316L不锈钢蜂窝夹芯结构的抗爆性能研究与优化

黄静泊; 李小帅; 谢晶; 王扬卫

doi:10.15892/j.cnki.djzdxb.2024.06.001

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弹箭与制导学报 ›› 2024, Vol. 44 ›› Issue (6) : 1-12. DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2024.06.001

316L不锈钢蜂窝夹芯结构的抗爆性能研究与优化

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Study and Optimization on Blast Resistance of 316L Stainless Steel Honeycomb Sandwich Structures

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摘要

In order to investigate the blast resistance of a 316L stainless steel honeycomb sandwich structure, a honeycomb sandwich structure was designed and fabricated using 316L stainless steel powder by selective laser melting (SLM). Concurrently, solid panels of equivalent surface density were produced by this method and constituted the control group. The mechanical behavior of the structure under near-field static explosion load is obtained through static explosion experiments and LS-DYNA simulation experiments, and the propagation mode of the stress wave within it is investigated in order to elucidate the underlying anti-explosion principle. Moreover, optistruct is utilized to optimize the topology and structure of the structure, with the objective of enhancing its blast resistance. The findings indicate that the backplate deflection of the porous sandwich structure is diminished by 13.2% in comparison to that of the plate with isoplanar density, thereby enhancing blast resistance. The established numerical model of fluid-solid coupling is capable of describing the three phases of the static explosion experiment, namely the shock wave propagation phase, the fluid-solid coupling phase, and the inertia phase. The explosion experiment yielded definitive results at the center of the target plate, thereby demonstrating that the "川" crack is caused by residual core layer extrusion. Moreover, the core layer deformation failure mechanism for the honeycomb panel was observed to manifest as in-plane stretching and tearing. The optistruct optimization results demonstrate the formation of a triangular skeleton and circular holes, alternating with corrugated plates. The structure, optimized for a corrugated core target plate, displays enhanced resilience in comparison to the optimization of a traditional honeycomb sandwich panel. The explosion load backboard deflection exhibited a 25.4% reduction, the peak pressure behind the plate demonstrated a 17.6% reduction, and the blast resistance was significantly enhanced. In comparison to honeycomb panels, the circular hole structure has been demonstrated to reduce the backplane deflection by 38.1%, while the triangular hole structure has been shown to reduce the peak pressure behind the plate by 22.4%.

导出引用

黄静泊, 李小帅, 谢晶, 等. 316L不锈钢蜂窝夹芯结构的抗爆性能研究与优化[J]. 弹箭与制导学报, 2024, 44(6): 1-12 https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2024.06.001

HUANG Jingbo, LI Xiaoshuai, XIE Jing, et al. Study and Optimization on Blast Resistance of 316L Stainless Steel Honeycomb Sandwich Structures[J]. Journal of Projectiles, Rockets, Missiles and Guidance, 2024, 44(6): 1-12 https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2024.06.001

中图分类号： TJ301 (基础理论)

0 引言

现代战争形态日趋多样化和复杂化,爆炸袭击已经成为这些威胁中最具威力和破坏力的一种手段,无论是针对军事基地、要塞设施,还是军用车辆、作战舰船等装备,都面临着严峻的挑战。目前针对装备的保护方法主要包括装甲防护和爆炸反应装置^[1]。然而,传统装甲存在重量过重、灵活性差、成本高昂等问题,而爆炸反应装置仅适用于某些特定装备。为应对这样的挑战,各国科研工作者纷纷提出了兼具强度和轻质的蜂窝夹芯结构^[2⇓-4],此类结构通常以两层高强度面板和多孔芯层所构建,这种结构的抗爆性能更为优秀。

制备多孔结构的方法包括熔模铸造法、金属丝编织法、冲压成形法和熔融沉积法等^[5⇓⇓-8],这些技术可以制备例如金字塔点阵和V型格栅等结构,然而面板与芯层的连接仍然是一个难题。传统连接方法包括胶接法和焊接法。胶接法通过黏结剂将各层黏合,主要应用于泡沫夹芯结构的制备^[9],但连接强度不足且易老化。焊接法连接金属芯层与面板,采用技术包括电阻焊、钎焊、激光焊接及搅拌摩擦焊接等^[10-11],但易造成面板性能分布不均造成应力集中以及残余热应力引发的各种微观缺陷^[12-13]。而激光选区熔融(selective laser melting, SLM)技术以一体成型的方式制造多孔夹芯结构,从而消除了因连接导致的缺陷,抗冲击性能更好^[14]。

例如韦雄棉等^[15]基于SLM技术制备了金属材料相应的的体心立方、Z方向增强体心立方和蜂窝多孔结构,并对这些结构进行准静态拉伸试验。结果表明三种结构的拉伸性能均会随着孔隙率的增加而降低,其中相对表现较好的是蜂窝结构。Tancogne和Latture等^[16-17]设计的八隅体桁架结构表现出了在动态力学测试下优良的吸能能力,即便在高应变率下,仍能有效吸收冲击能量。此外,Chen等^[18]通过研究泡沫铝夹层结构下的动态响应,探讨了几何设计对吸能效率的作用,揭示了轻质结构在提升整体吸能效率方面的优势。Ebrahimi等^[19]的数值模拟研究展示了在不同冲击强度下蜂窝夹芯板的响应,通过分析芯层相对密度与结构抗冲击性能之间的关系,为结构优化提供了参考。Dey等^[20]通过有限元方法验证了金字塔点阵结构在变载荷下的抗冲击能力,指出了几何尺寸对结构抗爆性能的重要性。

从前人的工作可以看出,金属蜂窝夹芯结构具有良好的吸能特性,且基于SLM技术制备的结构具有良好的力学性能,但对抗爆性能的研究较少。

因此,文中拟设计一种蜂窝多孔夹芯结构,通过SLM的方式制备该结构,并同时制备等面密度实心板作为参照,探究在爆炸冲击载荷下蜂窝多孔夹芯结构相比等面密度实心板带来的抗爆性能提升。并对蜂窝多孔夹芯结构进行拓扑优化与结构优化,明晰多孔夹芯结构抗爆防护机理,为设计新型抗爆结构提供思路。

1 近场静爆实验研究

1.1 蜂窝夹芯结构概况

文中设计了一种以316L不锈钢SLM成型的一体式蜂窝网格芯层抗爆结构,316L不锈钢是一种有着优秀的力学性能的低碳奥氏体不锈钢,由于其良好的加工性能以及较低的成本而被广泛应用于化工、机械、军用以及航空航天等行业。该结构为两层高强度面板与多孔蜂窝芯层构成,如图1所示。

图1 蜂窝夹芯结构尺寸示意图(单位:mm)

Fig.1 Dimensions diagram of the honeycomb sandwich structure(unit: mm)

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结构整体几何尺寸为286 mm×286 mm×13 mm,其中上下面板均为286 mm×286 mm×1.5 mm,蜂窝芯层长宽为226 mm×226 mm,蜂窝壁厚1 mm,壁长为5 mm,为减小爆炸过程中边界效应带来的影响,将抗爆区域大小设为216 mm×216 mm,即图中红框区域。同时,设置等面密度实心板作为对照组,二者面板的尺寸一致,均为216 mm×216 mm。其次,二者为等面密度,即等重量,计算得到二者的面密度为4.47 g/cm²,一体式实心板的厚度为13 mm,等面密度实心板的厚度为5.8 mm。对比该一体成型蜂窝结构在抗爆性能上相比传统实心结构的提升。

1.2 材料及制备工艺

制造该一体成型蜂窝结构所使用的原材料主要成分如表1所示。

表1 316L不锈钢粉末材料元素配比

Table 1 316L stainless steel powder composition

Element	wt/%	Element	wt/%
Fe	leftover	Si	0.54
Cr	16~18	C	≤0.03
Ni	10~14	S	≤0.03
Mo	23	P	≤0.04
Mn	≤2

SLM成型的工艺参数对成型后抗爆结构的力学性能影响尤为明显,不同粉材质量、不同的工艺路径均会影响成型后的结构质量^[21⇓-23]。综合国内外对工艺参数与成型质量、强度性能以及致密度关系的研究,最终确定该结构的制备工艺为:激光功率220 W、扫描速度750 mm/s、扫描间距0.08 mm、金属粉末铺层厚度0.02 mm。并且需要注意的是,为便于使该结构与打印基板分离,且尽量降低边界对面板成型质量的影响,打印时沿着几何模型的Y轴方向进行成型。

1.3 实验平台

实验主体部分由爆炸台架、靶板以及TNT炸药组成。爆炸台架在该过程中视为固定支撑,其质量较大可以抵消爆炸冲击带来的影响。为防止靶板边缘与台架连接松动从而出现塑性铰,需要将靶板与台架通过螺栓固连。实验所使用的TNT炸药质量为55 g,压药密度约为1.63 g/cm³。实验搭建的平台如图2所示。

图2 爆炸实验平台现场图

Fig.2 The explosion experiment platform

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为探究蜂窝夹芯结构与传统实心结构在抗爆性能上的差异,设计了同一工况下的两组实验,如表2所示,SoD(standoff distance)为炸药几何中心与靶板迎爆面中心点的距离。

表2 工况组参数设置

Table 2 Settings of testing conditions

Number	Structure	SoD/mm	TNT mass/g
1	Honeycomb	50	55
2	Plate with isoplanar density	50	55

1.4 实验结果分析

1.4.1 表面

从图3可以直观的发现,蜂窝板的迎爆面有3条很明显的裂纹,而实心面板却没有。因为实心板的厚度相较于蜂窝板的面板较厚,横向抗拉能力更强,因此没有出现拉伸破坏产生裂纹。除此之外,蜂窝板裂纹的产生还有一个原因是蜂窝板的蜂窝胞元中存在垂直于面板的蜂窝壁。由于蜂窝板的面板较薄,爆轰波作用后面板有较大的速度,而这些垂直结构的刚度也大于其余部分,所以这些垂直结构与高速运动的面板产生了挤压,因此蜂窝板的中间区域即爆炸载荷最集中的区域产生了裂纹。背爆面的部分可以看出两个靶板的背板均出现了较大的塑性变形,实心板背爆面的塑性变形明显更大,且在固定边缘以及对角线区域出现了塑性铰现象。蜂窝板的背爆面中心突起部分可以隐约看到小凹痕,这些凹痕突起部分与蜂窝和背板连接处位置一致,凹陷的部分是面板与芯层未连接的部分在爆炸冲击波作用结束后,由于自身惯性作用下振动导致的残留变形。

图3 蜂窝板和等面密度实心板变形失效结果图

Fig.3 Deformation and failure results of honeycomb plates and plates with isoplanar density

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值得关注的是蜂窝板迎爆面的3道裂纹,在蜂窝板的迎爆面出现了中间长两边短的3道裂纹。如先前所描述的,爆炸冲击载荷具有局部集中性,且面板的中心离炸药几何中心距离更近,因此中间的裂纹相较于两侧会更长并且在两条短裂纹的边缘处,裂纹生长方向有朝中心集中的趋势。

1.4.2 挠度

蜂窝板与实心板在实验结束后从台架上拆除,利用轮廓量规测量背板中心线位置处挠度,以蜂窝板为例,如图4所示。共记录55个采样点偏离原位置的残余变形,将测量的数据绘制在坐标系内,得到两个不同靶板的挠度曲线图。

图4 背板挠度曲线对比图

Fig.4 Comparison of backplane deflection curves

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两块靶板的挠度曲线图显示,蜂窝板最大挠度为17.7 mm,位于-2.6 mm处,等面密度实心板最大挠度为20.4 mm,位于1.27 mm处,可以近似认为两个靶板的最大变形均在中心线的中心位置出现,与爆炸中心相对应。对比可以看出,相比等面密度实心板,蜂窝板的残余挠度减少了2.7 mm,相比降低了13.2%。

1.4.3 截面

将测量完挠度后的靶板沿着中心线切割开来,观察爆炸冲击后靶板内部结构的变化。蜂窝板在受到爆炸冲击后,靶板的各个部位产生了不同程度的变形,如图5、图6所示。

图5 整体变形截面对比图

Fig.5 Comparison of global deformation (cross-section view)

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图6 蜂窝板芯层压溃变形横向分布图

Fig.6 Crushing deformation patterns of honeycomb core

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爆炸冲击作用后,中间部位的蜂窝胞元由于局部集中爆炸载荷的作用,面板与背板完全挤压在一起,蜂窝芯层完全压溃失效。因为板材的一体连续性,靠近中间凹陷区的蜂窝胞元由于一侧在垂直于板面速度的运动下而被拉扯,产生了部分的形变。远离爆炸中心位置处的蜂窝胞元则由于爆炸冲击波形近似为球面因此在外侧区域与板面有一定角度所以垂直板面压力较小。此外中间芯层变形和压溃失效而抵消掉部分横向传递的应力波,因此这部分胞元的变形非常小。

2 数值模拟研究

2.1 有限元模型

为进一步分析蜂窝夹芯结构的变形行为和失效模式,揭示蜂窝夹芯结构抗爆性能相比传统结构提升的原因,文中利用显示动力学有限元分析软件LS-DYNA对蜂窝夹芯结构在爆炸冲击载荷下的动态响应规律进行了数值模拟。

目前,数值模拟中对于爆炸载荷施加的算法主要包括PBM算法、SPH算法、CONWEP算法、爆炸载荷曲线加载、ALE算法以及基于ALE算法进一步改进的S-ALE算法。为得到准确的结果,改进的任意拉格朗日-欧拉(S-ALE)算法是少有的能够展现较为准确爆炸冲击结果的算法,因此将S-ALE算法作为仿真模拟中唯一的算法^{[24⇓⇓⇓-28]}。在该模型中,多孔抗爆结构的上下面板、芯层均采用Lagrange实体单元进行描述,设置单元的ELFORM=1,其网格尺寸设定为0.5 mm。空气域和炸药部分则采用多组分混合物质Euler单元进行描述,设置单元的ELFORM=11,为确保结果准确性以及网格收敛性,网格尺寸设置为0.25 mm。采用关键字CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID来定义蜂窝板与空气以及爆轰产物的ALE耦合关系。

此外,由于计算模型中Euler网格密度在Lagrange网格密度两倍以上,若将空气域大小设计与抗爆区域大小相同会极大的影响其计算速率。且本实验为近场静爆实验,实验所用炸药为柱形炸药,其产生的爆炸冲击载荷具有局部冲击特性,因而空气域大小可设为低于实际抗爆区域,其尺寸为半径80 mm的圆柱形区域。实验中装夹系统中,钢制垫块与方形法兰刚度较大,在这个区域内几乎没有变形,因此将模型尺寸与抗爆区域设计为相同尺寸,即216 mm×216 mm,厚度为13 mm。同时,由于爆炸载荷以及该蜂窝结构具有对称性,为节约计算成本,只建立了1/2的有限元计算模型。如图7所示

图7 有限元模型示意图

Fig.7 Schematic diagram of finite element model

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由于沙漏变形的出现将会使结果无效,因此在模型中对Euler域和Lagrange域分别采用不同的沙漏控制算法。Euler域采取type1的沙漏算法,Lagrange域采用type3的沙漏算法。

2.2 材料模型

2.2.1 316L不锈钢

文中靶板结构的材料为316L不锈钢,在数值模拟中选用本构材料模型*MAT_JOHNSON_COOK和状态方程*EOS_GRUNEISEN用以定义描述。该材料模型和状态方程能够准确地描述材料的大变形、高应变率以及高温变形等现象,其中J-C本构模型表达式为:

σ=(A+B

ε_{p}^{n}

)×

(1 + C l n (\frac{\overset{\cdot}{ε}}{{\overset{\cdot}{ε}}_{0}}))

(1 - {(\frac{T - T_{r}}{T_{m} - T_{r}})}^{m})

(1)

式中:

σ

为动态屈服应力;

ε_{p}

为等效塑性应变,

\overset{\cdot}{ε} / {\overset{\cdot}{ε}}_{0}

则为无量纲应变率,

T, T_{r}, T_{m}

分别是材料在外界作用下的温度、室温、熔化温度。

A, B, n, C, m

均为该模型常数,分别代表着屈服强度、应变硬化系数、应变强化系数、应变率硬化常数、热软化参数,具体数值如表3所示。此外,材料失效准则选用了最大等效失效应变

ε_{m a x}

=0.46。

表3 316L不锈钢Johnson-Cook模型材料参数^[29]

Table 3 Material parameters of the 316L stainless steel Johnson-Cook model^[29]

Parameter	Value	Parameter	Value
ρ/(g/cm³)	7.9	n	0.6
E/GPa	195	C	0.049
$ν$	0.25	${\overset{\cdot}{ε}}_{0} / s^{- 1}$	0.001
A/MPa	450	T_r/K	297
$B$ /MPa	553.7	T_m/K	1 673

2.2.2 空气

模拟中将空气视为一种理想气体,因此在LS-DYNA中选用本构材料模型*MAT_NULL加以定义,状态方程则选用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,其表达式为:

P=C₀+C₁+C₂μ³+

(C_{4} + C_{5} μ + C_{6} μ^{2})

E_i

(2)

式中:

P

为空气压力;

μ = ρ / ρ_{0} - 1

,其中

ρ_{0}

为空气初始密度,

ρ

是当前状态的密度;

C_{1} = C_{2} = C_{3} = C_{6} = 0

C_{4} = C_{5} = γ - 1

γ

为气体热容比;

E_{i}

为欧拉空气域中的内能。

2.2.3 TNT

TNT炸药则通过LS-DYNA中的本构材料模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN加以描述定义,状态方程选用*EOS_JWL,其表达式为:

P=a

(1 - \frac{ω ρ}{R_{1} ρ_{0}}) e^{- \frac{R_{1} ρ_{0}}{ρ}}

(1 - \frac{ω ρ}{R_{2} ρ_{0}}) e^{- \frac{R_{2} ρ_{0}}{ρ}}

+ωρE

(3)

式中:

P

为爆轰压力;

ρ

为爆轰产物密度;

ρ_{0}

为炸药本身的密度;

E

则为炸药单位质量的内能;而

a, b, R_{1}, R_{2}, ω

均为炸药特性参数。文中的TNT材料模型参数与状态方程参数如表4所示。

表4 TNT主要材料参数

Table 4 Main material properties of TNT

Parameter	Value	Parameter	Value
ρ/(g/cm³)	1.63	b/GPa	3.75
V_D/(m/s)	6 930	R₁	4.15
P_CJ/GPa	21	R₂	0.9
a/GPa	373.8	$ω$	0.35

2.3 接触算法及摩擦系数

接触算法采用LS-DYNA中基于罚函数法的侵蚀接触算法。在该仿真中存在两种接触,一种是全局的通用接触,另一种是蜂窝网格自接触。全局接触通过添加CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE关键字来控制,蜂窝网格自接触通过CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE来控制,接触实体选择蜂窝板全体单元的所有面。采用库仑摩擦模型,动摩擦系数取为0.1。

2.4 结果分析

2.4.1 模型合理性验证

如图8所示,中心区域的内部芯层被完全压溃,最终呈现出与静爆实验截面图一样的结果。从图中还可以看出有着相同的裂纹生长趋势,内部蜂窝变形方向以及残留的竖直蜂窝内壁均与静爆实验结果吻合,说明该模型所展现的爆炸过程具有一定的合理性。

图8 仿真与实验裂纹形貌及芯层压溃对比图

Fig.8 Comparison of cracks shape and core compaction between simulation and experiment

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2.4.2 载荷传递分析

仿真实验描述了爆炸从开始到400 μs时的爆炸过程,该过程可分为3个阶段即冲击波传播、流固耦合以及惯性运动阶段,如图9所示。

图9 载荷传递各阶段示意图

Fig.9 Stages of load propagation

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第1阶段为爆轰产物与空气冲击波传播阶段。从图中可以看出,起爆后爆轰波在炸药内部从起爆点开始近似以球面冲击波的形式向外传播,接触炸药壁后一部分冲击波透射进入空气中继续传播,其余的则受到阻碍而产生汇聚形成静止高压区;另一方面,反射的冲击波与后续入射波在炸药边缘附近区域相叠加,造成压力的增强,形成反射压力峰值现象。

第2阶段为流固耦合阶段,该阶段过程中冲击波与靶板接触后在靶板内部形成了透射应力波,又因为空气的波阻抗远低于316L不锈钢,因此绝大部分冲击波接触面板后被反射;同时在应力波传递到面板后缘以及背板时,少量冲击波仍会透射传播在空气中,形成十分复杂的流固耦合现象。

第3阶段为惯性作用阶段,当空气冲击波衰减到0.3 MPa以下时,压力峰值对靶板的作用可以忽略不计,此时可以将空气域的欧拉网格删除,靶板仅在自身惯性作用下继续运动。

2.4.3 靶板响应分析

首先观察靶板的应力变化,不同时刻下靶板的Von-Mises应力云图如图10所示。由于在高应变率下,316L不锈钢的应变率强化效应异常显著,图中显示的最大应力大于其在静态实验下的屈服应力,如t=12.9 μs时,最大应力为983 MPa,出现位置在爆炸冲击中心区域,蜂窝胞元棱边与面板的连接处。虽然这些位置的应力较大,但是应变未达到失效应变,因此结构仍未出现破坏。

图10 靶板响应示意图

Fig.10 Stress contours of target plate

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图中t=17.993 μs、t=25.984 μs和t=27.986 μs时可以看到中间两个蜂窝的垂直薄壁与面板接触作用,这些位置出现了应力集中,最大时达到了1 207 MPa,在接触区域出现了一定程度的剥蚀失效,单元被删除。当t=35.998 μs时,面板出现了一长两短3道裂纹,裂纹出现位置与应力集中位置一致。

选取迎爆面与背爆面炸药投影范围的所有单元,分析冲击波压力峰值的衰减,迎爆面与背爆面单元选取如图11所示,计算这些单元的平均压力并绘制时程曲线,得到如图12的结果。可以发现冲击波在经过靶板的传递、吸能以及反射之后,板后压力峰值相比板前有了极大幅度的衰减。

图11 平均压力峰值衰减单元选取区域

Fig.11 The selected area for calculating the average peak pressure

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图12 靶前靶后压力变化时程曲线

Fig.12 Comparison of the pressure history between the front and back of the target plate

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2.4.4 变形失效机理分析

为进一步探究该结构在爆炸过程中的变形失效机理,对其厚度方向的单元应变时程曲线进行研究。沿板厚方向分别在迎爆面前端、蜂窝垂直壁中点、背爆面后端3个位置选取单元,对其X方向的拉伸应变以及XOY平面内的剪切应变进行分析,选取位置示意图如图13所示。

图13 单元选取示意图

Fig.13 Schematic diagram of the elements selection

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所选取的各单元的应变时程曲线如图14和图15所示。由图可知,迎爆面位置处单元A其X方向应变总体呈现随时间增长而增大趋势,在增大前出现一段负值,这是由于在面板在接触爆炸冲击的初始阶段,面板背部还没有速度而面板正面产生了一定程度的压缩,因此时程曲线出现了一段负值。随着面板开始运动,面板的横向应变则变为了拉应变,在失效前达到最大值0.329。此外迎爆面位置处单元XY方向也有明显的剪切应变,在单元失效时为0.086 7。

图14 各单元X方向应变时程曲线

Fig.14 Strain history of $ε_{X X}$ of the selected elements

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**图15 各单元XOY平面内剪应变时程曲线**

Fig.15 Strain history of $ε_{X Y}$ of the selected elements

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同时可以看出,蜂窝结构竖直蜂窝壁中点处单元X方向应变和XOY平面内剪应变均随着时间增长而增大,失效前X方向拉伸应变为0.276,XOY平面内剪应变为0.076 3。可以很明显观察到此处单元失效时间比迎爆面出现的早,说明在蜂窝胞元的垂直蜂窝壁位置处率先出现失效,因为蜂窝壁厚小于面板厚度而导致的这种现象的出现。背爆面位置处并未产生单元失效,X方向最大应变为0.134,XOY平面内最大剪应变为0.006 3,可以看出应变相比迎爆面和中心位置,背爆面的应变非常小,说明冲击波能量衰减程度非常大不足以破坏背板。

对各选取单元的应变情况进行分析可得,在近场静爆载荷的作用下,蜂窝板沿厚度方向各单元X方向的拉伸应变最大,且迎爆面、中心点XOY平面内有明显的剪切应变,而背爆面的剪切应变却很小。同时结合有限元模型X方向应变云图,如图16所示,可以明显发现裂纹出现区域与单元失效位置处X方向应变均远大于其余区域。据此可以得知,该结构的失效模式为面板X方向的拉伸撕裂破坏,芯层为坍塌压溃,背板为小的塑性变形。

图16 蜂窝板面板拉伸撕裂破坏模式有限元示意图

Fig.16 Strain contour of tensile tearing damage mode of honeycomb plate

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3 拓扑优化研究

3.1 优化流程

为进一步寻找更优秀的抗爆结构文中利用Optistruct软件对所建立蜂窝夹芯结构进行拓扑优化,具体优化流程如图17所示。优化流程由前处理、计算、对比评估以及结果分析4个部分组成,其中前处理部分包括设定优化域、控制参数以及算法选择。

图17 拓扑优化流程图

Fig.17 Topology optimization process

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1) 设定优化域:优化域选择为芯层区域,前后面板不进行优化。

2) 设定优化控制参数:包括载荷、约束、目标函数。载荷设置与仿真实验一致,约束为等面密度,目标函数为挠度取最小值。

3) 算法:对于该问题,在求解时选择可行方向法(method of feasible directions, MFD)进行优化。该算法适用于只有一个目标函数时的形状与几何优化问题。

前处理完成后提交Optistruct进行计算求解,得到优化后的结构,将该结构代入静爆实验数值模型进行验证,对比分析抗爆性能相比优化前是否提升。

3.2 优化结果评估

将上述参数代入后计算得到如图18所示的优化结果,可以看出优化后的结构呈现波纹板的形貌。其中胞元骨架呈现三角形,孔洞呈半圆形。将优化后结构命名为波纹板,优化后的结果和优化前对比,除了胞元形状改变外,在靠近中间区域的部位增加了支撑的厚度。蜂窝板在爆炸实验和仿真实验中,均在此处最先出现断裂,因此,优化结构考虑到这一点,中间部位的支撑进行了加厚,且仿真实验证明,蜂窝结构的失效模式以拉伸断裂为主,优先破坏的位置为蜂窝壁交汇点、蜂窝与面板连接处,该结构在这些部位进行了加强处理,优化结果具有一定合理性。

图18 优化前后结构对比图

Fig.18 Comparison of the cellular structure before and after optimization

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蜂窝板仿真模型的合理性已得到验证,因此可以对波纹板的结构进行相同的仿真实验,探究在截面、挠度以及板后压力峰值方面与仿真实验的异同。提取两块板背板中心点的位移时程曲线,蜂窝板最大位移为17.3 mm,优化后的板最大位移为12.9 mm,即最大挠度相比优化前减小了25.4%,优化后的靶板抗爆性能提升显著,如图19所示。

图19 优化前后背板中心点位移时程曲线

Fig.19 Displacement history of the backplate center before and after optimization

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板后压力峰值也有一定程度的衰减,图20很好的说明了该现象。蜂窝板板后最大压力为50.03 MPa,优化后的板最大压力为41.5 MPa,相比优化前提升17.6%。可以明显看出蜂窝板背板初始阶段压力数值波动严重,优化后的靶板压力值则在初始阶段持续快速增长,与挠度变化规律有一定的相似性。

图20 优化前后背板中心平均压力时程曲线

Fig.20 Pressure history of the average pressure at backplate center before and after optimization

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3.3 二次优化研究

由前文可知优化后的结构为波纹板,呈现三角形骨架与半圆形孔交替结构,且根据评估结果,相比蜂窝板抗爆性能有明显的提升,因此推测三角形孔或圆孔结构在抗爆性能的提升有不同的贡献。除此之外,Optistruct优化后的结构孔洞分布不具有均匀性,对此希望找到一种均匀分布的、抗爆性能好的多孔结构。为探究不同孔形状抗爆性能的差异,建立等面密度圆孔结构与三角形孔结构夹芯板的几何模型,并代入数值模型进行补充验证。建立的几何模型如图21所示,尺寸为216 mm×216 mm×13 mm,均为1/2模型。

图21 圆孔板与三角板示意图

Fig.21 Circular hole plate and triangular hole plate

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两块优化后的靶板变形和应力云图如图22所示,可以很明显看出圆孔板的背板挠度、爆炸凹陷更小。圆孔板的应力集中区域在靠近中心区域,三角形孔板的应力集中区域爆炸凹坑边缘。截面图可以看出三角形孔靶板靠近迎爆面处的胞元完全压溃失效,靠近背爆面的胞元被压成半圆形拱结构,相比之下圆孔结构内部变形失效会小很多。

图22 3种靶板应力云图

Fig.22 Stress contours of three target plates

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对背板挠度时程曲线定量分析,结果见图23,其中三角孔结构的背板最大位移明显大于圆孔,三角孔的最大位移为15.6 mm,圆孔最大位移为10.7 mm,圆孔靶板相比三角孔板最大位移减少了31.4%,相比蜂窝板背板最大位移17.3 mm,最大位移减少了38.1%。

图23 3种靶板背板中心点位移时程曲线

Fig.23 Displacement history of the backplate center of three kinds of target plates

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再来观察3种结构的应变能变化,结果如图24所示,爆炸冲击结束后,3种结构应变能积累最多的为三角孔结构,其数值为102.0 J,相比蜂窝板应变能累积83.2 J,高出22.5%,相比圆孔板应变能累积54.5 J,高出87.2%。

图24 3种靶板应变能累积时程曲线

Fig.24 Strain energy history of the three target plates

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从板后压力峰值也能看出两块板的抗爆性能差异,如图25所示,圆孔板压力峰值明显低于三角孔板。三角孔板的板后压力峰值为38.79 MPa,圆形孔板后压力峰值为42.66 MPa。三角形结构相比圆孔结构板后压力峰值降低了9.07%,相比蜂窝板压力峰值降低了22.4%。

图25 3种靶板背板中心点平均压力时程曲线

Fig.25 Pressure history of the backplate center of three target plates

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可以看出三角孔结构与蜂窝板类似,在压力时程曲线前段出现了较大的抖动,三角孔结构与蜂窝孔结构在50 μs前压力值变化波动较大,可以由截面压溃历程图如图26所示看出,t=10 μs时,应力波开始在结构中传播。在t=17 μs时,靠近面板处的芯层单元超过了单元失效应变导致单元被删除,沿厚度方向材料完整性被破坏分为上下两部分,下方部分的应力波传播进入卸载阶段,导致压力出现下降。t=24 μs时,仍在运动的面板经过单元破坏删除失效形成的缝隙与下方未破坏结构接触,应力波重新进入加载段,压力开始升高,t=34 μs时,蜂窝板芯层完全压溃,大量单元塌陷导致面板芯层与背板相接触进入致密段,压力峰值快速平稳上升进入平台段。

图26 3种靶板截面压溃历程

Fig.26 Cross-section view of collapse history of three target plates

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圆孔板则相对特殊,圆孔板在t=15 μs出现失效后,芯层断裂为上下两个部分,应力波传播进入一段卸载。后续阶段t>22 μs时,芯层没有进一步压溃和失效,面板与芯层以及背板一同向下运动,背板压力峰值平稳上升,内部断裂芯层残留的碎块在随着靶板向下运动的过程中,在内部与未破坏部分碰撞,压力峰值产生小幅度的波动,如图26所示。

综合挠度、压力峰值、应变能变化以及压溃历程图可以分析得到三角板与蜂窝板内部均存在应力集中的“尖点”,因此内部芯层压溃程度大。圆孔板则由于内部边界光滑,应力集中程度低,芯层破坏更少,总体强度高,背板挠度相比蜂窝板降低38.1%。但三角孔结构内部芯层相比蜂窝板压溃程度高,对应于结构总应变能积累更高,相比圆孔板压力峰值降低9.07%。蜂窝板相比两种优化结构,芯层强度不足完全被压溃,背板挠度为17.7 mm,是三者最大的,且压溃后面板与背板贴合在一起,将爆炸冲击能量转化为应变能的程度相比三角孔结构更小,板后压力峰值也是最高的为50.03 MPa。

4 结论

文中结合实验探究与仿真模拟,设计了一种蜂窝夹层抗爆结构,以316L不锈钢粉末为原材料,采用SLM技术制备该结构及等面密度实心板对照组。对该结构与对应的等面密度实心板进行近场静爆实验,对比分析了两种结构在爆炸载荷下不同的力学行为。利用Optistruct对蜂窝结构进行优化,评估优化结果。结果表明:

1) 蜂窝夹芯抗爆结构相比相同材料相同工艺下制备的传统实心板结构抗爆性能提升明显,背板中心挠度降低13.2%。

2) 以静爆实验现象为基础的仿真模型中,可以看出蜂窝板芯层变形失效明显,裂纹生长、背板挠度、截面压溃与静爆实验结果相近,建立的仿真模型可以很好的模拟静爆实验,明确了静爆实验面板与芯层的失效模式以拉伸撕裂为主,且该结构抗爆性能的提升是通过蜂窝芯层压缩变形和断裂失效来实现的。

3) Optistruct优化后结构呈现三角形骨架与半圆形孔交替出现的波纹板结构,该结构的背板挠度相比蜂窝板降低25.4%,板后压力峰值降低了17.6%,抗爆性能相比蜂窝板提升明显。

4) 相比蜂窝孔结构,圆孔结构边界光滑且内部无尖点,应力集中程度弱,结构整体强度更高,表现为挠度降低,相比蜂窝板和三角板分别降低38.1%和31.4%;三角孔结构内部破坏失效明显,结构整体应变能累计更高,表现为板后压力峰值降低,相比圆孔板和蜂窝板分别降低9.07%和22.4%。

文中研究结果为金属多孔抗爆结构设计及其在轻量化装甲防护领域的应用提供理论、实验数据和数值计算支撑,预期可为新装备的预研提供思路,例如提升陆军装甲装备在复杂战场环境下防高爆弹、防地雷等能力、提升海军舰船侧舷装甲防水雷能力。同时,拓扑优化结果可以为改进金属蜂窝多孔夹芯结构的抗爆、抗冲击性能上提供一些结构设计与优化的思路受限于当前条件,文中用到的材料参数虽然为数值模拟研究提供了支持,但并不准确。且优化模型仍有较大的改进空间。下一步工作的重点是进行基础力学实验补充SLM成型316L不锈钢的材料本构参数、探究不同工艺下316L不锈钢力学性能的差异以及进一步完善优化模型。同时完善实验参数,进一步完善抗爆性能指标。除此之外,重点考虑SLM与拓扑优化结合的优势,以进一步提升材料的力学性能。

参考文献

列表( 原文顺序 | 文献年度倒序 | 文中引用次数倒序 ) 可视化分析

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https://doi.org/10.11901/1005.3093.2022.448

摘要

对选区激光熔化316L不锈钢(SLM-316L)的高应变率(1000、2000、3000 s<sup>-1</sup>)压缩力学性能进行测试，用扫描电镜和背散射衍射(EBSD)等手段表征冲击加载前后试样的微观结构，并分析晶体结构的差异以及位错滑移、孪生行为等微观变形机制。结果表明：SLM-316L不锈钢在高应变率载荷作用下有显著的应变率强化效应，其微观组织由截面呈不规则多边形的柱状胞晶密排结构组成，高应变率加载使晶体取向的择优性降低、小角度晶界和孪晶界数量增加，且孪晶界在小角度晶界的交叉缠绕区分布密集，试样的塑性变形过程伴随着位错滑移及孪生行为。

LIU

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https://doi.org/10.12382/bgxb.2022.0740

摘要

为探索增材制造316L不锈钢球形破片的弹道性能,采用选择性激光熔化(Selective Laser Melting,SLM)技术制造316L不锈钢材料毛坯,通过机加工、抛光等操作得到了直径12mm的增材制造316L不锈钢球形破片。开展打印态316L不锈钢材料的显微计算机断层扫描(Computed Tomography, CT)和静动态力学试验研究,获得了打印态316L不锈钢在材料沉积方向的Johnson-Cook(JC)模型参数,进行了增材制造和传统冷轧工艺制造的316L不锈钢球形破片侵彻6mm厚Q235钢靶的弹道试验。研究结果表明:增材制造球形破片的弹道极限速度比传统冷轧制造破片低2.5%左右,弹道性能有小幅提升,暗示了增材制造工艺用于制造战斗部预制破片的潜力;开展的数值仿真研究获得了与试验结果一致的剪切冲塞穿靶机理,仿真与试验穿靶速度数据比较吻合,弹道极限速度误差仅为1.4%左右,仿真结果也表明JC模型用于描述增材制造316L不锈钢材料穿靶行为的可行性。

XUE

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, HUANG

G Y

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https://doi.org/10.12382/bgxb.2022.0740

本文引用 [2] 摘要

The ballistic performance of additively manufactured 316L stainless steel (AM SS316L) spherical fragments is explored in this study. The SS316L blanks are printed by using selective laser melting (SLM) technology. AM SS316L spherical fragments with 12mm diameter are obtained by the machining and polishing processes. The micro-computed tomography (CT), static and dynamic mechanical tests of the as-built SS316L are conducted, and Johnson-Cook (JC) material parameters in the material deposition direction are obtained for SS316L materials. Hereafter, the ballistic test of AM and traditional cold-rolled SS316L fragments penetrating a 6.0mm-thick Q235 steel target is carried out. The test results show that the ballistic limit velocity of AM SS316L spherical fragments is lower than 2.5% than that of the cold-rolled fragments and its ballistic performance is slightly improved, indicating the potential of the AM technology in fabricating the pre-formed fragments. Finally, the numerically simulated results show a shear plugging mechanism consistent with experimental results. The simulated and test velocity perforation data have a good agreement, and the ballistic limit velocity error is only about 1.4%. At the same time, the simulated results also show that the JC model can be used to describe the perforation behaviors of AM SS316L materials.

基金

冲击环境材料技术重点实验室基金项目(614902230107)

国家自然科学基金面上项目(12072038)

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摘要
关键词
Key words
引用本文
0 引言
1 近场静爆实验研究
1.1 蜂窝夹芯结构概况
图1 蜂窝夹芯结构尺寸示意图(单位:mm)
1.2 材料及制备工艺
表1 316L不锈钢粉末材料元素配比
1.3 实验平台
图2 爆炸实验平台现场图
表2 工况组参数设置
1.4 实验结果分析
1.4.1 表面
图3 蜂窝板和等面密度实心板变形失效结果图
1.4.2 挠度
图4 背板挠度曲线对比图
1.4.3 截面
图5 整体变形截面对比图
图6 蜂窝板芯层压溃变形横向分布图
2 数值模拟研究
2.1 有限元模型
图7 有限元模型示意图
2.2 材料模型
2.2.1 316L不锈钢
表3 316L不锈钢Johnson-Cook模型材料参数[29]
2.2.2 空气
2.2.3 TNT
表4 TNT主要材料参数
2.3 接触算法及摩擦系数
2.4 结果分析
2.4.1 模型合理性验证
图8 仿真与实验裂纹形貌及芯层压溃对比图
2.4.2 载荷传递分析
图9 载荷传递各阶段示意图
2.4.3 靶板响应分析
图10 靶板响应示意图
图11 平均压力峰值衰减单元选取区域
图12 靶前靶后压力变化时程曲线
2.4.4 变形失效机理分析
图13 单元选取示意图
图14 各单元X方向应变时程曲线
图15 各单元XOY平面内剪应变时程曲线
图16 蜂窝板面板拉伸撕裂破坏模式有限元示意图
3 拓扑优化研究
3.1 优化流程
图17 拓扑优化流程图
3.2 优化结果评估
图18 优化前后结构对比图
图19 优化前后背板中心点位移时程曲线
图20 优化前后背板中心平均压力时程曲线
3.3 二次优化研究
图21 圆孔板与三角板示意图
图22 3种靶板应力云图
图23 3种靶板背板中心点位移时程曲线
图24 3种靶板应变能累积时程曲线
图25 3种靶板背板中心点平均压力时程曲线
图26 3种靶板截面压溃历程
4 结论
参考文献
基金

收稿日期	出版日期
2023-09-23	2024-12-20
发布日期
2025-02-10

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摘要

关键词

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引用本文

0 引言

1 近场静爆实验研究

1.1 蜂窝夹芯结构概况

图1 蜂窝夹芯结构尺寸示意图(单位:mm)

1.2 材料及制备工艺

表1 316L不锈钢粉末材料元素配比

1.3 实验平台

图2 爆炸实验平台现场图

表2 工况组参数设置

1.4 实验结果分析

1.4.1 表面

图3 蜂窝板和等面密度实心板变形失效结果图

1.4.2 挠度

图4 背板挠度曲线对比图

1.4.3 截面

图5 整体变形截面对比图

图6 蜂窝板芯层压溃变形横向分布图

2 数值模拟研究

2.1 有限元模型

图7 有限元模型示意图

2.2 材料模型

2.2.1 316L不锈钢

表3 316L不锈钢Johnson-Cook模型材料参数[29]

2.2.2 空气

2.2.3 TNT

表4 TNT主要材料参数

2.3 接触算法及摩擦系数

2.4 结果分析

2.4.1 模型合理性验证

图8 仿真与实验裂纹形貌及芯层压溃对比图

2.4.2 载荷传递分析

图9 载荷传递各阶段示意图

2.4.3 靶板响应分析

图10 靶板响应示意图

图11 平均压力峰值衰减单元选取区域

图12 靶前靶后压力变化时程曲线

2.4.4 变形失效机理分析

图13 单元选取示意图

图14 各单元X方向应变时程曲线

图15 各单元XOY平面内剪应变时程曲线

图16 蜂窝板面板拉伸撕裂破坏模式有限元示意图

3 拓扑优化研究

3.1 优化流程

图17 拓扑优化流程图

3.2 优化结果评估

图18 优化前后结构对比图

图19 优化前后背板中心点位移时程曲线

图20 优化前后背板中心平均压力时程曲线

3.3 二次优化研究

图21 圆孔板与三角板示意图

图22 3种靶板应力云图

图23 3种靶板背板中心点位移时程曲线

图24 3种靶板应变能累积时程曲线

图25 3种靶板背板中心点平均压力时程曲线

图26 3种靶板截面压溃历程

4 结论

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参考文献

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脚注

基金

表3 316L不锈钢Johnson-Cook模型材料参数^[29]

**图15 各单元XOY平面内剪应变时程曲线**