钢板夹泡沫铝组合板抗接触爆炸性能研究

王曦浩, 夏志成, 孔新立, 赵跃堂, 龚自明

(中国人民解放军理工大学 国防工程学院， 南京 210007)

钢板夹泡沫铝组合板抗接触爆炸性能研究

王曦浩, 夏志成, 孔新立, 赵跃堂, 龚自明

(中国人民解放军理工大学 国防工程学院， 南京 210007)

鉴于泡沫铝材料优异的吸能特性和三明治型组合构件在强度、刚度上的优势，针对分层结构为钢板-泡沫铝芯层-钢板的100 mm厚抗爆组合板进行了装药量为1.0 kg TNT的接触爆炸试验，考察了组合板在接触爆炸条件下的变形及破坏情况，并对组合板的变形破坏过程进行了理论分析和数值模拟。研究表明，组合板承受接触爆炸荷载时，主要通过局部压缩变形和整体弯曲变形吸收耗散能量，上下面板与芯层间易发生剥离现象。钢板相同时适当增大泡沫铝芯层厚度，泡沫铝芯层相同时增加钢板厚度，均可减小组合板承受接触爆炸冲击荷载时产生的变形破坏，提高其抗爆性能。

接触爆炸； 泡沫铝； 组合板； 变形破坏； 试验研究； 理论分析； 数值模拟

泡沫铝材料被压缩屈服时存在较长的塑性平台，具备良好的吸能特性[1-5]。承受爆炸冲击荷载时，泡沫铝能够起到很好的减震耗能作用，逐渐被引入到防爆抗爆领域。泡沫铝与金属面板形成的三明治型组合构件，在继承泡沫铝材料良好吸能特性的基础上，具有强度高、刚度大的优势，更适用于防爆抗爆。

近几年，对于面板为金属，芯层为泡沫铝的抗爆构件，国内外学者通过研究取得了一些有益的成果。Kumar等[6-7]研究了爆炸荷载作用下金属面板在三明治型组合板中起到的作用，认为这种构件在承受爆炸冲击荷载时能够结合面板和芯层材料的优点，发挥两种材料的协同作用。Zhu等[8-10]对圆弧形泡沫金属组合板的抗爆性能作了试验研究。其中，Jing等[10]针对接触爆炸情形，分析了圆弧形泡沫金属组合板的变形破坏特征。Zhu等[11-12]对三明治型组合板承受爆炸冲击荷载时的响应作了理论分析，将整个变形过程分为三个阶段：爆炸冲击波作用于上层面板、芯层被压缩、下层面板发生变形。目前针对钢板夹泡沫铝组合板的研究，特别是接触爆炸条件下抗爆性能的研究，仍然不完善。国内对该种组合板抗接触爆炸性能的研究几乎空白，仅有一些简单的数值模拟。国外仅有针对类似组合板的少量爆炸试验，缺少相应的理论分析及数值模拟。

因此，夏志成等[13]在对分层结构为钢板-泡沫铝芯层-钢板的抗爆组合板进行抗非接触爆炸性能研究后，开展了进一步的研究，对该组合板进行了TNT装药接触爆炸试验，并对该组合板在接触爆炸冲击荷载下的动力响应进行了理论分析和数值模拟，为这种组合板在防爆抗爆领域的实际应用提供一定的参考依据。

1 爆炸试验

1.1 构件设计

设计钢板夹泡沫铝组合板长1 200 mm，宽445 mm，由厚度为90 mm的泡沫铝芯层和厚度为4.5 mm的上下两层钢板组成。面板与芯层间采用环氧树脂与固化剂1∶1混合物黏结，两端采用M20螺栓连接，如图1所示，组合板横截面图如图2所示。钢板与泡沫铝的材料参数如表1所示。

图1 组合板简图

(a)(b)

图2 组合板横截面图

Fig.2 Cross section of the sandwich panel

表1 组合板材料参数

1.2 试验设计与实施

试验布置如图3所示。用上下角钢将组合板固定在距离为1 000 mm的支座上，防止组合板出现大幅振动或较大的水平位移。将1.0 kg TNT装药放置于组合板上表面中心处引爆。

图3 试验布置图

1.3 试验结果与分析

1.0 kg TNT装药接触爆炸后，钢板夹泡沫铝组合板发生了较大程度的变形破坏，如图4、图5所示。组合板上表面产生近似圆形破口，直径约为18 cm。芯层泡沫铝发生破碎，组合板中心处泡沫铝破碎现象最为严重，凹陷深度约为5 cm。除了局部破坏以外，组合板在爆炸中同时产生了约22 cm的整体弯曲变形，下层面板虽然出现了较大的塑性变形，但未出现破口，组合板未发生贯穿破坏。

(a)整体图(b)局部图

图4 组合板迎爆面变形破坏图

图5 组合板背爆面变形破坏图

Fig.5 Deformation and failure of the back surface

由此可见，钢板夹泡沫铝组合板承受接触爆炸荷载时，响应主要为局部破坏和整体弯曲变形。在爆炸过程中，组合板中央位置承受局部接触爆炸冲击荷载，导致上层面板产生破口。泡沫铝被压实出现破碎，芯层与上下面板间发生剥离，组合板整体抗弯刚度大幅下降，进而出现较大的整体弯曲变形。

2 理论分析

为简化分析，将组合板构件视为理想刚塑性模型，将TNT装药爆炸视为瞬时爆轰。由于爆热对构件产生的影响与荷载对构件产生的作用相比要小的多，因此忽略爆热影响。

以冲量的形式分析接触爆炸荷载，鉴于接触爆炸的特点，在装药半径以外区域，冲量对结构的作用急剧减小，如图6、图7所示。近似取冲量作用区半径为TNT装药半径。

图6 组合板TNT装药设置图

图7 组合板接触爆炸荷载示意图

建立钢板夹泡沫铝组合板理论分析模型，如图8所示。将组合板在接触爆炸荷载作用下的响应分为局部变形破坏和整体变形。w0为组合板整体弯曲变形量，Δc为组合板上表面中心处局部变形破坏最大凹陷深度。

图8 组合板理论分析模型

2.1 组合板局部变形

接触爆炸第一阶段：接触爆炸荷载作用于组合板上表面。冲量I作用于上层面板冲量作用区，上层面板获得动能W1。

(1)

式中:mT为上层面板冲量作用区钢板质量;rT为TNT装药半径，即冲量作用区半径;t为钢板厚度;ρf为钢板材料密度。

接触爆炸第二阶段：泡沫铝芯层被压缩，组合板中心处产生凹陷。在此阶段末端，组合板整体获得动能W2。根据冲量和能量计算公式

(2)

式中:A为组合板上表面积;ρc为泡沫铝材料密度;c为泡沫铝芯层厚度。

组合板上层面板和泡沫铝芯层局部变形破坏吸收的能量Ep即为爆炸第二阶段末端组合板获得的动能W2与第一阶段组合板获得的动能W1之差

Ep=W1-W2

(3)

2.1.1 上层面板局部冲塞破坏

组合板上层面板在中心接触爆炸局部荷载作用下，在r=rT处产生圆形塑性铰链，出现环状撕裂，在r≤rT区域即冲量作用区发生圆盘冲塞，如图9所示。

图9 上层面板局部破坏分析图

2.1.2 泡沫铝芯层局部压缩变形

建立泡沫铝局部压缩变形理论分析模型，组合板上表面中心处凹陷近似轮廓面是以TNT装药中心A为球心的球面，如图10所示。h为装药中心高。

图10 泡沫铝芯层局部变形破坏理论分析模型

以组合板上表面中心点为原点O建立坐标系，组合板长度、宽度和高度方向分别为x、y和z轴，积分得泡沫铝芯层被压缩所消耗的能量Epc

(4)

式中，σcy为泡沫铝材料屈服强度。

2.2 组合板整体变形

接触爆炸第三阶段：下层面板开始变形。组合板整体弯曲变形消耗能量Up。

Up=4Mpw0/L

(5)

由于组合板在爆炸过程中，芯层与上下面板间发生剥离，弯矩Mp为

Mp=bt2σfy/2

(6)

式中:w0为组合板整体弯曲变形量;L为组合板的长度;b为组合板的宽度;σfy为钢板材料屈服强度。

爆炸第二阶段末端组合板获得的动能W2最后全部转化为整体弯曲变形消耗的能量Up。即

Up=W2

(7)

根据式(2)、式(5)、式(6)和式(7)得

(8)

由式(8)可知，泡沫铝芯层相同时，组合板的整体弯曲变形主要由上下面板厚度控制。

局部变形破坏与整体弯曲变形耗能比

(9)

由式(9)化简后可得

(10)

根据式(10)，局部变形消耗的能量大于整体变形消耗的能量，在组合板消耗的全部能量中占大部分。

3 数值模拟

运用有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA，采用cm-g-μs单位制，建立1/4计算模型，如图11所示。在组合板端部设支座，上表面中央处设置TNT装药。建立空气层覆盖整个构件。在对称分界面上施加相应方向的位移约束，在空气层外表面上添加无反射边界条件。计算时间为260 μs。

图11 1/4模型网格划分图

所用材料：炸药、空气、钢、泡沫铝。炸药采用HIGH EXPLOSIVE BURN材料模型，JWL状态方程；空气采用NULL材料模型，LINEAR_ POLYNOMIAL状态方程；钢采用JOHNSON_COOK材料模型，GRUNEISEN状态方程；泡沫铝采用CRUSHABLE_FOAM材料模型。钢、泡沫铝采用Lagrange算法，炸药和空气采用ALE算法。炸药与空气间通过共节点的方式传递能量。炸药、空气与组合板间采用流固耦合算法模拟爆炸对组合板产生的作用。

3.1 初始条件组

保证构件尺寸、材料参数、TNT装药量等条件与实际试验一致，对100 mm厚泡沫铝组合板进行接触爆炸数值模拟。输出组合板t=10 μs、t=60 μs、t=110 μs、t=160 μs、t=210 μs和t=260 μs六个时刻组合板的变形破坏图，如图12所示。

当t=10 μs时，装药爆炸开始对组合板产生作用。当t=60 μs时，泡沫铝开始被压缩。当t=160 μs时，组合板上表面冲量作用区出现破口，形成环状撕裂，随后破口逐渐增大。最终上层面板形成破口长18 cm。模拟结果与试验及理论分析基本吻合。

3.2 装药量变化组

其他条件不变，改变TNT装药量为0.5 kg、1.5 kg和2.0 kg进行模拟，输出t=260 μs时刻组合板的变形破坏图，如图13所示。

(a)t=10μs(b)t=60μs

(c)t=110μs(d)t=160μs

(e)t=210μs(f)t=260μs

图12 初始对照组组合板变形破坏图

(c)1.5kgTNT(d)2.0kgTNT

图13 装药量变化时组合板变形破坏图

Fig.13 Displacement and failure of the panel blasted with different charge weights

在泡沫铝芯层上表面中心处取节点1，泡沫铝芯层下表面中心处取节点2。t=260 μs时刻节点2处位移(泡沫铝下表面中心处最大位移)与组合板下层面板最大位移相等，即为组合板整体弯曲变形量。t=260 μs时刻节点1处位移与节点2处位移的差值即为泡沫铝芯层的最大局部压缩变形凹陷深度。

输出TNT装药量为0.5 kg、1.0 kg、1.5 kg、2.0 kg时组合板在t=260 μs时刻的各项变形破坏量(单位：cm)以及组合板各部分的内能值(单位：105J)，如图14、图15所示。

图14 装药量变化时组合板变形破坏量曲线图

图15 装药量变化时组合板内能值曲线图

TNT装药量越大，组合板上表面产生破口越大，泡沫铝芯层局部凹陷越深，组合板整体弯曲变形越大。四种装药量条件下，下层面板始终未出现破口，组合板未发生贯穿破坏。泡沫铝芯层耗散能量始终大于上下面板。

3.3 构件尺寸变化组

3.3.1 改变泡沫铝芯层厚度

其他条件不变，改变芯层厚度为4.0 cm、6.0 cm、12.0 cm和14.0 cm进行模拟，输出t=260 μs时刻组合板的变形破坏图，如图16所示。输出t=260 μs时刻组合板的各项变形破坏量(单位：cm)以及组合板各部分的内能值(单位：105J)，如图17、图18所示。

(a)泡沫铝厚4.0cm(b)泡沫铝厚6.0cm

(c)泡沫铝厚12.0cm(d)泡沫铝厚14.0cm

图16 泡沫铝芯层厚度变化时组合板变形破坏图

Fig.16 Deformation and failure of the panels with different foam core thicknesseses

图17 泡沫铝芯层厚度变化时组合板变形破坏量曲线图

图18 泡沫铝芯层厚度变化时组合板内能值曲线图

泡沫铝芯层厚度较小时，泡沫铝芯层局部被压实，芯层缓冲吸能作用有限，导致组合板出现较大的整体弯曲变形。随泡沫铝芯层厚度增加，芯层局部压缩变形增大，芯层耗能量增加，芯层与上下面板耗能比增大，组合板整体弯曲变形减小。当泡沫铝芯层厚度增大到12.0 cm以上时，芯层局部凹陷不再明显增大，耗能量基本不再增加，耗能比趋于定值。组合板整体变形不再显著减小。上表面破口随泡沫铝芯层厚度增大，变化不明显。泡沫铝芯层耗散能量始终大于上下面板。

3.3.2 改变钢板厚度

其他条件不变，改变钢板厚度为0.15 cm、0.30 cm、0.60 cm和0.90 cm进行模拟，输出t=260 μs时刻组合板的变形破坏图，如图19所示。输出t=260 μs时刻组合板的各项变形破坏量(单位：cm)以及组合板各部分的内能值(单位：105J)，如图20、图21所示。

随钢板厚度增加，组合板上表面破口减小。钢板厚度增加到0.9 cm时，组合板上表面破口长度减小到0。泡沫铝芯层局部凹陷深度减小，芯层耗能量减小，但仍大于上下面板。组合板整体弯曲变形随钢板厚度增加而减小。

4 结 论

(1) 钢板夹泡沫铝组合板承受接触爆炸冲击荷载

(a)钢板厚0.15cm(b)钢板厚0.30cm

(c)钢板厚0.60cm(d)钢板厚0.90cm

图19 钢板厚度变化时组合板变形破坏图时，上下面板与芯层间易发生剥离现象，响应方式主要为局部变形破坏和整体弯曲变形。

Fig.19 Displacement and failure of the panels with different facesheet thicknesses

图20 钢板厚度变化时组合板变形破坏量曲线图

图21 钢板厚度变化时组合板内能值曲线图

(2) 组合板在爆炸中能够有效地通过上层面板、泡沫铝芯层的局部变形破坏和组合板整体弯曲变形吸收耗散能量，保证组合板不发生贯穿破坏。

(3) 泡沫铝芯层与上下面板发生剥离后，整体弯曲变形主要由上下面板厚度控制，随钢板厚度增加，组合板整体弯曲变形减小。

(4) 与整体弯曲变形相比，局部变形破坏是钢板夹泡沫铝组合板耗散接触爆炸能量的主要途径。

(5) 与上下面板相比，泡沫铝芯层在钢板夹泡沫铝组合板耗散接触爆炸能量过程中发挥主要作用。

(6) 随装药量增加，接触爆炸冲击荷载增大，组合板变形破坏趋于严重。面板厚度不变时适当增加芯层厚度厚度，泡沫铝芯层厚度不变时增加面板厚度，均可减小组合板变形破坏的程度，增强组合板的抗爆性能。

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Anti-contact blast performance of steel-aluminum foam-steel sandwich panels

WANG Xihao， XIA Zhicheng， KONG Xinli， ZHAO Yuetang， GONG Ziming

(College of Defense Engineering, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

Aluminum foam processes an excellent performance of energy absorption. Sandwich panels have advantages of strength and rigidity. A contact blast test with TNT of 1.0 kg was conducted for a 100 mm thickness steel-aluminum foam-steel sandwich panel. The deformation and failure of the panel under contact blast loading conditions were investigated. The process of deformation and failure was analyzed theoretically and simulated numerically. The results showed that the sandwich panel absorbs energy mainly through local compression deformation and overall bending one; the upper and lower face sheets may be detached from the aluminum foam core; to reduce the deformation of the sandwich panel, to increase the thicknesses of foam core or face sheets is an effective way to improve the anti-blast performance of the sandwich panel.

contact blast; aluminum foam; sandwich panel; deformation and failure; experimental investigation; theoretical analysis; numerical simulation

国家自然科学基金(51478469)

2015-12-07 修改稿收到日期：2016-04-21

王曦浩 男，硕士生，1990年1月生

夏志成 男，博士，教授，1961年9月生

TU352.1+3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.13.013