張豪，常白雪，趙凱，鄭志軍，虞吉林

（中國科學技術(shù)大學 近代力學系, 中國科學院材料力學行為和設(shè)計重點實驗室, 安徽， 合肥 230026）

夾芯板結(jié)構(gòu)能夠通過芯層塑性大變形有效地衰減爆炸/沖擊載荷[1?2]，已成功應用于航空航天、高速列車、汽車等領(lǐng)域的多種抗爆炸/抗沖擊結(jié)構(gòu)設(shè)計.近年來，許多文獻報道了對多種芯層夾芯板結(jié)構(gòu)的抗爆響應研究. 在泡沫鋁夾芯板方面，張培文等[3]運用數(shù)值計算分析了泡沫鋁夾芯板在爆炸載荷下的變形與吸能規(guī)律，并探討了面板與芯層厚度參數(shù)的影響規(guī)律，變形模式的模擬結(jié)果與爆炸載荷作用下泡沫鋁夾芯板的實驗結(jié)果[4]一致，并且泡沫鋁夾芯圓筒的抗爆響應[5]與夾芯板也有類似的規(guī)律. 在蜂窩夾芯板方面，其具有較大的比剛度、比強度，顯示出優(yōu)良的吸能與載荷衰減能力，在爆炸吸能方面表現(xiàn)出優(yōu)異的性能，作為抗爆芯層時一般有六角蜂窩[6?7]、四角蜂窩結(jié)構(gòu)[2]等結(jié)構(gòu). 近年來，學者們基于六角蜂窩結(jié)構(gòu)提出了多種新型蜂窩結(jié)構(gòu)，如多層級六角蜂窩[8]、圓管填充六角蜂窩[9]，結(jié)果表明在特定的載荷強度下，其背板變形比傳統(tǒng)蜂窩板更小. 有些文獻研究了不同芯層對夾芯板抗爆性能的影響，如XUE 等[1]對比了以四棱錐點陣結(jié)構(gòu)、方形蜂窩和折板等作為芯層的夾芯板的抗爆能力，并對各結(jié)構(gòu)進行了近似優(yōu)化設(shè)計，發(fā)現(xiàn)蜂窩結(jié)構(gòu)具有良好的面外壓縮性能，在爆炸吸能方面具有優(yōu)異的性能. 在結(jié)構(gòu)參數(shù)影響方面，影響夾芯板抗爆性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)主要有芯層的構(gòu)型、相對密度與兩層面板的厚度. 顯然更厚的面板與更高的芯層密度[3,10]可以提高夾芯板的抗爆性能，但相關(guān)研究沒有排除結(jié)構(gòu)質(zhì)量增加導致的影響. 上述研究中芯層結(jié)構(gòu)都為面內(nèi)連續(xù)結(jié)構(gòu)，有研究者提出了非連續(xù)蜂窩結(jié)構(gòu)用于抗爆芯層的方案. 例如，THEOBALD 等[11]通過實驗與數(shù)值模擬分析了方管芯層犧牲層的抗爆性能，但未對背板變形行為進行分析. PALANIVELU 等[12]提出了圓管用于抗爆芯層的設(shè)計，但未對圓管芯層的具體抗爆性能進行研究. 李金柱等[13]和黃晗等[14]分別通過實驗和模擬研究了圓管和仿生圓管的軸向壓縮與吸能特性.

在抗爆板研究中，夾芯板芯層的結(jié)構(gòu)與組成方式的多樣性與載荷的復雜性會對其抗爆機理的理解與分析造成困難. 已有的研究對比了芯層構(gòu)型對抗爆性能的影響[1,15]，但未能揭示芯層力學性能差異對抗爆性能的影響機理. 關(guān)于夾芯板抗爆機理已有較完善的定性認識[2,16]，但文獻中沒有給出特征量來定量闡述抗爆機理.

本文研究了3 種芯層構(gòu)型的單層蜂窩型結(jié)構(gòu)夾芯板的抗爆性能. 應用ABAQUS/Explicit 有限元軟件，對比了3 種構(gòu)型蜂窩芯層的準靜態(tài)壓縮性能及其對應夾芯板在相同爆炸載荷作用下的抗爆性能，分析了吸能量與背板撓度的特征，并結(jié)合結(jié)構(gòu)參數(shù)影響深入分析了夾芯板的抗爆機理.

1 有限元模型

1.1 幾何模型與計算方法

如圖1 所示為單層蜂窩夾芯板的整體模型，其邊長為L=1 m，總厚度為H=H1+H2+H3，其中H1為迎爆面板厚度，H2為芯層厚度，H3為背板厚度. 芯層胞壁在靠近面板附近存在小倒角，胞壁均勻部分的壁厚記為h；TNT 炸藥中心與夾芯板迎爆面板中心距離（爆距）記為z. 本研究設(shè)計了3 種芯層結(jié)構(gòu)夾芯板，芯層的面內(nèi)幾何結(jié)構(gòu)形狀如圖2 所示，其中上方為整體圖，下方為每種結(jié)構(gòu)的局部單胞結(jié)構(gòu)圖. 第一種是在圓孔各邊交點處含小圓孔的多層級圓孔蜂窩(CH)，如圖2(a)，其相對密度為

圖1 夾芯板整體結(jié)構(gòu)與炸藥布置示意圖Fig. 1 Sketch of sandwich panel structure and explosive arrangement

式中：aC為大圓孔特征邊長；d為小圓孔直徑；h為胞壁最薄處的壁厚. 第二種為正六邊形蜂窩倒角的芯層構(gòu)型(HH)，如圖2(b)，其相對密度為

式中：aH為六角蜂窩特征邊長；h為胞壁的壁厚. 第3種為六角排列（緊密排列）圓管構(gòu)型(HC)，如圖2(c)，其相對密度為

圖2 3 種蜂窩芯層及其單胞結(jié)構(gòu)的俯視圖Fig. 2 Top view of three kinds of honeycomb cores and their unit cells

式中D為圓管的外徑.

考慮到所研究問題中幾何結(jié)構(gòu)與載荷的對稱性，在有限元模擬中建立了1/4 模型來縮短計算時間，外部兩側(cè)邊界采用固支約束，其余兩側(cè)邊界單元設(shè)定為對稱約束，如圖3 所示. 模型采用六面體網(wǎng)格劃分，單元類型為減縮積分的八節(jié)點實體單元C3D8R，經(jīng)網(wǎng)格收斂性分析，單元邊長取為2 mm. 芯層蜂窩與上下板采用*TIE 約束進行連接，模擬焊接一體模型.本研究中考慮炸藥在空氣中起爆，可以使用ABAQUS/Explicit 內(nèi)置的Conwep 爆炸模型模擬TNT 球形炸藥的爆炸，計算中只需給出炸藥的當量與爆炸距離即可計算爆炸的壓強. 本文中炸藥當量為9.5 kg，爆炸距離為164.7 mm，設(shè)定起爆時刻為0.

圖3 蜂窩夾芯板的1/4 對稱有限元模型Fig. 3 Quarter symmetry finite element model of a honeycomb sandwich panel

研究芯層構(gòu)型的準靜態(tài)壓縮有助于理解其結(jié)構(gòu)的變形響應特征和壓潰性能. 考察芯層構(gòu)型的準靜態(tài)軸向壓縮性能時，使用對應的單胞結(jié)構(gòu)提升計算效率[15]. 以六角蜂窩構(gòu)型為例，圖4(a)給出了其單胞結(jié)構(gòu)的計算模型，高度H2，壓縮時加載端使用剛性面勻速加載，速度為v，支撐端剛性面靜止，對單胞施加周期性邊界條件約束來消除結(jié)構(gòu)邊界的影響，即約束A與A′面位移同步，B與B′面位移同步，如圖4(b).單胞結(jié)構(gòu)有限元計算模型均采用六面體實體網(wǎng)格劃分，單元類型選擇C3D8R，單元邊長約2 mm. 所有計算中可能的接觸設(shè)定為通用接觸，摩擦因數(shù)為0.2[17].

圖4 芯層蜂窩結(jié)構(gòu)的準靜態(tài)軸向壓縮示意圖Fig. 4 Schematic diagram of honeycomb core under quasi-static axial compression

1.2 材料屬性

表1 603 鋼Johnson-Cook 強化模型參數(shù)[18]Tab. 1 Parameters of Johnson–Cook hardening model for 603 steel[18]

式中：D1～D5為模型材料參數(shù)，應力三軸度η=σm/σeq，其中σm為靜水壓，σeq為Von Mises 等效應力，具體參數(shù)值見表2.

表2 603 鋼Johnson–Cook 損傷模型參數(shù)[18]Tab. 2 Parameters of Johnson–Cook damage model for 603 steel[18]

2 結(jié)果與討論

2.1 芯層結(jié)構(gòu)的準靜態(tài)壓縮性能

首先比較了3 種芯層結(jié)構(gòu)的準靜態(tài)軸向壓縮性能. 計算中，芯層厚度H2=100 mm、胞元壁厚h=3 mm，相對密度ρ0=0.125. 剛性板恒定加載速率V= 5 m/s，此時支撐端與加載端的載荷基本上相等[19]，進而得到了名義應力–應變曲線，如圖5，其中名義應力為σ=F/A，名義應變ε=?H/H2，F(xiàn)為加載端反力，A為單胞加載面最小外接矩形初始面積，?H為壓縮位移. 由圖可見，3 種結(jié)構(gòu)的初始壓潰應力基本相同. 圓孔蜂窩具有最高的平臺段載荷，且平臺段具有線性上升的階段. 而圓管構(gòu)型在出現(xiàn)壓潰后產(chǎn)生應力降且具有最低的平臺段應力，相比于圓孔蜂窩平臺應力低50%，但壓實應變更大. 六邊形蜂窩則處于其他兩種構(gòu)型之間，平臺段較平穩(wěn). 圖6 對比了幾種構(gòu)型的變形模式，其中名義應變?yōu)?.4. 可以看到，圓孔蜂窩由于質(zhì)量更集中于圓孔連接處，不易產(chǎn)生屈曲，需要更大的應力才能產(chǎn)生塑性變形，這會提高結(jié)構(gòu)整體的承載能力. 相比圓孔蜂窩，六邊形蜂窩胞壁連接處材料更少，因此平臺應力更低. 六角排列圓管構(gòu)型的管與管之間沒有連接只存在相互接觸，結(jié)構(gòu)的抗壓強度相對較小，更容易出現(xiàn)塑性屈曲.

圖5 芯層單胞結(jié)構(gòu)準靜態(tài)軸向壓縮名義應力-應變曲線Fig. 5 Nominal stress-strain curves of unit cell structures under quasi-static axial compression

圖6 壓縮載荷下名義應變ε 為0.4 時3 種單胞結(jié)構(gòu)的變形模式Fig. 6 Deformation modes of three unit cell structures under axial compression with a nominal strain of ε = 0.4

2.2 3 種芯層結(jié)構(gòu)夾芯板的抗爆性能

計算了TNT 當量為9.5 kg 時的夾芯結(jié)構(gòu)抗爆響應. 首先考慮了面密度ρ=202 kg/m2的圓管夾芯板，總厚度H=130 mm，其中迎爆面板厚H1=8 mm，芯層厚H2=116 mm，背板厚H3=6 mm，胞元圓管直徑D=106 mm，壁厚h=3 mm，此時芯層相對密度為0.1. 圖7(a)給出了六角排列圓管夾芯板在爆炸載荷作用下的面板和背板中心點的位移歷史與芯層中心壓縮歷史曲線，其中芯層壓縮歷史曲線由面板和背板中心點的位移之差得出. 可以看到，芯層壓縮的響應時間較短，當芯層中心壓實后背板經(jīng)過了?t的時間才達到最大變形. 面板達到最大速度后速度開始衰減，背板開始變形后，到teq= 0.4 ms 時刻面板與背板達到相同速度，如圖7(b). 結(jié)合響應過程圖8 可以直觀地看出，在爆炸載荷作用下迎爆面板中心區(qū)域先發(fā)生變形，隨著作用力傳遞芯層開始發(fā)生壓縮變形，芯層達到最大壓縮量后夾芯板開始整體變形，最終局部變形集中于中心圓形區(qū)域.

圖7 夾芯板面、背板中心點撓度與芯層中心壓縮歷史曲線，以及面、背板中心點速度歷史曲線Fig. 7 Curves of the deflection history of the front and back plate center points and the compression history of the core layer center and the velocity history of the front and back plate center points

圖8 爆炸載荷作用下夾芯板的響應過程Fig. 8 Response process of sandwich panels under blast loading

在相同爆炸載荷、同面密度與芯層相對密度條件下，計算了六邊形蜂窩與圓孔蜂窩夾芯板的抗爆響應并進行了對比，其中胞元邊長分別為aC=48 mm和aH=51 mm，小圓孔直徑d=16.4 mm，壁厚h=3 mm.觀察圖9 可知，六角排列圓管夾芯板中心區(qū)域壓縮量最大，局部變形最顯著，而圓孔蜂窩板中心區(qū)域壓縮量最小，六邊形蜂窩板處于兩者之間. 圓孔蜂窩板的背板變形最大，背板最大撓度為129.0 mm，芯層壓縮量最小，只有36.3 mm. 這說明圓孔蜂窩芯層在抗爆中發(fā)揮的作用較小. 六角排列圓管夾芯板背板撓度最小，為109.3 mm，且芯層壓縮比例最大，達到了44%. 六角蜂窩板的表現(xiàn)介于兩者之間，背板最大撓度為117.6 mm，如圖10 所示. 因此，在一定芯層密度范圍內(nèi)，準靜態(tài)壓縮強度更小的芯層其對應夾芯板的抗爆能力更好.

圖9 爆炸載荷作用下夾芯板的變形模式Fig. 9 Deformation patterns of sandwich panels under blast loading

圖10 夾芯板背板中心點撓度與芯層壓縮量Fig. 10 Deflection of back plate center points and core layer compression deformation of sandwich panels

從圖11 可以看到，圓孔蜂窩夾芯板背板的最大速度相對最大，達到292.7 m/s，而六角排列圓管夾芯板背板中心的最大速度相對最小，僅有249.0 m/s. 這是因為同芯層相對密度時六角排列圓管芯層動態(tài)壓潰強度最小，在爆炸載荷作用下芯層對背板產(chǎn)生的作用力也最小. 在之后的整體彎曲變形前期階段，3 種夾芯板的背板速度減小速率基本一致，說明該階段芯層結(jié)構(gòu)對板的整體變形影響較小，但當速度降為0 前圓管夾芯板的振蕩最小，這是因為其抗彎剛度更低.

圖11 夾芯板背板中心點的速度歷史曲線Fig. 11 Curves of the back plate center points velocity history of sandwich panels

在上述3 種芯層結(jié)構(gòu)中六角排列圓管在抗爆方面的性能最優(yōu)，而準靜態(tài)壓縮性能更優(yōu)的其他兩類芯層結(jié)構(gòu)其對應夾芯板的抗爆性能卻較弱. 因此，單純從芯層結(jié)構(gòu)的準靜態(tài)壓縮性能出發(fā)并不能有效地判斷夾芯板結(jié)構(gòu)抗爆性能的優(yōu)劣.

圖12 對比了3 種芯層結(jié)構(gòu)夾芯板各部件與總的吸能量. 可以看到，圓孔蜂窩夾芯板的總吸能量最大，達到389.0 kJ，且芯層吸能量最大，而六角排列圓管夾芯板的總吸能為366.5 kJ，六邊形蜂窩板的吸能量最少，為355.0 kJ. 相比六邊形蜂窩板，六角排列圓管夾芯板的吸能量更大，但背板變形更小，因此吸能量與背板變形無直接相關(guān)性. 所以，在抗爆炸性能分析中，背板的變形量（或吸能量）越小說明夾芯板的抗爆性能越好，而夾芯板的總吸能量并不能直接反映夾芯板抗爆能力的優(yōu)劣性，其不能作為衡量抗爆性能的指標. 由于爆炸載荷對夾芯板是沖量作用，夾芯板所需耗散的能量與夾芯板的響應過程直接相關(guān)，通過合理設(shè)計夾芯板結(jié)構(gòu)可以獲得更優(yōu)的抗爆炸性能，具體的抗爆機理分析見下節(jié).

圖12 3 種蜂窩夾芯板的每個部件吸能量Fig. 12 Energy absorption of each component of honeycomb sandwich panels

2.3 參數(shù)影響與抗爆機理分析

由上面的計算結(jié)果可以看出，面板用于分散直接施加在其上的爆炸載荷p(t)，主要承擔抗拉伸和傳遞應力的作用，如圖13 所示. 面板局部抗彎剛度很小，芯層給面板提供一個支撐力載荷σc，并通過塑性壓潰吸收面板的動能. 同時，芯層會將應力傳遞給夾芯板背板，在芯層壓潰階段其大小約為芯層的初始壓潰應力σ0. 結(jié)合抗爆過程分析表明，從吸能量大小無法直接判斷夾芯板的抗爆能力，應從結(jié)構(gòu)參數(shù)對夾芯板的變形與載荷傳遞的影響進一步分析抗爆性能與機理.

圖13 作用于夾芯板迎爆面板、背板與芯層上的載荷Fig. 13 Loads on front plate, back plate and core of sandwich panel

2.3.1 同面密度結(jié)構(gòu)參數(shù)影響

同面密度下，考慮到圓管夾芯板為最優(yōu)抗爆結(jié)構(gòu)，以該結(jié)構(gòu)為例進一步分析蜂窩夾芯板抗爆機理.壁厚不變時，影響六角排列圓管夾芯板抗爆性能的結(jié)構(gòu)參數(shù)有迎爆面板厚度H1、背板厚度H3、芯層厚度H2及胞元孔徑D（與芯層相對密度ρc直接相關(guān)）.計算TNT 當量為9.5 kg 時，相同面密度ρ=202 kg/m2下六角排列圓管夾芯板不同芯層厚度的抗爆性能，面板厚H1=8 mm 和H3=6 mm，提取背板最大撓度如圖14. 從圖14(a)中可見, 隨著芯層厚度增加, 背板最大變形減小且芯層壓縮量逐漸增加，這是因為H2增加時胞元的孔徑D增大，即芯層相對密度減小其壓潰強度與平臺應力減小，芯層壓縮階段對背板的作用力減小，因此孔徑D增大后背板中心最大速度減小，如圖14(b). 由于夾芯板厚度增加，其整體彎曲階段抗彎剛度增強，所以夾芯板整體變形減小.

圖14 不同芯層厚度與圓管孔徑時背板中心的最大變形與芯層壓縮量及背板中心最大速度Fig. 14 Maximum deflection of back plate and core layer compression deformation and maximum velocity of the back plate center points with different core layer thickness and tube diameter

由于爆炸載荷直接作用于迎爆面板，需要研究迎爆面板厚度影響. 保持面密度不變，固定夾芯板總厚度H=130 mm，背板H3=6 mm，因此H1增加時圓管外徑D會隨之增大，計算得到背板的最大撓度如圖15所示. 增加面板厚度H1，背板變形總體隨之增加. 當H1<8 mm 時面板出現(xiàn)局部破裂增加了面板吸能，所以變形量明顯減小，破壞形貌如圖16 所示. 當H1>8 mm時面板未出現(xiàn)破裂但變形逐漸增加，這是由于更薄的迎爆面板局部變形更大，吸能量增加，從而背板吸能量減少.背板厚度直接影響其本身變形，考慮到抗爆板實際使用條件，背板厚度最小值設(shè)定為H3=4 mm. 從圖17 可以看到隨著背板厚度增加，背板最大撓度總體呈現(xiàn)更小的趨勢，需要注意的是，H3=8 mm 時胞元孔徑D=128 mm，孔徑較大造成面板中心出現(xiàn)局部破裂，導致背板變形明顯減小. 考慮到迎爆板的局部破壞對背板最大變形影響很大，且破裂情況缺乏可比性，所以本文不討論面板的破裂.

圖15 迎爆面板厚度與圓管孔徑對背板最大變形的影響Fig. 15 Influence of the front plate thickness and the tube diameter on the maximum deflection of back plate

圖16 層厚為H1 = 6 mm, H2 = 118 mm, H3 = 6 mm 時夾芯板的變形與局部破壞形貌圖Fig. 16 Deformation and local rupture diagram of sandwich panel with H1 = 6 mm, H2 = 118 mm, H3 = 6 mmm

圖17 背板厚度與圓管孔徑對背板最大變形的影響Fig. 17 Influence of the back plate thickness and the tube diameter on the maximum deflection of back plate

2.3.2 壁厚與直徑的影響

若只減小壁厚h，芯層質(zhì)量隨之減小，壓縮強度與剛度降低. 表3 給出了相同爆炸載荷作用下，不同圓管壁厚夾芯板的最大撓度，管壁越厚背板的最大撓度越小，表明增加壁厚可以提升夾芯板的抗爆性能. 圖18 對比了背板中心速度歷史，可以看到，在較小壁厚h=1.5 mm 與h=2.0 mm 時，背板加速存在明顯的兩個階段. 首先是隨著時間的增加，背板中心速度增加較緩慢，緊接著出現(xiàn)快速增長的一個階段，達到最大值后速度開始減小. 這是因為在壓縮初始階段芯層中心區(qū)域作用在背板上應力的幅值約為芯層的平臺應力，當芯層中心區(qū)域出現(xiàn)壓實后，面板作用在芯層上的載荷未經(jīng)衰減直接傳遞到背板，且傳遞的應力明顯大于芯層的平臺應力，而當壁厚h≥2.5 mm時速度只有一個均勻增長的階段，此時在爆炸作用下芯層沒有達到壓實應變，芯層對背板的作用處于平臺應力水平. 從圖18(b)可見，在0.3 ms 之前，壁厚越厚背板速度越大，這是因為胞壁越厚芯層相對密度越大，壓潰載荷越高，對背板的作用力σ0越大，并且爆炸載荷強度衰減到σ0所需的時間越短，所以更快進入背板速度衰減的整體變形階段； 而在0.4 ms之后，壁厚越厚背板速度越小，這是由于芯層密度越大其抵抗整體變形的抗彎剛度也越大.

圖18 不同圓管壁厚時夾芯板的背板中心速度歷史曲線（D=53 mm）Fig. 18 Curves of back plate center points velocity history with different tube wall thicknesses (D=53 mm)

表3 不同圓管壁厚夾芯板的背板最大撓度Tab. 3 Back plate maximum deflection with different tube wall thicknesses

計算壁厚h=1.5 mm 時兩種圓孔直徑下六角排列圓管夾芯板的抗爆響應. 從圖19(a)同樣可以看到，D=106 mm 時在爆炸載荷下背板中心點速度先以一個較低的加速度增長，到某一時刻加速度突增大到很大的值，速度迅速增加，t1時刻到達最大值390 m/s后開始減小，背板最大撓度118.8 mm. 而當D=58 mm時背板中點以一個恒定加速度到達最大速度256 m/s，t2時刻后開始減速，背板最大撓度163.1 mm. 從圖19(b)的變形圖可以看出，在速度緩慢增加階段，芯層未壓實，芯層完全壓實后，芯層施加于背板的作用力會出現(xiàn)載荷強化，使背板速度快速增加，而D=58 mm 情況下芯層不出現(xiàn)壓實，傳遞的作用力一直在初始壓潰載荷附近. 以上結(jié)果表明，芯層的抗壓縮強度是影響夾芯板抗爆能力的重要參數(shù)，當設(shè)計抗爆夾芯板時需要根據(jù)爆炸載荷強度選擇芯層的強度，使芯層在抗爆過程中產(chǎn)生較大壓縮量且不出現(xiàn)應力增強.

圖19 兩種直徑下圓管夾芯板背板中心點速度歷史曲線與變形圖Fig. 19 Curves of back plate center points velocity history and deformation diagram of the sandwich panel with two tube diameters

3 結(jié) 論

對比了圓孔蜂窩、六邊形蜂窩與六角排列圓管等3 種芯層結(jié)構(gòu)蜂窩夾芯板的準靜態(tài)壓縮與動態(tài)抗爆性能，結(jié)果表明：

①在準靜態(tài)軸向壓縮下，圓孔蜂窩的抗壓縮性能最強即初始壓潰與平臺應力最高，而六角排列圓管的抗壓縮能力最弱，六邊形蜂窩芯層處于兩者之間，這是因為陣列圓管單管間只有相互接觸無直接連接.

②背板最大變形量作為主要抗爆指標時，吸能量不能直接作為判斷夾芯板抗變形能力的判據(jù). 在抗爆過程中，芯層結(jié)構(gòu)未產(chǎn)生壓實，當芯層面密度以及各層厚度均分別相同時，芯層結(jié)構(gòu)壓縮強度越小則夾芯板抗爆性能越好，即六角排列圓管夾芯板的抗爆性能最好，這是由于爆炸載荷下圓管芯層壓縮時對背板的作用力最小，導致背板中心的撓度最小.

③芯層厚度越大，面板厚度較小，背板厚度較薄時背板變形更小. 圓管壁厚越厚，背板的變形越小，從載荷傳遞與芯層變形角度分析了夾芯板的抗爆機理，提取背板中心點速度這一特征量，該特征量定量揭示了夾芯板結(jié)構(gòu)之間的作用力傳遞與變形規(guī)律，背板由于芯層傳遞的作用力產(chǎn)生變形，芯層強度越高時背板初始速度增加越快，而芯層強度太小則會由于壓實而出現(xiàn)載荷增強，設(shè)計抗爆夾芯板時需要根據(jù)爆炸載荷強度選擇芯層的強度，以上認識為進一步優(yōu)化夾芯板的抗爆性能提供了基礎(chǔ).