趙亞運(yùn)，莫建軍，譚福利，孫宇新，張 進(jìn)

(1.南京理工大學(xué)瞬態(tài)物理國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210094;2.中國(guó)工程物理研究院流體物理研究所，四川 綿陽(yáng) 621999;3.南京曉莊學(xué)院環(huán)境科學(xué)學(xué)院，江蘇 南京 210094)

夾芯結(jié)構(gòu)一般由上下兩層低密高強(qiáng)面板和中間輕質(zhì)芯層構(gòu)成，以其優(yōu)良的能量吸收能力和抗爆抗沖擊特性被廣泛應(yīng)用到航空航天、交通運(yùn)輸、武器裝備等對(duì)結(jié)構(gòu)重量敏感的領(lǐng)域。芳綸蜂窩具有輕質(zhì)、高強(qiáng)度、耐輻射等優(yōu)良性能[1]，鈦合金具有比強(qiáng)度高、工藝性能好、耐高溫等一系列突出優(yōu)點(diǎn)。鈦-芳綸蜂窩夾芯板不僅可以吸收較高沖擊能量，還可以長(zhǎng)時(shí)間工作在高輻射環(huán)境下，可被應(yīng)用到空間防護(hù)結(jié)構(gòu)和定向能防護(hù)結(jié)構(gòu)中。因此，開(kāi)展芳綸蜂窩夾芯板的沖擊實(shí)驗(yàn)對(duì)于了解其防護(hù)能力具有重要意義。目前，通常采用爆炸沖擊波加載[2-5]、子彈撞擊加載[6-8]、Hopkinson桿脈沖波加載[9-10]等方式研究夾芯板在不同沖擊環(huán)境下的防護(hù)機(jī)理和性能。相比，電炮[11]加載能夠?yàn)轱w片提供更高的動(dòng)能，并且可以通過(guò)控制飛片厚度和充電電壓調(diào)節(jié)加載壓力和脈沖寬度，實(shí)驗(yàn)可控性好，可用于模擬空間薄片撞擊和定向能武器攻擊。基于此，本文中利用電炮施加強(qiáng)沖擊脈沖載荷，采用VISAR(velocity interferometer system for any reflector)測(cè)速技術(shù)測(cè)量芳綸蜂窩板后面板背面中心點(diǎn)的速度，給出面板和蜂窩夾芯的在不同沖擊速度下的失效模式，分析夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程并研究沖擊速度對(duì)后面板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 試件

正方形試件由前面板、芳綸蜂窩夾芯層、支撐框、后面板4部分組裝而成。其中，前、后面板材料均為TC4鈦合金；夾芯層材料為AC-KH-1.83-48型間位芳綸紙蜂窩，胞元為正六邊形，非穩(wěn)定型平面壓縮強(qiáng)度為2.05 MPa，縱向和橫向抗剪切強(qiáng)度分別為1.29 MPa和0.86 MPa[12]。支撐框材料為45鋼，內(nèi)壁與蜂窩側(cè)壁接觸，通過(guò)約束夾芯層邊界的側(cè)向位移，降低蜂窩尺寸效應(yīng)對(duì)實(shí)驗(yàn)結(jié)果的影響。

試件和蜂窩胞元的幾何尺寸如圖1所示。正方形試件厚度T=7 mm，邊長(zhǎng)L=50 mm，其中，蜂窩夾芯層厚度c、前面板厚度hu、后面板厚度hd分別為4、2和1 mm；夾芯層邊長(zhǎng)La=46 mm，與此對(duì)應(yīng)的支撐框邊框厚度b=2 mm。芳綸蜂窩的3個(gè)關(guān)鍵參數(shù)分別為:蜂窩邊長(zhǎng)l=1.83 mm，密度ρ=48 kg/m3，壁厚t≈0.1 mm。芳綸蜂窩受生產(chǎn)工藝影響，粘接成型后使單胞6邊中有2邊為雙倍壁厚，其幾何形態(tài)如圖1(b)所示。

1.2 實(shí)驗(yàn)裝置

采用儲(chǔ)能14.4 kJ的電炮作為加載裝置[13]，利用VISAR實(shí)測(cè)后面板背面中心點(diǎn)的速度歷史，開(kāi)展蜂窩夾芯板的高速?zèng)_擊實(shí)驗(yàn)。

電炮的基本原理是RLC電路快速放電，高電阻金屬箔吸能爆炸。典型的電炮放電回路如圖2所示，當(dāng)鋁橋箔吸收了電脈沖能量轉(zhuǎn)化成的大部分焦耳熱，爆炸產(chǎn)生的高溫金屬蒸氣和等離子體急劇膨脹，推動(dòng)0.5 mm厚的聚酯薄膜(Mylar)經(jīng)加速腔炮膛口環(huán)切出直徑為30 mm的高速M(fèi)ylar飛片，飛片在加速腔內(nèi)加速到接近終態(tài)速度沖擊試件。圖3為電炮實(shí)驗(yàn)安裝結(jié)構(gòu)示意圖：試件安置在加速腔的上方，前面板向下且中心線與加速腔軸線重合，無(wú)外力約束；試件的上方安裝VISAR測(cè)試探頭。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 量化結(jié)果

金屬箔電爆炸驅(qū)動(dòng)Mylar飛片的速度可以通過(guò)金屬箔與飛片之間能量轉(zhuǎn)換的電格尼公式[11]獲得：

(1)

式中：vf為飛片的終態(tài)速度，K、n為經(jīng)驗(yàn)常數(shù)，J為爆炸電流密度，mf為飛片面積質(zhì)量，mm為金屬箔面積質(zhì)量，ρf、ρm分別為飛片和金屬橋箔的密度，hf、hm分別為飛片和金屬橋箔的厚度。

高速碰撞過(guò)程中Mylar飛片瞬間融化和氣化，如果忽略Mylar飛片的氣化反沖沖量，則作用在試件上的總沖量等于飛片的終態(tài)動(dòng)量，即I=πD2tfρfvf/4，D和tf分別為飛片的直徑和厚度。表1匯總了Mylar飛片終態(tài)速度、作用在試件上的總沖量和前面板的失效模式。

表1 實(shí)驗(yàn)得到的沖量和失效模式Table 1 Impulses and deformation/failure modes obtained in experiments

2.2 變形和失效模式

夾芯板不同的變形及失效模式對(duì)應(yīng)不同的能量吸收狀態(tài)和結(jié)構(gòu)承載能力，研究其變形及失效模式對(duì)于優(yōu)化芳綸蜂窩夾芯板的設(shè)計(jì)具有重要的參考價(jià)值。下面分別討論前面板、夾芯層和后面板的變形及失效模式。

2.2.1前面板的變形和失效模式

前面板直接受到Mylar飛片的高速?zèng)_擊，它的變形和失效模式體現(xiàn)了沖擊載荷的強(qiáng)度，可以分為3種不同模式。

(1)層裂模式Ⅰ。此模式下最明顯的實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象是面板背面開(kāi)始層裂，層裂片尚未完全形成，如圖4中A1所示。根據(jù)撞擊形成的圓形邊界可以將前面板分為局部變形區(qū)和整體變形區(qū)，如圖5所示。Mylar飛片直接沖擊而成的局部變形區(qū)，中心平整，背面留有六邊形芳綸蜂窩夾芯的規(guī)則壓痕。整體變形區(qū)從背部裂紋擴(kuò)展到整個(gè)面板。

(2)層裂模式Ⅱ。此模式下前面板的破壞程度持續(xù)增大如圖4中A2、A3所示，背面層裂片完整生成。如圖6中A2、A3所示，圓形層裂片直徑約2.6 mm，中心部分鼓起，邊緣翹起并伴有一圈明顯的裂縫。層裂片呈現(xiàn)出這種形態(tài)的原因可能是：鈦板受到Mylar飛片沖擊后，內(nèi)部形成的沖擊波近似為一維應(yīng)變平面波，但受側(cè)向稀疏波的影響，導(dǎo)致產(chǎn)生的層裂片中心速度略大于邊緣，最終表現(xiàn)為中心鼓起、邊緣滯后的現(xiàn)象。

(3)層裂沖塞模式。此模式下前面板發(fā)生層裂和沖塞組合破壞，如圖5中A4所示，前面板背面層裂，局部變形區(qū)塞塊即將脫離面板。和A2和A3的層裂片相比，A4的層裂片(如圖6中A4所示)厚度減小，直徑也僅約2.3 mm。受飛片高速?zèng)_擊后，前面板中的應(yīng)力脈沖近似為三角形，脈沖在自由面反射為拉伸波。按照最大拉應(yīng)力瞬時(shí)斷裂準(zhǔn)則，可確定層裂片的厚度δ[14]為：δ=2λc0σc/σp，其中λ為脈沖寬度，c0為材料縱波波速，σp為脈沖峰值，σc為層裂閥值應(yīng)力。根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，A2、A3、A4的峰值壓力分別為26.5、33.1、38.9 GPa，脈沖寬度分別為341、334、318 ns，即隨著沖擊速度的提高，前面板中脈沖峰值增大但脈沖寬度減小，最終形成的層裂片厚度減小。沖塞破壞形成的原因可能是：飛片平整性好，氣化過(guò)程施加反沖載荷，TC4鈦合金前面板對(duì)應(yīng)變率和絕熱剪切敏感而厚度僅有2 mm，沖擊結(jié)束后僅撞擊坑邊緣存在明顯的剪切應(yīng)變集中，并直接導(dǎo)致剪切破壞即沖塞。

2.2.2芳綸蜂窩的變形和失效模式

蜂窩夾芯的中心區(qū)域被完全壓碎如圖7中A1所示，并且隨著沖擊速度的提高，前面板變形不斷增大，與其形狀相適應(yīng)的蜂窩夾芯的破壞區(qū)域不斷擴(kuò)展如圖7中A3所示。對(duì)應(yīng)于前面板的變形區(qū)，處于前面板局部變形區(qū)的蜂窩胞元一直承受垂直方向的壓力，破壞模式為垂直壓縮破壞；周圍的蜂窩胞元由于受整體變形區(qū)斜度的影響，同時(shí)受水平和垂直方向的壓力，破壞模式為傾斜壓縮破壞。相比傾斜壓縮破壞，垂直壓縮破壞更能充分發(fā)揮芳綸蜂窩緩沖吸能特性。

2.2.3后面板的變形和失效模式

所有測(cè)試試件的后面板均為非彈性大變形，面板呈方形盤狀(圖8)，正面中心區(qū)域有一個(gè)底部平坦的凹坑；從背面看，塑性變形從平臺(tái)邊緣向周圍平滑過(guò)度，無(wú)明顯的塑性鉸。破碎的蜂窩在后面板與層裂片碰撞中起到緩沖作用，導(dǎo)致碰撞時(shí)間延長(zhǎng)，后面板中心區(qū)域雖然集中了獲得的全部能量，但由于層裂片較平整，在撞擊區(qū)邊緣存在較高的速度梯度，塑性變形也主要發(fā)生于此。

通過(guò)分析試件變形模式可以發(fā)現(xiàn)：由于試件與飛片尺寸差別較小，與大尺寸試件相比等同于試件側(cè)面缺少約束，導(dǎo)致面板的永久變形量偏大，邊界效應(yīng)明顯，蜂窩夾芯的破壞程度增大。

2.3 討論

2.3.1夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程

在強(qiáng)脈沖載荷作用下夾芯板動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程可以分為以下3個(gè)階段，如圖9所示。

第1階段：碰撞開(kāi)始到前面板層裂結(jié)束。前面板在Mylar飛片高速撞擊下內(nèi)部形成高強(qiáng)壓力脈沖，應(yīng)力脈沖在自由面發(fā)生反射，在鈦和蜂窩界面上發(fā)生反射和透射。但由于自由面占前面板的后界面絕大部分，芳綸蜂窩的波阻抗遠(yuǎn)小于鈦合金的波阻抗，最終導(dǎo)致沖擊波到達(dá)后界面幾乎被完全反射。若反射拉伸脈沖峰值超過(guò)了鈦合金層裂閥值應(yīng)力，層裂發(fā)生。在這一階段應(yīng)力波未傳播到后面板，心點(diǎn)速度一直為零，如圖10所示。

第2階段：前面板和層裂片壓縮芳綸蜂窩夾芯。首先，高速層裂片壓縮垂直破壞區(qū)的蜂窩胞元，胞元上層的應(yīng)變?cè)诟咚贈(zèng)_擊下迅速超過(guò)其極限應(yīng)變，處于層裂片邊緣的蜂窩胞元在層裂片剪切作用下斷裂；然后，高速變形的前面板壓縮傾斜破壞區(qū)的蜂窩胞元，此區(qū)域的蜂窩胞元在水平力的作用下向側(cè)面傾斜但未被完全壓碎。在此期間，后面板中心點(diǎn)速度開(kāi)始波動(dòng)上升但依然近似于零。

第3階段：前面板或?qū)恿哑矒艉竺姘?，面板變形。在碰撞過(guò)程中，垂直壓縮區(qū)的蜂窩被完全壓碎，形成的沖擊波到達(dá)后面板背面，中心點(diǎn)速度迅速達(dá)到其初始速度峰值，經(jīng)短暫波動(dòng)之后保持穩(wěn)定，后面板中心區(qū)域以此穩(wěn)定速度快速變形。

2.3.2沖擊速度對(duì)后面板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響

夾芯板后面板的變形和失效體現(xiàn)了夾芯板的抗沖擊能力，而夾芯板內(nèi)部傳播的沖擊波又直接決定了后面板的變形和失效。測(cè)試點(diǎn)的初始速度峰值是后面板內(nèi)部沖擊波強(qiáng)度的直觀體現(xiàn)。圖10為試件后面板表面的VISAR測(cè)試結(jié)果，曲線可以分為4個(gè)典型階段(以曲線A3為例)：階段a，層裂片壓縮蜂窩，由蜂窩傳播到其背面的應(yīng)力波導(dǎo)致測(cè)試點(diǎn)速度波動(dòng)；階段b，破碎蜂窩被壓實(shí)過(guò)程中測(cè)試點(diǎn)速度開(kāi)始緩慢升高；階段c，蜂窩被壓實(shí)后層裂片與后面板直接碰撞，速度急速上升到初始速度峰值，之后應(yīng)力波在自由面間的反射直接導(dǎo)致速度曲線呈現(xiàn)出周期性波動(dòng)衰減；階段d，此階段測(cè)試點(diǎn)速度變化逐漸減小，取衰減前的波峰作為其穩(wěn)定變形速度，鑒于層裂片較平整，撞擊區(qū)的速度梯度小，所以穩(wěn)定速度能反映碰撞后后面板獲得的動(dòng)能。

隨著沖擊速度的提高，試件的初始速度峰值和穩(wěn)定變形速度上升，如圖11所示，說(shuō)明后面板內(nèi)部的壓力峰值也隨沖擊速度的提高而升高。從圖11還可以發(fā)現(xiàn)：從A1到A2，峰值速度和穩(wěn)定速度迅速升高，增幅均超過(guò)100 m/s；從A2到A4，峰值速度增幅逐漸縮小，穩(wěn)定速度則升高較慢。速度曲線呈現(xiàn)出這種上升形式的原因可能是：峰值速度與未層裂的前面板或者層裂片的沖擊速度正相關(guān)，并且層裂片沖擊形成的峰值速度遠(yuǎn)高于前面板直接碰撞形成的峰值速度；穩(wěn)定速度與碰撞過(guò)程中后面板獲得的動(dòng)能正相關(guān)，而層裂片A2、A3和A4的質(zhì)量?jī)H約0.7、0.7和0.4 g，攜帶的動(dòng)能低，又經(jīng)過(guò)芳綸蜂窩的緩沖減速，碰撞后后面板獲得的動(dòng)能增加緩慢。試件A1、A2的速度差值近似于零，且速度時(shí)程曲線沒(méi)有典型的應(yīng)力波自由面反射特征，說(shuō)明在前面板或?qū)恿哑c后面板碰撞前，破碎的芳綸蜂窩夾芯未被完全壓實(shí)，在碰撞過(guò)程中依然起著緩沖吸能、削弱應(yīng)力峰值的關(guān)鍵作用。

3 結(jié) 論

通過(guò)芳綸蜂窩-TC4鈦合金夾芯板的電炮沖擊實(shí)驗(yàn)，對(duì)面板和蜂窩夾芯的失效模式進(jìn)行了系統(tǒng)分析，并分析了夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程和沖擊速度對(duì)后面板動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，得到如下結(jié)論：

(1)低波阻抗芳綸蜂窩的破碎行為阻斷了應(yīng)力波向后面板的傳播途徑，削弱了后面板的應(yīng)力峰值，降低了后面板的變形和破壞程度。

(2)破碎的芳綸蜂窩和塑形大變形的前面板，吸收了高速?zèng)_擊的絕大部分能量，保護(hù)了后面板及其以后的部件，充分發(fā)揮了鈦合金的高強(qiáng)度和芳綸蜂窩的緩沖吸能特性，提高了整體的防護(hù)能力。但如何在空間和質(zhì)量允許的條件下，最大程度地發(fā)揮蜂窩夾芯板的防護(hù)能力，需對(duì)蜂窩夾芯板進(jìn)行詳細(xì)設(shè)計(jì)。

(3)后面板的初始速度峰值和穩(wěn)定速度分別反映了內(nèi)部壓力峰值和碰撞以后獲得的動(dòng)能，兩者均隨飛片沖擊速度的提高而增大。

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