爆炸載荷下實驗艙功能梯度防爆結構的性能

陳清華 呂 可 王德俊 王建剛 王建業(yè) 馮 鵬

1.安徽理工大學機械工程學院,淮南,2320012.安徽理工大學環(huán)境友好材料與職業(yè)健康研究院(蕪湖),蕪湖,2410033.廣東立佳實業(yè)有限公司,東莞,5230004.陜汽淮南專用汽車有限公司,淮南,232001

0 引言

電池環(huán)境實驗艙是模擬不同環(huán)境條件來評估電池可靠性和安全性,幫助改進電池設計,減小熱失控風險的一種設備。測試過程中,熱蔓延一旦發(fā)生會對實驗設備造成嚴重破壞,因此在設計環(huán)境實驗艙時,研究人員開始更多地考慮防護結構能否抵御高強度的爆炸沖擊[1]。金屬蜂窩芯層在沖擊作用下表現(xiàn)出良好的能量吸收特性,受到越來越多研究者的關注[2]。與普通結構相比,負泊松比結構在受到軸向壓縮時,會在壓縮方向上產(chǎn)生反力以阻止變形[3]。研究人員充分利用負泊松比結構的吸能特性并結合金屬蜂窩芯層,設計出一種具有負泊松比效應的拉脹內凹六邊形蜂窩(auxetic reentrant honeycomb,ARH)[4]結構,這種新型蜂窩夾層具有較強的抗沖擊能力和吸能能力,因此在抗爆領域得到了進一步的應用。

國內外學者對ARH結構的力學性能做了深入研究。DONG等[5]研究了胞元壁厚對內凹六邊形蜂窩結構變形模式及負泊松比效應的影響,初步探索了梯度ARH結構的應用。XIAO等[6]提出了梯度蜂窩結構,并通過壓縮實驗探究不同厚度蜂窩結構的平臺應力和吸能能力,發(fā)現(xiàn)準靜態(tài)壓潰實驗與模擬結果高度一致,梯度蜂窩芯層可以有效提升整體結構的抗沖擊性能。鄒震等[7]受自然界微觀生物結構的啟發(fā),設計了1種新型仿生梯度ARH結構,并通過數(shù)值模擬和實驗對其耐撞性能進行了研究,發(fā)現(xiàn)具有雙功能梯度的ARH結構在受到壓縮時會因耦合變形而具有更強的吸能能力。

由此可見,梯度負泊松比拉脹內凹蜂窩結構在抵抗沖擊變形時具有穩(wěn)定的力學特性,因此在環(huán)境實驗設備等領域具有較大的應用潛力,但對電池環(huán)境實驗艙抵御爆炸沖擊的研究尚不多見。梯度ARH的抗爆性能及吸能特性仍不清楚,這導致研發(fā)人員不能根據(jù)防爆設備的變形針對性地在其薄弱處進行優(yōu)化設計[8]。本文結合樣件試驗和有限元分析方法,研究梯度拉脹內凹蜂窩結構在爆炸沖擊載荷下的力學表現(xiàn)和吸能行為,分析梯度參數(shù)對爆炸行為的影響,以期為動力電池試驗的安全防護提供有價值的參考與建議。

1 防爆門模型

1.1 雙功能梯度內芯模型

爆炸發(fā)生時,防爆門內板的入侵量反映內芯結構對爆炸能量的吸收情況,因此設計防爆門時,內板的入侵量要盡可能地小[9]。ZHANG等[10]提出一種雙功能梯度(double functionally graded,DFG)結構(由功能梯度厚度管中的功能梯度蜂窩填料組成),并研究了DFG結構在軸向沖擊載荷下的破碎行為。研究結果表明,DFG結構比單一功能梯度和均質結構具有更強的能量吸收性能。基于以上研究,本文將這一結構與ARH結構[11]結合,設計出具有方向梯度和同心梯度的雙功能梯度負泊松比ARH芯層。與普通蜂窩芯層相比,梯度ARH結構在受到軸向壓縮時表現(xiàn)出圖1所示的特殊載荷變形特性,使其在能量吸收方面具有更優(yōu)異的性能。

(a)ARH結構 (b)普通結構

圖2為拉脹內凹六邊形單胞結構示意圖,組合單胞結構可以形成不同梯度形式的蜂窩芯層結構。將本文設計的負擴散(negative diffusion,ND)型和正擴散(positive diffusion,PD)型梯度蜂窩芯層結構(圖3、圖4)與無梯度的常規(guī)芯層進行對比研究。為便于描述,將從上到下標記為1-a層、2-a層、3-a的芯層稱為ND型梯度ARH;將從上到下標記為3-a層、2-a層、1-a層的芯層稱為PD型梯度ARH。最后,將梯度內芯結構填充到傳統(tǒng)門體的外板與內板之間,形成新型雙功能梯度ARH防爆門。

圖2 拉脹內凹六邊形單胞結構示意圖

圖4 PD型梯度蜂窩芯層結構

1.2 爆炸沖擊響應模型

利用有限元方法,建立復合防爆門夾芯結構的爆炸沖擊響應分析模型。如圖 5 所示,雙功能梯度ARH芯層填充在內外兩板之間,防爆門四周采用固支約束固定在環(huán)境艙艙體上。爆炸源距離內板100 mm,內板設置為迎爆面,爆炸能量以沖擊波形式直接作用在防爆門內板上。

環(huán)境實驗艙可對多型號電組池進行熱失控及穿刺試驗,本文針對18650型鋰離子電池進行仿真分析。由趙春朋等[12]的研究可知,荷電狀態(tài)(SOC)達到100%時,電池爆炸能量達到峰值,單體電池等效爆炸當量約為5.45g TNT。黃瑞等[13]的研究表明,18650型動力電池有多種不同的電池組布置方案,但相同點是一個單體電池發(fā)生熱失控時,熱蔓延釋放的能量會引燃其他單體電池,進而引發(fā)更嚴重的連續(xù)爆炸。本文研究的環(huán)境實驗艙通常可以容納150個18650單體電池同時進行熱失控試驗,假設艙內電池同時發(fā)生熱失控,那么瞬時爆炸當量約等于817.5g TNT。

為估算不同載荷條件下的沖擊波超壓,國內外科研人員開展了大量行之有效的研究工作[14]。CONWEP(conventional weapons effects program)模型[15]是一種精度較高的爆炸沖擊經(jīng)驗模型,本研究基于CONWEP模型對負泊松比ARH芯層在多種載荷工況下的動態(tài)響應進行預測。

模擬測試過程中,為獲得蜂窩芯層極限抗爆參數(shù),起爆位置設定在環(huán)境艙工作區(qū)域中心(距防爆門100 mm)處,將防爆門內板作為迎爆面,分別分析0.6 kg、0.9 kg和1.2 kg TNT當量爆炸載荷下的前后面板撓度、芯層變形模式及其面比吸能等參數(shù),以研究不同芯層結構對防爆門抗爆性能的影響。

使用CONWEP模型進行顯示動力學分析,具體設置如下:分析時間為1.5 ms,默認場變量與歷史輸出變量,內外面板與ARH內芯結構的接觸方式為通用接觸,沖擊波與內板的接觸方式設置為入射波模式,防爆門外圍邊界設置為完全固定。為提高計算效率,本文采用1/4模型進行仿真,內外板厚度方向的網(wǎng)格數(shù)為3,ARH內芯結構采用C3D4線性四面體網(wǎng)格進行劃分,共生成569 352個網(wǎng)格,網(wǎng)格劃分模型如圖6所示。

圖6 爆炸模型有限元網(wǎng)格劃分

1.3 材料模型

爆炸沖擊載荷作用下,防爆門結構會在極短時間內發(fā)生變形,而線性彈塑性本構模型很難描述材料在高速沖擊下的動態(tài)行為,因此本研究采用Johnson-Cook本構模型:

(1)

(2)

為進一步描述材料在爆炸沖擊下的力學特性,采用Johnson-Cook損傷模型來描述材料的破壞行為:

(3)

(4)

(5)

式中,εf為等效斷裂應變;D1～D5為失效參數(shù);σ*為應力三軸比;σm為平均壓應力;σe為等效應力;σ1、σ2、σ3分別為X向、Y向和Z向作用的應力;DJC為累積損傷系數(shù);Δεp為塑性應變增量。

DJC=1時,模擬將自動刪除失效的材料單元。

環(huán)境實驗艙防爆門內板和外板均采用防爆鋼,ARH內芯結構采用Al6061鋁合金,相關的材料性能及Johnson-Cook參數(shù)如表1所示[16],TNT材料參數(shù)見表2。

表1 材料性能和Johnson-Cook參數(shù)

表2 TNT材料參數(shù)

1.4 模型驗證

為驗證負泊松比結構變形的可預測性,本文對樣件的模擬結果與試驗結果進行對比。測試過程依據(jù) GB/T 7314—2017 抗壓試驗標準[17]進行,動力電池在密閉艙體內爆燃時,會在極短時間內形成大量能量積聚,由于艙門的約束,爆炸氣體最終會形成一個持續(xù)時間較長、大小相對比較穩(wěn)定的準靜態(tài)壓力[18]。艙內壓力由微秒級的高頻爆炸沖擊載荷轉變?yōu)楹撩爰壍臏熟o態(tài)壓力,因此此處可采用準靜態(tài)壓縮試驗進行沖擊載荷的變形驗證。由于沒有可直接參考的環(huán)境實驗艙抗爆性能試驗加載速度標準,因此參照美國材料與試驗學會ASTM-D1621[19]中的相關規(guī)定,將加載速度設置為2 mm/min。首先,利用Solidworks建立負泊松比ARH芯層的有限元模型,并將其導入ABAQUS進行沖擊模擬。如圖7所示,采用3D打印機制造長108 mm、高72 mm、寬20 mm的模型樣件,模型材料為密度1.08 g/cm3的ABS。有限元分析過程中,上下兩板(厚度為2 mm)設為剛體,下板設置為固定約束。考慮到模型精度,將多胞ARH簡化為具有相同厚度的單胞結構。

圖7 拉脹內凹蜂窩芯層樣件有限元模型

使用型號為CTM8050電子萬能材料試驗機進行壓縮測試[20],測試過程中,將樣品放置于平臺上,上板通過向下移動來施加載荷,為較為理想地觀察蜂窩芯層在受到?jīng)_擊載荷時的變形特點[21],將沖擊距離分別設為初始長度的15%和20%,實驗裝置如圖8所示。

通過壓頭的力傳感器采集載荷信號來獲取變形過程中的相關數(shù)據(jù),得到壓縮載荷-位移曲線。圖9所示為待測樣件和有限元模型,通過對比可以發(fā)現(xiàn),樣件在壓縮載荷下會發(fā)生褶皺變形,有限元分析和實驗結果的坍塌模式具有良好的一致性。

(a)未變形

實驗與仿真的力-位移曲線見圖10,可以發(fā)現(xiàn)兩者總體趨勢基本相同,模擬與實驗得到的峰值壓力分別為13.83 kN和11.58 kN,相對誤差為19.41%。結合文獻[22]的實驗數(shù)據(jù)可知,負泊松比結構的變形模式是可預測性的,有限元仿真可以作為可靠手段對雙功能梯度ARH芯層結構做進一步的參數(shù)分析。

圖10 試驗與仿真的載荷-位移曲線

2 結果分析

2.1 前面板撓度

下面研究分別0.6 kg、0.9 kg、1.2 kg TNT當量下,不同功能梯度內芯模型的動態(tài)響應[23]。如圖11所示,3種梯度芯層結構的前面板在不同爆炸荷載下的最大撓度呈現(xiàn)出較大差異。0.6 kg TNT當量時,最大撓度與最小撓度之間相差23.0%。隨著TNT當量的增加,撓度呈現(xiàn)出線性增長的趨勢,撓度差值也增大。

圖11 不同爆炸載荷下不同梯度芯層板前面板的最大撓度

對單一梯度芯層內面板撓度進行對比分析發(fā)現(xiàn),在研究載荷范圍內,PD型梯度芯層的抗變形能力明顯優(yōu)于另外兩種芯層結構。功能梯度與負泊松比結構結合之后,0.6 kg TNT當量工況下,PD型與ND型梯度芯層的前面板撓度比傳統(tǒng)蜂窩(R型)芯層分別減小23.0%和7.1%;0.9 kg TNT當量工況下,前面板撓度分別減小25.0%和9.4%;1.2 kg TNT當量工況下,前面板撓度分別減小26.7%和9.8%。3種工況下,R型芯層始終具有最大的前面板撓度,PD型芯層結構的前面板撓度比ND型分別減小17.1%、17.3%、18.8%。PD型芯層結構表現(xiàn)出最好的抗變形能力,這表明該芯層結構能提高整體結構的能量吸收能力,且其抗變形能力高于ND型芯層結構。值得注意的是,雖然雙功能梯度結構在一定程度上可以提高芯層結構的抗變形能力,但不同的梯度方向對結構抗變形能力的影響仍不明確,無法確定哪種方向梯度對抵抗變形起主導作用。為進一步探究雙功能梯度的耦合行為,對3種梯度模型的前后面板撓度曲線進行更深入的研究。

具有雙功能梯度的芯層結構在爆炸荷載下的前后面板撓度-時間曲線呈現(xiàn)出較為明顯的三階段變形模式(類似夾芯結構),如圖12、圖13所示。階段Ⅰ(載荷作用階段)持續(xù)時間為0.1 ms,沖擊載荷直接作用于前面板。階段Ⅱ,芯層受到壓縮,前后面板撓度差值開始增大,芯層壓縮行為大約在0.5 ms停止。階段Ⅲ中,梯度芯層變形量在一定范圍內出現(xiàn)波動,變形量維持在一定水平并具有一定波動,該階段持續(xù)時間為0.5～1.5 ms。對比2種芯層結構的前后面板撓度曲線可以發(fā)現(xiàn),PD型梯度芯層進入階段Ⅲ的時間晚于ND型芯層結構,這說明PD型梯度芯層充分變形,吸收了大量沖擊能量。PD型芯層結構的后面板撓度小于ND型梯度芯層,進一步說明PD型芯層在能量吸收方面具有更優(yōu)異的性能,因此可認為PD型梯度排列對爆炸載荷具有較好的吸收效果。

圖12 TNT當量為1.2 kg時PD型芯層前后面板撓度曲線

圖13 TNT當量為1.2 kg時ND型芯層前后面板撓度曲線

綜合圖12、圖13可以看出,預測結果與參考結果[24]中,蜂窩結構的變形均經(jīng)歷了3個典型階段:蜂窩初始彈性變形階段,此時結構尚未發(fā)生明顯形變;蜂窩胞元漸進塑性屈服階段,此階段的結構開始出現(xiàn)輕微損壞;胞元屈服密實化階段,此時的胞元結構出現(xiàn)大量破壞,撓度出現(xiàn)波動并最終達到穩(wěn)定,承載能力進一步提高。

2.2 變形模式

表3所示為3種芯層結構在不同TNT當量載荷下,處于壓縮階段結束時的變形模態(tài)。為更好地對比3種結構的變形模式,將1/2模型邊界設置為自由邊界。

由表3可以發(fā)現(xiàn),對于R型結構,芯層壓縮具有漸進逐層壓縮的特點,各層受力較為均勻,隨著沖擊載荷的增大,芯層壓縮量也增大。沖擊載荷通過內面板傳遞給芯層結構,由于R型結構各層均勻排列,因此沖擊載荷無法通過面內梯度引導力的傳輸,這導致R型芯層結構的抗變形能力較差。對于PD型和ND型結構,沖擊波直接作用于芯層中心位置,由于功能梯度對沖擊載荷具有引導和分散機制,將載荷以“菱形”形式向下傳遞,這使得貼近內面板一側的芯層壓縮量較大,且面內不同部位的壓縮率也不相同。由3.1節(jié)的研究可知,3種工況下,PD型芯層的變形量較R型芯層分別減小23%、25.0%、26.7%。

PD型與ND型芯層結構的變形模式較為相似,但兩者對沖擊載荷的誘導方向存在差異,因此PD型芯層結構在不同工況下的壓縮量始終小于另外兩種結構,3種工況下,PD型結構的變形量較ND型結構分別減小17.1%、17.3%、18.8%,抗變形能力更好。由此可以發(fā)現(xiàn),當兩種梯度耦合時,梯度芯層結構與傳統(tǒng)芯層結構有較大差異,變形模式的改變導致芯層結構抗變形能力增強。

2.3 能量吸收能力

設計防爆結構的總體目標是通過結構的充分變形吸收沖擊能量,從而最大程度地減小爆炸沖擊波對艙體及艙外操作人員造成的傷害。芯層的能量吸收能力是防爆結構抗爆性能的重要評價指標。圖14～圖16所示為3種芯層結構在不同爆炸載荷作用下的總能量吸收(energy absorption,EA)。隨著載荷沖量的不斷增加,3種芯層吸收的總能量均逐漸增多。PD型芯層、ND型芯層分別具有最好和最差的能量吸收能力。由圖14～圖16可以看出:邊界固定、TNT當量分別為0.6 kg、0.9 kg、1.2 kg時,PD型芯層相較于其他雙功能梯度芯層表現(xiàn)出最好的能量吸收效果,且整體吸收時間不超過0.15 ms。

圖14 PD型芯層在不同工況下的能量吸收

圖15 ND型芯層不同工況下的能量吸收

圖16 R型芯層不同工況下的能量吸收

PD型芯層在1.2 kg TNT當量載荷下的能量吸收較0.9 kg TNT當量載荷有較大削減,原因是較大的載荷沖量導致芯層結構快速發(fā)生變形進而失效,削弱了蜂窩芯層抵抗變形的能力。0.6 kg TNT當量載荷下,PD型芯層吸收的總能量是R型芯層的3.91倍。0.9 kg TNT當量載荷下,PD型芯層吸收的總能量是R型芯層的8.17倍,能量吸收能力相較于傳統(tǒng)芯層得到大幅提升。

面比吸能反映單位面密度結構所能吸收的能量,為滿足結構輕量化與高抗爆設計要求,將面比吸能

α=EA/ma

(6)

式中,EA為蜂窩芯層結構吸收爆炸沖擊總能量,kJ;ma為單位面積蜂窩芯層質量,kg。

作為結構吸能效率評價指標[25],通過比較不同芯層在不同沖量作用下的面比吸能,全面了解芯層結構對能量吸收性能的影響規(guī)律,從而為結構的優(yōu)化設計和性能提升提供理論基礎。

利用式(6)可以計算出3種蜂窩芯層在3種工況下的面比吸能,如圖17所示。仿真預測結果表明,隨著爆炸載荷的增大,R型和ND型芯層的面比吸能基本維持線性增長,PD型芯層的面比吸能表現(xiàn)出非線性增長趨勢。TNT當量為0.9 kg時,PD型芯層的面比吸能具有最大值;TNT當量超過0.9 kg時,隨著載荷的增大,面比吸能呈現(xiàn)下降趨勢,但仍保持較高的吸能水平。相比其他兩種芯層結構,PD型芯層在未失效的情況下能吸收更多的總能量。產(chǎn)生這種現(xiàn)象的原因在于PD型芯層具有更多的內凹六邊形單胞結構,可以通過多胞結構的重復變形來擴大反力。

圖17 不同梯度芯層的面比吸能

此外,PD型芯層的特殊梯度設計使其具有更輕的質量,比傳統(tǒng)的ARH結構具有更高的面比吸能性能。0.9 kg TNT當量工況下,PD型芯層的能量吸收密度比ND型芯層提高了5.79倍。與單一梯度設計相比,雙功能梯度芯層的能量吸收水平進一步提高了64.6%～83.6%,提升效果顯著。

3 結論

(1)在芯層質量相同的情況下,合理的雙功能梯度設計可在不增加額外質量的前提下將蜂窩芯層前面板的撓度降低23%～26.7%,從而提高夾芯結構的抗爆性能。TNT爆炸當量分別為0.6 kg、0.9 kg、1.2 kg,爆炸距離為100 mm的工況下,具有雙功能梯度的PD型芯層比ND型芯層的前面板撓度最大減小18.8%,這表明正擴散方向梯度在抵抗變形時占據(jù)主導地位。

(2)TNT爆炸當量分別為0.6 kg、0.9 kg、1.2 kg,爆炸距離為100 mm時,PD型結構可顯著提高芯層的總吸能能力,比單一梯度蜂窩芯層提高64.6%～83.6%;隨著載荷的增加,總吸收能力也逐漸提高;PD型芯層在0.9 kg TNT當量時的吸能效果最好。PD芯層的比吸能對比間接證明它在結構不發(fā)生失效的情況下具有更好的吸能效果。

(3)從結構變形模式來看,雙功能梯度蜂窩芯層在受到爆炸沖擊時,通過面內梯度對爆炸載荷進行引導和分散,將載荷以“菱形”形式向下層傳遞,并且利用多胞結構的重復變形擴大反力。0.9 kg TNT當量工況下,PD型芯層比ND型芯層的能量吸收密度提高了5.79倍。雙功能梯度ARH比單功能梯度ARH具有更高的能量吸收密度。這說明引入雙功能梯度、合理設計排列可以增強載荷誘導能力,進一步提高芯層能量吸收效率。