爆炸沖擊波和破片群復合作用下泡沫鋁/纖維夾芯結構的毀傷特性

中圖分類號：0385 國標學科代碼：13035 文獻標志碼：A

Damage characteristics of foamed aluminum/fiber sandwich structure under the combined loading of near-field blast shock wave and fragments

ZHOU Nan ^1，2，3 ， TANG Kui4， SUN Jiahui5， WANG Jinxiang4，LIU Dabin1， FANG Yu3 1.SchoolocalEingjgUeityeedogn4，; 2.DepartmentofriminalSienceandechnologyNanjingPoliceUniversity，Nanjingo3，Jiangsu，a; 3.Anhui Honlly Clad Metal Materials Technology Co.，Ltd.，Xuancheng2420o0，Anhui，China; 4.Science and Technology on Transient Physics LaboratoryNanjing UniversityofScience and Technology， Nanjing10094，Jiangsu，China; 5.Hulunbuir Public Security Bureau，Hulunbuir O21ooo，InnerMongolia，China）

Abstract：Inthenear-fieldexplosionof improvisedexplosive device，theprotective structureisoften subjected tothe combined actionof blast wave and fragments.To improve the protection performance of the structure，a composite structural material containing foamed aluminum/fiber sandwich was designed and prepared. The explosion and penetration experiment was cariedoutto studythe failure modeof thecomposite structure underthecombinedaction ofexplosion shock wave and high-speed fragments.In theexperiment，thetimeforthe explosive shock wave toreachthe surfaceofthecompositeplate and the pressure attenuation before and after passing through the material were tested by installing PVDF pressure gauges on the upperand lowersurfacesof thecomposite plate.Meanwhile，the time for the shock wave toreach the surface ofthecomposite plate Was measured bypiezoelectric probesforthe purposeofverification.The time for fragments toreach thesurfaceof the composite plate was tested using a comb-shaped target，and the velocity atenuation offragments afer penetrating the target plate was obtained.The influenceof the two loading’s timing sequence of explosion shock wave and fragment on the failure mode was discussed，andtheenergyabsorption mechanismof different materialswasanalyzed.Theresultsshowthatthe changeof detonation distance directly afects thetimingsequence of theaction of explosionshock wave andfragment.In the conditions discussed in thispaper，when the detonation distance is greater than 600mm ，the fragment acts before the shock wave. Under the combined action ofshock wave and fragment，the alumium plate is accompanied bylocalsag deformation in addition to the penetration failure of fragments.The celular structure of foamed aluminum was crushed and deformed under theimpactload.The fibersat the bulet holearestretchedand fracturedunder the penetrationof fragments，and are accompanied by hightemperature failure.Under thetwo sequential efects，the existenceofbulet holes weakens the effctof shock waveon the frontaluminum plate，and thedeformationand damagedegreeof thelatersandwich structural material and therear aluminum plate are more serious than thatof the previous material.This research provides a technical basis for the applicationandfunctionaldesignoflightweightcompositestructuralmaterialsinthefieldofnear-burstprotectioninlimited space.

Keywords： sandwich structure; foamed aluminum; UHMWPE fiber;time sequence; damage characteristic

國家公共安全是保障民生、發展經濟的重要前提。近些年，危害國家公共安全的極端恐怖暴力事件在國內外仍不斷發生，如何有效預防與應對此類爆恐案件成為全世界共同關注的問題。通過梳理發現，此類爆恐案件中廣泛涉及各類簡易自制爆炸裝置，如何對其開展有效防護則成為亟待解決的問題，這其中涉及的科學問題主要包含近場爆炸多載荷耦合作用與防護結構材料毀傷機理等，學者們針對此領域開展了較為廣泛的研究。

在爆炸沖擊波和破片聯合作用下結構材料的毀傷研究方面，鄭紅偉等[]和李茂等[2]設計并制備了4種典型的夾芯復合結構，用以模擬抗爆艦船艙壁，并對其開展了沖擊波與破片聯合作用實驗，得出兩種毀傷元對結構破壞的耦合作用，并闡明了該耦合作用中時空因素的影響；田力等[3-4探究了民用建筑墻及其構件在近爆條件下對沖擊波和破片聯合作用下的防護性能，討論了炸藥比例距離和炸藥起爆位置對夾芯板防護效果的影響，發現夾芯板在兩種毀傷元聯合作用下造成的破壞程度顯著大于兩種毀傷元單一作用時破壞效應的線性疊加;Nystrom等[5]采用實驗和數值模擬法研究了混凝土結構在不同載荷作用下的破壞效應，同樣指出聯合載荷作用下結構的整體破壞程度大于單一載荷對結構產生的破壞程度之和。針對沖擊波和破片的運動規律，Gong等l根據沖擊波在空氣中的傳播和衰減特性，分別求解了沖擊波在破片前、兩者相遇和沖擊波在破片后的三階段傳播規律;Grisaro等[研究了爆炸沖擊波和破片侵徹的耦合作用過程，綜合考慮破片質量、爆炸和裝藥等因素，提出了簡化分析模型用以評估多破片沖量破壞效應，重點關注兩種載荷共同作用的壓力-時間變化關系;Mellen等[8采用實驗法對裸炸藥和車載式簡易爆炸裝置爆炸時產生的爆炸沖擊波和破片的加載和破壞作用開展了定量研究;Chu等對含聚脲涂層鋼板在爆炸沖擊波和破片耦合作用下的防護性能開展了計算研究，指出針對破片先于沖擊波作用的情況，應提高結構迎彈面的抗彈性能。陳興等[1研究了破片式戰斗部爆炸后破片和沖擊波兩種毀傷元的相遇位置，討論了破片質量、爆速和爆熱等因素對相遇位置的影響;鄭紅偉等[1-2]通過分析沖擊波和破片在空氣中的運動規律，考慮殼體對沖擊波強度的影響，建立了沖擊波和破片先后作用臨界爆距的理論計算模型，討論了破片間隙、破片尺寸和破片質量等因素對沖擊波繞流的影響規律，此外，根據實驗結果提出了結合載荷強度和作用時間來判定是否發生復合作用的判據;蔡林剛等[13]開展了泡沫鋁板在空中爆炸沖擊波與高速破片聯合作用下的動態響應與毀傷實驗研究，分析了不同爆炸距離對泡沫鋁靶板穿孔分布特性、芯層毀傷特點、背板毀傷形態的影響，討論了背板花瓣形破口的形成機理;侯俊亮等[14]通過分析破片和沖擊波兩種毀傷元作用時序對耦合作用的影響，來分析殺爆戰斗部對目標的耦合作用機理，并通過量綱分析給出了以有孔平板相對于無孔平板在爆炸沖擊波載荷下的中心點撓度增益表征的耦合作用系數，構建了耦合作用模型。王智等[15I采用LS-DYNA有限元法對聚脲/凱夫拉/泡沫組合的不同結構在爆炸沖擊波和破片聯合作用下的防護性能開展了數值模擬研究，發現不同的結構排布顯著影響防護效果，且聚脲-凱夫拉-泡沫結構的防彈抗爆性能更好。周猛等[16]采用實驗和數值模擬研究了沖擊波和破片對固支方板的聯合作用效果，分析了沖擊波-破片聯合載荷的耦合特性，指出在爆炸場近區，沖擊波和破片無論哪種載荷先到達靶板，只要兩者到達間隔小于靶板響應時間，載荷之間都存在耦合毀傷效應。

從國內外研究現狀不難看出，有關復合結構材料在爆炸沖擊波和破片聯合作用下破壞模式和毀傷機理的研究吸引了越來越多學者的關注，同時，有關泡沫鋁和超高分子量聚乙烯纖維（ultrahigh molecularweight polyethylene fiber，UHMWPE）材料在輕質防護領域中的應用研究也越來越活躍。基于此，本文中在綜合考慮近場爆炸中爆炸沖擊波和破片耦合作用的基礎上，設計并制備一種泡沫鋁/纖維夾芯復合結構材料，通過開展爆炸+侵徹實驗，研究復合結構在爆炸沖擊波和高速破片復合作用下的失效模式，討論爆炸沖擊波和破片兩種載荷時序性對失效模式的影響，并分析不同材料的吸能機理。以期提高公共場所和民用建筑設施的防爆能力、減輕恐怖襲擊的危害。

1實驗

為研究爆炸沖擊波和破片復合作用下復合結構的失效模式，設計并制備了爆炸沖擊波和破片復合毀傷元。為提高毀傷元作用的集中性，采用圓柱狀TNT炸藥，密度為 1.566g/cm³ ，直徑為 5cm ，高為4cm ，單發藥量約為 123g ，傳爆藥使用泰安藥柱，規格為 ?2cm×0.5cm ，質量為 2.5g ；預制破片由Q235鋼板線切割加工而成，單個破片尺寸為 0.5cm×0.5cm×0.2cm. ，密度為 7.85g/cm³ ，質量為 0.39g 。將預制破片以無間隙密集排列的方式粘貼在藥柱下表面，保證破片與藥柱緊密結合，單發藥柱端面粘貼預制破片總數為69個。在測試手段方面，通過在復合板上、下表面安裝PVDF壓力計來測試爆炸沖擊波到達復合板表面的時間以及經過材料前后的壓力衰減;在此基礎上，再次通過壓電探針測試沖擊波到達復合板表面的時間，以達到復核的目的;破片到達復合板表面的時間則通過梳狀靶來測試，并獲得破片貫穿靶板后的速度衰減，綜合3個方面信號，研判近場爆炸后破片和沖擊波到達的時序。實驗中，夾芯復合板整體水平放置于支架上，采用專用夾具進行四周固支約束;爆炸沖擊波和破片復合毀傷元借助專用托架放置于復合板迎爆面中心正上方，通過調節其高度控制爆距，爆距分別設置為200、400、600和800mm ，實驗現場設置見圖1。

實驗中所制備夾芯復合板是以泡沫鋁板和UHMWPE纖維布作為夾芯層，鋁板作為面板和背板。其中，泡沫鋁板為閉孔泡沫鋁，尺寸為 30cm （長） ×30cm （寬） ×1cm （厚），密度約為 0.6g/cm³ ; UHMWPE 纖維布選用面密度（即單位面積材料的質量）為 170g/m² （記為SM-17）的機織布，單層纖維布厚度為0.5mm ；鋁板尺寸為 30cm （長） ×30cm （寬） ×0.1cm （厚），其材料為2024鋁。為綜合分析爆距（即粘貼有破片的藥柱端面至復合板上表面的垂直距離）和夾芯材料等因素對復合板失效模式的影響，在控制復合板面密度相同的情況下（約為 1.4g/cm² ），設置夾芯層組合方式為泡沫鋁-泡沫鋁-纖維，此種夾芯組合在已開展的研究中被證明具有最優的防護性能[17]。復合板組合方式和爆距設置見表1。

2沖擊波和破片時序性分析

2.1 時序性理論計算

在爆炸沖擊波和破片兩種毀傷元復合作用的過程中，兩者的到達時間直接影響著復合結構的失效模式。在此過程中，炸藥爆炸所釋放的能量作為主要做功源，一部分用來加速預制破片，使破片獲得初始動能，以一定速度沿著爆轟傳播方向呈發散狀向外飛散，其散布程度主要受炸藥量和爆距的影響;其余部分主要轉化為爆轟產物的動能及其內能，需要指出的是，炸藥爆炸時傳遞到空氣中的能量耗散因占比較小，在計算中忽略不計。

對破片而言，爆炸初始時刻，其在炸藥高溫高壓產物的作用下迅速向外飛散，根據Gumey公式[18]和飛板驅動理論[19]可獲得破片速度 u₀ 為：

式中： 為由炸藥性能決定的Gurney 常數， c 為炸藥的初始裝藥量， M 為破片的總質量。

破片在飛行過程中，自身重力和空氣阻力將導致其速度的衰減，所以破片飛行時間 t_f 與距離 R 的關系[20]為：

式中： m_f 為破片質量。

對沖擊波而言，破片的飛散會消耗其部分能量，由能量法可知，消耗后用以形成沖擊波的有效炸藥量 m_be 與初始裝藥量 c 的關系[20]為：

式中： α 為破片裝填系數， α=C/（C+M） 。

可由經驗公式[21]改進得到沖擊波波陣面傳播到距離 R 處的時刻 t_s 為：

t_s=4.56×10^-4R^1.76m_be^-0.25

在本文中討論的有限空間爆炸問題中，破片速度衰減有限，因此，在不考慮破片速度衰減的情況下，式（2）可簡化為：

2.2 時序性結果分析

2.2.1 理論計算結果

通過上述分析可以發現，當實驗條件一定時，爆距的變化直接影響沖擊波和破片到達的時序性。對于本文所設計實驗工況，時序性理論計算所用參數見表2。

基于上述參數，分別對破片到達靶板時間和沖擊波到達靶板時間開展計算，理論計算結果如表3所示。其中，對于破片到達靶板的時間，分別采用式（2）和（5）開展計算。從表3中可以看出，對于實驗中所設計的3種爆距（200、400和 600mm ），沖擊波到達靶板的時間均先于破片，也就是說，對于理論結果，當爆距在 600mm 以內時，沖擊波先于破片到達靶板。同時，通過比較沖擊波和破片到達靶板的時間隨爆距的變化規律可以看出，當爆距由 200mm 逐步增加到 600mm 時，兩者的差距越來越小，即破片由落后于沖擊波至兩者逐步逼近。進一步增加爆距為 800mm ，破片要先于沖擊波到達靶板表面，也就是說，當爆距由 600mm 增加至 800mm 時，破片作用于靶板的時序性先于沖擊波。通過聯立式 （4）～（5） ，可求得沖擊波和破片的重疊位置為 758mm ，進一步佐證了表3中時序性結論。

2.2.2 實驗測試結果

對于時序性實驗研究，為判別沖擊波和破片到達時序，將同種工況下沖擊波和破片到達復合板最上

層靶板的時間進行比較，實驗結果如表4所示。對于每種工況同時分析兩路信號以提高實驗結果精度，其中，沖擊波到達時間由壓電探針測得，破片到達時間由梳狀靶測得，典型實驗測試信號見圖2，圖中 YD-1～YD-4 表示復合板不同層間設置的壓電探針所測得的信號。

綜合表4和圖2可以看出：當爆距為 200mm 時，爆炸沖擊波先于破片到達靶板，領先 12μs 當爆距為 400mm 時，沖擊波到達時間仍快于破片到達時間，提前了 22μs ；而當爆距增大為600mm 時，破片到達時間首次快于沖擊波到達時間，提前了 16μs ；當爆距為 800mm 時，未能獲得沖擊波到達時間信號，無法獲得其時序性。從上述結果可以看出，總體上，本文中采用的實驗手段可較好地測得沖擊波和破片作用的時序性，但鑒于測試信號的穩定性，需要更穩定更精確的實驗方法將沖擊波和破片作用過程解耦，以穩定分析時序性

。

2.2.3 數值模擬結果

為直觀刻畫爆炸沖擊波和破片的解耦過程，采用ANSYS/LS-DYNA數值分析軟件對該裝藥結構的作用過程進行數值模擬，為了提高計算效率，建立1/4計算模型，模型和網格劃分如圖3所示。本文中數值模擬主要針對爆炸沖擊波和破片作用的時序性開展計算，暫未考慮復合結構的毀傷破壞，所以未對復合結構進行精細建模，僅用單層均質鋁板代替，以獲得破片分布狀態。因此，有限元計算模型主要包括炸藥、破片、空氣以及金屬板，其中炸藥為圓柱狀TNT炸藥，直徑為 5cm ，藥高為 4cm ，采用 EXPLOSIVE_BURN模型和*EOS_JWL本構，本構關系式為：

式中： p 為爆轟產物壓力， V 為相對體積， E 為單位體積的內能， A，B，R₁，R₂ 和 ω 為JWL系數。所用參數見表 5^[18] ；空氣采用*MAT_NULL 材料模型和*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 本構，所用參數見文獻[23]，兩者采用歐拉網格建模，單元使用多物質任意拉格朗日-歐拉（arbitraryLagrangian-Eulerian，ALE）；破片材料為Q235鋼，尺寸為 5mm×5mm×2mm ，共69個，采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型;金屬板為2024鋁板，尺寸為 30cm×30cm×0.1 cm，采用Johnson-Cook本構關系和Gruneisen狀態方程，所用參數見文獻[17]，破片和金屬板采用拉格朗日網格，金屬板、破片與炸藥和空氣間采用耦合算法。起爆方式為頂端中心點起爆，炸藥爆炸后驅動破片向前飛散，典型飛散狀態見圖4，從圖中可以看出，沖擊波和破片的位置關系隨傳播距離而發生變化：在炸藥爆炸初期，爆炸沖擊波具有更高的傳播速度，沖擊波前沿位置領先于破片；隨著破片加速與飛散，沖擊波強度不斷減弱，兩者經歷耦合直至破片領先于沖擊波向前傳播。典型爆距處破片和沖擊波到達復合板的時間見表6。

圖5綜合給出了表 3～4 和表6中時序性理論計算結果、實驗和數值模擬結果，從圖中可以直觀看出，由式（2）和（5）分別計算所得的破片到達時間的理論值相差不大，平均相對誤差1.39% ，兩者對之于實驗測量值的平均相對誤差為 15.87% ，兩者對于數值模擬結果的平均相對誤差為 12.77% ，實驗值與數值模擬結果的平均相對誤差為 6.64% ；對于沖擊波到達時間的實驗測試結果，相較于理論計算結果和數值模擬結果，兩者平均相對誤差分別為 27.21% 和 21.26% 實驗值與模擬結果的平均相對誤差為 18.77% 。綜合分析理論結果、實驗結果和數值模擬結果間的差異可得，沖擊波到達復合板時間的計算結果的相對誤差值普遍高于破片到達復合板時間的計算結果，且隨著爆距的增大，計算誤差呈現出減小的趨勢，如當爆距較小時（ R=200mm ，沖擊波到達靶板時間的理論結果、數值模擬結果均與實驗結果相差較大，但隨著爆距的增大，兩者越來越接近，這主要是因為理論計算中未充分考慮破片飛散對沖擊波的消耗以及沖擊波對破片的擾流作用，所以，當爆距較小時，兩者差異明顯。時序性相關系列結果可有效反映沖擊波和破片時序性變化規律，有助于綜合分析沖擊波和破片近距耦合作用對復合結構毀傷特性的影響。

表6沖擊波和破片時序性數值模擬結果

3復合結構失效模式與耗能分析

3.1復合結構整體失效與耗能

在自制爆炸裝置的近場爆炸中，復合結構主要受到爆炸沖擊波和破片兩種毀傷元的聯合作用，相較于單一毀傷元對復合結構的破壞，兩種毀傷元的耦合作用及其時序性對復合結構失效模式和耗能機理的影響更為復雜。Leppanen[24]和Nystrom等[5]的研究也指出，沖擊波和破片的耦合破壞作用強于單一載荷破壞作用之和。為分析爆炸沖擊波和破片作用時序性對夾芯復合結構失效模式和耗能機理的影響，基于前文關于時序性的研究，分別將爆距設置為200、400、600 和 800mm ，炸藥質量保持不變（ ，對面密度相同、組合方式相同的復合板開展實驗研究，典型實驗結果見表7。

當爆距為 200mm 時，復合板發生了明顯的貫穿破壞，破壞主要集中于爆心下方的各層材料中心處。對于鋁面板，其在爆心對應區域發生了明顯的爆炸沖擊波和破片的耦合破壞，既有破片的貫穿破壞，也有沖擊波作用下的局部凹陷變形；由于爆距較近，破片未能完全飛散，致使鋁面板上所留彈孔多形成連貫破壞，模擬結果見圖6（a），兩者具有較好的一致性。相較于單一爆炸載荷的近距離作用，耦合作用中彈孔的形成致使沖擊波強度衰減更為明顯，不足以使復合板整體發生凹陷變形[25]。由此可見，雖然爆炸沖擊波先于破片到達靶板，但破片作用下形成的彈孔對隨進沖擊波仍起到一定程度的耗散作用。對于鋁背板，其在沖擊波和破片的復合作用下發生典型的瓣狀撕裂破壞，撕裂主要發生在 45^° 方向上，相較于前序材料，鋁背板上形成的撕裂區域尺寸最大，所以鋁背板主要通過自身的瓣狀撕裂破壞和凹陷變形吸收能量。當爆距增大至 400mm 時，破片的飛散角也隨之變大，除了外圍破片的飛散角度增幅較大外，中心區域的彈孔分布位置相對集中，與破片預置方式近乎一致，分布較為均勻，鋁面板在破片的作用下主要發生獨立貫穿破壞，與爆距為 200mm 時不同的是，鋁面板中心未連結形成大面積孔洞；因破片著靶姿態的不同，彈孔形狀和大小也存在一定差異，模擬結果見圖6（b），能夠更加直觀地說明此點。同樣地，當沖擊波先于破片到達靶板時，鋁面板整體幾乎無凹陷變形，僅爆炸中心處稍有凹陷，但夾芯結構材料和鋁背板發生了更為顯著的變形破壞，說明彈孔的存在削弱了沖擊波對鋁面板的作用，更多地作用于后序結構，其變形破壞程度遠高于鋁面板。

當爆距進一步增大至 600mm 時，破片到達靶板時間的實驗結果和數值模擬結果均小于沖擊波到達時間，說明在此爆距下破片先于沖擊波到達靶板。然而，需要指出的是，破片到達靶板時間的理論結果要大于沖擊波到達靶板時間，這主要是因為理論計算中未充分考慮破片飛散對沖擊波的消耗以及沖擊波對破片的擾流作用。從表7中可以看出，鋁面板在破片的作用下仍以獨立貫穿破壞為主，且隨著爆距的增大，彈孔分布更為均勻，未形成大面積孔洞；對于形成的單個彈孔，因破片著靶姿態不同，彈孔形狀和大小也存在一定差異，當兩個彈孔相互臨近時，會連結成一個大彈孔。數值計算中破片的飛散更加理想，未出現相近連結的情況，如圖6（c）所示。此外，從實驗結果可見，鋁面板整體幾乎無凹陷變形，說明沖擊波強度總體較低，且形成的彈孔起到了泄壓作用，后序材料的破壞程度也明顯低于前兩者情況。與此同時，鋁背板的瓣狀撕裂破壞程度也明顯降低。當爆距為 800mm 時，破片的飛散角進一步增大，著靶破片的數量明顯減少，彈孔間的分布距離也更大，實驗結果和數值結果較一致地反映了此變化規律。此外，由實驗結果可知，鋁面板上彈孔的直徑總體上大于破片尺寸，說明當沖擊波晚于破片到達靶板時，沖擊波對已形成彈孔具有一定的擴孔作用。隨著爆距的進一步增大，沖擊波強度的衰減也更為顯著，夾芯材料的破壞也以破片的貫穿破壞為主;對于鋁背板而言，由于沖擊波晚于破片到達，沖擊波的剩余強度更多地作用于鋁背板上，使其發生了明顯的凹陷變形，未貫穿彈孔數也明顯增多。一般而言，當爆炸沖擊波和破片復合毀傷元工況保持不變時，隨著爆距的增大，破片的飛散角度不斷增大，作用于結構表面的載荷的初始強度不斷降低。通過比較不同爆距下、不同材料的失效模式可以看出，對于組合方式一定的復合結構，存在一最佳防護距離。當爆距不小于此最佳防護距離時，該復合結構能夠完全防護爆炸沖擊波和破片沖擊的聯合作用。

3.2夾芯層材料宏觀失效

對于泡沫鋁和纖維兩類夾芯材料，兩者在爆炸沖擊波和破片復合作用下的局部失效模式分別如圖 7～8 所示。綜合與表7中不同材料的總體失效模式比較可知，當爆距為 200mm 時，泡沫鋁夾芯板和纖維夾芯層的破壞模式和鋁面板相似，但兩者的局部凹陷變形程度和中心圓孔破壞直徑均大于鋁面板，除纖維層會斷裂收縮外，后序材料的變形破壞程度呈現出遞增趨勢，這主要是沖擊波在傳播過程中穿過彈孔的擴散作用所致；此外，在纖維層靠近貫穿圓孔的內緣部分發生了明顯的高溫燒蝕，加劇了纖維的斷裂失效，這主要由炸藥爆炸高溫產物和高溫破片所致，所以除了爆炸沖擊波和破片的復合作用外，溫度也是影響復合板失效模式和防護性能的因素之一。當爆距為 400mm 時，泡沫鋁夾芯板在破片的作用下于彈孔處發生胞壁的壓潰破壞，在靶板外圍形成多個獨立的彈孔，而在爆心區域內因彈孔鄰近，彈孔間的胞壁發生連通撕裂破壞，形成近似矩形的撕裂破壞，與預置破片的分布較一致，同時后方泡沫鋁板的孔洞直徑大于前方泡沫鋁板，泡沫鋁板中心區域凹陷變形有限；對于纖維層材料，由于夾具約束不足發生了抽離，破壞有限，未能起到有效的防護作用。當爆距為 600mm 時，泡沫鋁夾芯板在破片的作用下呈現出和前兩種工況較一致的變化規律，但中心區域的孔洞尺寸明顯小于前兩者；對于纖維層材料，入射面纖維在形成彈孔破壞的同時還出現了大面積燒蝕現象，而出射面纖維燒蝕現象并不明顯。當爆距為800mm 時，破片的飛散角度進一步變大，泡沫鋁夾芯板和纖維層總體上以破片的單獨貫穿破壞為主，僅在下層泡沫鋁板中心處形成了小面積的連通貫穿，泡沫鋁板整體幾乎無凹陷變形;纖維層首次出現了未貫穿情況，未貫穿處纖維在破片的沖擊作用下發生了顯著的拉伸變形，形成鼓包。通過不同爆距下夾芯材料的失效模式同樣可以看出，本文中所設計制備的夾芯復合結構針對實驗中設定的爆炸沖擊波和破片復合毀傷元，存在有效防護距離，當爆距大于此防護距離時，能夠有效攔截破片，這也為不同防護要求下的結構設計提供了依據。

3.3材料結構的微觀失效

在對泡沫鋁和纖維材料失效模式的宏觀特征進行分析的基礎上，進一步采用三維視頻顯微鏡和掃描電鏡對兩者的微觀失效形態進行了觀察分析，典型微觀失效模式如圖9所示。從圖9（a）中可以看出，在爆炸沖擊載荷的作用下，單個胞孔結構主要發生胞壁的壓潰變形，隨著壓潰變形的積累，應力集中的胞孔邊緣處會形成裂縫，不斷生長，最終形成貫通的撕裂破壞；體現在泡沫鋁板的宏觀破壞模式上則呈現出顯著的碎裂破壞，而碎裂的形成則是若干個裂縫貫通所致。對于纖維材料的失效而言，在破片的侵徹作用下，纖維主要發生拉伸斷裂破壞，通過掃描電鏡觀察可得，在纖維的斷裂處形成較為規整的斷裂面，如圖9（b）所示;此外，由于近場爆炸具有較高的爆炸溫度，且金屬破片也會在爆炸高溫產物的作用下形成高溫，所以在靠近彈孔內側的纖維還存在典型的高溫失效現象。從圖9（b）中可以明顯地看出，在纖維束端部具有明顯地高溫燒結鐓粗現象，呈簇狀。泡沫鋁和纖維材料微觀失效模式的分析有利于更加全面地揭示結構材料的耗能機制，能夠為結構材料防護性能的優化設計提供依據。

4時序性對靶板毀傷特性的影響

4.1沖擊波先于破片作用

由前文分析結果可得，當爆距 R=200 0 400mm 時，爆炸沖擊波均先于破片作用于復合板，此時復合板各層材料貫穿彈孔數量和形成的連通彈孔的最大尺寸的變化規律如圖10所示。從圖10（a）中可以看出，鋁面板上彈孔數為50個，而預制破片總數為69個，形成彈孔數明顯少于破片數，這主要是因為爆距較小，破片未完全飛散，部分作用較為集中;此外還可以看出，沿著爆炸沖擊波和破片傳播的方向，各層材料上所遺留的獨立彈孔數量不斷減少，而彈孔最大尺寸不斷增大，主要是因為在爆距較小的情況下，后序材料上的相鄰彈孔連通，形成較大的毀傷彈孔，致使其最大尺寸不斷增大，相較于鋁面板所形成的最大尺寸 65mm ，鋁背板形成更為顯著的撕裂破壞，最大尺寸達 169mm ，增大了 160% ○

類似地，當爆距 R=400mm 時，復合板各層材料貫穿彈孔數量和形成的連通彈孔的最大尺寸的變化規律如圖10（b）所示。隨著爆距的增大，破片的飛散角也隨之變大，此時，鋁面板上彈孔數量為66個，和預制破片數幾近一致。沿著載荷作用的方向，各層材料上的彈孔數量也呈現整體減少的趨勢，而最大彈孔尺寸則呈現整體增大的趨勢。需要指出的是，纖維層上的彈孔數和最大彈孔尺寸的變化規律均出現了波動，這主要是因為纖維層在爆炸沖擊波的作用下四周固支約束發生了脫離，未能充分發揮自身的抗破片防護作用，致使鋁背板發生了比近爆距（ R=200mm 更為顯著的撕裂破壞。從圖中兩塊泡沫鋁板最大彈孔尺寸的變化規律可以看出，在此工況下，后序材料形成了更明顯的擴孔破壞，后序泡沫鋁板的最大彈孔尺寸相較于前序泡沫鋁板增大了 37.5% ；而當爆距 R=200mm 時，前后泡沫鋁板的尺寸幾乎無變化。由此可見，在一定爆距范圍內，沖擊波穿過彈孔后對后序材料的破壞存在明顯的擴孔效應。

4.2 破片先于沖擊波作用

當爆距達到 600mm 時，由前文分析可得，破片先于沖擊波作用于復合板。隨著爆距的進一步增大，破片的飛散角不斷變大，破片的著靶范圍也不斷擴大，由表6中實驗結果可得，部分破片直接作用于夾具之上，所以鋁面板上形成的彈孔數量經統計為49個，如圖10（c）所示。同樣地，隨著各層材料發揮自身的防護作用，后序材料上遺留的彈孔數量逐漸減少，需要指出的是，泡沫鋁板因相鄰彈孔的貫通，形成了較大的連通破壞面，致使獨立彈孔數量減少。對于最大彈孔尺寸而言，泡沫鋁板同樣體現出較明顯的擴孔效應，后序泡沫鋁板的彈孔最大尺寸較前者增大了 21.7% 。由于破片分散度較高，纖維層上主要形成獨立的彈孔破壞，同時，爆炸沖擊波強度隨著爆距的增大而明顯降低，鋁背板形成的撕裂破壞尺寸在

3種工況中也最小。當破片先于沖擊波作用于靶板形成彈孔后，隨進沖擊波持續作用，進一步加劇鋁背板彈孔的瓣狀撕裂破壞，發生明顯的擴孔破壞。

當爆距增大到 800mm 時，破片飛散范圍進一步擴大，直接作用于鋁面板上的破片數量也進一步減少，此時，鋁面板上形成的彈孔數量為47個，如圖10（d）所示。總體上，后序材料上的彈孔數量呈現出遞減趨勢，不同的是，下層泡沫鋁板上彈孔數量明顯減少，最大撕裂破壞尺寸（ 134mm 明顯增大，主要是中心區域破片相對集中，鄰近泡沫鋁板彈孔連通破壞所致。需要指出的是，隨著爆距的增大，沖擊波強度進一步降低，在纖維層和鋁背板上形成的未貫穿彈孔的數量分別為10和14，呈現明顯增多的趨勢。

5結論

本文中開展定向“爆炸 + 破片”實驗，研究了含泡沫鋁/UHMWPE纖維夾芯復合結構在沖擊波和破片復合作用下的毀傷特性和吸能機理，重點討論了時序性對復合結構毀傷特性的影響，得到以下主要結論。

（1）當裝藥量和其他實驗工況一定時，爆距的變化是影響爆炸沖擊波和破片作用時序性的主要因素。在本文討論的實驗工況中，當爆距大于 600mm 時，破片先于沖擊波作用;增大爆距可提高破片分布的散度和均勻性。

（2）在爆炸沖擊波和破片的復合作用下，鋁面板除了破片的貫穿破壞外，還伴有局部凹陷變形；泡沫鋁自身胞孔結構在沖擊載荷作用下發生壓潰變形和胞壁屈服碎裂;彈孔處纖維則在破片的侵徹下發生拉伸變形和斷裂，并伴有高溫失效;鋁背板主要以瓣狀撕裂破壞為主。

（3）當沖擊波先于破片作用時，鋁面板僅在爆炸中心處稍有凹陷;而當破片先于沖擊波作用時，鋁面板整體幾乎無凹陷變形，這主要是因為爆距除直接影響爆炸沖擊波和破片作用的時序性之外，還影響著沖擊波的衰減規律。類似的是，在兩種時序性作用下，后序夾芯結構材料和鋁背板均發生了更為顯著的變形破壞，說明彈孔的存在削弱了沖擊波對鋁面板的作用，使其更多地作用于后序材料，后序材料的變形破壞程度較前序材料更為嚴重。

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（責任編輯 王易難）