王曦浩, 夏志成, 孔新立, 趙躍堂, 龔自明

(中國人民解放軍理工大學(xué) 國防工程學(xué)院， 南京 210007)

鋼板夾泡沫鋁組合板抗接觸爆炸性能研究

王曦浩, 夏志成, 孔新立, 趙躍堂, 龔自明

(中國人民解放軍理工大學(xué) 國防工程學(xué)院， 南京 210007)

鑒于泡沫鋁材料優(yōu)異的吸能特性和三明治型組合構(gòu)件在強(qiáng)度、剛度上的優(yōu)勢，針對分層結(jié)構(gòu)為鋼板-泡沫鋁芯層-鋼板的100 mm厚抗爆組合板進(jìn)行了裝藥量為1.0 kg TNT的接觸爆炸試驗(yàn)，考察了組合板在接觸爆炸條件下的變形及破壞情況，并對組合板的變形破壞過程進(jìn)行了理論分析和數(shù)值模擬。研究表明，組合板承受接觸爆炸荷載時(shí)，主要通過局部壓縮變形和整體彎曲變形吸收耗散能量，上下面板與芯層間易發(fā)生剝離現(xiàn)象。鋼板相同時(shí)適當(dāng)增大泡沫鋁芯層厚度，泡沫鋁芯層相同時(shí)增加鋼板厚度，均可減小組合板承受接觸爆炸沖擊荷載時(shí)產(chǎn)生的變形破壞，提高其抗爆性能。

接觸爆炸； 泡沫鋁； 組合板； 變形破壞； 試驗(yàn)研究； 理論分析； 數(shù)值模擬

泡沫鋁材料被壓縮屈服時(shí)存在較長的塑性平臺，具備良好的吸能特性[1-5]。承受爆炸沖擊荷載時(shí)，泡沫鋁能夠起到很好的減震耗能作用，逐漸被引入到防爆抗爆領(lǐng)域。泡沫鋁與金屬面板形成的三明治型組合構(gòu)件，在繼承泡沫鋁材料良好吸能特性的基礎(chǔ)上，具有強(qiáng)度高、剛度大的優(yōu)勢，更適用于防爆抗爆。

近幾年，對于面板為金屬，芯層為泡沫鋁的抗爆構(gòu)件，國內(nèi)外學(xué)者通過研究取得了一些有益的成果。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(rèn)為這種構(gòu)件在承受爆炸沖擊荷載時(shí)能夠結(jié)合面板和芯層材料的優(yōu)點(diǎn)，發(fā)揮兩種材料的協(xié)同作用。Zhu等[8-10]對圓弧形泡沫金屬組合板的抗爆性能作了試驗(yàn)研究。其中，Jing等[10]針對接觸爆炸情形，分析了圓弧形泡沫金屬組合板的變形破壞特征。Zhu等[11-12]對三明治型組合板承受爆炸沖擊荷載時(shí)的響應(yīng)作了理論分析，將整個(gè)變形過程分為三個(gè)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。目前針對鋼板夾泡沫鋁組合板的研究，特別是接觸爆炸條件下抗爆性能的研究，仍然不完善。國內(nèi)對該種組合板抗接觸爆炸性能的研究幾乎空白，僅有一些簡單的數(shù)值模擬。國外僅有針對類似組合板的少量爆炸試驗(yàn)，缺少相應(yīng)的理論分析及數(shù)值模擬。

因此，夏志成等[13]在對分層結(jié)構(gòu)為鋼板-泡沫鋁芯層-鋼板的抗爆組合板進(jìn)行抗非接觸爆炸性能研究后，開展了進(jìn)一步的研究，對該組合板進(jìn)行了TNT裝藥接觸爆炸試驗(yàn)，并對該組合板在接觸爆炸沖擊荷載下的動(dòng)力響應(yīng)進(jìn)行了理論分析和數(shù)值模擬，為這種組合板在防爆抗爆領(lǐng)域的實(shí)際應(yīng)用提供一定的參考依據(jù)。

1 爆炸試驗(yàn)

1.1 構(gòu)件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)鋼板夾泡沫鋁組合板長1 200 mm，寬445 mm，由厚度為90 mm的泡沫鋁芯層和厚度為4.5 mm的上下兩層鋼板組成。面板與芯層間采用環(huán)氧樹脂與固化劑1∶1混合物黏結(jié)，兩端采用M20螺栓連接，如圖1所示，組合板橫截面圖如圖2所示。鋼板與泡沫鋁的材料參數(shù)如表1所示。

圖1 組合板簡圖

(a)(b)

圖2 組合板橫截面圖

Fig.2 Cross section of the sandwich panel

表1 組合板材料參數(shù)

1.2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)施

試驗(yàn)布置如圖3所示。用上下角鋼將組合板固定在距離為1 000 mm的支座上，防止組合板出現(xiàn)大幅振動(dòng)或較大的水平位移。將1.0 kg TNT裝藥放置于組合板上表面中心處引爆。

圖3 試驗(yàn)布置圖

1.3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

1.0 kg TNT裝藥接觸爆炸后，鋼板夾泡沫鋁組合板發(fā)生了較大程度的變形破壞，如圖4、圖5所示。組合板上表面產(chǎn)生近似圓形破口，直徑約為18 cm。芯層泡沫鋁發(fā)生破碎，組合板中心處泡沫鋁破碎現(xiàn)象最為嚴(yán)重，凹陷深度約為5 cm。除了局部破壞以外，組合板在爆炸中同時(shí)產(chǎn)生了約22 cm的整體彎曲變形，下層面板雖然出現(xiàn)了較大的塑性變形，但未出現(xiàn)破口，組合板未發(fā)生貫穿破壞。

(a)整體圖(b)局部圖

圖4 組合板迎爆面變形破壞圖

圖5 組合板背爆面變形破壞圖

Fig.5 Deformation and failure of the back surface

由此可見，鋼板夾泡沫鋁組合板承受接觸爆炸荷載時(shí)，響應(yīng)主要為局部破壞和整體彎曲變形。在爆炸過程中，組合板中央位置承受局部接觸爆炸沖擊荷載，導(dǎo)致上層面板產(chǎn)生破口。泡沫鋁被壓實(shí)出現(xiàn)破碎，芯層與上下面板間發(fā)生剝離，組合板整體抗彎剛度大幅下降，進(jìn)而出現(xiàn)較大的整體彎曲變形。

2 理論分析

為簡化分析，將組合板構(gòu)件視為理想剛塑性模型，將TNT裝藥爆炸視為瞬時(shí)爆轟。由于爆熱對構(gòu)件產(chǎn)生的影響與荷載對構(gòu)件產(chǎn)生的作用相比要小的多，因此忽略爆熱影響。

以沖量的形式分析接觸爆炸荷載，鑒于接觸爆炸的特點(diǎn)，在裝藥半徑以外區(qū)域，沖量對結(jié)構(gòu)的作用急劇減小，如圖6、圖7所示。近似取沖量作用區(qū)半徑為TNT裝藥半徑。

圖6 組合板TNT裝藥設(shè)置圖

圖7 組合板接觸爆炸荷載示意圖

建立鋼板夾泡沫鋁組合板理論分析模型，如圖8所示。將組合板在接觸爆炸荷載作用下的響應(yīng)分為局部變形破壞和整體變形。w0為組合板整體彎曲變形量，Δc為組合板上表面中心處局部變形破壞最大凹陷深度。

圖8 組合板理論分析模型

2.1 組合板局部變形

接觸爆炸第一階段：接觸爆炸荷載作用于組合板上表面。沖量I作用于上層面板沖量作用區(qū)，上層面板獲得動(dòng)能W1。

(1)

式中:mT為上層面板沖量作用區(qū)鋼板質(zhì)量;rT為TNT裝藥半徑，即沖量作用區(qū)半徑;t為鋼板厚度;ρf為鋼板材料密度。

接觸爆炸第二階段：泡沫鋁芯層被壓縮，組合板中心處產(chǎn)生凹陷。在此階段末端，組合板整體獲得動(dòng)能W2。根據(jù)沖量和能量計(jì)算公式

(2)

式中:A為組合板上表面積;ρc為泡沫鋁材料密度;c為泡沫鋁芯層厚度。

組合板上層面板和泡沫鋁芯層局部變形破壞吸收的能量Ep即為爆炸第二階段末端組合板獲得的動(dòng)能W2與第一階段組合板獲得的動(dòng)能W1之差

Ep=W1-W2

(3)

2.1.1 上層面板局部沖塞破壞

組合板上層面板在中心接觸爆炸局部荷載作用下，在r=rT處產(chǎn)生圓形塑性鉸鏈，出現(xiàn)環(huán)狀撕裂，在r≤rT區(qū)域即沖量作用區(qū)發(fā)生圓盤沖塞，如圖9所示。

圖9 上層面板局部破壞分析圖

2.1.2 泡沫鋁芯層局部壓縮變形

建立泡沫鋁局部壓縮變形理論分析模型，組合板上表面中心處凹陷近似輪廓面是以TNT裝藥中心A為球心的球面，如圖10所示。h為裝藥中心高。

圖10 泡沫鋁芯層局部變形破壞理論分析模型

以組合板上表面中心點(diǎn)為原點(diǎn)O建立坐標(biāo)系，組合板長度、寬度和高度方向分別為x、y和z軸，積分得泡沫鋁芯層被壓縮所消耗的能量Epc

(4)

式中，σcy為泡沫鋁材料屈服強(qiáng)度。

2.2 組合板整體變形

接觸爆炸第三階段：下層面板開始變形。組合板整體彎曲變形消耗能量Up。

Up=4Mpw0/L

(5)

由于組合板在爆炸過程中，芯層與上下面板間發(fā)生剝離，彎矩Mp為

Mp=bt2σfy/2

(6)

式中:w0為組合板整體彎曲變形量;L為組合板的長度;b為組合板的寬度;σfy為鋼板材料屈服強(qiáng)度。

爆炸第二階段末端組合板獲得的動(dòng)能W2最后全部轉(zhuǎn)化為整體彎曲變形消耗的能量Up。即

Up=W2

(7)

根據(jù)式(2)、式(5)、式(6)和式(7)得

(8)

由式(8)可知，泡沫鋁芯層相同時(shí)，組合板的整體彎曲變形主要由上下面板厚度控制。

局部變形破壞與整體彎曲變形耗能比

(9)

由式(9)化簡后可得

(10)

根據(jù)式(10)，局部變形消耗的能量大于整體變形消耗的能量，在組合板消耗的全部能量中占大部分。

3 數(shù)值模擬

運(yùn)用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，采用cm-g-μs單位制，建立1/4計(jì)算模型，如圖11所示。在組合板端部設(shè)支座，上表面中央處設(shè)置TNT裝藥。建立空氣層覆蓋整個(gè)構(gòu)件。在對稱分界面上施加相應(yīng)方向的位移約束，在空氣層外表面上添加無反射邊界條件。計(jì)算時(shí)間為260 μs。

圖11 1/4模型網(wǎng)格劃分圖

所用材料：炸藥、空氣、鋼、泡沫鋁。炸藥采用HIGH EXPLOSIVE BURN材料模型，JWL狀態(tài)方程；空氣采用NULL材料模型，LINEAR_ POLYNOMIAL狀態(tài)方程；鋼采用JOHNSON_COOK材料模型，GRUNEISEN狀態(tài)方程；泡沫鋁采用CRUSHABLE_FOAM材料模型。鋼、泡沫鋁采用Lagrange算法，炸藥和空氣采用ALE算法。炸藥與空氣間通過共節(jié)點(diǎn)的方式傳遞能量。炸藥、空氣與組合板間采用流固耦合算法模擬爆炸對組合板產(chǎn)生的作用。

3.1 初始條件組

保證構(gòu)件尺寸、材料參數(shù)、TNT裝藥量等條件與實(shí)際試驗(yàn)一致，對100 mm厚泡沫鋁組合板進(jìn)行接觸爆炸數(shù)值模擬。輸出組合板t=10 μs、t=60 μs、t=110 μs、t=160 μs、t=210 μs和t=260 μs六個(gè)時(shí)刻組合板的變形破壞圖，如圖12所示。

當(dāng)t=10 μs時(shí)，裝藥爆炸開始對組合板產(chǎn)生作用。當(dāng)t=60 μs時(shí)，泡沫鋁開始被壓縮。當(dāng)t=160 μs時(shí)，組合板上表面沖量作用區(qū)出現(xiàn)破口，形成環(huán)狀撕裂，隨后破口逐漸增大。最終上層面板形成破口長18 cm。模擬結(jié)果與試驗(yàn)及理論分析基本吻合。

3.2 裝藥量變化組

其他條件不變，改變TNT裝藥量為0.5 kg、1.5 kg和2.0 kg進(jìn)行模擬，輸出t=260 μs時(shí)刻組合板的變形破壞圖，如圖13所示。

(a)t=10μs(b)t=60μs

(c)t=110μs(d)t=160μs

(e)t=210μs(f)t=260μs

圖12 初始對照組組合板變形破壞圖

(c)1.5kgTNT(d)2.0kgTNT

圖13 裝藥量變化時(shí)組合板變形破壞圖

Fig.13 Displacement and failure of the panel blasted with different charge weights

在泡沫鋁芯層上表面中心處取節(jié)點(diǎn)1，泡沫鋁芯層下表面中心處取節(jié)點(diǎn)2。t=260 μs時(shí)刻節(jié)點(diǎn)2處位移(泡沫鋁下表面中心處最大位移)與組合板下層面板最大位移相等，即為組合板整體彎曲變形量。t=260 μs時(shí)刻節(jié)點(diǎn)1處位移與節(jié)點(diǎn)2處位移的差值即為泡沫鋁芯層的最大局部壓縮變形凹陷深度。

輸出TNT裝藥量為0.5 kg、1.0 kg、1.5 kg、2.0 kg時(shí)組合板在t=260 μs時(shí)刻的各項(xiàng)變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖14、圖15所示。

圖14 裝藥量變化時(shí)組合板變形破壞量曲線圖

圖15 裝藥量變化時(shí)組合板內(nèi)能值曲線圖

TNT裝藥量越大，組合板上表面產(chǎn)生破口越大，泡沫鋁芯層局部凹陷越深，組合板整體彎曲變形越大。四種裝藥量條件下，下層面板始終未出現(xiàn)破口，組合板未發(fā)生貫穿破壞。泡沫鋁芯層耗散能量始終大于上下面板。

3.3 構(gòu)件尺寸變化組

3.3.1 改變泡沫鋁芯層厚度

其他條件不變，改變芯層厚度為4.0 cm、6.0 cm、12.0 cm和14.0 cm進(jìn)行模擬，輸出t=260 μs時(shí)刻組合板的變形破壞圖，如圖16所示。輸出t=260 μs時(shí)刻組合板的各項(xiàng)變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖17、圖18所示。

(a)泡沫鋁厚4.0cm(b)泡沫鋁厚6.0cm

(c)泡沫鋁厚12.0cm(d)泡沫鋁厚14.0cm

圖16 泡沫鋁芯層厚度變化時(shí)組合板變形破壞圖

Fig.16 Deformation and failure of the panels with different foam core thicknesseses

圖17 泡沫鋁芯層厚度變化時(shí)組合板變形破壞量曲線圖

圖18 泡沫鋁芯層厚度變化時(shí)組合板內(nèi)能值曲線圖

泡沫鋁芯層厚度較小時(shí)，泡沫鋁芯層局部被壓實(shí)，芯層緩沖吸能作用有限，導(dǎo)致組合板出現(xiàn)較大的整體彎曲變形。隨泡沫鋁芯層厚度增加，芯層局部壓縮變形增大，芯層耗能量增加，芯層與上下面板耗能比增大，組合板整體彎曲變形減小。當(dāng)泡沫鋁芯層厚度增大到12.0 cm以上時(shí)，芯層局部凹陷不再明顯增大，耗能量基本不再增加，耗能比趨于定值。組合板整體變形不再顯著減小。上表面破口隨泡沫鋁芯層厚度增大，變化不明顯。泡沫鋁芯層耗散能量始終大于上下面板。

3.3.2 改變鋼板厚度

其他條件不變，改變鋼板厚度為0.15 cm、0.30 cm、0.60 cm和0.90 cm進(jìn)行模擬，輸出t=260 μs時(shí)刻組合板的變形破壞圖，如圖19所示。輸出t=260 μs時(shí)刻組合板的各項(xiàng)變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖20、圖21所示。

隨鋼板厚度增加，組合板上表面破口減小。鋼板厚度增加到0.9 cm時(shí)，組合板上表面破口長度減小到0。泡沫鋁芯層局部凹陷深度減小，芯層耗能量減小，但仍大于上下面板。組合板整體彎曲變形隨鋼板厚度增加而減小。

4 結(jié) 論

(1) 鋼板夾泡沫鋁組合板承受接觸爆炸沖擊荷載

(a)鋼板厚0.15cm(b)鋼板厚0.30cm

(c)鋼板厚0.60cm(d)鋼板厚0.90cm

圖19 鋼板厚度變化時(shí)組合板變形破壞圖時(shí)，上下面板與芯層間易發(fā)生剝離現(xiàn)象，響應(yīng)方式主要為局部變形破壞和整體彎曲變形。

Fig.19 Displacement and failure of the panels with different facesheet thicknesses

圖20 鋼板厚度變化時(shí)組合板變形破壞量曲線圖

圖21 鋼板厚度變化時(shí)組合板內(nèi)能值曲線圖

(2) 組合板在爆炸中能夠有效地通過上層面板、泡沫鋁芯層的局部變形破壞和組合板整體彎曲變形吸收耗散能量，保證組合板不發(fā)生貫穿破壞。

(3) 泡沫鋁芯層與上下面板發(fā)生剝離后，整體彎曲變形主要由上下面板厚度控制，隨鋼板厚度增加，組合板整體彎曲變形減小。

(4) 與整體彎曲變形相比，局部變形破壞是鋼板夾泡沫鋁組合板耗散接觸爆炸能量的主要途徑。

(5) 與上下面板相比，泡沫鋁芯層在鋼板夾泡沫鋁組合板耗散接觸爆炸能量過程中發(fā)揮主要作用。

(6) 隨裝藥量增加，接觸爆炸沖擊荷載增大，組合板變形破壞趨于嚴(yán)重。面板厚度不變時(shí)適當(dāng)增加芯層厚度厚度，泡沫鋁芯層厚度不變時(shí)增加面板厚度，均可減小組合板變形破壞的程度，增強(qiáng)組合板的抗爆性能。

[1] 何頂頂，黃躍平，韓曉林.泡沫鋁芯體沖擊力學(xué)性能試驗(yàn)研究[J].工程與試驗(yàn)，2008,3(9):33-35.

HE Dingding, HUANG Yueping, HAN Xiaolin. Mechanical analysis of foamed aluminum in chocking experiment[J]. Engineering and Experiment, 2008, 3(9):33-35.

[2] 曾斐.泡沫鋁緩沖吸能特性研究[D].合肥：中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)，2002.

[3] 劉歡.泡沫鋁材料的吸能與防爆特性研究[D].沈陽：東北大學(xué)，2014.

[4] ASHBY M F, EVANS A, FLECK N A, et al. Metal foams: a design guide[M]. Stoneham: Butterworth Heineman, 2000.

[5] WU C Q, HUANG L, OEHLERS D J. Blast testing of aluminum foam-protected reinforced concrete slabs[J]. Journal of Performance of Constructed Facilities, 2011, 25(5): 464-474.

[6] KUMAR P, STARGEL D S, SHUKLA A. Effect of plate curvature on blast response of carbon composite panels[J]. Composite Structures,2013,99(5):19-30.

[7] KUMAR P, LEBLANC J, STARGEL D S, et al. Effect of plate curvature on blast response of aluminum panels[J]. International Journal of Impact Engineering, 2012,46:74-85.

[8] ZHU F, ZHAO L M, LU G X, et al. Deformation and failure of blast-loaded metallic sandwich panels-experimental investigations[J]. International Journal of Impact Engineering,2008,35(8):937-951.

[9] WANG Z H, JING L, NING J G, et al. The structural response of clamped sandwich beams subjected to impact loading[J]. Composite Structures, 2011,93(4):1300-1308.

[10] JING L, WANG Z H, SHIM V P W, et al. An experimental study of the dynamic response of cylindrical sandwich shells with metallic foam cores subjected to blast loading[J]. International Journal of Impact Engineering,2014,71(6):60-72.

[11] ZHU F, WANG Z H, LU G X, et al. Analytical investigation and optimal design of sandwich panels subjected to shock loading[J]. Materials Design, 2009,30(1):91-100.

[12] ZHU F, WANG Z H, LU G X, et al. Some theoretical considerations on the dynamic response of sandwich structures under impulsive loading[J]. International Journal of Impact Engineering,2010, 37(6): 625-637.

[13] 夏志成，王曦浩，趙躍堂，等.鋼板夾泡沫鋁組合板抗爆性能研究[J].振動(dòng)與沖擊，2017,36(2):117-122.

XIA Zhicheng, WANG Xihao, ZHAO Yuetang, et al. Anti-blast performance of aluminum foam-core sandwich panels[J].Journal of Vibration and Shock,2017,36(2):117-122.

Anti-contact blast performance of steel-aluminum foam-steel sandwich panels

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

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

Aluminum foam processes an excellent performance of energy absorption. Sandwich panels have advantages of strength and rigidity. A contact blast test with TNT of 1.0 kg was conducted for a 100 mm thickness steel-aluminum foam-steel sandwich panel. The deformation and failure of the panel under contact blast loading conditions were investigated. The process of deformation and failure was analyzed theoretically and simulated numerically. The results showed that the sandwich panel absorbs energy mainly through local compression deformation and overall bending one; the upper and lower face sheets may be detached from the aluminum foam core; to reduce the deformation of the sandwich panel, to increase the thicknesses of foam core or face sheets is an effective way to improve the anti-blast performance of the sandwich panel.

contact blast; aluminum foam; sandwich panel; deformation and failure; experimental investigation; theoretical analysis; numerical simulation

國家自然科學(xué)基金(51478469)

2015-12-07 修改稿收到日期：2016-04-21

王曦浩 男，碩士生，1990年1月生

夏志成 男，博士，教授，1961年9月生

TU352.1+3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.13.013