夏志成, 王曦浩, 趙躍堂, 龔華棟, 孔新立

(中國人民解放軍理工大學 國防工程學院，南京 210007)

鋼板夾泡沫鋁組合板抗爆性能研究

夏志成, 王曦浩, 趙躍堂, 龔華棟, 孔新立

(中國人民解放軍理工大學 國防工程學院，南京 210007)

鑒于泡沫鋁材料優(yōu)異的吸能特性和夾層結構在強度、剛度上的優(yōu)勢，提出了分層結構為鋼板-泡沫鋁芯層-鋼板的抗爆組合板。對厚度為10 cm、7 cm和5 cm的組合板進行了5組不同裝藥量的爆炸試驗，考察了各板在不同裝藥量爆炸條件下的變形及破壞情況，并對變形破壞過程進行了理論分析。研究表明：組合板承受爆炸沖擊荷載時，通過局部壓縮變形和整體彎曲變形吸收能量。鋼板相同時，適當增大泡沫鋁芯層厚度，增強面板與芯層間連接，可提高該組合板的抗爆性能，防止組合板發(fā)生剝離，減小其承受爆炸沖擊荷載時產生的變形。

爆炸沖擊；泡沫鋁；組合板；變形破壞；試驗研究；理論分析

泡沫鋁材料被壓縮屈服時存在較長的塑性平臺，如圖1所示，具備良好的吸能特性[1-5]。承受爆炸沖擊荷載時，泡沫鋁材料表現(xiàn)出良好的減震消波性能，逐漸被引入到防爆抗爆結構，成為土木工程領域新的研究熱點。泡沫鋁與金屬面板形成的三明治結構，在繼承泡沫鋁材料自身良好吸能特性的基礎上，具有強度高、剛度大的優(yōu)勢，更適用于結構防爆抗爆。

圖1 泡沫鋁單軸應力應變曲線Fig.1 Stress-strain of aluminum foam in uniaxial compression

KUMAR等[6-7]研究了爆炸荷載作用下金屬面板在三明治型組合板中起到的作用，認為這種結構在承受爆炸沖擊荷載時能夠結合面板和芯層材料的優(yōu)點，發(fā)揮兩種材料的協(xié)同作用。JING等[8-10]對圓弧形泡沫金屬組合板的抗爆性能作了試驗研究，分析了承受爆炸荷載時這種組合板的變形破壞特征。ZHU等[11-12]對組合板承受爆炸沖擊荷載時的響應作了理論分析，將整個變形過程被分為三個階段：爆炸沖擊波作用于上層面板；芯層被壓縮；下層面板發(fā)生變形。

在國內外學者研究的基礎上，本文提出了分層結構為鋼板-泡沫鋁芯層-鋼板的抗爆組合板。這種形式的組合板用于制作防爆構件，缺少爆炸試驗研究，相應的理論分析也不完善，因此本文針對這種組合板進行了試驗研究和理論分析，對其承受爆炸沖擊荷載時的變形特征及破壞形式進行了研究，為這種組合板的實際應用提供一定的參考依據。

1 爆炸試驗

1.1 組合板基本情況

本文所研究的組合板長120 cm，寬44.5 cm，由泡沫鋁芯層和厚度為0.45 cm的上下兩層鋼板組成。組合板兩端采用M20螺栓連接芯層與面板。組合板簡圖如圖2所示。

圖2 組合板簡圖Fig.2 Schematic diagram of the sandwich panels

通過改變泡沫鋁芯層厚度9 cm、6 cm、4 cm得到三種不同規(guī)格的組合板。為進一步增強組合板的整體性，面板與芯層之間采用環(huán)氧樹脂與固化劑1∶1混合物黏結。三塊組合板總厚度分別為10 cm、7 cm、5 cm，分別編號為A-1、A-2、A-3。組合板橫截面如圖3所示。鋼板與泡沫鋁的材料參數如表1所示。

圖3 組合板橫截面圖Fig.3 Cross section of the sandwich panels

材料密度/(kg·m-3)彈性模量/MPa屈服強度/MPa剪切強度/MPaQ235B鋼7．85×1032．10×105285泡沫鋁0．40×1033801．961．1

1.2 試驗設計與實施

試驗前在現(xiàn)場挖掘一個淺坑，在淺坑內設置支座。將組合板A-1、A-2、A-3并列放置于支座上，長度方向兩邊簡支。組合板上層面板與地面齊平。在組合板周圍用土封閉嚴實，以避免爆炸沖擊波進入到組合板下部空腔，對組合板產生作用，如圖4所示。

圖4 組合板布置平面圖Fig.4 Placement of the foam core panels

TNT裝藥吊起高度為150 cm。試驗中由小到大改變裝藥量，模擬不同爆炸荷載對組合板產生的破壞效應。共進行裝藥量為0.5 kg TNT、1.0 kg TNT、2.0 kg TNT、5.0 kg TNT、10.0 kg TNT的5組爆炸試驗。組合板爆炸試驗現(xiàn)場布置如圖5所示。

圖5 爆炸試驗現(xiàn)場布置圖Fig.5 Placement of the explosion experiments

壓力傳感器布置在組合板上表面中心位置，應變片粘貼于組合板下表面中心位置，如圖6所示。采用動態(tài)測試系統(tǒng)采集數據。

圖6 量測系統(tǒng)布置圖Fig.6 Placement of the measuring system

1.3 試驗結果與分析

第一組、第二組試驗：即裝藥量為0.5 kg TNT、1.0 kg TNT時，變形情況如圖7、圖8所示。A-1、A-2和A-3三塊組合板表面平整，肉眼無法觀察到變形，測得上層面板位移十分微小，可忽略不計。

圖7 0.5 kg TNT爆炸后組合板變形圖Fig.7 Deformation styles of sandwich panels after 0.5 kg TNT explosion

圖8 1.0 kg TNT爆炸后組合板變形圖Fig.8 Deformation styles of sandwich panels after 1.0 kg TNT explosion

第三組試驗：即裝藥量為2.0 kg TNT時，變形情況如圖9所示。組合板A-1和A-2表面平整，基本沒有變形；組合板A-3產生較小可見變形，測得上層面板位移為0.5 cm。

圖9 2.0 kg TNT爆炸后組合板變形圖Fig.9 Deformation styles of sandwich panels after 2.0 kg TNT explosion

第四組試驗：即裝藥量為5.0 kg TNT時，變形情況如圖10所示。A-1、A-2和A-3三塊組合板均產生了可見變形?？梢悦黠@觀察到各板變形量存在差異，測得組合板A-1、A-2、A-3上層面板位移分別為0.7 cm、0.84 cm、0.9 cm。

第五組試驗：即裝藥量為10 kg TNT時，變形情況如圖11所示。A-1、A-2和A-3三塊組合板兩端均產生了轉動，產生了較大的可見變形，測得測得組合板A-1、A-2、A-3上層面板位移分別為3.6 cm、3.9 cm、4.0 cm。

圖10 5.0 kg TNT爆炸后組合板變形圖Fig.10 Deformation styles of sandwich panels after 5.0 kg TNT explosion

圖11 10.0 kg TNT爆炸后組合板變形圖Fig.11 Deformation styles of sandwich panels after 10.0 kg TNT explosion

爆炸試驗結束后，將組合板取出，進一步研究其破壞形態(tài)和特點。其變形破壞情況如圖12、圖13、圖14所示。A-1、A-2和A-3三塊組合板泡沫鋁芯層均發(fā)生剪切破壞，支座與跨中位置產生裂縫，裂縫沿組合板高度方向貫通。隨著泡沫鋁芯層厚度減小，芯層產生的裂縫數量增加，泡沫鋁斷裂破碎趨于嚴重。在面板與泡沫鋁芯層間可以明顯觀察到縫隙，組合板在爆炸過程中發(fā)生剝離。

圖13 7 cm厚泡沫鋁組合板A-2破壞圖Fig.13 Failure of 7 cm-thick panel A-2

圖14 5 cm厚泡沫鋁組合板A-3破壞圖Fig.14 Failure of 5 cm-thick panel A-3

量測組合板下層面板最大位移，A-1、A-2、A-3分別為2.9 cm、3.3 cm、3.4 cm。分析組合板的變形失效模式，將組合板產生的變形分為局部壓縮和整體彎曲兩部分，如圖15所示。圖中Δc為局部壓縮變形量，w0為整體彎曲變形量。x方向為組合板長度方向。整體彎曲變形量即為下層面板最大位移。局部壓縮變形量即為第五組實驗10 kg TNT爆炸試驗結束后測得的上層面板最大位移與下層面板最大位移之差。組合板殘余變形量如表2所示，三塊組合板均產生了較大的彎曲變形，其中，組合板A-1與其他兩塊相比略小。 隨著泡沫鋁芯層厚度減小，上層面板最大位移和下層面板最大位移小幅增大，局部壓縮變形量反而呈遞減趨勢。

圖15 泡沫鋁組合板變形模式圖Fig.15 Deflection style of foam core panels

組合板上層面板最大位移/cm局部壓縮變形量/cm下層面板最大位移/cmA-13．60．72．9A-23．90．63．3A-34．00．63．4

通過壓力傳感器量測到的組合板上表面處沖擊波超壓如圖16所示。隨著TNT裝藥量增大，組合板受到的爆炸沖擊壓力迅速增加。將量測得到的數據與具有較高權威性、可靠性的Conwep公式[13]計算結果對比，發(fā)現(xiàn)量測得到的數據總體符合爆炸沖擊波傳播規(guī)律。

圖16 沖擊波超壓測量值Fig.16 Measured overpressures

通過應變片(貼于組合板下表面)量測到的應變峰值如圖17所示。當裝藥量為0.5 kg和1.0 kg TNT時，組合板下表面測得的應變均小于1 000 με，組合板處于彈性階段，未產生塑性殘余變形。隨著TNT裝藥量增大，應變峰值逐漸增大，試驗過程中只量測到了前四組爆炸的數據，第五組試驗10.0 kg TNT裝藥爆炸時，組合板產生應變過大，導致應變片損壞，未量測到應變數據。

圖17 應變峰值量測結果Fig.17 Measured maximum strains

2 理論分析

2.1 局部壓縮變形

爆炸第一階段：爆炸沖擊波作用到組合板上。沖量I作用在上層面板上，上層面板獲得速度v1，動能W1。根據沖量和能量計算公式得：

(1)

(2)

式中，A為組合板的上表面積，ρf為面板材料的密度，t為面板厚度。

爆炸第二階段：泡沫鋁芯層被壓縮。在此階段末端，組合板整體獲得相同的速度v2，動能W2。根據沖量和能量計算公式得：

(3)

(4)

式中，ρc為泡沫鋁芯層的密度，c為芯層的厚度。

泡沫鋁芯層被壓縮吸收的能量Ep即為爆炸第二階段末端組合板獲得的動能W2與第一階段組合板獲得的動能W1之差：

Ep=W1-W2

(5)

由式(2)、(4)得泡沫鋁芯層吸能比：

(6)

式中，μ為芯層與面板的質量比：

(7)

根據圖15建立理論分析模型，式(8)為組合板局部壓縮變形量與x的函數關系。

(8)

進而得到泡沫鋁芯層被壓縮所消耗的能量Ep：

(9)

式中，σcy為泡沫鋁芯層屈服強度，b為組合板寬度。

由式(2)、(4)、(5)、(9)算得局部壓縮變形量Δc：

(10)

由式(6)、(7)、(10)可知，面板相同時，隨著泡沫鋁芯層厚度增加，泡沫鋁芯層吸收能量百分比增大，導致泡沫鋁芯層局部壓縮變形量Δc反而略微增大。

2.2 整體彎曲變形

爆炸第三階段：下層面板開始變形。計算整體彎曲變形消耗能量Up。圖18為組合板整體彎曲耗能計算示意圖。

圖18 組合板整體彎曲示意圖
Fig.18 Schematic diagram of overall bending

(11)

Mp=bt(t+c)σfy

(12)

(13)

式中，θ為組合板整體彎曲變形角度，Mp為組合板板所受彎矩，σfy為面板材料的屈服強度。

爆炸第二階段末端組合板獲得的動能W2最后全部轉化為整體彎曲變形消耗能量Up。即：

Up=W2

(14)

由式(4)、(13)、(14)得：

(15)

由式(15)求得組合板整體彎曲變形量w0。

(16)

同時考慮局部壓縮變形和整體彎曲變形，由式(10)、(16)得上層面板的最大位移w：

(17)

2.3 剝離情況分析

若泡沫鋁芯層與下層面板未發(fā)生剝離，根據式(16)，各組合板與組合板A-1的整體彎曲變形量之比：

(18)

式中，wA-1為組合板A-1的整體彎曲變形量，組合板A-1泡沫鋁芯層厚度cA-1為9 cm，組合板A-1、A-2、A-3面板厚度t均為0.45 cm，ρf為7.85 g/cm2,ρc為0.4 g/cm2。

若不考慮泡沫鋁芯層和面板的膠層連接，組合板受到爆炸沖擊荷載時，面板與芯層立即發(fā)生剝離，兩者分別發(fā)揮作用。計算整體彎曲變形時，不考慮泡沫鋁芯層影響。

(19)

(20)

根據式(16)、(20)，泡沫鋁芯層與下層面板完全剝離與未剝離兩種情況下組合板整體彎曲變形量之比：

(21)

根據式(20)，在完全剝離情況下，各組合板與組合板A-1的整體彎曲變形量之比：

(22)

圖19 各組合板與100 mm厚組合板整體彎曲變形量比值圖Fig.19 Deflection ratios of foam core panels and predictions

圖19為各組合板與組合板A-1整體彎曲變形量比值圖，如果在試驗中組合板未發(fā)生剝離，當組合板厚度為5 cm和7 cm時，其整體彎曲變形量應該分別比10 cm厚組合板A-1大73%和28%。鋼板相同，隨著泡沫鋁芯層厚度增加，組合板整體彎曲變形量將大幅減小。而根據表2中試驗所測得的數據，各組合板與組合板A-1的整體彎曲變形量之比十分接近于曲線1，可知在爆炸試驗中，由于膠層強度不足，泡沫鋁芯層與面板間迅速發(fā)生剝離。組合板各層的協(xié)同作用難以較好發(fā)揮。

3 結 論

(1)組合板在承受爆炸荷載時，鋼質面板發(fā)生彎曲變形。泡沫鋁芯層被壓縮，產生裂縫，出現(xiàn)破壞。組合板通過局部壓縮變形和整體彎曲變形兩方面共同發(fā)揮吸能作用。

(2)鋼面板相同時，隨著泡沫鋁芯層厚度增大，上下面板最大位移減小，整體彎曲變形量減小，局部壓縮變形量略微增大。增大泡沫鋁芯層的厚度有助于提高泡沫鋁組合板的抗爆性能。

(3)對于這種三明治型組合板，面板與芯層間連接不牢固易導致剝離，將大幅增大組合板的變形，影響其抗爆性能。

(4)進一步增強鋼板夾泡沫鋁組合板的抗爆性能，應適當增加泡沫鋁芯層厚度，同時增強面板與芯層的連接，遏制組合板層間水平滑移，如增大膠層黏結強度，增加螺栓數量，使用帶肋鋼板等。

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Anti-blast performance of aluminum foam-core sandwich panels

XIA Zhicheng, WANG Xihao, ZHAO Yuetang, GONG Huadong, KONG Xinli

(College of Defense Engineering, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

Aluminum foam core sandwich panels used as the blast resistant process excellent performance of energy absorption and also have advantages in strength and rigidity. Five different doses of explosives were applied to test the sandwich panels with the thickness of 10 cm, 7 cm and 5 cm. For each panel, the deformation and failure under different explosive loading conditions were investigated. The process of deformation and failure were analyzed. The results show that aluminum foam core sandwich panels with the same thickness of steel plate consume energy mainly by local compression deformation and overall bending. To improve the anti-blast performance of sandwich panels, it is effective to increase the thickness of the foam core or strengthen the connection between the foam core and face sheets. The deformation of the sandwich panels will be smaller under explosive impact and it can also prevent the face sheets being detached from the foam core.

explosive impact; aluminum foam; sandwich panel; deformation and failure; experimental investigation; theoretical analysis

國家自然科學基金項目(51478469)

2015-10-23 修改稿收到日期：2016-01-08

夏志成 男，博士，教授，1961年9月生

王曦浩 男，碩士生，1990年10月生

TU352.1+3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.02.019