爆炸載荷作用下含預(yù)制損傷膜片力學(xué)響應(yīng)特性

李彥超，徐 鵬，蔡宣明，李海濤，秦國(guó)華

(中北大學(xué) 理學(xué)院， 太原 030051)

隨著爆破技術(shù)的發(fā)展，小型密閉空間內(nèi)爆技術(shù)在軍事方面和工程方面應(yīng)用越來(lái)越廣泛。相比于無(wú)限空間域，小型密閉空間內(nèi)爆產(chǎn)生的沖擊波由于結(jié)構(gòu)和空間的限制會(huì)多次反射疊加造成匯聚效應(yīng)，使得能量高度集中造成更大的破壞，這導(dǎo)致小型空間內(nèi)爆問題更加復(fù)雜[1]。

對(duì)于建筑物和艦船等內(nèi)部具有腔室的結(jié)構(gòu)來(lái)說，既有相對(duì)封閉的空間又存在結(jié)構(gòu)薄弱的泄壓口，因此內(nèi)爆是最常見的損傷手段。張曉偉等[2]評(píng)估了建筑物結(jié)構(gòu)內(nèi)爆等效載荷；王思奧[3]對(duì)艦船艙室內(nèi)爆載荷特性做了較為全面研究；李世強(qiáng)[4]、張小勇[5]等對(duì)隧道結(jié)構(gòu)內(nèi)爆進(jìn)行三維數(shù)值模擬分別得到了沖擊波的傳播規(guī)律和隧道損傷機(jī)理。對(duì)于相對(duì)密閉空間的內(nèi)爆過程來(lái)說，壓力效應(yīng)分為沖擊波壓力和準(zhǔn)靜態(tài)壓力[6]。準(zhǔn)靜態(tài)壓力是由于爆炸產(chǎn)生的高溫高壓氣體產(chǎn)物向外擴(kuò)張膨脹受到密閉空間約束形成的，雖然峰值遠(yuǎn)小于沖擊波的超壓峰值，但會(huì)產(chǎn)生持續(xù)性的破壞[7]。在相對(duì)密閉的空間發(fā)生內(nèi)爆后，密閉空間結(jié)構(gòu)的薄弱處首先受到高頻沖擊波的作用，產(chǎn)生撕裂、拋擲等破壞，目標(biāo)緊接著會(huì)受到低頻準(zhǔn)靜態(tài)壓力的持續(xù)作用，造成解體、飛散等更嚴(yán)重的破壞，內(nèi)爆最終產(chǎn)生的破壞效果與內(nèi)爆兩個(gè)階段作用強(qiáng)度密切相關(guān)[8]。汪維等[9]對(duì)建筑物內(nèi)爆泄壓口沖擊波進(jìn)行了研究；宋克健等[10]分析了爆炸載荷作用下Q235鋼薄壁方管結(jié)構(gòu)的破壞模式和動(dòng)態(tài)響應(yīng)；Yao等[11-14]對(duì)內(nèi)爆下Q235鋼室的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和破壞模式進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究，總結(jié)出爆炸載荷作用下鋼箱的多種破壞模式，并系統(tǒng)地分析了各種破壞模式的失效過程和破壞機(jī)理。以上內(nèi)容主要是針對(duì)大型密閉空間特定問題的研究，關(guān)于小型密閉空間內(nèi)爆載荷特性和泄壓口結(jié)構(gòu)損傷還缺乏較為系統(tǒng)的研究。

本研究基于AUTODYN軟件建立裝藥、空氣、爆炸艙和膜片三維耦合數(shù)值模型，對(duì)爆炸艙內(nèi)爆的沖擊波傳播、邊界條件和Q235鋼(膜片)等非線性材料模型進(jìn)行數(shù)值模擬，分析爆炸艙內(nèi)爆載荷特性和沖擊波變化規(guī)律，研究不同藥量作用下膜片的破壞模式和損傷機(jī)理，進(jìn)而揭示內(nèi)爆載荷特性與膜片損傷的內(nèi)在聯(lián)系。

1 結(jié)構(gòu)內(nèi)部爆炸載荷理論

在自由空間爆炸研究的基礎(chǔ)上，專家通過大量的實(shí)驗(yàn)和計(jì)算對(duì)密閉空間的內(nèi)爆沖擊波載荷特性做了大量的分析。侯海量[15]等通過實(shí)驗(yàn)測(cè)得艙室內(nèi)爆條件下，沖擊波壓力曲線迅速上升到一個(gè)峰值并降低，隨后內(nèi)壁面會(huì)受到多次反射波的沖擊作用，隨著反射次數(shù)的增加沖擊波壓力也逐級(jí)衰減，最終趨于穩(wěn)定。通常情況下可以認(rèn)為一個(gè)帶有開孔或者完全密閉的空間內(nèi)爆載荷可以分為兩個(gè)明顯的階段，第一階段是由初始沖擊波和緊隨其后的反射波組成，此時(shí)爆炸艙內(nèi)壓力較高為高壓階段；第二階段為準(zhǔn)靜態(tài)階段，此時(shí)沖擊波的波動(dòng)不再劇烈，氣體壓力逐漸衰減，最后壓力分布趨于均勻。典型的帶有泄爆結(jié)構(gòu)的內(nèi)爆壓力波形如圖1所示，理想化的內(nèi)爆載荷曲線如圖2所示[13]。密閉空間內(nèi)爆結(jié)構(gòu)內(nèi)壁的反射過程是非常復(fù)雜的，Baker根據(jù)假設(shè)建立了內(nèi)爆沖擊波內(nèi)部加載的簡(jiǎn)化模型，整個(gè)內(nèi)爆過程沖擊波可以簡(jiǎn)化為三個(gè)持續(xù)時(shí)間相等逐漸減弱的直角三角波，峰值依次減半，如圖3所示[3]。

圖1 帶泄爆結(jié)構(gòu)裝置內(nèi)爆下內(nèi)壁面的壓力時(shí)間歷程曲線

圖2 理想化內(nèi)爆載荷曲線

圖3 內(nèi)爆沖擊波加載簡(jiǎn)化波形

2 數(shù)值仿真

2.1 三維及有限元模型

為了探索半密閉結(jié)構(gòu)高壓爆炸艙內(nèi)爆過程中沖擊載荷特性和泄壓口處膜片損傷模式，建立如圖4所示的爆炸艙-裝藥-膜片三維耦合模型。爆炸艙采用內(nèi)徑60 mm、高100 mm、壁厚15 mm和泄壓口直徑14 mm的空心圓柱體模型，并在爆炸艙幾何中心放置球形裝藥。在爆炸艙泄壓口處封蓋膜片，膜片橫截面尺寸如圖5所示。材料模型裝藥采用TNT，膜片采用Q235鋼，爆炸艙采用剛體。

圖4 爆炸艙三維剖面圖

圖5 膜片截面示意圖

爆炸艙內(nèi)外都充滿空氣，爆炸沖擊波對(duì)膜片的破壞起主要作用。根據(jù)爆轟產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)相互作用問題的特性，采用多物質(zhì)流固耦合算法。膜片-爆炸艙結(jié)構(gòu)采用Lagrange單元網(wǎng)格，共節(jié)點(diǎn)剛性連接；外部空氣域及爆炸艙內(nèi)部的空氣建立在同一流體域中，其中TNT和空氣采用Euler單元網(wǎng)格。裝藥和空氣采用漸變網(wǎng)格劃分，由爆心向外單元尺寸從0.05 mm逐漸增大到2 mm，總共劃分為約726萬(wàn)個(gè)單元；爆炸載荷直接作用的膜片中心區(qū)域網(wǎng)格劃分為0.3 mm，剩余部分網(wǎng)格劃分為1 mm，約12萬(wàn)個(gè)單元。膜片-爆炸艙結(jié)構(gòu)與流體域間定義為流固耦合，在空氣邊界處施加壓力流出邊界條件用來(lái)模擬無(wú)限空氣域，空氣初始?jí)簭?qiáng)設(shè)置為大氣壓強(qiáng)。為了避免膜片(Q235鋼)單元網(wǎng)格在爆炸載荷的作用下發(fā)生大變形產(chǎn)生畸變，引入侵蝕算法(Erosion)，可以在計(jì)算過程中將失效單元自動(dòng)刪除。如圖6所示在爆炸艙的泄壓口和爆炸艙壁分別設(shè)置6個(gè)觀測(cè)點(diǎn)，用來(lái)記錄爆炸艙內(nèi)爆沖擊波載荷特性。有限元模型采用mm-mg-ms單位制。

圖6 爆炸中心和壓力觀測(cè)點(diǎn)示意圖

2.2 材料模型

1) 裝藥(TNT)

TNT裝藥采用高能炸藥模型，用JWL狀態(tài)方程描述爆轟產(chǎn)物的膨脹。

(1)

式中：PT為爆轟產(chǎn)物壓力；AT、BT為材料常數(shù)；R1、R2、ωT為實(shí)驗(yàn)擬合參數(shù)；E0為單位體積TNT初始內(nèi)能；V=ρ0/ρD為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)比容，ρ0為TNT密度，ρD為爆轟產(chǎn)物的密度。表1為TNT材料參數(shù)[11]。

表1 裝藥TNT材料參數(shù)

2) 空氣

采用Ideal Gas理想氣體狀態(tài)方程。

PA=(γ-1)ρAeA

(2)

式中，PA為空氣壓力；空氣密度ρA=1.225 kg/m3；氣體單位質(zhì)量?jī)?nèi)能=206.8 kJ/kg；絕熱指數(shù)γ=1.4[9]。

3) 膜片(Q235鋼)

Q235鋼的狀態(tài)方程采用適用廣泛、形式簡(jiǎn)單的Linear方程[11]。

(3)

式中：P為Q235鋼靜態(tài)壓力；k為體積模量；ρQ1為材料即時(shí)密度;ρQ2為材料初始密度。

JOHNSON-COOK動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型充分考慮了金屬材料的應(yīng)變硬化效應(yīng)、溫度軟化效應(yīng)以及應(yīng)變率效應(yīng)[10]。該模型能夠很好的描述Q235鋼在爆炸載荷作用下產(chǎn)生的大變形以及高應(yīng)變，并將屈服應(yīng)力表示為：

(4)

表2 Q235鋼本構(gòu)模型參數(shù)

金屬材料受到爆炸、碰撞等載荷作用，在高溫高應(yīng)變率下會(huì)產(chǎn)生塑性大變形、撕裂乃至熔化等相變過程。在有限元數(shù)值計(jì)算中，為了避免發(fā)生這些現(xiàn)象導(dǎo)致單元網(wǎng)格畸變無(wú)法繼續(xù)計(jì)算，需要引入與上述動(dòng)態(tài)本構(gòu)模型相對(duì)應(yīng)的JOHNSON-COOK失效模型[17]。

(5)

表3 Q235鋼失效模型參數(shù)

2.3 數(shù)值模擬方法驗(yàn)證

對(duì)于密閉空間內(nèi)爆沖擊波的傳播過程以及與爆炸艙結(jié)構(gòu)的相互作用進(jìn)行數(shù)值模擬時(shí)，模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性通常取決于算法的選取和網(wǎng)格的劃分。所以，在進(jìn)行數(shù)值模擬前，都應(yīng)該把數(shù)值結(jié)果與實(shí)驗(yàn)進(jìn)行對(duì)比驗(yàn)證，從而找到合理的算法。

為了驗(yàn)證本文采用的數(shù)值模擬方法是否合理，對(duì)李芝絨等[18]做的圓筒裝置內(nèi)爆實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬。按照文獻(xiàn)[18]給出的參數(shù)利用AUTODYN軟件建立有限元模型，根據(jù)實(shí)驗(yàn)測(cè)點(diǎn)位置在爆炸艙內(nèi)設(shè)置壓力觀測(cè)點(diǎn)，進(jìn)行計(jì)算獲得沖擊波壓力時(shí)間歷程曲線與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，如圖7所示為內(nèi)爆實(shí)驗(yàn)的示意圖[18]。

圖7 實(shí)驗(yàn)裝置及測(cè)點(diǎn)位置示意圖

圖8為120 g TNT典型觀測(cè)點(diǎn)P7實(shí)驗(yàn)與模擬得到的沖擊波壓力時(shí)間歷程曲線，從圖中可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。由于實(shí)驗(yàn)很難達(dá)到與數(shù)值模擬完全一樣的條件，實(shí)驗(yàn)過程中也無(wú)法保證爆炸艙始終保持完全密閉，導(dǎo)致數(shù)值模擬結(jié)果的后續(xù)壓力峰值會(huì)略大于實(shí)驗(yàn)的結(jié)果，并且數(shù)值模擬得到的曲線也要相對(duì)光滑。盡管如此，數(shù)值模擬結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果壓力波峰出現(xiàn)的時(shí)刻和整體變化趨勢(shì)還是表現(xiàn)出了很好的一致性，進(jìn)一步說明了本文采用的數(shù)值模擬方法適用于此項(xiàng)研究。

圖8 實(shí)驗(yàn)壓力時(shí)間歷程曲線和數(shù)值模擬曲線

2.4 計(jì)算結(jié)果驗(yàn)證

根據(jù)圖9(b)可知裝藥量為2.5 g觀測(cè)點(diǎn)3最大壓力峰值為40.24 MPa，觀測(cè)點(diǎn)3位于爆炸艙底面的正中心上方，測(cè)得的壓力為正反射壓力值。TNT當(dāng)量為0.002 5 kg，爆距為0.05 m，根據(jù)以下爆炸沖擊波正反射公式可以求得其理論解[14]。

(6)

(7)

(8)

式中：ω為爆炸當(dāng)量(kg)；R為爆距(m)；pr為反射壓力；pi為入射壓力；p0為環(huán)境壓力；γ為氣體多方指數(shù)。

由式(6)、式(7)和式(8)計(jì)算得出的正反射超壓為39.86 MPa，數(shù)值計(jì)算結(jié)果和理論結(jié)果相比誤差為1%，在可接受的精度范圍內(nèi)。

3 仿真計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 爆炸艙內(nèi)爆載荷特性

以圖6所示的6個(gè)典型觀測(cè)點(diǎn)為研究對(duì)象，對(duì)內(nèi)爆載荷的特性進(jìn)行分析，圖9表示裝藥量為2.5 g和15 g兩種工況下3個(gè)典型觀測(cè)點(diǎn)處的壓力時(shí)間歷程曲線。

由圖9可知內(nèi)爆初期壓力首先會(huì)迅速上升，然后上下震蕩出現(xiàn)多個(gè)峰值；隨著時(shí)間的增加，曲線幅值逐漸降低，壓力曲線開始變得光滑并趨于穩(wěn)定。由于結(jié)構(gòu)的限制，爆炸初期產(chǎn)生的高壓氣體無(wú)法及時(shí)從泄壓口流出，沖擊波會(huì)在艙內(nèi)來(lái)回反射，產(chǎn)生一系列復(fù)雜的相互作用。爆炸載荷對(duì)爆炸艙反復(fù)沖擊，艙內(nèi)氣體壓力也會(huì)迅速上升，保持一定的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。能量隨著高壓氣體從泄壓口處流出逐漸衰減，沖擊波強(qiáng)度也不斷降低，艙內(nèi)流場(chǎng)趨于穩(wěn)定并最終回歸大氣壓強(qiáng)。雖然裝藥量越大沖擊波壓力峰值越大，但不會(huì)改變沖擊波變化趨勢(shì)和準(zhǔn)靜態(tài)階段的作用時(shí)長(zhǎng)。

圖9 兩種工況下壓力時(shí)間歷程曲線

由于爆炸中心到爆炸艙內(nèi)壁上各點(diǎn)的距離不同且沖擊波到達(dá)艙壁上各點(diǎn)的入射角度不同，這些區(qū)域的沖擊波載荷特性存在很大差異。相同工況下沖擊波在觀測(cè)點(diǎn)3的最大壓力峰值大約是觀測(cè)點(diǎn)2的4倍，觀測(cè)點(diǎn)6的沖擊波最大壓力峰值大約是觀測(cè)點(diǎn)2的5倍，具體數(shù)據(jù)見表4。主要原因是觀測(cè)點(diǎn)2位于爆炸艙的泄壓口處，沖擊波不會(huì)碰到固壁面發(fā)生發(fā)射；觀測(cè)點(diǎn)6位于爆炸艙角隅處，沖擊波在此處會(huì)發(fā)生匯聚疊加，使其承受的載荷強(qiáng)度遠(yuǎn)大于其他區(qū)域。另外觀測(cè)點(diǎn)2比其他觀測(cè)點(diǎn)首先到達(dá)最大壓力峰值，且遠(yuǎn)小于爆炸艙內(nèi)其他觀測(cè)點(diǎn)的最大壓力峰值。這是因?yàn)楫?dāng)?shù)谝淮螞_擊波傳播到觀測(cè)點(diǎn)2 達(dá)到峰值后，在同一時(shí)刻爆炸艙內(nèi)壁的反射波還沒有和入射波疊加在一起，觀測(cè)點(diǎn)3和觀測(cè)點(diǎn)6到達(dá)最大壓力峰值要比觀測(cè)點(diǎn)2的時(shí)刻晚。后續(xù)由于在爆炸沖擊波載荷的作用下泄壓口逐漸變大，觀測(cè)點(diǎn)2處的沖擊波能很好的得到釋放，壓力值會(huì)迅速下降，接下來(lái)的沖擊波壓力曲線波動(dòng)也相對(duì)平緩。通過對(duì)比泄壓口處和艙內(nèi)的壓力時(shí)間歷程曲線，可以發(fā)現(xiàn)爆炸艙內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)階段要比泄壓口處長(zhǎng)。

表4 圖9各工況最大壓力峰值

根據(jù)上述分析，裝藥在爆炸艙中心爆炸后產(chǎn)生的沖擊波由爆心向四周傳播，當(dāng)沖擊波碰到內(nèi)壁后會(huì)反射回來(lái)，反射波與向角隅處傳播的沖擊波共同作用形成匯聚波，內(nèi)爆載荷表現(xiàn)為多個(gè)峰值。爆炸艙除了要承受初始沖擊波外，還要承受后續(xù)沖擊波的反復(fù)作用。另外，當(dāng)泄壓口膜片沒有完全破損時(shí)，由于爆炸艙結(jié)構(gòu)的限制，內(nèi)爆產(chǎn)生的高壓氣體無(wú)法及時(shí)排出到艙外，高壓區(qū)域主要集中在爆炸艙角隅處，并且爆炸艙內(nèi)會(huì)保持一段時(shí)間的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。

3.2 內(nèi)爆下膜片載荷特征

爆炸艙內(nèi)爆后，裝藥會(huì)與空氣發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)，釋放大量熱能并壓縮周圍空氣，產(chǎn)生的沖擊波以爆心為核心向四周擴(kuò)散傳播。爆炸荷載以空氣為介質(zhì)作用到泄壓口處膜片上，爆炸沖擊波是一種非線性荷載，膜片會(huì)在內(nèi)爆載荷作用下產(chǎn)生破壞。

選取藥量分別為1 g、2.5 g、5 g、15 g 四種工況，不同藥量時(shí)觀測(cè)點(diǎn)1(膜片開孔中心)的壓力時(shí)間歷程曲線如圖10所示。由表4和表5可知相同藥量下觀測(cè)點(diǎn)1的最大壓力峰值是觀測(cè)點(diǎn)2的3倍多，這是由于膜片未變形時(shí)，爆炸艙與外界空氣域僅有一個(gè)直徑1.5 mm小孔連通，沖擊波會(huì)在膜片中心產(chǎn)生匯聚，膜片初始會(huì)受到很強(qiáng)的沖擊載荷作用，隨著膜片整體向外變形，泄壓口逐漸變大，觀測(cè)點(diǎn)1的沖擊載荷強(qiáng)度也會(huì)逐漸下降趨于穩(wěn)定。由表5可知藥量增大使得觀測(cè)點(diǎn)1處沖擊波強(qiáng)度有較大的提升，同時(shí)膜片受到的沖擊載荷強(qiáng)度也越大。

圖10 不同藥量下觀測(cè)點(diǎn)1的壓力時(shí)間歷程曲線

表5 圖10各工況最大壓力峰值

3.3 爆炸艙內(nèi)爆膜片的破壞模式

DAMAGE在AUTODYN中用來(lái)表征單元的損傷程度，藍(lán)色說明結(jié)構(gòu)單元尚未破壞，顏色越接近紅色則說明結(jié)構(gòu)單元受到的破壞越嚴(yán)重，此外參數(shù)越接近1也表示單元的破壞程度越大。

不同裝藥量會(huì)導(dǎo)致膜片產(chǎn)生不同的破壞模式，本研究發(fā)現(xiàn)隨著裝藥量的增加，膜片主要表現(xiàn)為4種典型的破壞模式：當(dāng)裝藥量較小時(shí)，由于爆炸產(chǎn)生的高溫高壓氣體要從泄壓口釋放出去，爆炸載荷作用于膜片中心，膜片中心區(qū)域向外凸起變形，泄壓口面積也隨之增大，記為模式Ⅰ；增加裝藥量，膜片中心區(qū)域會(huì)在爆炸載荷的作用下持續(xù)外翻變形，達(dá)到最大的泄壓面積，從而使爆炸沖擊波更好的從爆炸艙內(nèi)釋放出去，此時(shí)膜片外圍會(huì)出現(xiàn)比較嚴(yán)重的損傷，但膜片中心與外沿連接處并沒有明顯的裂紋與斷裂，記為模式Ⅰ*；當(dāng)裝藥量較大時(shí)，此時(shí)爆炸產(chǎn)生的沖擊波強(qiáng)度遠(yuǎn)大于前兩種模式，膜片中心會(huì)快速的外翻變形，在拉伸應(yīng)力下撕裂產(chǎn)生剝落性斷口，記為模式Ⅱ；隨著裝藥量的持續(xù)增加，膜片中心區(qū)域在強(qiáng)大的爆炸載荷作用下完全脫落，產(chǎn)生的碎片隨著高壓氣體飛出艙外，記為模式Ⅲ。表6為破壞模式及其破壞特征，圖11為典型破壞形狀。

在爆炸初期，爆炸艙只有一個(gè)直徑為1.5 mm的圓形小孔與外界相連，此時(shí)可以認(rèn)為爆炸艙內(nèi)為密閉空間。爆炸艙內(nèi)爆產(chǎn)生的沖擊波在艙內(nèi)來(lái)回反射，艙內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力會(huì)逐漸上升，在強(qiáng)大的沖擊載荷作用下爆炸艙泄壓口處的膜片會(huì)發(fā)生破壞，導(dǎo)致泄壓口面積不斷增大，使爆炸艙內(nèi)的高溫高壓氣體更好的釋放出去。在模式Ⅰ和模式Ⅰ*中，膜片主要發(fā)生的是彎曲變形，膜片正對(duì)泄壓口一側(cè)的結(jié)構(gòu)單元受到拉伸作用，背對(duì)泄壓口一側(cè)的結(jié)構(gòu)單元受到壓縮作用；由于膜片橫截面是梯形，背對(duì)泄壓口一側(cè)的受力面積較小，在發(fā)生相同作用力時(shí)膜片背對(duì)泄壓口一側(cè)受到的損傷會(huì)更為嚴(yán)重。在模式Ⅱ中，由于裝藥量的增大，爆炸載荷對(duì)膜片中心會(huì)產(chǎn)生更強(qiáng)的沖擊，在不斷外翻變形的過程中，膜片受到拉伸應(yīng)力的作用，會(huì)在外沿連接處撕裂產(chǎn)生斷口。如果在模式Ⅱ的基礎(chǔ)上繼續(xù)增加裝藥量，在爆炸載荷作用下，膜片會(huì)產(chǎn)生更嚴(yán)重的撕裂，繼而裂縫貫通，導(dǎo)致膜片中心區(qū)域整體脫落向外飛出，產(chǎn)生模式Ⅲ的破壞效果。

本研究表明膜片中心完全脫落的破壞模式并不是由于純剪切破壞導(dǎo)致的，和膜片的結(jié)構(gòu)形式有關(guān)。膜片中心本身就有一個(gè)直徑為1.5 mm的小孔和外界相通，膜片的橫截面為梯形，越靠近中心膜片的厚度越小，沖擊波會(huì)在膜片中心產(chǎn)生匯聚效應(yīng)，導(dǎo)致爆炸載荷對(duì)膜片的作用并不均衡，內(nèi)爆后膜片中心會(huì)首先凸起變形，這期間膜片也會(huì)受到一定的剪切作用，但主要是在彎曲作用下不斷外翻變形，導(dǎo)致泄壓口面積增大。

4 結(jié)論

1) 爆炸艙內(nèi)爆沖擊波作用到內(nèi)壁上會(huì)發(fā)生反射，對(duì)艙壁產(chǎn)生多次沖擊，由于匯聚波的作用角隅處以及膜片中心承受的沖擊波載荷強(qiáng)度遠(yuǎn)大于其他壁面。

2) 在爆炸載荷的作用下膜片中心向外凸起變形，導(dǎo)致泄壓口面積不斷增大，此時(shí)膜片主要受到彎曲作用發(fā)生破壞。

3) 膜片破壞模式隨裝藥量的增加依次表現(xiàn)為大撓度外翻塑性大變形、沿連接處撕裂產(chǎn)生缺口、完全脫落等破壞模式。