水下沖擊波載荷作用下氣背固支圓板動態毀傷實驗*

任 鵬，田阿利，張 偉，黃 威

(1. 江蘇科技大學船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212000；2. 哈爾濱工業大學高速撞擊研究中心，黑龍江 哈爾濱 150080)

水下沖擊波載荷作用下氣背固支圓板動態毀傷實驗*

任 鵬1，田阿利1，張 偉2，黃 威2

(1. 江蘇科技大學船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212000；2. 哈爾濱工業大學高速撞擊研究中心，黑龍江 哈爾濱 150080)

為了研究水下近爆載荷作用下艦艇水下結構的動態變形及失效毀傷模式，利用水下爆炸沖擊波等效加載裝置結合高速攝影技術，對兩種厚度的氣背固支5A06鋁合金圓板進行了水下沖擊波加載實驗。得到了氣背固支圓板塑性大變形、中心拉伸撕裂和邊界剪切破壞3種典型失效模式的動態響應歷程。比較分析了沖擊波強度、沖擊因子、損傷參數和響應參數4種毀傷判據對該類靶板毀傷模式的判別能力。實驗結果表明：考慮了結構因素的損傷參數和響應參數能夠更為全面的判別結構的失效毀傷情況。

固體力學；水下沖擊波；氣背圓板；動態毀傷；失效準則

隨著現代精確制導武器的高速發展，艦艇的生存能力也受到了極大地考驗。由此引發的艦艇抗爆抗沖擊生存性能問題受到了各臨海國家前所未有的重視[1]。在這種背景下，M.D.Olson等[2]對固支方板在爆炸沖擊波作用下的動態響應特性及失效模式進行了實驗研究，并在Menkes等[3]對爆炸載荷作用下固支梁失效模式分類的基礎上，對該類載荷作用下固支方板的失效模式進行了分類。進而，K.Ramajeyathilagam等[4]對氣背固支方板進行了水下爆炸沖擊波加載實驗，驗證了該失效模式分類對水爆加載條件下的有效性。同時，R.G.Teeling-Smith等[5]和S.Kazmahvai等[6]分別對固支圓板在空爆及水爆條件下的失效形式進行了觀測，得到了類似的結論。G.J.Mcshane等[7]在此研究基礎上針對夾層結構板在該類載荷作用下的變形毀傷模式進行了實驗和仿真研究。國內方面，陳長海等[8]對近爆載荷作用下固支方板及加筋板的破壞模式進行了實驗研究，并結合剛塑性假設和能量密度準則給出了結構受近爆載荷時的破裂判據。在此基礎上，諶勇等[9]對水下爆炸沖擊波作用下剛塑性圓板的動態響應特性進行了理論分析。同時，黃超等[10]對夾層結構在水下爆炸載荷作用下的動力失效模式及抗沖擊性能進行了實驗研究，在單層方板失效模式的基礎上對夾層結構的失效特點進行了總結。基于上述研究現狀不難發現，由于水下爆炸沖擊波加載實驗的特殊性，導致上述研究主要集中在理論和仿真方面，相應的實驗研究也僅限于對靶板破壞后形貌的分析和測量上。對于氣背固支板在水下沖擊波載荷作用下的整體失效響應歷程研究很少，相關內容仍主要依靠數值仿真獲得。

本文中，基于非藥式水下爆炸沖擊波等效加載裝置及高速攝影系統對氣背固支鋁合金圓板在水下沖擊波載荷作用下的動態失效全物理過程進行研究，確定了動態響應特性；并利用實驗結果對4種失效判據進行了比較，為進一步開展結構在該類載荷作用下失效損傷問題的理論和數值模擬研究提供依據。

1 實驗設計與實施

1.1 水下沖擊波加載

利用前期設計制造的可以實現實驗室范圍內水下沖擊波加載實驗的非藥式水下爆炸沖擊波等效加載裝置對目標靶板進行加載。該裝置能夠產生壓力衰減形式如下的水下沖擊波：

p(t)=p0e-t/t0

(1)

式中：p0為初始壓力，t0為沖擊波衰減時間常數。具體設備如圖1所示。由該圖可見，加載水艙通過一級輕氣炮發射金屬飛片正撞擊鋼制水艙端部的活塞進行驅動，進而實現對靶板的水下沖擊波加載實驗[11]。其中主加載水艙的長度為500 mm，加載水艙內徑為66 mm，壁厚為12 mm。用以測量沖擊波強度的壓力傳感器安裝在加載水艙的中點處及距離靶板端面20 mm處。測試靶板通過6個M10的螺栓與加載水艙連接。

圖1 非藥式水下爆炸沖擊波加載實驗裝置Fig.1 Experimental set-up of non-explosive underwater shock loading

實驗過程中使用的飛片及活塞材料均為45號鋼，當飛片和活塞的厚度分別為10和12 mm時，標定得到的加載水下沖擊波強度與飛片的速度關系為

p=kρwcwvf

(2)

式中：常數k=0.62，ρw為水的密度，cw為水中聲速，vf為飛片的撞擊速度，通過調整飛片的撞擊速度可改變著靶沖擊波強度，進而調節作用在靶板上的沖量[11]。對應的沖擊波衰減時間常數只與飛片及活塞的厚度有關，本文中的沖擊波衰減時間常數約為68 μs。為了能夠對靶板的動態失效歷程進行實時觀測，利用Photron-Fastcam-SA5高速相機對試件的受沖擊部分進行實時觀測。實驗中高速相機的拍攝頻率為5×104s-1，光源系統采用4個功率為1 000 W的攝影燈。

1.2 實驗試件

實驗試件為0.5 mm厚和2 mm厚的5A06鋁合金圓板，該類圓板的半徑為80 mm，受沖擊部分半徑為33 mm。實驗中為了保證固支邊界條件，防止因沖擊導致的螺栓孔徑向拉伸變形而產生的靶板面內位移，利用一個20 mm厚的高強度鋼制環形夾具配合6個螺栓對靶板進行邊界約束，該夾具能夠有效防止靶板因面內位移而出現的變形異常[12]，如圖2所示。

圖2 測試靶板裝配圖Fig.2 Sketch of specimen panel

2 實驗結果及分析

2.1 典型動態失效歷程

圖3為水下沖擊波強度p=40.32 MPa時，靶板失效的動態響應情況(I型失效)，其中時間零點為靶板運動的起始點。為了便于高速相機拍攝，在鋁合金靶板表面噴涂了黑白散斑。由該圖可見，高速相機觀測得到的靶板實時響應特點與文獻[12]所描述的情況基本相同，但靶板在塑性變形過程中的平臺階段并不明顯，同時靶板在變形過程中出現了一定程度的振顫，這是由于靶板厚度與受沖擊部分半徑比較小造成的，隨著沖擊波強度的增加，靶板在變形過程中的塑性鉸平臺現象將變得更為明顯。在140 μs以后，靶板表面依然出現了由于靶板的塑性大變形而導致的側面平行光反射造成的光斑，但該現象并不影響對靶板整體動態響應的觀測。

圖3 靶板I型(彎曲拉伸)失效的動態響應歷程Fig.3 History of Mode I (large plastic deformation) dynamic response of target panel

當水下沖擊波強度為80.13 MPa時，靶板的動態變形及毀傷情況如圖4所示(II型失效)。由該圖可見，0.5 mm厚的鋁合金靶板在邊界處出現了明顯的塑性鉸平臺，該平臺在靶板變形為類球冠后在靶板中心處進行匯聚，進而在該位置處拉伸出一個微小的破孔(160 μs)，該微孔在水下沖擊波的持續作用下對稱撕裂，使靶板出現了呈花瓣狀的破壞形式(200 μs)，該花瓣狀撕裂延伸至靶板的固定端約束端(380 μs)。

圖5為水下沖擊波強度為130.48 MPa時氣背固支靶板的動態毀傷歷程(III型失效)。由該圖可見，在水下沖擊波衰減時間常數保持不變的情況下，隨著沖擊波峰值的加大，靶板在出現塑性鉸現象后，該平臺并未像中心區域進行匯聚，而是在平臺向中心移動的過程中出現了剪切破壞(80 μs)。該破壞形式致使靶板在未出現類球冠型變形時已經失效，靶板的平臺部分在靠近支撐邊界位置處完全撕裂(520 μs)。但同時也可以發現，III型邊界剪切失效并非完全對稱出現，這是由于實驗過程中的邊界條件未能完全達到理想固支造成的。

圖4 靶板II型(花瓣式)失效的動態響應歷程Fig.4 History of Mode II (tensile tearing) dynamic response of target panel

圖5 靶板III型(剪切)失效的動態響應歷程Fig.5 History of Mode III (tensile tearing) dynamic response of target panel

2.2 失效模式

圖6為不同厚度5A06鋁合金氣背板在不同強度水下沖擊波載荷作用下的典型失效模式。由此可見，在水下沖擊波衰減時間常數基本相同的情況下，沖擊波強度的大小直接影響了靶板的破壞模式。其中圖6(a)和圖6(b)分別為0.5 mm厚靶板和2 mm厚靶板的I型失效，該類失效形式與文獻[13]中的詳細相同，主要為靶板的彎曲和拉伸導致的塑性大變形；圖6(c)與圖6(d)為水下沖擊波作用下0.5 mm厚靶板的典型II型失效模式。在該失效模式范圍內，隨著沖擊波強度的增大，靶板中心位置處的拉伸撕裂存在多種形式。當沖擊波較弱，為60.40 MPa時，靶板撕裂為兩部分，并在沿直徑方向撕裂線的根部出現了橫向的撕裂。這是由于沖擊波過后，水的慣性飛濺造成的。當沖擊波強度提高到80.13 MPa時，靶板為花瓣狀失效，其中心處的拉伸效果更為明顯，此失效模式為II型失效的最典型形式。在高強度水下沖擊波載荷作用下，靶板的失效由中心位置轉移到邊界支撐位置，即在塑性鉸生成之后便出現了邊界撕裂。由圖6(e)可見，靶板裂口處并未出現如圖6(d)所示的明顯減薄，這說明該處的破壞形式為剪切破壞。隨著沖擊波強度的增大，剪切失效的位置逐漸向邊界靠近，同時由于靶板平臺部分并未瞬間完全剪切掉，這種現象的出現使得沖擊波能量急劇耗散，最終出現了邊界剪切的不完全。靶板的厚度僅為0.5 mm，導致邊界條件未能完全實現固支，這也是靶板III類失效形式出現了非對稱邊界剪切撕裂的一個原因。

圖6 氣背靶板的典型失效模式Fig.6 Typical failure mode of air-back target panel

2.3 毀傷模式判據

目前對水下爆炸載荷作用下艦艇結構失效損傷判據并不統一，俄羅斯等國家主要以Cole總結得到的水下沖擊波強度計算公式作為判斷依據：

p=52.27(W1/3/R)1.13

(3)

式中：W為TNT藥包的當量，R為起爆點到目標靶板的垂直距離[13]。

而以美國為首的北約各成員國則普遍采用沖擊因子f*作為評判的標準：

f*=0.45W1/2/R

(4)

從式(3)～(4)可以看出，上述2種判據均是從外載荷的角度出發對目標結構的毀傷程度進行判別，并未考慮目標結構的相關因素對靶板毀傷模式的影響。在此基礎上，Y-P.Zhao[14]分別提出了結合目標結構參數的靶板毀傷模式判據，量綱一損傷參數nd和響應參數nr

式中：I為靶板單位面積上受到的水下沖擊波沖量，ρ、σy和t分別為靶板材料的密度、屈服強度和厚度，L為靶板的半寬。

利用4種不同失效判據獲得的相應參數及對應的靶板變形毀傷模式如表1所示。由于本文中利用非藥式水下沖擊波加載裝置對靶板進行加載，因此沖擊因子f*的值由對應的加載沖擊波強度計算得到。響應參數nr中的靶板半寬選取圓形靶板的半徑長度，“-”表示相應靶板破裂而導致未測得靶板中心的最大塑性變形量。

表1 各損傷失效判據及實驗結果比較Table 1 Comparison of failure mode criteria with experimental results

圖7為沖擊波強度準則與損傷參數準則對靶板失效模式預測結果比較。由該圖可見，對于同一厚度的靶板，雖然隨著沖擊波強度的增加靶板的破壞損傷模式越來越嚴重，但是對于不同厚度的靶板，在相同強度的沖擊波載荷作用下，其失效損傷程度卻存在較大的差異，沖擊因子f*也存在相同的問題。因此不難看出，如僅以水下沖擊波加載峰值p或沖擊因子f*作為靶板損傷的判據，對于相同工況條件下不同類型靶板的毀傷效果無法給出清晰的判斷。相比之下，考慮了結構因素的損傷參數nd和響應參數nr能夠明顯的區分不同結構靶板的損傷模式。對于本文中的實驗工況，損傷參數nd能夠在較小的數值范圍內理想的預報目標結構的損傷狀態，當損傷參數大于800時，靶板發生了邊界剪切破壞(III型)；對于發生塑性大變形的靶件，其損傷參數基本都處于100以下。

綜上可知，上述4種損傷判別條件均能從不同角度對水下爆炸沖擊波載荷作用下結構的毀傷程度進行預報判別。但損傷參數nd和響應參數nr由于綜合了結構因素更具有普遍應用性。本文中由于實驗數據的限制，未明確界定靶板各毀傷模式間轉化的臨界條件，該工作需要進一步開展相關實驗和仿真研究。

圖7 失效判據與失效模式間的關系Fig.7 Failure criterion vs. failure mode

3 結 論

應用非藥式水下沖擊波加載裝置結合高速攝影系統，對氣背固支圓板在水下沖擊波作用下的動態響應及毀傷模式進行了實驗研究，獲得了靶板3種典型失效模式的動態響應歷程。實驗結果表明：

(1) 隨著水下沖擊波強度的增加，氣背固支圓板的失效形式逐漸從塑性大變形轉變為以靶板中心拉伸撕裂為主的失效；當水下沖擊波強度繼續增加，靶板的失效形式逐漸演變為邊界處的剪切撕裂。

(2) 沖擊波強度、沖擊因子、損傷參數和響應參數均能對水下結構的毀傷程度進行有效預報，但考慮了結構因素的損傷參數和響應參數更具有普遍應用性，其對各失效模式間的轉化值表示更為清晰。由于問題的復雜性，靶板各損傷失效模式間的準確臨界值需進行進一步的實驗和數值模擬研究確定。

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(責任編輯 王小飛)

Failure mode of clamped air-back circular panel subjected to underwater shock loading

Ren Peng1, Tian Ali1, Zhang Wei2, Huang Wei2

(1.SchoolofNavalArchitecture&OceanEngineering,JiangsuUniversityofScienceandTechnology,Zhenjiang212000,China;2.HypervelocityImpactResearchCenter,HarbinInstituteofTechnology,Harbin150080,China)

In this paper, the dynamic deformation and failure mode of 5A06 aluminum alloy clamped air-backed circular panels with two different thicknesses subjected to underwater shock loading were investigated using the non-explosive underwater shock loading device in combination with high-speed photography. The dynamic response history of the target panels was observed with more information about their failure modes obtained, and three modes of deformation and failure were identified, i. e. Mode I (large plastic deformation), Mode II (tensile tearing) and Mode III (shear-off failure). According to the experimental results, the performance of four kinds of failure criteria (i. e. shock wave pressure, impulsive factor, damage parameter, and response parameter) on predicting the failure modes of the target panels was compared and analyzed. The experimental results showed that the damage and failure of underwater structures can be more comprehensively judged by taking account of the damage parameter and the response parameter of the target.

solid mechanics; underwater shock wave loading; air-back circular panel; dynamic damage; failure criterion

10.11883/1001-1455(2016)05-0617-08

2014-11-10；

2014-12-30

國家自然科學基金項目(51509115)；江蘇省船舶先進設計制造技術重點實驗室開放課題項目(CJ1502)

任 鵬(1984- )，男，博士，講師，r_peng@126.com。

O347.3國標學科代碼：13015

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