含液金屬蜂窩夾芯梁抗沖擊性能研究

關鍵詞：金屬蜂窩夾芯結構；含液結構；抗沖擊；沖后振動

艦艇抗爆抗沖擊技術是支撐艦艇生命力提升的核心技術。夾芯結構材料具有良好的抗彎曲與抗屈曲能力，在艦艇抗爆抗沖擊領域得到廣泛應用。

20年來，大量研究工作已經分析了金屬蜂窩夾芯結構在不同爆炸沖擊載荷（如：空氣爆炸[1]、水下爆炸[2]、土壤爆炸[3-6]、約束爆炸[7]、泡沫子彈沖擊[8]等）作用下的變形響應與失效機理。現有研究結果普遍認為，合理設計的夾芯結構相較于等質量的實心結構具有更好的抗爆性能，這主要依賴于芯體單元的屈曲和塑性變形耗散能量[9]。但無論是靜態還是動態沖擊載荷作用下，蜂窩結構的芯體單元都會在達到峰值載荷后發生屈曲破壞，從而使得結構的承載及能量吸收效率大大降低，這使得其工程應用范圍受到極大的限制[10]。對于沖擊振動，由于受限于金屬材料自身的低阻尼特性[11]，金屬夾芯結構抑制爆炸引起的艦船或者車輛振動問題需要進一步研究。

相關研究表明，混雜設計可提高胞元結構的剛度、強度和能量吸收[12-13]，如：Mozafari等[14]對填充聚氨酯泡沫的鋁蜂窩進行了準靜態平面內壓縮測試，發現泡沫芯的存在增加了面內抗壓強度；Vaziri等[15]對聚合物泡沫填充方形蜂窩和三角形波紋芯金屬夾層板的強度和能量吸收進行了有限元分析，確定了在擠壓和脈沖載荷下，泡沫的存在提高了夾層板剛度，并通過提供橫向支撐增加了芯體構件的抗壓屈曲強度。同時受固液兩相的人體顱腦結構的啟發，固相多孔結構的顱骨是人顱腦最堅固的部分，給腦組織提供可靠的保護，對人類的生命安全起著重要的作用。液相腦脊液是顱腦解剖結構的重要組成部分，其為大腦提供營養，緩沖大腦的機械沖擊，腦脊液還能在顱腦受到沖擊時提供有效的阻尼來防止顱內突然的腦運動。此含液多孔結構起到良好的緩沖和吸能作用[16]。

因此，本文中利用金屬蜂窩結構高度的可設計性、較低的表觀密度和較高的孔隙度，提出含液金屬蜂窩夾芯結構的方案——通過向蜂窩結構內充液體（本文中采用液體為水）提高夾芯結構的剛度、強度和能量吸收，利用液體黏性、附加質量和局部相對運動等因素來增強結構阻尼，提升結構抗沖擊與沖后振動性能；在傳統金屬蜂窩夾芯結構制備方法的基礎上，設計含液金屬蜂窩夾芯結構的制備方法；通過泡沫子彈沖擊實驗與有限元模擬的方法探究含液結構的抗沖擊特性。

1含液金屬蜂窩夾芯梁制備方法

1.1結構幾何參數

含液金屬蜂窩夾芯梁由前/后面板、正方蜂窩芯體以及液胞組成，材料為304不銹鋼。圖1為正方蜂窩夾層梁和芯體單元相關幾何參數，具體數值見表1，其中含液芯體相對密度為：

式中： w=1000kg/m3，為充液密度，本文中液體為水。

1.2制備過程

含液結構制備流程如圖2所示，采用厚度2.03和0.38mm的304不銹鋼板材，通過激光切割工藝制作芯體及面板單元，將芯體長壁板與短臂板扦插組成芯體主體（圖2（a））。通過面板上設有的榫槽將芯體主體與面板進行定位組裝后，對前后面板與芯體主體先后采用直流氬弧焊和激光脈沖焊進行局部小范圍定位焊接和連接焊接（圖2（b））。隨后在芯體內分別填充液胞及隔熱材料（圖2（c）），本文中隔熱材料為氣凝膠隔熱膜，其主要成分為氧化硅，材料具體性能參數見表2。液胞填充采用自封袋，如圖3所示，選擇適當尺寸自封袋，利用注射器注入規定量的著色液體后利用自封條密封，同時在自封條上端采用熱壓封口機進行二次密封。完成填充后，通過榫卯結構將芯體側壁與芯體主體、前后面板同樣進行定位組裝后焊接連接（圖2（d））。

2含液金屬蜂窩夾芯梁性能研究方法

2.1泡沫子彈沖擊實驗

2.1.1實驗樣件

如圖4所示，實驗所用的金屬蜂窩夾芯結構可分為有效區域與固定區域，其中：有效區域內包含芯體與面板或芯體、面板與液胞；固定區域內僅含有金屬面板，不含金屬蜂窩芯體，此區域通過填充墊塊以便于邊界夾持固定。在圖示的坐標軸中，x方向為實驗觀測方向，y方向在實驗中豎直向上，z方向為泡沫子彈沖擊方向。

2.1.2實驗方法

在泡沫鋁子彈撞擊結構產生的局部受載區內，子彈與結構的接觸力歷程與實際空氣或水下爆炸產生的壓力脈沖歷程接近[17]。因此，為了在實驗室內安全有效地模擬爆炸沖擊波載荷，本文采用了泡沫鋁子彈撞擊結構的等效辦法模擬爆炸沖擊波載荷。

基于此，本文采用文獻[18]中的一級輕氣炮發射泡沫鋁子彈撞擊兩端固定的金屬蜂窩夾芯梁。一級輕氣炮實驗裝置包括了氣室、炮管、測試艙、回收艙、觀察窗、支撐底座。金屬蜂窩夾芯結構通過6個M10的螺栓以及墊塊固定在剛性框架上，而剛性框架與觀察室直接相連，以確保樣件的固支邊界穩定。高速攝像機（IX-SPEED）放置在觀察室側面，用于觀察采集實驗樣件動態響應，并可用于測量子彈沖擊速度，測試中，高速攝像每隔50μs采集一次，分辨率為1064×762。實驗結束后，將夾芯梁從夾具上取下，測量夾芯梁面板的永久撓度。

2.2有限元模擬分析

2.2.1泡沫子彈沖擊有限元模型

本節使用商業有限元軟件Abaqus/Explicit對金屬蜂窩夾芯結構的泡沫子彈沖擊響應開展了數值模擬。針對無填充及含液結構形式分別建立了有限元模型，無填充結構模型如圖5所示，該模型由實體單元（前后面板、墊塊、泡沫子彈、實驗工裝）以及殼單元（芯體）組成。在面板及芯體側壁開設榫槽，在芯體長壁板及短臂板開設扦插槽。實體單元采用8節點六面體線性減縮積分單元（C3D8R）進行網格劃分，殼單元網格采用4節點減縮積分單元（S4R）。實驗過程中樣件芯體側壁與面板存在分離現象，因此僅將芯體短臂板、中心位置長壁板與面板采用面-結點綁定接觸，其余零部件間采用通用接觸，邊界條件為工裝一側的所有位移及旋轉自由度受到約束。

含液結構在無填充結構模型基礎上，使用SPH方法對液體進行建模，填充水和金屬構件采用通用接觸。在進行樣件制備時，均采用注射器向每個單胞內注入8ml著色液體，保證每個單胞內液體的充入量可控，同時在制備后、實驗前分別測量了無填充樣件與充液樣件的質量，通過質量差估算實驗時充液樣件的總充液量，再平均至單胞內，得出含液結構單胞平均充液量約為7ml。表3展示了樣件理想情況、制備后、實驗前的質量，分別使用縮寫N與W代表無填充、含液結構，后文將不再贅述，首先制備后樣件質量略小于理想質量，造成此問題的原因為部分液體殘留在注射器內，但制備后與實驗前的質量差異較小，說明單胞內液體封存較好，因此采用樣件質量差估算單胞內液量是可靠的，同時考慮樣件安裝在實驗工裝上時液體重力作用，故將每個單胞內的液體建立為16.3mm×28.6mm×15.0mm的長方體，其中5個面與芯體內壁貼合，如圖6所示。

2.2.2本構模型

除填充的液體外各部件均由304不銹鋼制成，模型采用Johnson-Cook本構模型[18-19]。根據該模型，流動應力為

式中：A、B、C、n和m為實驗測得的材料常數；為參考應變率；為等效塑性應變；，為絕對溫度，為熔化溫度，為轉變溫度。

目前有限元模擬中采用的材料參數參考文獻[6]。由于含液金屬蜂窩夾芯結構基體均未發現裂紋，因此不考慮材料失效參數。

水采用Mie-GrüneisenEOS模型：

式中：p為壓力，和為水的密度和初始密度，為波速，up為粒子速度，為水中的聲速，為粒子速度，為Grüneisen系數，e為內能。

目前有限元模擬中采用的水材料參數參考文獻[20]。

泡沫子彈材料選擇Crushable-Foam可壓碎泡沫等向硬化材料模型，輸入參數參考文獻[21]。

2.2.3網格敏感性分析

為了獲得最優的網格尺寸進行有限元模擬，本節將從網格收斂性、分析時間兩方面對面板、芯體、含液結構內的液體網格大小進行分析。

為獲得面板及芯體的網格尺寸，以初始速度=100m/s對無填充夾層梁進行泡沫彈丸沖擊加載。固定面板網格尺寸為1mm時，圖7為芯體網格分別為0.5、1.0、1.5、2、3.0、3.5mm時相應的后面板跨中峰值位移以及該模型在不同芯體網格尺寸下的計算時間，隨著網格尺寸的減小，后面板跨中峰值位移趨于收斂，當網格尺寸為0.5、1.0、1.5mm時，模擬結果差異不明顯。因此，為了平衡計算成本和數值精度，選擇芯體網格尺寸為1.5mm。

固定芯體網格尺寸為1.5mm時，圖8為面板網格分別為0.5、0.75、1.0、1.25、1.5mm時相應的后面板跨中峰值位移以及該模型在不同面板網格尺寸下的計算時間。隨著網格尺寸的減小，后面板跨中峰值位移趨于收斂，當網格尺寸為0.5、0.75、1.0mm時，模擬結果差異不明顯，同時考慮計算時間，面板網格選擇1mm。

為獲得含液結構液體網格尺寸，以初始速度v0=100m/s對含液夾層梁進行泡沫彈丸沖擊加載。固定面板網格尺寸為1mm，芯體網格尺寸為1.5mm時，圖9為液體網格分別為0.5、1.0、1.5、2.0mm時相應的后面板跨中峰值位移以及該模型在不同液體網格尺寸下的計算時間。從位移收斂性與計算成本出發，含液結構液體網格尺寸選擇1.5mm。

3結果與討論

3.1實驗結果

3.1.1結構位移響應

本文采用了2種子彈動量作用于無填充及含液金屬蜂窩夾芯梁上，總計4次沖擊實驗，樣件質量、泡沫子彈以及殘余位移情況總覽如表4所示：mb、ma、mpb、mpa分別表示實驗前樣件質量、實驗后樣件質量以及實驗前泡沫子彈的質量、實驗后泡沫子彈的質量，W為后面板殘余位移。實驗所用泡沫鋁子彈的直徑與長度為58與100mm，泡沫子彈均沖擊于結構中心處，子彈沖量為

式中： fl0v0為泡沫子彈密度，為泡沫子彈長度，為泡沫子彈的沖擊速度。

3.1.2結構響應過程與變形失效模式

兩邊固支的金屬蜂窩夾芯梁結構的動態變形響應過程大致可以分為3個階段[22]：（1）利用泡沫鋁子彈撞擊模擬爆炸載荷作用在結構上后，子彈的初始動量轉化為結構所受沖量，使前面板立即獲得一個初速度，其余部分保持靜止不動；（2）芯體被前面板壓縮，后面板仍保持靜止；（3）芯體壓縮完成，后面板開始產生變形，此時整個三明治結構擁有相同的速度，到達最大位移處后結構發生回彈，并在平衡位置處發生彈性振蕩，逐漸達到最終位移，最后在塑性拉伸和彎曲作用下結構停止運動。

在經歷了前兩個階段后，芯體壓縮結束，在第三階段三明治結構可以作為一個整體結構進行處理，此時結構變形模式與均質板相同，如圖10所示，ξ為移動塑性鉸位置，w為結構跨中點位移，首先在撞擊點產生一個塑性鉸，而兩個塑性鉸把擾動從跨中點向兩個支撐端傳入梁的未變形部分。在運動的最后階段，支撐處和跨中點的塑性鉸都保持不動，直到梁靜止為止。基于此，本文展示了無填充結構、含液結構在約120m/s沖擊速度下的動態響應過程，如圖11和12所示。可以發現：泡沫鋁子彈以平穩的飛行姿態撞擊到結構前面板；以子彈與結構的接觸時刻定為0，在0.4～0.8ms觀察到撞擊點產生的塑性鉸以及從跨中點向兩個支撐端移動的塑性鉸；在1.2ms兩個移動的塑性鉸到達支撐端；1.2～2.0ms塑性鉸固定不動，結構位移增大；2ms時位移達到最大，開始回彈；在4ms時可以觀察到結構明顯的回彈現象，泡沫子彈受反向作用力同樣發生回彈。圖13給出實驗結束后泡沫鋁彈丸的最終形貌，泡沫子彈變形主要為壓潰和密實。

待樣件靜止穩定后，將其從工裝上取下，并觀察變形與失效模式，兩種樣件變形失效模式中蜂窩夾層板的前、后面板未產生撕裂破損，前面板主要受到入射沖擊波、芯體及邊界約束的共同作用，產生彎曲和拉伸變形。后面板主要受到芯體及邊界約束的共同作用，同樣產生彎曲和拉伸變形。圖14展示了將樣件在1/4寬度處沿長度方向切割后的變形失效情況，可以看到芯體發生明顯的壓縮與剪切變形。由于梁中部的兩個單胞受到泡沫子彈的直接打擊，此處的芯體以壓縮變形為主；未受泡沫子彈打擊區域的芯體以剪切變形為主。另外由于不可壓縮液體的存在，含液結構梁中部芯體變形呈現從中間向兩邊對稱變形的趨勢，具體見圖14（b）。而無填充結構中芯體壓縮變形方向不受限制，具有隨機性。

3.2有限元模型驗證

3.2.1能量分析

有限元計算需要滿足系統總能量守恒，圖15展示了兩種樣件系統的各關鍵能量隨時間的演化規律，包括了總能量E、內能U、動能Ek、黏性耗散能Ed。結果表明，系統總能量均隨時間推進保持恒定，滿足能量守恒條件：

且沙漏能Eh維持在總能量的10%以內[23]。

3.2.2實驗與模擬結果對比

對實驗與模擬預測的前后面板殘余位移進行對比，其中模擬分析殘余位移通過對初始最大位移之后的幾個彈性振蕩周期的位移取平均值進行估計取得。兩種結構前后面板殘余位移實驗與模擬對比結果如圖16所示。可以看出，當前有限元模型對于無填充結構、含液結構的殘余位移可以提供合理的預報，最大誤差不超過15%。

同時，分析了模擬預測典型樣件的動態變形響應過程。圖17通過給出了在約120m/s沖擊速度下無填充結構數值模擬與實驗過程中結構的動態變形過程。可以看出，蜂窩芯體首先在中間區域發生壓剪變形，隨著塑性鉸的移動，芯體剪切區域逐漸向兩端移動，結構達到最大變形后發生彈性振蕩，塑性變形則基本穩定，模擬與實驗中結構變形過程的吻合度較好。通過上述驗證工作，本文確定了當前數值模型可以合理可靠地預測結構的動態力學行為。

3.3參數討論

基于上述模型，本節將研究沖擊速度及液體含量對含液三明治結構抗沖擊性能、沖后振動的影響，重點關注后面板的跨中位移、結構阻尼。

3.3.1沖擊速度對結構抗沖擊性能影響

在上述模型無量綱含液量（實際填充量與單胞內填滿液體時液體含量比值）為0.57情況下，計算無填充結構與含液結構在不同沖擊速度下位移響應，如圖18所示。隨沖擊速度的增大，結構峰值位移、殘余位移均增大，但含液結構位移始終小于無填充結構，位移減小量在15%～21%。

3.3.2液體含量對含液結構抗沖擊性能的影響

圖19給出了液體含量對于含液結構抗沖擊性能的影響。表5中列出了不同含液量下結構增重及位移減小量。結果表明，隨充液量的增大，結構位移響應減小即抗沖擊性能提升，結構位移響應最大減小量為13.66%。雖然在目前的設計中，提升結構的防護性能需要犧牲一定的輕量化特性，但由于液體可根據抗沖擊需求填充，即可實現無沖擊需求時，結構不增重；有沖擊需求時，結構性能提升的設計目標。

3.3.3液體含量對含液結構抗沖后振動性能的影響

在抗沖后振動性能的研究中，因振動過程中結構位移變化量較小，為避免工裝轉動對結果的影響，有限元模型中梁的兩端調整為理想固支，不再考慮工裝的轉動。對5種不同含液量含液結構的振動衰減時程曲線進行分析，振動衰減時程曲線通過取沖擊作用下結構峰值位移點為起始點，并將最終殘余位移做統一處理后獲得，如圖20所示。

根據所記錄的振動衰減時程曲線，可求得結構的對數衰減率：

式中：N為波峰數，計算時取為10；A1為第一次振動的振幅，計算時取峰值位移；AN為第N次振動的振幅。

不同含液量下結構阻尼比計算結果如表6所示，可以看出，填充液體后，結構的阻尼比大幅提高，隨充液量的增加，阻尼比增大，阻尼比增大量遠大于質量增重百分比。充液比率為1時的阻尼比較無填充情況增大了約1.6倍。阻尼比越大，振動過程中結構衰減越快，因此相較于無填充結構，含液結構瞬態振動可以得到更快速的衰減，達到穩態振動的時間更短，同時可以有效降低結構在振動過程中疲勞破壞、影響精密儀器工作甚至船員健康的可能性。

4總結

本文針對含液金屬蜂窩夾芯結構，在傳統金屬蜂窩夾芯結構制備方法的基礎上，開發并完善含液金屬蜂窩夾芯結構的制備方法，滿足了液體密封、含量和位置可調控的需求。通過泡沫子彈沖擊實驗與有限元模擬的方法探究了含液結構的抗沖擊特性，并得出以下結論：

（1）含液結構在抗沖擊方面表現（即抗沖擊響應與抗沖后振動性能）優于無填充結構；

（2）隨沖擊速度的增大，結構峰值位移、殘余位移均增大，但含液結構位移始終小于無填充結構，位移減小量在15%～21%；

（3）在沖擊載荷作用下，隨含液量的增大，含液結構位移響應呈現單調下降、阻尼比呈現增大的趨勢；當芯體內充滿液體時，結構抗沖擊性能最優，峰值位移較無填充結構下降13.66%，阻尼比增大約1.6倍。