鄧云飛 賈惠茹 路明建 張銀波

中國(guó)民航大學(xué)航空工程學(xué)院，天津，300300

0 引言

波紋夾芯結(jié)構(gòu)除了具有質(zhì)量小、隔熱與降噪性能好、比強(qiáng)度和比剛度高等優(yōu)點(diǎn)外，開(kāi)放式的單胞設(shè)計(jì)還使其擁有良好的流通性能和散熱性能，因此，波紋夾芯結(jié)構(gòu)在航空航天、高速列車、汽車、艦船等領(lǐng)域應(yīng)用廣泛。在航空領(lǐng)域，機(jī)翼墻腹板、寬弦空心風(fēng)扇葉片、尾翼等均采用了波紋夾芯結(jié)構(gòu)[1]，因該結(jié)構(gòu)對(duì)外來(lái)物沖擊的防護(hù)性能及損傷容限直接影響飛行器的飛行安全，因此，受到了沖擊工程領(lǐng)域眾多學(xué)者的關(guān)注。DAHIWALE等[2]對(duì)6061-T651鋁合金三角形波紋夾芯板和等面密度單層板抗卵形頭彈體的沖擊特性進(jìn)行了數(shù)值仿真研究，結(jié)果表明，三角形波紋夾芯板抗卵形頭彈體沖擊的性能低于單層板抗卵形頭彈體沖擊的性能，并且波紋夾芯板幾何尺寸、彈靶沖擊位置等因素均會(huì)對(duì)靶板抗沖擊性能產(chǎn)生影響。HOLMEN等[3]通過(guò)實(shí)驗(yàn)與數(shù)值仿真相結(jié)合的方法，對(duì)無(wú)填充與砂填充的AA 6005-T6鋁合金三角形波紋夾芯板在AP子彈沖擊下的穿甲力學(xué)性能進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，填充砂波紋夾芯板的抗沖擊性能明顯高于無(wú)填充結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能。WADLEY等[4]開(kāi)展了6061-T6鋁合金三角形夾芯板對(duì)直徑為12.7 mm的高強(qiáng)度鋼球的抗沖擊實(shí)驗(yàn)研究，并與等面密度單層鋁板進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明，無(wú)填充結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能均低于單層板的抗沖擊性能，并且不同沖擊位置的抗沖擊性能差異不大，氧化鋁填充結(jié)構(gòu)基座位置的抗沖擊性能高于單層板的抗沖擊性能，而節(jié)點(diǎn)位置的抗沖擊性能低于單層板的抗沖擊性能。B?RVIK等[5]對(duì)AA 6005-T6鋁合金三角形波紋夾芯板抗卵形頭彈體沖擊特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真研究，結(jié)果表明，單層板的抗沖擊性能顯著高于等質(zhì)量的波紋夾芯板的抗沖擊性。趙桂平等[6]通過(guò)數(shù)值仿真研究了泡沫鋁彈體和不銹鋼彈體沖擊鋁泡沫夾層板、方孔蜂窩和三角形波紋夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性，研究表明，泡沫彈體沖擊時(shí)，鋁泡沫夾層板抗沖擊性能最高，其次為三角形波紋夾芯板，而方孔蜂窩夾芯板最差，剛性彈體沖擊時(shí)，三角形波紋夾芯板能量吸收能力最高，其次為方孔蜂窩夾芯板，而鋁泡沫夾層板最低。RUBINO等[7-8]對(duì)304不銹鋼三角形波紋芯與Y形芯的板結(jié)構(gòu)及其梁結(jié)構(gòu)受泡沫鋁彈體沖擊時(shí)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了試驗(yàn)與數(shù)值仿真研究，并與等面密度的單層板或梁進(jìn)行了對(duì)比分析，結(jié)果表明，彈體動(dòng)量較低時(shí)，兩種類型夾芯板的抗沖擊性能優(yōu)于單層板，但是，彈體動(dòng)量較高時(shí)，夾芯板正面板發(fā)生撕裂破壞，而整體板則保持完整，并且芯體方向布置對(duì)兩種夾芯梁的抗沖擊性能均存在顯著影響。

目前，國(guó)內(nèi)外對(duì)鋁合金波紋夾芯結(jié)構(gòu)的彈道行為已經(jīng)做了一些研究，但多集中于三角形或梯形波紋夾芯結(jié)構(gòu)，關(guān)于圓波紋夾芯結(jié)構(gòu)彈道防護(hù)性能的研究還鮮有報(bào)道。此外，鋁合金波紋夾芯結(jié)構(gòu)的加工工藝存在多樣性，主要以沖壓及焊接為主，而加工工藝對(duì)夾芯結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能可能存在影響。因此，本文采用一體化加工工藝制作2A12鋁合金圓波紋夾芯板，開(kāi)展夾芯板和等面密度的單層板對(duì)平頭彈體的抗沖擊特性研究，分析圓波紋夾芯板對(duì)平頭彈體沖擊的防護(hù)性能、失效模式和靶板耗能，并與單層板進(jìn)行對(duì)比分析，以揭示兩種靶板抗沖擊性能的差異及原因。

1 彈體沖擊靶體試驗(yàn)方案設(shè)置

試驗(yàn)靶板分為圓波紋夾芯板和等面密度單層板，均由厚16.4 mm的2A12-T4鋁合金板通過(guò)銑削和電火花線切割加工方法制備而成。圓波紋夾芯板通過(guò)去除板件中間的材料來(lái)獲得圓波紋形的芯體構(gòu)型，等效單層板通過(guò)在板件厚度方向上取材來(lái)獲得單層板應(yīng)有的厚度與尺寸，具體的加工流程如圖1所示。此種加工方法能夠保證結(jié)構(gòu)的完整性和波紋夾芯板上下面板、芯體以及節(jié)點(diǎn)連接處材料的一致性與均勻性，避免焊接、粘接等加工方式導(dǎo)致的靶板材料不均、各部位力學(xué)性能存在差異、上下面板與芯體脫粘等現(xiàn)象的產(chǎn)生。

圖1 加工流程Fig.1 Processing flow

圓波紋夾芯板邊長(zhǎng)為122 mm×122 mm，面板以及芯體壁厚度均為1.7 mm，芯體高度為13.0 mm。單層板尺寸為105 mm×105 mm×6 mm，具體外形尺寸以及安裝孔位置見(jiàn)圖2b。通過(guò)4個(gè)M6的螺栓將靶板固定于靶架上，圓波紋夾芯板與單層板的安裝方式見(jiàn)圖2。

彈體由硬38CrSi合金鋼制成，并經(jīng)過(guò)了淬火熱處理等工藝，平均硬度為53HRC，名義質(zhì)量為34.5 g，彈體對(duì)圓波紋夾芯板的沖擊位置在節(jié)點(diǎn)與基座，彈體尺寸及沖擊形式如圖3所示。

2 彈體沖擊靶板結(jié)果與討論

彈體沖擊靶體試驗(yàn)在一級(jí)炮系統(tǒng)上進(jìn)行，采用超高速攝像機(jī)記錄彈靶沖擊過(guò)程，幀率設(shè)定為60 000 fps(幀每秒)，并借助攝像機(jī)自帶軟件進(jìn)行圖像處理，獲得彈體初始、剩余速度和飛行姿態(tài)等。表1給出了平頭彈沖擊靶板的初始速度vi與剩余速度vr試驗(yàn)數(shù)據(jù)。

基于Recht-Ipson公式[9]，通過(guò)最小二乘法擬合彈體貫穿靶板的初始與剩余速度數(shù)據(jù)得到彈道極限速度以及速度曲線。彈道極限速度計(jì)算公式如下：

(a)圓波紋夾芯板尺寸

(b)單層板尺寸

(c)安裝方式圖2 靶板尺寸及安裝方式Fig.2 Installation and dimensions of plate

(a)彈體尺寸

(b)沖擊節(jié)點(diǎn)位置 (c)沖擊基座位置圖3 彈體尺寸及沖擊形式Fig.3 Dimension and location of projectile

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)

(1)

a=mp/(mp+mpl)

式中，vbl為彈道極限速度；mp為彈體質(zhì)量；mpl為沖塞塊質(zhì)量；p為待定常數(shù)。

彈體沖擊靶板模型參數(shù)如表2所示。

表2 彈體沖擊靶板模型參數(shù)

圖4對(duì)比了平頭彈體沖擊圓波紋夾芯板和單層板的速度曲線，圓波紋夾芯板基座沖擊時(shí)彈道極限速度為107 m/s，圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)沖擊時(shí)彈道極限速度為116.0 m/s，單層板彈道極限速度為149 m/s。單層板與圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)和基座沖擊相比，彈道極限速度分別提高28.5%與39.3%，即單層板對(duì)平頭彈體的抗沖擊性能高于圓波紋夾芯板，并且圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)和基座沖擊相比，彈道極限速度提高8.4%。此外，隨著彈體初始沖擊速度增加，平頭彈體沖擊三種靶板的初始-剩余速度曲線趨于接近。彈體沖擊靶板后的剩余速度隨其初始速度的降低呈現(xiàn)出快速下降的趨勢(shì)，并且初始沖擊速度越接近彈道極限速度，彈體剩余速度的下降速率越高。

圖4 彈體沖擊靶板的初始-剩余速度曲線Fig.4 Residual velocity and initial velocity plates when plates impacted by projectiles

靶板的抗沖擊性能除了以彈道極限速度來(lái)表征外，能量耗散也可以作為一個(gè)評(píng)估指標(biāo)。彈體沖擊靶板過(guò)程中靶板的總耗能Ea可以通過(guò)彈體的動(dòng)能變化量ΔE來(lái)表示，表達(dá)式為

(2)

圖5給出了靶板耗能隨彈體初始沖擊速度的變化曲線，圓波紋夾芯板耗能隨著彈體初始沖擊速度的增加先增大然后趨于穩(wěn)定，而單層板則表現(xiàn)出相反的趨勢(shì)，并且波紋夾芯板與單層板的最大耗能均表現(xiàn)在彈道極限速度附近。此外，在彈體相同沖擊速度下，圓波紋夾芯板的耗能量普遍低于等效單層板，但三種靶板耗能量的差異隨著沖擊速度的增加而逐漸減小。

圖5 不同靶板的耗能對(duì)比Fig.5 Comparison of energy consumption betweendifferent plates

2.1 圓波紋夾芯板失效機(jī)理分析

圖6給出了平頭彈體沖擊圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)位置的典型過(guò)程，彈體在沖擊過(guò)程中保持剛性，而波紋板發(fā)生沖塞，并且塞塊破碎。

t=1283 μs t=1533 μs t=1600 μs t=1633 μs(a)vi=103.2 m/s,vr=0

t=1117 μs t=1450 μs t=1700 μs t=2667 μs(b)vi=120.9 m/s,vr=39.7 m/s

t=583 μs t=667 μs t=700 μs t=900 μs(c)vi=266.6 m/s,vr=237.1 m/s圖6 彈體沖擊圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)的典型過(guò)程Fig.6 Typical process of node of the circular corrugated sandwich plates impacted by projectiles

圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)位置受平頭彈體沖擊的損傷情況如圖7所示。波紋夾芯板正面板因剪切作用而發(fā)生圓形片狀沖塞破壞，并且伴隨有局部隆起變形。芯體在彈體及沖塞破片的擠壓作用下，頂部因拉伸撕裂向外翻轉(zhuǎn)，中部可能生成裂紋，底部與背面板均連接完好。當(dāng)彈體沖擊速度低于彈道極限速度時(shí)，背面板發(fā)生鼓包變形；當(dāng)彈體沖擊速度高于彈道極限速度時(shí)，背面板發(fā)生拉伸撕裂破壞，并且產(chǎn)生大片不規(guī)則碎片。此外，隨著彈體沖擊速度的增加，靶板正面板凹坑變形逐漸減小，芯體變形、破碎及其縱向裂紋擴(kuò)展程度有所降低，背面板也由未貫穿的鼓包變形轉(zhuǎn)化為完全貫穿后的撕裂碎片破壞，并且背面板撕裂程度與變形量隨著沖擊速度的增加有減小趨勢(shì)。

(a)vi=103.2 m/s,vr=0

(b)vi=120.9 m/s,vr=39.7 m/s

(c)vi=266.6 m/s,vr=237.1 m/s圖7 圓波紋夾芯板節(jié)點(diǎn)受彈體沖擊損傷形貌Fig.7 Damage model of pedestal of circular corrugated sandwich plates impacted by projectile

t=1716 μs t=1983 μs t=2118 μs t=2350 μs(a)vi=102.5 m/s,vr=0

t=1150 μs t=1967 μs t=2317 μs t=3400 μs(b)vi=125.4 m/s,vr=49.3 m/s

t=917 μs t=1017 μs t=1250 μs t=1567 μs(c)vi=203.8 m/s,vr=164.3 m/s圖8 彈體沖擊圓波紋夾芯板基座的典型過(guò)程Fig.8 Typical process of pedestal of the circular corrugated sandwich plates impacted by projectiles

圖8給出了平頭彈體沖擊圓波紋夾芯板基座的典型過(guò)程，可以發(fā)現(xiàn)彈體飛行姿態(tài)良好，彈體擊穿波紋板后姿態(tài)發(fā)生一定程度的偏轉(zhuǎn)，這是由于彈體在侵徹波紋板過(guò)程中的受力不可能絕對(duì)均勻所導(dǎo)致。當(dāng)彈體速度為102.5 m/s時(shí)，彈體鑲嵌在波紋板中，此時(shí)彈體速度比較接近彈道極限速度；當(dāng)彈體速度高于彈體極限速度時(shí)，波紋板發(fā)生明顯的沖塞，而彈體未見(jiàn)變形。

圖9給出了平頭彈體沖擊夾芯板基座試驗(yàn)后回收的波紋板樣件，正面板發(fā)生拉伸撕裂破壞，并且正面板的變形被相鄰的兩個(gè)波峰限定在其間，相比夾芯板節(jié)點(diǎn)沖擊，此時(shí)面板的全局變形量有所減小，這是由于夾芯板節(jié)點(diǎn)沖擊時(shí)正面板變形被限定在相鄰的三個(gè)波峰之間。夾芯板節(jié)點(diǎn)與基座沖擊相比，正面板更容易發(fā)生剪切失效，這是因?yàn)楣?jié)點(diǎn)沖擊時(shí)芯體波峰給正面板提供了支撐力，增加了正面板剛度，并且減小了正面板的局部變形，這有利于促使正面板發(fā)生剪切。

(a)vi=125.4 m/s,vr=49.3 m/s

(b)vi=186.2 m/s,vr=144.7 m/s

(c)vi=203.8 m/s,vr=164.3 m/s圖9 圓波紋夾芯板基座受彈體沖擊損傷形貌Fig.9 Damage model of pedestal of circular corrugated sandwich plates impacted by projectile

當(dāng)彈體速度比較低時(shí)，夾芯板芯體與背面板拉伸撕裂嚴(yán)重，撕裂區(qū)域形狀不規(guī)則，表現(xiàn)出明顯的脆性撕裂特征。隨著彈體速度增加，芯體與背面板撕裂程度減小，并且比較規(guī)則，如圖9所示。當(dāng)彈體沖擊夾芯板基座時(shí)，芯體與背面板撕裂損傷主要沿波紋垂直方向擴(kuò)展，這是由于彈體沖擊點(diǎn)位于芯體波谷和背面板連接處上方，連接處對(duì)芯體與背面板撕裂阻力比較大。當(dāng)彈體沖擊夾芯板節(jié)點(diǎn)時(shí)，芯體與背面板撕裂損傷主要沿波紋方向擴(kuò)展，這是因?yàn)樗毫褤p傷被限定在相鄰兩個(gè)波谷之間。

2.2 單層板失效機(jī)理分析

彈體對(duì)單層板沖擊的典型過(guò)程見(jiàn)圖10。當(dāng)彈體沖擊速度低于彈道極限速度時(shí)，彈體被靶板反彈或鑲嵌；當(dāng)彈體沖擊速度高于彈道極限速度時(shí)，靶板產(chǎn)生一個(gè)圓柱狀塞塊。

t=1200 μs t=1233 μs t=1600 μs t=3467 μs(a)v0=146.1 m/s,vr=0

t=1100 μs t=1167 μs t=1450 μs t=1883 μs(b)v0=156.5 m/s,vr=89.3 m/s

t=683 μs t=733 μs t=883 μs t=1167 μs(c)v0=214.4 m/s,vr=176.0 m/s圖10 彈體對(duì)單層板沖擊的典型過(guò)程Fig.10 Typical process of monolithic plates impacted by projectiles

(a)v0=146.1 m/s,vr=0

(b)v0=156.5 m/s,vr=89.3 m/s

(c)v0=214.4 m/s,vr=176.0 m/s圖11 單層板受彈體沖擊損傷形貌Fig.11 Damage mode of monolithic plates impacted by projectiles

單層板受平頭彈體沖擊的損傷情況如圖11所示。當(dāng)彈體沖擊速度低于彈道極限速度時(shí)，沖塞未脫離靶板，靶板存在明顯的局部變形。當(dāng)彈體沖擊速度高于彈道極限速度時(shí)，靶板有規(guī)則且完整的沖塞產(chǎn)生，斷口周圍形成局部盤(pán)式隆起。事實(shí)上，單層板受平頭彈體沖擊時(shí)，彈體首先擠壓剪切靶板，隨后在彈體頭部前面產(chǎn)生微裂紋，并且裂紋的擴(kuò)展速度高于彈體侵徹速度，隨著彈體侵徹的進(jìn)行，裂紋不斷擴(kuò)展到靶板背面，最后沖塞形成并且脫離靶板，彈體穿過(guò)靶體，因此，靶板在其正面剪切與背面拉伸撕裂共同作用下產(chǎn)生沖塞破壞。彈體剪切作用在靶板正面斷口處產(chǎn)生明顯的光滑剪切帶，而背面斷口內(nèi)壁較為粗糙，斷口邊緣有少量的微裂紋生成。

單層板的變形情況如圖12所示，當(dāng)彈體沖擊速度高于彈道極限速度時(shí)，靶板變形量隨著沖擊速度的增加而減小，并且當(dāng)沖擊速度在彈道極限速度附近時(shí)靶板變形量達(dá)到最大值。此外，隨著彈體沖擊速度增加，靶板全局變形逐漸減小，局部變形開(kāi)始起主導(dǎo)作用。

(a)靶板橫截面變形對(duì)比

(b)靶板變形曲線對(duì)比圖12 單層板變形對(duì)比Fig.12 Comparison of the deformation of monolithic plates

剛性彈體對(duì)金屬靶板的侵徹/穿甲通常由侵徹過(guò)程和最終失效模式控制，靶板的失效機(jī)理與變形模式對(duì)其彈道性能有直接影響，靶板的變形包含全局的結(jié)構(gòu)變形與局部失效。從單層板轉(zhuǎn)變到波紋夾芯板，靶板的主要變形與失效模式發(fā)生相應(yīng)的變化，并且靶板的整體剛度也發(fā)生了改變。第一，靶板在彈體沖擊作用下發(fā)生塑性變形，而板件的變形主要受其剛度影響。板件剛度K=ET3/[12(1-υ2)]，其中E是材料彈性模量，T是材料厚度，υ是材料泊松比。因此，靶板分層極大地降低了其剛度，也就是降低靶板抵抗變形的能力，從而降低靶板的抗沖擊性能。第二，當(dāng)靶板厚度達(dá)到一定值時(shí)，靶板分層會(huì)導(dǎo)致其失效與耗能模式發(fā)生轉(zhuǎn)變。靶板從厚6 mm 的單層板轉(zhuǎn)變到波紋夾芯板，靶板的主要耗能模式從剪切過(guò)渡到拉伸撕裂，拉伸撕裂模式的耗能效率高于剪切，并且靶板從局部失效過(guò)渡到整體的結(jié)構(gòu)變形，這些有助于提升多層靶板的抗沖擊性能。若只有上述兩點(diǎn)，波紋板的抗沖擊性能可能高于單層板，如文獻(xiàn)[10-11]發(fā)現(xiàn)多層板的抗沖擊性能高于等厚度的單層板。第三，波紋夾芯板可以被認(rèn)為是三層板，而且三層板之間存在間隙，間隙減小了多層板結(jié)構(gòu)中各層靶板的相互作用，從而降低了整體結(jié)構(gòu)的抗彎剛度，這樣導(dǎo)致靶板對(duì)彈體的阻抗力下降。第四，波紋夾芯板的波紋結(jié)構(gòu)限制了上下面板的結(jié)構(gòu)變形，面板的結(jié)構(gòu)變形被限制在波紋板的波峰或波谷之間，這將減小上下面板的結(jié)構(gòu)變形，從而降低波紋夾芯板的抗沖擊性能，如圖7和圖9所示。

3 結(jié)論

(1)平頭彈體沖擊圓波紋夾芯板的彈道極限速度低于單層板。沖擊位置對(duì)夾芯板抗沖擊性能存在影響，節(jié)點(diǎn)沖擊時(shí)夾芯板抗沖擊性能高于基座沖擊情況。不同靶板的抗沖擊性能差異隨著彈體沖擊速度增加而逐漸減小。

(2)圓波紋夾芯板與單層板的耗能規(guī)律存在差異，圓波紋夾芯板的耗能量普遍低于單層板，但兩種靶板耗能量的差異隨著彈體沖擊速度的增加而減小。

(3)圓波紋夾芯板正面板發(fā)生剪切沖塞與局部凹坑變形破壞；芯體發(fā)生剪切沖塞、屈曲擠壓變形或壓潰破壞；背面板發(fā)生撕裂破壞。單層板則主要發(fā)生局部的剪切沖塞，并且靶板變形量隨著沖擊速度的增加而減小。此外，靶板失效模式也受彈體沖擊速度的影響。