熊飛揚(yáng) 高松林 李曉彬 張 磊 杜志鵬 張春輝 肖登寶 李 營

(武漢理工大學(xué)交通學(xué)院交通學(xué)院1) 武漢 430063) (海軍研究院2) 北京 102401) (北京理工大學(xué)先進(jìn)結(jié)構(gòu)技術(shù)研究院3) 北京 100081)

0 引 言

提高艦船結(jié)構(gòu)的抗爆抗沖擊性能是提高艦船生命力的關(guān)鍵問題[1].為提高抗爆抗沖擊能力，張延昌等[2]將蜂窩夾層板用于艦艇舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，增加結(jié)構(gòu)塑性吸能.而星形結(jié)構(gòu)的動態(tài)承載能力和吸能效果較傳統(tǒng)的正方形蜂窩夾層板強(qiáng)[3].研究其抗爆抗沖擊性能，可以為艦船防護(hù)提供參考.Theocaris等[4]提出了星形結(jié)構(gòu)，并利用均勻化理論研究了具有星形結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的負(fù)泊松比特性及其影響因素；Zhou等[5]通過對星形結(jié)構(gòu)的胞元建立力學(xué)模型，利用歐拉梁理論推導(dǎo)出星形結(jié)構(gòu)的等效彈性模量和泊松比；Reis等[6]利用均勻化理論結(jié)合有限元的方法研究了星形結(jié)構(gòu)的等效彈性模量和泊松比.張一帆[7]通過3D打印技術(shù)制造了星形蜂窩結(jié)構(gòu)，采用MTS萬能試驗(yàn)機(jī)研究了星形結(jié)構(gòu)的等效彈性模量和泊松比.Li等[8]利用數(shù)值方法討論了準(zhǔn)靜態(tài)作用下胞元的幾何參數(shù)和材料對結(jié)構(gòu)泊松比的影響.贠昊等[9]利用數(shù)值方法結(jié)合Bloch定理分析了彈性波在星形節(jié)點(diǎn)周期性蜂窩內(nèi)部傳播的帶隙問題.Meng等[10]在Bloch定理的基礎(chǔ)上，結(jié)合(W-W)算法，利用動態(tài)矩陣研究了星形節(jié)點(diǎn)周期性蜂窩的帶隙問題.文獻(xiàn)[3]利用數(shù)值仿真，研究了動態(tài)載荷作用下二維星形結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)特性，給出了密實(shí)應(yīng)變和動態(tài)平臺應(yīng)力的經(jīng)驗(yàn)公式.上述研究主要集中在準(zhǔn)靜態(tài)和動態(tài)作用下，且對星形夾芯結(jié)構(gòu)在局部沖擊載荷作用下的實(shí)驗(yàn)研究偏少.

本文利用泡沫鋁子彈高速撞擊星形夾芯梁結(jié)構(gòu)[11-13]的試驗(yàn)手段，運(yùn)用高速攝影、DIC技術(shù)和動態(tài)數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)對星形夾芯結(jié)構(gòu)的變形過程和失效模式進(jìn)行了研究.

1 試驗(yàn)方法

1.1 試件

夾芯梁由面板、背板和芯層三部分組成.面板和背板由6063鋁合金制成，該材料的彈性模量72.4 GPa、泊松比0.33、密度2 700 kg/m3、屈服應(yīng)力75.8 MPa、抗拉強(qiáng)度120 MPa；芯層由某公司通過3D打印技術(shù)制作，3D打印材料采用AlSi10Mg，該材料的彈性模量56 GPa，泊松比0.3，密度2 700 kg/m3，屈服應(yīng)力180 MPa，抗拉強(qiáng)度345 MPa；泡沫鋁子彈采用某公司的泡沫鋁材料，泡沫鋁子彈的平均密度254 kg/m3，彈性模量1.05 GPa.

圖1為星形夾芯梁結(jié)構(gòu)的芯層和芯層中星形胞元的結(jié)構(gòu)示意圖.芯層是由星形胞元周期排列組成，長度方向包含26層胞元，寬度方向包含三層胞元，芯層的長寬高分別為208 mm×50 mm×24 mm；星形胞元的幾何尺寸由參數(shù)a，b，θ，t決定，見表1.通過改變星形胞元的壁厚t，構(gòu)造了兩種星形胞元；面板和背板采用長208 mm、寬50 mm、厚1 mm的矩形板；泡沫鋁子彈采用直徑37 mm、長80 mm的圓柱體.

圖1 芯層和星形胞元的結(jié)構(gòu)示意圖

表1 星形胞元的幾何尺寸

模型a/mmb/mmθ/(°)t/mm12.782.78630.622.782.78630.3

為了研究星形夾芯結(jié)構(gòu)在局部沖擊載荷作用下的失效模式與胞元壁厚以及泡沫鋁子彈初始速度間的關(guān)系，設(shè)計(jì)了表2所示的實(shí)驗(yàn)工況.

表2 試驗(yàn)工況表

1.2 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)采用泡沫鋁子彈高速撞擊夾芯梁來模擬局部沖擊載荷對夾芯梁的作用，試驗(yàn)裝置及示意圖見圖2.

圖2 泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁試驗(yàn)裝置示意圖

采用圖3的固支夾具實(shí)現(xiàn)夾芯梁兩端的固支邊界條件.采用一級氫氣炮，高速發(fā)射泡沫鋁子彈高速撞擊星形夾芯梁結(jié)構(gòu)；采用高速攝影獲得泡沫鋁子彈的初始速度和泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁的變形過程；采用DIC技術(shù)和兩臺高速攝影獲得夾芯梁背板在變形過程中的應(yīng)變信號；采用應(yīng)變片和數(shù)據(jù)采集儀，獲得夾芯梁面板在變形過程中的應(yīng)變信號，應(yīng)變片的安裝位置見圖3～4；采用高速攝影燈為高速攝影提供足夠的光強(qiáng).

圖3 固支夾具裝置

圖4 應(yīng)變片安裝位置示意圖

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁的過程

通過1號高速攝影記錄了泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁的過程.圖5給出了工況5的試驗(yàn)過程，其中將泡沫鋁子彈與夾芯梁接觸的時刻定義為0 ms.由圖5可知，當(dāng)泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁面板時，由于泡沫鋁子彈密度較小，其相對強(qiáng)度較夾芯梁小的多，因此子彈前端迅速發(fā)生塑性壓潰變形，并將泡沫鋁子彈的能量傳遞給面板，導(dǎo)致泡沫鋁子彈與面板接觸區(qū)域發(fā)生彎曲拉伸變形，并產(chǎn)生塑性鉸鏈，向兩側(cè)快速移動；面板在發(fā)生彎曲變形的同時將開始壓縮星形結(jié)構(gòu)，使芯層中部發(fā)生明顯的塑性壓潰行為，芯層兩側(cè)則在中部壓縮拉力的和彎矩的作用下，發(fā)生彎曲拉伸變形；背板則在芯層的整體彎曲變形作用下，發(fā)生非彈性大變形.

圖5 泡沫鋁撞擊夾芯梁過程

當(dāng)泡沫鋁子彈的動量為零時，夾芯梁的塑性耗散能達(dá)到最大，由于彈性能的釋放，夾芯梁開始回彈，在夾芯梁對泡沫鋁子彈的反作用力下，子彈與面板分離，并反向進(jìn)行運(yùn)動.

回顧整個撞擊過程，可以發(fā)現(xiàn)由于面板、芯層和背板三者沒有粘連在一起，導(dǎo)致在變形過程中三者發(fā)生明顯的脫離現(xiàn)象，并相互間發(fā)生二次碰撞，導(dǎo)致夾芯梁進(jìn)一步發(fā)生塑性變形，因此,對夾芯梁面板、芯層和背板進(jìn)行有效的連接能更好的增加夾芯梁的局部抗沖擊能力.

2.2 面板變形和失效模式

圖6為夾芯梁面板的失效模式圖.由圖6可知，面板的變形區(qū)域根據(jù)彎曲形式的區(qū)別可以分為兩類：內(nèi)凹彎曲和外凸彎曲.其中泡沫鋁子彈與面板撞擊區(qū)域呈現(xiàn)外凸彎曲模式；撞擊區(qū)域周圍則是呈現(xiàn)內(nèi)凹彎曲模式.

圖6 不同胞元壁厚情況下面板的失效模式

為了從數(shù)值上更好的分析面板的變形過程，給出了測點(diǎn)1處的應(yīng)變數(shù)據(jù)曲線，見圖7.從應(yīng)變時程曲線中可以明顯的發(fā)現(xiàn)兩個峰值和一個谷值，結(jié)合泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁的過程和面板失效模式.可以總結(jié)出：當(dāng)面板塑性鉸移動到測點(diǎn)1處時，測點(diǎn)1處發(fā)生外凸彎曲，應(yīng)變曲線出現(xiàn)第一個峰值；當(dāng)塑性鉸繼續(xù)往兩側(cè)運(yùn)動時，測點(diǎn)1處的外凸彎曲程度逐漸減小，直至外凸彎曲變形消失，應(yīng)變曲線出現(xiàn)波谷，此時面板只有拉伸變形.隨著面板繼續(xù)向前運(yùn)動，測點(diǎn)1處開始發(fā)生內(nèi)凹彎曲，彎曲程度逐漸增大；通過觀察夾芯梁的運(yùn)動過程可以發(fā)現(xiàn)，應(yīng)變曲線的第二個峰值是由于芯層和面板的二次撞擊導(dǎo)致面板測點(diǎn)1處應(yīng)變出現(xiàn)短暫的上升.

圖7 面板測點(diǎn)1處的應(yīng)變時程曲線

結(jié)合應(yīng)變時程曲線，可以發(fā)現(xiàn)面板的變形由拉伸變形和彎曲變形相結(jié)合，其中彎曲變形占主導(dǎo).

2.3 背板變形和失效模式

背板的變形模式基本一致，圖8為夾芯梁背板的失效模式圖.由圖8可知，夾芯梁在局部沖擊載荷作用下，背板的變形失效模式可近似為非彈性大變形，中心點(diǎn)撓度最大，沒有出現(xiàn)破口和斷裂情況.

圖8 不同胞元壁厚情況下背板的失效模式

為了從數(shù)值上更好的分析背板的變形過程，利用兩臺高速攝影和DIC技術(shù)，分析背板中心處位移時程曲線和背板位移云圖的變化規(guī)律.

圖9為背板中心點(diǎn)的撓度時程曲線，由圖9可知，背板中心點(diǎn)撓度曲線存在兩個峰值.根據(jù)泡沫鋁子彈撞擊夾芯梁過程，可以發(fā)現(xiàn)，第一個峰值是由于芯層對背板的初始撞擊形成，隨著芯層和背板的分離，背板在自身彈性應(yīng)變能作用下開始回彈.當(dāng)芯層與背板再次碰撞后，背板撓度開始出現(xiàn)第二個峰值，隨后繼續(xù)回彈，最后經(jīng)過略微振動后趨于穩(wěn)定值.

圖9 背板中心處的撓度時程曲線

圖10為不同時刻背板的應(yīng)變云圖.由圖10可知，背板在芯層的作用下，發(fā)生非彈性大變形，背板的變形從中部向兩邊擴(kuò)散，中部的撓度最大，向兩側(cè)逐漸減小.

圖10 不同時刻背板的位移云圖

2.4 芯層變形和失效模式

不同胞元壁厚夾芯梁的芯層變形存在一定差異，但基本上都可以將芯層變形區(qū)域劃分成兩類：子彈撞擊區(qū)域，該區(qū)域的變形比較嚴(yán)重；非子彈撞擊區(qū)域，該區(qū)域越靠近兩邊，變形越小.

圖11～12為壁厚0.3 mm的夾芯梁在局部沖擊載荷作用下，芯層的變形模式.按照變形特征可以將夾芯梁的變形區(qū)域劃分為壓縮區(qū)和無壓縮區(qū).在壓縮區(qū)內(nèi)，星形夾芯梁出現(xiàn)大面積的塑性變形，星形胞元發(fā)生折疊和坍塌，局部還存在撕裂和彎曲現(xiàn)象，因此該區(qū)域能夠吸收較多的沖擊能量；無壓縮區(qū)是指非子彈撞擊區(qū)域，由于沒有沖擊載荷直接作用，星形夾芯梁的塑性變形較小，胞元沒有坍塌和折疊現(xiàn)象，胞元壁主要發(fā)生彎曲現(xiàn)象.

圖11 胞元壁厚0.3 mm的夾芯梁芯層失效模式

圖12 胞元壁厚0.3 mm的夾芯梁變形局部放大圖

圖13為胞元壁厚0.6 mm的夾芯梁在局部沖擊載荷作用下，芯層的變形模式.按照變形特征可以將夾芯梁的變形區(qū)域劃分為局部彎曲和非局部彎曲.局部彎曲主要發(fā)生在泡沫鋁子彈撞擊區(qū)域，在該區(qū)域夾芯梁的彎曲程度大；而在泡沫鋁子彈撞擊區(qū)域附近，其彎曲程度較中心區(qū)域要小.通過局部放大圖，可以發(fā)現(xiàn)芯層彎曲主要是由于胞元壁發(fā)生斷裂和彎曲現(xiàn)象.

圖13 胞元壁厚0.6 mm的夾芯梁芯層失效模式和變形局部放大圖

3 夾芯梁參數(shù)的影響

圖14為不同泡沫鋁子彈初始速度和胞元壁厚情況下面板以及背板中點(diǎn)處的最大撓度.由圖14可知，相同脈沖載荷作用下，壁厚t越小，背板和面板的撓度越大；同一夾芯梁，面板中心處撓度大于背板中心處撓度；相同壁厚條件下，局部沖擊載荷越大，背板和面板的撓度越大，并近似呈現(xiàn)線性變化.為了能快速預(yù)測星形夾芯梁在不同沖擊載荷下的背板撓度，分別給出了壁厚為0.3 mm和0.6 mm撓度的線性擬合函數(shù).

w0.3=0.148v-1.157

(1)

w0.6=0.115v-2.810

(2)

式中：w0.3為胞元壁厚0.3 mm的夾芯梁背板中心點(diǎn)撓度；w0.6為胞元壁厚0.6 mm的夾芯梁背板中心點(diǎn)撓度；v為泡沫鋁子彈的初始速度.

圖14 面板和背板中點(diǎn)撓度隨子彈初始速度變化

4 結(jié) 論

1) 在局部沖擊載荷作用下，面板、芯層和背板的失效模式不一樣.面板的失效模式主要表現(xiàn)為子彈撞擊區(qū)域的外凸彎曲和非子彈撞擊區(qū)域的內(nèi)凹彎曲；芯層的失效模式根據(jù)壁厚的不同可以劃分為兩類：壓縮失效和彎曲失效，壁厚0.3 mm的芯層在子彈撞擊區(qū)域發(fā)生壓縮失效模式，非子彈撞擊區(qū)為彎曲變形，壁厚0.6 mm的芯層在子彈撞擊區(qū)域?yàn)榫植繌澢?，往兩?cè)彎曲程度逐漸減小；面板主要發(fā)生整體彎曲和拉伸變形，無明顯的局部壓入變形.

2) 星形夾芯梁背板和面板中心點(diǎn)的撓度隨著壁厚的減小而增加，因此,增加芯層厚度能顯著地提高夾芯梁的抗沖擊能力；星形夾芯梁背板和面板中心點(diǎn)的撓度隨著子彈初始速度的增加而增加，并近似呈現(xiàn)線性變化關(guān)系.