破片與沖擊波聯合作用下多孔泡沫鋁夾芯復合材料板的防護性能

王孟鑫，陳睿穎，王金相

(1.南京理工大學 瞬態物理國家重點實驗室,江蘇 南京 210094;2.南京理工大學 自動化學院,江蘇 南京 210094)

0 引言

防爆安全問題一直是世界各國普遍關注的問題，然而傳統防護結構具有質量大、運輸不便等缺點[1]。隨著時代的發展，抗爆容器需要有更高的標準，如輕質化和高效化等要求。研究人員發現[2-4]，多孔泡沫鋁鈦合金材料克服了上述不足，具有耐疲勞，比強度高等優點，對新型抗爆容器的研究具有十分重要的意義。

現實中常常會出現約束空間爆炸的情況，約束空間爆炸和自由場爆炸存在顯著的區別，由于約束空間的封閉或半封閉特性，會導致沖擊波的傳播受到影響，同時結構的毀傷機理也會大不相同。防爆罐、防爆桶發生爆炸的部位通常是在內部，且此類爆炸往往伴隨著沖擊波和破片兩種毀傷元。此外，對于國內常用的防爆材料大多都為均質金屬材料，有著質量大、運輸困難等缺點，因此，研究由新型材料構成的防爆設備對內部爆炸產生的破片和沖擊波的防護性能有著重要的意義。

當前，國內外對結構內部爆炸已展開了大量研究，但主要是針對沖擊波單一載荷下結構的響應。部分學者在此基礎上展開了新型材料結構的抗爆性能研究：呂進等[3]利用有限元仿真分析軟件LS-DYNA模擬了不同材質的防爆材料，包括空氣、聚氨酯、泡沫鋁、電木、鋼+泡沫鋁，比較它們的防爆能力得到聚氨酯具有最好的防爆能力，從而對導彈串聯彈頭的環形切割器進行防爆優化；陳詩超等[5]利用數值模擬對泡沫鋁夾層的抗爆容器展開了內爆仿真，表明在筒內加入泡沫鋁夾層能有效吸收爆炸沖擊能量；王立科等[6]對玻璃纖維抗爆容器的防爆性能展開了研究，對復合材料在內爆情況下的響應進行了分析，證明復合材料由于自身材料特性會出現節拍現象，而這一現象有助于提高結構的抗爆能力；Liu等[7]利用聚脲為軟隔爆介質，外殼金屬介質為鋁，并調整鋁和聚脲層的厚度，確定了最佳隔爆參數，提升串聯切割戰斗部隔爆結構的隔爆性能。

同時，國內外學者對結構內爆炸產生的破片和沖擊波聯合作用展開了研究：顧文彬等[4]采用柱殼/組簧結構將爆炸能量更加均勻地傳遞給泡沫鋁吸能夾層，在保證防爆罐內筒不發生塑性變形的前提下，使泡沫鋁的吸能效率顯著提高；Liu等[7]為了有效提升串聯切割戰斗部隔爆結構衰減爆炸沖擊波的性能，在前級切割器和后級隨進彈之間加裝隔爆結構；侯海量等[8]采用縮比試驗對艦船艙室內部爆炸進行了研究，結果表明裸裝藥戰斗部和戰斗部裝藥對艙室造成的毀傷存在很大差異；宋桂飛等[9]設計了一種用于回收戰斗部破片的爆炸容器，對破片的分布和毀傷效果進行了理論分析與實驗驗證。由上述可以看到目前這些研究大多只考慮破片或沖擊波單一載荷，且對于新型多孔泡沫鋁鈦合金材料的使用較少。

本文通過理論和仿真的方法，設計了一種軸向預制破片裝藥結構，以及3種由泡沫鋁、超高分子聚乙烯(UHWMPE)纖維為芯層，2024 鈦合金板為前后面板的夾芯復合結構(見圖1)，進行實驗研究其對預制破片裝藥爆炸產生的破片與沖擊波聯合作用的防護機理與防護性能，比較不同結構形式的防護效果，總結破片與沖擊波聯合作用對其的破壞規律，并利用LS-DYNA有限元軟件對實驗過程進行仿真計算，結合數值模擬方法對實驗過程進行驗證。

圖1 不同芯層排列方式示意圖Fig.1 Arrangements of different core layers

1 彈靶結構模型設計

1.1 夾芯復合材料板設計

綜合考慮UHWMPE纖維和泡沫鋁的材料特點，本著以輕質、高強度為目標，設計以鈦合金板為面板合背板，泡沫鋁和 UHMWPE 纖維為芯層的復合結構。各層尺寸為300 mm×300 mm，前后面板厚度1 mm，泡沫鋁板厚度10 mm，共2層；纖維層厚度設置為10 mm.

鑒于多孔泡沫鋁具有良好的壓縮性能即緩沖能力，而纖維的壓縮能力差但具有良好的防護性能，且它們都可以吸收爆炸產生的能量，本文將2層泡沫鋁層和1層纖維層按一定順序進行組合，探究抗爆容器對破片和沖擊波的防護作用，分析芯層的排布對背板變形程度即抗爆性能的影響，各工況下結構的芯層排列順序見表1.

表1 各工況中結構芯層組合Tab.1 Structure core layer combinations in 3 working conditions

1.2 預制破片裝藥

本文中使用預制破片裝藥結構如圖2所示，其中：炸藥為8701炸藥，裝藥直徑為35 mm，高40 mm，總質量約70 g，等效TNT當量100 g；破片材料為Q235鋼，單個破片尺寸為5 mm×5 mm×2 mm，質量0.39 g，共37枚破片密集排布于炸藥端面，總質量14.43 g；炸藥端面距靶板前面板表面中心40 cm.

圖2 預制破片裝藥模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of preformed fragment charge model

2 數值模擬方法

利用有限元仿真分析軟件LS-DYNA，使用任意拉格朗日歐拉(ALE)法模擬破片和沖擊波對夾芯復合板的聯合作用[10]。計算采用ALE算法，模型中所有結構均為Solid64單元。其中：炸藥與空氣為Euler網格，炸藥網格尺寸1.5 mm，空氣域網格尺寸2 mm；破片為Lagrange網格，網格尺寸1 mm.考慮到整體模型的結構對稱性，采用 1/4模型進行計算。裝藥整體模型如圖3所示。計算時，為防止破片網格在飛散過程中出現交叉導致計算錯誤，破片之間設置自接觸*CONTACT_AUTOMATIC_GENERAL_INTERIOR；破片對靶板侵徹時，在破片網格與靶板各層網格間設置侵蝕接觸*CONTACT_ERODING_SUR-FACE_TO_SURFACE；靶板各層之間設置自動接觸*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE。由于1/4模型的緣故，在對稱面上定義對稱約束*BOUN-DARY_SPC_SET，同時對靶板四周設置Z軸方向上的法向位移約束。對于計算過程中涉及到的流體與固體(簡稱流固)耦合接觸，如破片和沖擊波的相互作用、沖擊波對靶板的作用等，通過設置流固耦合命令*CONS-TRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 來定義。為防止沖擊波反射，模型邊界設置為非反射邊界*BOUNDARY_NON_REFLECTING。對于炸藥的起爆方式，通過設置LS-DYNA計算卡牌中的K文件命令*INITIAL_DETONATION 來對起爆點和起爆時間進行定義。依據實際試驗情況，起爆方式定義為炸藥中心起爆。

圖3 有限元網格劃分Fig.3 Finite element meshing

其中，按照芯層排列方式共設計3種工況，各工況下芯層排列的有限元模型和網格劃分如圖4所示。

圖4 各工況結構示意圖(左為有限元模型，右為網格劃分)Fig.4 Schematic diagram of structure under each working condition (left:finite element model;right:meshing)

3 材料模型與參數

本文數值仿真主要涉及炸藥、破片、2024 鈦合金、泡沫鋁和UHWMPE纖維。下面對涉及到的材料，以及其模型與狀態方程，進行逐一介紹。

3.1 炸藥材料模型與狀態方程

在試驗與仿真中，炸藥所用材料模型為HIGH-EXPLOSIVE-BURN，該模型能有效地對爆炸過程中物質和能量的傳遞進行描述，狀態方程采用 JWL 狀態方程，狀態方程的表達式[11]為

(1)

式中：p為炸藥爆轟壓力；V0為相對體積；ρ為炸藥密度；e0為炸藥單位體積初始內能；ω、A、B、R1、R2為表征炸藥特性的狀態方程參數。其各參數取值如表2所示。

3.2 破片的材料模型

破片材料為Q235鋼，采用 MAT-PLASTIC-KINEMATIC雙線性本構模型，其應變率由 Cowper-Symonds 模型描述[13]：

(2)

表3 破片的主要參數[13]Tab.3 Main parameters of fragments[13]

3.3 面板的材料模型

面板材料為鈦合金，采用JOHNSON-COOK材料模型與GRUNEISEN狀態方程。其中JOHNSON-COOK材料模型的等效屈服應力σy[14]可以表示為

(3)

GRUNEISEN狀態方程同時考慮了壓縮和膨脹兩種狀態，其表達式[14]為

(4)

式中：ρ0為材料初始密度；C為速度擬合參數；γ0為GRUNEISEN常數；α為一與γ0關聯的常數；μ=ρ/ρ0-1，ρ為材料密度，材料壓縮時μ>0,材料膨脹時μ<0；S1、S2、S3為速度曲線斜率的相關系數。鈦合金材料參數如表4所示。

表4 鈦合金板的主要參數[15]Tab.4 Main parameters of titanium alloy plate[15]

3.4 泡沫鋁的材料模型

泡沫鋁材料選用CRASHABLE-FOAM模型，該模型可以較準確地描述多孔泡沫材料的性質，且參數較少，使用方便。泡沫鋁材料參數如表5所示。

表5 泡沫鋁的主要參數Tab.5 Main parameters of aluminum foam

TSC通過*MAT_ADD_EROSION命令對泡沫鋁添加失效準則，設定當應變大于0.4時材料發生失效并刪除失效單元。

3.5 UHWMPE纖維材料模型

UHWMPE纖維材料采用COMPOSITE-DAMAGE復合材料模型，該模型能較為準確地模擬出纖維材料的力學特性，其應力與應變關系表達式[16]為

(5)

式中：εl、σl、νl、El分別為材料在縱向上的拉伸應變、拉伸應力、泊松比和拉伸模量；εw、σw、νw、Ew分別為材料在橫向上的拉伸應變、拉伸應力、泊松比和拉伸模量；εs、τs、Gs分別為材料的剪應變、剪應力、剪切模量；αs為材料的剪切應力參數。該材料模型基于Chang-Chang失效準則[16]，該準則能有效模擬出縱向拉伸、縱向壓縮及橫向剪切引起的斷裂失效、壓縮失效和基體開裂失效。

UHWMPE纖維密度為0.97 g/cm3,涉及到的材料參數有：面內彈性模量EA、EB，法向彈性模量EC；面內剪切模量GBC、GAC，法向剪切模量GAB；面內泊松比νBA，法向泊松比νCA、νCB；剪切強度SC；面內拉伸強度σIPT，法向拉伸強度σNT，法向壓縮強度σNP，一般拉伸強度σGT；法向剪切強度σNSYZ、σNSZX.具體見表6.

表6 UHWMPE纖維的主要參數[17]Tab.6 Main parameters of UHWMPE fiber[17]

4 試驗與驗證

本試驗所研究復合靶板是以泡沫鋁、UHWMPE纖維作為夾芯層，HST2425鈦合金板作為面板和背板的復合板，在靶板四周打孔，各層采用螺栓加固連接。各層材料參數如下：

1)鈦板采用HST2425鈦合金，面密度為29 kg/m2.

2)試驗所用泡沫鋁為閉孔泡沫鋁板，密度為0.58 g/cm3，泡沫鋁采用發泡法制造而成。

3)纖維材料選用UHMWPE纖維，纖維材料密度為0.97 g/cm3，其力學性能參數：彈性模量為30.7 GPa，拉伸強度為950 MPa，壓縮強度為537 MPa，延伸率為4%。

4)預制破片裝藥中的炸藥采用8701炸藥，其基本參數如下：密度為1.787 g/cm3，爆速為8.4 km/s，爆壓為29.66 GPa.將其制作成尺寸為直徑35 mm、高40 mm的藥柱；預制破片由Q235鋼板進行線切割加工而成，其密度為7.85 g/cm3、厚度為2 mm，得到的單個破片平面尺寸為5 mm×5 mm，質量約為0.39 g，將預制破片以無間隙密集排列的方式粘貼在藥柱端面，保證破片與藥柱緊密結合。預制破片總數為37個，總質量為14.43 g.其中，各工況的結構芯層組合按照表1進行整體裝藥，制作完成后如圖5所示。

圖5 試驗設備和靶板組合結構Fig.5 Test device and target composite structure

圖6展示了3個工況中靶板泡沫鋁毀傷示意圖，從中可以看出，復合層發生拉伸斷裂的同時出現了輕微的分層現象，泡沫鋁層均出現了明顯的壓縮現象。

圖6 靶板泡沫鋁毀傷情況簡圖Fig.6 Target plate damages under various working conditions

3個工況下纖維層的排列位置不同，其在破片和沖擊波聯合作用下呈現出的毀傷模式也有所區別。圖7展示了3個工況下靶板纖維層入射面的毀傷情況，從中可以看到：工況1下纖維層彈孔處有明顯燒結，且燒結貫穿彈坑內緣；工況2下纖維層置于泡沫鋁之后，經過一層泡沫鋁后破片和其他爆轟產物的溫度有一定下降，且泡沫鋁層對其進行了部分吸收，因此工況2下入射面高溫燒結面積較工況1有所增加，但破壞層數有所降低；工況3下纖維入射面燒結區域最大，表明泡沫鋁層有效分散了高溫作用區，同時工況3下纖維失效層數最少，剩余纖維層仍能起到防護作用。如圖7(d)所示，彈孔附近的纖維有明顯的拉伸變形，此外還伴有部分燒結和擴孔現象。在工況2和工況3下還出現了部分破片未能穿透纖維層的現象，如圖7(e)所示，纖維僅發生部分變形，局部凸起處未發生纖維斷裂。對于泡沫鋁層，3個工況下泡沫鋁層在沖擊波作用下發生的壓潰破壞均不明顯。各工況下泡沫鋁彈孔處毀傷情況相似，迎彈面的上層胞孔結構出現壓潰破壞，背彈面彈孔呈喇叭狀，彈孔周邊區域有一定程度的壓實變形，但主要還是以結構的脆性斷裂為主。圖8為工況3下靶板毀傷情況，從中可以發現面板的變形較為輕微，背板出現了未貫穿彈孔，以塑性鼓包變形為主。

圖7 材料毀傷情況Fig.7 Damage of material

圖8 工況3下靶板毀傷模式Fig.8 Damage modes of target plate under working condition 3

5 結果分析與討論

5.1 載荷計算

用Gurney公式[18-20]計算預制破片的初速度v0:

(6)

(7)

求得破片的飛散角φ=0.148 2π rad，即26.673°. 基于能量法得到的等效裝藥量mb和原炸藥量me之間的關系[21]：

(8)

根據破片和沖擊波相對應的載荷相關特性，破片飛行到距離R處的時間tf為

(9)

式中：mf為破片質量(kg)。

沖擊波波陣面達到R處的時間tb為

(10)

式中：cs為沖擊波波速。可求出破片和沖擊波的傳播過程，其運動時序關系如圖9所示。從圖9可以看到：在起爆初期時刻，沖擊波傳播速度大于破片飛行速度，沖擊波傳播在破片群之前，隨后沖擊波速度開始衰減，而破片衰減速度較沖擊波而言可以忽略不計，當沖擊波速度衰減至破片速度之下時，破片開始逐漸趕超沖擊波。在108 μs時刻，破片、沖擊波相遇，在t1時刻之前沖擊波位于破片之前，108 μs時刻之后破片位于沖擊波之前。破片于181 μs時刻作用到靶板，沖擊波于244 μs時刻作用到靶板，可以認為該工況下破片先于沖擊波對靶板作用。

圖9 破片與沖擊波時序關系Fig.9 Time-sequence relationship of fragments and shock waves

5.2 載荷傳播過程分析

圖10給出了工況1下各階段的破片和沖擊波傳播過程，通過分析可以發現破片和沖擊波的傳播主要分為4個階段：第1階段(見圖10(a))此時沖擊波在驅動破片加速的同時繞流過破片匯聚在沖擊波前方，該階段沖擊波的運動領先于破片；第2階段(見圖10(b))沖擊波速度逐漸衰減，破片追趕上沖擊波，不同位置的破片依次穿過波陣面；第3階段(見圖10(c))破片趕超沖擊波，運動在沖擊波前方，此時沖擊波較為聚集，波陣面明顯；第4階段(見圖10(d))破片與沖擊波間距逐漸拉大，破片后方的沖擊波較為發散，無法準確觀察到波陣面。破片和沖擊波的運動時序關系如圖11所示，破片于114 μs趕超沖擊波，與理論計算結果108 μs誤差僅5.5%，吻合較好。

圖10 不同時刻的破片和沖擊波傳播過程示意圖Fig.10 Schematic diagram of fragment and shock wave propagation processes at different times

圖11 破片和沖擊波運動時序Fig.11 Movement sequences of fragments and shock waves

沖擊波強度衰減如圖12所示，需要注意的是傳播距離所對應的時刻代表沖擊波波陣面前沿傳播到指定位置的時刻，并不代表沖擊波強度達到峰值的時刻。由圖12可以看出：沖擊波在空氣中的速度和強度衰減非常明顯，當沖擊波由炸藥端面附近5 cm處傳播到40 cm爆距時，沖擊波強度由5.33 MPa下降到0.197 MPa，減弱了約96.4%。仿真結果中40 cm爆距處的波峰強度0.197 MPa，與理論值0.208 MPa吻合較好，說明沖擊波的強度并未受到太大的影響；且初始時刻破片群平均速度為1 700 m/s，179 μs時刻破片抵達40 cm處，破片飛散角為28°，與理論計算結果吻合。

圖12 沖擊波的強度、傳播距離和時間的關系Fig.12 Relationship among shock wave strength,propagation distance and time

5.3 防護性能比較

對于3種不同芯層排列方式的靶板，主要從破片速度變化，面板和背板變形程度以及各層吸能效果這3個因素來分析其防護性能。對于破片，3種工況下破片均未能穿透結構，各工況下破片群和中心破片的速度變化如圖13和圖14所示，從圖13中可以看到：各工況下破片速度群衰減規律基本一致，但衰減速度略微不同，主要原因在于纖維層的排列位置不同；而相比于泡沫鋁，纖維層更能對破片侵徹進行有效防護，因此在工況3下纖維層靠外時破片速度衰減也會較慢。此外，從圖13和圖14中可以看到：破片速度在末期(150～300 μs)衰減極慢，這是由于在破片侵徹末期，破片會在靶板內隨著結構一起運動，直至結構停止變形。圖14中中心破片的速度衰減可以發現3種工況下破片速度的主要衰減區域均為面板、背板和纖維層，其中，在破片穿透泡沫鋁時各曲線中均出現了長短不一的平臺區，意味著破片在穿透泡沫鋁時速度衰減程度較低。

圖13 破片整體速度變化曲線Fig.13 Overall speed change curves of fragments

圖14 中心破片速度變化曲線Fig.14 Speed change curves of central fragments

對3種工況下面板和背板的變形進行分析對比，可以看到各工況下面板和背板的最大徑向位移均出現在結構的中心位置，取此處節點的徑向位移作為結構變形的度量。3種工況下面板和背板的最大徑向位移時程曲線如圖15和圖16所示。

圖15 3種工況下面板徑向位移曲線Fig.15 Radial displacement curves of panel under 3 working conditions

圖16 3種工況下背板徑向位移曲線Fig.16 Radial displacement curves of back plate under 3 working conditions

從圖15可以看到:85 μs時刻左右時面板開始變形，此時沖擊波抵達容器壁面，隨后內面板在沖擊波和破片共同作用下變形增大，在550 μs內面板變形達到最大；對比3種工況可以發現工況2、工況3內面板最大徑向位移分別為18.9 mm，19.8 mm，均大于工況1的內面板最大徑向位移18.1 mm；由于工況2 和工況3下最內層芯層均為泡沫鋁，泡沫鋁自身強度低，但有著良好的壓縮性能，因此內面板受到載荷作用后開始變形并對泡沫鋁層進行作用，泡沫鋁能通過自身的壓縮來吸收面板帶來的能量。從圖16可以看到：3種工況下背板在面板開始變形60 μs后開始變形，在530 μs時刻變形達到最大，可見夾層的存在延緩了背板的變形；此外，3種工況下面板的徑向位移均大于背板的徑向位移，說明結構發生了一定程度的壓縮。

由于被保護的目標通常位于結構外，因此背板的變形是通常是衡量此類結構破壞程度的主要因素。圖17介紹了不同工況下背板的最大徑向形變，從中可以看到：工況1背板最大變形為15.2 mm，工況2 背板最大變形為14.7 mm，工況3背板最大變形為13.9 mm，可見不同的排列方式對板結構的抗爆性能有著一定的影響。其中工況3的排列方式能使結構背板的變形最小，從而提高其抗爆性能，與工況1相比背板最大徑向位移下降。

圖17 3種工況下背板最大變形Fig.17 Maximum deformations of back plate under 3 working conditions

由于各工況下破片均未穿透靶板，代表破片動能被完全吸收，那么各工況下結構的吸能差異就主要體現在對沖擊波的吸收效果上，故對3種工況下各層結構內能進行統計，得到結果如圖18所示。由圖18可以看出結構各層的內能分布情況，由于3種工況下破片和沖擊波幾乎同時作用于結構，面板和纖維層在破片作用下發生局部破壞的同時，也會受沖擊波作用而產生整體變形，因此其內能增長較為平緩，內能曲線沒有出現明顯波動現象。3種工況下纖維層的內能均超過了面板，在結構中占據了最大吸能比，3種工況下纖維層平均占比34.2%，對比3種工況下纖維層內能變化情況可以發現：工況1下纖維層位于芯層最內層，因此其最先受到破片和前面板的作用，其內能增長時刻和速率均優于后兩種工況，從86 μs時刻開始增長，在186 μs時刻達到最大值17.6 kJ，工況2、工況3下纖維層分別于210 μs、225 μs達到最大值15.8 kJ、16.5 kJ.對于泡沫鋁層，工況2、工況3下泡沫鋁位于面板之后，因此其內能增長要先于工況1，其中工況3下泡沫鋁內能增長速度最快，從99 μs時刻開始，到257 μs時刻達到最大值10.2 kJ.在本文工況下，沖擊波先于破片作用到靶板，沖擊波的的峰值超壓2.96 MPa，由于結構中泡沫鋁對沖擊波的吸收效果最好，3種工況下泡沫鋁吸能比分別為17.0%、19.9%、22.0%，可見隨著沖擊波強度的增加，泡沫鋁的吸能比也會顯著增加。

圖18 3種工況下各層內能變化曲線Fig.18 Internal energy change curve of each layer under 3 working conditions

圖19為3種工況下結構的總吸能情況，由圖19可以看到：在3種工況中，結構總吸能情況存在差異，工況1下結構總內能最小，為49.1 kJ；工況3總內能最大，為52.7 kJ；工況2介于二者之間，為51.3 kJ.結合前文所得結論可以認為，將泡沫鋁置于面板之后時，雖然其無法對破片進行有效的防護，但依賴于泡沫鋁本身的應力和應變特性，使其可以有效承擔前面板變形所帶來的作用，在自身壓縮、壓潰過程中吸收能量，減少傳遞到其后方結構的能量，提升結構整體吸能效果，來減小結構的變形。

圖19 各工況結構總內能Fig.19 Total internal energy of structure under 3working conditions

6 結論

本文設計了3種不同芯層排列方式的夾芯復合結構板以及一種端面預制破片裝藥結構，進行了破片與沖擊波對靶板的聯合作用研究。首先對破片和沖擊波的載荷特性和運動時序進行了理論計算；隨后通過試驗對不同結構靶板在破片與沖擊波聯合作用下的防護性能進行了探究；最后利用LSDYNA軟件對試驗進行了數值模擬。得出以下主要結論：

1)根據計算與仿真結果可以看出，在起爆后的初期，沖擊波運動在破片之前，隨后沖擊波速度快速衰減，在約110 μs時刻破片趕超沖擊波，此外破片的存在還會對沖擊波產生阻滯和擾亂作用。

2)在復合板中，鈦合金板和纖維層主要發揮抵抗破片侵徹的作用，泡沫鋁本身對高速破片防護能力較弱，但對沖擊波有著良好的吸能特性。隨著沖擊波強度的增加，泡沫鋁在結構中的吸能比會明顯上升。作用到靶板上的沖擊波強度較大時，泡沫鋁在結構中的吸能比明顯增加，3種工況下泡沫鋁平均吸能比為19.6%。

3)在設計的3種夾芯復合材料板中，“1 mm厚鈦合金面板+10 mm厚泡沫鋁+10 mm厚泡沫鋁+10 mm厚纖維+1 mm厚鈦合金背板”芯層組合的結構防護性能最優。數值計算結果表明：將泡沫鋁置于芯層最內層，即面板之后時，可以有效吸收面板變形所產生的作用，通過自身的壓縮降低結構整體變形，該工況下背板最大徑向位移為13.9 mm，結構總吸能為53.6 kJ；與工況1中“鈦合金面板+纖維+泡沫鋁+泡沫鋁+鈦合金背板”芯層組合相比，最大背板徑向位移減小了1.3 mm，結構總吸能增加了4.6 kJ.

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