碳纤维-泡沫铝夹芯板低速冲击响应

刘姗姗; 刘亚军; 张英杰; 李志强

doi:10.11858/gywlxb.20190872

碳纤维-泡沫铝夹芯板低速冲击响应

doi: 10.11858/gywlxb.20190872

刘姗姗^1,,
刘亚军¹,
张英杰¹,
李志强^{1, 2, 3,*, ,}

1.
太原理工大学机械与运载工程学院应用力学研究所，山西太原　030024
2.
太原理工大学材料强度与结构冲击山西省重点实验室，山西太原　030024
3.
力学国家级实验教学示范中心(太原理工大学)，山西太原　030024

基金项目: 国家自然科学基金（11672199）；山西省自然科学基础研究项目（201601D011011）

详细信息

作者简介:
刘姗姗（1993－），女，硕士研究生，主要从事冲击动力学研究. E-mail：liushanshan0104@163.com

通讯作者:
李志强（1973－），男，博士，教授，主要从事冲击动力学研究. E-mail：lizhiqiang@tyut.edu.cn

中图分类号: O344.1
计量
- 文章访问数: 8659
- HTML全文浏览量: 3329
- PDF下载量: 49
出版历程
- 收稿日期: 2019-12-23
- 修回日期: 2020-02-04

Low-Velocity Impact Response of Carbon Fiber-Aluminum Foam Sandwich Plate

LIU Shanshan^1
,,
LIU Yajun¹,
ZHANG Yingjie¹,
LI Zhiqiang^{1, 2, 3,*
, ,}

1.
Institute of Applied Mechanics, College of Mechanical and Vehicle Engineering, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, Shanxi, China
2.
Shanxi Key Laboratory of Material Strength & Structural Impact, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030024, Shanxi, China
3.
National Demonstration Center for Experimental Mechanics Education (Taiyuan University of Technology), Taiyuan 030024, Shanxi, China

摘要

摘要: 为研究夹芯结构的低速冲击响应，以碳纤维（T700）/环氧树脂复合材料层合板为上下面板，以闭孔泡沫铝为芯层，模拟夹芯板落锤冲击时的损伤演化过程。复合材料层合板采用三维实体单元建模，基于有限元软件ABAQUS中的用户子程序VUMAT，引入三维Hashin失效准则模拟复合材料的损伤破坏；采用二次应力准则，Cohesive单元模拟黏结层的层间失效；闭孔泡沫铝芯层采用3D Voronoi细观模型建模。分析复合材料夹芯结构在落锤冲击下的损伤起始、损伤扩展和最终破坏模式，通过锤头的接触力、位移、夹芯板的内能、后面板的最大位移研究夹层结构的能量吸收情况及抗冲击特性，得出了在质量保持不变的情况下，5种芯层相对密度和厚度的耦合关系中的最优设计是芯层相对密度15.0%，厚度为10 mm，为满足实际工程中的需求提供了设计依据。
- 复合材料夹芯板 /
- 低速冲击 /
- 损伤演化 /
- 动态响应 /
- 吸能特性
Abstract: In order to study the low velocity impact response of the core-layer structure, this paper simulates the damage process of sandwich structure, that carbon fiber (T700)/epoxy composite laminates are used as the top and bottom panel, the foam aluminum is used as core layer, under impact loading of drop hammer. The composite laminates were modeled with three-dimensional solid elements, and the failure criteria of three-dimensional Hashin were introduced to simulate the damage of composite materials by the user subroutine VUMAT in the finite element software ABAQUS. The bonding layer failure between the layers was simulated with criterion of the secondary stress and cohesive unit. The aluminum foam core layer was modeled by a 3D Voronoi mesoscopic model. By analyzing the damage initiation, damage propagation and final failure modes of composite sandwich structures under low speed impact, the progressive failure mechanism of composite materials was clarified. The contact force and displacement through the hammer head, internal energy of sandwich panel, rear panel to study the stress distribution and maximum displacement energy absorption and impact resistance of sandwich structure. The optimal design of the coupling relation between the relative density and thickness of five different core layers under the condition of a certain quality control have been obtained, which provides designed guidance for satisfying the requirements of practical engineering.
- composite sandwich plate /
- low speed impact /
- damage evolution /
- dynamic response /
- energy absorption characteristics

HTML全文

1. 引言

自1996年German-French Research Institute Saint Louis (ISL)实验室第一次提出横向效应增强型侵彻体(Penetrator with Enhanced Lateral Effect, PELE)概念以来, 国内外学者对PELE弹丸的作用过程进行了广泛研究。在PELE弹丸壳体断裂的机理方面, Kesberg等人^[1]认为壳体侵彻目标的内核因密度较低而被压缩并沿径向膨胀, 导致壳体内壁压力剧增至吉帕级, 弹丸穿透目标后能量瞬间释放, 导致壳体破裂成大量破片。Paulus等人^[2]结合Recht-Ipson模型^[3]和Mott模型^[4]计算出弹体的剩余速度、装填物的压力以及壳体破片的径向飞散速度, 并且用弱激波理论描述了PELE弹丸壳体的断裂过程。对于PELE弹丸壳体断裂的研究, 除了可从力学和能量的角度定性地解释PELE弹丸壳体断裂过程外, 还可以从损伤断裂的角度, 具体分析其在侵彻过程中的断裂机理。

在研究材料动态拉伸断裂方面有许多模型, Seaman、Curran和Shockey^[5]从实验出发, 基于微损伤的统计性分析结果, 提出了成核与长大模型(Nucleation and Growth, NAG)。但是NAG模型计算需要大量的实验参数, 实用性比较差。封加波等人^[6-7]在NAG模型的基础上利用单孔洞近似, 从能量平衡的角度出发, 提出了简单实用的损伤度函数模型。本研究基于损伤度模型, 结合PELE弹丸侵彻过程, 将PELE弹丸壳体的膨胀断裂过程分为加速膨胀和匀速膨胀两个阶段, 推导出这两个阶段PELE弹丸壳体的损伤断裂方程, 并根据损伤断裂方程分析影响PELE弹丸横向效应的内在机理。

2. 金属壳体动态损伤模型

2.1 金属壳体的动态本构关系

PELE弹丸壳体一般为高密度金属或合金。金属或合金材料在高应变率下的变形过程比较复杂, 理论上通常把动态变形过程划分为几个阶段, 如弹性阶段、塑性阶段和失效阶段, 对不同变形阶段需要用不同的本构关系表达式进行描述。动态塑性本构方程可以写为

$\sigma=\varphi\left(e^{\mathrm{p}}, \dot{e}^{\mathrm{p}}\right)$

(1)

式中:σ为材料的动态屈服应力, e^p为径向塑性自然应变, 为径向塑性自然应变率。

根据文献[7], 金属壳体的动态本构关系可以表示为

$\sigma=\sigma_{0}+K e^{\mathrm{p}}+\eta \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(2)

式中:σ₀为静态屈服强度, K为材料强化系数, η为材料黏度系数。

对于柱壳结构有

$e^{\mathrm{p}}=\ln \left(\frac{R(t)}{R_{0}}\right)$

(3)

$\dot{e}^{\mathrm{p}}=u(t) / R(t)$

(4)

$\varepsilon^{\mathrm{p}}=\frac{R(t)-R_{0}}{R_{0}}$

(5)

式中:R₀为壳体初始半径, R(t)为壳体实时半径, R₀、R(t)均是壳体内径和外径的平均值, ε^p为径向塑性应变, u(t)为壳体径向膨胀速度。结合(3)式和(5)式可以得到e^p与ε^p的关系

$e^{\mathrm{p}}=\ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{p}}\right)$

(6)

将(6)式代入(2)式, 可以将动态本构关系改写成以下形式

$\sigma=\sigma_{0}+K \ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{P}}\right)+\eta \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(7)

2.2 金属壳体的动态损伤模型

本研究所采用的断裂准则建立在封加波提出的损伤度模型的基础上。金属材料的损伤度包括在应力波作用下材料初始损伤缺陷及其发展, 以及新产生的损伤缺陷及其发展, 而且材料的损伤度具有累积效应。在PELE弹丸壳体动态断裂的过程中, 为了考虑材料的损伤累积效应, 引入损伤变量D(t), D(t)定义为材料某一截面上微孔洞所占的面积比。参照文献[6], 有如下形式的方程

$\frac{\mathrm{d} D}{\mathrm{d} t}=\frac{\left[(1-D)\left(\sigma-\sigma_{0}\right)\right]^{2}}{\eta K}$

(8)

求解方程(8)式需要知道σ(或ε^p和随时间变化的规律。从(4)式和(5)式看出, 需要知道壳体膨胀的实时半径R(t)和壳体径向膨胀速度u(t)的函数形式。在处理实际问题时, 很难求出解析表达式, 一般需要结合实验结果求解。

3. PELE弹丸壳体膨胀规律

3.1 PELE作用机理

PELE弹丸是一种基于物理效应、不需要装填炸药和引信的新概念弹药, 主要用于防空、反导、城市作战等领域。PELE弹丸由壳体和内核组成, 壳体一般为密度较大的金属材料, 内核是密度及强度比较低的金属或聚合物。高密度金属壳体对靶板具有良好的侵彻性能, 而内核材料在侵彻过程中被封闭压缩, 巨大的压力在内核中迅速积聚, 弹丸穿透靶板后能量瞬间释放导致外壳破裂解体。

PELE的横向增强效应作用过程分为3个主要时段和一个后效作用时段^[1]。如图 1所示, 第1时段, 当弹丸击中目标后, 外层高密度壳体侵彻目标, 内核因材料强度低而无法侵彻, 将会在靶前停滞而被压缩; 第2时段, 封闭压缩过程中产生的高压将使内核材料沿径向膨胀, 导致壳体内壁压力急剧增加, 可达到数吉帕; 第3时段, 当应力应变达到壳体的破坏极限时, 出靶后的卸载应力波致使外层弹体破裂成大小不同的破片。后效作用时段则是壳体破片的径向飞散以及内核和塞块间继续相互作用的过程。

图 1 PELE的3个阶段

Figure 1. Three stages of penetration process of the PELE

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.2 PELE侵彻过程数值计算

图 2给出了PELE弹丸计算模型, 其中壳体材料为35CrMnSi, 长度为105 mm, 外径为30 mm, 内径为18 mm, 弹底部厚为15 mm; 内核材料为聚乙烯, 长度为90 mm, 直径为18 mm; 靶板材料为装甲钢, 厚度为8 mm。网格平均尺寸为壳体1 mm, 内核1.2 mm, 靶板采用变步长网格(0.5~10 mm)以提高计算效率。为了获得侵彻过程中的时间历程参数, 在弹丸模型的壳体中心线沿轴向均匀分布4个观测点(Gauge点), 每个观测点间隔20 mm, 如图 2所示。

图 2 PELE弹丸计算模型

Figure 2. Calculation model of the PELE

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1、表 2分别为材料模型和材料参数。数值计算采用拉格朗日方法, 材料均采用侵蚀算法, 靶板采用材料应变失效模型, 壳体使用有效应力失效模型。采用Stochastic模型^[8]模拟壳体随机断裂, 其中材料弱化点的破坏概率在[0, 1]范围为

表 1 材料模型

Table 1. Material model

Component	Material species	Equation of state	Strength model	Invalidation model
Shell	35CrMnSi	Linear	Johnson-Cook	Principal stress
Core	Polyethylene	Shock	von-Mises	-
Target plate	RHA	Shock	von-Mises	Material strain

下载: 导出CSV

| 显示表格

表 2 材料参数

Table 2. Material parameters

Material	ρ/(g/cm³)	E/(GPa)	σ/(MPa)	G/(GPa)	ν
35CrMnSi	7.8	210	1 270	81	0.33
Polyethylene	0.94	1.5	0.26	0.55	0.45
RHA	7.8	171	1400	64.1	0.33

下载: 导出CSV

| 显示表格

$P=1-\exp \left(-c \mathrm{e}^{\gamma \varepsilon} / \gamma\right)$

(9)

式中:P为应变为ε时的网格破坏概率, c、γ取决于材料性质, 根据文献[8], 取c=0.467, γ=10。

PELE弹丸以700 m/s的着靶速度垂直侵彻8 mm厚的装甲钢靶板。壳体中Gauge点沿壳体径向速度变化曲线如图 3所示。从图 3中看出, PELE侵彻过程第2时段, 壳体径向先经历短暂加速膨胀阶段, 膨胀速度达到一个较大值; PELE侵彻过程第3时段, 壳体膨胀速度小幅震荡并趋于稳定。

图 3 PELE弹丸壳体Gauge点的径向速度

Figure 3. The radical velocity of gauge points in the PELE

下载: 全尺寸图片幻灯片

3.3 实验过程与结果

PELE实验弹丸参数:外径为30 mm, 内径为18 mm, 长度为105 mm; 壳体材料采用35CrMnSi合金钢, 内核为聚乙烯, 长度为90 mm, 靶板为装甲钢, 厚度为8 mm; 装配全弹质量为350 g。

实验弹采用轻气炮发射。弹丸着靶和出靶分别设置了测速点探针, 以测量着靶速度和弹丸穿透靶板的时间。为了获得弹丸头部出靶时的膨胀速度, 设计了一套环形电探针测量装置。实验装置示意图如图 4所示, 实验装置各部分如图 5所示。

图 4 实验装置示意图

Figure 4. Experimental setup

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 实验装置

Figure 5. Experimental device

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 3分别统计了3发有效实验的弹丸着靶速度、弹丸头部从着靶到出靶的穿靶时间, 以及出靶时弹丸头部的径向速度。应该指出的是, 由于弹丸穿靶时间极短, 弹丸出靶时头部的径向速度比较大, 探针测试存在一定的误差。

表 3 着靶速度与穿靶时间统计

Table 3. Statistics of the impact velocity and the penetrating time

Experimental No.	Velocity/(m/s)	Time/(μs)	Radical velocity/(m/s)
1	643	8.4	127
2	694	7.2	142
3	762	6.5	153

下载: 导出CSV

| 显示表格

3.4 PELE侵彻过程壳体的膨胀规律

壳体膨胀断裂主要处于PELE侵彻过程的第2时段和第3时段。壳体动态断裂过程可以描述为:应力波从内核传入壳体内壁, 壳壁开始加速膨胀, 在应力波多次反射效应下膨胀速度振荡衰减, 直至最终趋于平稳。其衰减规律基本上按余弦函数变化^[9-10], 所以径向速度公式可以写为

$u(t)=\left\{\begin{array}{ll} C t & t_{0} \leqslant t \lt t_{1} \\ A \mathrm{e}^{-\lambda t} \cos (\psi t)+u_{0} & t_{1} \leqslant t \lt t_{c} \end{array}\right.$

(10)

式中:A、ψ、C、λ为与总体模型有关的参数, u₀为稳态时的径向速度值。t₀为应力波传到壳体外壁的时刻, t₁为壳体膨胀加速结束的时刻, t_c为壳体发生贯穿性断裂的时刻。

根据侵彻过程壳体的膨胀规律, 可以将PELE壳体断裂过程分为壳体加速膨胀阶段和壳体匀速膨胀阶段。调整数值模拟中弹丸的着靶速度, 使其工况与3发实验相吻合, 对比数值模拟结果与实验结果发现, PELE壳体加速膨胀的时间与壳体从着靶到出靶的时间相吻合。可以看出当壳体处于靶板内时, 壳体处于加速状态; 当壳体出靶后, 壳体匀速膨胀。

4. PELE弹丸壳体断裂过程求解

根据PELE侵彻过程壳体的膨胀规律, 将PELE壳体断裂过程分为两个阶段:壳体加速膨胀阶段和壳体匀速膨胀阶段。

第1阶段:壳体加速膨胀阶段。假定自然应变率可以近似看作常数

$\dot{e}^{\mathrm{p}}=u(t) / R(t)=c$

(11)

另外

$\mathrm{d} t=\mathrm{d} e^{\mathrm{p}} / \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(12)

对(12)式积分得

$t_{1}-t_{0}=e_{1}^{\mathrm{p}} / \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(13)

将(7)代入(8), 在[t₀, t₁]内积分得

$D_{1}=1-\frac{3 \omega_{1}}{\left(\omega_{1}+e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{3}+3 \omega_{1}-\omega_{1}^{3}}$

(14)

式中:D₁为t₁时刻的损伤度。(14)式中

$\omega_{1}=(K / \eta) \dot{e}^{\mathrm{p}}$

(15)

通过实验结果可以得到代入(13)式可以求出将代入(14)式求出D₁。

第2阶段:壳体匀速膨胀阶段。第1阶段结束时刻即为第2阶段初始时刻。依据PELE壳体膨胀规律, 给出描述壳体膨胀速度的变化规律为

$u(t)=A \mathrm{e}^{-\lambda t} \cos (\psi t)+u_{0}$

(16)

(16) 式反映应力波多次反射引起的衰减振荡, 代表了壳体膨胀速度的真实情况, 但直接代入损伤度方程难以求解。为了方便积分, 这里按照能量等效原理取均值, 假设柱壳膨胀速度u(t)等于常数

$u(t)=u_{0}$

(17)

由于

$\begin{aligned} \dot{e}^{\mathrm{p}} =u(t) / R(t) \end{aligned}$

(18)

$\begin{aligned} \dot{e}_{2}^{\mathrm{p}} & =u(t) / R_{2} \end{aligned}$

(19)

$\begin{aligned} \\ u(t) & =\mathrm{d} R(t) / \mathrm{d} t \end{aligned}$

(20)

将(5)式、(18)式、(19)式代入(20)式, 得

$\mathrm{d} t=\mathrm{d} R(t) / u(t)=\mathrm{d} \varepsilon^{\mathrm{p}} / \dot{e}_{2}^{\mathrm{p}}$

(21)

式中: 为第2阶段的初始径向塑性自然应变率, R₂为第2阶段壳体的初始半径。

将(7)式、(17)式、(21)式代入(8)式, 在[t₁, t_c]积分得

$\int_{D_{1}}^{D_{c}} \frac{\mathrm{d} D}{(1-D)^{2}}=\int_{\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}}^{\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}} \frac{1}{\omega_{2}}\left[\ln \left(1+\varepsilon^{\mathrm{p}}\right)+\frac{\omega_{2}}{1+\varepsilon^{\mathrm{p}}}\right] \mathrm{d} \varepsilon^{\mathrm{p}}$

(22)

式中: 为壳体发生贯穿性破坏的损伤度。经过整理, 最终得

$\begin{array}{l} \frac{\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}-\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}}{\left(1+\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)\left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)} \omega_{2}^{2}+\left[\left(e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-\left(e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-\frac{D_{\mathrm{c}}-D_{1}}{\left(1-D_{\mathrm{c}}\right)\left(1-D_{1}\right)}\right] \omega_{2}+ \\ \left(1+\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)\left[\left(e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-2 e_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}+2\right]-\left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)\left[\left(e_{1}^{\mathrm{p}}\right)^{2}-2 e_{1}^{\mathrm{p}}+2\right]=0 \end{array}$

(23)

式中: 为第一阶段壳体材料径向塑形应变。由(6)式知与满足以下关系式

$e_{1}^{\mathrm{p}}=\ln \left(1+\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right)$

(24)

(23) 式为PELE弹丸壳体的损伤断裂方程。第1阶段的自然应变率和第2阶段的初始半径R₂、径向速度u₀可以通过实验得到, 通过R₂和u₀可以求出而壳体材料参数σ₀、K、η和D_c均可以通过查找手册和文献获得, 最终可以得到一个确定的临界应变作为损伤断裂判据。

将(17)式、(19)式代入(21)式, 在[t₁, t_c]内积分可得壳体发生贯穿断裂的时刻t_c

$t_{\mathrm{c}}-t_{1}=R_{2}\left(\varepsilon_{\mathrm{c}}^{\mathrm{p}}-\varepsilon_{1}^{\mathrm{p}}\right) / u_{0}$

(25)

5. PELE壳体断裂实例

对于35CrMnSi, 参照文献[10], 壳体特征参数取η=-12 kPa·s, K=1.66 GPa, ω_λ=3.5 kJ/m², D₀=10^-5, D_c=0.2, σ₀=0.72 GPa。当初始半径R₀=15 mm的PELE弹丸以1 km/s速度着靶时, 结合实验数据, 得到第1阶段的自然应变率和第2阶段的初始半径R₂及径向膨胀速度u₀, 见表 4。

表 4 3个时刻膨胀断裂过程的参数

Table 4. Parameters of expansion and fracture at three time points

t/(μs)	$\dot{e}^{\mathrm{p}} /\left(10^{4} \mathrm{~s}^{-1}\right)$	R₂/(mm)	u₀/(m/s)
8.4	2.62	17.7	127
7.2	1.91	18.6	142
6.5	1.71	19.9	153

下载: 导出CSV

| 显示表格

将第2阶段的初始半径R₂及径向膨胀速度u₀代入(19)式, 得到第2阶段的初始应变率将第一阶段代入(13)式可以求出将代入(14)式求出D₁; 同时将代入(24)式求出将代入(23)式, 得到3个典型时刻临界应变如图 6所示。从图 6中可以看出, 在一定速度范围内, 随着弹丸着靶速度的增加, 壳体断裂的临界应变明显降低。

图 6 PELE壳体断裂的临界应变

Figure 6. Critical strain of the PELE

下载: 全尺寸图片幻灯片

6. 结论

(1) PELE弹丸在侵彻过程中壳体膨胀断裂可以分为加速膨胀和匀速膨胀两个阶段, 在封加波提出的损伤度模型的基础上, 得到了PELE弹丸壳体的损伤断裂方程和断裂判据。

(2) 根据PELE弹丸壳体损伤断裂方程, 计算出PELE弹丸壳体膨胀断裂过程的参数, 分析了弹丸着靶速度与壳体断裂之间的关系, 可为PELE弹丸设计提供理论指导。

致谢: 感谢胡玉涛博士和曹雷博士在公式推导和实验方面给予的帮助。

图 1 夹芯板结构示意图

Figure 1. Diagram of sandwich plate structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 三维有限元模型

Figure 2. Three-dimensional finite element model

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 能量-时间曲线

Figure 3. Energy-time curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 能量-位移曲线

Figure 4. Energy-displacement curve

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 不同冲击能量下的冲击载荷-时间曲线

Figure 5. Force-time curves under different impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 33.0 J冲击能量下夹芯板的破坏模式

Figure 6. Failure mode of sandwich panel under 33.0 J impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 不同冲击能量下锤头位移-时间曲线

Figure 7. Displacement-time curves of impactor at different impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 8 不同冲击能量下锤头动能-时间曲线

Figure 8. Kinetic energy-time curves of impactor at different impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 9 不同冲击能量下夹芯板内能-时间曲线

Figure 9. Internal energy-time curves of the sandwich board at different impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 10 不同冲击能量下后面板的最大位移

Figure 10. Maximum displacement of rear panel at different impact energy

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 11 不同夹芯结构的冲击载荷-时间曲线

Figure 11. The impact force-time curves for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 12 不同夹芯结构的锤头位移-时间曲线

Figure 12. The displacement of impactor-time curves for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 13 不同夹芯结构的锤头动能-时间曲线

Figure 13. Kinetic energy of impactor-time curves of impactor for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 14 不同夹芯结构的芯层塑性耗散能-时间曲线

Figure 14. Plastic dissipation energy of core layer-time curves for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 15 不同结构后面板最大位移与芯层厚度的比值曲线

Figure 15. The ratio curves of the maximum displacement of back layer to core thickness for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 16 不同夹芯结构后面板各层的最大应力变化曲线

Figure 16. Maximum stress of each back layer for different sandwich structures

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 17 冲击载荷-时间曲线

Figure 17. Force-time curves

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 18 锤头位移-时间曲线

Figure 18. Displacement-time curves of impactor

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 19 后面板应力云图

Figure 19. Stress plot of rear panel

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 复合材料力学性能参数^[11]

Table 1. Mechanical parameters of the composite materials^[11]

E₁/GPa	E₂/GPa	ν	G₁₂/GPa	G₁₃/GPa	G₂₃/GPa
180	10	0.28	2.6	3.9	3.9
X_t/MPa	X_c/MPa	Y_t/MPa	Y_c/MPa	S₁₂/MPa	ρ/(g·cm^–3)
2 500	1 250	60	186	85	1.95

下载: 导出CSV

表 2 Cohesive单元材料参数^[14]

Table 2. Material parameters of cohesive elements^[14]

K_nn/(GPa·mm^–1)	K_ss(= K_tt)/(GPa·mm^–1)	N/MPa	S(= T)/MPa	G₁/(J·m^–2)	G₂(= G₃)/(J·m^–2)
120	43	30	80	520	970

下载: 导出CSV

表 3 Al6061-T6材料参数

Table 3. Material parameters of Al6061-T6

ρ/(g·cm^–3)	E/GPa	ν	A/MPa	B/MPa	N	m
2.7	70	0.28	265	426	0.34	1

下载: 导出CSV

表 4 不同能量下后面板的撕裂程度

Table 4. Tear degree of rear panel under different energy

Impact energy/J	Tear layers
33.0	0
58.7	3
91.7	5

下载: 导出CSV

表 5 5种不同的夹芯结构

Table 5. Five different sandwich structures

Structure type	Plane size of specimen/ (mm × mm)	Stacking sequence	Upper (lower) panel thickness /mm	Core relative density/%	The thickness of the core layer/mm	Diameter of impactor/mm	Impact energy/J
1^#	100 × 100	[45°/0°/−45°/90°]_s	1	10.0	15.0	12.5	33.0
2^#				12.5	12.0
3^#				15.0	10.0
4^#				17.5	8.6
5^#				20.0	7.5

下载: 导出CSV

表 6 5种不同结构后面板的撕裂程度

Table 6. Tear degree of rear panel for five sandwich structures

Structure No.	Tear layers
1^#	0
2^#	3
3^#	5
4^#	7
5^#	8

下载: 导出CSV

参考文献(17)

[1]	王巍, 安子军, 彭春彦, 等. 泡沫铝填充钢/铝复合管轴向抗冲击吸能特性 [J]. 哈尔滨工程大学学报, 2017, 38(7): 1093–1099. WANG W, AN Z J, PENG C Y, et al. Simulative research on the energy absorption characteristics of aluminum foam-filled steel/Al clad tube under axial impact loading [J]. Journal of Harbin Engineering University, 2017, 38(7): 1093–1099.
[2]	骆伟, 谢伟, 刘敬喜. 芯层几何构形对复合材料波纹夹层结构冲击特性的影响 [J]. 江苏科技大学学报(自然科学版), 2018, 32(1): 21–26. LUO W, XIE W, LIU J X. Research on dynamic characteristics of a sandwich structures with various core shapes under impact loads [J]. Journal of Jiangsu University of Science and Technology (Natural Science Edition), 2018, 32(1): 21–26.
[3]	TITA V, CARVALHO J D, VANDEPITTE D. Failure analysis of low velocity impact on thin composite laminates: experimental and numerical approaches [J]. Composite Structures, 2008, 83(4): 413–428. doi: 10.1016/j.compstruct.2007.06.003
[4]	韩守红, 吕振华. 铝泡沫夹层结构抗爆炸性能仿真分析及优化 [J]. 兵工学报, 2010, 31(11): 1468–1474. HAN S H, LÜ Z H. Numerical simulation of blast-resistant performance of aluminum foam sandwich structures and optimization [J]. Acta Armamentarii, 2010, 31(11): 1468–1474.
[5]	李志斌, 卢芳云. 泡沫铝夹芯板压入和侵彻性能的实验研究 [J]. 振动与冲击, 2015(4): 1–5. LI Z B, LU F Y. Tests for indentation and perforation of sandwich panels with aluminium foam core [J]. Journal of Vibration and Shock, 2015(4): 1–5.
[6]	赵金华, 曹海琳, 晏义伍, 等. 泡沫铝夹层结构复合材料低速冲击性能 [J]. 材料工程, 2018, 46(1): 92–98. doi: 10.11868/j.issn.1001-4381.2015.001295 ZHAO J H, CAO H L, YAN Y W, et al. Low velocity impact properties of aluminum foam sandwich structural composite [J]. Journal of Materials Engineering, 2018, 46(1): 92–98. doi: 10.11868/j.issn.1001-4381.2015.001295
[7]	荣誉. 梯度泡沫金属力学性能的Lagrangian分析 [D]. 太原: 太原理工大学, 2018.
[8]	HASHIN Z. Failure criteria for unidirectional fiber composites [J]. Journal of Applied Mechanics, 1980, 47: 329–334. doi: 10.1115/1.3153664
[9]	谭开忍, 肖熙. 含有腐蚀缺陷海底管道极限载荷分析 [J]. 海洋工程, 2006, 24(3): 63–67. doi: 10.3969/j.issn.1005-9865.2006.03.010 TAN K R, XIAO X. Analysis on limit load of corroded submarine pipelines [J]. The Ocean Engineering, 2006, 24(3): 63–67. doi: 10.3969/j.issn.1005-9865.2006.03.010
[10]	沈鋆. 极限载荷分析法在压力容器分析设计中的应用 [J]. 石油化工设备, 2011, 40(4): 35–38. doi: 10.3969/j.issn.1000-7466.2011.04.010 SHEN J. Limit load analysis application in pressure vessel analytical design [J]. Petro-Chemical Equipment, 2011, 40(4): 35–38. doi: 10.3969/j.issn.1000-7466.2011.04.010
[11]	肖先林, 王长金, 赵桂平. 碳纤维复合材料-泡沫铝夹芯板的冲击响应 [J]. 振动与冲击, 2018, 37(15): 110–117. XIAO X L, WANG C J, ZHAO G P. Dynamic responses of carbon fiber composite sandwich panels with aluminum foam core subjected to impact loading [J]. Journal of Vibration and Shock, 2018, 37(15): 110–117.
[12]	JOHNSON G R, COOK W H. Fracture characteristics of three metals subjected to various strains, strains rates, temperatures and pressures [J]. Engineering Fracture Mechanics, 1985, 21(1): 31–48. doi: 10.1016/0013-7944(85)90052-9
[13]	熊明洋, 向忠, 胡旭东, 等. 基于ABAQUS的CCF300碳纤维层合板低速冲击破坏数值模拟 [J]. 轻工机械, 2017, 35(4): 27–32. doi: 10.3969/j.issn.1005-2895.2017.04.006 XIONG M Y, XIANG Z, HU X D, et al. Numerical simulation of low velocity impact failure of CCF300 carbon fiber laminate based on ABAQUS [J]. Light Industry Machinery, 2017, 35(4): 27–32. doi: 10.3969/j.issn.1005-2895.2017.04.006
[14]	陈县辉. 基于内聚力单元的层合板低速冲击响应模拟研究 [D]. 太原: 中北大学, 2014.
[15]	STUBSS C. Compilation strategies: alternate approaches to achieve low power consumption [J]. Electronic Component News, 2008, 52(4): 11–113.
[16]	FOO C C, SEAH L K, CHAI G B. Low-velocity impact failure of aluminium honeycomb sandwich panels [J]. Composite Structures, 2008, 85(1): 20–28. doi: 10.1016/j.compstruct.2007.10.016
[17]	SAHU S, MONDAL D P, CHO J U, et al. Low-velocity impact characteristics of closed cell AA2014-SiCp composite foam [J]. Composites Part B: Engineering, 2019, 160: 394–401. doi: 10.1016/j.compositesb.2018.12.054