設計參數對手性蜂窩橡膠覆蓋層水下爆炸抗沖擊性能的影響

肖 鋒， 華宏星， 諶 勇， 朱大巍， 馬 超

(上海交通大學 機械系統與振動國家重點實驗室，上海 200240)

艦艇是海上部隊賴以生存和進行對敵攻擊的平臺，也是是海上戰斗的主要攻擊對象。由于水幾乎是不可壓縮的流體，因而成為沖擊波和聲波良好的傳播介質。隨著現代反艦武器的不斷改進，對艦艇的抗沖擊和聲隱身性能提出了更高的要求。開展艦艇新型防護結構形式的設計和研究對提高艦船生命力具有重要意義[1]。

在艇體濕表面敷設聲學覆蓋層被認為是一種能有效提高隱身性的方法[2]。聲學覆蓋層由多層粘彈性吸聲材料層合而成，內部特殊形式的空腔結構能在多種因素作用下對被敷設的水下結構起到明顯的減振降噪作用。通常在非耐壓殼板外表面敷設消聲瓦，在耐壓殼體的外表面敷設隔聲去耦瓦，在耐壓殼體內表面敷設“阻尼層”。國內外學者均對其聲學特性開展了大量的研究工作。研究表明，手性蜂窩結構具有優異的隔聲性能[3-4]。將它引入到艦船聲學覆蓋層的設計中能有效抑制由外板振動引起的水中聲輻射，從而具有一定的隔聲潛力。波形轉換特性能夠將船體結構中的準縱向波、彎曲波轉換為內部結構的扭轉波，消除艦艇殼體在臨界頻率以下的聲輻射模態，有效抑制由外板振動引起的水中聲輻射，降低聲輻射效率。內部結構的周期性對噪聲的主導頻段形成禁帶，帶隙頻率范圍內的彈性波將被局域在缺陷處，或沿缺陷傳播，抑制處于該頻段的噪聲向水中傳播。通過調節周期空腔結構的禁帶特性，可以進一步隔離機械噪聲主要頻段，而這些特點是普通蜂窩覆蓋層難以滿足的。

為了能夠更好地實現其對艦艇抗沖擊和隔聲雙重功效，實現艦艇整體抗沖擊和聲隱身性能。開展手性蜂窩覆蓋層的水下抗沖擊性能評估及抗沖擊機理分析，并在此基礎上通過改變相關設計參數來提高抗沖擊性是迫切需要解決的問題。目前，國內外對水下爆炸防護結構的研究較多[5-14]，但對手性蜂窩橡膠材料覆蓋層的水下爆炸研究報道還沒有。本文利用Abaqus中不同的超彈性本構模型對橡膠材料試驗數據進行擬合，在此基礎上選擇合適的本構模型，然后分析手性蜂窩覆蓋層的水下非接觸性爆炸動響應特點，并研究主要設計參數包括高度、鏤空率和面板材料對抗沖擊性能的影響。

1 有限元計算模型

圖1 手性蜂窩覆蓋層的水下爆炸幾何模型

圖1給出了包括流體域的手性蜂窩覆蓋層水下爆炸平面模型。手性蜂窩覆蓋層由正三角形孔和圓孔組成。覆蓋層的寬為160 mm，高為50 mm，上、下面厚度為4 mm，鏤空率(基體材料所占面積與覆蓋層整體面積之比)為30%。水下爆炸涉及到壓力波與結構的相互耦合，因此需建立足夠大的水域，水域寬度一般為結構寬度的6倍。為更真實地反映結構變形及流固耦合情況，減小低頻計算時產生的誤差，方形流體域的總深度取為1 m。由于所研究的問題屬于淺水爆炸，故模擬時不考慮靜水壓力的影響。由于船體重量相當大，且剛度比橡膠大的多，故將覆蓋層的下表面完全固定。在水體和覆蓋層的左右兩側施加周期性對稱邊界條件來模擬整個模型的周期性。同時，為避免應力在水域邊界上產生反射和壓力堆積，使用可流出的無反射邊界表示無限大的水域。為模擬流體空穴效應，設置發生空穴的臨界壓力為0 MPa。胞元孔內壁設置自接觸。材料應變率取文獻[13]中所采用的500 1/s。水體部分采用4節點四邊形線性聲學單元劃分(AC2D4R單元)，該單元不考慮剪切作用但可以傳遞應力波，覆蓋層采用4節點四邊形雙線性減縮積分單元劃分(CPS4R單元)。橡膠中的波速要比水中的波速低很多，所以在模型中接觸面的兩邊，有限單元網格在最小波長的尺度內最少要有六個節點。模型的網格必須劃分得足夠細，這里覆蓋層網格單元大小為0.6 mm，水體單元略小些為0.55 設置較小的時間增量，以精確捕捉初始高頻沖擊波的形成和傳播過程。爆炸載荷僅考慮沖擊波載荷。沖擊波等效為平面沖擊波來處理。沿用庫爾的經驗公式，自由場爆炸壓力波的壓力P可以近似地表示為沖擊波到來后時間t的指數函數，壓力以指數形式快速衰減，取30 MPa壓力峰值水下爆炸沖擊波載荷[15]。仿真計算中自由場測量得到的壓力峰值為30.002 4 MPa，與理論計算結果之間的相對誤差較小，非常接近，這樣保證了仿真計算方法的可靠性。

2 材料試驗數據擬合及超彈性本構模型確立

本文研究的覆蓋層材料采用文獻[14]中所用的邵氏硬度65氯丁橡膠。橡膠材料具有高度的非線性，其非線性特性可以用超彈性模型描述。但是，基于同樣的測試數據，不同的本構模型適用于不同的橡膠材料、應變區間和試驗方法。為此，本文選擇了5種較常用的超彈性模型對試驗數據進行擬合[16]。

圖2 擬合數據與試驗數據比較曲線

圖2給出了單向拉壓試驗數據與不同超彈性本構模型擬合數據比較曲線。從擬合結果來看，Mooney-Rivlin模型擬合的曲線在小應變時較為精確，而在中等應變和大應變時曲線趨勢同試驗數據的差別較大。Neo-Hookean模型在預測30～40%的中等應變單軸拉伸時擬合較好，但在預報大變形時與試驗數據相差最大。兩種模型因為它們的應變能密度都是不變量的線性函數，所以不能夠表示應力-應變曲線大應變部分的陡升行為。Yeoh模型在中等變形時出現軟化，在大變形情況下材料又變硬。曲線的趨勢比上面兩種模型有所改進，但同試驗數據的差別仍然比較大。Arruda-Boyce模型在中等變形和大應變區比Yeoh模型具有更好的吻合性，其曲線形式同試驗數據擬合的最好，適用于全應變范圍的條件。Ogden模型在中應變區比Mooney-Rivlin模型的精度略高些，但在大應變區并不比 Mooney-Rivlin模型有優勢。

總的來說，在應變不太大時Mooney-Rivlin和Ogden模型的精度略高；在中等應變區，其它3種模型的精度略高；在大應變區，Arruda-Boyce模型比較合理。因此，在后面的計算中均采用該模型來擬合試驗數據。擬合常數MU=963 456.497，MU_0=1 039 813.22， LAMBDA_M=2.919 3、D=3.849 4E-09，單位均為Pa。

3 水下非接觸性爆炸下覆蓋層動態響應及抗沖擊性能分析

3.1 覆蓋層的動態響應分析

圖3給出了覆蓋層在沖擊波載荷作用下的瞬態響應過程。響應包括如下三個階段：外表面變形、孔的屈曲和壓潰、整體回彈。由于沖擊波載荷的特點，沖擊波與外表面接觸時峰值壓力高，外面板運動很快，頂端附近的孔被瞬時壓垮，屈曲以高階模態的形式集中在頂端，形成‘I’型的沖擊面。由于材料的彈性，峰值壓力過后，被壓垮的孔開始恢復變形。應力波大體上沿著各自的主要或最短路徑向低端傳播。在每個接觸點處一部分波反射回去，一部分波沿著最短路徑傳播到下一段，還有一小部分波沿著其它路徑傳播開去。由于沖擊能量的逐漸消耗，當應力波傳播到結構中下方處時，孔的變形程度減弱。應力波在底端發生反射后強度加大。波的傳播和結構變形過程如此往復地進行著。響應過程中，覆蓋層的迎爆面出現了明顯的內凹變形。圓孔形狀由圓形變為橢圓，正三角形變為內凹三角形，坍塌后被壓扁。手性蜂窩將壓縮響應轉化為胞元的局部彎曲和扭轉變形。爆炸沖擊波由縱波被轉換為彎曲波和扭轉波，實現了波形轉換。

圖3 沖擊波載荷作用下覆蓋層的瞬態響應

3.2 覆蓋層設計參數對抗沖擊性能的影響

本文從以下五個方面來研究覆蓋層主要設計參數對抗沖擊性能的影響：①流固耦合面上的壓力；②作用在耦合面上的沖量；③覆蓋層下表面的支反力；④覆蓋層上表面中點速度；⑤上表面中點位移。

3.2.1 覆蓋層高度對抗沖性能的影響

在鏤空率不變的情況下(鏤空率為30%)，分別選取40 mm、50 mm和60 mm三種高度來研究一定范圍內高度對抗沖擊性能的影響。圖4為不同高度覆蓋層在30 MPa沖擊波作用下的響應曲線。表1為響應峰值。

圖4 不同高度覆蓋層的響應曲線

表1 不同高度覆蓋層在沖擊波載荷作用下的響應峰值

圖4(a)為沖擊波作用下不同高度覆蓋層耦合面上的壓力-時間曲線。從曲線的總體趨勢來看，各曲線的總體趨勢差異不大，分成兩個比較明顯的階段。第一階段，外表面受到入射沖擊波作用后，壓力在很短的時間內從零值一躍上升到峰值，沖擊波峰值過后，又很快衰減到負值，這些特性是與沖擊波快速衰減特性相關的。由于結構的壓縮變形較大，水中拉伸反射波致使耦合界面處發生空化現象，空化區域中有氣泡不斷地產生、擴大、縮小和潰滅，致使曲線產生上下震蕩。手性結構的穩定性較好，高頻震蕩不大。第二階段，由于結構的抗變形，外表面移動的速度減慢，與其緊挨著的流體在慣性作用下對結構造成二次沖擊加載，壓力又再次升高，壓力波形上表現為幅值較小而持續時間較長的小鼓包。二次沖擊能間接反映出初始爆炸沖擊波衰減過程中的剩余能量，因此具有重要的研究意義?？梢钥吹剑S著高度的增加，壓力峰值大小增大，二次沖擊脈寬變化不大，加載時間有較大的延遲，且高度越高，加載時間越晚。相比高度大的覆蓋層，高度小的覆蓋層上表面中點的初始峰值速度更大，因此起初的流固耦合效應更強。另外，應力波從頂端傳到底端再反射到耦合面的時間更短，沖擊能量在結構中衰減的更少，這樣反射波的強度更大，二次沖擊壓力峰值變得更小。

圖4(b)為沖擊波載荷作用下不同高度覆蓋層耦合面上的沖量-時間曲線。可以看到，沖量是由壁壓積分所得，因此和壁壓密切相關。沖擊波作用的前期，入射壓力較大，結構的位移較小，作用在各覆蓋層上的沖量曲線相近，高度大的覆蓋層其沖量要比高度小的覆蓋層略高一點。在沖擊波作用后期，高度越小，沖量也越小，40 mm高的覆蓋層其沖量峰值最小。由此可知，適當減小高度對降低結構自身獲得沖量峰值是有利的。覆蓋層高度的變化影響著沖量峰值達到的時間。高度越高，沖量達到峰值的時間越晚，40 mm高的覆蓋層達到沖量峰值的時間最早，60 mm的最晚，這一點與高度增加后二次沖擊的加載時間變化順序一致。由表1可知，上表面的移動速度是影響流固耦合作用和沖量獲得的重要因素。當上表面運動速度更快時，壁壓和沖量就越小。因此，如果改變結構的橫向壓縮強度，則能改變壁壓和沖量峰值。

圖4(c)為沖擊波載荷作用下不同高度覆蓋層的支反力-時間曲線。從曲線的總體變化趨勢來看，由于沒有改變覆蓋層的胞元形狀和排列特點，高度對曲線的總體變化趨勢影響較小。當應力波傳到底端時，支反力開始產生并迅速上升到第一次峰值。應力波峰值過后，支反力迅速下降到一個較低的水平。伴隨著曲線的上下震蕩之后是由二次沖擊造成的第二個峰值。當反射應力波傳到頂端時會引起一個較大的反向支反力峰值。高度對支反力峰值大小及時間的影響較大。從峰值大小來看，隨著高度的增加，峰值逐漸減小。40 mm、50 mm、60 mm高度的覆蓋層產生第一次負向壓力峰值的時間分別是：0.125 ms、0.125 ms、0.15 ms，大小分別是：-53 285.6 Pa、-32 928.8 Pa、-8 902.5 Pa。由于夾芯的迅速壓潰變形，通常會比普通硬結構更早地發生空化。如果壁壓出現負向壓力的時間越早，且峰值越大，則說明空化越嚴重。40 mm高的覆蓋層產生負向壓力的時間最早，且大小最大。各高度覆蓋層的支反力峰值大小順序和第一次壁壓峰值、二次沖擊壁壓峰值大小的順序相反，說明壁壓較之其它影響支反力峰值大小的因素來說其影響程度更小。沖擊波作用初始階段，各結構的沖量和位移量相差較小，高度大的覆蓋層其支反力峰值要小很多。由此說明，在入射沖量和結構整體吸能相差較小的情況下，支反力峰值大小主要取決于應力波在結構內部的傳遞損失。隨著波傳播距離的增加，能量一點點被削弱，遇到的接觸點較多，能量衰減的越多，這樣傳到底端的能量就越少。從結構的緩沖特性來看，由于胞元孔壁的屈曲變形和被壓垮，覆蓋層對入射沖擊波起到緩沖作用。高度增加后，波傳播到底端的時間變長，峰值時間得到延遲，緩沖效果得到提升。另外，從對橡膠超彈性材料周期蜂窩覆蓋層動態壓縮行為及性能做過的研究中可知，結構動態壓縮性能對抗沖擊性能的優劣起決定作用。

圖4(d)給出了沖擊波載荷作用下不同高度覆蓋層上表面的中點位移-時間曲線。從曲線的總體變化趨勢來看，上表面受到沖擊波作用后中點位移開始增加。當胞元孔發生屈曲變形后，位移量迅速增加。位移量達到最大值后，彎曲孔壁發生回彈，做反向運動，變形逐漸恢復。在對覆蓋層外水的做功過程中，能量沒有完全耗散，剩余能量又以變形能的形式存儲，直到位移達到反向最大值。整個響應過程如此反復地進行著，位移曲線上表現為在零線附近幅值不斷減小的來回震蕩。從位移峰值大小來看，60 mm高的覆蓋層其位移量最大，40 mm的最小。這是由于高度增加后，一方面獲得的入射沖量有所增多，另一方面能量在傳播中衰減得更多，底端反射波的強度會更弱些，所以上表面中點位移量隨著高度的增大而增大。結構的可壓縮性變大，位移峰值時間出現的越晚，結構內部孔壁發生變形的范圍更大，吸收的能量增多。

3.2.2 覆蓋層鏤空率對抗沖性能的影響

在高度不變的情況下(高度為50 mm)，分別選取20%、30%、40%三種鏤空率來研究一定范圍內鏤空率對覆蓋層抗沖擊性能的影響。圖5為不同鏤空率覆蓋層在30 MPa沖擊波載荷作用下的響應曲線。表2為響應峰值。

圖5 不同鏤空率覆蓋層在沖擊波載荷作用下的響應曲線

表2 不同鏤空率覆蓋層在沖擊波載荷作用下的響應峰值

圖5(a)為沖擊波載荷作用下不同鏤空率覆蓋層耦合面上的壓力-時間曲線。由于流場壓力分布狀況發生了改變，各壁壓曲線存在一定差異。隨著鏤空率的增加，曲線上下震蕩更多，空化時間得到延遲。20%、30%、40%不同鏤空率覆蓋層產生第一次負向壓力峰值的時間分別是：0.125 08 ms、0.125 04 ms、0.125 03 ms，大小分別是：-29 850 Pa、-23 085.1 Pa、-42 603.5 Pa。鏤空率越大，產生的負向壓力峰值時間會越早，大小會越大，覆蓋層更早地發生空化。鏤空率增加后，二次沖擊脈寬加寬，壓力峰值下降，衰減速度減慢，加載時間有較大的延遲。在相同的響應時刻，鏤空率大的結構其變形比鏤空率小的更大，恢復變形的時間更長，這樣延遲了二次沖擊加載的時間。

圖5(b)為沖擊波載荷作用下不同鏤空率覆蓋層耦合面上的沖量-時間曲線?？梢钥吹?，鏤空率大的結構易于壓潰，使得上表面的移動速度更快，更早地發生空化，流固耦合效應更強，有效地分散了爆炸沖擊波能量，減少自身獲得的入射沖量，同時沖量峰值時間大大被延遲。

圖5(c)為沖擊波載荷作用下不同鏤空率覆蓋層支反力-時間曲線?？梢钥吹?，隨著鏤空率的增大，由于結構的變形程度加大，吸收的沖擊能量增多，同時空化階段耗散的沖擊能量比鏤空率小的要多，因此支反力峰值更小。另外，峰值出現時間延遲，結構的抗沖擊性能和緩沖效果得到了提高。

圖5(d)為沖擊波載荷作用下不同鏤空率覆蓋層位移-時間曲線。可以看到，由于鏤空率大的覆蓋層其剛度小，結構變的更軟，更易于屈曲和壓潰，因此隨著鏤空率的增大，上表面中點的位移量峰值增大，40%鏤空率的位移量最大，20%鏤空率的最小。

從上面的分析可以看到，在高度或鏤空率不同的情況下，各結構的壁壓、沖量、支反力、位移量峰值出現的先后順序是相一致。覆蓋層濕表面上的壓力與各響應有著密切的關系，壓力直接決定著作用在結構上的沖量，對沖量、支反力、位移量峰值大小及其出現的先后順序影響顯著。在鏤空率不同的情況下，沖量較大的結構其位移量峰值反而小，支反力大；沖量較小的結構其位移量峰值反而大，支反力小。由此可知，當作用在各結構上的入射沖量相差不是特別大時，入射沖量的大小并不能對位移量起決定作用，位移量的大小主要取決于結構自身的動態壓縮強度。支反力大小主要取決于入射沖量的大小和結構自身的吸能特性。入射沖量增加，支反力峰值增大；位移量增大，結構吸能量增多，支反力峰值減小。

3.2.3 覆蓋層面板材料對抗沖擊性能的影響

3.2.3.1 應力波在夾層復合結構中的傳播

爆炸產生的應力波在夾層復合結構中的傳播可以近似認為是一維的。為了問題的簡化，把沖擊波作為線彈性波來處理，并與一維應力波理論相符合，采用以下假定：①復合面層結構變形時，截面保持平面；②沿截面積各點位移相同；③截面上應力均勻分布。應力波在復合夾芯結構中的傳播過程如圖6所示。用下標“I”表示入射波的參量，下標“R”表示反射波的參量，下標“T”表示透射波的參量，且設界面兩邊的介質阻抗分別為ρ1c1和ρ2c2[17]。

圖6 應力波在分層介質中的傳播過程示意圖

表3 面板材料參數

表4 應力波在不同界面處的反射系數和透射系數

由彈性波的相關理論可知，當應力波從介質1傳到介質2的界面，由于兩邊的介質阻抗不同，入射壓縮波σI將在界面上引起反射波σR返回傳播，同時透過界面進入介質2成為繼續向前傳播的透射波σT。

σR=FσI，σT=TσI

F=(ρ2c2-ρ1c1)/(ρ2c2+ρ1c1)，

T=2/(1+ρ1c1/ρ2c2)

其中，F與T分別為反射系數和透射系數?？梢钥闯?，1+F=T，T總是正號，因此透射波和入射波總是正號，F的正負取決于兩種介質聲阻抗的大小，即取決于介質材料的“軟”、“硬”程度。表3給出了面板材料的參數。表4給出了應力波在不同界面處的反射系數和透射系數。F為第一層界面處的反射系數，T1為第一層界面處的透射系數，T2為第二層界面處的透射系數。由表中的數據可得，初始應力波在第一層界面處的透射系數分別是：橡膠面板0.065 03、聚氨酯面板0.279 76、鋁面板1.823 99、鋼面板1.933 12。相比鋁和鋼，由于聚氨酯和橡膠的阻抗和水的更相近，且更小，因此在第一層界面處應力波反射卸載，應力峰值減小。聚氨酯與水的阻抗比值較之橡膠與水的阻抗比值要大，因此入射波進入橡膠板后的強度會比進入聚氨酯板衰減的多些，因此透射應力更小。同樣，由于鋼和鋁的阻抗比水的要大，因此在界面處應力波反射加載，應力峰值增大。鋼與水的阻抗比值較之鋁與水的阻抗比值要大，入射波進入鋼板后的強度會比進入鋁板增加的多些，因此透射應力更大。同時可以看到，當應力波由“硬”材料進入“軟”材料時，如果“軟”材料的波阻抗越小，則透射系數越?。挥伞败洝辈牧线M入“硬”材料時，如果“硬”材料的波阻抗越大，則透射系數越大。

應力波在第二層界面處的透射系數分別是：橡膠面板0.065 03、聚氨酯面板0.095 83、鋁面板0.011 79、鋼面板0.004 49。在第二層界面處不同材料的阻抗比值大小先后順序依次是：鋼與橡膠、鋁與橡膠、聚氨酯與橡膠、橡膠與橡膠。當應力波從橡膠面板傳播到橡膠芯層時，由于阻抗匹配，沒有反射波，入射波完全透射。因為多孔材料、鋁、鋼的波阻抗大于橡膠的波阻抗，所以應力波由這些材料進入橡膠芯層時，阻抗特性失配，應力波強度會大大衰減。鋼面板衰減應力波強度的能力要明顯強于其它兩種材料面板，因此鋼的透射應力在第二層界面處最小。同時可以看到，當應力波由“硬”材料進入“軟”材料時，如果“硬”材料的波阻抗越大，則透射系數越小。

3.2.3.2 面板材料對覆蓋層抗沖擊性能的影響

這里以1.5 mm面板厚度的覆蓋層為研究對象，分別選取上述四種材料來研究面板材料對抗沖擊性能的影響。

圖7 不同面板材料覆蓋層的響應曲線

表5 不同面板材料覆蓋層的響應峰值

由圖7(a)可以看到，由于面板阻抗的不同，各覆蓋層壁壓曲線存在很大差異。在整個響應過程中，橡膠和多孔材料面板的正向壓力占主導，而鋁和鋼面板負向壓力作用時間遠超過正向壓力時間，正向壓力只是出現在沖擊波作用的初始階段。在外面板的拉伸應力、芯層孔壁回彈產生的反射波及空化區域氣泡閉合潰滅時附近水質點產生的吸附力共同作用下，鋁和鋼面板產生了較大的負向壓力峰值。相比鋁面板，鋼面板上的負向壓力峰值更大，峰值時間更晚。各面板上的正向壓力峰值大小順序依次是：橡膠、聚氨酯、鋼、鋁。橡膠和聚氨酯面板的壓力較大，鋁和鋼面板的壓力較小。鋁和鋼面板可以大幅度地降低沖擊波入射后的峰值壓力。

由圖7(b)可以看到，在整個響應中橡膠和聚氨酯面板上的沖量是正向的，而鋁和鋼面板在沖擊波作用前期獲得的沖量是正向的，之后沖量是負向的，這是和壁壓密切相關。水和面板之間的材料波阻抗不匹配性增強了流體與結構的相互作用，兩者阻抗差異越大，負壓就越大，發生流體空化的時間會越長，這樣能分散和消耗掉大量的入射沖擊能量。

由圖7(c)可以看到，不同材料面板覆蓋層支反力峰值從大到小的順序和峰值出現的先后順序相同，依次是：聚氨酯、橡膠、鋁、鋼。聚氨酯與橡膠面板的支反力峰值和峰值時間相接近；鋼面板的支反力峰值最小，峰值時間最晚。作用在外面板上的入射沖量、波在不同材料介質間的反射和透射是影響支反力的主要因素。正向沖量或透射系數越大，沖擊波能量就越多，支反力會越大。從沖量的大小來看，橡膠面板上的正向沖量比聚氨酯面板上的要大，鋼面板上的負向沖量比鋁面板上的要小。從應力波透射的角度來看，各面板覆蓋層支反力峰值大小的順序和應力波在第二層界面處的透射應力大小順序相一致。應力波從“硬”材料層進入“軟”材料層時，壓縮波將反射拉伸波，形成反射卸載，應力波強度會大大衰減，透射波強度弱于入射波強度。鋼面板衰減應力波強度的性能要明顯強于其它材料面板，透射系數最小。同時看到，當作用在結構上的沖量相差不大的情況下，不同材料介質間的透射系數對支反力峰值的影響更為顯著。

4 結 論

通過本文的研究，可以得到如下結論：

覆蓋層濕表面上的壓力將直接決定作用在結構上的沖量，對沖量、支反力、位移量峰值大小及峰值時間的影響比較顯著。在鏤空率相同的情況下，隨著高度的增加，壓力峰值增大，二次沖擊加載時間有較大延遲。適當減小高度對降低結構自身獲得總沖量峰值和延遲峰值時間是有利的，高度對支反力曲線的總體變化趨勢影響較小。在入射沖量和結構整體吸能相差較小的情況下，支反力峰值大小主要取決于應力波在結構內部的傳遞損失，壁壓的影響較小。在高度相同的情況下，鏤空率越大，結構易于變形壓潰，吸能量加大，流固耦合效應更強，減少入射沖量。同時，沖量峰值時間大大被延遲，支反力峰值更小，峰值時間延遲。當作用在結構上的沖量相差不大時，不同材料介質間的透射系數對支反力的影響更為顯著。上述4種材料中，聚氨酯面板覆蓋層的抗沖擊性能和緩沖效果最差，鋼材料面板的最好。

總的來看，高度、鏤空率和面板材料對各響應的影響較大，合理設計結構可有效提高覆蓋層的沖擊性能。值得注意的是這種性能上的提高得先要考慮入射沖擊波載荷的幅值大小，保證覆蓋層受沖擊波作用后不發生壓縮密實化觸底現象。

參 考 文 獻

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