金屬蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)抗水下沖擊性能

李汶蔚，黃 威

（1. 中國原子能科學(xué)研究院，北京 102413；2. 華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

在水下爆炸沖擊載荷作用下，艦船局部防護(hù)結(jié)構(gòu)的響應(yīng)是一個(gè)高度非線性動力學(xué)過程，涉及流固耦合、斷裂力學(xué)、塑性動力學(xué)等多個(gè)學(xué)科。艦船材料創(chuàng)新、優(yōu)化船體結(jié)構(gòu)及關(guān)鍵部位的抗沖擊性能是目前船體防護(hù)性能研究的主要方向[1]。與單層板相比，夾芯結(jié)構(gòu)具有輕質(zhì)、比剛度大、比強(qiáng)度高、能量吸收性能和隔聲隔熱性能優(yōu)越等特點(diǎn)[2]，在沖擊載荷作用下，其緩沖性和抗穿透性也具有明顯優(yōu)勢[3-6]。相較于其他復(fù)合材料結(jié)構(gòu)[7-8]，拓?fù)湫静慕饘賷A芯結(jié)構(gòu)在準(zhǔn)靜態(tài)、抗侵徹以及爆炸性能研究等方面已取得了豐富的研究成果。近年來，金屬夾芯結(jié)構(gòu)也因其緩沖吸能優(yōu)勢廣泛應(yīng)用于航空、航海領(lǐng)域。

為了進(jìn)一步開展水下防爆結(jié)構(gòu)研究，F(xiàn)leck 等[2]在Taylor[9]一維水下沖擊波理論的基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了模擬遠(yuǎn)場水下爆炸的高強(qiáng)度水下沖擊加載裝置，通過該裝置可產(chǎn)生與水下爆炸相似的加載脈沖信號?；谠摷虞d裝置，水下沖擊載荷作用下金屬夾芯結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)和失效機(jī)理研究獲得了重大進(jìn)展。Fleck 等[2]將沖擊載荷作用下的夾芯結(jié)構(gòu)響應(yīng)分為流固耦合階段、芯材壓縮階段和結(jié)構(gòu)響應(yīng)階段3 個(gè)階段，并預(yù)測了夾芯結(jié)構(gòu)的變形模型。后續(xù)，研究人員通過一系列實(shí)驗(yàn)、數(shù)值模擬和理論分析對該結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)模型進(jìn)行修正[3,10-12]，通過對3 個(gè)階段的耦合和解耦，逐步深入揭示該結(jié)構(gòu)的響應(yīng)機(jī)理。國內(nèi)學(xué)者Qin 等[13]和Cui 等[14]對空氣爆炸下芯材強(qiáng)度對解耦響應(yīng)的影響進(jìn)行了研究；Huang 等[15-17]采用不同水下爆炸模擬裝置對多種芯材結(jié)構(gòu)開展理論和實(shí)驗(yàn)研究。理論研究主要是分析芯材結(jié)構(gòu)的變形機(jī)制，并且均基于解耦分析獲得；實(shí)驗(yàn)研究則由于測試手段所限，很難獲得完整的結(jié)構(gòu)響應(yīng)參數(shù)。因此，通過數(shù)值模擬手段進(jìn)一步揭示水下沖擊載荷作用下芯材結(jié)構(gòu)的抗沖擊特性十分必要。

本研究在已完成的實(shí)驗(yàn)研究基礎(chǔ)上，采用全尺寸三維數(shù)值模擬方法開展了金屬蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在高強(qiáng)度水下爆炸模擬裝置加載下的動態(tài)響應(yīng)和抗沖擊特性研究。通過改變蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)的相對密度，研究了不同沖擊載荷和芯材相對密度影響下夾芯結(jié)構(gòu)的抗沖擊特性，并與相應(yīng)的實(shí)驗(yàn)和理論模型進(jìn)行對比。

1 數(shù)值分析模型

通過數(shù)值模擬方法對文獻(xiàn)[18]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行深入分析，利用ABAQUS/EXPLICIT 建立了如圖1所示的基于拉格朗日方法的三維數(shù)值分析模型，模型所有尺寸與實(shí)驗(yàn)保持一致。高強(qiáng)度水下沖擊加載模擬實(shí)驗(yàn)裝置主要由圖1（a）所示的一級輕氣炮系統(tǒng)和圓桶狀激波管組成，通過輕氣炮發(fā)射高速飛片與激波管前置活塞平面撞擊，在激波管中形成一系列平面沖擊波，沖擊波由激波管前端傳播到尾端。這種可控性強(qiáng)、強(qiáng)度高的水下沖擊波使得在實(shí)驗(yàn)室開展夾芯結(jié)構(gòu)的抗水下沖擊性能研究更為方便[19-20]。該加載裝置的有效性已經(jīng)被大量學(xué)者證實(shí)[8,16,19-20]。

圖1 高強(qiáng)度水下沖擊加載實(shí)驗(yàn)裝置示意圖（a）和數(shù)值分析模型（b）Fig. 1 Intensive underwater explosive simulator (a) and the numerical model (b)

該模型采用的飛片和前置活塞厚度分別為8.1 mm 和12.0 mm，質(zhì)量分別為0.22 kg 和0.31 kg。實(shí)驗(yàn)過程中，飛片的初始速度vf為20～220 m/s，通過壓力傳感器測得水下脈沖峰值強(qiáng)度為10～300 MPa。靶板的有效加載面是一個(gè)直徑（2L）為 66 mm 的圓。金屬蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)的蜂窩芯材為六邊形蜂窩芯子，壁厚為0.01 mm，橫向厚度為10 mm，材料為3003H18 鋁合金；前后面板厚度相同，均為0.5 mm，材料為5A06 鋁合金。考慮應(yīng)變率效應(yīng)的兩種鋁合金材料基于Johnson-Cook 模型的材料性能參數(shù)見表1。加載應(yīng)變率為7.41 × 10?4s?1，橫向屈服強(qiáng)度為1.92 MPa，壓實(shí)應(yīng)變?yōu)?.54。設(shè)計(jì)了4 種不同相對密度的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值模擬研究，通過將蜂窩芯子的單胞邊長a分別設(shè)置為4、6 和8 mm實(shí)現(xiàn)不同的結(jié)構(gòu)相對密度，蜂窩單胞的其余尺寸一致。其中，通過多組重復(fù)實(shí)驗(yàn)得到的典型蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)（a= 4 mm）在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系如圖2 所示。

為了簡化分析過程，忽略壓力波傳播過程中水容器及活塞可能與水發(fā)生的流固耦合現(xiàn)象，采用無摩擦的接觸算法。在流體和結(jié)構(gòu)接觸處，由于壓力降低在流固界面處易形成空化效應(yīng)。為了模擬空化現(xiàn)象，水單元采用C3D8R 單元。在水下沖擊作用下表現(xiàn)為線彈性，并設(shè)置其對應(yīng)的拉伸及剪切強(qiáng)度為零。為了不影響沖擊波在水下的傳播，水的橫向單元尺寸必須受到嚴(yán)格控制。設(shè)置沿波為傳播方向上水的單元尺寸為0.2 mm，徑向尺寸為0.4 mm。將飛片、活塞和水容器均設(shè)置為剛體。在單層5A06 鋁合金靶板抗沖擊實(shí)驗(yàn)中，靶板單元同樣采用C3D8R 單元。在受沖擊區(qū)域環(huán)向單元尺寸為0.4 mm，沿厚度方向?yàn)? 個(gè)單元。為了與實(shí)驗(yàn)一致，靶板背面用完全固定邊界條件的剛性金屬圓環(huán)對靶板進(jìn)行固定。

圖2 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)準(zhǔn)靜態(tài)壓縮下的應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系Fig. 2 Stress-strain relationship compression of honeycomb sandwich structure under quasi-static compression

金屬蜂窩結(jié)構(gòu)面板和芯材均采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型，模型參數(shù)見表1。二者的失效模型均采用延性失效模型，假設(shè)累計(jì)等效塑性應(yīng)變達(dá)到臨界值時(shí)材料開始失效。水的模型采用線性Hugoniot 形式的Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程，其參數(shù)見表2，其中水下聲速由實(shí)驗(yàn)結(jié)果測得[21]， γ為Grüneisen 常數(shù)。

表 1 面板和芯材材料力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanical parameters of aluminum materials

表 2 Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Parameters for the Mie-Grüneisen equation of state

2 數(shù)值模型有效性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證數(shù)值分析模型的有效性和準(zhǔn)確性，對文獻(xiàn)[18]中蜂窩單胞邊長為4 mm 的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對比。為了與實(shí)驗(yàn)結(jié)果保持一致，本研究采用無量綱沖量表示加載強(qiáng)度

式中：It為透射脈沖強(qiáng)度，L為靶板半跨長度，ρf和σf分別為面板的密度和強(qiáng)度。進(jìn)行無量綱變形

式中：w為橫向變形大小，t為結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)間。

圖3 展示了蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在受到初始速度為48.0 m/s 的飛片撞擊時(shí)，產(chǎn)生無量綱沖量=2.68 時(shí)，實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬得到的失效模式對比。由圖3 可知，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性，包括失效發(fā)生的位置和分布，以及涉及單胞屈曲的失效模式。隨著沖擊強(qiáng)度發(fā)生變化，芯材的壓縮也隨之變化，伴隨結(jié)構(gòu)響應(yīng)的變化。

圖3 實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的失效模式對比Fig. 3 Comparison of the deformation modes obtained from the simulation and experiment

圖4（a）為蜂窩結(jié)構(gòu)在不同沖擊強(qiáng)度下背板中點(diǎn)的響應(yīng)時(shí)程曲線。隨著沖擊強(qiáng)度增加，中點(diǎn)響應(yīng)速度明顯增加，蜂窩結(jié)構(gòu)發(fā)生更大的塑性變形。盡管數(shù)值模擬的響應(yīng)速度比實(shí)驗(yàn)結(jié)果更大，但是二者的中點(diǎn)最大變形相近。在數(shù)值模擬分析中，假設(shè)水下壓力為零即發(fā)生空化，結(jié)構(gòu)發(fā)生橫向變形導(dǎo)致空化出現(xiàn)，這兩個(gè)階段的解耦現(xiàn)象較為清晰，空化出現(xiàn)的位置均位于流固界面處。在實(shí)驗(yàn)加載過程中，由于流固耦合效應(yīng)，流固界面處的空化演化更為復(fù)雜，空化出現(xiàn)的位置和時(shí)間均與數(shù)值模擬存在差異。這種簡化的數(shù)值模擬分析是響應(yīng)時(shí)間不同的主要原因。背板中點(diǎn)變形隨沖擊強(qiáng)度變化的總體趨勢與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性，并且與Fleck 等[2]采用的外包法理論分析結(jié)果較為吻合，如圖4（b）所示。因此，該數(shù)值模型能夠較為準(zhǔn)確地模擬蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在水下沖擊載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)。

圖4 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)背板中點(diǎn)變形時(shí)程曲線（a）和最大變形與沖擊強(qiáng)度的關(guān)系（b）Fig. 4 Mid-point deflection history of honeycomb sandwish structure (a) and relationship between impulsive intensities and maximum deflection (b)

3 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)抗水下沖擊性能分析

3.1 結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)

圖5 為數(shù)值模擬得到的胞元邊長為4 mm 的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在水下沖擊載荷作用下橫向變形的動態(tài)過程以及對應(yīng)前面板上塑性鉸的運(yùn)動。對比實(shí)驗(yàn)和模擬得到的蜂窩結(jié)構(gòu)失效模式發(fā)現(xiàn)：沖擊強(qiáng)度較小時(shí)不足以驅(qū)動前面板的塑性鉸運(yùn)動至終點(diǎn)，最大變形以平臺值的形式顯現(xiàn)在面板的中心區(qū)域，如圖3所示的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，對應(yīng)圖5 中0.40 ms 時(shí)的作用結(jié)果。芯材的中心區(qū)域整體橫向移動，兩側(cè)芯材胞元由邊界向中心發(fā)生胞元漸進(jìn)形式的屈曲。增加沖擊強(qiáng)度，前面板以初始速度繼續(xù)運(yùn)動，在0.44 ms 時(shí)兩側(cè)塑性鉸匯聚于中點(diǎn)并繼續(xù)橫向運(yùn)動。動態(tài)塑性鉸鏈的運(yùn)動及失效模式與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性[18]。

圖5 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在1 = 3.58 作用下的等效應(yīng)變分布和塑性鉸運(yùn)動Fig. 5 Dynamic deformation and propagation of plastic hinges of the honeycomb sandwich，1 = 3.58

Tilbrook 等[22]通過夾芯結(jié)構(gòu)前后面板的速度響應(yīng)過程反映不同芯材強(qiáng)度金屬夾芯結(jié)構(gòu)在受到?jīng)_擊載荷作用時(shí)的變形機(jī)制，并將其按芯材的強(qiáng)度區(qū)域?qū)⒔饘賷A芯結(jié)構(gòu)的變形機(jī)制分為4 類。圖6所示為夾芯結(jié)構(gòu)在1 03It= 4.28 時(shí)前后面板中點(diǎn)的速度響應(yīng)過程。在沖擊的初始時(shí)刻，前面板獲得速度v0，并在芯材和背板的作用下開始減速，與此同時(shí)背板在芯材作用下開始加速；在時(shí)刻teq二者獲得共同速度；之后，二者同時(shí)開始減速運(yùn)動直至速度為零。由此判定含兩種面板結(jié)構(gòu)的芯材為高強(qiáng)度芯材。結(jié)合Tilbrook 等[22]的結(jié)果與本研究的數(shù)值模擬結(jié)果可以看出，在不高于圖6 所示的沖擊強(qiáng)度時(shí)，前、后面板在芯材未發(fā)生完全壓實(shí)時(shí)已經(jīng)獲得共同速度。

圖6 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)前后面板中點(diǎn)的速度響應(yīng)過程Fig. 6 Velocity time history at the mid-point of front and back face-sheet of honeycomb sandwich structure

3.2 芯材相對密度效應(yīng)

選用面板相同、蜂窩單胞邊長不同的夾芯結(jié)構(gòu)，對比分析芯材相對密度對結(jié)構(gòu)抗沖擊性能的影響，單胞邊長分別為4、6 和8 mm。采用無量綱質(zhì)量=mc/m（mc為芯材質(zhì)量，m為結(jié)構(gòu)總體質(zhì)量）。圖7為不同相對質(zhì)量芯材的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)受到相同沖擊載荷作用時(shí)的等效塑性應(yīng)變分布。當(dāng)芯材的相對質(zhì)量較低時(shí)，其失效機(jī)理主要為面板的拉伸和蜂窩單胞壁的屈曲；而當(dāng)mc= 0.21 時(shí)，蜂窩芯材的失效除了單胞壁的屈曲外還有縱向的拉伸失效。這種縱向拉伸由外側(cè)向中心逐漸增大，當(dāng)沖擊強(qiáng)度不斷增加，芯材首先在中心位置發(fā)生局部壓實(shí)和完全壓實(shí)的失效模式。芯材相對密度變化呈現(xiàn)出的不同的芯材失效模式說明了芯材密度對結(jié)構(gòu)響應(yīng)的重要作用，進(jìn)一步可表現(xiàn)為其抗沖擊性能的差異。

圖7 相同沖擊強(qiáng)度下不同芯材相對密度的蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)等效應(yīng)力分布Fig. 7 Equivalent strain distribution of honeycomb sandwich under the same impact loading

3.3 抗沖擊參數(shù)分析

在實(shí)驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，利用建立的有效數(shù)值模型，通過改變響應(yīng)夾芯結(jié)構(gòu)芯材的相對密度可以獲取更多的有效參數(shù)以評估結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，進(jìn)而通過得到的趨勢獲取該抗沖擊參數(shù)與沖擊強(qiáng)度及相關(guān)幾何特性間的量化關(guān)系，最終通過優(yōu)化參數(shù)獲得性能更好的結(jié)構(gòu)。對于受到爆炸載荷加載的結(jié)構(gòu)，可主要通過背板的中點(diǎn)橫向變形w、結(jié)構(gòu)固支端反力FR、透射脈沖強(qiáng)度IT以及塑性能耗EP等幾個(gè)方面對金屬夾芯結(jié)構(gòu)在水下沖擊載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)和能量耗散機(jī)理進(jìn)行對比分析，從而評估其抗沖擊性能。結(jié)構(gòu)-載荷-性能的關(guān)系[8]可直觀反映結(jié)構(gòu)的抗水下沖擊性能，即抗沖擊參數(shù)Z(w、FR、IT、EP)、相 對質(zhì)量x(mc)和脈沖加載強(qiáng)度y(It)之間的量化關(guān)系

式中：K、m、n分別為擬合參數(shù)。

通過數(shù)值仿真分析，得到圖8 所示的不同相對密度蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)在沖擊強(qiáng)度發(fā)生變化下的無量綱變形。與圖4 相似，隨著沖擊強(qiáng)度增加，結(jié)構(gòu)變形程度增大。在相同沖擊強(qiáng)度下，中點(diǎn)變形隨著芯材相對密度的降低而增加。通過式（4）對結(jié)果擬合，得到數(shù)值模擬后的橫向變形和沖擊強(qiáng)度，結(jié)構(gòu)參數(shù)間的量化關(guān)系

利用反力計(jì)算得到夾芯結(jié)構(gòu)在不同強(qiáng)度水下沖擊載荷作用下透射到固支端的脈沖強(qiáng)度。如圖9所示，結(jié)構(gòu)固支端反力時(shí)程曲線的變化趨勢與沖擊強(qiáng)度和芯材相對密度無關(guān)，幅值隨沖擊強(qiáng)度的增加而增大，隨芯材相對密度的增加而降低，在單一沖擊強(qiáng)度或芯材相對密度影響下結(jié)構(gòu)有明顯的反力差異。因此，夾芯結(jié)構(gòu)受到水下沖擊載荷作用后，作用于固支端的反力受到芯材相對密度和沖擊強(qiáng)度的影響較大，在評估結(jié)構(gòu)的抗沖擊過程中，需要將相連結(jié)構(gòu)形成的反力作為重要因素進(jìn)行考慮。與相同單位面積質(zhì)量金屬單層板的反力對比，二者呈現(xiàn)明顯不同的趨勢，單層板的反力峰值大且持續(xù)時(shí)間長。

圖8 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)橫向變形與沖擊強(qiáng)度及芯材相對密度的關(guān)系Fig. 8 The relationship of transverse deflections for honeycomb sandwich structure load intensity and relative core density

圖9 夾芯結(jié)構(gòu)支座的反力時(shí)程曲線Fig. 9 Reaction forces time histories for sandwich panels

圖10 夾芯結(jié)構(gòu)透射脈沖強(qiáng)度與沖擊強(qiáng)度及幾何特性的關(guān)系Fig. 10 Relationship of transmitted impulses to incident impulse intensity and geometries

圖10 為反力積分得到蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)的透射脈沖強(qiáng)度、沖擊強(qiáng)度和芯材相對密度的關(guān)系，其變化趨勢與反力趨勢相同。芯材相對密度最小時(shí)無量綱透射脈沖最大，沖擊強(qiáng)度最高時(shí)透射脈沖最小。對計(jì)算結(jié)果進(jìn)行擬合，得到數(shù)值模擬下的橫向變形和沖擊強(qiáng)度、結(jié)構(gòu)參數(shù)間的量化關(guān)系

分析夾芯結(jié)構(gòu)面板和芯材在結(jié)構(gòu)受到?jīng)_擊載荷作用下發(fā)生變形和失效過程中塑性能的耗散比例，對于分析芯材和面板對結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能有著十分重要的作用。對夾芯結(jié)構(gòu)而言，塑性能的無量綱形式為

式中：Ep為直接獲取的結(jié)構(gòu)消耗的塑性能，A為加載區(qū)域面積，mz為結(jié)構(gòu)整體的單位面積質(zhì)量。根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，結(jié)合不同結(jié)構(gòu)組成部分的塑性能量耗散時(shí)程曲線，從式(7)可得到相應(yīng)的量化關(guān)系。

圖11 所示為沖擊載荷作用下蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)各部分以及總體塑性能耗時(shí)程曲線。由圖11 可知，前面板和芯材的初始響應(yīng)時(shí)間基本同步，背板的響應(yīng)時(shí)間明顯大于二者。前面板的初始運(yùn)動使得芯材整體迅速發(fā)生壓縮和屈曲，面板發(fā)生拉伸和彎曲。在經(jīng)歷相同初始增長速率后，芯材的塑性能耗增長速率明顯高于前面板的增長速率，進(jìn)而使得在較低沖擊強(qiáng)度下，芯材的最終塑性能耗高于前面板的能耗。但是，隨著沖擊強(qiáng)度增加，芯材發(fā)生壓實(shí)或者局部壓實(shí)失效后，前面板的能耗增長速率又超過了芯材，并最終發(fā)生最大的塑性變形。對于拓?fù)浣Y(jié)構(gòu)和幾何尺寸不同的夾芯結(jié)構(gòu)，其前面板獲得最大塑性變形的臨界沖擊強(qiáng)度各不相同。由模擬結(jié)果可知，芯材相對密度降低導(dǎo)致該臨界沖擊強(qiáng)度降低。由于前面板和芯材消耗了塑性能，背板發(fā)生的塑性變形始終最小。這種特點(diǎn)使得總體塑性能耗不像前述幾種抗沖擊參數(shù)隨沖擊強(qiáng)度和相對密度呈現(xiàn)單調(diào)變化，而是表現(xiàn)為：在相同沖擊載荷作用下，不同芯材密度引起的單位塑性能耗變化微?。浑S著沖擊強(qiáng)度增加，由于其耗能機(jī)理不同，相同結(jié)構(gòu)的塑性能耗出現(xiàn)降低，但整體塑性能耗仍然隨沖擊強(qiáng)度增強(qiáng)而增加。擬合得到塑性能耗、沖擊強(qiáng)度和相對密度的量化關(guān)系

圖11 蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)各部分的塑性能耗時(shí)程曲線(a)及塑性能耗與沖擊強(qiáng)度和芯材相對密度關(guān)系(b)Fig. 11 Plastic dissipation histories at different places of honeycomb sandwich structure (a) and the relationship of plastic dissipations to incident impulse intensity and relative core density (b)

4 結(jié) 論

對比實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果和經(jīng)典的金屬夾芯結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)理論，三者有較好的一致性。在結(jié)構(gòu)發(fā)生完全失效前，主要由面板拉伸和芯材壓縮引起了一系列失效模式。芯材的屈曲從邊界到中心呈現(xiàn)漸進(jìn)型，隨著沖擊強(qiáng)度增加，芯材首先在中心位置發(fā)生局部壓實(shí)和完全壓實(shí)的失效模式。獲得了沖擊強(qiáng)度、芯材相對密度對水下沖擊載荷下蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)橫向變形、反力、透射脈沖以及塑性變形能耗幾種抗水下沖擊參數(shù)的結(jié)構(gòu)、載荷、性能的影響規(guī)律與量化關(guān)系。