張成亮，朱 錫，侯海量，陳長(zhǎng)海

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系，武漢 430033)

現(xiàn)代海戰(zhàn)中，半穿甲導(dǎo)彈通過設(shè)置延時(shí)引信使戰(zhàn)斗部穿透船體外板后在艙室內(nèi)部起爆，爆炸產(chǎn)生的沖擊波和高速破片對(duì)艦艇結(jié)構(gòu)和人員構(gòu)成了嚴(yán)重威脅，因此，基于設(shè)計(jì)的需要，針對(duì)爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下艦艇防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)將具有重要的意義。

夾層結(jié)構(gòu)是目前應(yīng)用較為廣泛的結(jié)構(gòu)形式，關(guān)于夾層結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波作用下的塑性動(dòng)響應(yīng)、破壞及失效機(jī)理，一直受到工程界的廣泛關(guān)注。研究人員主要通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真等研究結(jié)構(gòu)的塑性動(dòng)力響應(yīng)[1-5]，Xue等[6]對(duì)蜂窩等四型夾層結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的抗爆吸能能力要明顯優(yōu)于單一平板。然而，由于艦船對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)的尺寸和重量提出了較高的要求，夾層結(jié)構(gòu)的抗彈性能受到了較大的限制。因此，在夾層結(jié)構(gòu)中增加具有高比強(qiáng)度的纖維抗彈層組成復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)成為必然的選擇，并在實(shí)現(xiàn)抗穿甲吸能方面取得了一定的成果[7-8]。復(fù)合抗爆艙壁是以纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層和金屬面板組成的夾層式結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)形式為鋼板-纖維增強(qiáng)復(fù)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(dòng)響應(yīng)、復(fù)合材料抗彈以及結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)等復(fù)雜問題，直接研究相對(duì)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(shù)情況下它們并不是同時(shí)作用于結(jié)構(gòu)，可將其解耦成爆炸沖擊波載荷作用下結(jié)構(gòu)的破壞[9-10]和高速破片穿甲破壞[11-13]兩個(gè)問題分別研究。

基于上述分析，為探討復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波作用下的防護(hù)效能，本文以復(fù)合材料為抗彈層，船用鋼為前、后面板，制作了含復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)的局部船體結(jié)構(gòu)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(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)的破壞模式試驗(yàn)研究，分析了其破壞的特點(diǎn)、規(guī)律及影響因素。

1 實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

為有效模擬沖擊波載荷在角隅部位的匯聚作用以及復(fù)合艙壁結(jié)構(gòu)的邊界條件，以縱艙壁為基礎(chǔ)，設(shè)計(jì)復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)，上下各設(shè)置2層甲板；前后分別為2道垂向豎桁，向兩端各延伸1個(gè)肋骨間距，并設(shè)置橫艙壁，用以模擬實(shí)際艙段或長(zhǎng)走廊；復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)內(nèi)、外側(cè)，甲板和橫艙壁均為半個(gè)艙室寬度(見圖1)。試驗(yàn)采用縮比模型，縮比系數(shù)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(jié)構(gòu)其余尺寸如圖。

復(fù)合抗爆艙壁由前、后面板和復(fù)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(qiáng)聚乙烯纖維增強(qiáng)復(fù)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(jié)構(gòu)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(qiáng)聚乙烯纖維增強(qiáng)復(fù)合板-陶瓷棉。

試驗(yàn)主要采用鋼板、高強(qiáng)聚乙烯纖維增強(qiáng)復(fù)合板、玻璃鋼板和陶瓷棉4種材料。其中玻璃鋼板力學(xué)性能指標(biāo)見表1；鋼板為Q235鋼，力學(xué)性能指標(biāo)見表2；高強(qiáng)聚乙烯纖維增強(qiáng)復(fù)合板力學(xué)性能見表3。

表1 玻璃鋼板力學(xué)性能指標(biāo)

表2 Q235鋼力學(xué)性能指標(biāo)

表3 高強(qiáng)聚乙烯纖維增強(qiáng)復(fù)合板力學(xué)性能

圖2 實(shí)驗(yàn)裝藥及布置

2 實(shí)驗(yàn)方法

試驗(yàn)設(shè)計(jì)的具體情況如圖2所示。試驗(yàn)時(shí)采用圓柱形鑄裝 TNT炸藥，單發(fā)重為200 g，采用3發(fā)“品”字形布置，模擬實(shí)際炸藥量為120 kgTNT當(dāng)量的半穿甲導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部；采用3發(fā)電雷管于裝藥尾端同時(shí)引爆。炸藥底部與復(fù)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(shí)際爆距2 m、1.5 m和1 m。

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 主要實(shí)驗(yàn)結(jié)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(gè)模型復(fù)合抗爆艙壁前、后面板均發(fā)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(fā)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(gè)模型復(fù)合抗爆艙壁前、后面板發(fā)生了大變形；前面板中部附近有 “灼燒”現(xiàn)象，在灼燒區(qū)域中部模型M3有1個(gè)圓形的沖塞區(qū)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(cè)翻倒，翻倒程度逐漸增大并撞擊甲板2上側(cè)和甲板3下側(cè)縱艙壁；前、后橫艙壁發(fā)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(zhì)量破片(見圖3(d))。

圖3 模型試驗(yàn)結(jié)果

3.2 邊界撕裂及破口分析

圖4為模型M1、M2、M3復(fù)合抗爆艙壁前、后面板的變形及破壞情況，表5為復(fù)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(zhǎng)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(zhǎng)度最大，模型M2最小；前面板撕裂破口長(zhǎng)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(fā)生撕裂破口，模型M2與甲板2焊接邊界中部發(fā)生撕裂，撕裂破口長(zhǎng)155 mm；模型M3與甲板3和前后縱艙壁豎絎發(fā)生撕裂，撕裂破口總長(zhǎng)925 mm。比較3個(gè)模型撕裂破口率可知，復(fù)合抗爆艙壁邊界總撕裂破口率在3個(gè)模型中M2最低為12%，且前面板產(chǎn)生較小撕裂破口時(shí)后面板發(fā)生撕裂，這說明了M2復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)在變形協(xié)調(diào)和抗沖擊波性能上優(yōu)于M1。復(fù)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(duì)復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)邊界撕裂影響很大。

圖4 復(fù)合抗爆艙壁前、后面板的變形破壞結(jié)果

裂口率：結(jié)構(gòu)焊縫邊界撕裂長(zhǎng)度與該結(jié)構(gòu)焊縫邊界總長(zhǎng)的比值

由圖4可知，復(fù)合抗爆艙壁前面板的“灼燒”區(qū)域正對(duì)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(qū)域中部最大撕裂破口長(zhǎng)6 cm(見圖3(e))，撕裂邊沿板厚小于初始板厚，這一點(diǎn)與文獻(xiàn)[13]中觀察到的現(xiàn)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(jié)構(gòu)產(chǎn)生破片，前面板沖塞破口也未擴(kuò)展形成花瓣開裂。這是由爆炸產(chǎn)生的高溫高壓的爆轟產(chǎn)物引起，爆距較遠(yuǎn)時(shí)復(fù)合抗爆艙壁前面板發(fā)生灼燒破壞，爆距減小時(shí)引起前面板的沖塞破口；同時(shí)夾芯層限制了前面板的變形和進(jìn)一步的破壞，對(duì)后面板起到有效的的防護(hù)作用。

3.3 變形形貌分析

圖5為模型M1、M2復(fù)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(fā)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(fù)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(fù)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(huì)造成更大的撕裂破口。

圖6為M1、M2復(fù)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(cè)點(diǎn)撓度較小，這是由于后縱艙壁豎絎中部扭曲導(dǎo)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(cè)向中部逐漸增大；模型M1前面板焊接邊界撕裂導(dǎo)致其變形向中部移動(dòng)。

圖5 模型M1、M2復(fù)合抗爆艙壁前面板撓度等高線

4 復(fù)合抗爆艙壁破壞模式影響因素分析

由變形破壞結(jié)果可知，在空中近爆沖擊波作用下復(fù)合抗爆艙壁前、后面板主要是抵御沖擊波的破壞，其中較遠(yuǎn)距離下前、后面板通過結(jié)構(gòu)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(fù)合抗彈層由于邊界無約束變形量小，對(duì)沖擊波能量吸收較小，但模型M2實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明抗彈層的厚度對(duì)結(jié)構(gòu)變形協(xié)調(diào)性能和抗彈性能有較大的影響，適當(dāng)增加復(fù)合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)夾芯層的尺寸和質(zhì)量有利于艙壁結(jié)構(gòu)抗爆性能的提高；復(fù)合抗爆艙壁爆距較遠(yuǎn)時(shí)前面板首先發(fā)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(xiàn)撕裂，爆距較近時(shí)前后面板均發(fā)生較大程度的邊界撕裂，同時(shí)前面板還產(chǎn)生沖塞破口。

5 結(jié) 論

(1) 近距空爆載荷作用下復(fù)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(chǎn)生邊界撕裂，進(jìn)而形成筒形大變形；隨著爆炸載荷的增強(qiáng)，后面板邊界處開始產(chǎn)生撕裂破口并沿焊縫邊界擴(kuò)展形成大破口。

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

(3) 復(fù)合抗爆艙壁中間夾芯層對(duì)結(jié)構(gòu)的變形協(xié)調(diào)性能起到重要的作用，適當(dāng)增加復(fù)合抗爆艙壁夾芯層尺寸和質(zhì)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(fù)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(duì)沖擊波能量吸收作用不明顯。

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