張元豪， 程忠慶， 方志威， 侯海量， 朱 錫

(1.海軍工程大學，武漢 430033； 2.海軍勤務學院，天津 300450； 3.91189部隊，江蘇 連云港 222041)

泡沫鋁材料擁有輕質(zhì)、高比強度的特點，是一種獨特的結(jié)構(gòu)，同時具備良好的物理性能，成為了被廣泛應用在工程中的新型材料。由于泡沫鋁材料具有良好的吸能性能，因此經(jīng)常作為吸能構(gòu)件應用于工程領(lǐng)域來抵御彈體的侵徹或是爆炸后沖擊波的毀傷[1-2]。不可忽視的是，泡沫鋁材料的局限性也來自于本身的低強度特性。金屬材料在特性上與泡沫鋁材料互補，擁有高強度然而吸能效果差。因此泡沫鋁材料在工程中被作為芯材與金屬材料結(jié)合組成夾芯結(jié)構(gòu)。此種夾芯結(jié)構(gòu)大幅度提高了自身的比強度與比剛度，將泡沫鋁材料的優(yōu)勢性能發(fā)揮到最大[3-4]。

目前國內(nèi)外學者致力于研究泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)在靜態(tài)載荷、沖擊波及撞擊載荷作用下的力學性能，開展了大量的理論及實驗研究。Zu等[5]利用三點彎曲法研究了鋼板和泡沫鋁組成的夾芯結(jié)構(gòu)在靜態(tài)下的力學性能，認為面板和芯層的厚度決定了夾芯板的抗彎曲性能，抗彎曲性能隨厚度的增大而提高。Wang等[6]設計了金屬、非金屬材料與泡沫鋁組成的夾芯板，對夾芯板的靜態(tài)力學性能進行了研究，認為非金屬材料的存在有利于夾芯板力學性能的提升。Cheng等[7]則研究了環(huán)氧樹脂膠對泡沫鋁夾芯板在準靜態(tài)載荷作用下的力學性能的影響，發(fā)現(xiàn)環(huán)氧樹脂膠厚度與夾芯板的吸能性能成正相關(guān)。諶河水等[8]則通過實驗認為泡沫鋁及泡沫鋁夾芯板的動態(tài)力學性能在高速撞擊下相似，泡沫鋁夾芯板的吸能特性高于泡沫鋁。敬霖等[9]通過沖擊試驗發(fā)現(xiàn)泡沫鋁夾芯梁相對等質(zhì)量實體梁具有更好的抗沖擊性能。宋延澤等[10]開展了金屬子彈撞擊泡沫鋁夾芯板的動態(tài)響應實驗，研究表明，增加面板厚度或芯層厚度能控制撓度，改善結(jié)構(gòu)的整體吸能性能。Mohan等[11]采用三種不同材料的面板與泡沫鋁組成夾芯結(jié)構(gòu)，利用半球形沖頭撞擊夾芯結(jié)構(gòu)，得到結(jié)論：泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)由于面板的存在明顯提升了整體抗沖擊性能，通過增加芯材厚度同樣可以提高結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。李志斌等[12]將復合材料和泡沫鋁組成夾芯板，開展了低速沖擊試驗，試驗結(jié)果表明夾芯板的前面板厚度變化能顯著影響增提結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。Vaidya等[13]以不同高聚物為面板與泡沫鋁組合，研究了夾芯板在中低速沖擊下的響應并得到了最優(yōu)狀態(tài)下面板與芯層的參數(shù)。牛衛(wèi)晶[14]開展了泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的彈道試驗，得到了夾芯結(jié)構(gòu)各組成部分厚度及彈體侵徹速度對整體抗彈性能的影響：增加夾芯結(jié)構(gòu)中任一組成部分的厚度均能提高結(jié)構(gòu)的抗彈性能；彈體高速侵徹時，夾芯結(jié)構(gòu)呈現(xiàn)較好的抗彈性能。石少卿等通過理論及有限元軟件LS-DYNA分析對比了泡沫鋁單層材料與夾芯結(jié)構(gòu)的防爆性能差異，結(jié)果表明夾芯結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的防爆減振效果。楊飛等[15]研究了彈體侵徹泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的耗能機理，同時利用有限元軟件LS-DYNA對侵徹過程進行了數(shù)值模擬。閻石等[16]采用有限元數(shù)值分析方法研究了泡沫鋁復合層的抗爆性能，指出泡沫鋁復合結(jié)構(gòu)能有效降低空氣沖擊波的超壓峰值。韓守紅等[17]認為剛度小的迎爆面板和剛度大的背爆面板同泡沫鋁芯材組成的夾芯結(jié)構(gòu)具有較好的抗爆炸沖擊波侵徹性能。鐘云嶺等[18]運用一維波理論分析了沖擊波對泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的影響，研究了夾芯結(jié)構(gòu)的衰減特性和耗能機制。

綜合分析專家學者的研究成果，得出泡沫鋁材料在準靜態(tài)載荷和中低速沖擊載荷作用下表現(xiàn)出良好的吸能性能。目前國內(nèi)外研究中有關(guān)彈體中速侵徹下，改變面板厚度對泡沫鋁材料夾芯結(jié)構(gòu)的抗彈性能影響的研究很少。本文通過彈道試驗研究分析了泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的破壞模式，得到了前后面板厚度大小、后面板分層對夾芯結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響，對泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的合理布置具有一定意義。

1 試驗設計

試驗采用14.5 mm口徑的滑膛彈道槍系統(tǒng)發(fā)射彈體，通過火藥推進，該系統(tǒng)包括激光測速裝置，試驗裝置示意圖如圖1所示。

圖1 試驗裝置示意圖Fig.1 Sketch of the experimental equipment

試驗彈體采用質(zhì)量為7.5 g的FSP，材料采用由經(jīng)淬火處理的45#鋼。夾芯結(jié)構(gòu)的面板材料采用Q235鋼，尺寸為400 mm×400 mm，厚度為1 mm，2 mm,3 mm,4 mm，暴露面積為300 mm × 300 mm；芯層材料為閉孔泡沫鋁，尺寸為200 mm×200 mm×20 mm，暴露面積為200 mm × 200 mm。利用環(huán)氧樹脂膠將面板與芯層粘接，靜置24 h使其固化。實驗采用靶架固定的形式，事先將靶架固定于滑道上，實驗過程中再將靶板固定在靶架上，芯層與面板四邊均為固支。前后面板、彈體及泡沫鋁材料力學性能分別如表1和表2所示。

表1 鋼的力學性能Tab.1 Mechanical properties of steel

表2 泡沫鋁力學性能Tab.2 Mechanical properties of aluminum foam

為研究泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)前后面板厚度大小、后面板分層對夾芯結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響，開展了3種泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)(見圖2)：1 mm前面板+芯材+4 mm后面板(I)、2 mm前面板+芯材+3 mm后面板(II)、2 mm前面板+芯材+2 mm第一層后面板+1 mm第二層后面板(III) 的彈道試驗。復合裝甲結(jié)構(gòu)被設置在前、后面板四角處的 2寸G 形夾夾緊，由于面板與芯層已有環(huán)氧樹脂膠粘接，因此G 形夾不必過分夾緊，避免泡沫鋁的前期坍塌。

圖2 3種夾芯結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Sketch of 3 kinds sandwich structure

2 試驗結(jié)果

表3給出了彈體侵徹3種不同組合形式的靶板在試驗中所測到的初始速度、剩余速度以及單位面密度吸能。

圖3給出了試驗工況2、工況5、工況7～工況9中FSP穿甲后的破壞形貌。由圖可知，彈體侵徹姿態(tài)均為正侵徹，穿甲后發(fā)生明顯的墩粗破壞，且初始速度越高彈體的剩余高度越低，侵蝕越明顯。

表3 泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)及試驗結(jié)果Tab.3 The sandwich structure of aluminum foam and main results of experiment

圖3 各試驗中FSP彈破壞形貌Fig.3 Failure mode of FSP projectiles

3 試驗結(jié)果分析

3.1 穿甲破壞模式分析

圖4給出了工況1中夾芯結(jié)構(gòu)各組成部分的破壞形貌。由于工況1中FSP彈速較低，前面板在剪切破壞的同時存在明顯的碟形彎曲變形。FSP攜帶前面板沖塞塊侵徹泡沫鋁，觀察彈孔發(fā)現(xiàn)，其形狀幾乎與FSP彈體截面一致。泡沫鋁背彈面出現(xiàn)了略大于迎彈面的破口，這是由于反射拉伸波的作用使背彈面發(fā)生了撕裂破壞。由于彈速較低，彈體未能穿透后面板，后面板形成鼓包突起。

工況3與工況1的靶板類型一樣，彈體初速較工況1高。圖5為工況3中夾芯結(jié)構(gòu)各部分的破壞形貌。由于泡沫鋁對前面板具有動支撐作用，而工況3中彈體初速高于工況1，因此前面板出現(xiàn)碟形彎曲破壞程度較工況1不明顯。由圖5(b)可看到泡沫鋁芯材彈孔存在壓實坍塌破壞，這是由于當FSP侵徹過程中前面板與泡沫鋁相互擠壓造成的；工況3中泡沫鋁背彈面撕裂破壞程度較工況1有所增大(見圖5(c))。后面板背彈面在發(fā)生剪切破壞的同時伴隨一定的拉伸破壞。

圖4 工況1靶板的破壞形貌Fig.4 Failure mode 1

圖5 工況3靶板的破壞形貌Fig.5 Failure mode 3

工況5中夾芯結(jié)構(gòu)為靶板類型Ⅱ。由圖6得到，前面板迎彈面同樣存在碟形彎曲變形；泡沫鋁迎彈面發(fā)生明顯的絕熱剪切破壞。工況5中前面板厚度較工況3大，侵徹芯材的沖塞塊質(zhì)量大，因此芯材背彈面撕裂破壞范圍相比于工況3大；后面板厚度較工況3小，背彈面在貫穿破壞的同時發(fā)生更加明顯的剪切、拉伸破壞，觀察圖6(b)發(fā)現(xiàn)背彈面存在一定的花瓣開裂現(xiàn)象。

工況8、工況9采用靶板類型III，即后面板分層，圖7和圖8分別給出了工況8、工況9中前后面板的破壞形貌。由于工況8中FSP初速較高，前面板彈孔部位的局部高溫使鋼材熱軟化并向彈孔附近堆積，出現(xiàn)明顯的唇邊開坑現(xiàn)象。后面板僅1 mm，因此在彈體貫穿后出現(xiàn)明顯的塑形、拉伸變形。工況9中后面板出現(xiàn)鼓包，近似臨界擊穿(見圖8(b))。

圖6 工況5靶板的破壞形貌Fig.6 Failure mode 5

圖7 工況8面板破壞形貌 Fig.7 Failure mode 8

圖8 工況9面板破壞形貌 Fig.8 Failure mode 9

3.2 抗彈性能對比分析

各工況中沖塞塊的質(zhì)量、動能以及靶板的單位面密度吸能如表4所示。

表4 靶板單位面密度吸能Tab.4 The absorbed energy per unit area of target plate

試驗工況2、工況6中FSP分別為以670.8 m/s和669.5 m/s的初始速度侵徹試驗靶板，兩者剩余速度分別為193.9 m/s和210.7 m/s。比較二者可得，在初速近似的情況下，靶板類型Ⅰ的抗彈性能要優(yōu)于靶板類型Ⅱ。這是由于夾芯結(jié)構(gòu)中前面板的主要破壞形式為剪切破壞，而后面板的主要破壞形式還包括有拉伸破壞，拉伸破壞耗能要高于剪切破壞，因此在總面密度一定的情況下，后面板越厚，靶板抗彈性能越好。

試驗工況4中彈體初速為586.8 m/s，侵徹完成后彈體的剩余速度為159.3 m/s；試驗工況9中彈體初速為607.4 m/s，彈體未能穿透靶板。工況6、工況8中彈體初速相近，而工況6和工況8的單位面密度吸能EA分別28.56 J·m2/kg，30.82 J·m2/kg。由以上可知，靶板類型III的抗彈性能要優(yōu)于靶板類型Ⅱ。這是由于將后面板分層后，最后一層鋼板能夠充分鼓包來增加耗能。

4 結(jié) 論

本文利用彈道試驗分析了泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)抗中低速FSP侵徹的破壞模式，對比了夾芯結(jié)構(gòu)三種組合形式的抗彈性能優(yōu)劣，得到如下主要結(jié)論：

(1)在FSP中低速侵徹下，泡沫鋁芯材發(fā)生了胞壁的絕熱剪切破壞，芯材背彈面發(fā)生明顯的撕裂破壞。

(2)在FSP中低速侵徹下，前面板發(fā)生絕熱剪切破壞，彈孔周圍產(chǎn)生明顯的碟形彎曲變形；后面板發(fā)生塑性變形和拉伸破壞，后面板較薄時，還相應出現(xiàn)花瓣開裂現(xiàn)象。

(3)在總面密度相同的情形下，夾芯結(jié)構(gòu)的后面板越厚，整體單位面密度吸能越高，抗彈性能越好；將后面板分層后，整體抗彈性能較不分層有所提高。