艙內(nèi)爆炸作用下固支方板的變形與破壞模式

李 營，李 延，劉海燕，王 偉，方岱寧

（1.北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；2.北京航天長征飛行器研究所，北京 100076；3.海軍研究院，北京 100161）

0 引 言

隨著制導(dǎo)技術(shù)和精確打擊能力的提高，反艦導(dǎo)彈成為現(xiàn)代艦船的最重要威脅之一[1]。反艦導(dǎo)彈主要采用半穿甲式戰(zhàn)斗部，即戰(zhàn)斗部穿透船體外板進(jìn)入船體內(nèi)部爆炸，對船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重毀傷[2]。艙內(nèi)爆炸作用下不僅會產(chǎn)生反射壓力，更會產(chǎn)生持續(xù)時(shí)間較長的準(zhǔn)靜態(tài)壓力，對結(jié)構(gòu)的毀傷作用遠(yuǎn)大于無約束爆炸[3]。

對方板在艙內(nèi)爆炸載荷作用下的研究，是開展艦船結(jié)構(gòu)在艙內(nèi)爆炸作用下變形與毀傷特性的基礎(chǔ)。相比于空中自由場爆炸與水下爆炸作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，艙內(nèi)爆炸作用下結(jié)構(gòu)響應(yīng)的研究較少，目前內(nèi)部爆炸作用下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)研究主要集中在兩個領(lǐng)域：（1）內(nèi)部爆炸載荷特點(diǎn)研究；（2）內(nèi)部爆炸作用下圓柱殼結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)研究。

在內(nèi)部爆炸載荷特性方面，Aderson等[4]給出了艙內(nèi)爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的量綱分析方法和相關(guān)公式；美軍制定了UFC 標(biāo)準(zhǔn)[5]，利用兩段線的方式對帶泄出口的艙內(nèi)爆炸載荷進(jìn)行了簡化；芬蘭海軍[6]也高度關(guān)注艙內(nèi)爆炸作用下艦船結(jié)構(gòu)的變形，并對使用Abaqus軟件依據(jù)簡化載荷進(jìn)行了艦船評估；Dragos等[7]提出了艙內(nèi)爆炸載荷的簡化計(jì)算方法，并對UFC 方法進(jìn)行了修正；Feldgun 等[8]通過結(jié)合能量法和JWL 方程給出了準(zhǔn)靜態(tài)壓力的預(yù)測公式，與實(shí)驗(yàn)值吻合較好；李營[9]通過艙內(nèi)爆炸下爆炸驅(qū)動水霧試驗(yàn)，驗(yàn)證了后續(xù)燃燒對準(zhǔn)靜態(tài)壓力的貢獻(xiàn)。

在內(nèi)部爆炸作用下結(jié)構(gòu)物的響應(yīng)研究方面，Zheng等[10]開展了不同TNT當(dāng)量作用下內(nèi)部爆炸作用下復(fù)合材料圓柱容器的變形和損傷的實(shí)驗(yàn)研究，并開展了數(shù)值仿真分析；Rushtona 等[11]開展了內(nèi)部爆炸作用下鋼制圓柱殼的變形研究，指出其比等效圓球變形大；Geretto 等[12]開展了完全泄出、局部泄出和完全密封條件下低碳鋼爆炸沖擊下的變形響應(yīng)，擬合了經(jīng)驗(yàn)公式；李營等[13]試驗(yàn)分析了艙內(nèi)戰(zhàn)斗部爆炸作用下結(jié)構(gòu)的毀傷特性。

本研究制作了艙內(nèi)爆炸載荷發(fā)生裝置，開展了8 組工況的不同方板在艙內(nèi)爆炸作用下的爆炸沖擊響應(yīng)實(shí)驗(yàn)，分析了不同測點(diǎn)區(qū)域艙內(nèi)爆炸載荷特點(diǎn)，對比了不同靶板的塑性變形，得到了艙內(nèi)爆炸作用下固支方板的2種典型破壞模式，并將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與無量綱數(shù)進(jìn)行了比對，為艦船抗艙內(nèi)爆炸毀傷結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供了參考。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置與工況

1.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

為了分析艙內(nèi)爆炸作用下方板的動力響應(yīng)，對比不同板厚、不同爆炸位置、不同當(dāng)量對板的變形和破壞模式的影響，制作了艙內(nèi)爆炸載荷加載裝置，設(shè)置A、B、C三個測點(diǎn)，其中A測點(diǎn)位于迎爆面，C測點(diǎn)位于角隅處，B測點(diǎn)位于迎爆面與角隅處之間，如圖1 所示。裝置內(nèi)部空間為400 mm×400 mm×400 mm，設(shè)計(jì)一個直徑為100 mm 的圓孔，模擬初始破孔泄出爆轟產(chǎn)物。方板通過32個φ16的螺栓固定，并通過蓋板壓緊，示意圖如圖2所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.1 Device of internal blast

圖2 板尺寸示意圖Fig.2 Dimensions of the plate

裝藥采用TNT 柱形裝藥，裝藥的長徑比為1.5∶1。在艙內(nèi)，爆炸加載裝置通過細(xì)線懸垂，通過8 號雷管引爆。

1.2 實(shí)驗(yàn)試件與工況

為了對比不同厚度、不同炸藥當(dāng)量、不同材料、不同爆炸位置對方板變形和損傷特性的影響，開展了8組實(shí)驗(yàn)，如表1所示。鋼板采用的是Q235低碳鋼（楊氏模量為210 GPa，屈服強(qiáng)度為249 MPa，斷裂延伸率為37%），詳細(xì)材料參數(shù)參見作者早期的研究工作[14-16]。鋁板采用2024-351 鋁（楊氏模量為72.1 GPa，屈服強(qiáng)度為304 MPa，抗拉強(qiáng)度為540 MPa，斷裂延伸率為11%），其他材料參數(shù)見文獻(xiàn)[17]。泡沫鋁夾層板采用的是面板為1 mm、芯層為9 mm、背板為1 mm的膠裝復(fù)合板。泡沫鋁面板和后面板的材料均為2024-351鋁，泡沫鋁層的材料為工業(yè)純鋁，孔隙率為84%，密度為0.43 g/mm3，楊氏模量為0.694 GPa。泡沫鋁芯層材料的應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖3所示，其他參數(shù)見文獻(xiàn)[18]。表1中距離1/3、1/2和2/3分別是指炸藥放在艙內(nèi)的位置，距離目標(biāo)板為400 mm的1/3、1/2和2/3。

圖3 泡沫鋁單軸壓縮應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.3 Strain-stress of Al foam core under uniaxial compression

表1 艙內(nèi)爆炸作用下板響應(yīng)工況Tab.1 Cases of plates under internal blast

1.3 實(shí)驗(yàn)測量

使用34.5 MPa量程的PCB113A02型壁面反射壓力傳感器測量艙內(nèi)爆炸壓力，將Genesis高速采集系統(tǒng)的采樣頻率設(shè)置為1 MHz，測量艙內(nèi)爆炸過程中的載荷變化。為了確保剛性安裝基礎(chǔ)，將傳感器基座厚度設(shè)計(jì)為8 mm。實(shí)驗(yàn)后采用激光掃描儀SCAN700 測量爆炸后板的變形，采樣精度設(shè)置為0.05 mm。將掃描后的板變形圖數(shù)字化，實(shí)物圖和掃描的變形如圖4所示。

圖4 爆炸后的變形圖Fig.4 Plate deformation under internal blast

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 艙內(nèi)爆炸載荷

圖5 為工況2 時(shí)3 個測點(diǎn)的壁面反射壓力曲線?？梢钥吹剑海?）角隅處沖擊波峰值最大，約為32.76 MPa，迎爆面沖擊波峰值約為11.76 MPa，角隅與迎爆面中間位置壓力最小，約為9.79 MPa；（2）A、B、C測點(diǎn)均呈現(xiàn)多次發(fā)射沖擊波，維持了較長時(shí)間的準(zhǔn)靜態(tài)壓力，且準(zhǔn)靜態(tài)壓力的幅值趨于一致；（3）A、B、C測點(diǎn)的沖量初始差異較大，后期趨于一致。

圖5 艙內(nèi)爆炸載荷Fig.5 Internal blast loading at different gauge points

圖6為不同工況時(shí)泄爆孔泄爆示意圖?？梢钥闯?，1/2處爆炸時(shí)對應(yīng)的泄爆角α相比于1/3處爆炸時(shí)的泄爆角β大。在爆轟產(chǎn)物及氣體向外擴(kuò)散時(shí)，1/2 處爆炸的工況泄出的爆轟產(chǎn)物和氣體明顯多于1/3處爆炸的工況。由此可以判斷，炸藥相對于泄爆孔的位置能有效影響艙內(nèi)爆炸載荷特性。

圖6 不同爆炸位置的泄爆示意圖Fig.6 Schematic of different explosion positions

2.2 板的塑性變形

圖7為艙內(nèi)爆炸作用下不同厚度板的塑性變形。

圖7 艙內(nèi)爆炸作用下不同板中線的塑性變形Fig.7 Plastic deformation of different plates in the middle

在100 g TNT 炸藥距離靶板1/3、1/2、2/3 處內(nèi)部爆炸作用下，2 mm 厚鋼板的中點(diǎn)變形分別為77.2 mm、70.8 mm 和71.4 mm，3 mm 厚鋼板的中點(diǎn)變形分別為58.2 mm、53.1 mm 和55.4 mm?？梢钥闯鼍嚯x2/3 處的靶板變形反而比1/2 處的大。分析原因如圖6 所示，當(dāng)TNT 在1/2 處爆炸時(shí)，正對泄出口（圖6（a）中夾角α），爆轟產(chǎn)物泄出較多，影響了后期的準(zhǔn)靜態(tài)壓力形成；當(dāng)TNT位于1/3或2/3時(shí)，爆點(diǎn)斜對著泄出口（圖6（b）中夾角β），直接泄出的爆轟產(chǎn)物較少，對后續(xù)壓力的影響較小。

另外，從圖7 可以看出，同樣在100 g TNT 內(nèi)部爆炸作用下，2 mm 厚的低碳鋼板的塑性變形與3 mm 厚的板相比，呈現(xiàn)出更為明顯的局部化特征；當(dāng)鋼板較厚時(shí)，整體變形更為均勻，中點(diǎn)的最大撓度相差也比較小。

圖8為艙內(nèi)爆炸作用下距離中線100 mm處邊線的塑性變形。

圖8 艙內(nèi)爆炸作用下板邊線的塑性變形（距中線100 mm）Fig.8 Plastic deformation of different plates(100 mm from the middle)

在100 g TNT 爆炸作用下，炸點(diǎn)距離靶板1/3、1/2 和2/3 處2 mm 厚低碳鋼板邊線的最大塑性變形分別為70.3 mm、46.14 mm 和52.6 mm；而3 mm 厚低碳鋼板邊線的最大塑性變形分別為42.7 mm、37.6 mm和42.4 mm。

可以看出，2 mm 厚的板對炸點(diǎn)敏感程度比3 mm 厚的板高，距離炸點(diǎn)最近的板塑性變形最大。而較厚的3 mm 板在1/3 處與2/3 處爆炸時(shí)，塑性變形基本一致。在不考慮爆轟產(chǎn)物泄出的情況下，炸點(diǎn)距離靶板的距離主要決定了沖擊波峰值的大小，泄出的爆轟產(chǎn)物顯著影響準(zhǔn)靜態(tài)壓力，進(jìn)而影響結(jié)構(gòu)的最終變形。

2.3 板架變形與破損特點(diǎn)

圖9為艙內(nèi)爆炸作用下固支方板邊緣的拉伸撕裂。根據(jù)爆炸沖擊作用下板破壞模式的分類[19]，均布加載作用下和局部加載作用下發(fā)生的破壞模式種類不同。通過對比本文實(shí)驗(yàn)樣本發(fā)現(xiàn)，工況1～6發(fā)生的均為Ⅰ類破壞，即整體大塑性變形破壞，板內(nèi)出現(xiàn)明顯的4 條塑性絞線，板的主要變形機(jī)制為膜力拉伸和彎曲。當(dāng)材料強(qiáng)度較低時(shí)，在沖擊波與準(zhǔn)靜態(tài)壓力的共同作用下，工況7 和工況8 板邊緣處的塑性變形值大于材料的臨界破壞值，邊緣發(fā)生Ⅱ類破壞（拉伸失效），即拉伸失效破壞，發(fā)生撕裂，方板整體飛出。從回收飛出部分靶板可以看出，板整體有較大的塑性變形，排除了Ⅲ類破壞（剪切失效，整體無明顯塑性變形）。

通過圖9（a）局部放大可見，2024-351鋁板的斷口呈45°坡口，符合典型拉伸破壞特征。結(jié)合回收吹飛部分靶板，中部發(fā)生較為明顯的大撓度塑性變形，符合Ⅱ類破壞的基本特征。據(jù)此可判斷，工況7發(fā)生的為Ⅱ類破壞。圖9（b）局部放大圖可見，四周邊緣斷口較為整齊，且斷口處泡沫鋁芯層密實(shí)壓縮，結(jié)合回收的吹飛部分的板中部發(fā)生大撓度塑性變形，判斷工況8也為Ⅱ類破壞。

圖9 方板的邊緣拉伸撕裂Fig.9 Tensile tearing of the plates at the boundary

可以看出，艦船等結(jié)構(gòu)抗反艦導(dǎo)彈內(nèi)部爆炸作用下，一方面應(yīng)該適當(dāng)增加艦船板架結(jié)構(gòu)材料的延展性，提高抗膜力拉伸作用；另一方面應(yīng)該適當(dāng)提高板與連接部位的彎曲變形能力。

3 討 論

爆炸作用下板的破壞涉及材料動力學(xué)行為、結(jié)構(gòu)塑性動力學(xué)等復(fù)雜物理機(jī)理，量綱分析方法是一種有效的分析手段。Johnson[20]提出材料的無量綱損傷數(shù)開啟了量綱方法在結(jié)構(gòu)沖擊動力學(xué)中的應(yīng)用。Nurik[21]提出均布爆炸載荷作用下靶板中點(diǎn)最大撓度的無量綱數(shù)

式中，I為沖量，H為板厚，l、b分別為板的長和寬，ρ為材料密度，σ0為材料初始屈服極限。

但由于Nurik的實(shí)驗(yàn)結(jié)果主要針對均布載荷作用下板的響應(yīng)，對局部爆炸載荷作用下板的響應(yīng)誤差較大。艙內(nèi)爆炸作用下，Yao等[22]提出了無量綱數(shù)

式中，Q為炸藥的總爆能。其根據(jù)Geretto[12]的實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)一步提出

式中，δm為板的最大撓度。

將式（3）與本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較，結(jié)果如圖10所示。式（3）對于本文實(shí)驗(yàn)結(jié)果適用性有待進(jìn)一步改進(jìn)提高。

圖10 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與無量綱數(shù)的對比Fig.10 Experimental data vs dimensionless number

4 結(jié) 論

本研究制作了艙內(nèi)爆炸發(fā)生裝置，開展了8組不同板在艙內(nèi)爆炸作用下的變形與破壞模式研究，分析了不同位置艙內(nèi)爆炸壓力、沖量的特點(diǎn)，對比了不同板厚和爆炸距離對方板變形的影響，得到了艙內(nèi)爆炸作用下的2種典型破壞模式，討論了無量綱數(shù)的適用性。主要結(jié)論如下：

（1）艙內(nèi)爆炸作用下角隅處的沖擊波壓力明顯大于其他區(qū)域，但各測點(diǎn)的沖量趨于一致；

（2）炸藥相對泄爆孔位置的不同，主要通過影響準(zhǔn)靜態(tài)壓力改變方板的變形，初始沖擊波的影響相對較??；

（3）艙內(nèi)爆炸作用下固支方板的破壞模式主要為Ⅰ類破壞和Ⅱ類破壞，即整體大塑性變形破壞和邊緣拉伸失效；

（4）現(xiàn)有艙內(nèi)爆炸作用下板變形的無量綱數(shù)受限于使用范圍，與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有一定差異，需繼續(xù)開展研究。