爆炸載荷下泡沫鋁夾芯板變形與破壞模式的實(shí)驗(yàn)研究

王濤，余文力，秦慶華，王金濤，王鐵軍

（1.西安交通大學(xué)航天學(xué)院機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安710049；2.火箭軍工程大學(xué)核工程系，陜西西安710025）

爆炸載荷下泡沫鋁夾芯板變形與破壞模式的實(shí)驗(yàn)研究

王濤1，2，余文力2，秦慶華1，王金濤2，王鐵軍1

（1.西安交通大學(xué)航天學(xué)院機(jī)械結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，陜西西安710049；2.火箭軍工程大學(xué)核工程系，陜西西安710025）

系統(tǒng)地開(kāi)展了爆炸載荷作用下泡沫鋁夾芯板變形與破壞的實(shí)驗(yàn)研究，獲得了沖量45.6N·s、76.2N·s、104.6N·s、131.7N·s、183.6N·s5種不同爆炸載荷作用下泡沫鋁夾芯板背面板中心點(diǎn)的變形撓度，給出了泡沫鋁夾芯板前面板、泡沫鋁芯體和背面板在不同爆炸載荷作用下的變形與破壞模式，分析了泡沫鋁芯體產(chǎn)生的剪切斷裂和拉伸斷裂兩種不同機(jī)理。研究結(jié)果表明，泡沫鋁芯體呈現(xiàn)“漸進(jìn)式”壓縮變形，泡沫鋁夾芯板背面板中心點(diǎn)的變形撓度與爆炸沖量之間近似滿足二次關(guān)系。

兵器科學(xué)與技術(shù)；爆炸波；泡沫鋁；夾芯板；變形撓度；變形與破壞模式

0 引言

泡沫鋁作為一種新型多孔材料，具有高比強(qiáng)度、高比剛度等特點(diǎn)。在泡沫鋁受到強(qiáng)動(dòng)沖擊載荷時(shí)，其力學(xué)行為可近似用剛性-理想塑性-鎖定模型（RPP-L）來(lái)模擬。該模型有一個(gè)很長(zhǎng)的平臺(tái)段，對(duì)應(yīng)的平臺(tái)應(yīng)力為σpl，密實(shí)應(yīng)變?yōu)棣臘［1-5］。而正是這個(gè)變形過(guò)程中平臺(tái)段的存在，導(dǎo)致泡沫鋁在遭受沖擊載荷時(shí)發(fā)生較大的塑性變形，大大降低了應(yīng)力波的幅值，使泡沫鋁在能量吸收方面發(fā)揮重要作用［6-8］?；谶@一優(yōu)點(diǎn)，泡沫鋁通常作為芯體放置于兩層面板之間構(gòu)成泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)，已廣泛應(yīng)用于防護(hù)工程、裝甲車(chē)輛、包裝容器等領(lǐng)域，用于減少爆炸沖擊波或應(yīng)力波的強(qiáng)度，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)爆炸沖擊載荷的防護(hù)。

泡沫鋁夾芯板在爆炸載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)問(wèn)題是研究人員關(guān)注的熱點(diǎn)問(wèn)題。在理論方面，Qiu等［9］提出了一種四邊固支圓形泡沫鋁夾芯板在空氣和水中爆炸沖擊波作用下變形響應(yīng)的理論模型。其變形過(guò)程分成3個(gè)階段，即流體與固體耦合、芯體壓縮和夾芯板的彎曲與拉伸。Qin等［10］研究了固支圓形金屬泡沫夾芯板在軸向?qū)ΨQ沖擊載荷作用下的大撓度動(dòng)態(tài)響應(yīng)問(wèn)題，并給出了考慮芯體強(qiáng)度的新的屈服準(zhǔn)則。該屈服準(zhǔn)則比傳統(tǒng)的屈服準(zhǔn)則具有更小的邊界范圍。在實(shí)驗(yàn)方面，Nemat-Nasser等［11］開(kāi)展了兩個(gè)系列的實(shí)驗(yàn)，分別研究夾芯結(jié)構(gòu)面板及芯體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，獲得了面板材料的能量吸收特性及芯體的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為。Shen等［12］研究了泡沫鋁夾芯曲板在爆炸載荷作用下的變形和破壞，并考慮了芯體厚度及面板厚度對(duì)夾芯曲板變形和破壞模式的影響。Radford等［13］開(kāi)展了固支金屬泡沫夾芯板在爆炸載荷作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的實(shí)驗(yàn)研究，其爆炸載荷并非真實(shí)的爆炸，而是利用泡沫子彈撞擊泡沫鋁夾芯板來(lái)模擬的。在數(shù)值仿真方面，Sriram等［14］和Zhu等［15］利用LS-DYNA軟件模擬了泡沫鋁夾芯板的爆炸沖擊響應(yīng)。此外，一些學(xué)者還研究了面板、芯體厚度等對(duì)泡沫鋁夾芯板動(dòng)態(tài)響應(yīng)及破壞模式的影響［16-18］。

雖然對(duì)泡沫鋁夾芯板在爆炸載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)開(kāi)展了一些研究，但對(duì)不同強(qiáng)度爆炸載荷下泡沫鋁夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞模式的研究還比較少，缺乏必要的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)支撐。本文開(kāi)展了5種不同質(zhì)量炸藥近距離爆炸作用下泡沫鋁夾芯板破壞模式的實(shí)驗(yàn)研究，獲得了夾芯板背面板的最大變形撓度，給出了夾芯板變形撓度與爆炸沖量之間的關(guān)系，以及前面板、芯體和背面板在不同爆炸載荷作用下的破壞模式。

1 實(shí)驗(yàn)方案

1.1試件

泡沫鋁夾芯板由泡沫鋁芯體和鋁合金面板組成，整體尺寸為500mm×500mm×36mm，芯體厚為30mm，前面板、背面板厚度均為3mm.在夾芯板四周均布16個(gè)φ20的螺栓孔，孔中心距離外邊緣25mm，實(shí)際有效變形面積為邊長(zhǎng)2L=400mm的正方形，具體尺寸如圖1所示。

圖1　泡沫鋁夾芯板幾何尺寸Fig.1 Geometrical dimensions of sandwich plate

泡沫鋁夾芯板的前面板、背面板材料為5052H112鋁合金，密度2.68g/cm3，彈性模量66GPa，殘余應(yīng)變?yōu)?.2%的屈服應(yīng)力160MPa，斷裂應(yīng)力227MPa.拉伸實(shí)驗(yàn)得到的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2所示。

圖2　鋁合金面板應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Stress-strain curve of face sheet

泡沫鋁芯體的密度0.288g/cm3，彈性模量330MPa，平臺(tái)應(yīng)力2.0MPa，密實(shí)應(yīng)變0.6.準(zhǔn)靜態(tài)壓縮應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖3所示。

圖3　泡沫鋁芯體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.3 Stress-strain curve of aluminum foam core

1.2實(shí)驗(yàn)裝置

實(shí)驗(yàn)裝置主體結(jié)構(gòu)由兩塊厚20mm的Q235鋼板加工成的夾板以及兩根700mm長(zhǎng)的20a工字鋼加工成的支撐板組成。其中:上夾板為正方形的邊框，外形尺寸為500mm×500mm，內(nèi)部開(kāi)了一個(gè)400mm×400mm方孔；下夾板也是正方形邊框，外形尺寸為700mm×700mm，與上夾板對(duì)應(yīng)，內(nèi)部也開(kāi)了一個(gè)400mm×400mm方孔，為夾芯板的變形留出了空間。試件通過(guò)16個(gè)M18螺栓固定在兩塊夾板之間，確保試件的四邊固支。下夾板兩側(cè)分別開(kāi)有均布的4個(gè)φ20螺栓孔，通過(guò)4個(gè)M18螺栓與支撐板連接。長(zhǎng)徑比約為1的圓柱形黒索今藥柱及8號(hào)鋁殼工業(yè)雷管懸掛于試件中心點(diǎn)正上方，炸藥柱中心到夾芯板前面板的距離即炸高R為200mm.實(shí)驗(yàn)裝置如圖4所示。

1.3爆炸載荷

當(dāng)炸藥爆炸時(shí)，會(huì)在空氣中形成爆炸沖擊波并向外傳播。當(dāng)沖擊波運(yùn)動(dòng)到泡沫鋁夾芯板上表面時(shí)，將會(huì)發(fā)生反射，反射沖擊波過(guò)后，界面處壓強(qiáng)升高，此后發(fā)生衰減。本文中選用的黑索今藥柱長(zhǎng)徑比約為1，可近似看作球形裝藥爆炸［19］。對(duì)于球形裝藥來(lái)說(shuō)，某一點(diǎn)處沖擊波壓強(qiáng)隨時(shí)間的衰減規(guī)律為

式中:p（t）為t時(shí)刻的壓強(qiáng)（kPa）；p0，m為初始的峰值壓強(qiáng)（kPa）；t0為正壓區(qū)持續(xù)時(shí)間（ms）；ta為沖擊波到達(dá)時(shí)間（ms）；k為無(wú)量綱的衰減系數(shù)［20］。作用到面板上的爆炸沖量為

對(duì)5種不同質(zhì)量炸藥進(jìn)行了爆炸實(shí)驗(yàn)，炸藥質(zhì)量m分別為50g、100g、150g、200g和300g，并保持炸高200mm不變。

圖4　實(shí)驗(yàn)裝置Fig.4 Experimental setup

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及討論

當(dāng)炸藥爆炸后形成的空氣沖擊波傳播到夾芯板前面板時(shí)，夾芯板獲得沖擊波的能量開(kāi)始運(yùn)動(dòng)和變形。當(dāng)沖擊波強(qiáng)度較大時(shí)，夾芯板將發(fā)生永久的塑性變形，甚至前面板開(kāi)裂和破碎。因此，需要從兩個(gè)方面來(lái)考察泡沫鋁夾芯板在爆炸載荷作用下的變形和破壞情況:1）夾芯板整體的變形情況，由夾芯板背面板的最大變形撓度來(lái)表征；2）夾芯板的變形和破壞模式，包括前面板、芯體及背面板的變形和破壞模式。

2.1夾芯板背面板最大變形撓度

圖5給出了5種不同爆炸載荷作用下夾芯板的整體變形情況。

圖5　泡沫鋁夾芯板整體的變形及內(nèi)部破壞情況Fig.5 Overall deformation and internal damage of foamed aluminium sandwich plate

從圖5中可以看出，在5種不同爆炸載荷作用下，泡沫鋁夾芯板的整體變形基本相同，均呈現(xiàn)出“圓頂形”隆起變形，圓頂?shù)淖罡唿c(diǎn)即為夾芯板后面板的最大變形撓度。用計(jì)算爆炸載荷的CONWEP軟件計(jì)算了不同裝藥質(zhì)量爆炸時(shí)作用到夾芯板上的載荷情況［21］。裝藥爆炸沖擊波作用于壁面上的壓強(qiáng)p，由正反射壓強(qiáng)pr、入射壓強(qiáng)pi和入射角θ給出:

式中:入射角θ為沖擊波波陣面與結(jié)構(gòu)壁面的夾角。當(dāng)θ=0°時(shí)，壁面上的壓強(qiáng)即為正反射壓強(qiáng)；當(dāng)θ= 90°時(shí)，壁面上的壓強(qiáng)即為入射壓強(qiáng)。具體計(jì)算方法采用了Kingery等給出的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停?2］。

表1給出了5種不同質(zhì)量炸藥載荷情況及對(duì)應(yīng)的夾芯板背面板的變形撓度W.

表1　不同爆炸載荷情況及對(duì)應(yīng)的夾芯板背面板撓度Tab.1 Blast loading and corresponding deflection of rear face sheet of sandwich plate

基于上述實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，將爆炸沖量及夾芯板背面板的變形撓度進(jìn)行無(wú)量綱化處理，無(wú)量綱沖量定義為

式中:ρf、ρc分別為泡沫鋁夾芯板的前面板、背面板材料密度和泡沫夾芯體的密度；σY為前面板、背面板材料的屈服應(yīng)力。

無(wú)量綱撓度定義為

將無(wú)量綱爆炸沖量與泡沫鋁夾芯板背板的無(wú)量綱撓度之間的關(guān)系進(jìn)行擬合，得到如下二次多項(xiàng)式:

實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)及擬合曲線如圖6所示。

圖6　爆炸沖量與夾芯板撓度之間的關(guān)系Fig.6 The relationship between blast impulse and deflection of sandwich plate

2.2夾芯板變形與破壞模式

在爆炸載荷作用下，泡沫鋁夾芯板的前面板、芯體和背面板分別發(fā)生了不同類(lèi)型的變形和破壞，下面分別進(jìn)行分析討論。

2.2.1前面板

由于前面板直接遭受爆炸載荷的沖擊，不同強(qiáng)度的爆炸載荷對(duì)前面板造成的破壞程度有所不同。圖7給出了前面板在不同強(qiáng)度爆炸載荷作用下的變形和破壞模式。

從圖7可以看出，泡沫鋁夾芯板前面板的變形和破壞模式可分為兩類(lèi):整體變形和局部破壞。泡沫鋁夾芯板在5種不同強(qiáng)度的爆炸載荷作用下均發(fā)生了整體變形，主要包括彈性以及塑性的彎曲和拉伸。這種變形以前面板中心點(diǎn)為圓心向四邊擴(kuò)展，且隨著爆炸載荷強(qiáng)度的增加，前面板的整體變形程度也增大。實(shí)驗(yàn)后觀察到的變形均為塑性變形，彈性變形的情況可在下述夾芯板剖面圖中觀察到。前面板的局部破壞模式主要包括:坑蝕，如圖7（a）～圖7（e）所示；穿孔，如圖7（b）所示；開(kāi)裂，如圖7（d）所示；破碎，如圖7（e）所示。

圖7　泡沫鋁夾芯板前面板變形和破壞模式Fig.7 Deformation and damage patterns of front face sheet

分析局部變形產(chǎn)生的原因，主要是由于炸藥爆炸時(shí)的比例距離較小，炸藥爆炸后產(chǎn)生的高溫及爆炸氣體產(chǎn)物對(duì)前面板的沖蝕造成了前面板的坑蝕破壞模式。隨著爆炸載荷的增加，沖蝕坑的深度增加，坑蝕的范圍增大，從靶板中心點(diǎn)呈輻射狀向四周擴(kuò)展，如圖7（f）所示。當(dāng)爆炸載荷達(dá)到131.7N·s時(shí)，前面板中心點(diǎn)附近出現(xiàn)了開(kāi)裂，形成了一條長(zhǎng)約43.46mm、寬2.86mm的裂縫，如圖7（g）所示。當(dāng)爆炸沖量達(dá)到183.6N·s時(shí)，前面板中心點(diǎn)附近出現(xiàn)了5條貫穿性的裂縫，導(dǎo)致中心點(diǎn)附近發(fā)生了破碎。由此可見(jiàn)，隨爆炸載荷的增加，前面板的變形模式經(jīng)歷了彈性彎曲與拉伸、塑性彎曲與拉伸、坑蝕、開(kāi)裂和破碎。圖7（b）中出現(xiàn)的直徑約12.20mm的穿孔可能是由于未被炸碎的雷管殼形成的破片侵徹的結(jié)果，這種穿孔破壞模式在5發(fā)實(shí)驗(yàn)中僅出現(xiàn)一次，在其他同類(lèi)型的40余發(fā)實(shí)驗(yàn)中也僅出現(xiàn)一次。因此，這種穿孔破壞模式歸結(jié)為偶發(fā)現(xiàn)象。

2.2.2芯體

泡沫鋁芯體在前面板的運(yùn)動(dòng)及變形過(guò)程中吸收了前面板的能量，自身發(fā)生了變形與破壞。圖8給出了泡沫鋁芯體的典型破壞模式。

圖8　泡沫鋁芯體的典型破壞模式（I=131.7N·s）Fig.8 A typical damage mode of aluminum foam core （I=131.7 N·s）

從圖8可以看出，泡沫鋁芯體的變形和破壞模式包括:密實(shí)、部分密實(shí)、開(kāi)裂、破碎以及和面板的脫粘。泡沫鋁芯體受到的載荷越強(qiáng)，其壓縮程度越大。芯體的壓縮程度從爆心投影點(diǎn)向外逐漸減弱，爆心投影點(diǎn)附近的芯體被完全壓實(shí)，稍遠(yuǎn)處的芯體被部分壓實(shí)。本實(shí)驗(yàn)中，還出現(xiàn)了芯體開(kāi)裂的破壞模式。芯體開(kāi)裂的機(jī)理包括兩種:一種是剪切效應(yīng)導(dǎo)致的；另一種是拉伸效應(yīng)導(dǎo)致的。圖8中開(kāi)裂（I型）的裂紋主要出現(xiàn)在密實(shí)區(qū)與部分密實(shí)區(qū)之間以及發(fā)生較大壓縮的區(qū)域內(nèi)。由于在這些區(qū)域內(nèi)芯體發(fā)生了不同程度的壓縮，導(dǎo)致芯體內(nèi)部出現(xiàn)了剪切失效。另一種開(kāi)裂（II型）出現(xiàn)在前面板附近的芯體中，這是由于芯體變形過(guò)程中前面板的“回彈”導(dǎo)致了前面板附近的芯體受到拉伸，從而產(chǎn)生了拉伸斷裂。前面板與芯體之間的距離反映了前面板在爆炸載荷作用下產(chǎn)生的彈性變形大小。由于芯體的壓縮、開(kāi)裂以及前面板的“回彈”效應(yīng)，在芯體和面板之間出現(xiàn)了脫粘的破壞模式。圖8中脫粘模式出現(xiàn)在前面板-芯體的粘接界面以及芯體-背面板的粘接界面上。

其他4種強(qiáng)度的爆炸載荷作用下芯體的變形及破壞模式如圖9所示。

圖9　不同爆炸載荷作用下芯體的破壞形貌Fig.9 Damage appearances of the cores under different blast loads

從圖8和圖9中可以看出，在不同的爆炸載荷作用下，當(dāng)泡沫鋁芯體發(fā)生局部密實(shí)時(shí)，其密實(shí)的部分均為靠近前面板的迎爆面，其他部分仍保持原有密度不變，且隨著爆炸載荷的增加，在厚度方向上受壓實(shí)的芯體厚度增加。此現(xiàn)象表明泡沫鋁芯體在強(qiáng)動(dòng)載荷作用下發(fā)生了“漸進(jìn)式”的變形模式，明顯不同于靜態(tài)、準(zhǔn)靜態(tài)壓縮時(shí)的均勻變形模式，此種現(xiàn)象在Shen等的研究中也出現(xiàn)了［12］。

如上所述，在最強(qiáng)的爆炸載荷（I=183.6N·s）作用下，前面板出現(xiàn)了開(kāi)裂和破碎，此時(shí)沖擊波直接作用到了泡沫鋁芯體上。由于泡沫鋁芯體的脆性及較低的拉伸強(qiáng)度，泡沫鋁出現(xiàn)了破碎，并形成了一些碎片，如圖10所示。同時(shí)，由于中心區(qū)域前面板及芯體的破碎，導(dǎo)致了夾芯板背面板變形撓度的增加。

圖10　泡沫鋁芯體的破碎（I=183.6N·s）Fig.10 Crushing of aluminum foam core（I=183.6 N·s）

2.2.3背面板

對(duì)背面板來(lái)說(shuō)，其變形模式都是一致的，產(chǎn)生圖5中的“圓頂形”變形形貌，主要是由于背面板受到拉伸作用而發(fā)生永久的塑性變形造成的。所不同的是，在低強(qiáng)度的爆炸載荷作用下，背面板的拉伸僅局限于爆心投影點(diǎn)附近，而在高強(qiáng)度的爆炸載荷作用下，背面板受到整體的拉伸。在高強(qiáng)度爆炸載荷作用下，背面板在夾板的夾持部位出現(xiàn)了剪切變形，如圖11所示。

3 結(jié)論

本文對(duì)爆炸載荷下方形金屬泡沫鋁夾芯板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了系統(tǒng)實(shí)驗(yàn)研究，獲得了泡沫鋁夾芯板各組成部分的變形和破壞模式，給出了夾芯板最大撓度與爆炸沖量之間的關(guān)系。主要結(jié)論如下:

1）前面板的主要破壞模式為坑蝕、開(kāi)裂及破碎。

2）在強(qiáng)動(dòng)態(tài)載荷作用下泡沫鋁芯體呈現(xiàn)“漸進(jìn)式”的變形模式。

3）前面板的“回彈”及背面板的變形是導(dǎo)致芯體與面板的脫粘主要誘因之一。

4）泡沫鋁夾芯板背面板中心點(diǎn)處的無(wú)量綱變形撓度與無(wú)量綱沖量之間近似滿足二次關(guān)系。

圖11　背面板的剪切變形Fig.11 Shear deformation of rear face sheet

（References）

［1］ Gibson L J，Ashby M F.Cellular solids:structure and properties［M］.2nd ed.Cambridge:Cambridge University Press，1997.

［2］ Hanssen A G，Enstock L，Langseth M.Close-range blast loading of aluminium foam panels［J］.International Journal of Impact Engineering，2002，27（6）:593-618.

［3］ Ye Z Q，Ma G W.Effects of foam claddings for structure protection against blast loads［J］.Journal of Engineering Mechanics-ASCE，2007，133（1）:41-47.

［4］ Qin Q H，Yuan C，Zhang J X，et al.A simplified analytical model for metal sandwich beam with soft core under impulsive loading over a central patch［J］.International Journal of Impact Engineering，2014，74:67-82.

［5］ Qin Q H，Yuan C，Zhang J X，et al.Large deflection response of rectangular metal sandwich plates subjected to blast loading［J］. European Journal of Mechanics-A/Solids，2014，47:14-22.

［6］ 楊冬麗，王琳，楊杰，等.泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的應(yīng)力波防護(hù)性能研究［J］.兵工學(xué)報(bào)，2014，35（1）:96-101. YANG Dong-li，WANG Lin，YANG Jie，et al.Research on protective performance of foam aluminum composite structure against stress wave［J］.Acta Armamentraii，2014，35（1）:96-101.（in Chinese）

［7］ 王宇新，顧元憲，孫明.沖擊載荷作用下多孔材料復(fù)合結(jié)果防爆理論計(jì)算［J］.兵工學(xué)報(bào)，2006，27（2）:375-379. WANG Yu-xin，GU Yuan-xian，SUN Ming.Blast-resistant calculation of compound structure with porous material under impact load

爆炸載荷下泡沫鋁夾芯板變形與破壞模式的實(shí)驗(yàn)研究［J］.Acta Armamentraii，2006，27（2）:375-379.（in Chinese）

［8］ Wang Y H，Richard Liew J Y.Blast performance of water tank with energy absorbing support［J］.Thin-Walled Structure，2015，96:1-10.

［9］ Qiu X，Deshpande V S，F(xiàn)leck N A.Dynamic response of a clamped circular sandwich plate subject to shock loading［J］. Journal of Applied Mechanics-Transactions of the ASME，2004，71（5）:637-645.

［10］ Qin Q H，Wang T J.Impulsive loading of a fully clamped circular metallic foam core sandwich plate［C］∥Proceedings of the 7th International Conference on Shock&Impact Loads on Structures. Beijing，China:Beijing Institute of Technology，University of Manchester，and Chinese Society of Theoretical and Applied Mechanics，2007.

［11］ Nemat-Nasser S，Kang W J，McGee J D，et al.Experimental investigation of energy-absorption characteristics of components of sandwich structures［J］.International Journal of Impact Engineering，2007，34（6）:1119-1146.

［12］ Shen J H，Lu G X，Wang Z H，et al.Experiments on curved sandwich panels under blast loading［J］.International Journal of Impact Engineering，2010，37（9）:960-970.

［13］ Radford D D，McShane G J，Deshpande V S，et al.The response of clamped sandwich plates with metallic foam cores to simulated blast loading［J］.International Journal of Solids and Structures，2006，43（7/8）:2243-2259.

［14］ Sriram R，Vaidya U K，Kim J E.Blast impact response of aluminum foam sandwich composites［J］.Journal of Materials Science，2006，41（13）:4023-4039.

［15］ Zhu F，Zhao L M，Lu G X，et al.Structural response and energy absorption of sandwich panels with an aluminium foam core under blast loading［J］.Advanced in Structural Engineering，2008，11（5）:525-536.

［16］ Mohan K，Yip T H，Idapalapati S，et al.Impact response of aluminum foam core sandwich structures［J］.Materials Science and Engineering A，2011，529:94-101.

［17］ Styles M，Compston P，Kalyanasundaram S.The effect of core thickness on the flexural behaviour of aluminium foam sandwich structures［J］.Composite Structures，2007，80（4）:532-538.

［18］ 張培文，李鑫，王志華，等.爆炸載荷作用下不同面板厚度對(duì)泡沫鋁夾芯板動(dòng)力響應(yīng)的影響［J］.高壓物理學(xué)報(bào)，2013，27（5）:699-703. ZHANG Pei-wen，LI Xin，WANG Zhi-hua，et al.Effect of face sheet thickness on dynamic response of aluminum foam sandwich panels under blast loading［J］.Chinese Journal of High Pressure Physics，2013，27（5）:699-703.（in Chinese）

［19］ Kumar P D，Haydn N G W，Xue Z Y，et al.Mechanical response of metallic honeycomb sandwich panel structures to highintensity dynamic loading［J］.International Journal of Impact Engineering，2008，35（9）:1063-1074.

［20］ Rememmikov A M.A review of methods for predicting bomb blast effects on buildings［J］.Journal of Battlefield Technologh，2003，6（3）:5-10.

［21］ Hyde D W.CONWEP-application of TM5-855-1［M］.Vicksburg，Mississippi:US Army Engineer Waterways Experiment Station，1992.

［22］ Kingery C N，Bulmash G.Air-blast parameters from TNT spherical sir burst and hemispherical surface burst，ARBRL-TR-02555［R］.Maryland，US:Army Ballistic Research Laboratory，1984.

Experimental Investigation into Deformation and Damage Patterns of Sandwich Plates with Aluminum Foam Core Subjected to Blast Loading

WANG Tao1，2，YU Wen-li2，QIN Qing-hua1，WANG Jin-tao2，WANG Tie-jun1
（1.State Key Laboratory of Strength and Vibration of Mechanical Structures，School of Aerospace，Xi'an Jiaotong University，Xi'an 710049，Shaanxi，China；2.Department of Nuclear Engineering，Rocket Force University of Engineering，Xi'an 710025，Shaanxi，China）

The deformation and damage patterns of clamped sandwich plates with aluminum foam core subjected to blast loading are investigated experimentally.The deflections of the center point on the rear face sheet of sandwich plates under five blast loadings are obtained.The deformation and damage patterns of the front face sheet，aluminum foam core and rear face sheet subjected to different blast loadings are given also.Two types of the fracture mechanism of the foam cores，which are shear fracture and tensile fracture，are analyzed.The research results show that the foam core subjected to intensive dynamic loading is deformed in a“progressive”compressive mode，and the maximum deflection of the rear face sheet quadratically increases with the blast impulse approximately.

ordnance science and technology；blast wave；aluminum foam；sandwich plate；deformation；deformation and damage patterns

O383+.1

A

1000-1093（2016）08-1456-08

10.3969/j.issn.1000-1093.2016.08.017

2015-08-22

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目（11321062、11372235、11572234、11272246）；陜西省自然科學(xué)基金項(xiàng)目（2012JM1004）

王濤（1978—），男，副教授。E-mail:wtao009@163.com；余文力（1967—），男，教授。E-mail:wlyu888@163.com；秦慶華（1978—），男，副教授。E-mail:qhqin@mail.xjtu.edu.cn；王鐵軍（1961—），男，教授。E-mail:wangtj@mail.xjtu.edu.cn