近距空爆下復合抗爆艙壁變形破壞模式試驗研究

張成亮，朱 錫，侯海量，陳長海

(海軍工程大學 艦船工程系，武漢 430033)

現代海戰中，半穿甲導彈通過設置延時引信使戰斗部穿透船體外板后在艙室內部起爆，爆炸產生的沖擊波和高速破片對艦艇結構和人員構成了嚴重威脅，因此，基于設計的需要，針對爆炸沖擊波和高速破片聯合作用下艦艇防護結構的設計將具有重要的意義。

夾層結構是目前應用較為廣泛的結構形式，關于夾層結構在爆炸沖擊波作用下的塑性動響應、破壞及失效機理，一直受到工程界的廣泛關注。研究人員主要通過實驗和數值仿真等研究結構的塑性動力響應[1-5]，Xue等[6]對蜂窩等四型夾層結構在爆炸載荷作用下的變形吸能研究表明，在相同材料同等重量的情況下，夾層結構的抗爆吸能能力要明顯優于單一平板。然而，由于艦船對防護結構的尺寸和重量提出了較高的要求，夾層結構的抗彈性能受到了較大的限制。因此，在夾層結構中增加具有高比強度的纖維抗彈層組成復合抗爆艙壁結構成為必然的選擇，并在實現抗穿甲吸能方面取得了一定的成果[7-8]。復合抗爆艙壁是以纖維增強復合材料層和金屬面板組成的夾層式結構，其結構形式為鋼板-纖維增強復合材料層-鋼板，在爆炸沖擊波和高速破片作用下其毀傷研究涉及面板動響應、復合材料抗彈以及結構變形協調等復雜問題，直接研究相對困難，但是由于兩者在空氣中的初始速度及速度衰減率不同，多數情況下它們并不是同時作用于結構，可將其解耦成爆炸沖擊波載荷作用下結構的破壞[9-10]和高速破片穿甲破壞[11-13]兩個問題分別研究。

基于上述分析，為探討復合抗爆艙壁結構在爆炸沖擊波作用下的防護效能，本文以復合材料為抗彈層，船用鋼為前、后面板，制作了含復合抗爆艙壁結構的局部船體結構模型，采用鑄裝TNT模擬近爆載荷，開展了沖擊波載荷作用下復合抗爆艙壁結構的破壞模式試驗研究，分析了其破壞的特點、規律及影響因素。

1 實驗模型

為有效模擬沖擊波載荷在角隅部位的匯聚作用以及復合艙壁結構的邊界條件，以縱艙壁為基礎，設計復合抗爆艙壁結構，上下各設置2層甲板；前后分別為2道垂向豎桁，向兩端各延伸1個肋骨間距，并設置橫艙壁，用以模擬實際艙段或長走廊；復合抗爆艙壁結構內、外側，甲板和橫艙壁均為半個艙室寬度(見圖1)。試驗采用縮比模型，縮比系數為1∶6，甲板1、4厚度為4 mm，甲板2、3厚度為3 mm，橫艙壁、縱艙壁等厚度為2 mm，結構其余尺寸如圖。

復合抗爆艙壁由前、后面板和復合抗彈層組成，前、后面板均為Q235鋼，厚度分別為1 mm和2 mm；模型M1和M2抗彈層采用玻璃鋼板，厚度為8 mm，面密度為12.79 g/cm2；模型M3抗彈層采用高強聚乙烯纖維增強復合板，厚度為10 mm，面密度為0.97 g/cm2；抗彈層和前、后面板間為10 mm厚陶瓷棉，面密度為0.316 g/cm2，陶瓷棉主要作用是隔溫和為前面板及抗彈層提供變形空間。其中夾芯層結構模型M1為陶瓷棉-玻璃鋼板-陶瓷棉；模型M2為玻璃鋼板-陶瓷棉-玻璃鋼板；模型M3為陶瓷棉-高強聚乙烯纖維增強復合板-陶瓷棉。

試驗主要采用鋼板、高強聚乙烯纖維增強復合板、玻璃鋼板和陶瓷棉4種材料。其中玻璃鋼板力學性能指標見表1；鋼板為Q235鋼，力學性能指標見表2；高強聚乙烯纖維增強復合板力學性能見表3。

表1 玻璃鋼板力學性能指標

表2 Q235鋼力學性能指標

表3 高強聚乙烯纖維增強復合板力學性能

圖2 實驗裝藥及布置

2 實驗方法

試驗設計的具體情況如圖2所示。試驗時采用圓柱形鑄裝 TNT炸藥，單發重為200 g，采用3發“品”字形布置，模擬實際炸藥量為120 kgTNT當量的半穿甲導彈戰斗部；采用3發電雷管于裝藥尾端同時引爆。炸藥底部與復合抗爆艙壁前面板表面中心距離為b(見圖2)，其中模型M1、M2、M3分別為334 mm、250 mm和167 mm，分別模擬實際爆距2 m、1.5 m和1 m。

3 實驗結果及分析

3.1 主要實驗結果

圖3為模型M1、M2、M3的變形破壞情況。由圖3可知，在爆炸沖擊波作用下3個模型復合抗爆艙壁前、后面板均發生了不同程度的邊界撕裂，其中前面板模型 M1、M3在甲板2、3焊接邊界和縱艙壁豎桁跨中位置撕裂，模型M2與甲板2焊接邊界板焊接邊角和縱艙壁豎絎中部撕裂；后面板模型M1未發生撕裂，模型M2與甲板2焊接邊界中部撕裂，模型M3與甲板2和前、后縱艙壁豎絎焊接處撕裂；模型M3撕裂程度最大，模型M2撕裂程度最小。此外，3個模型復合抗爆艙壁前、后面板發生了大變形；前面板中部附近有 “灼燒”現象，在灼燒區域中部模型M3有1個圓形的沖塞區域(見圖3(e))，其邊界處有2條撕裂破口。由模型M1、M2到M3，甲板2、3向兩側翻倒，翻倒程度逐漸增大并撞擊甲板2上側和甲板3下側縱艙壁；前、后橫艙壁發生大變形和邊界撕裂，邊界撕裂程度逐漸增大最終撕裂形成大質量破片(見圖3(d))。

圖3 模型試驗結果

3.2 邊界撕裂及破口分析

圖4為模型M1、M2、M3復合抗爆艙壁前、后面板的變形及破壞情況，表5為復合抗爆艙壁邊界撕裂情況。由圖4和表5可知，撕裂破口總長模型M1、M2、M3分別為1 005 mm、380 mm和 1 927 mm，模型M3撕裂破口總長度最大，模型M2最??；前面板撕裂破口長度模型M1、M3相近，分別為1 002 mm和1 005 mm；后面板模型M1未發生撕裂破口，模型M2與甲板2焊接邊界中部發生撕裂，撕裂破口長155 mm；模型M3與甲板3和前后縱艙壁豎絎發生撕裂，撕裂破口總長925 mm。比較3個模型撕裂破口率可知，復合抗爆艙壁邊界總撕裂破口率在3個模型中M2最低為12%，且前面板產生較小撕裂破口時后面板發生撕裂，這說明了M2復合抗爆艙壁結構在變形協調和抗沖擊波性能上優于M1。復合抗爆艙壁前面板的裂口率M1、M3相近都為63%，而后面板的撕裂率相差較大，這說明爆距對復合抗爆艙壁結構邊界撕裂影響很大。

圖4 復合抗爆艙壁前、后面板的變形破壞結果

裂口率：結構焊縫邊界撕裂長度與該結構焊縫邊界總長的比值

由圖4可知，復合抗爆艙壁前面板的“灼燒”區域正對爆炸中心，“灼燒”直徑模型M1、M2、M3分別為18 cm、18 cm、10 cm；模型M3“灼燒”區域中部最大撕裂破口長6 cm(見圖3(e))，撕裂邊沿板厚小于初始板厚，這一點與文獻[13]中觀察到的現象一致；破口邊沿破片與抗彈層接觸，破口邊沿破片并未脫離結構產生破片，前面板沖塞破口也未擴展形成花瓣開裂。這是由爆炸產生的高溫高壓的爆轟產物引起，爆距較遠時復合抗爆艙壁前面板發生灼燒破壞，爆距減小時引起前面板的沖塞破口；同時夾芯層限制了前面板的變形和進一步的破壞，對后面板起到有效的的防護作用。

3.3 變形形貌分析

圖5為模型M1、M2復合抗爆艙壁前面板撓度等高線。由圖5可知，前面板變形由與甲板2、3撕裂邊向中間凹陷呈“筒形”，最大撓度發生在中線位置。前、后面板最大變形撓度模型M1為95 mm、80 mm；模型M2為65 mm、64 mm。觀察圖4(f)可知，復合抗爆艙壁后面板呈“平面”形狀，這是后面板與地面撞擊引起，說明復合抗爆艙壁后面板在撞擊之前具有較高的速度，若未遇到地面阻擋可能會造成更大的撕裂破口。

圖6為M1、M2復合抗爆艙壁前面板橫向中線和縱向中線撓曲線。由圖6可知，前面板縱向中線處模型M1、M2撓度整體較大，其中M1的撓度大于M2；后縱艙壁豎絎附近模型M2中前面板縱向中線測點撓度較小，這是由于后縱艙壁豎絎中部扭曲導致前面板局部凸起(見圖4(c))；前面板橫向中線處模型M1、M2撓度由甲板2、3兩側向中部逐漸增大；模型M1前面板焊接邊界撕裂導致其變形向中部移動。

圖5 模型M1、M2復合抗爆艙壁前面板撓度等高線

4 復合抗爆艙壁破壞模式影響因素分析

由變形破壞結果可知，在空中近爆沖擊波作用下復合抗爆艙壁前、后面板主要是抵御沖擊波的破壞，其中較遠距離下前、后面板通過結構塑性大變形和邊界撕裂吸收沖擊波能量，較近距離下前面板還通過局部的撕裂破口吸收沖擊波能量；復合抗彈層由于邊界無約束變形量小，對沖擊波能量吸收較小，但模型M2實驗結果表明抗彈層的厚度對結構變形協調性能和抗彈性能有較大的影響，適當增加復合抗爆艙壁結構夾芯層的尺寸和質量有利于艙壁結構抗爆性能的提高；復合抗爆艙壁爆距較遠時前面板首先發生大變形和前面板的邊界撕裂，隨著爆距的減小后面板邊界開始出現撕裂，爆距較近時前后面板均發生較大程度的邊界撕裂，同時前面板還產生沖塞破口。

5 結 論

(1) 近距空爆載荷作用下復合抗爆艙壁的破壞以“筒形”大變形和邊界撕裂破壞為主。前面板與甲板焊接處易產生邊界撕裂，進而形成筒形大變形；隨著爆炸載荷的增強，后面板邊界處開始產生撕裂破口并沿焊縫邊界擴展形成大破口。

(2) 近距空爆載荷作用下復合抗爆艙壁結構的變形破壞模式受爆距影響很大。較遠爆距條件下，復合抗爆艙壁發生大變形和前面板的邊界撕裂；較近爆距條件下，復合抗爆艙壁發生大變形和整個艙壁的邊界撕裂，同時伴隨著前面板的局部沖塞破口。

(3) 復合抗爆艙壁中間夾芯層對結構的變形協調性能起到重要的作用，適當增加復合抗爆艙壁夾芯層尺寸和質量有利于其整體抗爆性能的提高。

(4) 近距空爆載荷作用下復合抗爆艙壁前、后面板主要通過大變形和邊界撕裂吸收沖擊波的能量，邊界自由的夾芯層對沖擊波能量吸收作用不明顯。

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