低速沖擊下金屬蜂窩夾芯板抗侵徹性能的試驗研究

陳尚軍，秦慶華, *，張威，夏元明，于學會，張建勛，王彬文，王鐵軍

1. 西安交通大學 航天航空學院，機械結構強度與振動國家重點實驗室，西安 710049 2. 航空工業(yè)飛機強度研究所，西安 710065

金屬蜂窩夾芯板具有高的比強度和比剛度、良好的能量吸收特性以及其他優(yōu)異的力學性能，受到了越來越多研究者的關注[1-3]。在航空航天領域，蜂窩夾芯板經(jīng)常被作為優(yōu)質結構材料使用[4-5]，在飛機的主、次承力結構，如機翼、機身、尾翼、雷達罩及地板、內(nèi)飾等這類大尺寸結構件均采用輕質蜂窩夾芯材料制作[6]。而在實際使用中，結構不可避免地會遭受局部沖擊載荷的作用，例如工具墜落、冰雹撞擊等。這時侵徹現(xiàn)象往往伴隨著局部沖擊載荷的作用而發(fā)生。結構一旦發(fā)生侵徹，其承載能力會有顯著下降甚至完全喪失。因此，對金屬蜂窩夾芯板在局部沖擊載荷作用下侵徹行為的研究顯得尤為重要。

近年來，國內(nèi)外眾多學者對夾芯結構在沖擊載荷作用下的抗侵徹性能進行了大量研究，其中大部分是關于金屬夾芯結構和復合材料夾芯結構在彈道沖擊下抗侵徹性能的研究，提出了用彈道極限來表征夾芯結構抗侵徹能力的方法[7-8]，而對于低速沖擊載荷作用下夾芯結構抗侵徹性能的研究并不充分。Fatt和Park[9]對芯材較厚的蜂窩夾芯板在平頭錘頭沖擊下的侵徹破壞提出了一個3階段的理論模型，并基于能量守恒給出了各個階段能量消耗的表達式。Crupi等[10]利用落錘試驗機，在半球形錘頭沖擊下，對金屬蜂窩夾芯板在小能量沖擊下的結構響應以及大能量沖擊下的結構破壞進行了描述。李志斌和盧芳云[11]利用MTS和落錘試驗機對復合材料夾芯板的壓入和侵徹性能進行了試驗研究，考慮了夾芯板幾何參數(shù)、錘頭形狀以及邊界條件對能量吸收效率因子的影響。但是對于不同芯材厚度的金屬蜂窩夾芯板在不同形狀錘頭低速沖擊下的試驗研究還比較少，因此本文將針對該類問題進行系統(tǒng)的試驗研究。

本文將主要對金屬蜂窩夾芯板在低速沖擊載荷作用下的抗侵徹行為進行試驗研究，分析錘頭形狀和芯材厚度對夾芯板最終破壞模式、力-位移曲線和臨界破壞能量的影響。

1 試驗試件

本文沖擊試驗選取的試件為金屬蜂窩夾芯板，其面板均為厚度為1.1 mm的Al-1060-H24鋁板，芯材為厚度為0.05 mm的Al-5052鋁箔制成的蜂窩，蜂窩胞元內(nèi)切圓直徑為4.76 mm，夾芯板的蜂窩高度分為15 mm和30mm 2種情形，面板和芯材的材料參數(shù)如表1和表2所示。

金屬蜂窩夾芯板制備時，先將面板和蜂窩芯材切割成指定尺寸，然后沿蜂窩芯材邊緣填充發(fā)泡膠，以防止邊緣固定時芯材被壓潰，之后將切割好的面板和蜂窩芯材通過膠膜熱壓粘接在一起，形成幾何尺寸為300 mm×300 mm的蜂窩夾芯板，最后沿夾芯板邊緣每邊開4個螺栓孔，制備好后的金屬蜂窩夾芯板試件如圖1所示，其沖擊區(qū)域的有效尺寸均為220 mm×220 mm。

表1 面板及蜂窩基體材料參數(shù)

表2 蜂窩芯材參數(shù)Table 2 Properties of honeycomb core

圖1 蜂窩夾芯板Fig.1 Honeycomb sandwich plate

2 試驗方法

圖2 沖擊試驗裝置圖Fig.2 Device for impact tests

低速沖擊試驗采用圖2所示的大能量落錘沖擊試驗系統(tǒng)(DHR-1205)進行，其沖擊速度誤差可以控制在2‰以內(nèi)，該試驗系統(tǒng)由3部分組成：配重和錘頭組成的加載部分；夾板與支座組成的夾持部分；力傳感器和激光位移傳感器組成的測量部分。試驗中考慮了平頭(Blunt)、半球形(Spherical)和錐形(Cone)3種不同形狀的錘頭，其形狀和尺寸如圖3所示。

試驗時，試件通過上下夾板和螺栓固定在支座上以實現(xiàn)固支邊界條件，將所用錘頭與配重固定在一起形成落錘沖擊體，錘頭中心正對試件中心，通過釋放裝置釋放落錘以實現(xiàn)落錘自由落體運動沖擊夾芯板試件。通過力傳感器和激光位移傳感器記錄試驗中沖擊端的沖擊力和夾芯板的位移。試驗中，落錘質量為146.22 kg，初始沖擊速度為1.43 m/s。

試驗按照錘頭形狀和夾芯板厚度的不同，分為6組，具體試驗設計如表3所示。

圖3 錘頭幾何形狀和尺寸示意圖Fig.3 Schematic of geometry and dimensions of projectiles

表3 試驗設計Table 3 Summary of test design

分組芯材厚度/mm錘頭形狀錘頭質量/kg沖擊速度/(m·s-1)A-115平頭146.221.43A-230平頭146.221.43B-115半球形146.221.43B-230半球形146.221.43C-115錐形146.221.43C-230錐形146.221.43

3 結果與討論

3.1 破壞模式

在3種錘頭沖擊作用下，夾芯板整體破壞模式如圖4所示。從圖中可以看出，金屬蜂窩夾芯板的變形和破壞主要集中于錘頭作用的局部區(qū)域，這部分區(qū)域可以分為破壞侵徹區(qū)和變形區(qū)，而在變形區(qū)以外，夾芯板幾乎沒有變形。

在夾芯板的變形侵徹區(qū)，夾芯板上下面板的破壞侵徹模式有顯著不同，其上下面板的局部破壞模式分別如圖5和圖6所示。

圖4 夾芯板整體破壞模式Fig.4 Global fracture modes of sandwich plates

圖5 夾芯薄板上下面板局部破壞模式Fig.5 Local fracture modes of top and bottom face-sheets of thin sandwich plates

圖6 夾芯厚板上下面板局部破壞模式Fig.6 Local fracture modes of top and bottom face-sheets of thick sandwich plates

在平頭錘頭沖擊下，上面板與錘頭直接接觸區(qū)域被沖塞剪切形成一個與錘頭等直徑的圓孔，而在圓孔周圍有著明顯的呈同心圓分布的變形區(qū)，下面板同樣發(fā)生了剪切失效，其剪切失效區(qū)域略大于錘頭直徑。

在半球形錘頭沖擊下，上面板與錘頭直接接觸區(qū)域形成了一個圓孔，孔的外側則形成了不規(guī)則的變形區(qū)，這是由于半球形錘頭對面板的拉伸作用形成的，而下面板則出現(xiàn)了瓣形開裂模式的破壞，在開裂區(qū)以外的區(qū)域并無明顯的變形。

在錐形錘頭沖擊下，上面板與錘頭直接接觸區(qū)域形成了鉆石形孔，在孔外側則形成了相比于半球形錘頭沖擊下更加不規(guī)則的變形區(qū)，而下面板則同樣出現(xiàn)了類似于半球形錘頭沖擊下的瓣形開裂模式的破壞，在開裂區(qū)域以外也未發(fā)現(xiàn)有明顯變形。

對比夾芯薄板和夾芯厚板在相同錘頭作用下的破壞模式，可以發(fā)現(xiàn)，無論是平頭錘頭、半球形錘頭還是錐形錘頭沖擊作用下，夾芯薄板和夾芯厚板的破壞模式都基本相同，而在不同錘頭沖擊作用下，其變形模式均不同，這說明，芯材厚度對金屬蜂窩夾芯板在大質量低速落錘沖擊作用下的破壞模式影響較小，而錘頭形狀對金屬蜂窩夾芯板在大質量低速落錘沖擊作用下的破壞模式有較大影響。

圖7 在3種錘頭沖擊作用下夾芯薄板和夾芯厚板的力-位移曲線 Fig.7 Impact force-displacement curves of sandwich plates (thin core type and thick core type) with different projectile shapes

3.2 力-位移曲線

圖7給出了金屬蜂窩夾芯板在3種錘頭沖擊作用下夾芯薄板和夾芯厚板的力-位移曲線。從圖中可以看出，金屬蜂窩夾芯薄板在錐形錘頭和半球形錘頭沖擊下的力-位移曲線會出現(xiàn)單峰模式，金屬蜂窩夾芯厚板在錐形錘頭和半球形錘頭沖擊下的力-位移曲線則是雙峰模式，而在平頭錘頭沖擊下的金屬蜂窩夾芯板的力-位移曲線均為雙峰模式。

在平頭錘頭沖擊下，上下面板均發(fā)生沖塞剪切破壞，剪切破壞發(fā)生的時間非常短，上面板發(fā)生剪切破壞時，芯材與下面板的變形非常小。上面板剪切破壞后，芯材被壓縮直至完全密實，最后下面板發(fā)生剪切破壞，3個變形、破壞過程之間的耦合作用十分微弱，因此在力-位移曲線上表現(xiàn)出雙峰的響應形式。

對于錐形與半球形錘頭沖擊金屬蜂窩夾芯厚板時，上面板發(fā)生拉伸破壞，從錘頭與上面板發(fā)生接觸至上面板發(fā)生拉伸完全破壞的過程中，雖然上面板局部發(fā)生了較大變形，在上面板發(fā)生破壞的過程中同時壓縮著上面板下方的蜂窩芯材，但是由于芯材較厚，在上面板完全發(fā)生破壞之前被壓縮的芯材占整個芯材厚度的比例較小。在上面板發(fā)生完全破壞后，錘頭進一步壓縮芯材直至密實，最終作用于下面板，下面板在拉彎耦合作用下發(fā)生瓣形開裂破壞。夾芯厚板在侵徹過程中3個階段之間的耦合作用較弱，因此在力-位移曲線上表現(xiàn)出了雙峰的響應形式。

對于錐形與半球形錘頭沖擊金屬蜂窩夾芯薄板時，上面板發(fā)生拉伸破壞，從錘頭與上面板發(fā)生接觸至上面板發(fā)生拉伸完全破壞過程中，在上面板局部發(fā)生較大變形的同時，上面板下方的蜂窩芯材也被壓縮至完全密實，由于芯材較薄，會進一步地作用于下面板，最終下面板在拉彎耦合作用下也發(fā)生了瓣形開裂破壞。夾芯薄板侵徹過程中各階段耦合作用十分強烈，因此在力-位移曲線上會表現(xiàn)出單峰的響應形式。

另外，對于錐形錘頭沖擊下的金屬蜂窩夾芯板，可以看到其力-位移曲線在初始階段有比較明顯的斜率變化，這是因為在錐形錘頭沖擊作用下，夾芯板上面板會在較小變形下就發(fā)生了穿刺，發(fā)生穿刺后的夾芯板結構剛度會發(fā)生一定的下降，在錘頭的進一步作用下，夾芯板會沿著錘頭徑向發(fā)生一定的撕裂，而半球形錘頭作用下的夾芯板上面板則沒有發(fā)生開裂現(xiàn)象。

3.3 臨界破壞能量

夾芯板發(fā)生侵徹破壞時所需的能量是反映其抗侵徹性能的重要指標。Mindess和Yan[12]在研究混凝土結構抗侵徹問題時，提出了一種表征結構發(fā)生侵徹破壞所需能量的方法，即

(1)

式中：EX為結構侵徹破壞所需的能量；S為錘頭在沖擊過程中的位移；F(S)為動態(tài)沖擊力；SX為動態(tài)沖擊力下降到峰值沖擊力1/3處所對應的錘頭位移值。

圖8給出了金屬蜂窩夾芯板在不同錘頭沖擊作用下的侵徹能。從圖中可以看出，金屬蜂窩夾芯薄板在半球形錘頭沖擊下的侵徹能最大，而在平頭錘頭沖擊下的侵徹能最小。金屬蜂窩夾芯厚板在錐形錘頭沖擊下的侵徹能最大，而在平頭錘頭和半球形錘頭沖擊下的侵徹能較小。對于平頭錘頭和錐形錘頭沖擊下，金屬蜂窩夾芯薄板的侵徹能小于金屬蜂窩夾芯厚板，而對于半球形錘頭沖擊下，金屬蜂窩夾芯薄板的侵徹能明顯高于金屬蜂窩夾芯厚板。

但是由于不同結構其質量不同，這導致僅從侵徹能進行比較有一定的問題，考慮到這種差異，又定義了夾芯板單位質量下的比侵徹能(Specific Fracture Energy)為

(2)

式中：M為夾芯板有效區(qū)域的質量。

圖8 金屬蜂窩夾芯板在不同錘頭沖擊作用下的侵徹能Fig.8 Fracture energy of sandwich plates under impact with different projectile shapes

圖9 金屬蜂窩夾芯板在不同錘頭沖擊作用下的 比侵徹能Fig.9 Specific fracture energy of sandwich plates under impact with different projectile shapes

圖9給出了金屬蜂窩夾芯板在不同錘頭沖擊作用下的比侵徹能。從圖中可以看出，金屬蜂窩夾芯薄板在半球形錘頭沖擊下的比侵徹能最大，而在平頭錘頭沖擊下的比侵徹能最小。金屬蜂窩夾芯厚板在錐形錘頭沖擊下的比侵徹能最大，而在平頭錘頭和半球形錘頭沖擊下的比侵徹能較小。對于平頭錘頭沖擊下，金屬蜂窩夾芯薄板的比侵徹能小于金屬蜂窩夾芯厚板，對于半球形錘頭沖擊下，金屬蜂窩夾芯薄板的比侵徹能大于金屬蜂窩夾芯厚板，而對于錐形錘頭沖擊下，金屬蜂窩夾芯薄、厚板比侵徹能差不多。

綜合金屬蜂窩夾芯板在不同錘頭沖擊作用下的侵徹能和比侵徹能的比較，可以得出，金屬蜂窩夾芯薄板在半球形錘頭沖擊下抵抗侵徹的能力最好，抵抗平頭侵徹的能力最差，而金屬蜂窩夾芯厚板抵抗錐形錘頭侵徹的能力最好，抵抗平頭和半球形錘頭侵徹的能力較差。

4 結 論

利用落錘沖擊試驗系統(tǒng)對金屬蜂窩夾芯薄板和金屬蜂窩夾芯厚板在低速大質量落錘沖擊載荷作用下的抗侵徹行為進行了試驗研究，分析了錘頭形狀和芯材厚度對夾芯板最終破壞模式、力-位移曲線和臨界破壞能量的影響。試驗結果表明：

1) 夾芯板在平頭、半球形和錐形錘頭沖擊下，上面板分別產(chǎn)生了圓形剪切、圓形拉伸和鉆石形的最終失效模式，其下面板的最終失效模式分別為圓形剪切、瓣形開裂和瓣形開裂。

2) 金屬蜂窩夾芯薄板在錐形錘頭和半球形錘頭沖擊下的力-位移曲線會出現(xiàn)單峰模式，金屬蜂窩夾芯厚板在錐形錘頭和半球形錘頭沖擊下的力-位移曲線則是雙峰模式，而在平頭錘頭沖擊下的金屬蜂窩夾芯板的力-位移曲線均為雙峰模式。

3) 金屬蜂窩夾芯薄板在半球形錘頭沖擊下抵抗侵徹的能力最好，抵抗平頭錘頭侵徹的能力最差，而金屬蜂窩夾芯厚板抵抗錐形錘頭侵徹的能力最好，抵抗平頭和半球形錘頭侵徹的能力較差。

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