鋼板夾鋼管組合板抗接觸爆炸性能研究

夏志成, 王曦浩, 趙躍堂, 龔自明, 孔新立

(中國人民解放軍理工大學 國防工程學院，南京 210007)

鋼板夾鋼管組合板抗接觸爆炸性能研究

夏志成, 王曦浩, 趙躍堂, 龔自明, 孔新立

(中國人民解放軍理工大學 國防工程學院，南京 210007)

鑒于鋼管良好的變形能力、吸能特性和夾層結(jié)構(gòu)在強度、剛度上的優(yōu)勢，提出了分層結(jié)構(gòu)為鋼板-鋼管芯層-鋼板的三明治型抗爆組合板。對芯層鋼管數(shù)量為5根、4根、3根的組合板進行了TNT裝藥量為1 kg的接觸爆炸試驗，考察了各板在承受接觸爆炸沖擊荷載時的變形及破壞情況，并對變形破壞過程進行了理論分析和數(shù)值模擬。研究表明,鋼板夾鋼管組合板承受接觸爆炸沖擊荷載時，主要發(fā)生局部壓縮變形。鋼管變形是組合板耗散能量的主要途徑。增加鋼管數(shù)量，增大鋼板厚度，增大鋼管管壁厚度，均可減小組合板在接觸爆炸條件下的變形破壞，提高抗接觸爆炸性能。

接觸爆炸；鋼管；組合板；變形破壞；試驗研究；理論分析；數(shù)值模擬

鋼管承受徑向沖擊荷載時，變形方式主要為局部凹陷變形和整體彎曲變形[1-2]。與承受落錘沖擊荷載時相比，鋼管作為單一抗爆構(gòu)件承受爆炸沖擊荷載，特別是接觸爆炸沖擊荷載時，作用在管壁上的壓力更大，作用時間更短。巨大的爆炸沖擊荷載除了使鋼管發(fā)生局部凹陷變形和整體彎曲變形[3-7]外，還可能導致鋼管發(fā)生局部破壞，產(chǎn)生破口[8-10]，同時耗散大量沖擊能量。因此可將鋼管作為吸能元件添加到具有抗爆要求的結(jié)構(gòu)中，發(fā)揮其減震吸能作用。

輕質(zhì)中間支撐與金屬面板形成的三明治型構(gòu)件[11-14]，如蜂窩夾層板、點陣夾層板和泡沫材料夾層板等，在繼承輕質(zhì)中間支撐良好吸能特性的基礎(chǔ)上，具有強度高、剛度大的優(yōu)勢，適用于結(jié)構(gòu)防爆抗爆。其承受爆炸沖擊荷載時，可將整個響應(yīng)過程分為三個階段[15-16]：爆炸沖擊波作用于上層面板，上層面板發(fā)生變形；芯層被壓縮；下層面板發(fā)生變形。此類構(gòu)件各層間相互作用，發(fā)生變形破壞耗散能量，從而達到抗爆的目的。

在國內(nèi)外學者研究的基礎(chǔ)上，本文提出分層結(jié)構(gòu)為鋼板-鋼管芯層-鋼板的三明治型抗爆組合板。對于這種形式構(gòu)件的抗接觸爆炸性能，目前相關(guān)的研究十分匱乏。因此本文針對鋼板夾鋼管組合板進行接觸爆炸試驗、理論分析和數(shù)值模擬，對其在承受接觸爆炸沖擊荷載時的響應(yīng)進行研究，為這種組合板的實際應(yīng)用提供一定的參考依據(jù)。

1 爆炸試驗

1.1 構(gòu)件設(shè)計

用于制作組合板的鋼板為Q235B熱軋鋼板，厚度為4.5 mm，其參數(shù)如表1所示。鋼管為φ89無縫圓鋼管，壁厚為4.5 mm，其參數(shù)如表2所示。

表1 鋼板材料參數(shù)

表2 鋼管材料參數(shù)

設(shè)計鋼板夾鋼管組合板長1 200 mm，寬455 mm，由上下兩層鋼板和多根并排鋼管組成，為增強組合板的整體性，避免與爆炸無關(guān)的干擾因素導致構(gòu)件各層在試驗中發(fā)生解體分離，在組合板寬度方向兩側(cè)各添加一塊側(cè)板。鋼管與上下鋼板、左右側(cè)板與上下鋼板間通過焊接的方式形成整體，每隔100 mm設(shè)置長35 mm的角焊縫。組合板簡圖如圖1所示。為了達到對比分析的目的，通過改變鋼管數(shù)量，設(shè)計三種不同截面形式的試驗構(gòu)件：五鋼管組合板A-1、四鋼管組合板A-2和三鋼管組合板A-3，如圖2所示。

圖1 組合板簡圖(mm)

1.2 試驗實施

試驗中，構(gòu)件布置如圖3、圖4所示。用上下角鋼將組合板固定在距離為1 000 mm的支座上，防止組合板出現(xiàn)大幅振動或較大的水平位移。

對A-1、A-2和A-3三塊組合板各進行一次試驗，將1 kgTNT裝藥放置于組合板上表面中心處引爆。

1.3 試驗結(jié)果與分析

1.0 kgTNT裝藥接觸爆炸后觀察發(fā)現(xiàn)，三塊鋼板夾鋼管組合板均發(fā)生較大程度的變形破壞，如圖5、圖6所示。組合板A-1在上表面產(chǎn)生長18 cm，寬12 cm的破口。中間三根鋼管產(chǎn)生較大的局部凹陷。下層面板產(chǎn)生十分微小的波紋狀變形。組合板A-2在上表面產(chǎn)生近似橢圓形破口，長24 cm，寬14 cm。中間兩根鋼管產(chǎn)生較大的局部凹陷。下層面板產(chǎn)生長23 cm的線性撕裂；組合板A-3上層面板中心處在下方?jīng)]有鋼管的位置產(chǎn)生兩條線性撕裂，分別長19 cm和13 cm。中央鋼管產(chǎn)生較大的局部凹陷。下層面板產(chǎn)生明顯的波紋狀變形。組合板變形破壞模式如圖7所示。

(a)五鋼管組合板A-1

(b)四鋼管組合板A-2

(c)三鋼管組合板A-3

圖3 試驗構(gòu)件布置示意圖

圖4 爆炸試驗現(xiàn)場布置圖

(a)A-1

(b)A-2

(c)A-3

(a)A-1

(b)A-2

(c)A-3

(a)五鋼管組合板A-1

(b)四鋼管組合板A-2

(c)三鋼管組合板A-3

由此可見，鋼板夾鋼管組合板承受接觸爆炸荷載時，響應(yīng)以局部變形破壞為主。三塊組合板均在上表面產(chǎn)生破口，鋼管發(fā)生局部凹陷變形。與A-1相比，A-2芯層鋼管排列稀疏，導致上層面板出現(xiàn)破口后，沖擊波可通過鋼管間的空隙直接作用于下層面板，使下層面板產(chǎn)生較大破口。A-3整體剛度小，導致其在爆炸過程中出現(xiàn)過大的整體彎曲變形。從實際應(yīng)用角度出發(fā)，芯層為密排鋼管的組合板A-1更適合抗接觸爆炸。因此以五鋼管密排組合板A-1為對象，做進一步研究。

2 理論分析

為簡化問題，將該構(gòu)件視為理想剛塑性模型，將TNT裝藥爆炸視為瞬時爆轟。由于爆熱對構(gòu)件產(chǎn)生的影響與荷載對構(gòu)件產(chǎn)生的作用相比要小的多，因此忽略爆熱影響。

以沖量的形式分析接觸爆炸荷載，鑒于接觸爆炸的特點，在裝藥半徑以外區(qū)域，沖量對結(jié)構(gòu)的作用急劇減小，如圖8、圖9所示。因此，近似取沖量作用區(qū)半徑為TNT裝藥半徑。

圖8 組合板A-1 TNT裝藥設(shè)置圖

圖9 組合板A-1接觸爆炸荷載示意圖

2.1 組合板局部變形

接觸爆炸第一階段：接觸爆炸荷載作用于組合板上表面。沖量I作用于上層面板沖量作用區(qū)，上層面板獲得動能W1。根據(jù)沖量和能量計算公式為

(1)

式中:mT為上層面板沖量作用區(qū)鋼板質(zhì)量;rT為TNT裝藥半徑，即沖量作用區(qū)半徑;h1為鋼板厚度;ρ1為鋼板材料密度。

接觸爆炸第二階段：芯層鋼管被壓縮。在此階段末端，組合板整體獲得動能W2。根據(jù)沖量和能量計算公式為

(2)

式中:m1為單塊鋼板質(zhì)量;m2為所有鋼管總質(zhì)量。

組合板局部變形破壞吸收的能量Ep為

(3)

2.1.1 上層面板局部破壞

組合板上層面板在沖量作用區(qū)出現(xiàn)褶皺，產(chǎn)生塑性鉸A-F，在褶皺最深處，即塑性鉸B、E處發(fā)生n=2條線性撕裂l1和l2，如圖10所示。Ι區(qū)繼續(xù)變形，沿塑性A、F鉸向下轉(zhuǎn)動，ΙΙ區(qū)面板繼續(xù)變形向下運動，最后與上層面板分離。

圖10 上層面板線性撕裂示意圖

建立組合板上層面板局部變形破壞理論分析模型，如圖11所示。根據(jù)該模型，上層面板局部變形破壞消耗能量Epf為

(4)

圖11 上層面板局部變形破壞理論分析模型

Fig.11 Theoretical analysis model of the front facesheet local deformation and failure

式中:Mp1為上層面板塑性變形彎矩;∑θp1為上層面板單個褶皺塑性變形總的相對轉(zhuǎn)角;Δc為上表面出現(xiàn)線性撕裂前鋼材到達極限強度時的褶皺深度;Δb為相鄰鋼管與面板接觸點間的距離;σb1為鋼板材料極限強度;l為線性撕裂的長度;h1為鋼板厚度。

2.1.2 鋼管局部壓縮變形

建立鋼管局部凹陷變形理論分析模型。受壓時，鋼管產(chǎn)生五個塑性鉸，如圖12所示。Rc為鋼管半徑，rc1為鋼管最大凹陷深度。

(a)塑性鉸分布圖

(b)相對轉(zhuǎn)角計算圖

(5)

式中:σy2為鋼管材料屈服強度;h2為鋼管管壁厚度;lh為塑性區(qū)鋼管長度;θc1、θc2和θc3為塑性變形相對轉(zhuǎn)角。

2.2 組合板整體變形

接觸爆炸第三階段：下層面板開始變形。組合板整體彎曲變形消耗能量Up。

(6)

對于該組合板，彎矩Mp2為

(7)

式中:w0為組合板整體彎曲變形量;L為組合板的長度;b為組合板的寬度;σy1為鋼板材料屈服強度。

爆炸第二階段末端組合板獲得的動能W2最后全部轉(zhuǎn)化為整體彎曲變形消耗的能量Up。即：

(8)

根據(jù)式(2)、(6)和(8)：

(9)

(10)

根據(jù)式(11)，局部變形消耗的能量明顯大于整體變形消耗的能量，在組合板消耗的全部能量中占絕大部分。

3 數(shù)值模擬

運用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，采用cm-g-μs單位制，建立1/4計算模型，如圖13所示。組合板整體模型如圖14所示。在組合板端部設(shè)支座，上表面中央處設(shè)置TNT裝藥。建立空氣層覆蓋整個構(gòu)件。在對稱分界面上施加相應(yīng)方向的位移約束，在空氣層外表面上添加無反射邊界條件。計算時間為260 μs。

圖13 1/4模型網(wǎng)格劃分圖

圖14 組合板A-1整體模型圖

所用材料：炸藥、空氣、鋼。炸藥采用HIGH EXPLOSIVE BURN材料模型，JWL狀態(tài)方程；空氣采用NULL材料模型，LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程；鋼采用JOHNSON_COOK材料模型，GRUNEISEN狀態(tài)方程。鋼采用Lagrange算法，炸藥和空氣采用ALE算法。炸藥與空氣間通過共節(jié)點的方式傳遞能量。炸藥、空氣與鋼管組合板間采用流固耦合算法模擬爆炸對組合板產(chǎn)生的作用。

3.1 初始對照組

保證構(gòu)件尺寸、材料參數(shù)、TNT裝藥量等條件與實際試驗一致，對五鋼管組合板A-1進行接觸爆炸數(shù)值模擬。輸出組合板t=10 μs、t=60 μs、t=110 μs、t=160 μs、t=210 μs和t=260 μs六個時刻的組合板高度方向位移云圖，考察組合板在各時刻的變形破壞情況，如圖15所示。

(a)t=10 μs

(b)t=60 μs

(c)t=110 μs

(d)t=160 μs

(e)t=210 μs

(f)t=260 μs

t=10 μs時，裝藥爆炸開始對組合板產(chǎn)生作用，t=110 μs時，上層面板沖量作用區(qū)出現(xiàn)線性撕裂，t=160 μs時，沖量作用區(qū)部分鋼板脫離上層面板，隨后破口逐漸增大。最終上層面板形成破口長18 cm。爆炸過程中，芯層鋼管發(fā)生局部壓縮變形，中央鋼管變形量最大。模擬結(jié)果與試驗及理論分析基本吻合。

3.2 裝藥量變化組

保持除TNT裝藥量以外其他條件不變，改變TNT裝藥量為0.5 kg、1.5 kg和2.0 kg進行模擬，輸出t=260 μs時刻組合板的位移云圖，考察組合板在各時刻的變形破壞情況，如圖16所示。

(a)0.5 kgTNT

(b)1.0 kgTNT

(c)1.5 kgTNT

(d)2.0 kgTNT

在組合板中央鋼管上半環(huán)中心處取節(jié)點1，下半環(huán)中心處取節(jié)點2。t=260 μs時刻節(jié)點2處位移(鋼管下半環(huán)中心處最大位移)與組合板下層面板最大位移相等，即為組合板整體彎曲變形量。t=260 μs時刻節(jié)點1處位移與節(jié)點2處位移的差值即為組合板中間鋼管的最大凹陷深度。

輸出TNT裝藥量為0.5 kg、1.0 kg、1.5 kg、2.0 kg時組合板在t=260 μs時刻的各項變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖17、圖18所示。

圖17 裝藥量變化時組合板變形破壞量曲線圖

Fig.17 Deformation and failure of the panels blasted with different charge weights

圖18 裝藥量變化時組合板內(nèi)能值曲線圖

Fig.18 Internal energy of the panels blasted with different charge weights

TNT裝藥量越大，組合板上表面破口越大，鋼管凹陷越深，組合板整體彎曲變形越大。四種裝藥量條件下，下層面板始終未出現(xiàn)破口。由t=260 μs時刻組合板各部分的內(nèi)能值可知，鋼管芯層耗散能量明顯大于上下面板。

3.3 構(gòu)件尺寸變化組

3.3.1 改變鋼板厚度

保持除鋼板厚度以外其他條件不變，改變鋼板厚度為0.15 cm、0.30 cm、0.60 cm和0.90 cm進行模擬，輸出t=260 μs時刻組合板的位移云圖，考察組合板在各時刻的變形破壞情況，如圖19所示。輸出t=260 μs時刻組合板的各項變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖20、圖21所示。

(a)鋼板厚0.15 cm

(b)鋼板厚0.30 cm

(c)鋼板厚0.60 cm

(d)鋼板厚0.90 cm

Fig.19 Displacement nephograms of the panels with different facesheet thicknesses

圖20 鋼板厚度變化時組合板變形破壞量曲線圖

圖21 鋼板厚度變化時組合板內(nèi)能值曲線圖

隨鋼板厚度增加，組合板上表面破口、鋼管凹陷深度、組合板整體彎曲變形均逐漸減小。鋼板厚度增加到0.9 cm時，組合板上表面破口長度減小到0。由t=260 μs時刻組合板各部分的內(nèi)能值可知，鋼管芯層耗散能量占比逐漸減小，但仍始終大于上下面板。

3.3.2 改變鋼管管壁厚度

保持除鋼管管壁厚度以外其他條件不變，改變鋼管管壁厚度為0.15 cm、0.30 cm、0.60 cm和0.90 cm進行模擬，輸出t=260 μs時刻組合板的位移云圖，考察組合板在各時刻的變形破壞情況，如圖22所示。輸出t=260 μs時刻組合板的各項變形破壞量(單位：cm)以及組合板各部分的內(nèi)能值(單位：105J)，如圖23、圖24所示。

(a)鋼管管壁厚0.15 cm

(b)鋼管管壁厚0.30 cm

(c) 鋼管管壁厚0.60 cm

(d)鋼管管壁厚0.90 cm

Fig.22 Displacement nephograms of the panels with different tube wall thicknesses

圖23 鋼管管壁厚度變化時組合板變形破壞量曲線圖

Fig.23 Deformation and failure of the panels with different tube wall thicknesses

圖24 鋼管管壁厚度變化時組合板內(nèi)能值曲線圖

隨鋼管管壁厚度增加，組合板上表面破口、鋼管凹陷深度、組合板整體彎曲變形均逐漸減小。由t=260 μs時刻組合板各部分的內(nèi)能值可知，鋼管芯層耗散能量占比先增后減，但仍始終大于上下面板。

4 結(jié) 論

(1)鋼板夾鋼管組合板承受接觸爆炸沖擊荷載時，響應(yīng)方式主要為局部變形破壞。

(2)芯層為密排鋼管的五鋼管組合板，在爆炸中能夠有效地通過上層面板和鋼管的變形破壞吸收耗散能量，保證組合板不出現(xiàn)過大的整體彎曲，不發(fā)生貫穿破壞。

(3)與整體彎曲變形相比，局部變形破壞是鋼板夾鋼管組合板耗散接觸爆炸能量的主要途徑。

(4)與上下面板相比，鋼管芯層在鋼板夾鋼管組合板耗散接觸爆炸能量過程中發(fā)揮主要作用。

(5)隨裝藥量增加，接觸爆炸沖擊荷載增大，組合板變形破壞趨于嚴重。面板厚度不變時增加鋼管管壁厚度，鋼管管壁厚度不變時增加面板厚度，均可減小組合板變形破壞程度，增強組合板抗爆性能。

(6)此組合板可應(yīng)用于野戰(zhàn)工事遮彈層或布置于重要設(shè)施外墻表面，能夠較好地發(fā)揮抗爆防護作用，減小甚至遏制恐怖襲擊對目標造成的破壞。根據(jù)需要，可在鋼板與鋼管之間或鋼管內(nèi)部填充砂、土等柔性物質(zhì)，以進一步增加構(gòu)件整體的剛度。填充物顆粒發(fā)生振動、摩擦，能更好地分散、損耗爆炸能量，優(yōu)化組合板的抗爆性能。

[1] 方秦，姜錫權(quán)，王年橋,等. 橫向受壓鋼管吸能特性分析[C]//李新平.第三屆全國工程結(jié)構(gòu)防護學術(shù)會議論文集.北京:中國力學學會,2000.

[2] 張榮. 圓鋼管側(cè)向沖擊性能研究[D].哈爾濱；哈爾濱工業(yè)大學，2013.

[3] BAMBACH M R. Behaviour and design of aluminium hollow sections subjected to transverse blast loads[J]. Thin-Walled Structures, 2008,46:1370-1381.

[4] JAMA H H, NURICK G N, BAMBACH M R, et al. Steel square hollow sections subjected to transverse blast loads[J]. Thin-Walled Structures, 2012,53:109-122.

[5] SONG K J, LONG Y, JI C, et al. Plastic deformation of metal tubes subjected to lateral blast loads[J]. Mathematical Problems in Engineering, 2014,35:55-64.

[6] KARAGIOZOVA D, YU T X, LU G, et al. Transverse blast loading of hollow beams with square cross-sections[J]. Thin-Walled Structures, 2013,62:169-178.

[7] 顧紅軍，趙國志，張恒喜,等. 多排鋼管沖擊波壓扁行為研究[J]. 振動與沖擊，2004，23(2)：78-81.

GU Hongjun. ZHAO Guozhi. ZHANG Hengxi, et al. Crushing behavior research of multi-row steel tubes[J]. Journal of Vibration and Shock, 2004,23(2)：78-81.

[8] NGO T, MOHOTTI D, REMENNIKOV A M, et al. Numerical simulations of response of tubular steel beams to close-range explosions[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2015, 105:151-163.

[9] REMENNIKOV A M, UY B. Explosive testing and modelling of square tubular steel columns for near-field detonations[J]. Journal of Constructional Steel Research, 2014,101:290-303.

[10] 紀沖，龍源，唐獻述,等. 爆炸荷載下X70鋼管道的局部破壞效應(yīng)[J]. 高壓物理學報，2013，27(4)：567-574.

JI Chong, LONG Yuan, TANG Xianshu, et al. Local damage effects of X70 steel pipe subjected to contact explosion loading[J]. Journal of High Pressure Physics, 2013,27(4):567-574.

[11] BALKAN D, MECITOGLU Z. Nonlinear dynamic behavior of viscoelastic sandwich composite plates under non-uniform blast load: theory and experiment[J]. International Journal of Impact Engineering, 2014,72:85-104.

[12] FAN H L, MENG F H, YANG W. Sandwich panels with Kagome lattice cores reinforced by carbon fibers[J].Composite Structures, 2007,81:533-539.

[13] 易建坤，馬翰宇，朱建生,等. 點陣金屬夾芯結(jié)構(gòu)抗爆炸沖擊問題研究的綜述[J]. 兵器材料科學與工程，2014,37(2)：116-120.

YI Jiankun, MA Hanyu, ZHU Jiansheng, et al. Review of explosion and chock wave resistance of metallic lattice sandwich structure[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 2014,37(2)：116-120.

[14] 張國旗. 復合材料點陣結(jié)構(gòu)吸能特性和抗低速沖擊性能研究[D]. 哈爾濱；哈爾濱工業(yè)大學，2014.

[15] ZHU F, WANG Z H, LU G X, et al. Analytical investigation and optimal design of sandwich panels subjected to shock loading[J]. Materials and Design, 2009,30:91-100.

[16] ZHU F, WANG Z H, LU G X, et al. Some theoretical considerations on the dynamic response of sandwich structures under impulsive loading[J]. International Journal of Impact Engineering, 2010,37:625-637.

Contact blast resistance of tube-core sandwich panels

XIA Zhicheng， WANG Xihao， ZHAO Yuetang, GONG Ziming， KONG Xinli

(College of Defense Engineering, PLA University of Science and Technology, Nanjing 210007, China)

Steel tubes process excellent performance of energy absorption. Sandwich panels have advantages in strength and rigidity. The tube-core sandwich panels used for blast resistant were studied in this paper. Contact blast experiments with 1 kg TNT were carried out to test the five-tube-core sandwich panel, the four-tube-core sandwich panel, and the three-tube-core sandwich panel. For each panel, the deformation and failure subjected to contact blast loading were investigated. The process of deformation and failure were researched by theoretical analysis and numerical simulation. Researches show that the tube-core sandwich panels consume energy mainly by local compression deformation. To reduce the deformation and improve the contact blast resistance of the sandwich panels, it is effective to increase the number of tubes or enlarge the thickness of face sheets and tube walls.

contact blast; steel tube; sandwich panel; deformation and failure; experimental investigation; theoretical analysis; numerical simulation.

國家自然科學基金項目(51478469)

2015-11-25 修改稿收到日期：2016-03-03

夏志成 男，博士，教授，1961年9月生

王曦浩 男，碩士生，1990年10月生

TU352.1+3

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.08.024