張紅艷，蔡宣明，馬鐵華，張 瑜，范志強，高玉波

(1.中北大學 理學院，太原 030051； 2.電子測試技術重點實驗室，太原 030051)

爆炸載荷作用下特殊功能高壓容器倉排放口結構膜片是否能夠與預估破膜時間相一致，對整個高壓裝置系統(tǒng)正常運行將占據(jù)至關重要的地位。無效的破膜模式阻礙了高壓容器倉內高能爆炸氣體通過膜片實現(xiàn)二次沖擊加載，因此，設計最優(yōu)化抗爆能力膜片結構變得尤為迫切，而對膜片結構毀傷效應及機理研究是結構優(yōu)化設計的先決科學問題[1-3]。

爆炸沖擊載荷對復雜極端服役環(huán)境下材料結構毀傷效應研究是當前國際熱點和難點問題，近年來，國內外學者在材料結構爆炸毀傷效應研究方面進行了相關報道[4-6]。趙躍堂等[7]對管片襯砌結構在接觸爆炸載荷作用下的毀傷效應進行了研究，其研究中探索了裝藥爆炸點分布位置與結構毀傷效應聯(lián)系規(guī)律，通過實驗與數(shù)值仿真相結合的方式，分析研究了管片接頭特征對襯砌結構破壞效應影響的規(guī)律性。趙旭東等[8]采用數(shù)值模擬手段對爆炸沖擊載荷壓力下的裝甲車輛毀傷效能進行探索研究，研究分析了靶板前后部位在爆炸沖擊載荷作用下空氣壓力變化情況，獲得了靶板中心的撓度值，為進一步深化爆炸沖擊波毀傷效能研究提供了重要基礎。Kim等[9]提出一個預測爆炸沖擊載荷作用下防爆墻結構最大變形計算經(jīng)驗公式，假定爆破墻模型由簡支邊界條件支撐，對波紋板進行數(shù)值模擬，通過回歸分析來建立經(jīng)驗公式，并進行大量的參數(shù)研究，研究結果為防爆結構設計提供了重要依據(jù)。Yuen等[10]通過實驗和數(shù)值模擬相結合的方式來評估爆炸沖擊載荷對四角形靶板定向效應，其研究結果中獲得靶板上的載荷分布角度對爆炸載荷機理研究提供了依據(jù)。綜合分析國內外對結構爆炸毀傷效應研究報道，報道主要集中在宏觀上的毀傷形式評估，以及爆炸點分別情況對毀傷效應的影響，而爆炸能量釋放行為與靶板結構損傷機理之間的內在關聯(lián)，以及爆炸沖擊載荷峰值壓力與結構損傷尺寸毀傷效應的研究亟少。

本研究基于高壓爆炸裝置，對含預制損傷Q235鋼膜片結構在爆炸沖擊載荷作用下的毀傷效應進行研究，探索七孔槍藥爆炸能量釋放行為與相關參量的聯(lián)系規(guī)律，建立爆炸沖擊載荷峰值壓力與損傷孔洞尺寸之間的內在關系，量化多尺度細觀損傷機理研究，并結合數(shù)值模擬技術對膜片破壞形狀進行仿真研究。

1 試驗

1.1 試樣設計

為探索爆炸沖擊波對含預制孔洞損傷結構Q235鋼膜片毀傷效應，本研究設計了如圖1所示的含預制孔洞損傷Q235鋼膜片結構試樣，試樣外徑尺寸為Φ34.4 mm，試樣圓槽內徑為Φ14 mm，內嵌深度為3.5 mm，內嵌圓錐角為160°，預制孔洞直徑尺寸為Φ1.5 mm，在試驗研究中定義試樣圓槽端面為迎爆面、另一端面(含預制Φ1.5 mm孔洞端面)為背爆面，Q235鋼力學性能參數(shù),如表1所示。

1.2 試驗設計

圖2為試驗裝置示意圖，爆炸沖擊波由高壓爆炸艙中的七孔槍藥起爆產(chǎn)生，通過調整七孔槍藥藥量進而控制高壓爆炸艙中的爆炸沖擊波能量，安裝在高壓爆炸艙中的壓力傳感器監(jiān)測其內部壓力狀態(tài)，經(jīng)由數(shù)據(jù)測試系統(tǒng)及示波器采集高壓爆炸艙中的壓力信號。在高壓爆炸艙裝甲鋼彈道中安裝含預制孔洞損傷結構的Q235鋼膜片試樣，整個高壓爆炸艙呈密閉狀態(tài)。

圖1 試驗試樣結構形式(mm)

表1 Q235鋼力學性能參數(shù)[11]

圖2 試驗裝置示意圖

2 結果與討論

2.1 試驗結果

為系統(tǒng)研究爆炸沖擊波對含預制孔洞損傷Q235鋼膜片結構損傷形式的影響機理進行了一系列試驗研究，研究結果如表2所示。圖3為含預制損傷孔洞試樣宏觀損傷形式，由圖可知，在較小爆炸沖擊載荷作用下，含預制孔洞Q235膜片試樣出現(xiàn)梯度圓錐拉伸孔洞損傷，隨著爆炸沖擊載荷壓力地不斷增大，試樣迎爆面梯度圓錐拉伸孔洞尺寸逐漸增大，急劇增長的沖擊波能量促使損傷孔洞出現(xiàn)邊緣性應力集中現(xiàn)象，并沿薄弱路徑不斷擴展，產(chǎn)生徑向劈裂現(xiàn)象。繼續(xù)增大沖擊載荷壓力(爆炸峰值壓力約為361 MPa時)，充足的沖擊波能量遠超越于試樣迎爆面結構強度，從而產(chǎn)生剪切沖塞現(xiàn)象。

(a) 迎爆面損傷形式

(b) 背爆面損傷形式

表2 試驗研究結果

2.2 爆炸沖擊波能量釋放特性與相關參量內在關聯(lián)

圖4為試驗研究中壓力傳感器在高壓爆炸艙內監(jiān)測到的爆炸壓力時間歷時關系，由圖可知，在爆炸后的幾毫秒內高壓爆炸艙內爆炸壓力迅速增至最大值，達到壓力峰值后，其能量開始釋放，由高壓艙中最大壓力排放至與大氣壓力相一致時，整個能量排放過程約為240 ms。從爆炸開始到壓力峰值僅需幾毫秒時間(約為3～7 ms)，與整個能量排放過程時間相比相差較大，可認為爆炸壓力從零到壓力峰值的幾毫秒時間內其能量釋放量可忽略不計，另，假設高壓爆炸艙原始狀態(tài)為一個完全密閉系統(tǒng)，則，存儲于爆炸艙中的能量與其峰值壓力之間有如下關系[12]：

(1)

圖4 試驗爆炸壓力時間歷時關系

式中：ΔQ為存儲于爆炸艙內的能量，V為高壓爆炸艙體積，γ為比熱容比，ΔP為爆炸壓力峰值。

將高壓爆炸艙看作為一個關于熱量增加及高壓爆炸艙排放口處質量和能量流失的熱動力學系統(tǒng)。除了高壓爆炸艙排放口處的小部分區(qū)域之外，假設高壓爆炸艙中的狀態(tài)特征全部相同。高壓爆炸艙由高強度裝甲鋼材料構造而成，其內壁應變可忽略不計，認為高壓爆炸艙系統(tǒng)不做功(除排放口處高壓氣體流動做功外)，假設傳遞給系統(tǒng)的熱能是以空間內統(tǒng)一的方式進行，則高壓爆炸艙中的停滯焓處處不變，假設高壓爆炸艙中的停滯焓沒有空間梯度，則高壓爆炸艙中能量釋放量與相關參量聯(lián)系規(guī)律如下：

(2)

式中:P為高壓爆炸艙內的爆炸壓力，式中的質量流失率引用文獻[12]，高壓爆炸艙體積V約為0.29 L。結合試驗編號2試驗中監(jiān)測到的壓力時間歷時關系，起爆藥量m=80 g，以及相關參量數(shù)值，可計算出系統(tǒng)增加的總能量。

圖5為七孔槍藥(試驗編號2)能量釋放關系圖，圖中的虛線表示系統(tǒng)中增加的總能量時間歷時關系，點加線表示高壓爆炸艙中氣體能量時間歷時關系，圓點表示通過排放口的能量流失量。由圖可知，七孔槍藥起爆后，高壓爆炸艙中的壓力在極短時間內(約為3.3 ms)達到峰值點，這一階段能量還未來得及釋放，因此，該階段中的總能量與爆炸艙中氣體能量時間歷時關系曲線幾乎相重合。到達壓力峰值后，能量排放開始響應，高壓爆炸艙中的總能量和艙中氣體能量時間歷時關系曲線逐漸開始下滑，此時，排放口能量流失占主導地位，能量流失時間歷時關系曲線逐漸上升。

圖5 能量釋放關系圖

2.3 失效模式及損傷機理分析

結合七孔槍藥能量釋放行為(圖4和圖5)，由試驗結果回收到的試樣(如圖3)分析可知，七孔槍藥質量為75 g時，最大爆炸壓力約為203 MPa，與靶板屈服強度(235 MPa)相比較，顯然不足以使其產(chǎn)生屈服，而試驗試樣呈現(xiàn)明顯損傷特性，產(chǎn)生一個距試樣中心約為3.6 mm尺度的損傷孔洞，且孔洞邊緣厚度較為均勻，該損傷形式的發(fā)生歸咎于試樣中預制孔洞，預制損傷孔洞在爆炸沖擊波作用下應力集中更為劇烈，另，最大爆炸壓力還小于其屈服強度，爆炸沖擊波能量被損傷孔洞均勻吸收。隨著七孔槍藥藥量的增加，急劇增長的爆炸沖擊波能量使得損傷孔洞出現(xiàn)非均勻性失效，產(chǎn)生邊緣應力集中，萌發(fā)了撕裂裂紋。繼續(xù)增大藥量，吸收更多沖擊波能量使得損傷孔洞不斷增大，爆發(fā)多邊緣性撕裂裂紋，最后出現(xiàn)剪切沖塞現(xiàn)象(如圖3(e)所示)。

確定損傷失效孔洞尺寸與爆炸沖擊波之間的量化關系可進一步深化損傷機理研究，結合能量釋放關系及試驗研究結果，建立含預制損傷試樣損傷孔洞尺寸與爆炸峰值壓力之間地內在關聯(lián)，如下所示：

(3)

式中:D為損傷孔洞尺寸，α、β、λ為相關常數(shù)項，ΔPmax為爆炸峰值壓力。

圖6為應用式(3)對試驗數(shù)據(jù)進行擬合，其擬合相關度Adj.R-Square為0.98，相關擬合參數(shù)如表3所示，

圖6 損傷孔洞尺寸與爆炸峰值壓力聯(lián)系規(guī)律

表3 損傷孔洞尺寸與爆炸峰值壓力內在關聯(lián)擬合參數(shù)

Tab.3 Fitting parameters of intrinsic correlation between damage hole size and explosion peak pressure

相關參量αβλn擬合數(shù)值 15.53.63318.915.6StandardError0.550.0693.041.67

擬合結果與試驗數(shù)據(jù)基本吻合，該研究結果填補了多尺度損傷機理分析方法。

圖7為在哈爾濱工業(yè)大學測試分析中心對試樣斷口形貌進行的SEM掃描分析圖，爆炸沖擊波能量不僅使試樣出現(xiàn)宏觀孔洞、邊緣性撕裂、以及剪切沖塞等損傷現(xiàn)象，該損傷特性大大吸收了爆炸沖擊波能量，由圖可知，在細觀損傷方面，產(chǎn)生明顯的損傷裂紋，隨著爆炸沖擊波能量地急劇增長，萌發(fā)的損傷微裂紋不斷向應力集中薄弱路徑擴展，形成深裂紋，在深裂紋擴展過程當中又出現(xiàn)新的微裂紋，又以同樣方式進行能量傳遞，裂紋擴展路徑錯綜復雜，進而出現(xiàn)斷口交叉拉伸損傷裂紋，吸收了部分爆炸沖擊波能量，改變了試樣細觀結構形貌。

2.4 破壞模式的數(shù)值模擬驗證

Q235鋼在爆炸強沖擊波作用下，考慮應變強化、應變率強化及溫度軟化效應對動態(tài)力學行為的影響，在數(shù)值模擬當中采用基于J-C模型的Q235鋼的動態(tài)本構關系[13]，可描述為：

(4)

表4 Q235鋼的本構模型參數(shù)

應用基于J-C模型的Q235鋼的失效準則[14]，其可描述為：

(5)

式中:σ*為應力三軸度，D1～D5、D01～D03為材料擬合參數(shù)，其相對應的參數(shù)值如表5所示。

表5 Q235鋼的失效模型相關參數(shù)

基于J-C模型的Q235鋼的動態(tài)本構關系及失效準則分別對試驗研究中的每一種七孔槍藥量進行數(shù)值模擬。當七孔槍藥量為75 g時，其起爆后的沖擊波使得膜片產(chǎn)生梯度圓錐損傷拉伸現(xiàn)象，如圖8所示，與試驗結果相比較，破壞形態(tài)基本相符。

圖8 數(shù)值模擬中出現(xiàn)梯度圓錐拉伸孔洞損傷

隨著七孔槍藥量的增加，急劇增長地沖擊波能量迫使膜片梯度圓錐損傷拉伸長度增大，同時徑向損傷孔洞尺寸也增大，進而卸載部分沖擊波能量。圖9為七孔槍藥量為105 g時，數(shù)值模擬中出現(xiàn)徑向劈裂趨勢，與試驗現(xiàn)象基本吻合，數(shù)值模擬中的最大損傷孔洞尺寸為7.51 mm，試驗當中的損傷孔洞尺寸為7.32 mm，仿真與試驗誤差值約為3%。

圖9 數(shù)值模擬中出現(xiàn)徑向劈裂現(xiàn)象趨勢

當數(shù)值模擬中的七孔槍藥量為125 g時，充足的爆炸沖擊波能量使得膜片產(chǎn)生剪切沖塞現(xiàn)象，如圖10所示，膜片在邊界約束條件下，在沖擊波作用面產(chǎn)生剪切沖塞，其數(shù)值模擬現(xiàn)象與試驗結果基本吻合。

圖10 數(shù)值模擬中出現(xiàn)剪切沖塞現(xiàn)象

3 結 論

(1) 獲得了含預制損傷孔洞Q235鋼膜片結構在爆炸沖擊載荷作用下的主要宏觀損傷特性。隨著爆炸沖擊載荷壓力地不斷增大，逐漸呈現(xiàn)均勻性孔洞、非均勻性邊緣應力集中失效、交叉撕裂孔洞、以及剪切沖塞等主要宏觀損傷模式。

(2) 建立了七孔槍藥爆炸沖擊波能量釋放行為與相關參量之間的內在關聯(lián)，為爆炸沖擊波對含預制損傷孔洞Q235鋼膜片結構毀傷效應機理研究提供了量化依據(jù)。

(3) 確定了爆炸沖擊載荷峰值壓力與損傷孔洞尺寸之間的量化關系，深化了爆炸載荷壓力對含預制損傷孔洞Q235鋼膜片結構毀傷效應多尺度損傷機理分析。

(4) 數(shù)值模擬中獲得的含預制損傷孔洞Q235鋼膜片破壞形態(tài)與試驗結果基本吻合，損傷孔洞尺寸也與試驗研究基本一致，表明該數(shù)值模擬研究可為試驗研究提供借鑒。