趙延杰，郝軼，劉建湖，張攀

1中國(guó)船舶科學(xué)研究中心，江蘇無(wú)錫 214082

2國(guó)防科技工業(yè)海洋防務(wù)技術(shù)創(chuàng)新中心，江蘇無(wú)錫 214082

3華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北武漢 430074

0 引 言

泡沫材料質(zhì)輕且具有高比模量和比強(qiáng)度，在承受沖擊載荷時(shí)，因其特有的胞孔結(jié)構(gòu)形式而具有良好的吸能特性。因此，泡沫金屬及非金屬材料被大量應(yīng)用于軍用和民用工程結(jié)構(gòu)，用于防撞吸能、減振降噪、抗爆炸抗沖擊等。通常，泡沫材料強(qiáng)度較低，直接使用時(shí)局限性較大，因此常將其作為芯層制成夾芯板（Sandwich plate）結(jié)構(gòu)。夾芯板由2層較薄的面板和中間較厚的泡沫材料芯層組成，與傳統(tǒng)的均質(zhì)鋼板相比，夾芯板的慣性矩增大，抗彎能力大大提高。

大量研究成果表明，夾芯板結(jié)構(gòu)在承受爆炸載荷時(shí)，可將大量的爆炸能量轉(zhuǎn)化為自身的內(nèi)能，從而具有良好的抗沖擊性能和能量吸收特性［1-10］。Fleck等［1］將夾芯梁的動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程分為3個(gè)階段（階段I為流固耦合作用，階段II為芯層壓縮，階段III為梁的拉伸—彎曲變形），建立了夾芯梁的理想剛塑性分析模型。Xue等［2］采用有限元計(jì)算結(jié)果，驗(yàn)證了Fleck等所建立模型的可靠性。Mcshane等［3］解耦分析了夾芯梁的3個(gè)響應(yīng)階段，發(fā)現(xiàn)對(duì)于芯層強(qiáng)度較高的夾芯梁，階段I和階段II的耦合效應(yīng)可能低估了20%～40%的沖量作用。Qiu等［4］基于Fleck等的成果，建立了空中和水下爆炸載荷作用下固支夾芯圓板變形響應(yīng)的理論模型，結(jié)果表明，芯層壓縮強(qiáng)度和面板的應(yīng)變強(qiáng)化行為對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)影響不大。Qin等［5］研究了固支夾芯方板在爆炸載荷作用下的動(dòng)響應(yīng)計(jì)算方法，引入了考慮芯層強(qiáng)度的屈服準(zhǔn)則，預(yù)報(bào)結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合良好。唐廷等［6］運(yùn)用一維波動(dòng)理論研究了復(fù)合夾芯板中波的傳播與局部層裂破壞，考慮應(yīng)力波在夾芯板各層之間的反射和透射，得到了各層介質(zhì)中壓力時(shí)程的理論計(jì)算公式，提出了一維平面波載荷在夾芯板中傳播的理論計(jì)算方法。王洪欣等［7］采用能量平衡原理與有限元分析相結(jié)合的方法，研究了夾芯板結(jié)構(gòu)在爆炸作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，推導(dǎo)了夾芯板變形全過(guò)程的計(jì)算公式，并進(jìn)行了有限元驗(yàn)證。王濤等［8］開(kāi)展了空中非接觸爆炸作用下泡沫鋁夾芯板的變形與破壞試驗(yàn)，結(jié)果表明，泡沫鋁芯層呈“漸進(jìn)式”壓縮變形，夾芯板背面板中心點(diǎn)的變形撓度與爆炸沖量之間近似滿足二次關(guān)系。敬霖［9］開(kāi)展泡沫鋁夾芯殼結(jié)構(gòu)空中爆炸試驗(yàn)，獲得了不同加載沖量下泡沫鋁夾芯殼結(jié)構(gòu)的失效模式，并以提高夾芯殼結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能為優(yōu)化目標(biāo)，得出了給定重量下夾芯殼結(jié)構(gòu)的最優(yōu)拓?fù)錁?gòu)型。張攀［10］通過(guò)試驗(yàn)，研究了不同泡沫芯層夾芯板在空中近場(chǎng)爆炸載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和失效模式，認(rèn)為增大迎爆面板的厚度能提高夾芯板的抗爆性能。

以往研究夾芯板的抗爆抗沖擊性能時(shí)，載荷往往被簡(jiǎn)化為平面均勻分布載荷，且多采用下面板的永久變形量來(lái)評(píng)判夾芯板的抗爆耗能效果。然而，在水下接觸爆炸強(qiáng)沖擊載荷作用下，夾芯板承受的載荷不能視作平面波，破壞模式的變化也導(dǎo)致不能僅以背面板的變形量來(lái)衡量耗能效果。本文擬通過(guò)機(jī)理性試驗(yàn)獲得泡沫夾芯板在水下接觸爆炸作用下的毀傷模式，基于試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行數(shù)值仿真研究，再現(xiàn)夾芯板的破壞過(guò)程和破壞模式，統(tǒng)計(jì)各部分的耗能量，探討泡沫夾芯板在水下接觸爆炸作用下的抗爆耗能機(jī)理。

1 夾芯板水下接觸爆炸試驗(yàn)

為獲得夾芯板在水下接觸爆炸作用下的破壞模式，評(píng)估夾芯板的抗爆耗能效果，同時(shí)也為后續(xù)的數(shù)值計(jì)算提供試驗(yàn)參考，特開(kāi)展了泡沫夾芯板和等質(zhì)量實(shí)體鋼板的水下接觸爆炸試驗(yàn)。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

試驗(yàn)采用的夾芯板由304不銹鋼面板和PVC泡沫芯層通過(guò)環(huán)氧樹(shù)脂粘接而成。304不銹鋼和PVC泡沫的準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)特性見(jiàn)表1和表2。

表1 304不銹鋼力學(xué)特性Table 1 Mechanical properties of 304 stainless steel

表2 PVC泡沫準(zhǔn)靜態(tài)力學(xué)特性Table 2 Quasi-static mechanical property of PVC foam

試驗(yàn)裝置如圖1所示，主要由試驗(yàn)筒體、過(guò)渡筒體、支撐板、壓緊法蘭、水密接頭等組成。試驗(yàn)板和效應(yīng)板均通過(guò)壓緊法蘭夾緊，有效試驗(yàn)區(qū)域直徑均為?460 mm。試驗(yàn)筒體底部布置了水密接頭。效應(yīng)板上的動(dòng)響應(yīng)測(cè)量可用于間接評(píng)判各類試驗(yàn)板的耗能情況：在不同工況采用相同的炸藥量，即總能量一定；因此，若效應(yīng)板上測(cè)得的動(dòng)響應(yīng)較大，則說(shuō)明效應(yīng)板承載的爆炸能量較多，試驗(yàn)板消耗的爆炸能量較少；反之，則試驗(yàn)板消耗的爆炸能量較多。試驗(yàn)時(shí)，用于監(jiān)測(cè)效應(yīng)板動(dòng)響應(yīng)的加速度傳感器和應(yīng)變片測(cè)量導(dǎo)線均穿過(guò)水密接頭布置在效應(yīng)板的背爆面。夾芯板和效應(yīng)板邊界均采用螺栓“之”字形排列的方式固定，40個(gè)固定螺栓被錯(cuò)位布置在2條環(huán)線上。在布置等質(zhì)量實(shí)體板時(shí)，設(shè)置墊高法蘭，以保證各工況下藥包與效應(yīng)板的距離不變。為防止破片撞擊效應(yīng)板損壞傳感器，在過(guò)渡筒體中注入了深度為50 mm的水層。效應(yīng)板厚度為2.8 mm，效應(yīng)板上的應(yīng)變和加速度測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

1.2 試驗(yàn)工況

試驗(yàn)時(shí)，將圖1所示試驗(yàn)裝置浸沒(méi)在水中，試驗(yàn)板水平向上，距水面1 m，因試驗(yàn)水域較大，可不考慮邊界條件的影響。試驗(yàn)中，采用26 g圓柱形TNT裝藥（?28 mm×26 mm），柱藥平端面貼緊試驗(yàn)板中心固定。

本次試驗(yàn)共設(shè)置3種不同的工況（表3），主要探討面板配比對(duì)夾芯板損傷特性的影響。1#試驗(yàn)板為304不銹鋼板，厚3.85 mm；2#試驗(yàn)板為PVC泡沫夾芯板，泡沫芯層厚度為34 mm，上面板厚0.9 mm，下面板厚1.8 mm；3#試驗(yàn)板為PVC泡沫夾芯板，泡沫芯層厚度為34 mm，上面板厚1.8 mm，下面板厚0.9 mm。3塊試驗(yàn)板的重量相同。工況1為基準(zhǔn)工況，工況2和工況3用于考察不同面板配置對(duì)夾芯板損傷特性和耗能效果的影響。

表3 試驗(yàn)工況Table 3 Experimental cases

1.3 試驗(yàn)結(jié)果

1.3.1 試驗(yàn)板破壞模式

圖3～圖7分別給出了工況1、工況2和工況3下試驗(yàn)后的試驗(yàn)板及效應(yīng)板的照片，以及所收集到的破片。

由圖3（a）可以看到，實(shí)體板的破壞模式主要表現(xiàn)為花瓣?duì)铋_(kāi)裂，裂瓣數(shù)為5塊；同時(shí)靶板產(chǎn)生直徑為34 mm的圓形沖塞破片（圖4（a）），破片面積與裝藥接觸面積相近。實(shí)體板產(chǎn)生破口后，沖擊波及爆轟產(chǎn)物通過(guò)破口傳播到效應(yīng)板處，同時(shí)圓形破片也會(huì)撞擊效應(yīng)板中心區(qū)域，在沖擊波與破片的聯(lián)合作用下出現(xiàn)局部大變形，效應(yīng)板中心最大變形為31mm。在效應(yīng)板中心區(qū)域，有明顯的破片撞擊痕跡（圖3（b））。

由圖5可以看到，上面板出現(xiàn)了花瓣?duì)钇瓶冢寻陻?shù)為5個(gè)，上面板中心區(qū)域出現(xiàn)了如圖4（b）所示直徑為25.9 mm的圓形破片，其面積與裝藥接觸面積相近。芯層中心區(qū)域壓潰破壞，邊界剪切破壞，并且芯層中心區(qū)域整體脫落，芯層表面出現(xiàn)周向及徑向裂紋，如圖5（b）所示。下面板出現(xiàn)了整體塑性大變形但并未破壞，同時(shí)下面板中心區(qū)域在上面板破片的撞擊作用下形成錐形凹坑，如圖5（c）所示，其中心點(diǎn)變形為94.42 mm。由于下面板未破壞，故效應(yīng)板只受到其與靶板之間空腔體積變化所產(chǎn)生的壓力載荷的作用，且由于空氣的可壓縮性，其壓力載荷較小，效應(yīng)板中心最大變形為2 mm。

由圖6（a）可以看到，上面板出現(xiàn)了花瓣?duì)钇瓶?，裂瓣?shù)為6個(gè)，面板中心區(qū)域出現(xiàn)了如圖7（a）所示直徑為28 mm的圓形破片。芯層中心區(qū)域壓潰破壞，邊界剪切破壞，并且芯層出現(xiàn)大范圍的脫落，如圖6（b）所示。下面板在沖擊波及上面板破片的聯(lián)合作用下生成了5個(gè)裂瓣（圖6（c）），同時(shí)下面板中心區(qū)域在破片的沖塞作用下生成了如圖7（b）所示直徑為28 mm的圓形破片。在破片與沖擊波的聯(lián)合作用下，效應(yīng)板中心區(qū)域出現(xiàn)了破片撞擊的凹痕，中心最大塑性變形達(dá)16 mm，如圖6（d）紅色區(qū)域所示。

1.3.2 效應(yīng)板動(dòng)響應(yīng)分析

圖8給出了工況1下效應(yīng)板上的加速度時(shí)程曲線。從中可以看出，在0～0.26 ms，初始階段效應(yīng)板在沖擊波載荷的作用下運(yùn)動(dòng)，形成了第1個(gè)加速度波峰，而A1，A3測(cè)點(diǎn)位置相對(duì)于效應(yīng)板中心呈幾何對(duì)稱，因此A1和A3測(cè)點(diǎn)的加速度時(shí)程曲線基本一致。在0.6 ms時(shí)，2個(gè)測(cè)點(diǎn)的加速度迅速爬升至峰值，該峰值由破片撞擊效應(yīng)板引起，其中A3測(cè)點(diǎn)的加速度峰值為7 268.6 m/s2，A1測(cè)點(diǎn)的加速度峰值約為A3測(cè)點(diǎn)的一半。

工況2中，由于夾芯板的下面板未破壞，作用在效應(yīng)板上的載荷很微弱，主要表現(xiàn)為效應(yīng)板的自由振動(dòng)，加速度和應(yīng)變幅值都很小，故這里不予討論。

圖9給出了工況3下效應(yīng)板上的加速度時(shí)程曲線。與工況1類似，在0.2 ms時(shí)，沖擊波到達(dá)效應(yīng)板，A1和A3測(cè)點(diǎn)由于位置對(duì)稱峰值也較為接近，為427.9 m/s2；在0.56 ms時(shí)，上面板破片和下面板破片組成的聯(lián)合破片撞擊效應(yīng)板，在A3測(cè)點(diǎn)處形成了5 158 m/s2的加速度峰值，A1測(cè)點(diǎn)的加速度峰值約為4 000 m/s2。

表4給出了各工況下效應(yīng)板上測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變峰值統(tǒng)計(jì)情況。由表中可以看到，在工況1和工況3下，由于破片的撞擊，導(dǎo)致這2個(gè)工況下應(yīng)變測(cè)量異常或超量程。而在工況2下，效應(yīng)板上的應(yīng)變片全部測(cè)得了有效數(shù)據(jù)，最大值出現(xiàn)在測(cè)點(diǎn)2的切向，為2 253×10-6，即輕微塑性變形，這與試驗(yàn)后觀測(cè)到效應(yīng)板最大永久變形為2 mm吻合。

無(wú)論從試驗(yàn)板的破壞模式還是效應(yīng)板上的動(dòng)響應(yīng)來(lái)看，實(shí)體板在所有試驗(yàn)板中耗能效果最差，工況2中的PVC夾芯板在3種試驗(yàn)板中呈現(xiàn)出最優(yōu)的抗爆耗能效果。試驗(yàn)可以獲得如下結(jié)論：

1）在水下接觸爆炸作用下，試驗(yàn)板不可避免地產(chǎn)生沖塞破片，破片的撞擊對(duì)效應(yīng)板的動(dòng)響應(yīng)起主導(dǎo)作用。

2）實(shí)體板通過(guò)大變形及花瓣開(kāi)裂消耗爆炸能量，而夾芯板通過(guò)上、下面板的變形和花瓣開(kāi)裂以及芯層的壓潰、侵蝕破壞來(lái)耗能。

3）芯層使原本相對(duì)集中的接觸爆炸載荷較為均勻地作用到夾芯板下面板上，對(duì)載荷起到彌散作用。

4）若夾芯板配置不合理，其耗能效果相較實(shí)體板并無(wú)明顯的優(yōu)勢(shì)，參見(jiàn)工況3。

5）夾芯板上面板較薄而下面板較厚不僅可以降低上面板破片撞擊的動(dòng)能，還能為芯層提供更強(qiáng)的支撐，此種配置的抗爆耗能效果最優(yōu)。

表4 各工況下效應(yīng)板應(yīng)變峰值Table 4 Strain amplitudes on effect plate in the three cases

2 夾芯板水下接觸爆炸數(shù)值仿真分析

采用LS-DYNA有限元計(jì)算軟件，對(duì)實(shí)體板和泡沫夾芯板在水下接觸爆炸作用下的破壞過(guò)程進(jìn)行數(shù)值仿真分析，再現(xiàn)3個(gè)試驗(yàn)板的破壞模式，并對(duì)夾芯板各部分的耗能進(jìn)行統(tǒng)計(jì)。

2.1 計(jì)算模型

鑒于模型的對(duì)稱性，建立了3個(gè)試驗(yàn)板的1/4有限元模型，如圖10所示。鋼板和PVC泡沫芯層均采用六面體單元進(jìn)行模擬，單元尺寸為4 mm，在芯層厚度方向上設(shè)置了10層單元。采用填充的方式進(jìn)行炸藥建模，與試驗(yàn)中采用的柱藥尺寸一致，也僅建立1/4模型。經(jīng)過(guò)試算，在接觸爆炸作用下，上面板的中心區(qū)域最先發(fā)生侵蝕破壞，難以模擬試驗(yàn)中的沖塞破片，故依據(jù)試驗(yàn)中收集到的破片尺寸對(duì)上面板破片進(jìn)行實(shí)體單元建模。初始位置位于芯層中距離上面板5 mm的位置，如圖10所示。圖11給出了整體計(jì)算模型的示意圖，其中夾芯板、破片采用拉格朗日算法，炸藥、空氣和水采用任意拉格朗日—?dú)W拉（ALE）算法。

計(jì)算中，對(duì)304不銹鋼、PVC芯層以及TNT炸藥采用的關(guān)鍵字及相關(guān)參數(shù)見(jiàn)表5～表7。PVC泡沫的動(dòng)態(tài)應(yīng)力—應(yīng)變關(guān)系曲線如圖12所示。

1/4計(jì)算模型的邊界條件定義為對(duì)稱邊界條件。同時(shí)，試驗(yàn)板的外邊界定義為固支邊界條件，流場(chǎng)的外表面定義為無(wú)反射邊界條件。起爆點(diǎn)設(shè)置在炸藥上端面的中心。根據(jù)以往的實(shí)測(cè)數(shù)據(jù)，在工況2和工況3的模擬中定義上面板沖塞破片的初速度為1 500 m/s。

表5 304不銹鋼材料參數(shù)Table 5 Parameters of 304 stainless steel

表6 PVC泡沫材料參數(shù)Table 6 Parameters of PVC foam material

表7 TNT炸藥材料參數(shù)Table 7 Parameters of TNT explosive material

上面板與PVC芯層、PVC芯層與下面板之間的接觸類型選擇約束面對(duì)面接觸，破片與下面板之間的接觸類型選擇侵蝕面對(duì)面接觸，PVC泡沫芯層選擇自動(dòng)單面接觸；均采用對(duì)稱罰函數(shù)算法。由于PVC泡沫平臺(tái)的應(yīng)力很低，對(duì)上面板破片的阻力有限，故為了減小計(jì)算量，不考慮破片在芯層中的侵徹過(guò)程。夾芯板與外流場(chǎng)（水和空氣）定義為流固耦合。

2.2 結(jié)果與討論

2.2.1 爆炸與結(jié)構(gòu)響應(yīng)過(guò)程

實(shí)體板在水下接觸爆炸作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及損傷過(guò)程分為4個(gè)階段：1）沖塞破片的產(chǎn)生；2）塑性大變形；3）破口達(dá)到拉伸極限而產(chǎn)生撕裂；4）實(shí)體板花瓣開(kāi)裂。在此方面前人已做了較多研究，這里不再贅述。下面，基于數(shù)值仿真結(jié)果分析夾芯板在水下接觸爆炸作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)與破壞過(guò)程。

圖13給出了工況2下夾芯板的破壞過(guò)程。從中可以看到，在接觸爆炸作用下，夾芯板上面板首先產(chǎn)生破口，沖擊波和爆轟產(chǎn)物通過(guò)芯層傳遞到下面板；在t=0.03 ms時(shí)，破片撞擊夾芯板的下面板，而下面板并沒(méi)有發(fā)生破壞，此后，在破片撞擊與沖擊波、爆轟產(chǎn)物的聯(lián)合作用下下面板發(fā)生大變形，在t=0.8 ms時(shí)形成1個(gè)中部凸出的“鍋”狀結(jié)構(gòu)，上面板變形量比下面板更大，導(dǎo)致芯層由中心向邊緣不同程度地被壓縮/剪切：其中靠近中心部位的泡沫壓縮量較大，靠近邊緣部位的泡沫壓縮量較小。中心部位的泡沫在強(qiáng)沖擊載荷作用下被侵蝕掉。值得一提的是，在破片撞擊夾芯板下面板之前，下面板上已經(jīng)產(chǎn)生了102MPa量級(jí)的范式等效應(yīng)力（von Mises stress），說(shuō)明沖擊波先于破片作用到了下面板上。

圖14給出了工況3下夾芯板的破壞過(guò)程。從中可以看到，與工況2類似，在水下接觸爆炸作用下，夾芯板的上面板首先發(fā)生破壞，在破片尚未碰撞下面板時(shí)，下面板上已經(jīng)產(chǎn)生了102MPa量級(jí)的范式效應(yīng)力；由于在工況3下破片較厚而下面板較薄，因此，t=0.03 ms時(shí)破片撞擊夾芯板下面板，直接導(dǎo)致了下面板的破壞，隨后，破片、沖擊波和爆轟產(chǎn)物由下面板的破洞穿過(guò)夾芯板，此后，夾芯板整體也發(fā)生大變形，上、下面板均發(fā)生撕裂。由圖13和圖14可見(jiàn)，工況3下的芯層壓縮量明顯小于工況2下的。

2.2.2 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

圖15給出了工況1下試驗(yàn)板的仿真結(jié)果。由圖可見(jiàn)，仿真結(jié)果再現(xiàn)了試驗(yàn)板的花瓣開(kāi)裂模式。由于仿真采用的是正六面體單元，故很難模擬出撕裂裂紋；雖然仿真過(guò)程中低估了花瓣撕裂和花瓣翻卷消耗的能量，但試驗(yàn)板中心部分的侵蝕耗能彌補(bǔ)了這一損失?？傮w來(lái)說(shuō)，試驗(yàn)板的仿真結(jié)果能夠比較準(zhǔn)確地反映實(shí)體板的耗能量。

圖16給出了工況2下試驗(yàn)板的仿真結(jié)果。由圖可見(jiàn)，工況2中夾芯板的破壞模式得到了較好的仿真，即上面板花瓣開(kāi)裂、芯層整體壓縮并中部侵蝕、下面板大變形。具體來(lái)說(shuō)，仿真得到的破口尺寸與試驗(yàn)值非常接近；仿真中芯層中心的侵蝕尺寸略大于試驗(yàn)的侵蝕尺寸；仿真得到的下面板的最大變形量為60 mm，試驗(yàn)得到的下面板的最大變形量為94 mm，誤差為36%。

圖17給出了工況3下試驗(yàn)板的仿真結(jié)果。由圖可見(jiàn)，上面板和芯層的破壞模式得到了較為準(zhǔn)確的仿真，下面板的模擬破壞范圍小于試驗(yàn)中的破壞范圍。這是由于仿真中采用的正六面體單元在發(fā)生侵蝕破壞時(shí)更容易形成圓形破口，而非沿徑向形成擴(kuò)展的裂紋。

綜合上述3個(gè)工況的仿真結(jié)果，雖然得到的試驗(yàn)板破壞形貌在細(xì)節(jié)上與試驗(yàn)結(jié)果有差異，但破壞模式與試驗(yàn)結(jié)果一致，故基于仿真結(jié)果對(duì)夾芯板的破壞過(guò)程和模式進(jìn)行分析是合理的。

2.2.3 耗能量統(tǒng)計(jì)分析

表8給出了各工況下試驗(yàn)板各部分的耗能量統(tǒng)計(jì)結(jié)果。計(jì)算采用1/4模型，因此對(duì)于耗能量的統(tǒng)計(jì)也限定于1/4模型。在計(jì)算終止時(shí)，試驗(yàn)板已處于穩(wěn)定狀態(tài)，故動(dòng)能均為0。對(duì)各部分耗能量的統(tǒng)計(jì)主要包括內(nèi)能（塑性變形能）和侵蝕內(nèi)能（侵蝕掉的單元所吸收的內(nèi)能）。值得一提的是，在工況2中對(duì)下面板耗能量的統(tǒng)計(jì)包含了上面板和芯層的侵蝕動(dòng)能，這是因?yàn)樯厦姘搴托緦颖磺治g部分在撞擊下面板后會(huì)轉(zhuǎn)化為下面板的內(nèi)能。輸入能量為藥包的化學(xué)能和破片的初始動(dòng)能。

從表8中可以看出，在工況2中，下面板耗能量＞芯層耗能量＞上面板耗能量，這是由于下面板大變形承擔(dān)了主要的耗能量；也是由于下面板的支撐，芯層得以均勻地壓縮，故芯層耗能量居中；上面板的耗能方式主要是撕裂耗能和變形耗能，由于芯層的限制，上面板變形量不會(huì)太大，而較薄的板厚也決定了其撕裂耗能量不大，故上面板耗能量最小。在工況3中，上面板較厚而下面板較薄，由于下面板對(duì)芯層的支撐作用較弱，導(dǎo)致上面板的變形量較大因而耗能較多，上面板較厚其撕裂耗能也較多；而下面板在破片撞擊作用下過(guò)早地發(fā)生了破壞，沒(méi)有充分發(fā)揮其大變形耗能，故下面板的耗能量最小。以總耗能/輸入能量表征耗能率，可以看到工況2中的夾芯板耗能率最高，為39.47%，而工況1中的實(shí)體板和工況3中的夾芯板耗能率分別為31.08%和33.92%，較工況2低了5%～8%。

表8 各工況試驗(yàn)板耗能量統(tǒng)計(jì)（1/4模型）Table 8 Summary of energy dissipation on test plate in the three cases（1/4 model）

3 夾芯板水下接觸爆炸作用下的耗能機(jī)理

通過(guò)泡沫夾芯板和等質(zhì)量實(shí)體板的水下爆炸試驗(yàn)與數(shù)值仿真，獲得了夾芯板的破壞模式，明確了夾芯板的破壞過(guò)程，得到了夾芯板在水下接觸爆炸作用下的耗能機(jī)理。

1）鑒于接觸爆炸載荷的特點(diǎn)，并不能像前人那樣將夾芯板的動(dòng)響應(yīng)過(guò)程分為流固耦合—芯層壓縮—拉彎變形3個(gè)階段，因?yàn)檫@3個(gè)過(guò)程是耦合在一起的。

2）從發(fā)生的時(shí)間順序來(lái)分析，夾芯板的損傷過(guò)程如下：（1）爆炸載荷作用到上面板；（2）上面板形成沖塞破片；（3）沖擊波載荷穿過(guò)芯層抵達(dá)下面板；（4）上面板沖塞破片穿過(guò)芯層撞擊下面板；（5）下面板錐狀變形或破壞；（6）上面板發(fā)生整體大變形并花瓣開(kāi)裂，芯層大面積壓縮并侵蝕斷裂，下面板大變形或花瓣開(kāi)裂。

3）在夾芯板變形破壞過(guò)程中，耗能方式主要有上面板的大變形及花瓣開(kāi)裂、芯層的壓潰及侵蝕斷裂、下面板的大變形及花瓣開(kāi)裂。原本集中的接觸爆炸載荷通過(guò)芯層后發(fā)生了彌散，芯層的大范圍壓潰使得載荷較為均勻地作用在下面板上。

4）夾芯板上面板在水下接觸爆炸載荷作用下會(huì)形成沖塞破片，破片穿透芯層撞擊下面板（有可能形成二次破片），在此過(guò)程中也會(huì)消耗部分能量。

5）為了消耗更多的能量，應(yīng)將夾芯板的上面板設(shè)置得較薄而下面板設(shè)置得較厚：一是降低沖塞破片的動(dòng)能，減少對(duì)下面板的沖擊損傷；二是降低上面板的剛度，使之容易發(fā)生變形進(jìn)而壓縮芯層；三是增加下面板的剛度，使之能為芯層壓縮過(guò)程提供足夠的支撐；四是較厚的下面板可有效抵擋沖擊波載荷和上面板沖塞破片的侵徹破壞，防止芯層在發(fā)生整體壓縮前下面板喪失支撐剛度。

4 結(jié) 論

本文通過(guò)對(duì)泡沫夾芯板與等質(zhì)量實(shí)體板的水下接觸爆炸試驗(yàn)和數(shù)值仿真分析，得到如下結(jié)論：

1）在泡沫夾芯板的水下接觸爆炸試驗(yàn)中，獲得了不同配置夾芯板和等質(zhì)量實(shí)體鋼板的破壞模式，并通過(guò)效應(yīng)板上的動(dòng)響應(yīng)評(píng)估了夾芯板的耗能效果。

2）通過(guò)數(shù)值仿真模擬了試驗(yàn)中夾芯板和實(shí)體板的破壞模式，按發(fā)生時(shí)間先后分析了夾芯板的損傷過(guò)程；在此基礎(chǔ)上，對(duì)夾芯板及實(shí)體板的耗能量進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)分析，獲得了夾芯板及實(shí)體板的耗能率，結(jié)果表明，在同等試驗(yàn)工況下夾芯的板耗能率可較實(shí)體鋼板提高約5%～8%。

3）無(wú)論從試驗(yàn)結(jié)果還是數(shù)值仿真結(jié)果來(lái)看，在水下接觸爆炸載荷作用下，只有正確地配置夾芯板的結(jié)構(gòu)形式，即上面板較薄而下面板較厚，才能充分發(fā)揮泡沫材料的耗能優(yōu)勢(shì)，否則泡沫夾芯板較等質(zhì)量的實(shí)體板而言并無(wú)明顯優(yōu)勢(shì)。

優(yōu)化夾芯板上面板、芯層、下面板的質(zhì)量配比，可獲得同等工況下耗能效率最高的配置方案，但此配置方案可能會(huì)隨爆炸工況的變化而變化，這還有待于進(jìn)一步的研究。

［1］FLECK N A，DESHPANDE V S.The resistance of clamped sandwich beams to shock loading［J］.Journal of Applied Mechanics，2004，71（3）：386-401.

［2］XUE Z Y，HUTCHINSON J W.A comparative study of impulse-resistant metal sandwich plates［J］.International Journal of Impact Engineering，2004，30（10）：1283-1305.

［3］MCSHANE G J，DESHPANDE V S，F(xiàn)LECK N A.The underwater blast resistance of metallic sandwich beams with prismatic lattice cores［J］.Journal of Applied Mechanics，2007，74（2）：352-364.

［4］QIU X，DESHPANDE V S，F(xiàn)LECK N A.Dynamic response of a clamped circular sandwich plate subject to shock loading［J］.Journal of Applied Mechanics，2004，71（5）：637-645.

［5］QIN Q H，YUAN C，ZHANG J X，et al.Large deflection response of rectangular metal sandwich plates subjected to blast loading［J］.European Journal of Mechanics-A/Solids，2014，47：14-22.

［6］唐廷，韋灼彬，朱錫，等.近距爆炸作用下疊層復(fù)合夾芯板局部層裂破壞的理論研究［J］.振動(dòng)與沖擊，2013，32（24）：15-21.TANG T，WEI Z B，ZHU X，et al.Theoretical study on local spalling fracture of a laminated composite sandwich plate subjected to close blast loading［J］.Journal of Vibration and Shock，2013，32（24）：15-21（in Chinese）.

［7］王洪欣，查曉雄，余敏，等.爆炸作用下金屬面夾芯板力學(xué)性能研究［J］.建筑結(jié)構(gòu)學(xué)報(bào)，2013，34（增刊1）：401-406.WANG H X，ZHA X X，YU M，et al.Mechanical behavior of metallic sandwich panels under blast action［J］.Journal of Building Structures，2013，34（Supp 1）：401-406（in Chinese）.

［8］王濤，余文力，秦慶華，等.爆炸載荷下泡沫鋁夾芯板變形與破壞模式的實(shí)驗(yàn)研究［J］.兵工學(xué)報(bào)，2016，37（8）：1456-1463.WANG T，YU W L，QIN Q H，et al.Experimental investigation into deformation and damage patterns of sandwich plates with aluminum foam core subjected to blast loading［J］.Acta Armamentarii，2016，37（8）：1456-1463（in Chinese）.

［9］敬霖.強(qiáng)動(dòng)載荷作用下泡沫金屬夾芯殼結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)行為及其失效機(jī)理研究［D］.太原：太原理工大學(xué)，2012.JING L.The dynamic mechanical behavior and failure mechanism of sandwich shells with metallic foam cores under intensive loading［D］.Taiyuan：Taiyuan University of Technology，2012（in Chinese）.

［10］張攀.空中近場(chǎng)爆炸載荷下夾層板結(jié)構(gòu)的動(dòng)力學(xué)行為及其失效機(jī)理研究［D］.武漢：華中科技大學(xué)，2014.ZHANG P.Research on dynamic response and failure mechanism of sandwich plate structures under near-field air blast loading［D］.Wuhan：Huazhong University of Science and Technology，2014（in Chinese）.