爆炸沖擊波和破片聯(lián)合作用下玻璃纖維夾芯復合結構毀傷特性實驗研究

李典， 侯海量， 戴文喜, 朱錫， 李茂， 陳長海

(1.海軍工程大學 艦船工程系， 湖北 武漢 430033; 2.中國艦船設計中心， 湖北 武漢 430064)

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爆炸沖擊波和破片聯(lián)合作用下玻璃纖維夾芯復合結構毀傷特性實驗研究

李典1， 侯海量1， 戴文喜2, 朱錫1， 李茂1， 陳長海1

(1.海軍工程大學 艦船工程系， 湖北 武漢 430033; 2.中國艦船設計中心， 湖北 武漢 430064)

為研究爆炸沖擊波和破片聯(lián)合作用下復合夾芯結構的防護能力和毀傷機理，采用TNT和預制破片開展了沖擊波和破片聯(lián)合作用下玻璃纖維夾芯結構的聯(lián)合毀傷實驗。研究玻璃纖維復合夾芯結構的毀傷特性，將其防護能力與芳綸、高強聚乙烯復合夾芯結構進行了量化對比，并分析了沖擊波和破片聯(lián)合作用下復合夾芯結構前面板、芯層、后面板的破壞模式及相應破壞機理。結果表明：選用復合夾芯結構抗沖擊波和破片聯(lián)合毀傷時，同等防護能力所需E玻璃纖維芯層重量分別為芳綸芯層、高強聚乙烯芯層的1.37倍、2.50倍；前面板破壞模式主要由沖擊波載荷、破片載荷、芯層約束3方面因素共同決定；破片載荷對芯層破壞模式起主要作用，后面板破壞模式與芯層碰撞、破片載荷兩方面因素有關，其中沖擊波載荷和芯層碰撞為面載荷，使前后面板產生整體彎曲變形，破片載荷為點載荷，使面板和芯層產生局部的穿甲破孔，芯層約束限制了前面板變形空間。

兵器科學與技術； 實驗研究； 破壞模式； 防護能力； 復合夾芯結構

0 引言

諸多研究表明[10-11]，沖擊波和破片對防護結構的聯(lián)合毀傷大于單一載荷對防護結構毀傷破壞程度之和。因此，采用復合防護結構抵御爆炸沖擊波和高速破片的聯(lián)合毀傷破壞作用，已成為艦船防護工程領域的共識，并開展了廣泛研究。侯海量等[12]研究了陶瓷棉/高強聚乙烯、氣凝膠氈/高強聚乙烯、陶瓷/芳綸、陶瓷/高強聚乙烯4種典型夾芯復合艙壁結構在沖擊波和破片聯(lián)合作用下的破壞效應，比較了單位重量下的防護效能，闡述了夾芯復合艙壁結構的破壞模式和防護機理。李典等[13]分析了芳綸復合夾芯結構的破壞模式，并將其與文獻[12]中復合夾芯結構的防護能力進行了對比及排序。

玻璃纖維[14]作為第1代抗彈復合材料，雖力學性能低于芳綸、高強聚乙烯纖維，但其價格低廉、來源廣泛、阻燃性能好，所以開展玻璃纖維夾芯結構聯(lián)合毀傷效應研究仍具有重要意義。張成亮[15]雖已開展近距爆炸破片作用玻璃纖維夾芯結構實驗研究，比較了爆炸沖擊波單獨作用和聯(lián)合毀傷效應時結構不同的破壞模式，但其實驗工況和目的與文獻[12-13]不同，無法比較分析出玻璃纖維板與其他防護結構的防護能力。因此，本文將采用與文獻[12-13]相同實驗方法，進一步開展沖擊波和破片聯(lián)合作用下玻璃纖維復合夾芯結構的聯(lián)合毀傷實驗研究，指出了玻璃纖維復合夾芯結構的破壞模式，并將其防護能力與文獻[12-13]中芳綸及高強聚乙烯復合夾芯結構進行了對比，總結了沖擊波和破片聯(lián)合作用下復合夾芯結構前面板、芯層、后面板的破壞模式，并揭示了其相應的破壞機理。

1 實驗設計

玻璃纖維復合夾芯結構由前、后鋼質面板和玻璃纖維芯層構成，前、后面板采用Q235鋼，厚度分別為1 mm和2 mm，設計制作C玻璃纖維、E玻璃纖維兩類層合板作為抗彈芯層，厚度、面密度分別為14 mm、29.8 kg/m2，22 mm、39.6 kg/m2，具體結構型式見圖1和圖2.

實驗方法與文獻[12-13]相同，采用特制夾具夾持，炸藥底部與復合抗爆艙壁前面板表面中心距離仍保持334 mm不變，預制破片由2 mm厚Q235鋼線切割加工而成，單顆尺寸為5×5 mm2，質量約0.35 g，采用3發(fā)200 g TNT藥柱“品”字形布置，并在藥柱底面粘貼200枚預制破片(見圖3)，計算裝藥比例距離r=0.396；另由文獻[12]可知，在此爆距下沖擊波先于破片作用于夾芯復合結構，夾芯復合艙壁結構受到的破片能E0=157.86 kJ，約為沖擊波能的4.2倍；玻璃纖維層合板及Q235鋼力學性能指標見表1和表2.

種類密度/(kg·m-3)彈性模量/GPa壓縮強度/MPa拉伸強度/MPa延伸率/%C玻璃纖維21208620030419E玻璃纖維179010724034338

表2 Q235鋼力學性能指標Tab.2 Mechanical parameters of Q235 steel

2 實驗結果及分析

2.1 前面板破壞模式及機理分析

圖4為C玻璃纖維復合夾芯結構前面板變形模式形貌。由圖4所示，破片著靶點集中分布在半徑R=100 mm的圓形區(qū)域內，占總著靶數(shù)的80%，稱之為密集侵徹區(qū)。密集侵徹區(qū)內各穿甲破口間邊界撕裂形成4片花瓣，并均伴有嚴重的反向翻轉，形成尺寸約170 mm×180 mm的矩形大破口。密集侵徹區(qū)外散布單個或若干高速破片穿甲形成的侵徹彈孔或撞擊凹坑。同時，前面板伴有輕微彎曲變形，固支邊界形成明顯的塑性絞線，此時前面板破壞模式為反向花瓣破口—彎曲變形破壞。

圖4 C玻璃纖維復合夾芯結構前面板變形破壞形貌Fig.4 Front plate damage morphology of C-glassfiber composite sandwich structure

圖5 E玻璃纖維復合夾芯結構前面板變形破壞形貌Fig.5 Front plate damage morphology of E-glassfiber composite sandwich structure

圖5為E玻璃纖維復合夾芯結構前面板破壞模式形貌圖。由圖5所示，面板中心位置亦形成密集半徑約R=100 mm的密集侵徹區(qū)，但與圖4所示不同的是，各穿甲破口間并未產生明顯反向花瓣翻轉，各穿孔緊密但相對獨立地分布。這是因為C玻璃纖維較E玻璃纖維延伸率更低、更脆些，破片侵徹C玻璃纖維層合板時，大量纖維束碎裂反向噴出撞擊前面板，形成反向花瓣翻轉。前面板在沖擊波載荷作用下伴有輕微凹陷變形，固支邊界存在塑性絞線，此時破壞模式為剪切沖塞- 彎曲變形破壞。

第一方面是確定藥劑類型和投加量，通過試驗選擇適宜的藥劑并確定其最佳投加量，在降低使用成本的同時，發(fā)揮其最大功效。

結合文獻[12-13]實驗結果分析認為，沖擊波和破片聯(lián)合作用下復合夾芯結構的前面板破壞模式主要與沖擊波載荷、破片載荷、芯層約束3方面因素有關。對于沖擊波載荷，沖擊波強度較小時，前面板產生整體彎曲變形破壞，隨著沖擊波強度增大，前面板彎曲變形破壞進一步加劇，并將產生邊界撕裂破壞。對于破片載荷，其主要使前面板產生穿甲沖塞破壞。當破片著靶密度較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞破壞。當著靶密度較大時，前面板穿孔連通貫穿并伴隨撕裂，破壞模式變?yōu)榧瘓F沖塞破口破壞。另外，若抗彈芯層為脆性材料如C玻璃纖維、陶瓷及混凝土時，其被侵徹時反向噴出的纖維束、陶瓷及混凝土碎片等飛濺物將撞擊撕裂形成的花瓣使其反向翻轉，形成反向花瓣破口破壞模式(見圖6)。對于芯層約束，其主要指前面板與芯層間距(以下簡稱芯層前間距)較小時，前面板變形至與芯層碰撞后一方面限制了前面板的變形空間，同時迅速將自身動能傳遞給芯層，阻礙了前面板產生彎曲大變形趨勢。當前面板與抗彈芯層間距較大時，芯層不再影響前面板變形破壞，此時可認為復合夾芯結構前面板的破壞模式與單一面板破壞模式相同，其破壞模式僅由沖擊波載荷和破片載荷共同決定。

圖6 文獻[12]中陶瓷/聚乙烯復合夾芯 結構前面板破壞模式Fig.6 Front plate damage morphology of ceramic/polyethylene composite sandwich structure(Ref.[12])

綜上可知，當沖擊波強度和破片著靶密度均較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞- 彎曲變形破壞(見圖5)；當沖擊波強度較大、破片著靶密度較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞- 彎曲變形- 邊界撕裂破壞；當沖擊波強度較小、破片著靶密度較大時，前面板破壞模式為集團沖塞破口或反向花瓣破口- 彎曲變形破壞(見圖4和圖7)；當沖擊波強度和破片著靶密度均較大時，前面板破壞模式為集團沖塞破口或反向花瓣破口- 彎曲變形- 邊界撕裂破壞(見圖8)；芯層前間距的大小使前面板在以上破壞模式基礎上改變了其彎曲變形或邊界撕裂程度，如在一定范圍內隨著芯層前間距的增大，前面板整體彎曲變形進一步加大，并且更容易產生邊界撕裂破壞。

圖7 文獻[13]中芳綸復合夾芯結構前面板破壞形貌Fig.7 Front plate damage morphology of aramid fiber composite sandwich structure(Ref.[13])

圖8 文獻[12]中陶瓷棉/高強聚乙烯復合 夾芯結構前面板破壞形貌Fig.8 Front plate damage morphology of ceramic wool/polyethylene composite sandwich structure(Ref.[12])

2.2 芯層破壞模式及機理分析

圖9所示為C玻璃纖維層合板破壞形貌。由圖9可知，迎彈面存在大量穿甲破口，并形成與前面板類似的密集侵徹區(qū)。密集侵徹區(qū)內，迎彈面大量纖維束被彈丸侵徹剪斷反向噴出形成大破口，破口最大尺寸為170 mm，彈孔和破口邊沿存在大量斷裂外翻的纖維，迎彈面破壞模式為纖維剪切破壞。背彈面的破壞模式為纖維剪切、拉伸混合破壞，密集侵徹區(qū)內大量纖維束被多破片一齊侵徹剪拉破壞而噴出，部分基體碎裂泛白，出現(xiàn)纖維拔脫現(xiàn)象。同時，邊界出現(xiàn)小幅的脫膠分層，但未有整體彎曲變形。

圖9 C玻璃纖維層合板破壞形貌Fig.9 Damage morphology of C-glassfiber laminates

圖10為E玻璃纖維層合板破壞形貌。由圖10可知，由于爆炸高溫氣體和密集高速破片穿甲過程中產生的高溫，前面板迎爆面穿甲破口處存在“灼燒”熔融破壞，纖維呈剪切斷裂破壞；密集作用區(qū)域內存在大量的侵徹彈痕及彈孔。背彈面成大面積凸包(直徑在200 mm以上)，但未有整體彎曲變形。

圖10 E玻璃纖維層合板破壞形貌Fig.10 Damage morphology of E-glassfiber laminates

綜上所述，前面板通過彎曲變形、邊界撕裂等方式吸收了全部的沖擊波能，可認為沖擊波載荷已被前面板所抵御。因而，芯層破壞模式由前面板碰撞、破片侵徹、后面板約束3方面因素共同決定的，其中破片載荷起主要作用。對于前面板碰撞，其傳遞給芯層一部分沖擊動能，使其產生一定的彎曲變形。對于破片載荷，當著靶密度較小時，破片分布較為分散，此時芯層破壞模式同單破片侵徹下破壞模式，與彈丸沖擊特性(如質量、形狀及初速)，芯層材料屬性、幾何尺寸等多方面因素有關，常見的破壞模式有剪切、拉伸、分層、鼓包等。當著靶密度較大時，破片著靶點分布較為集中，各著靶點處形成的壓縮波和剪切波在傳播過程中相互疊加，使該集中侵徹區(qū)應力值大大增大，較其他區(qū)轉化吸收了更多的破片沖擊動能，隨后轉化為芯層變形能過程中使其產生大鼓包、整體彎曲變形破壞，芯層破壞模式可認為單破片破壞模式- 大鼓包變形破壞(見圖10)或單破片破壞模式- 大鼓包- 彎曲變形破壞(見圖11)。以上所述芯層不僅指單一復合板，也包含陶瓷/復合板這種組合抗彈芯層，只不過由于陶瓷的存在大大增加了破片侵徹作用面積，因而組合抗彈芯層的破壞模式較單- 復合板的局部大鼓包變形減小，而整體的彎曲變形將更加明顯(見圖12)。對于后面板約束，其對芯層破壞模式影響作用與芯層間距對前面板破壞模式相同，當抗彈芯層與后面板間距較小時，芯層的鼓包、彎曲變形至與后面板碰撞后可迅速將一部分芯層動能傳遞給后面板，限制了芯層的變形空間。當抗彈芯層與后面板間距較大時，后面板不再影響芯層的變形破壞。

圖11 文獻[13]中芳綸復合夾芯結構芯層破壞模式Fig.11 Damage morphology of aramid fiber laminates(Ref.[13])

圖12 文獻[12]中陶瓷/聚乙烯復合 夾芯結構芯層破壞模式Fig.12 Core layer damage morphology of ceramic/polyethylene composite sandwich structure(Ref.[12])

2.3 后面板破壞模式及機理分析

圖13為C玻璃纖維復合夾芯結構后面板破壞形貌。后面板在抗彈層的碰撞擠壓產生彎曲大變形過程中沿穿甲破孔撕裂成裂紋，并最終形成花瓣形大破口。裂瓣邊沿可見2個彈孔和2個凹陷彈痕，花瓣數(shù)為4，裂瓣有不同的尺寸和翻轉程度，翻轉角均大于90°，最大外翻高度達13.0 cm，裂瓣根部最大尺寸為21.0 cm，固支邊界存在明顯塑性鉸線。

圖13 C玻璃纖維復合夾芯結構后面板變形破壞形貌Fig.13 Rear plate damage morphology of C-glassfiber composite sandwich structure

圖14為E玻璃纖維復合夾芯結構后面板破壞形貌。由圖14可知，后面板產生大撓度凹陷變形，共有5枚破片穿透抗彈芯層繼續(xù)侵徹后面板形成3個破片穿孔和2個彈坑。后面板中部沿穿甲破孔撕裂產生了1條長約5 cm的裂紋，固支邊界存在明顯塑性鉸線。

圖14 E玻璃纖維復合夾芯結構后面板破壞形貌Fig.14 Rear plate damage morphology of E-glassfiber composite sandwich structure

總的來說，后面板破壞模式與芯層碰撞、破片載荷兩方面因素有關，其中芯層碰撞是后面板產生彎曲變形、邊界撕裂主要因素，破片載荷使后面板產生穿甲破孔。當芯層碰撞能較小時，若抗彈芯層全部防住破片，后面板破壞模式為整體彎曲變形破壞(見圖15)；若少數(shù)破片穿透后面板，后面板破壞模式為局部穿孔- 整體彎曲變形破壞(見圖14)；若較多破片穿透后面板，后面板在被芯層碰撞擠壓大變形過程中同時沿穿孔撕裂成裂紋，其破壞模式為撕裂大破口破壞(見圖13)。當芯層碰撞能較大時，后面板在以上破壞模式基礎上將產生邊界撕裂破壞，并且后面板更容易沿穿甲破孔撕裂，形成撕裂大破口。

圖15 文獻[12]中陶瓷/聚乙烯復合夾芯 結構后面板破壞模式Fig.15 Rear plate damage morphology of ceramic/polyethylene composite sandwich structure(Ref.[12])

2.4 防護能力及對比分析

圖16為穿透C玻璃纖維復合夾芯結構各層的破片數(shù)量分布。由圖16可知：210個初始預制破片在炸藥驅動后，約有184枚破片著靶前面板，其中有181枚破片穿透前面板，并繼續(xù)侵徹后續(xù)防護結構(占著靶破片總數(shù)的98.4%)，最終，共有34枚破片穿透后面板。即該C玻璃纖維復合夾芯防護結構共計防住了150枚破片，占著靶破片總數(shù)的81.5%.

圖16 穿透C玻璃纖維復合夾芯結構 各層的破片數(shù)量分布Fig.16 Quantitative distribution of fragments to penetrate each layers of C-glassfiber composite sandwich structure

圖17為穿透E玻璃纖維復合夾芯結構各層的破片數(shù)量分布。由圖17可知：210個初始預制破片在炸藥驅動后，約有185枚破片著靶前面板，其中有183枚破片穿透前面板(占著靶破片總數(shù)的98.9%)，并繼續(xù)侵徹后續(xù)防護結構，最終，在背板上形成3個破片穿孔和2個彈坑。則當總面密度為47.4 kg/m2(前面板+E玻璃纖維板)時，共計防住了180枚破片(占著靶破片總數(shù)的97.3%)；該E玻璃纖維復合夾芯防護結構共計防住了182枚破片，占著靶破片總數(shù)的98.4%。其中，E玻璃纖維板在抗破片侵徹過程中發(fā)揮了主要作用。

圖17 穿透E玻璃纖維復合夾芯結構 各層的破片數(shù)量分布Fig.17 Quantitative distribution of fragments to penetrate each layer of E-glassfiber composite sandwich structure

另外，結合文獻[12-13]可知，玻璃纖維夾芯、芳綸纖維夾芯及氣凝膠氈/高強聚乙烯3種復合夾芯防護結構的實驗工況相同，其均抵御相同的近距爆炸破片聯(lián)合毀傷載荷，并且3種夾芯復合結構實驗結果近似相同，均產生2至3枚破片穿透、后面板撓度近似相同的彎曲大變形(見圖18)。因而可認為玻璃纖維、芳綸、高強聚乙烯3種抗彈芯層具有相同的防護能力，其面密度分別為39.60 kg/m2、29.01 kg/m2、16.00 kg/m2. 進而可知，沖擊波與破片聯(lián)合作用下，同等防護能力時所需E玻璃纖維芯層重量分別為芳綸芯層、高強聚乙烯芯層的1.37倍、2.50倍，即采用高強聚乙烯芯層較玻璃纖維芯層、芳綸芯層分別減重59.6%、44.8%.

圖18 3種復合夾芯結構后面板中線處變形撓度Fig.18 Deflections of rear plates in three composite sandwich structures

3 結論

本文采用預制破片裝藥近炸實驗，研究了沖擊波和破片聯(lián)合作用下玻璃纖維復合夾芯結構毀傷特性和防護能力，總結了沖擊波和破片聯(lián)合作用下復合艙壁結構前面板、芯層、后面板的破壞模式，并揭示了其相應的破壞機理，得到結論如下：

1)前面板破壞模式主要與沖擊波載荷、破片載荷、芯層約束3方面因素有關。對于沖擊波載荷，主要是使前面板產生整體彎曲變形破壞、邊界撕裂破壞。對于破片載荷，其主要使前面板產生穿甲沖塞破壞。破片著靶密度較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞破壞；著靶密度較大時，破壞模式變?yōu)榧瘓F沖塞破口。對于芯層約束，則限制了前面板的變形空間，阻礙了前面板彎曲大變形。

2)沖擊波強度和破片著靶密度均較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞- 彎曲變形破壞；沖擊波強度較大、破片著靶密度較小時，前面板破壞模式為剪切沖塞- 彎曲變形- 邊界撕裂破壞；當沖擊波強度較小、破片著靶密度較大時，前面板破壞模式為集團沖塞破口或反向花瓣破口- 彎曲變形破壞；沖擊波強度和破片著靶密度均較大時，前面板破壞模式為集團沖塞破口或反向花瓣破口- 彎曲變形- 邊界撕裂破壞。

3)芯層破壞模式中破片載荷起主要作用。著靶密度較小時，芯層破壞模式同單破片侵徹下破壞模式；著靶密度較大時，芯層破壞模式可認為單破片破壞模式- 大鼓包變形破壞或單破片破壞模式- 大鼓包- 彎曲變形破壞。

4)后面板破壞模式與芯層碰撞、破片載荷兩方面因素有關。其中芯層碰撞是后面板產生彎曲變形、邊界撕裂主要因素，破片載荷使后面板產生穿甲破孔。當芯層碰撞能較小時，若抗彈芯層全部防住破片，后面板破壞模式為整體彎曲變形破壞；若少數(shù)破片穿透后面板，后面板破壞模式為局部穿孔- 整體彎曲變形破壞；若較多破片穿透后面板，其破壞模式為撕裂大破口破壞。當芯層碰撞能較大時，后面板在以上破壞模式基礎上產生了邊界撕裂破壞，并且后面板更容易沿穿甲破孔撕裂，形成撕裂大破口破壞。

5)選用復合夾芯結構抗沖擊波和破片聯(lián)合毀傷時，同等防護能力所需E玻璃纖維芯層重量分別為芳綸芯層、高強聚乙烯芯層的1.37倍、2.50倍，即采用高強聚乙烯芯層較玻璃纖維芯層、芳綸芯層分別減重59.6%、44.8%.

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Experimental Investigation on Damage of Glassfiber SandwichStructure under Explosion and Fragment Loadings

LI Dian1， HOU Hai-liang1， DAI Wen-xi2, ZHU Xi1， LI Mao1， CHEN Chang-hai1

(1.Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，Hubei，China;2.China Ship Development and Design Center, Wuhan 430064, Hubei, China)

In order to explore the protection ability and damage mechanism of glassfiber sandwich bulkhead under explosion and fragment loadings，the deformation and failure tests of glassfiber sandwich structure were performed using cast TNT and prefabricated fragments. The damage characteristics of glassfiber composite sandwich structure，of which protection ability is quantitatively compared with those of aramid and high-strength polyethylene composite sandwich structures，are studied，and the failure mode of each layer composite sandwich structure and its corresponding failure mechanism are analyzed. The results show that E-glass core is required to be 1.37 times and 2.50 times heavier than aramid core and high-strength polyethylene core，respectively，when sandwich structure is applied to resist explosion and fragment loadings. The failure mode of front panel is co-determined by three factors，including shock wave，fragment load,and core constraint. Fragment load plays a major role on core failure mode，the failure mode of rear panel is related to core impact and fragment load. The shock wave and core impact are surface loads，which lead to the bending deformation of front and rear panels，the fragment load is point load，which leads to the local piercing holes on panel and core，and the core constraint limits the deformation space of the front panel.

ordnance science and technology; experimental investigation; failure mode; protection ability; composite sandwich structure

2016-07-04

國家自然科學基金項目(51679246、51409253、51479204)

李典(1990—), 男, 博士研究生。 E-mail: lidian916@163.com

侯海量(1977—), 男, 副教授, 碩士生導師。 E-mail: hou9611104@163.com

O383+.1； O385

A

1000-1093(2017)05-0877-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.05.006