同樣環氧樹脂黏著與接角並加覆 2 層寬 80 mm 之45
CFRP 編 織布，以0.1 MPa 壓力成形；第三種則將膠環氧樹指與空心玻璃砂(Renshape®DT 081 [15])以 1:3 體積比混合成封膠(potting compound)，製作 5 mm 邊長之 R 角補強取代泡棉。圖25、T 型接合應用例圖
(a) Type 1 (b) Type 2
(c) Type 3 圖26、T 型接合構造圖
將三種不同之T 形接合試片，以如(027)之鋁合金夾具鎖固夾持於 MTS 810 測試機以 1 mm/min 位移速率進行拉伸破壞測試，試驗機荷重元(load cell)為 10 kN，其拉伸位移及作用力以 4 Hz 頻率 紀錄。
各T 形接合拉伸破壞模式示於(028)，力量對位移曲線示於(錯誤! 找不到參照來源。29)。其中第 一種接合方式具有最高之剛性表現，破壞模式為膠合面正向剝離，但破壞時變形量最小，整體表現脆 性；第二種之剛性次之，但可大幅提升允許變形量，破壞發生於膠合面與泡棉正向剝離，並達到最高 之破壞強度；第三種之剛性及破壞強度皆最低，但破壞發生前可達到最大之變形量。
(a)實驗夾具 (b)試驗機架設 圖27、T 型接合拉伸實驗架設
(a) Type 1 (b) Type 2
(c) Type 3
圖28、T 型接合破壞模式
根據文獻可知T 型接合之強度常正比於 R 角大小 [19]，由本研究之實驗結果同樣可發現此一現 象，但實際上差異較大的是變形量，即剛性表現之不同，以此三種接合方式而言，各有其適應之結構 應用，例如對車體主結構要求高剛性位置，可使用第一或第二種接合方式，前者特別適用於變形量限 制高之懸吊系統附近，但預成形角條通常需要額外模具，並不利於曲面接合，後者雖然彈性區域(小 變形時)剛性稍差，但可達到甚高之變形量及最高強度，應可提供較高之安全性；對於高彈性結構如 輪罩之接合則可考慮使用第三種接合方式。另將各接合方式之初始破壞負載(
F crit
)﹑該接合方式增加於三明治板之重量及以
F crit
除以重量比較其效率於(06)，可發現第二及三種補強之重量效率接近，且 高於第一種接合方式，尤以第二種即以泡棉製作大型R 角之接合方式表現最佳。表6、T 型接合效率比較
Type
F crit
(kN) Weight (g)F crit
/Weight1 3.97 28.8 0.28 (1)
2 5.08 23.6 0.43 (1.56)
3 3.86 18.2 0.42 (1.54)
圖29、T 型接合力量-位移圖
L-joint 接合實驗
L 型接合是除了 T 型接合以外，另一重要結構元素，另外，三明治板若經彎折固定成 L 型，可大 幅提高結構剛性。以製造而言，可分為切縫折合固定(cut-and-fold [20])之二次接合方式及一體成形 兩種方式，前者將三明治板單側面材切開後彎折成直角，續以泡棉及鋪貼纖維方式固定接角，後者則 需要使用模具，將上下面材及中央心材，以彎曲狀態硬化同時黏合成連續體結構。不論使用何種方式，
欲彎折處心材需為蜂巢板，且彎折處因受壓變形已失去原始剛性及強度，需以發泡膠(core splice [21])進行心材蕊填充補強。
本研究以(030)三種不同 L 型接合設計進行比較，前兩種屬於二次接合，分別以泡棉(Airex® R82.110 [66])製作圓弧形及邊長 20 mm 三角形轉角，並於泡棉上外覆 2 層寬 80 mm 之
45
CFRP 編織布，泡棉與三明治板及補強纖維間使用環氧樹脂(WH-3800 [19])黏合，於高溫(150oC
)及 0.1 MPa 壓力下成形，最後一種則於模具內一體成形，使用片膠(Scotch-WeldTMAF-163-2K [20])黏合 面及心材。(a) Type 1 (b) Type 2
(c) Type 3
圖30、L 型接合構造圖
將此三種不同L 型接合試片，以(031)鋁合金夾具鎖固夾持於 MTS 810 拉伸試驗機，以 1 mm/min 速率進行拉伸破壞測試，使用5 kN 荷重元，並以 4 Hz 頻率紀錄其拉伸位移及作用力。將各 L 形接合 拉伸破壞模式並列於(032)，及力量對位移曲線示於(錯誤! 找不到參照來源。33)進行比較，發現第一 種接合方式之初始剛性略高於其餘兩者，破壞始於內側泡棉與補強纖維之裂縫成長，並造成急遽承載 能力降低；第二及三種接合方式之初始剛性幾乎一致，前者破壞發生於轉角外側纖維面材與蜂巢間剝 離及蜂巢與發泡膠介面剪斷，內側三角泡棉補強未明顯破壞，仍持續提供負載能力，後者則同樣發生 外側纖維面材與蜂巢間剝離，但內側纖維無法提供甚高之負載能力，而使承載力量曲線下滑。
(a) 拉伸試驗機架設 (b) 夾具夾持方式 圖31、L 型接合拉伸實驗架設
(a) Type 1 (a) Type 2 (a) Type 3 圖32、L 型接合破壞模式圖
由以上之比較總結而言，以三角形泡棉為補強之第二種接合方式，類似於T 型接合，具有最高之 破壞及破壞後強度，能提供最高之安全性；第一及第三種之破壞負載接近，但後者初始破壞發生後仍 能維持尚高之承載能力，惟其為需要模具之一體成形構造，需於製造方變形上進行設計取捨。
套筒拉伸實驗
於三明治板承受集中荷載處，例如(錯誤! 找不到參照來源。34)複材車體與金屬懸吊接合，需以 金屬套筒傳遞並分散應力，而適當設計的套筒能避免局部破壞發生及過大的受力變形。承受懸吊件高 力量負載，特別是垂直三明治板受力方向，一般使用如(錯誤! 找不到參照來源。35)雙凸緣式套筒 (double-flanged insert)，其通常分為上下兩部分零件，組合方式為自三明治板孔兩側嵌入，以膠 合或螺紋鎖固方式結合，與三明治板間則完全仰賴膠合固定。因次，套筒本身為等向性金屬材質，其 剛性及強度表現通常可以有限元素準確模擬，與三明治板之膠合面因受膠料性質甚至施工方法之影響 甚劇，特別是當受垂直表面荷載時，受力端膠合面將承受其最脆弱之正向拉力，需要以實驗方法驗證 其強度，並觀察軟體分析所不容易預知之破壞模式。
圖33、L 型接合力量-位移圖
圖34、套筒應用例圖
為能盡量準確檢驗套筒之承載能力並觀察可能之破壞模式，本研究測試如(錯誤! 找不到參照來 源。35)兩種不同大小套筒，其凸緣直徑分別為 60 及 45 mm，內徑則同為 30 mm，並設計如(錯誤!
找不到參照來源。36)之夾持裝置進行實驗，其中直徑 150 mm 圓形三明治板由 2 mm 厚面材(8 層 CFRP 編織布)與 17.53 mm 蜂巢板(HRH-10-1/8-3.0 [13])組成，中央鑽孔後將上下兩半套筒零件置
找不到參照來源。36)之夾持裝置進行實驗，其中直徑 150 mm 圓形三明治板由 2 mm 厚面材(8 層 CFRP 編織布)與 17.53 mm 蜂巢板(HRH-10-1/8-3.0 [13])組成，中央鑽孔後將上下兩半套筒零件置