2A12鋁合金圓波紋夾芯板抗平頭彈沖擊特性的試驗研究

鄧云飛 賈惠茹 路明建 張銀波

中國民航大學航空工程學院，天津，300300

0 引言

波紋夾芯結構除了具有質量小、隔熱與降噪性能好、比強度和比剛度高等優點外，開放式的單胞設計還使其擁有良好的流通性能和散熱性能，因此，波紋夾芯結構在航空航天、高速列車、汽車、艦船等領域應用廣泛。在航空領域，機翼墻腹板、寬弦空心風扇葉片、尾翼等均采用了波紋夾芯結構[1]，因該結構對外來物沖擊的防護性能及損傷容限直接影響飛行器的飛行安全，因此，受到了沖擊工程領域眾多學者的關注。DAHIWALE等[2]對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行了數值仿真研究，結果表明，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對靶板抗沖擊性能產生影響。HOLMEN等[3]通過實驗與數值仿真相結合的方法，對無填充與砂填充的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性能進行了研究，結果表明，填充砂波紋夾芯板的抗沖擊性能明顯高于無填充結構的抗沖擊性能。WADLEY等[4]開展了6061-T6鋁合金三角形夾芯板對直徑為12.7 mm的高強度鋼球的抗沖擊實驗研究，并與等面密度單層鋁板進行了對比分析，結果表明，無填充結構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，氧化鋁填充結構基座位置的抗沖擊性能高于單層板的抗沖擊性能，而節點位置的抗沖擊性能低于單層板的抗沖擊性能。B?RVIK等[5]對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行了實驗和數值仿真研究，結果表明，單層板的抗沖擊性能顯著高于等質量的波紋夾芯板的抗沖擊性。趙桂平等[6]通過數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態響應特性，研究表明，泡沫彈體沖擊時，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，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304不銹鋼三角形波紋芯與Y形芯的板結構及其梁結構受泡沫鋁彈體沖擊時的動態響應進行了試驗與數值仿真研究，并與等面密度的單層板或梁進行了對比分析，結果表明，彈體動量較低時，兩種類型夾芯板的抗沖擊性能優于單層板，但是，彈體動量較高時，夾芯板正面板發生撕裂破壞，而整體板則保持完整，并且芯體方向布置對兩種夾芯梁的抗沖擊性能均存在顯著影響。

目前，國內外對鋁合金波紋夾芯結構的彈道行為已經做了一些研究，但多集中于三角形或梯形波紋夾芯結構，關于圓波紋夾芯結構彈道防護性能的研究還鮮有報道。此外，鋁合金波紋夾芯結構的加工工藝存在多樣性，主要以沖壓及焊接為主，而加工工藝對夾芯結構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，開展夾芯板和等面密度的單層板對平頭彈體的抗沖擊特性研究，分析圓波紋夾芯板對平頭彈體沖擊的防護性能、失效模式和靶板耗能，并與單層板進行對比分析，以揭示兩種靶板抗沖擊性能的差異及原因。

1 彈體沖擊靶體試驗方案設置

試驗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。圓波紋夾芯板通過去除板件中間的材料來獲得圓波紋形的芯體構型，等效單層板通過在板件厚度方向上取材來獲得單層板應有的厚度與尺寸，具體的加工流程如圖1所示。此種加工方法能夠保證結構的完整性和波紋夾芯板上下面板、芯體以及節點連接處材料的一致性與均勻性，避免焊接、粘接等加工方式導致的靶板材料不均、各部位力學性能存在差異、上下面板與芯體脫粘等現象的產生。

圖1 加工流程Fig.1 Processing flow

圓波紋夾芯板邊長為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圖2b。通過4個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圖2。

彈體由硬38CrSi合金鋼制成，并經過了淬火熱處理等工藝，平均硬度為53HRC，名義質量為34.5 g，彈體對圓波紋夾芯板的沖擊位置在節點與基座，彈體尺寸及沖擊形式如圖3所示。

2 彈體沖擊靶板結果與討論

彈體沖擊靶體試驗在一級炮系統上進行，采用超高速攝像機記錄彈靶沖擊過程，幀率設定為60 000 fps(幀每秒)，并借助攝像機自帶軟件進行圖像處理，獲得彈體初始、剩余速度和飛行姿態等。表1給出了平頭彈沖擊靶板的初始速度vi與剩余速度vr試驗數據。

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

(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)沖擊節點位置 (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 試驗數據

(1)

a=mp/(mp+mpl)

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

彈體沖擊靶板模型參數如表2所示。

表2 彈體沖擊靶板模型參數

圖4對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彈道極限速度為107 m/s，圓波紋夾芯板節點沖擊時彈道極限速度為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點和基座沖擊相比，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點和基座沖擊相比，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出快速下降的趨勢，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表征外，能量耗散也可以作為一個評估指標。彈體沖擊靶板過程中靶板的總耗能Ea可以通過彈體的動能變化量ΔE來表示，表達式為

(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定，而單層板則表現出相反的趨勢，并且波紋夾芯板與單層板的最大耗能均表現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 不同靶板的耗能對比Fig.5 Comparison of energy consumption betweendifferent plates

2.1 圓波紋夾芯板失效機理分析

圖6給出了平頭彈體沖擊圓波紋夾芯板節點位置的典型過程，彈體在沖擊過程中保持剛性，而波紋板發生沖塞，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點的典型過程Fig.6 Typical process of node of the circular corrugated sandwich plates impacted by projectiles

圓波紋夾芯板節點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，中部可能生成裂紋，底部與背面板均連接完好。當彈體沖擊速度低于彈道極限速度時，背面板發生鼓包變形；當彈體沖擊速度高于彈道極限速度時，背面板發生拉伸撕裂破壞，并且產生大片不規則碎片。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展程度有所降低，背面板也由未貫穿的鼓包變形轉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。

(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 圓波紋夾芯板節點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程，可以發現彈體飛行姿態良好，彈體擊穿波紋板后姿態發生一定程度的偏轉，這是由于彈體在侵徹波紋板過程中的受力不可能絕對均勻所導致。當彈體速度為102.5 m/s時，彈體鑲嵌在波紋板中，此時彈體速度比較接近彈道極限速度；當彈體速度高于彈體極限速度時，波紋板發生明顯的沖塞，而彈體未見變形。

圖9給出了平頭彈體沖擊夾芯板基座試驗后回收的波紋板樣件，正面板發生拉伸撕裂破壞，并且正面板的變形被相鄰的兩個波峰限定在其間，相比夾芯板節點沖擊，此時面板的全局變形量有所減小，這是由于夾芯板節點沖擊時正面板變形被限定在相鄰的三個波峰之間。夾芯板節點與基座沖擊相比，正面板更容易發生剪切失效，這是因為節點沖擊時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

當彈體速度比較低時，夾芯板芯體與背面板拉伸撕裂嚴重，撕裂區域形狀不規則，表現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，并且比較規則，如圖9所示。當彈體沖擊夾芯板基座時，芯體與背面板撕裂損傷主要沿波紋垂直方向擴展，這是由于彈體沖擊點位于芯體波谷和背面板連接處上方，連接處對芯體與背面板撕裂阻力比較大。當彈體沖擊夾芯板節點時，芯體與背面板撕裂損傷主要沿波紋方向擴展，這是因為撕裂損傷被限定在相鄰兩個波谷之間。

2.2 單層板失效機理分析

彈體對單層板沖擊的典型過程見圖10。當彈體沖擊速度低于彈道極限速度時，彈體被靶板反彈或鑲嵌；當彈體沖擊速度高于彈道極限速度時，靶板產生一個圓柱狀塞塊。

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 彈體對單層板沖擊的典型過程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。當彈體沖擊速度低于彈道極限速度時，沖塞未脫離靶板，靶板存在明顯的局部變形。當彈體沖擊速度高于彈道極限速度時，靶板有規則且完整的沖塞產生，斷口周圍形成局部盤式隆起。事實上，單層板受平頭彈體沖擊時，彈體首先擠壓剪切靶板，隨后在彈體頭部前面產生微裂紋，并且裂紋的擴展速度高于彈體侵徹速度，隨著彈體侵徹的進行，裂紋不斷擴展到靶板背面，最后沖塞形成并且脫離靶板，彈體穿過靶體，因此，靶板在其正面剪切與背面拉伸撕裂共同作用下產生沖塞破壞。彈體剪切作用在靶板正面斷口處產生明顯的光滑剪切帶，而背面斷口內壁較為粗糙，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，當彈體沖擊速度高于彈道極限速度時，靶板變形量隨著沖擊速度的增加而減小，并且當沖擊速度在彈道極限速度附近時靶板變形量達到最大值。此外，隨著彈體沖擊速度增加，靶板全局變形逐漸減小，局部變形開始起主導作用。

(a)靶板橫截面變形對比

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

剛性彈體對金屬靶板的侵徹/穿甲通常由侵徹過程和最終失效模式控制，靶板的失效機理與變形模式對其彈道性能有直接影響，靶板的變形包含全局的結構變形與局部失效。從單層板轉變到波紋夾芯板，靶板的主要變形與失效模式發生相應的變化，并且靶板的整體剛度也發生了改變。第一，靶板在彈體沖擊作用下發生塑性變形，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，當靶板厚度達到一定值時，靶板分層會導致其失效與耗能模式發生轉變。靶板從厚6 mm 的單層板轉變到波紋夾芯板，靶板的主要耗能模式從剪切過渡到拉伸撕裂，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渡到整體的結構變形，這些有助于提升多層靶板的抗沖擊性能。若只有上述兩點，波紋板的抗沖擊性能可能高于單層板，如文獻[10-11]發現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構中各層靶板的相互作用，從而降低了整體結構的抗彎剛度，這樣導致靶板對彈體的阻抗力下降。第四，波紋夾芯板的波紋結構限制了上下面板的結構變形，面板的結構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構變形，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。沖擊位置對夾芯板抗沖擊性能存在影響，節點沖擊時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生剪切沖塞與局部凹坑變形破壞；芯體發生剪切沖塞、屈曲擠壓變形或壓潰破壞；背面板發生撕裂破壞。單層板則主要發生局部的剪切沖塞，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。