六層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷下的沖擊實驗

張振華，牛闖，錢海峰，王媛欣

海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢 430033

六層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷下的沖擊實驗

張振華，牛闖，錢海峰，王媛欣

海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢 430033

為研究多層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷下的抗爆性能，加工制作了六層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)模型，通過水下爆炸實驗，揭示了多層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)的變形模式，并對模型結(jié)構(gòu)進行數(shù)值仿真，分析了夾芯板結(jié)構(gòu)的吸能情況。上面板呈整體下沉變形模式；金字塔點陣夾芯結(jié)構(gòu)存在動態(tài)屈曲變形模式；屈曲芯層之間的夾層板呈波浪褶皺變形；下面板呈平臺變形模式，靠彎曲和拉伸變形吸能。實驗結(jié)果表明：夾芯結(jié)構(gòu)的第1層和第6層破壞較為嚴重，同時由于夾芯層的吸能作用，對下面板起到了一定的緩沖防護作用。關(guān)鍵詞：金字塔點陣；夾芯板；水下爆炸；吸能；實驗研究；數(shù)值仿真

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引用格式：張振華，牛闖，錢海峰，等.六層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷下的沖擊實驗［J］.中國艦船研究，2016，11（4）：51-58，66.

ZHANG Zhenhua，NIU Chuang，QIAN Haifeng，et al.Impact experiment of six-layer pyramidal lattices sandwich panels subjected to near field underwater explosion［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（4）：51-58，66.

0　引　言

近年來，將點陣結(jié)構(gòu)應(yīng)用到艦艇上以提高其抗爆抗毀傷性能的研究引起了艦船學術(shù)界的關(guān)注。對于點陣夾芯結(jié)構(gòu)的研究，國內(nèi)則主要集中于其靜態(tài)力學性能。熊健等［1］提出利用碳纖維預(yù)浸料細條通過模具來制備金字塔點陣結(jié)構(gòu)，并利用此制備工藝制作出4種成型的金字塔點陣結(jié)構(gòu)，通過平壓和剪切實驗研究了金字塔點陣結(jié)構(gòu)的靜態(tài)力學性能和失效破壞機理。錢海峰等［2］研究了金字塔點陣單元結(jié)構(gòu)準靜態(tài)壓縮力學性能，發(fā)現(xiàn)桿件產(chǎn)生塑性屈服，最終在桿件中間部位斷裂，其節(jié)點強化效果比較明顯。曾濤等［3］通過實驗研究了金字塔點陣夾芯結(jié)構(gòu)的壓縮力學性能，并揭示了其破壞機理。此外，還有學者研究了Kagome點陣夾芯板、蜂窩型夾層板在沖擊載荷下的動態(tài)響應(yīng)［4-5］。

針對水下爆炸沖擊波對船體板架結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)，學術(shù)界已經(jīng)有了一定的研究［6-10］。而目前針對多層金字塔點陣夾芯結(jié)構(gòu)在遭受水下近距爆炸載荷下動態(tài)響應(yīng)分析的文獻則較少［11-12］。Xue 和Qiu等［13-14］研究發(fā)現(xiàn)，經(jīng)過優(yōu)化設(shè)計的夾芯板的抗爆性能相較于等質(zhì)量實心板有顯著提高。Wadley等［15-16］研究了金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)準靜態(tài)力學性能及其在水下爆炸沖擊載荷作用下的壓縮響應(yīng)，其模型是安置在一個固定的托盤上，因此其下面板被完全固定，無法研究背板的沖擊損傷情況，主要研究夾芯層的壓縮量。為探究多層金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)遭受水下近距爆炸載荷時的抗爆性能，本文將設(shè)計并加工制作六層金字塔夾芯結(jié)構(gòu)，將該結(jié)構(gòu)置于室內(nèi)爆炸容器內(nèi)實施水下近距離爆炸實驗，以揭示金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)的變形模式，并對模型進行數(shù)值仿真，研究夾芯板的吸能情況，為金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷下的吸能機理的理論研究提供支撐。

1　實驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計加工

模型包括3個部分，金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)、水密罩和支座，其中金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)為模型的主要組成部分，主要由上、下面板、夾芯層和層間夾板組成，下文將分別給出各構(gòu)件的設(shè)計尺寸。

1.1金字塔單元結(jié)構(gòu)

金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)的夾芯層由金字塔單元按照一定的方向周期性重復(fù)排列構(gòu)成。圖1所示為金字塔夾芯單元結(jié)構(gòu)的設(shè)計尺寸圖。每個金字塔單元由4個圓桿元和上、下面板單元組成。其中，每個桿元的長度為50 mm，直徑為3.8 mm，每個桿元與其在下面板投影的夾角為45°，金字塔單元上、下面板均為正方形，邊長為50 mm。由桿元組成的金字塔高度為35.36 mm。

1.2點陣夾芯結(jié)構(gòu)

圖1　金字塔單元結(jié)構(gòu)的設(shè)計尺寸圖Fig.1　The size of the pyramidal lattices structure

模型夾芯層一共有6層，每層單元結(jié)構(gòu)按10×10在2個方向上排列，上面板長度和寬度均為510 mm，厚度為5 mm。層間夾板是夾芯層之間起到連接作用的薄板，其長和寬均為510 mm，厚度為2 mm。下面板長度和寬度均為500 mm，并向四周延伸200 mm的邊距，以作為固支邊。厚度為5 mm，材料為屈服強度為250 MPa的普通鋼。在下面板每個邊上加工6個直徑為15 mm的圓孔，以便將金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)安裝在底部支座上。圓孔間距均為100 mm。

由于存在加工誤差，對加工成型的實物模型（圖2）進行測量。將模型的4個邊分別命名為A，B，C，D邊。每個邊抽取2個位置測量，4條邊上模型高度（不計上下面板板厚）的平均值分別為255.0，252.3，253.0和255.0 mm。

圖2　六層金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)加工成型圖Fig.2　Finished six-layer pyramidal lattices structure

1.3支座及邊界設(shè)計

設(shè)計支座的主要目的是模擬金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)的空背環(huán)境。加工支座四周圍板及上板使用的鋼板厚度為15 mm，底部密封鋼板厚度為2 mm。支座內(nèi)空高為200 mm，支座上板在相應(yīng)位置加工24個直徑為15 mm的圓孔，與夾芯板結(jié)構(gòu)下面板及壓條上的圓孔相配合。設(shè)計壓條的目的在于將模型的下面板固定在支座上，在壓條上與支座相應(yīng)的位置同樣加工24個直徑為15 mm的圓孔，將壓條與支座用螺釘固定，使下面板處于固支約束。

1.4水密罩

實驗中模型內(nèi)部為充滿空氣的狀態(tài)，因此設(shè)計水密罩結(jié)構(gòu)以保證模型的水密性。水密罩設(shè)計為1個706 mm×706 mm×238.13 mm的立方體，無下面板，上面板正中間有一個470 mm×470 mm的方孔。水密罩的內(nèi)空高度為夾芯板結(jié)構(gòu)模型的總高度，即設(shè)計值為235.13 mm。水密罩鋼板厚度為3 mm。

模型各組成構(gòu)件加工完畢后，用螺釘將支座、夾芯板結(jié)構(gòu)模型、壓條緊固在一起。水密罩與模型接觸部位涂防水膠。實驗?zāi)Ｐ驼w結(jié)構(gòu)如圖3所示，圖中單位為mm。

圖3　實驗?zāi)Ｐ驼w結(jié)構(gòu)Fig.3　Whole structure of the experiment model

2　實驗實施

2.1爆炸實驗工況的確定

目前實驗室可供選擇的鑄裝標準TNT裝藥有200和110 g這2種規(guī)格，表1所示為各種規(guī)格裝藥在不同爆距作用下的入射沖擊波峰值壓力和比沖量的值。

表1　實驗室可提供的工況Tab.1　The conditions of laboratory

在確定爆炸實驗工況時，主要綜合以下2個方面的因素：

1）本實驗?zāi)Ｐ兔姘宄叽鐬?10 mm×510 mm，相當于實艇尺度中的一小塊，因此大部分情況下沖擊波應(yīng)該是接近平面波沖擊到結(jié)構(gòu)上的，在能夠滿足實驗要求的情況下，拉大爆距可以近似滿足平面波的要求。

2）水下爆炸的沖擊力度不可太弱。由于水下近距爆炸實驗為破壞性實驗，因此1個模型只能進行1個工況的實驗。如果水爆沖擊力過弱，實驗?zāi)Ｐ涂赡芴幱趶椥宰冃位蛘呶⒘克苄宰冃危@樣無法激發(fā)出芯層結(jié)構(gòu)的全部變形模式，并且背板沒有塑性變形，會導(dǎo)致無法研究金字塔點陣結(jié)構(gòu)的抗爆抗沖擊能力，從而導(dǎo)致實驗結(jié)果失去其應(yīng)有的意義。

從表1可以看到，為了能夠得到更多芯層結(jié)構(gòu)的變形模式，綜合考慮以上2點，將模型的爆炸工況定為表1中的工況2，即裝藥量200 g TNT，爆距為50 cm。

2.2實施實驗

實驗在大型室內(nèi)爆炸容器內(nèi)實施（圖4），實驗前先采用雙金字塔定位方法對裝藥進行定位，以確保爆距和載荷準確。完成炸藥安裝后，對爆炸容器進行注水，使水位達到預(yù)定位置。再次確認所有設(shè)備處于正常待觸發(fā)狀態(tài)，關(guān)閉爆炸容器，起爆裝藥。實驗結(jié)束后進行模型回收。

3　實驗結(jié)果與分析

3.1金字塔單元結(jié)構(gòu)的變形模式

從實驗結(jié)果來看，在模型的第1，2，5和6層夾芯層上，單元結(jié)構(gòu)主要為塑性屈曲變形模式。在這些單元上可以觀察到桿件有明顯的塑性屈曲變形。在第1層的邊緣處存在水密罩和上面板的搭接，同時由于結(jié)構(gòu)的不連續(xù)，影響了單元結(jié)構(gòu)的變形（圖5（a））。

圖4　實驗實施情況Fig.4　The situation of experiment implement

從夾芯層的變形情況可以看到，與下面板相鄰的第6層夾芯層與其他幾層比較，其單元結(jié)構(gòu)的破壞更為嚴重（圖5（b））。而第3層和第4層的單元結(jié)構(gòu)，觀察不到明顯的塑性變形。

圖5　金字塔單元的屈曲變形模式Fig.5　Buckling deformation of pyramidal elements

3.2上面板的變形模式

水下近距爆炸，可認為球面沖擊波同時到達上面板，并且由于上面板較厚，呈整體下沉變形。觀察到模型上面板邊角處有彎曲變形，這是因為結(jié)構(gòu)在邊界處不連續(xù)，周圍沒有對其支撐的結(jié)構(gòu)，同時水密罩和上面板邊緣的搭接對結(jié)構(gòu)的邊緣變形有影響，但這不影響上面板中間部分的變形模式。

3.3夾層板變形模式

夾層板的變形情況與其連接的芯層變形情況有關(guān)。屈曲芯層之間的夾層板呈波浪褶皺，主要是第1和第2層夾芯結(jié)構(gòu)之間、第5和第6層夾芯結(jié)構(gòu)之間的夾層板。第3和第4層夾芯結(jié)構(gòu)之間的夾層板接近平面形狀，只有微量變形。

3.4下面板的變形模式

研究金字塔點陣結(jié)構(gòu)夾芯板的一個重要目的是分析其下面板的抗損傷能力，如果能保證下面板不變形或者少變形，則可以達到艦艇結(jié)構(gòu)抗爆抗沖擊的目的。因此對于實驗?zāi)Ｐ拖旅姘宓淖冃涡枰M行詳細的觀測和測量。觀察到下面板呈平臺變形模式（圖6）。

圖6　上、下面板及夾層板的變形Fig.6　Deformation of the sandwich panels

從下面板的四邊分別量取平臺突起的高度，取其平均值作為下面板的最終塑性變形值（表2）。

表2　下面板變形（平臺突起的高度）Tab.2　Deformation of bottom panels

3.5模型損傷情況及測量

從圖6中也可以看到夾芯層整體變形情況。與下面板相接的第6層夾芯層的壓縮變形較大，第2，3，4和5層的夾芯層變形相對較小，而與上面板相接的第1層夾芯層變形又略大。

在模型的4個邊上均勻取5個測量點，與下面板每邊上的圓孔對應(yīng)。測量模型夾芯層在爆炸沖擊后的厚度，即模型上面板和下面板之間的距離。表3給出了各位置的厚度測量值及壓縮量和壓縮比。其中B1，B5，C1和D1的測量值由于受到上面板邊角處的下榻而偏小，所以在計算夾芯層整體壓縮變形時將其剔除。夾芯層的壓縮量和壓縮總應(yīng)變，其平均值分別為32.8 mm和12.93%。

表3　模型實驗后芯層厚度及壓縮應(yīng)變Tab.3　Lattice's thickness and compression strain after experiment

4　金字塔點陣夾芯板結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)仿真

為分析夾芯板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸載荷作用下應(yīng)力響應(yīng)及變形吸能情況，利用MSC/DYTRAN軟件進行數(shù)值模擬。仿真模型的尺寸及水下爆炸工況與實驗一致。

4.1變形分析

圖7所示為夾芯板結(jié)構(gòu)變形仿真過程。從圖中可以看出，4.5 ms之后，模型的整體變形逐步趨于穩(wěn)定，第1和第6層夾芯層的桿件大部分發(fā)生塑性屈曲變形，且第6層的桿件變形更大些，第2，3，4和5層夾芯層變形相對較小。結(jié)構(gòu)的變形分布呈現(xiàn)“兩頭大，中間小”的形態(tài)。下面板呈平臺變形模式，同時第2，6層夾層板發(fā)生了褶皺變形，與實驗結(jié)果吻合。仿真所得夾芯層壓縮量為30 mm，與實驗結(jié)果相比誤差為8.5%，壓縮應(yīng)變?yōu)?4.14%，誤差9.36%，下面板變形值為21.7 mm，誤差18.1%。

4.2應(yīng)力分析

圖8和圖9給出了上、下面板在起爆后2個時刻的應(yīng)力情況，圖10為各主要變形的面板及最中間的面板中心處的應(yīng)力時程曲線?？梢钥吹?，上、下面板中心處應(yīng)力的峰值遠大于其他面板中心處的應(yīng)力峰值，最中間的第4層夾板中心處應(yīng)力最小。上面板中心處的應(yīng)力在起爆后1.9 ms達到峰值349.1 MPa，下面板中心處的應(yīng)力在2.05 ms達到峰值423.8 MPa；第2層夾板中心處應(yīng)力在1.75 ms達到最大值217.7 MPa；第6層夾板中心處應(yīng)力在2.05 ms達到最大值135.4 MPa；2 ms以后，第4層夾板中心處應(yīng)力一直在較低水平振蕩，峰值不超過50 MPa；1.8～4 ms，下面板中心處的應(yīng)力值始終處于很高水平，在400 MPa量級。

圖7　夾芯板結(jié)構(gòu)變形仿真過程Fig.7　Simulation process of pyramidal lattices deformation

圖8　上面板應(yīng)力云圖Fig.8　The stress contours of upper panel

圖9　下面板應(yīng)力云圖Fig.9　The stress contours of bottom panel

圖10　各面板中心處應(yīng)力時程曲線Fig.10　Stress curves of the center points of six panels

4.3變形吸能分析

圖11給出了10 ms時刻夾芯板結(jié)構(gòu)及上、下面板的變形能云圖。此時結(jié)構(gòu)的變形、應(yīng)力和變形能都已經(jīng)穩(wěn)定，因而可將此時的變形能作為仿真的最終值。表4給出了10 ms時各夾層板及夾芯的變形能。從表5可以看到第1和第6層夾芯和下面板吸收了整個結(jié)構(gòu)所接收到的93.71%的能量；其中，第1和第6層夾芯吸收的能量占所有芯層吸收能量的97.26%，占整個結(jié)構(gòu)總能量的68.61%，對下面板起到了很好的防護作用。下面板吸收的能量遠大于其他面板吸收的能量，占所有面板吸收能量的85.23%。整個結(jié)構(gòu)的吸能也呈現(xiàn)“兩頭大，中間小”的形態(tài)，與結(jié)構(gòu)變形和應(yīng)力的分布大體一致。

圖11　夾芯結(jié)構(gòu)最終的變形能云圖Fig.11　Ultimate distortion energy contours of pyramidal lattices structure

表4　各夾層板及夾芯變形能Tab.4　Distortion energy of panels and lattice cores

5　結(jié)　論

本文設(shè)計加工制作了六層金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)模型，在爆炸實驗容器內(nèi)進行水下近距爆炸實驗。詳細給出了金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)在水下近距爆炸沖擊載荷作用下的實驗過程和結(jié)果，并利用MSC/DYTRAN軟件對夾芯板板結(jié)構(gòu)在實驗工況下的動態(tài)響應(yīng)進行了數(shù)值仿真，可以得到以下結(jié)論：

1）通過六層金字塔點陣夾芯殼板結(jié)構(gòu)模型的水下爆炸實驗發(fā)現(xiàn)，在模型的第1，2，5和6層夾芯層上，單元結(jié)構(gòu)存在動態(tài)屈曲變形；第3層和第4層的單元結(jié)構(gòu)，觀察不到明顯的塑性變形。在沖擊強度增大或者模型的邊緣，也可能會出現(xiàn)斷裂的模式。

2）實驗發(fā)現(xiàn)第1層和第6層夾芯的變形破壞比其他芯層更嚴重，且與這2層相連接的夾層板呈波浪褶皺變形，數(shù)值計算得到這2層芯層吸收的能量占整個結(jié)構(gòu)總能量的68.61%，占所有芯層吸收能量的97.26%，對下面板起到了很好的防護作用；而夾層板的變形較小，數(shù)值計算得到的夾層板中心處應(yīng)力遠小于上、下面板中心處應(yīng)力，不超過220 MPa，所有夾層板吸收的能量只占結(jié)構(gòu)總能量的1.82%。結(jié)構(gòu)變形和吸能的分布能呈現(xiàn)“兩頭大、中間小”的形態(tài)。

3）實驗發(fā)現(xiàn)上面板整體下沉，下面板呈平臺變形模式，其最終塑性變形的平均值為26.5 mm；實驗得到夾芯層的壓縮量平均值為32.8 mm，數(shù)值計算得到夾芯層壓縮量為30 mm，與實驗結(jié)果相比誤差為8.5%，下面板變形值為21.7 mm，誤差為18.1%，下面板吸收的能量遠大于其他面板吸收的能量，占所有面板吸收能量的85.23%，占整個結(jié)構(gòu)能量的25.1%，上、下面板中心處應(yīng)力峰值分別為349.1和423.8 MPa。

［1］熊健，馬力，楊金水，等.碳纖維復(fù)合材料金字塔點陣結(jié)構(gòu)制備工藝及力學性能研究［J］.固體力學學報，2011，32（增刊1）：8-13.

XIONG Jian，MA Li，YANG Jinshui，et al.Fabrication and mechanical response of carbon fiber sandwich panels with pyramidal truss cores［J］.Chinese Journal of Solid Mechanics，2011，32（Supp 1）：8-13.

［2］錢海峰，張振華，牟金磊，等.金字塔點陣夾芯板單元結(jié)構(gòu)準靜態(tài)壓縮性能研究［J］.中國艦船研究，2013，8（5）：46-51.

QIAN Haifeng，ZHANG Zhenhua，MU Jinlei，et al. Strength of sandwich structures with pyramidal lattice cores under quasi-static compressive loadings［J］.Chinese Journal of Ship Research，2013，8（5）：46-51.

［3］曾濤，嚴實，張坤，等.金字塔形點陣夾芯結(jié)構(gòu)壓縮力學性能研究［C］//復(fù)合材料·創(chuàng)新與可持續(xù)發(fā)展.北京：中國復(fù)合材料學會，2010：996-1000.

［4］ 鄭華勇，吳林志，馬力，等.Kagome點陣夾芯板的抗沖擊性能研究［J］.工程力學，2007，24（8）：86-92.

ZHENG Huayong，WU Linzhi，MA Li，et al.Research on impulse-resistant performance of sandwich panels with Kagome truss core［J］.Engineering Mechanics，2007，24（8）：86-92.

［5］趙桂平，盧天健.多孔金屬夾層板在沖擊載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)［J］.力學學報，2008，40（2）：194-206.

ZHAO Guiping，LU Tianjian.Dynamic response of cellular metallic sandwich plates under impact loading ［J］.Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics，2008，40（2）：194-206.

［6］張振華，陳平毅，漆萬鵬，等.艦船局部板架結(jié)構(gòu)在水下爆炸沖擊波下動態(tài)響應(yīng)的相似律研究［J］.振動與沖擊，2008，27（6）：81-86.

ZHANG Zhenhua，CHEN Pingyi，QI Wanpeng，et al. Scaling law of dynamic response of stiffened plates for a ship subjected to under water shock［J］.Journal of Vibration and Shock，2008，27（6）：81-86.

［7］陳亮，舒雄，朱錫，等.沖擊波和氣泡載荷聯(lián)合作用下加筋板塑性變形［J］.海軍工程大學學報，2011，23（6）：8-13，19.

CHEN Liang，SHU Xiong，ZHU Xi，et al.Plastic deformation of stiffened plate subjected to loading of shock wave and bubble［J］.Journal of Naval University of Engineering，2011，23（6）：8-13，19.

［8］ 王恒，朱錫，牟金磊.沖擊波和氣泡脈動聯(lián)合作用下加筋板的毀傷仿真研究［J］.船海工程，2009，38 （4）：92-96.

WANG Heng，ZHU Xi，MU Jinlei.The numerical simulation research of stiffened plate subjected to shock wave and bubble pulse［J］.Ship and Ocean Engineering，2009，38（4）：92-96.

［9］ 方斌，朱錫，張振華.水下爆炸沖擊波載荷作用下船底板架的塑性動力響應(yīng)［J］.哈爾濱工程大學學報，2008，29（4）：326-331.

FANG Bin，ZHU Xi，ZHANG Zhenhua.Plastic dynamic response of ship hull grillage to underwater blast loading［J］.Journal of Harbin Engineering University，2008，29（4）：326-331.

［10］牟金磊，朱錫，張振華，等.水下爆炸載荷作用下加筋板的毀傷模式［J］.爆炸與沖擊，2009，29 （5）：457-462.

MU Jinlei，ZHU Xi，ZHANG Zhenhua，et al.Failure modes of stiffened plates subjected to underwater explosion［J］.Explosion and Shock Waves，2009，29 （5）：457-462.

［11］ WADLEY H N G，F(xiàn)LECK N A，EVANS A G.Fabrication and structural performance of periodic cellular metal sandwich structures［J］.Composites Science and Technology，2003，63（16）：2331-2343.

［12］WEI Z，HE M Y，EVANS A G.Application of a dynamic constitutive law to multilayer metallic sandwich panels subject to impulsive loads［J］.Journal of Applied Mechanics，2007，74（4）：636-644.

［13］XUE Z Y，HUTCHINSON J W.A comparative study

of impulse-resistant metal sandwich plates［J］.International Journal of Impact Engineering，2004，30 （10）：1283-1305.

［14］QIU X，DESHPANDE V S，F(xiàn)LECK N A.Impulsive loading of clamped monolithic and sandwich beams over a central patch［J］.Journal of the Mechanics and Physics of Solids，2005，53（5）：1015-1046.

［15］WADLEY H G.Blast and fragment protective sandwich panel concepts for stainless steel monohull designs［R］.DTIC，2008.

［16］WADLEY H，DHARMASENA K，CHEN Y，et al. Compressive response of multilayered pyramidal lattices during underwater shock loading［J］.International Journal of Impact Engineering，2008，35（9）：1102-1114.

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引用格式：吳暉，何書韜，劉均，等.壓縮載荷下金屬波紋夾層梁穩(wěn)定性試驗與數(shù)值分析［J］.中國艦船研究，2016，11（4）：67-71，132.

WU Hui，HE Shutao，LIU Jun，et al.Experiment and numerical analysis on the stability of metal corrugated sandwich beams under compression loads［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（4）：67-71，132.

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160729.0945.016.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：閆小順，周心桃，黃小平.球柱結(jié)合殼焊趾表面裂紋坐標變換有限元建模方法及應(yīng)力強度因子計算［J］.中國艦船研究，2016，11（4）：59-66.

YAN Xiaoshun，ZHOU Xintao，HUANG Xiaoping.Stress intensity factor calculation for surface cracks at weld toe of sphere-cylinder shells［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（4）：59-66.

Impact experiment of six-layer pyramidal lattices sandwich panels subjected to near field underwater explosion

ZHANG Zhenhua，NIU Chuang，QIAN Haifeng，WANG Yuanxin
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

To investigate the explosion resistance of multilayered pyramidal lattices panels subjected to near field underwater explosion（UNDEX），the UNDEX experiment is carried out，the distortional energy of the model is simulated，which reveals the deformation mode of multilayered pyramidal lattices.The whole pyramidal lattices structure presents dynamic buckling deformation，and in particular，the thicker upper panel is seen to have integral settlement deformation，sandwich panels between buckling cores present wave wrinkle deformation，and the bottom panel absorbs energy through bending and tensile deformation. The results show that though the first and sixth sandwich cores are more severely damaged，the energy absorption of sandwich cores protects the bottom panel to a certain extent.

pyramidal lattices；sandwich panel；underwater explosion；energy absorbing；experimental research；numerical simulation

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.04.008

2015-12-03網(wǎng)絡(luò)出版時間：2016-7-29 9:45

國家級重大基礎(chǔ)研究項目；國家自然科學基金資助項目（51409253）

張振華，男，1976年生，博士，副教授。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)毀傷力學。E-mail：2zsz@163.com

牛闖（通信作者），男，1991年生，碩士生。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)抗爆抗沖擊。

E-mail：1359504406@qq.com