郭亞周，劉小川，何思淵，王計真，楊海

(1.中國飛機強度研究所 結構沖擊動力學航空科技重點試驗室，陜西 西安 710065；2.東南大學 生物科學與醫(yī)學工程學院，江蘇 南京 211189)

0 引言

外來物撞擊的研究范疇除了較熟知的鳥撞之外，還包括冰雹、砂石、輪胎碎片以及其他鋼制破片等。為提高飛機抗外來物撞擊的能力，近年來學者們多從材料和結構入手，其中泡沫鋁作為一種典型的多孔金屬材料得到了廣泛關注。泡沫鋁在壓縮時其應力- 應變曲線有較長的平臺段，具有較好的能量吸收能力，但其機械強度較低，因此泡沫鋁常作為夾芯和金屬材料組成夾芯結構，這種結構具備比剛度和比強度高的特點，廣泛應用于航空航天、汽車、船舶以及核工業(yè)等領域中[3-5]。關于泡沫鋁及其夾芯板的性能，國內外學者都開展了一系列試驗和仿真分析研究，取得了一定進展。Mohan等[6]研究了3種不同材料面板和泡沫鋁組成的夾芯板在半球形沖頭沖擊下的力學性能和吸能效能，發(fā)現(xiàn)夾芯板的吸能效果遠遠優(yōu)于泡沫鋁板。Goldsmith等[7]研究了不同類型的蜂窩夾芯板結構在不同形狀子彈撞擊下的侵徹力學行為，分析了剩余速度和初始速度之間的關系。Dean等[8]通過試驗和仿真研究了金屬纖維芯層的夾芯板抗侵徹性能，發(fā)現(xiàn)了其能量吸收的變化趨勢。Liu等[9]研究了梯度密度泡沫鋁金屬圓柱殼結構的爆炸沖擊響應和能量吸收能力，發(fā)現(xiàn)通過優(yōu)化芯層密度分布可以有效提升結構的抗沖擊性能。Radford等[10]通過對比研究3種不同拓撲芯層的夾芯梁與等質量實體梁的抗沖擊能力，發(fā)現(xiàn)夾芯梁的抗沖擊能力均高于等質量實體梁。趙桂平等[11]分別借助有限元分析軟件Abaqus和DYNA分析了金屬層板和格柵式夾層板在不同撞擊載荷作用下的變形機制，重點研究了夾層板的吸能特性和板內各部分的吸能變化規(guī)律。李志斌等[12]研究了復合材料與泡沫鋁組成的夾芯板在低速沖擊下的力學性能，發(fā)現(xiàn)夾芯板前面板比后面板對整體性能的影響更大。宋延澤等[13]研究了泡沫子彈撞擊泡沫鋁夾芯板時面板、芯材厚度、芯材材料屬性和子彈沖量對整體結構的影響，結果表明通過增加面板厚度或芯層厚度能夠有效控制后面板的撓度，改善夾芯板的能量吸收能力，結構響應對子彈沖量和芯層密度比較敏感。

由于外來物撞擊種類多樣且形狀各不相同，常用的對單一彈形射彈的研究已逐漸不能滿足研究需求，對于不同彈形侵徹過程的研究顯得尤為必要。夾芯結構泡沫鋁是近年來研究的焦點，但目前針對泡沫鋁夾芯板對于抗不同彈形侵徹的研究較少，且大多是從仿真分析的角度來研究。

本文結合試驗和仿真分析方法，系統(tǒng)研究了泡沫鋁夾芯板抗不同彈形侵徹過程中的動態(tài)響應行為。通過仿真分析研究了泡沫鋁夾芯板在子彈撞擊過程中不同構件的抗侵徹性能和能量吸收能力，通過試驗觀察和測量泡沫鋁夾芯板受不同彈形沖擊過程中的變形和失效模式差別，驗證了仿真分析的準確性和有效性?；谘芯拷Y果得到了泡沫鋁夾芯板在不同彈形沖擊下的變形和失效模式、不同彈體類型碰撞過程中的結構響應差異性、不同速度下對夾芯板抗侵徹性能的影響規(guī)律以及泡沫鋁夾芯板各組成部分的能量吸收比例，最后給出了不同速度下泡沫鋁夾芯板的抗侵徹性能優(yōu)化設計建議。

1 撞擊測試

1.1 試樣加工

泡沫鋁夾芯板試驗件如圖1所示，試件大小為350 mm×350 mm×15 mm，面板與芯層之間采用環(huán)氧樹脂膠粘接。泡沫鋁夾芯板試驗件上下兩層面板為2024-T3鋁合金板，鋁合金面板厚度為0.8 mm，材料屬性為：密度2 700 kg/m3，楊氏模量72 GPa，剪切模量27.1 GPa，泊松比0.33，屈服強度289 MPa.泡沫鋁夾芯板由東南大學研制，其中芯層為孔隙率85%的閉孔泡沫鋁材料，通過美國Instron公司產萬能材料試驗機測出平均密度為405 kg/m3的泡沫鋁在準靜態(tài)壓縮下的應力- 應變曲線(見圖2)，由此可以得出泡沫鋁芯層的楊氏模量為0.56 GPa，泊松比為0.2，屈服強度為4.73 MPa.

圖1 泡沫鋁夾芯板試驗件Fig.1 Sandwich panel test piece

圖2 泡沫鋁夾芯應力- 應變曲線Fig.2 Sandwich stress-strain curve

1.2 試驗裝置

空氣炮試驗發(fā)射裝置如圖3所示，主要由儲氣罐、發(fā)射裝置、炮管、剝殼裝置、擋氣屏、控制系統(tǒng)、測試系統(tǒng)、高速攝像系統(tǒng)等設備構成。試驗過程中鋼彈裝在特制彈托內，由發(fā)射裝置推動射出炮管；鋼彈速度由儲氣罐內的氣壓進行控制，其大小由高速攝像測速系統(tǒng)計算求得。為了實現(xiàn)泡沫鋁夾芯板的固支邊界條件，試驗件夾具主要通過兩塊15 mm厚鋼板夾持固支，夾具由螺栓固定在底座上，被夾持后的夾芯板有效承載面積為250 mm×250 mm，如圖4所示。

圖3 空氣炮試驗發(fā)射裝置Fig.3 Air gun test launcher

圖4 試驗件夾持裝置Fig.4 Test piece clamping device

如圖5(a)所示，試驗過程中分別采用3種彈形的鋼彈進行泡沫鋁夾芯板平板沖擊試驗。由于子彈速度由儲氣罐氣壓控制，為了使試驗過程中能夠更容易調節(jié)不同彈形鋼彈的出射速度，如圖5(b)所示，加工過程中分別在錐頭彈、平頭彈底部挖孔，從而保證3種彈形鋼彈的彈體直徑和質量保持一致，均為64 g.

圖5 試驗彈丸和相關參數Fig.5 Test projectiles and related parameters

2 撞擊過程有限元分析

2.1 夾芯板模型構建

受試驗工況和試驗本身測量手段的限制，試驗不可能完全覆蓋多變量參數下的試驗矩陣，同時無法測量出夾芯板侵徹過程中各部件的吸能比例，因此通過有限元模型來拓展試驗工況、細觀分析能量變化，不失為一種行之有效的研究方法。

大型機械壓力機高速級小齒輪的材料為中碳鋼調質處理，齒面局部淬火40～50HRC，大齒輪一般為鑄鋼，一般地說調質的小齒輪和鑄鋼的大齒輪減磨性較好，能有效的降低傳動噪聲。

Tiwari等[14]在平板沖擊試驗和數值仿真研究中發(fā)現(xiàn)，有限元模型在模擬過程中邊界緊固度對仿真結果具有一定的影響，因此在建模過程中應該盡可能模擬平板真實的邊界條件?；诖?，如圖6所示，在采用LS-DYNA(R10.1)前處理LS-PREPOST軟件構建泡沫鋁夾芯板有限元模型的過程中，構造出夾具有限元模型，基本還原夾芯板和夾具之間的接觸關系，同時為提高分析效率、簡化螺栓模型，采用約束關系代替螺栓的作用[15]。

圖6 夾芯板有限元模型Fig.6 Sandwich panel finite element model

泡沫鋁夾芯板有限元模型中夾具、泡沫鋁芯層均采用SOLID64六面體單元。其中：夾具材料為鋼材，密度7 830 kg/m3，彈性模量207 GPa，屈服強度400 MPa，泊松比0.3，在有限元分析過程中選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC描述夾具鋼材力學行為。泡沫鋁芯層選用*MAT_CRUSHABLE _FOAM描述材料力學行為，由于該材料模型中并未有材料損傷參數，需要引入*MAT_ADD_ EROSION控制泡沫鋁芯層單元網格的失效，最大剪切失效應變?yōu)?.5，即當剪切應變達到0.5時，單元失效被刪除。夾芯板上下面板為殼單元，采用*MAT_JOHNSON_COOK[16]描述2024-T3鋁合金面板。如圖7所示，分別構建3種不同彈形的鋼彈，而由于平頭彈作為3種子彈中壁厚最小的類型，若其在試驗最大撞擊速度前后并無塑性變形，則可假設這3種類型子彈在撞擊過程中均可視為剛體。圖8所示為撞擊前后平頭彈對比圖。由圖8可見，撞擊后的平頭彈表面發(fā)生了較大面積的剮蹭，但是相對比試驗前的平頭彈并未產生塑性變形，因此此處子彈力學行為采用剛體*MAT_RIGID描述。同時由于在仿真分析過程中子彈由剛體材料模型描述且從網格質量、網格密度角度考慮，平頭彈和錐頭彈并未被挖孔，而是通過改變密度的方式保證彈體的質量與試驗彈體的質量保持一致。

圖7 彈丸有限元模型Fig.7 Finite element models of projectiles

圖8 撞擊前后平頭彈對比圖Fig.8 Contrast diagram of flat noise projectile before and after impacts

整體模型由上下夾具孔位約束實現(xiàn)固支邊界。夾具與上下面板以及泡沫鋁夾芯與上下面板的接觸均采用*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO _SURFACE接觸條件。子彈與模型之間屬于侵蝕接觸，因此采用*CONTACT_ERODING_SURFACE_ TO_SURFACE接觸條件。

2.2 夾芯板模型驗證

模型的準確性和有效性是決定一個模型是否合格的最重要指標，本文通過以下兩種方法驗證泡沫鋁夾芯板有限元模型。

2.2.1 變形模式驗證

通過變形和損傷模式對比驗證有限元模型是常用的驗證手段之一，提取出球形彈丸侵徹仿真結果如圖9所示。對比試驗結果(見圖10)可知，夾芯板仿真分析結果與試驗結果前面板和后面板呈現(xiàn)較開瓣式損傷，其中前面板呈現(xiàn)四瓣式、后面板呈現(xiàn)三瓣式。泡沫鋁夾心層沖擊點橫截面變形帶寬度為39 mm，與試驗結果誤差為7.14%，二者吻合情況較好，因此通過仿真分析得到的結果變形和損傷模式能夠較好地還原試驗過程中泡沫鋁夾芯板的沖擊響應情況，證明了仿真模型具備一定的準確性。

圖9 球形彈侵徹夾芯板仿真結果Fig.9 Simulated results of spherical projectile penetrating into sandwich plate

圖10 球形彈侵徹夾芯板試驗結果Fig.10 Test results of spherical projectile penetrating into sandwich plate

2.2.2 彈體剩余速度驗證

變形和破壞模式在一定程度上驗證了有限元模型的有效性，但是模型的精準性還有待考證。而子彈侵徹過程中彈體入射速度和剩余速度也是研究的重點之一，在吸能防護研究和性能評定方面有著重大意義[17]。

如圖11所示，提取出夾芯板模型侵徹過程中不同撞擊速度下的入射速度和剩余速度點，與試驗結果對比后發(fā)現(xiàn)，二者之間的剩余速度誤差在7%以內，從而進一步驗證了仿真模型的有效性和準確性。

圖11 球形彈侵徹剩余速度仿真和試驗結果對比Fig.11 Simulation and experimental comparison of residual penetration velocity of spherical projectile

3 試驗與仿真結果討論

3.1 夾芯板變形與失效模式

根據撞擊速度的不同，夾芯板在受鋼彈沖擊后呈現(xiàn)出兩種破壞模式：1)如圖10所示，鋼彈沖擊速度大，夾芯板前、后面板和泡沫鋁芯層受撞擊部分完全穿透；2)如圖12所示，鋼彈沖擊速度較小，夾芯板前面板侵徹，泡沫鋁芯層在厚度方向上未被壓實，后面板并未被穿透。

針對前面板，從試驗結果中可以看出，無論哪種破壞模式，前面板均被完全穿透，前面板主要分為3個區(qū)域：1)受撞擊部位被鋼彈完全撕裂，撞擊部位周圍向內呈現(xiàn)花瓣式變形，且變形部分內嵌在泡沫鋁夾芯彈道內壁；2)撞擊部位周邊局部區(qū)域呈現(xiàn)部分大變形，此區(qū)域面積在彈丸速度低時較大，隨著彈丸速度的增加，大變形區(qū)域逐漸減??；3)在撞擊部位周邊較遠區(qū)域前面板變形較小，夾芯板在受撞擊后整體并未產生明顯變形。

圖12 球形彈未穿透夾芯板試驗結果Fig.12 Test results of spherical projectile not penetrating into sandwich plate

針對泡沫鋁芯層，夾芯板在受撞擊過程中，夾芯主要為壓縮變形和部分剪切變形，變形主要集中在撞擊中心區(qū)域，在該區(qū)域及周圍部分區(qū)域能夠觀察到明顯的變形帶，泡沫鋁胞孔坍塌直至被壓實，孔壁發(fā)生較大程度的彎曲變形，變形過程產生較多沖擊碎屑。泡沫鋁芯層與前面板粘接區(qū)域的破壞面積明顯大于內部彈道破壞區(qū)域，這是因為在鋼彈撞擊前面板后，撞擊中心周圍局部區(qū)域變形迫使泡沫鋁芯層發(fā)生壓縮變形，最終在入射口呈現(xiàn)碗狀變形模式。

針對后面板，當其未被穿透時，夾芯板后面板中心區(qū)域會產生較大的塑性變形，中心點撓度較大，最終呈現(xiàn)穹頂式變形；當其一旦被穿透，會產生較為嚴重的破壞，且破壞面積大于前面板破壞面積。與前面板受力狀況不同的是，后面板在彈體速度方向上并未有承載物，后面板和膠粘劑共同承受鋼彈的撞擊能量，導致后面板在撞擊點周邊區(qū)域出現(xiàn)了較大面積的脫粘，后面板呈現(xiàn)較嚴重的開瓣式破壞。在固支端，后面板產生變形較小，由此可知泡沫鋁夾芯板在撞擊過程中，夾持端由于撞擊而產生的滑移和偏轉只消耗極少的能量，大部分能量都被夾芯板受撞區(qū)域所吸收。

3.2 鋼彈類型影響

由于撞擊鋼彈類型的不同，夾芯板受沖擊過程中的變形破壞模式也各不相同。圖10、圖13和圖14所示分別為夾芯板受球形彈、錐頭彈和平頭彈撞擊侵徹后前、后面板以及沖擊橫截面的變形和破壞模式。由圖10、圖13和圖14中可以明顯看出，錐頭彈侵徹過程中后面板變形較球形彈侵徹后面板更加均勻，這可能由兩個原因造成：1)鋁合金薄板自身的軋制工藝問題導致其本身材料不均勻，造成撞擊過程中變形破壞的差異性；2)錐頭彈自身彈體頭部的幾何特性，導致夾芯板在受侵徹過程中受力更加均勻，使得后面板變形更加均勻，此外球頭彈和錐頭彈二者的變形模式基本相同。在抗侵徹方面，球頭彈沖擊點橫截面變形帶寬度為39 mm，錐頭彈沖擊點橫截面變形帶寬度為32 mm，比球頭彈小17.9%；試驗過程中測得入射速度為95 m/s時，球頭彈穿透剩余速度為35 m/s，而錐頭彈穿透剩余速度為45.5 m/s，因此可知錐頭彈穿透夾芯板所需要的能量比球頭彈少10.8%，充分表明錐頭彈的穿透力相對于球頭彈更強。

圖13 錐頭彈侵徹夾芯板試驗結果Fig.13 Test results of pointed projectile penetrating into sandwich panel

圖14 平頭彈侵徹夾芯板試驗結果Fig.14 Test results of flat noise projectile penetrating into sandwich panel

平頭彈的侵徹表現(xiàn)與球形彈和錐頭彈具有較大差別，平頭彈侵徹過程中產生較嚴重的沖塞破壞，前后面板呈現(xiàn)為撕裂破壞模式，由于其平頭的彈體特性，導致侵徹過程中泡沫鋁夾芯被撞擊部分全部壓實在后面板上，繼而完全粘接在后面板撞擊位置上，使得后面板承受平頭彈剩余沖擊。由于平頭彈在撞擊飛行過程中產生了一定程度的彈體偏轉，導致后面板產生了比仿真分析更嚴重、更大面積的撕裂破壞。其中試驗過程中測得平頭彈入射速度為107 m/s時，其并未穿透夾芯板且產生反彈，反彈速度為15 m/s，因此平頭彈的穿透能力相對于球形彈和錐頭彈均較弱。

對比圖9、圖15、圖16所示，不同彈形鋼彈在120 m/s速度下撞擊泡沫鋁夾芯板仿真結果表明，仿真結果與試驗結果變形模式基本吻合，其中分別提取出彈體頭部位移- 撞擊力曲線如圖17所示。由圖17可見，120 m/s工況下3種彈形均已侵徹泡沫鋁夾芯板，從曲線趨勢上看，3種彈形曲線具備相同的趨勢，即均呈現(xiàn)駝峰式，因此結合撞擊過程可將侵徹分為3個階段：1)前面板失效階段；2)夾芯板失效階段；3)后面板失效階段。從圖17中還可以看出，無論哪種彈形，在撞擊同一參數夾芯板的過程中撞擊載荷響應位移長度是一致的，均為45 mm，但不同彈形波峰對應的撞擊位移各不相同，分別提取出不同彈形撞擊過程中波峰處的撞擊載荷和波峰處對應彈體位移如表1所示。由表1可知，當3種彈形以相同速度撞擊泡沫鋁夾芯板時，平頭彈撞擊載荷最大、球形彈次之、錐頭彈撞擊載荷最小，由此可見撞擊過程中錐頭彈穿透力最強，而平頭彈撞擊威力最大。無論哪種彈形，在撞擊夾芯板過程中第2個波峰峰值均低于第1個波峰峰值，且錐頭彈撞擊載荷峰值響應明顯比球形彈和平頭彈滯后，表明由于錐頭彈尖銳的彈頭特性，導致其在撞擊過程中相比其他彈形泡沫鋁夾芯密實化體積較小。

圖15 錐頭彈侵徹夾芯板仿真結果Fig.15 Simulated results of pointed projectile penetrating into sandwich panel

圖16 平頭彈侵徹夾芯板仿真結果Fig.16 Simulated results of flat noise projectile penetrating into sandwich panel

圖17 不同彈形在120 m/s速度下的位移- 撞擊力曲線Fig.17 Displacement-impact force curves of different projectiles at 120 m/s

3.3 撞擊速度影響

撞擊速度是研究泡沫鋁夾芯板抗侵徹過程中重要的參數之一，通過分析不同撞擊速度下夾芯板各部分能量吸收情況，可以針對不同場景的相應吸能需求對前、后面板進行有效的優(yōu)化，以提升泡沫鋁夾芯板整體的吸能能力。

表1 不同彈形在120 m/s速度下的撞擊載荷

以球形彈為對象開展不同速度下撞擊夾芯板仿真分析研究，提取出前、后鋁合金面板和泡沫鋁夾芯的能量吸收比例，結果如圖18所示。由圖18中可以看出，對于泡沫鋁夾芯板前面板，在侵徹過程中隨著球頭彈侵徹速度的增加，吸能比例也隨之而增加，當速度達到一定值后，前面板吸能比例基本隨速度的增加保持不變，維持在33%左右。泡沫鋁夾芯板的吸能比例隨著速度的增加產生較大幅度的下降，這是由泡沫鋁自身的材料特性所決定的，泡沫鋁屬于輕質多孔材料，強度較低，當速度較低時，泡沫鋁變形包括壓縮變形和部分剪切變形，在撞擊過程中能夠被完全壓實，進而充分發(fā)揮出能量吸收能力；當速度較高時，彈速大于材料應力波速，泡沫鋁胞壁主要發(fā)生絕熱剪切破壞，有一部分泡沫鋁夾芯在撞擊過程中來不及完全被壓實即被剪切撕裂破壞掉，不能較大程度地發(fā)揮出泡沫鋁的能量吸收能力，因此泡沫鋁夾芯的吸能比例隨著速度的增加而降低。對于泡沫夾芯板后面板，由于泡沫鋁夾芯的吸能比例隨著速度的增加而減少，導致后面板需要承受更多的沖擊彈體能量，后面板能量吸收比例越來越大，因此中高速沖擊下后面板比前面板對夾芯板抗侵徹的性能影響更大。

圖18 不同速度下泡沫鋁夾芯板各部分吸能比例圖Fig.18 Energy absorption ratio of each part of foam aluminum sandwich panel at different speeds

綜上所述，當彈體沖擊速度較低時，由于夾芯板并未被彈體穿透，在此過程中沖擊能量主要由前面板和夾芯板吸收。楊飛等[18]發(fā)現(xiàn)泡沫鋁在抗沖擊過程中，通過給夾芯結構增加面板厚度、芯層厚度或者改善材料性能均能有效改善泡沫鋁夾芯板性能，因此通過增加前面板和夾芯板厚度以及相關材料性能即可有效改善泡沫鋁夾芯板整體抗侵徹性能。當撞擊速度較大時，夾芯板被子彈穿透，前面板和后面板的吸能比例逐漸大于泡沫鋁夾芯，且后面板吸能比例大于前面板并開始發(fā)揮著更加重要的作用，因此在中高速撞擊過程中，通過重點改善后面板的厚度和材料性能，能夠有效改善夾芯板在中高速沖擊下的抗侵徹性能。

4 結論

本文將泡沫鋁與2024-T3鋁合金面板組合成為夾芯板，作為一種有效的抗沖擊侵徹結構。采用空氣炮試驗加載的方法研究泡沫鋁夾芯板在彈丸侵徹過程中的變形和失效模式變化，結合經試驗驗證的夾芯板仿真分析了不同彈形侵徹過程中的能量、撞擊力和撞擊速度影響。主要得到以下結論：

1)錐頭彈撞擊變形模式與球頭彈撞擊相比，除后面板變形更加均勻外，其他變形模式則基本相同。平頭彈的侵徹表現(xiàn)與球形彈和錐頭彈具有較大差別，平頭彈侵徹過程中產生了較嚴重的沖塞破壞，前后面板呈現(xiàn)為撕裂破壞模式，侵徹后夾芯被壓實部分泡沫鋁粘接在后面板上。

2)不同彈形在撞擊相同參數夾芯板的過程中撞擊載荷的響應位移長度相同，撞擊載荷不同，當3種相同質量彈形以相同速度撞擊泡沫鋁夾芯板時，由于錐形彈頭部尖銳，彈頭與靶的接觸區(qū)域小、侵徹力大，而平頭彈的彈頭和靶的接觸區(qū)域大、侵徹力小，但靶面破壞區(qū)域大且撞擊后效更大，球頭彈則居于二者之間。

3)當速度較低時，由于夾芯板未被穿透，通過改善前面板和夾芯板的厚度以及材料性能能夠較好地提升泡沫鋁夾芯板性能；當速度較高時，夾芯板被穿透，后面板吸能比例最大，重點改善后面板的厚度和材料性能，能夠較好地改善夾芯板抗侵徹性能。