電炮加載下芳綸蜂窩夾芯板的動力響應*

趙亞運，莫建軍，譚福利，孫宇新，張 進

(1.南京理工大學瞬態物理國家重點實驗室，江蘇 南京 210094;2.中國工程物理研究院流體物理研究所，四川 綿陽 621999;3.南京曉莊學院環境科學學院，江蘇 南京 210094)

夾芯結構一般由上下兩層低密高強面板和中間輕質芯層構成，以其優良的能量吸收能力和抗爆抗沖擊特性被廣泛應用到航空航天、交通運輸、武器裝備等對結構重量敏感的領域。芳綸蜂窩具有輕質、高強度、耐輻射等優良性能[1]，鈦合金具有比強度高、工藝性能好、耐高溫等一系列突出優點。鈦-芳綸蜂窩夾芯板不僅可以吸收較高沖擊能量，還可以長時間工作在高輻射環境下，可被應用到空間防護結構和定向能防護結構中。因此，開展芳綸蜂窩夾芯板的沖擊實驗對于了解其防護能力具有重要意義。目前，通常采用爆炸沖擊波加載[2-5]、子彈撞擊加載[6-8]、Hopkinson桿脈沖波加載[9-10]等方式研究夾芯板在不同沖擊環境下的防護機理和性能。相比，電炮[11]加載能夠為飛片提供更高的動能，并且可以通過控制飛片厚度和充電電壓調節加載壓力和脈沖寬度，實驗可控性好，可用于模擬空間薄片撞擊和定向能武器攻擊。基于此，本文中利用電炮施加強沖擊脈沖載荷，采用VISAR(velocity interferometer system for any reflector)測速技術測量芳綸蜂窩板后面板背面中心點的速度，給出面板和蜂窩夾芯的在不同沖擊速度下的失效模式，分析夾芯板的動態響應過程并研究沖擊速度對后面板動態響應的影響。

1 實驗方法

1.1 試件

正方形試件由前面板、芳綸蜂窩夾芯層、支撐框、后面板4部分組裝而成。其中，前、后面板材料均為TC4鈦合金；夾芯層材料為AC-KH-1.83-48型間位芳綸紙蜂窩，胞元為正六邊形，非穩定型平面壓縮強度為2.05 MPa，縱向和橫向抗剪切強度分別為1.29 MPa和0.86 MPa[12]。支撐框材料為45鋼，內壁與蜂窩側壁接觸，通過約束夾芯層邊界的側向位移，降低蜂窩尺寸效應對實驗結果的影響。

試件和蜂窩胞元的幾何尺寸如圖1所示。正方形試件厚度T=7 mm，邊長L=50 mm，其中，蜂窩夾芯層厚度c、前面板厚度hu、后面板厚度hd分別為4、2和1 mm；夾芯層邊長La=46 mm，與此對應的支撐框邊框厚度b=2 mm。芳綸蜂窩的3個關鍵參數分別為:蜂窩邊長l=1.83 mm，密度ρ=48 kg/m3，壁厚t≈0.1 mm。芳綸蜂窩受生產工藝影響，粘接成型后使單胞6邊中有2邊為雙倍壁厚，其幾何形態如圖1(b)所示。

1.2 實驗裝置

采用儲能14.4 kJ的電炮作為加載裝置[13]，利用VISAR實測后面板背面中心點的速度歷史，開展蜂窩夾芯板的高速沖擊實驗。

電炮的基本原理是RLC電路快速放電，高電阻金屬箔吸能爆炸。典型的電炮放電回路如圖2所示，當鋁橋箔吸收了電脈沖能量轉化成的大部分焦耳熱，爆炸產生的高溫金屬蒸氣和等離子體急劇膨脹，推動0.5 mm厚的聚酯薄膜(Mylar)經加速腔炮膛口環切出直徑為30 mm的高速Mylar飛片，飛片在加速腔內加速到接近終態速度沖擊試件。圖3為電炮實驗安裝結構示意圖：試件安置在加速腔的上方，前面板向下且中心線與加速腔軸線重合，無外力約束；試件的上方安裝VISAR測試探頭。

2 實驗結果與分析

2.1 量化結果

金屬箔電爆炸驅動Mylar飛片的速度可以通過金屬箔與飛片之間能量轉換的電格尼公式[11]獲得：

(1)

式中：vf為飛片的終態速度，K、n為經驗常數，J為爆炸電流密度，mf為飛片面積質量，mm為金屬箔面積質量，ρf、ρm分別為飛片和金屬橋箔的密度，hf、hm分別為飛片和金屬橋箔的厚度。

高速碰撞過程中Mylar飛片瞬間融化和氣化，如果忽略Mylar飛片的氣化反沖沖量，則作用在試件上的總沖量等于飛片的終態動量，即I=πD2tfρfvf/4，D和tf分別為飛片的直徑和厚度。表1匯總了Mylar飛片終態速度、作用在試件上的總沖量和前面板的失效模式。

表1 實驗得到的沖量和失效模式Table 1 Impulses and deformation/failure modes obtained in experiments

2.2 變形和失效模式

夾芯板不同的變形及失效模式對應不同的能量吸收狀態和結構承載能力，研究其變形及失效模式對于優化芳綸蜂窩夾芯板的設計具有重要的參考價值。下面分別討論前面板、夾芯層和后面板的變形及失效模式。

2.2.1前面板的變形和失效模式

前面板直接受到Mylar飛片的高速沖擊，它的變形和失效模式體現了沖擊載荷的強度，可以分為3種不同模式。

(1)層裂模式Ⅰ。此模式下最明顯的實驗現象是面板背面開始層裂，層裂片尚未完全形成，如圖4中A1所示。根據撞擊形成的圓形邊界可以將前面板分為局部變形區和整體變形區，如圖5所示。Mylar飛片直接沖擊而成的局部變形區，中心平整，背面留有六邊形芳綸蜂窩夾芯的規則壓痕。整體變形區從背部裂紋擴展到整個面板。

(2)層裂模式Ⅱ。此模式下前面板的破壞程度持續增大如圖4中A2、A3所示，背面層裂片完整生成。如圖6中A2、A3所示，圓形層裂片直徑約2.6 mm，中心部分鼓起，邊緣翹起并伴有一圈明顯的裂縫。層裂片呈現出這種形態的原因可能是：鈦板受到Mylar飛片沖擊后，內部形成的沖擊波近似為一維應變平面波，但受側向稀疏波的影響，導致產生的層裂片中心速度略大于邊緣，最終表現為中心鼓起、邊緣滯后的現象。

(3)層裂沖塞模式。此模式下前面板發生層裂和沖塞組合破壞，如圖5中A4所示，前面板背面層裂，局部變形區塞塊即將脫離面板。和A2和A3的層裂片相比，A4的層裂片(如圖6中A4所示)厚度減小，直徑也僅約2.3 mm。受飛片高速沖擊后，前面板中的應力脈沖近似為三角形，脈沖在自由面反射為拉伸波。按照最大拉應力瞬時斷裂準則，可確定層裂片的厚度δ[14]為：δ=2λc0σc/σp，其中λ為脈沖寬度，c0為材料縱波波速，σp為脈沖峰值，σc為層裂閥值應力。根據數值計算結果，A2、A3、A4的峰值壓力分別為26.5、33.1、38.9 GPa，脈沖寬度分別為341、334、318 ns，即隨著沖擊速度的提高，前面板中脈沖峰值增大但脈沖寬度減小，最終形成的層裂片厚度減小。沖塞破壞形成的原因可能是：飛片平整性好，氣化過程施加反沖載荷，TC4鈦合金前面板對應變率和絕熱剪切敏感而厚度僅有2 mm，沖擊結束后僅撞擊坑邊緣存在明顯的剪切應變集中，并直接導致剪切破壞即沖塞。

2.2.2芳綸蜂窩的變形和失效模式

蜂窩夾芯的中心區域被完全壓碎如圖7中A1所示，并且隨著沖擊速度的提高，前面板變形不斷增大，與其形狀相適應的蜂窩夾芯的破壞區域不斷擴展如圖7中A3所示。對應于前面板的變形區，處于前面板局部變形區的蜂窩胞元一直承受垂直方向的壓力，破壞模式為垂直壓縮破壞；周圍的蜂窩胞元由于受整體變形區斜度的影響，同時受水平和垂直方向的壓力，破壞模式為傾斜壓縮破壞。相比傾斜壓縮破壞，垂直壓縮破壞更能充分發揮芳綸蜂窩緩沖吸能特性。

2.2.3后面板的變形和失效模式

所有測試試件的后面板均為非彈性大變形，面板呈方形盤狀(圖8)，正面中心區域有一個底部平坦的凹坑；從背面看，塑性變形從平臺邊緣向周圍平滑過度，無明顯的塑性鉸。破碎的蜂窩在后面板與層裂片碰撞中起到緩沖作用，導致碰撞時間延長，后面板中心區域雖然集中了獲得的全部能量，但由于層裂片較平整，在撞擊區邊緣存在較高的速度梯度，塑性變形也主要發生于此。

通過分析試件變形模式可以發現：由于試件與飛片尺寸差別較小，與大尺寸試件相比等同于試件側面缺少約束，導致面板的永久變形量偏大，邊界效應明顯，蜂窩夾芯的破壞程度增大。

2.3 討論

2.3.1夾芯板的動態響應過程

在強脈沖載荷作用下夾芯板動態響應過程可以分為以下3個階段，如圖9所示。

第1階段：碰撞開始到前面板層裂結束。前面板在Mylar飛片高速撞擊下內部形成高強壓力脈沖，應力脈沖在自由面發生反射，在鈦和蜂窩界面上發生反射和透射。但由于自由面占前面板的后界面絕大部分，芳綸蜂窩的波阻抗遠小于鈦合金的波阻抗，最終導致沖擊波到達后界面幾乎被完全反射。若反射拉伸脈沖峰值超過了鈦合金層裂閥值應力，層裂發生。在這一階段應力波未傳播到后面板，心點速度一直為零，如圖10所示。

第2階段：前面板和層裂片壓縮芳綸蜂窩夾芯。首先，高速層裂片壓縮垂直破壞區的蜂窩胞元，胞元上層的應變在高速沖擊下迅速超過其極限應變，處于層裂片邊緣的蜂窩胞元在層裂片剪切作用下斷裂；然后，高速變形的前面板壓縮傾斜破壞區的蜂窩胞元，此區域的蜂窩胞元在水平力的作用下向側面傾斜但未被完全壓碎。在此期間，后面板中心點速度開始波動上升但依然近似于零。

第3階段：前面板或層裂片撞擊后面板，面板變形。在碰撞過程中，垂直壓縮區的蜂窩被完全壓碎，形成的沖擊波到達后面板背面，中心點速度迅速達到其初始速度峰值，經短暫波動之后保持穩定，后面板中心區域以此穩定速度快速變形。

2.3.2沖擊速度對后面板動態響應的影響

夾芯板后面板的變形和失效體現了夾芯板的抗沖擊能力，而夾芯板內部傳播的沖擊波又直接決定了后面板的變形和失效。測試點的初始速度峰值是后面板內部沖擊波強度的直觀體現。圖10為試件后面板表面的VISAR測試結果，曲線可以分為4個典型階段(以曲線A3為例)：階段a，層裂片壓縮蜂窩，由蜂窩傳播到其背面的應力波導致測試點速度波動；階段b，破碎蜂窩被壓實過程中測試點速度開始緩慢升高；階段c，蜂窩被壓實后層裂片與后面板直接碰撞，速度急速上升到初始速度峰值，之后應力波在自由面間的反射直接導致速度曲線呈現出周期性波動衰減；階段d，此階段測試點速度變化逐漸減小，取衰減前的波峰作為其穩定變形速度，鑒于層裂片較平整，撞擊區的速度梯度小，所以穩定速度能反映碰撞后后面板獲得的動能。

隨著沖擊速度的提高，試件的初始速度峰值和穩定變形速度上升，如圖11所示，說明后面板內部的壓力峰值也隨沖擊速度的提高而升高。從圖11還可以發現：從A1到A2，峰值速度和穩定速度迅速升高，增幅均超過100 m/s；從A2到A4，峰值速度增幅逐漸縮小，穩定速度則升高較慢。速度曲線呈現出這種上升形式的原因可能是：峰值速度與未層裂的前面板或者層裂片的沖擊速度正相關，并且層裂片沖擊形成的峰值速度遠高于前面板直接碰撞形成的峰值速度；穩定速度與碰撞過程中后面板獲得的動能正相關，而層裂片A2、A3和A4的質量僅約0.7、0.7和0.4 g，攜帶的動能低，又經過芳綸蜂窩的緩沖減速，碰撞后后面板獲得的動能增加緩慢。試件A1、A2的速度差值近似于零，且速度時程曲線沒有典型的應力波自由面反射特征，說明在前面板或層裂片與后面板碰撞前，破碎的芳綸蜂窩夾芯未被完全壓實，在碰撞過程中依然起著緩沖吸能、削弱應力峰值的關鍵作用。

3 結 論

通過芳綸蜂窩-TC4鈦合金夾芯板的電炮沖擊實驗，對面板和蜂窩夾芯的失效模式進行了系統分析，并分析了夾芯板的動態響應過程和沖擊速度對后面板動態響應的影響，得到如下結論：

(1)低波阻抗芳綸蜂窩的破碎行為阻斷了應力波向后面板的傳播途徑，削弱了后面板的應力峰值，降低了后面板的變形和破壞程度。

(2)破碎的芳綸蜂窩和塑形大變形的前面板，吸收了高速沖擊的絕大部分能量，保護了后面板及其以后的部件，充分發揮了鈦合金的高強度和芳綸蜂窩的緩沖吸能特性，提高了整體的防護能力。但如何在空間和質量允許的條件下，最大程度地發揮蜂窩夾芯板的防護能力，需對蜂窩夾芯板進行詳細設計。

(3)后面板的初始速度峰值和穩定速度分別反映了內部壓力峰值和碰撞以后獲得的動能，兩者均隨飛片沖擊速度的提高而增大。

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