程遠勝， 謝杰克， 李哲， 劉均， 張攀

(華中科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院， 湖北 武漢 430074)

0 引言

戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的爆炸沖擊波和破片群是艦船毀傷的主要來源，也是艦船新型防護結(jié)構(gòu)設(shè)計中不可忽視的重要因素。在實際爆炸環(huán)境下，沖擊波和高速破片群對防護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的聯(lián)合毀傷完全不同于二者單獨作用于結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)。聯(lián)合毀傷的破壞效果并不是二者單獨作用效果的簡單疊加，而是具有更為復(fù)雜的耦合效應(yīng)，存在著特殊的破壞機理和作用規(guī)律[1]。因此，聯(lián)合作用下防護結(jié)構(gòu)的設(shè)計已逐漸成為艦船防護領(lǐng)域研究的熱點之一[2]。

聯(lián)合作用載荷等效方法主要有兩種：一是假設(shè)破片先于沖擊波到達靶板而形成破口，通過預(yù)先在結(jié)構(gòu)上開孔的方式，將破片和沖擊波解耦進行研究。例如：金乾坤[3]事先在圓柱靶周向打孔，通過調(diào)整打孔數(shù)量來觀察破孔密度對圓柱靶毀傷的影響；姚志敏等[4]采用預(yù)制溝槽的方式，既簡化了模型又彌補了以往只以穿孔等效破片毀傷效果的不足，增強了模型的通用性。二是由帶殼炸藥爆炸或底部粘有預(yù)制破片的炸藥爆炸直接產(chǎn)生聯(lián)合作用載荷。由于通過預(yù)先開孔來替代破片群作用的簡化方法不具有代表性[5]。這種方法很難對空間分布未知的高速破片進行預(yù)先判斷，也無法考慮高速破片群和爆炸沖擊波的耦合作用。所以，采用爆炸物爆炸直接產(chǎn)生沖擊波和破片的加載方式，能夠更為真實地模擬聯(lián)合作用載荷。

關(guān)于結(jié)構(gòu)在沖擊波與破片聯(lián)合作用下的毀傷響應(yīng)，國內(nèi)外學(xué)者也開展了一系列研究[6-8]。安振濤等[9]理論推導(dǎo)了常規(guī)彈藥爆炸破片和沖擊波作用規(guī)律。陳長海等[10-11]則建立了沖擊波與破片先后作用臨界爆距以及沖擊波與破片耦合作用區(qū)間的理論計算模型。楊曙光[12]開展了常規(guī)武器爆炸時破片與沖擊波聯(lián)合作用的破壞機理實驗和數(shù)值模擬研究，得到了破片與沖擊波不同復(fù)合方式下的結(jié)構(gòu)破壞規(guī)律。梁為民等[13]采用實驗途徑，研究了結(jié)構(gòu)內(nèi)爆炸破片與沖擊波運動規(guī)律，并且較為精確地給出了兩種典型破片的飛行速度衰減規(guī)律。侯海量等[14]分別采用縮比導(dǎo)彈帶殼戰(zhàn)斗部和裸裝炸藥，進行了艙內(nèi)爆炸下典型艙室縮比結(jié)構(gòu)模型變形及破壞模式實驗，分析了聯(lián)合作用載荷對結(jié)構(gòu)破壞模式的影響。段新峰等[15]采用在TNT炸藥底部布置預(yù)制破片，進行了Ⅰ型夾層板聯(lián)合作用仿真，分析了在沖擊波單獨作用以及在沖擊波和破片聯(lián)合作用下Ⅰ型夾層板不同的失效模式。李茂等[16]通過預(yù)制破片的方法對聚脲涂覆復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)在空爆沖擊波與破片群聯(lián)合作用下毀傷特性進行了實驗研究。田力等[17-18]分別對Ⅰ-Ⅴ型夾芯板、H型鋼柱在近距離爆炸沖擊波和預(yù)制破片作用下的抗毀傷性能進行了研究，分析了炸藥比例距離、炸藥起爆位置對結(jié)構(gòu)防護效果的影響。蔡林剛等[19]開展了在空中爆炸沖擊波與高速破片聯(lián)合作用下泡沫鋁板的動態(tài)響應(yīng)與毀傷實驗，分析了不同爆炸距離對泡沫鋁靶板穿孔分布特性、芯層毀傷特點、背板毀傷形態(tài)的影響。邱曉清等[20]對超高分子量聚乙烯層合板在爆炸沖擊波和破片侵徹聯(lián)合載荷作用下的破壞及響應(yīng)進行了數(shù)值仿真計算，分析了爆炸距離、載荷形式和靶板厚度等因素對靶板變形破壞的影響。李茂等[21]提出了采用等效縮比戰(zhàn)斗部來模擬破片殺傷戰(zhàn)斗部，可用于進行空爆沖擊波與高速破片群對防護結(jié)構(gòu)的聯(lián)合毀傷作用的實驗方法。

從以上的文獻調(diào)研可以發(fā)現(xiàn)，現(xiàn)階段對聯(lián)合作用的研究一部分集中于傳統(tǒng)金屬材料結(jié)構(gòu)設(shè)計，例如：Ⅰ型夾層板、Ⅴ型夾芯板。也有部分學(xué)者研究就如何充分發(fā)揮各種裝甲材料的優(yōu)點，設(shè)計了綜合性能優(yōu)異的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，例如聚脲涂覆復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)。高強聚乙烯纖維的高彈性模量，使其具有良好的抗破片侵徹性能，可以化點載荷為面載荷。泡沫鋁由于其高的孔隙率，能夠在較低的應(yīng)力水平下維持足夠長的密實化應(yīng)變，在緩沖吸能方面具有良好的表現(xiàn)。目前，對二者組合而成的夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗沖擊波和破片群聯(lián)合作用相關(guān)研究非常少。因此，本文將高強聚乙烯與泡沫鋁組合成夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)，對典型工況進行了實驗，并采用有限元軟件LS-DYNA對沖擊波和破片群聯(lián)合作用下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的毀傷響應(yīng)開展數(shù)值研究，從毀傷響應(yīng)過程、特征點速度與加速度響應(yīng)以及能量吸收特性等角度，對沖擊波和破片群聯(lián)合作用下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)毀傷響應(yīng)過程進行詳細的分析和討論。

1 數(shù)值仿真

1.1 幾何描述

圖1所示為高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的示意圖。該復(fù)合結(jié)構(gòu)由上下兩塊面板和復(fù)合芯層組合而成，面板材料為304不銹鋼，芯層為高強聚乙烯層合板和泡沫鋁板。面內(nèi)尺寸為452 mm×440 mm，中心300 mm×288 mm的區(qū)域為聯(lián)合作用載荷受載區(qū)域，其余區(qū)域為邊界固定區(qū)域。為了方便描述，將芯層按照從上面板到下面板的順序依次稱為上芯層和下芯層，上芯層厚度為δu，下芯層厚度為δd，上、下面板厚度分別為δf和δb.夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)基本參數(shù)的具體取值為：δf=1.45 mm，δb=1.45 mm，δu=20 mm，δd=10 mm.

圖1 高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)幾何示意圖Fig.1 Geometry diagram of UHMWPE and aluminum foam composite sandwich panel

炸藥為圓柱形TNT炸藥，當量為80 g，直徑為40 mm，爆距定為80 mm(炸藥底面距離夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)上表面的垂直距離)。圓柱炸藥底面貼有52個尺寸為5 mm×5 mm×2 mm的預(yù)制破片用以模擬沖擊波與破片群聯(lián)合作用載荷，相關(guān)尺寸參數(shù)如圖2所示?？紤]到炸藥距離靶板較近，爆炸載荷毀傷效應(yīng)比較局部，本文只建立夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)中心區(qū)域的空氣域，具體尺寸為140 mm×140 mm×200 mm.

圖2 高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)尺寸參數(shù)示意圖Fig.2 Diagram of dimensional parameters of UHMWPE and aluminum foam composite sandwich panel

1.2 網(wǎng)格劃分

根據(jù)結(jié)構(gòu)和載荷的對稱性，本文只建立了1/4有限元計算模型，如圖3所示。夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)面板厚度相較于夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)整體的尺寸而言較薄，因此本文采用Belytschko-Tsay殼單元對其進行描述。芯層和破片均采用Lagrange體單元。炸藥和空氣域則采用多物質(zhì)歐拉(ALE)單元。

為了在不損失計算精度條件下節(jié)約計算資源，采用過渡網(wǎng)格劃分方式，對結(jié)構(gòu)的中心區(qū)域(面內(nèi)尺寸為70 mm×70 mm)進行了局部網(wǎng)格細化，網(wǎng)格尺寸為1 mm，邊緣逐漸過渡到5 mm.炸藥和空氣域則采用均勻網(wǎng)格劃分，單元大小為1.5 mm.預(yù)制破片采用的網(wǎng)格劃分策略是參考文獻[15]的做法，將破片沿厚度方向劃分3份、沿長度和寬度方向劃分為6份。此外，為了監(jiān)測下面板中心、上面板中心以及中心破片的速度和加速度響應(yīng)，本文選擇對應(yīng)位置附近的節(jié)點作為歷史變量的輸出點，對應(yīng)為圖3中的A、B、C等3點。

圖3 高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)有限元模型(1/4模型)Fig.3 Finite element model of UHMWPE/aluminum foam composite sandwich panel (1/4 model)

1.3 材料模型

本文所涉及到的材料一共有6種，分別是304不銹鋼、泡沫鋁、高強聚乙烯、鎢合金、空氣和TNT炸藥等。夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)面板材料為304不銹鋼，數(shù)值仿真中采用JOHNSON-COOK材料模型、Grüneisen狀態(tài)方程和等效塑性應(yīng)變失效準則來描述，具體參數(shù)見文獻[22]。泡沫鋁采用MAT_CRUSHABLE_FOAM材料模型，應(yīng)力與應(yīng)變曲線通過準靜態(tài)壓縮實驗得到，如圖4所示。為了防止泡沫材料的網(wǎng)格畸變帶來的計算終止，本文通過添加關(guān)鍵字(*MAT_ADD_EROSION)設(shè)置應(yīng)變失效保證網(wǎng)格在畸變時會被刪除，失效應(yīng)變?nèi)?.8，具體參數(shù)見文獻[23]。高強聚乙烯是纖維增強復(fù)合材料，采用MAT_COMPOSITE_DAMAGE材料模型描述、Chang-Chang失效準則定義材料損傷，具體參數(shù)見文獻[23-24]。預(yù)制破片由YG15硬質(zhì)合金線切割而成，采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC，其應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述，YG15硬質(zhì)合金密度按照實際情況設(shè)為14 500 kg/m3，屈服應(yīng)力為1.35 GPa，彈性模量為357 GPa，泊松比為0.303，失效模型采用的是最大等效塑性應(yīng)變失效準則，具體失效應(yīng)變值為1.51，具體參數(shù)見文獻[25-26]。空氣采用LS-DYNA材料庫中自帶的MAT_NULL材料模型，并配合狀態(tài)方程EOS_LINEAR_POLYNOMAL來描述，具體參數(shù)見文獻[27]。TNT炸藥通過MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL狀態(tài)方程來描述，仿真中通過設(shè)置關(guān)鍵字(*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY)來進行填充，并采用單點起爆方式進行引爆，起爆點位于藥柱頂面中心，具體參數(shù)見文獻[28]。

圖4 泡沫鋁應(yīng)力與應(yīng)變曲線Fig.4 Stress-strain curve of aluminum foam

1.4 邊界條件和流體與固體耦合及接觸設(shè)置

為了與實驗條件保持一致，夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)面板和芯層為四邊固支邊界條件。由于聯(lián)合作用實驗在開闊的室外進行，不需要考慮爆炸沖擊波的反射效應(yīng)，故可對局部空氣域的外表面施加無反射邊界條件，用以模擬無限空氣域。為了模擬破片在爆炸沖擊波作用下的加速過程以及夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)在沖擊波與破片群聯(lián)合作用下的毀傷響應(yīng)，采用基于罰函數(shù)法的流體與固體(簡稱流固)耦合算法，通過關(guān)鍵字*CONSTRAIN_LAGRANGE_IN_SOLID來定義破片、夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)與空氣、炸藥之間的流固耦合作用。破片與夾芯復(fù)合板結(jié)構(gòu)之間以及破片與結(jié)構(gòu)自身的接觸均采用基于罰函數(shù)法的侵蝕接觸(通過關(guān)鍵字*CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE定義)。這種接觸算法可在表面單元失效刪除后，繼續(xù)考慮剩余單元的接觸，適合用于模擬破片侵徹的問題。在實驗中，不同材料的芯層之間、芯層與面板之間未進行任何粘接，僅通過夾具約束在一起，因此，在仿真時它們之間的接觸設(shè)置為自動面面接觸。另外，本文中所使用的高強聚乙烯層合板采用方向為0°與90°的交替鋪層，參考文獻[25]的仿真方法，對高強聚乙烯芯層進行分層建模。通過在分層之間定義關(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK來考慮層間的接觸關(guān)系，層間分層失效是通過設(shè)置最大失效正應(yīng)力以及最大失效剪應(yīng)力來實現(xiàn)。

2 數(shù)值仿真結(jié)果分析

2.1 數(shù)值模型驗證

為了驗證本文提出的聯(lián)合作用下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)毀傷響應(yīng)數(shù)值模型的準確性，將數(shù)值仿真結(jié)果與聯(lián)合作用爆炸實驗結(jié)果進行了對比。圖5給出了上面板破壞容貌對比結(jié)果，從中可以看出，實驗結(jié)果和數(shù)值仿真結(jié)果中上面板的破孔數(shù)基本吻合。但實驗中上面板的破孔分布范圍較數(shù)值仿真相對更為集中，這主要是由于相比實驗而言，數(shù)值仿真的沖擊波壓力衰減速度稍快，從而會導(dǎo)致單個破片受載面內(nèi)的流固耦合壓力分布梯度更大，進而使得單個破片受載出現(xiàn)不均勻。因此，數(shù)值仿真中破片飛散角度相對實驗過程中更大，特別是位于邊緣區(qū)域的破片。這意味著預(yù)制破片群的侵徹范圍將會比實驗過程中更大。最終表現(xiàn)為夾心復(fù)合結(jié)構(gòu)上面板的貫穿損傷失效面積范圍更大。

圖5 實驗工況上面板失效容貌實驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比Fig.5 Comparison of experimental and simulated permanent deformations of front face-sheet

圖6為實驗和數(shù)值仿真預(yù)報的夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)橫截面失效容貌，從中可以看出，數(shù)值仿真模型能夠很好地預(yù)報上面板的沖塞破口、泡沫鋁芯層的壓潰侵蝕、高強聚乙烯芯層的纖維斷裂和層間脫層等失效現(xiàn)象以及上面板和泡沫鋁芯層的彎曲塑性變形。

圖6 實驗工況橫截面失效容貌實驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比Fig.6 Comparison of experimental and simulated permanent deformations of composite sandwich panel on the cross section

圖7給出了夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)下面板實驗和數(shù)值仿真的塑性變形輪廓對比結(jié)果。由圖7可知，數(shù)值仿真模型預(yù)報的下面板橫截面變形輪廓與實驗結(jié)果吻合較好。數(shù)值仿真模型預(yù)測的下面板最大塑性變形為26.15 mm，對應(yīng)實驗結(jié)果為32.4 mm，相對誤差為19.29%，實驗?zāi)Ｐ妥畲笞冃挝恢蒙晕⑵x了面板中心。這主要是由于實驗時炸藥和破片放置位置離中心位置存在一定偏差，以及破片運動也無法保證完全對稱所導(dǎo)致的。整體上，本文構(gòu)建的數(shù)值仿真模型具有較好的預(yù)報精度。

圖7 夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)下面板橫截面塑性變形結(jié)果對比Fig.7 Comparison of experimental and simulated permanent deformations of back face-sheet on the cross section

2.2 爆炸和結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)過程

聯(lián)合作用載荷下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)過程大致可以分為3個階段：1) 爆轟波與沖擊波的產(chǎn)生和傳播階段；2) 沖擊波與預(yù)制破片耦合作用階段；3) 夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)與聯(lián)合作用載荷耦合作用階段。

2.2.1 爆轟波與沖擊波的產(chǎn)生和傳播階段(0～6 μs)

TNT炸藥起爆之初，在起爆點起爆瞬間釋放大量熱量和氣體產(chǎn)物，并在炸藥中形成爆轟波。隨后爆轟波向前傳播，如圖8所示，引起未反應(yīng)的炸藥繼續(xù)產(chǎn)生爆轟波，直到炸藥反應(yīng)完畢。炸藥周圍的空氣則在高溫高壓的爆轟產(chǎn)物作用下形成爆炸沖擊波。

圖8 爆轟波壓力云圖Fig.8 Propagation of detonation wave

2.2.2 沖擊波與預(yù)制破片耦合作用階段(6～74 μs)

爆炸沖擊波在空氣域中高速傳播，驅(qū)動炸藥底端的預(yù)制破片并在傳播過程中不斷衰減。初始階段沖擊波速度高于破片，隨后破片被加速，中心區(qū)域破片由于獲得高于邊緣區(qū)域破片的速度，在運動過程中始終保持領(lǐng)先，如圖9所示。另外，可以注意到，位于中心區(qū)域的破片在運動過程姿態(tài)基本保持不變，而越靠近邊緣的破片在運動時的翻轉(zhuǎn)也越為嚴重，這主要是因為作用在破片表面的沖擊波壓力不均勻?qū)е碌?，如圖9(d)所示。

圖9 破片群飛散運動Fig.9 Dispersion motion of fragments

2.2.3 夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)與聯(lián)合作用載荷耦合作用階段(74 μs至靜止)

在74 μs時刻，破片先于沖擊波到達夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)上面板，并對復(fù)合結(jié)構(gòu)上面板和芯層造成侵徹穿孔，如圖10(a)所示。沖擊波隨后抵達夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)上面板并與被破片侵徹穿孔的上面板產(chǎn)生相互作用。高速破片與上面板被侵徹產(chǎn)生的二次破片，繼續(xù)向下沖擊，侵蝕泡沫鋁芯層。二次破片于98 μs到達高強聚乙烯芯層，隨后中心破片于120 μs時刻附近追趕上二次破片，并與二次破片一起撞擊位于下芯層的高強聚乙烯，如圖10(b)和圖10(c)所示。在撞擊過程中，破片剩余動能被高強聚乙烯芯層和下面板逐漸吸收，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)出現(xiàn)局部塑性變形。隨后，復(fù)合結(jié)構(gòu)在慣性力作用下繼續(xù)向下運動，800 μs時刻附近夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)下面板變形達到最大，向下運動的速度減小為0 m/s，如圖10(e)所示。然后，復(fù)合結(jié)構(gòu)開始向上反向回彈，經(jīng)過反復(fù)震蕩之后，結(jié)構(gòu)最后在阻尼作用下靜止。

圖10 高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)在聯(lián)合作用載荷下的變形與失效過程Fig.10 Deformation and failure processes of composite sandwich panel under combined blast and fragment loadings

2.3 速度及加速度響應(yīng)分析

圖11為復(fù)合結(jié)構(gòu)的速度響應(yīng)時程曲線。從圖11中可知：在6 μs時刻附近，爆轟波傳到炸藥底部驅(qū)動破片，破片在爆炸沖擊波作用下速度迅速增加，并達到速度峰值，約1 200 m/s.隨后，上面板中心點被破片沖塞形成二次破片，繼續(xù)向下運動。該二次破片速度一度超過中心預(yù)制破片，在75 μs時刻達到速度峰值，約1 200 m/s.在90～140 μs內(nèi)，破片、上下面板中心點的速度變化存在顯著的差異：1)破片速度在90～120 μs之間有一個平臺階段，這是因為二次破片侵蝕了泡沫鋁芯層，使得中心破片在穿透泡沫鋁芯層時所受阻礙大大減小。2)上面板中心點在98 μs時刻之前，二次破片在泡沫鋁芯層的阻擋下，速度衰減先快后慢，但是在98 μs時刻，二次破片開始撞擊高強聚乙烯芯層，由于該芯層強度較大，二次破片速度衰減加快。隨后，在110 μs時刻，二次破片在高強聚乙烯芯層的作用下，速度降為0 m/s，并有一個較小的反向回彈速度。隨后不久，中心破片趕上二次破片，對二次破片進行加速。3)下面板中心點的速度首先是在98 μs二次破片撞擊下芯層時產(chǎn)生的沖擊致使下面板中心點速度產(chǎn)生了一個峰值，隨后速度開始下降，直到120 μs時刻附近，中心預(yù)制破片追上二次破片，沖擊再一次傳到下面板，導(dǎo)致下面板速度產(chǎn)生了第2個峰值。約144 μs時刻，上面板中心點在預(yù)制破片和下芯層的擠壓下被侵蝕，該時刻之后上面板中心點不受外力作用，保持勻速運動。隨后，在阻尼作用下，破片和下面板中心點的速度開始不斷下降，直到最后減小為0 m/s.

圖11 數(shù)值仿真速度響應(yīng)時程曲線Fig.11 Simulated speed-time curves

圖12為復(fù)合結(jié)構(gòu)的加速度響應(yīng)時程曲線，從中可以注意到在74～77 μs內(nèi)，破片和上面板中心點的加速度達到了一個峰值，之后便很快減小。這是因為上面板中心點在預(yù)制破片的沖擊下從靜止狀態(tài)開始迅速加速，同時破片由于受到上面板的阻礙，使得二者加速度均開始下降。另外，在121～124 μs內(nèi)，破片和上面板中心點的加速度達到了另一個峰值，之后也迅速減小，這是由于之前破片撞擊了上面板中心后二者被沖塞形成了二次破片，之后一起撞擊下芯層，二次破片的剩余速度比較高，而下芯層為高強聚乙烯層合板，該芯層具有良好的抗局部沖擊性能，能夠?qū)Χ纹破a(chǎn)生較大的阻力，因此在下芯層的作用下破片和上面板中心點的加速度迅速減小。在其他時間段內(nèi)破片和上面板中心點的加速度基本處于平穩(wěn)狀態(tài)。下面板中心點的速度響應(yīng)時程曲線雖然也具有兩個明顯的峰值，但是其加速度遠小于破片和上面板中心點的加速度，因此在加速度響應(yīng)時程曲線中，下面板中心點的加速度一直處于平穩(wěn)狀態(tài)。

圖12 數(shù)值仿真加速度響應(yīng)時程曲線Fig.12 Simulated acceleration-time curves

2.4 各部件吸能分析

高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的能量吸收特性，可以通過面板和各芯層的拉伸、彎曲變形耗散聯(lián)合作用能量。圖13給出了聯(lián)合作用載荷下，復(fù)合結(jié)構(gòu)各部件在塑性變形過程中能量耗散時間歷程曲線。在結(jié)構(gòu)響應(yīng)的初始階段，上面板首先獲得較大速度并開始變形，變形過程中壓縮位于上芯層的泡沫鋁，導(dǎo)致上面板和泡沫鋁芯層的塑性耗散能幾乎于同一時刻快速增加。但此時處于下芯層的高強聚乙烯和下面板的塑性變形耗散能很小。

下芯層和下面板的塑性耗散能也幾乎于同一時刻開始增加，但值得注意的是，下芯層和下面板塑性耗散能開始增加的時刻與上芯層塑性耗散能開始增加的時刻存在一個明顯的時間差。這表明泡沫鋁芯層并未將所受的沖擊載荷迅速傳到下芯層，而是通過自身的壓縮和侵蝕吸收了一部分聯(lián)合作用載荷的能量。而相比之下，下芯層的高強聚乙烯迅速將受到的沖擊載荷傳遞給了下面板，引起下面板塑性耗散能開始同步增加。這主要是因為鋼制面板與高強聚乙烯阻抗較為匹配，而與泡沫鋁阻抗不匹配。另外，高強聚乙烯芯層在初始階段塑性耗散能增加的速度明顯快于下面板，但隨后塑性耗散能基本保持不變。下面板的塑性耗散能則以一個較低的速度不斷增加，最終與高強聚乙烯芯層的塑性耗散能基本相當。

對比各部件的最終塑性耗散能，可以發(fā)現(xiàn)，距離起爆點最近的上面板塑性耗散能最多，泡沫鋁芯層其次。而位于下芯層的高強聚乙烯和下面板，塑性耗散能僅約為上面板和泡沫鋁芯層的一半。高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)總體塑性耗散能主要由上面板和上芯層貢獻，約占總吸能的73.5%.

2.5 面板厚度配比對結(jié)構(gòu)塑性變形的影響

在等質(zhì)量的情況下，為研究面板配比對結(jié)構(gòu)塑性變形的影響，在1.1節(jié)的幾何數(shù)值之上，額外設(shè)計兩種工況進行對比，工況的具體結(jié)構(gòu)參數(shù)及下面板塑性變形數(shù)值仿真結(jié)果如表1所示。載荷條件保持不變。

表1 夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)參數(shù)與仿真結(jié)果Tab.1 Parameters simulated results ofcomposite sandwich panels

工況1～工況3上面板失效容貌如圖14所示。由圖14可以看出，工況2邊緣部分破片未穿透上面板，只形成了一些彈坑，而其余兩個工況所有破片均穿透上面板。這是因為工況2上面板厚度較大，抗侵徹能力較強，導(dǎo)致邊緣部分破片無法穿透上面板。

圖14 上面板失效容貌Fig.14 Deformation/failure modes of the front face-sheet

工況1～工況3橫截面失效容貌如圖15所示。由圖15可以看出：工況2的上面板較厚，在破片群沖擊作用下的整體彎曲變形較大，同時上面板對泡沫鋁芯層中心區(qū)域的壓縮和破壞也較為嚴重；工況3上面板較薄，上面板抗侵徹能力較弱，被沖塞過程較短，在被沖塞的過程中產(chǎn)生的整體彎曲變形也較小，對泡沫鋁芯層的壓縮也較小，這導(dǎo)致上面板和上芯層吸能較小，破片群在到達高強聚乙烯芯層時的剩余速度較大，于是可以看到工況3中高強聚乙烯芯層的破壞也明顯更為嚴重。另外，3個工況中下面板均未破損，且隨著厚度的增加，下面板的變形也更為均勻，這是由于隨著厚度增加，下面板對沖擊載荷的抵抗能力也有所提高。

圖15 橫截面板失效容貌Fig.15 Deformation/failure modes of the cross section

從下面板塑性變形來看，上、下面板等厚的工況1中下面板變形最小。結(jié)合速度和加速度響應(yīng)，可知破片撞擊下芯層高強聚乙烯時會將沖擊傳遞給下面板。當下面板較薄時，對沖擊載荷抵抗能力較弱，在沖擊載荷作用下，下面板中心點速度響應(yīng)會突然增大。這會導(dǎo)致下面板塑性變形更為局部，中心點形成一個“尖點”，故此時下面板的最大塑性變形會較大，為31.95 mm.而當下面板較厚時，對沖擊載荷的抵抗能力有所提高，但是此時上面板厚度較薄，對破片速度的衰減能力減弱，導(dǎo)致破片群撞擊高強聚乙烯芯層時的剩余速度較高，沖擊載荷較大。下面板的變形雖然相對均勻，最大塑性變形有所減小，但相比于上、下面板等厚的情況仍然稍大，為26.85 mm.而當上、下面板等厚時，破片經(jīng)過上面板和泡沫鋁芯層的衰減，上面板的厚度足以較好地衰減破片的速度，同時下面板的厚度也足以較好地抵抗沖擊載荷，所以下面板的最大塑性變形最小，為26.15 mm.

3 結(jié)論

本文采用有限元分析LS-DYNA軟件對沖擊波和破片群聯(lián)合作用下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的毀傷響應(yīng)開展了數(shù)值仿真研究。通過與實驗結(jié)果對比，驗證了本文所建立的數(shù)值模型的正確性和可靠性。從毀傷響應(yīng)過程、特征點速度與加速度響應(yīng)以及能量吸收特性等角度，對沖擊波和破片群聯(lián)合作用下高強聚乙烯/泡沫鋁夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)毀傷響應(yīng)過程進行了分析和討論，得出以下主要結(jié)論：

1) 沖擊波和破片群聯(lián)合作用下夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)過程可劃分為3個階段：爆轟波與沖擊波的產(chǎn)生和傳播階段；沖擊波與預(yù)制破片耦合作用階段；夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)與聯(lián)合作用載荷耦合作用階段。

2) 加速度時程曲線表明，破片和上面板中心點加速度均存在兩個明顯的峰值，分別是由于破片撞擊強度較大的上面板和高強聚乙烯芯層所引起。由于高強聚乙烯芯層相對剛度較大，與鋼質(zhì)面板阻抗匹配性較好，當受到二次破片和中心預(yù)制破片撞擊時，沖擊載荷會被直接傳遞給下面板，致使下面板中心點產(chǎn)生了兩個速度峰值。

3) 各部件塑性耗散能特征表明，上面板和泡沫鋁在復(fù)合結(jié)構(gòu)總體塑性耗散功中占主導(dǎo)。泡沫鋁芯層的存在能夠?qū)碜陨厦姘搴推破臎_擊進行隔離。上面板會將受到的沖擊載荷迅速傳遞給位于上芯層的泡沫鋁，而泡沫鋁芯層通過自身的壓縮變形和侵蝕吸收了沖擊載荷的能量，并且可以避免將沖擊載荷直接傳遞給下芯層。

4) 等質(zhì)量條件下，上下面板等厚的配置在上面板破片速度衰減能力減弱不大的情況下，下面板具有足夠強的抗彎能力，使得下面板塑性變形最小，具有最優(yōu)的抗毀傷性能。