李勇， 程遠(yuǎn)勝， 張攀， 劉均

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

空中爆炸載荷下梯度波紋夾層板抗爆性能仿真研究

李勇， 程遠(yuǎn)勝， 張攀， 劉均

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

通過(guò)有限元軟件Autodyn模擬了梯度波紋夾層板在空中爆炸載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，分析了芯層排列順序?qū)ζ漤憫?yīng)模式和抗爆性能的影響；在此基礎(chǔ)上，選擇抗爆性能最優(yōu)的芯層組合填充聚氯乙烯泡沫，研究了填充方式對(duì)其抗爆性能的影響；分析了夾層結(jié)構(gòu)的吸能特性。結(jié)果表明：芯層壁板厚度從迎爆面到背爆面逐漸減小的組合具有最優(yōu)的抗爆性能，且只在第一層填充泡沫的梯度波紋夾層板的下面板變形最小；從迎爆面到背爆面單層填充時(shí)，聚氯乙烯泡沫的吸能不斷下降；隨著填充層數(shù)增加，下面板變形以及聚氯乙烯泡沫和下面板的吸能逐漸增大。

爆炸力學(xué)； 梯度波紋夾層板； 空中爆炸； 抗爆性能； 填充方式； Autodyn軟件

0 引言

夾層結(jié)構(gòu)的芯層具有很強(qiáng)的可設(shè)計(jì)性，因此有學(xué)者在普通芯層中引入了“梯度”這一概念，以便進(jìn)一步提升夾層結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能，由此發(fā)展出一種新型夾層——“梯度夾層結(jié)構(gòu)”，這種夾層結(jié)構(gòu)比傳統(tǒng)夾層更能發(fā)揮芯層材料的吸能特性[1]。

Gardner等[2]采用激波管裝置研究了梯度泡沫夾芯梁在沖擊波作用下的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為，實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明梯度泡沫芯層層數(shù)的增加會(huì)減小層間阻抗的不匹配，并提高結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。Zhang等[3]數(shù)值分析了固支梯度泡沫鋁夾芯梁在沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。吳鶴翔等[4]研究了不同密度梯度對(duì)等質(zhì)量的二維圓環(huán)蜂窩材料在沖擊載荷作用下吸能特性的影響，當(dāng)相對(duì)密度由沖擊端遞減到固定端且高速?zèng)_擊下，蜂窩材料的吸能率隨梯度系數(shù)增大而增加。Liu等[5]利用LS-DYNA軟件分析了梯度泡沫鋁夾芯圓柱殼在爆炸載荷下的動(dòng)力響應(yīng)，計(jì)算結(jié)果表明，梯度夾芯圓柱殼的抗爆性能優(yōu)于非梯度夾芯圓柱殼，其中最佳的芯層排列順序從內(nèi)到外為相對(duì)密度依次遞減，并且減小梯度夾層結(jié)構(gòu)內(nèi)面板厚度能夠提高其抗爆性能。隨后，Liu等[6]研究了梯度夾芯方板的抗沖擊性能，芯層完美連接的梯度結(jié)構(gòu)抗沖擊性能明顯優(yōu)于非梯度結(jié)構(gòu)，而芯層自由接觸的梯度結(jié)構(gòu)不能提升結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。Li等[7-8]利用LS-DYNA軟件分析了內(nèi)爆載荷作用下梯度泡沫夾芯球殼和梯度圓管芯層夾芯圓柱殼的抗爆性能，研究發(fā)現(xiàn)，梯度球殼的泡沫芯層被逐漸壓縮，芯層相對(duì)密度從內(nèi)到外逐漸遞減的組合具有最佳的抗爆性能；對(duì)于梯度夾芯圓柱殼，存在類似的結(jié)論，并且通過(guò)面板速度響應(yīng)定義了兩種針對(duì)梯度夾芯圓柱殼的典型響應(yīng)模式；進(jìn)一步研究了梯度蜂窩夾層板在空中爆炸(簡(jiǎn)稱空爆)載荷下的響應(yīng)特性，發(fā)現(xiàn)采用梯度蜂窩芯層能夠有效提高結(jié)構(gòu)的能量耗散能力和緩解傳遞至邊界的沖擊載荷[9]。

波紋夾層結(jié)構(gòu)具有良好的縱向彎曲剛度和剪切強(qiáng)度等特點(diǎn)[10]，是一種潛在應(yīng)用于水面艦船結(jié)構(gòu)的新型結(jié)構(gòu)形式。美國(guó)海軍在其公布的小型高速艇技術(shù)發(fā)展規(guī)劃中，從多方面(結(jié)構(gòu)強(qiáng)度、剛度、振動(dòng)、防火、制造成本等)闡述了波紋夾層結(jié)構(gòu)所具有的優(yōu)勢(shì)[11]。這種結(jié)構(gòu)在空中爆炸載荷下的響應(yīng)也受到了國(guó)內(nèi)外大量研究學(xué)者的關(guān)注[12-14]。有效地掌握波紋夾層結(jié)構(gòu)在爆炸載荷下的響應(yīng)特性，可為提升水面艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)的抗爆性能提供技術(shù)支撐。因此，開(kāi)展空中爆炸載荷下梯度波紋夾層板響應(yīng)特性研究具有重要意義。本文采用有限元軟件Autodyn模擬了梯度波紋夾層板在空中爆炸(簡(jiǎn)稱空爆)載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，仔細(xì)分析了芯層排列對(duì)芯層壓縮過(guò)程和抗爆性能的影響，在此基礎(chǔ)上，選擇抗爆性能最優(yōu)的芯層組合填充聚氯乙烯(PVC)泡沫，研究了填充方式對(duì)其抗爆性能的影響，最后討論了夾層結(jié)構(gòu)的吸能特性。

1 有限元計(jì)算模型

1.1 計(jì)算模型

梯度波紋夾層板由上面板、下面板以及3層波紋芯層組成，計(jì)算模型如圖1所示。面板和芯層均由304不銹鋼制成。所謂“梯度”是指3層波紋芯層采用不同的壁板厚度。本文中波紋芯層有3種壁板厚度，分別為1 mm、2 mm和3 mm. 通過(guò)排列組合可得6種等質(zhì)量的梯度波紋夾層板設(shè)計(jì)方案，并以3層波紋芯層均為2 mm的非梯度波紋夾層板組合7作為比較基準(zhǔn)，具體芯層壁板厚度排列見(jiàn)表1. 夾層結(jié)構(gòu)的半寬L為1 m，單個(gè)芯層無(wú)量綱高度為h/L=0.1(h和L分別為單個(gè)芯層高度和夾層板半寬)，上面板、下面板無(wú)量綱厚度均為hf/h=0.08(hf為面板厚度)，波紋芯層壁板折角φ為45°.

圖1 梯度波紋夾層板計(jì)算模型(1/4模型)Fig.1 Calculation model of graded corrugated sandwich plate (1/4 model)

由于夾層結(jié)構(gòu)和爆炸載荷具有對(duì)稱性，為節(jié)約計(jì)算成本，只建立了1/4有限元模型。夾層結(jié)構(gòu)的面板和芯層均采用Belytschko-Tasy殼單元，304不銹鋼的力學(xué)行為由Johnson-Cook材料模型描述，具體參數(shù)見(jiàn)文獻(xiàn)[14]。假設(shè)面板與芯層以及芯層與芯層之間不發(fā)生連接失效，因此面板與芯層以及梯度芯層之間的連接采用共節(jié)點(diǎn)方式處理，但須定義面板與芯層、芯層與芯層以及芯層自身的接觸，并在夾層板的對(duì)稱面和外周邊分別施加對(duì)稱邊界和固支邊界，如圖1所示。研究表明，當(dāng)面板和芯層的網(wǎng)格分別達(dá)到8 mm和5 mm時(shí)，進(jìn)一步細(xì)化網(wǎng)格不能顯著地提高計(jì)算精度，因此梯度波紋夾層板單元總數(shù)為140 125.

本文考慮夾層板結(jié)構(gòu)承受的載荷為空中遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸載荷。根據(jù)已有研究表明[15]，典型的爆炸載荷作用時(shí)間約為0.1 ms，而尺度在1 m左右的結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)間約為5 ms，遠(yuǎn)大于爆炸載荷作用時(shí)間，因此對(duì)于空中遠(yuǎn)場(chǎng)載荷的模擬，可以采用直接在結(jié)構(gòu)承載面施加流體與固體(簡(jiǎn)稱流固)耦合壓力，或者利用動(dòng)量守恒，將流固耦合壓力作用的沖量直接轉(zhuǎn)換為結(jié)構(gòu)承載面的瞬態(tài)初速度。這兩種方法都不能直接考慮流固耦合的過(guò)程，而是將流固耦合效應(yīng)反映在施加的流固耦合壓力和初始動(dòng)量中。這種方法在分析遠(yuǎn)場(chǎng)空爆載荷作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)問(wèn)題方向有著非常高的計(jì)算效率。本文采用直接給上面板設(shè)置初始動(dòng)量的方式來(lái)模擬遠(yuǎn)場(chǎng)空爆載荷。

1.2 空爆載荷施加方法驗(yàn)證

為了驗(yàn)證施加空爆載荷的正確性，對(duì)文獻(xiàn)[16]中的低碳鋼矩形實(shí)體板爆炸實(shí)驗(yàn)進(jìn)行了驗(yàn)證。實(shí)體板的尺寸為128.6 mm×76.2 mm×4.4 mm，實(shí)驗(yàn)時(shí)利用沖擊擺裝置測(cè)出爆炸沖量作用后實(shí)體板獲得的初速度。將文獻(xiàn)[16]中給出的速度直接施加到實(shí)體板上，并對(duì)比了實(shí)驗(yàn)變形與數(shù)值結(jié)果，如圖2所示。圖2中，δe、δn分別為實(shí)驗(yàn)得到的塑性變形值、數(shù)值預(yù)報(bào)的塑性變形值，H為實(shí)體板厚度。

圖2 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值無(wú)量綱變形對(duì)比Fig.2 Comparison of experimental and numerical dimensionless deflections

結(jié)果對(duì)比表明施加初速度的方法可準(zhǔn)確模擬結(jié)構(gòu)在近似均布空爆載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

2 有限元計(jì)算模型

2.1 面板速度響應(yīng)和芯層壓縮過(guò)程

組合1：由圖3(a)～圖3(c)可知，此組合的芯層壓縮由迎爆面逐步向背爆面發(fā)展，并且芯層壓縮之間基本沒(méi)有相互影響。圖3(c)表明芯層3發(fā)生屈曲失穩(wěn)是由芯層2的失穩(wěn)壁板擠壓造成的。在3.5～4.3 ms之間，上面板的速度出現(xiàn)較大衰減并反向運(yùn)動(dòng)，這說(shuō)明芯層壓縮已經(jīng)完成，結(jié)構(gòu)開(kāi)始自由振動(dòng)，從圖3(c)和圖3(d)所示的變形也能驗(yàn)證這一點(diǎn)。

圖3 組合1的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.3 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 1

組合2：相比較于組合1，此時(shí)只是將芯層2和芯層3的厚度進(jìn)行互換。從圖4可以發(fā)現(xiàn)，這個(gè)改變對(duì)芯層1的壓潰過(guò)程幾乎沒(méi)有影響。但此時(shí)芯層3的屈曲臨界載荷比芯層2小，導(dǎo)致傳遞至芯層2的載荷能夠使芯層3發(fā)生失穩(wěn)變形，從而會(huì)帶動(dòng)芯層3發(fā)生失穩(wěn)彎曲變形。隨后芯層2和芯層3出現(xiàn)“M”形屈曲失穩(wěn)(見(jiàn)圖4(c))。

圖4 組合2的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.4 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 2

組合3：該組合的芯層壁板厚度排列呈現(xiàn)出“中/軟/硬”模式，從而芯層2會(huì)隨著芯層1的壓縮而產(chǎn)生微弱的彎曲變形，如圖5(a)所示。上面板撞擊到芯層3，由于芯層3具有較大的屈曲抵抗力，導(dǎo)致上面板的撞擊力會(huì)直接傳遞給下面板，使得下面板的速度在t=2.4 ms時(shí)刻突然增大。

圖5 組合3的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.5 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 3

圖6 組合4的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.6 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 4

組合4：與組合3相比，初始階段3個(gè)芯層在上面板壓縮下發(fā)生不同程度的變形(見(jiàn)圖6(a))。在前期壓縮過(guò)程中，芯層的壓潰變形相互耦合，從而使得下面板速度響應(yīng)相對(duì)比較平穩(wěn)。當(dāng)t=3.1 ms時(shí)，芯層2和芯層3的連接部位與下面板發(fā)生碰撞，造成下面板速度急劇增大(見(jiàn)圖6(c))。并且下面板最大變形出現(xiàn)在發(fā)生碰撞的位置(見(jiàn)圖6(d))。

組合5：芯層1在上面板的壓縮下首先發(fā)生顯著的彎曲(見(jiàn)圖7(a))，隨后芯層2也被壓潰，而芯層3在t=2.5 ms時(shí)和上面板發(fā)生接觸(見(jiàn)圖7(b))，因芯層3的剛度相對(duì)較大導(dǎo)致下面板速度有較大的增加。當(dāng)t=3.1 ms時(shí)，芯層1和芯層2的連接部位撞擊到下面板，且下面板速度有所上升，如圖7(c)所示。最終，整個(gè)芯層被壓縮疊在一起。

圖7 組合5的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.7 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 5

圖8 組合6的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.8 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 6

組合6：此時(shí)芯層的排列與組合1正好相反，造成3個(gè)芯層在上面板的壓縮下出現(xiàn)不同程度的變形(見(jiàn)圖8(a))。從上面板速度曲線可知，在0～1 ms之間上面板速度因芯層1的剛度很大而下降很快，因?yàn)樵?～3.5 ms內(nèi)有充足的空間提供給芯層1和芯層2變形使得上面板速度減小緩慢。與其他組合相比，此時(shí)下面板速度在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過(guò)程中最大值和變化幅度都較小。

組合7：該組合為非梯度波紋夾層板，在t=3.1 ms時(shí)，芯層1和芯層2已被完全壓實(shí)(見(jiàn)圖9(b))，上面板與芯層3接觸，而下面板在芯層3的作用下速度有所增加。最終，在芯層2失穩(wěn)褶皺的作用下，芯層3發(fā)生屈曲失穩(wěn)(見(jiàn)圖9(c))。

圖9 組合7的面板中心點(diǎn)速度時(shí)程曲線及芯層壓縮過(guò)程Fig.9 Velocity-time curves at face sheet midpoint and core compression process of Case 7

2.2 梯度波紋夾層板抗爆性能分析

圖10 面板最大變形處的位移時(shí)程曲線Fig.10 Displacement-time curves at maximum deflections of face sheets

圖11 面板最大塑性變形隨沖量變化的曲線Fig.11 Maximum plastic deflection of face sheets under different impulses

整體上，芯層壁板厚度排列不但會(huì)影響芯層壓縮變形特性，還會(huì)明顯影響梯度波紋夾層板整體變形，并且當(dāng)芯層壁板厚度由迎爆面到背爆面依次遞減時(shí)抗爆性能最佳。這些現(xiàn)象與研究其他類型梯度夾層結(jié)構(gòu)的論文具有較好的一致性，包括梯度泡沫鋁夾芯圓柱殼[5]，梯度泡沫鋁夾芯板[6]，梯度泡沫鋁夾芯球殼[7]以及梯度圓管芯層夾芯圓柱殼[8]。

2.3 填充方式對(duì)梯度波紋夾層板抗爆性能的影響

由2.2節(jié)的分析可知，抗爆性能最優(yōu)的芯層排列是組合6。本節(jié)試圖在其波紋空隙中填充PVC泡沫吸能材料，并分析填充方式對(duì)梯度波紋夾層板抗爆性能的影響，力求獲得進(jìn)一步改善結(jié)構(gòu)抗爆性能的有效途徑。

圖12 梯度波紋雜交夾層板計(jì)算模型(1/4模型)Fig.12 Calculation model of hybrid sandwich plate with graded corrugated core (1/4 model)

本節(jié)的填充方式考慮了迎爆面填充、中部填充以及背爆面填充，并把無(wú)填充和全填充作為比較的基準(zhǔn)，如圖13所示。下文將以每種填充方式下方的字母簡(jiǎn)記該填充方式。“BL-1”和“BL-2”分別指代無(wú)填充和全填充的梯度波紋雜交夾層板?！癋SF-1”、“FSF-2”和“FSF-3”分別代表從迎爆面逐步增加填充物的3種梯度波紋雜交夾層板。相應(yīng)地，“BSF-1”、“BSF-2”和“BSF-3”分別代表從背爆面逐步增加填充物的3種梯度波紋雜交夾層板。“MF-1”和“MF-2”分別指代填充中部?jī)蓪娱g隙中其中一層的兩種梯度波紋雜交夾層板。“MF-3”是指填充中部?jī)蓪娱g隙的梯度波紋雜交夾層板。

圖13 梯度波紋夾層板填充方式示意圖Fig.13 Schematic diagram of filling strategy of graded corrugated sandwich plates

圖15 BL-1、FSF-1和BL-2的芯層壓縮過(guò)程對(duì)比Fig.15 Comparison of core compression processes of Cases BL-1, FSF-1 and BL-2

圖14(a)和圖14(b)分別給出了不同填充方式下夾層結(jié)構(gòu)的面板最大塑性變形值。從圖14(a)可知，填充泡沫一定能夠減小上面板變形，而基本上會(huì)增大下面板變形(除了填充方式FSF-1)，這與Yazici等[18]在研究聚氨酯泡沫填充物對(duì)多層波紋夾層梁抗爆性能的影響時(shí)獲得的規(guī)律基本一致。圖15給出了FSF-1和基準(zhǔn)BL-1及BL-2的芯層壓縮過(guò)程。FSF-1的芯層壓縮過(guò)程與BL-1有點(diǎn)類似，但填充泡沫對(duì)芯層壁板有一定的支撐作用，大大減小了芯層1的屈曲變形，同時(shí)填充泡沫增大了芯層的壓縮強(qiáng)度，對(duì)芯層3的屈曲也有所緩解，而基準(zhǔn)BL-2的芯層壓縮量很小，它的變形模式與實(shí)體板類似。雖然填充泡沫會(huì)增大芯層傳遞至下面板的作用力，但也能吸收能量減少下面板吸能。從FSF-1的下面板變形來(lái)看，此時(shí)填充泡沫在吸收能量方面更為顯著。比較填充方式FSF-1、MF-1、MF-2和BSF-1的下面板變形，它們按照FSF-1、BSF-1、MF-1和MF-2順序逐漸增大，這是因?yàn)樘畛浞绞紹SF-1直接將載荷作用到下面板并且泡沫的能量吸收很少，它的下面板變形比FSF-1大；而中部填充(即MF-1和MF-2)增強(qiáng)了芯層的剛度，使得下面板變形比BSF-1大；與MF-1相比，填充方式MF-2可直接將載荷作用于下面板，因此它的下面板變形較大。通過(guò)迎爆面填充組和背爆面填充組可以發(fā)現(xiàn)，增加填充層數(shù)會(huì)進(jìn)一步導(dǎo)致芯層的壓縮強(qiáng)度和剛度增大，造成上面板變形不斷減小，而下面板變形持續(xù)增大，Yazici等[18]在實(shí)驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)了類似的結(jié)論。

2.4 夾層結(jié)構(gòu)吸能特性分析

圖16 基準(zhǔn)BL-1和BL-2能量吸收時(shí)程曲線Fig.16 Plastic energy absorption-time curves of baseline BL-1 and BL-2

為了不因下面板吸能少影響看圖分析，故給出了每個(gè)組合的下面板吸能占總吸能的比例，例如組合1和組合7的下面板吸能比例分別為0.56%和0.63%，如圖17所示。因?yàn)槊總€(gè)組合上面板獲得的初始動(dòng)能是一樣的，所以它們吸收的總能量基本一致。與組合5的能量分配相比，組合6的上面板吸能比例略有減小，而整個(gè)芯層的吸能比例稍微增加，這說(shuō)明組合6的上面板變形較組合5有所減小，而芯層的壓縮量增大了。組合6的上面板和芯層的吸能比例在所有組合中處于中間位置，但二者之和的比例是所有組合中最大的。所以在此時(shí)的沖量水平下，由迎爆面到背爆面逐漸減小芯層壁板厚度能夠減小下面板吸能比例。

圖17 梯度波紋夾層板各部分能量吸收Fig.17 Plastic energy absorption of every part of graded corrugated sandwich plates

圖18 填充方式對(duì)梯度波紋夾層板能量吸收的影響Fig.18 Effect of filling strategy on plastic energy absorption of graded corrugated sandwich plates

填充方式對(duì)梯度波紋夾層板各部件能量吸收的影響，如圖18所示(同圖17一樣，每種填充方式后的百分?jǐn)?shù)表示下面板吸能占總吸能的比例)。對(duì)于單層填充(FSF-1、MF-1、MF-2和BSF-1)，上面板和整個(gè)芯層的吸能隨填充方式從FSF-1到BSF-1變化而增大，但PVC泡沫的吸能貢獻(xiàn)因受壓的程度減小而降低。觀察迎爆面填充組(BL-1、FSF-1、FSF-2、FSF-3和BL-2)和背爆面填充組(BL-1、BSF-1、BSF-2、BSF-3和BL-2)，隨著填充層數(shù)的增加，上面板因變形減小而吸能比例下降，整個(gè)波紋芯層的能量耗散隨芯層壁板失穩(wěn)和芯層壓縮程度的減少而降低，PVC泡沫的能量吸收由于彎曲程度和填充質(zhì)量的增加而提高，下面板的吸能則因塑性變形區(qū)域和塑性應(yīng)變的增大而增加。

3 結(jié)論

本文通過(guò)數(shù)值仿真分析了梯度波紋夾層板在空爆載荷作用下的響應(yīng)過(guò)程，討論了芯層排列和填充方式對(duì)其動(dòng)響應(yīng)和能量吸收特性的影響，得到了以下主要結(jié)論：

1)梯度波紋夾層板的速度響應(yīng)和芯層壓縮過(guò)程與芯層厚度排列密切相關(guān)。一般情況下，3層波紋芯層的壓縮響應(yīng)存在一定程度的耦合影響；通過(guò)合理配置芯層壁板厚度，可使3層芯層的壓縮變形過(guò)程呈現(xiàn)出漸進(jìn)壓潰現(xiàn)象，如芯層壁板厚度由迎爆面到背爆面逐漸增大的組合。

2)通過(guò)改變芯層的排列順序能夠有效地提高梯度波紋夾層板的抗爆性能，其中芯層壁板厚度從迎爆面到背爆面逐漸減小的組合抗爆性能最優(yōu)。

3)在研究范圍內(nèi)，填充泡沫會(huì)減小上面板變形，但同時(shí)會(huì)增大下面板變形。其中，只在第一層填充泡沫的梯度波紋夾層板的下面板變形最小。隨著填充層數(shù)的增加，上面板變形不斷減小，而下面板變形持續(xù)增大。

4)由迎爆面到背爆面逐漸減小芯層壁板厚度能夠減小梯度波紋夾層的下面板吸能比例。從迎爆面到背爆面單層填充時(shí)，上面板和波紋芯層的吸能逐漸增大，而PVC泡沫的能量吸收不斷下降；隨著填充層數(shù)的增加，上面板和波紋芯層的吸能逐漸減少，而泡沫填充物和下面板的能量吸收則不斷增加。

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Numerical Research on Blast-resistant Performance of GradedCorrugated Sandwich Plates under Air Blast Loading

LI Yong， CHENG Yuan-sheng， ZHANG Pan， LIU Jun

(School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074, Hubei, China)

The dynamic response of graded corrugated sandwich plates under air blast loading is investigated using Autodyn software. The effect of core arrangement on the response modes and blast-resistant performances of graded corrugated plates is analyzed. The graded corrugated sandwich plate with a certain core configuration is selected, which is filled with polyvinyl chloride foam. Furthermore, the influence of filling strategy on blast-resistant performances of sandwich structures is studied. The energy absorption property of sandwich structures is discussed. The results reveal that the sandwich plate, of which core web thickness gradually decreases from front face to back face, has the optimal blast-resistant performance. The deflection of bottom face sheet of sandwich plate is minimal, in which the first core layer was filled with foam. As polyvinyl chloride foam is filled into one of the layers of the sandwich plate from front face to back face, the energy absorption proportion of polyvinyl chloride foam continuously declines. The deflection of back face, and the energy absorption of polyvinyl chloride foam and bottom face sheet increase with the increase in the number of filling layers.

explosion mechanics; graded corrugated sandwich plate; air blast; blast-resistant performance; filling strategy; Autodyn software

2016-08-18

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51509096、51679098)

李勇(1991—)，男，碩士研究生。E-mail：liruyong@hust.edu.cn

張攀(1986—)，男，講師，碩士生導(dǎo)師。E-mail：panzhang@hust.edu.cn

O383+.1

A

1000-1093(2017)06-1131-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.06.012