黃祺臨,汪 敏,2,周 帥,陳 鵬,陳輝國(guó)

(1.陸軍勤務(wù)學(xué)院 軍事設(shè)施系, 重慶 401311; 2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 南京 210094; 3. 31672部隊(duì))

0 引言

在軍事設(shè)施的建造與爆炸防護(hù)領(lǐng)域,研發(fā)輕質(zhì)高強(qiáng)、具有一定爆炸沖擊防護(hù)能力的板材一直是該領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。通常采用夾芯結(jié)構(gòu)板材來(lái)抵抗爆炸荷載的作用,其主要通過(guò)芯層塑性大變形將爆炸產(chǎn)生的能量轉(zhuǎn)化為其他形式的能量,對(duì)于芯層力學(xué)性能的要求較高。目前國(guó)內(nèi)外大多采用多孔金屬材料[1]作為夾芯結(jié)構(gòu)的芯層,其具有相對(duì)密度小、耗能性好等特點(diǎn)。依據(jù)內(nèi)部單元是否周期性排布,多孔金屬材料可分為泡沫多孔金屬材料和周期性多孔金屬材料2大類。其中,由于后者具有更高的比強(qiáng)度與比剛度[2],更能滿足爆炸沖擊防護(hù)的需要。

目前常見(jiàn)的制備周期性多孔金屬材料的方法主要有熔模鑄造法[3]、塑性變形法[4]、增材制造法[5]、三維編織法[6]等。其中三維編織法通過(guò)對(duì)成品金屬絲進(jìn)行彎折、繞織制成所需拓?fù)錁?gòu)型,具有制備工藝簡(jiǎn)單,材料易得,可快速大批量制備等特點(diǎn),近年來(lái)在國(guó)內(nèi)外得到了廣泛關(guān)注。如Kang等[7]基于三維編織法提出了Circular Spring Kagome、Hexagonal Spring Kagome、Dual Wired Octet、Zigzag、Three dimensional woven wire structure(3DWT)等編織結(jié)構(gòu)構(gòu)型,并提出了相應(yīng)的靜力學(xué)性能指標(biāo)計(jì)算公式。此外,隨著金屬制造行業(yè)的發(fā)展,一些高強(qiáng)金屬材料也被應(yīng)用于編織結(jié)構(gòu)中,例如陳鵬等[8]采用三維編織法設(shè)計(jì)了一種由三角螺旋式高強(qiáng)鋼絲與螺旋雙絞線組成編織結(jié)構(gòu)芯層,靜壓試驗(yàn)結(jié)果表明芯層高度增加時(shí),其壓縮力學(xué)性能增大而吸能特性減小。

盡管國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)三維編織法的制備工藝進(jìn)行了大量的研究,并提出了多種拓?fù)錁?gòu)型,但對(duì)于三維編織結(jié)構(gòu)的研究集中于靜力學(xué)領(lǐng)域,對(duì)于其在爆炸荷載作用下的響應(yīng)分析仍較少。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)其他類型夾芯結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)展開(kāi)了大量研究,例如鄧旭輝等[9]運(yùn)用數(shù)值模擬的方法分析了蜂窩結(jié)構(gòu)夾芯板在爆炸荷載作用下的響應(yīng),并將響應(yīng)過(guò)程劃分為爆炸發(fā)生、力的傳遞和結(jié)構(gòu)變形3個(gè)階段。張豪等[10]通過(guò)提取背板中心點(diǎn)的速度,分析了夾芯結(jié)構(gòu)各組成部分之間作用力的傳遞規(guī)律,結(jié)果表明:背板的變形主要源于芯層傳遞的作用力因此在進(jìn)行夾芯結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)根據(jù)荷載選擇合適的芯層。姚夢(mèng)雷等[11]分析了不同面板與芯層剛度組合的Y型夾芯板在艙內(nèi)爆炸荷載作用下的變形模式,發(fā)現(xiàn)面板與芯層剛度之間的相對(duì)強(qiáng)弱關(guān)系是影響Y型夾芯板變形模式的主要原因。Feng等[12]對(duì)比了采用沙漏型芯層與金字塔型芯層的夾芯結(jié)構(gòu)在水下爆炸荷載作用下的響應(yīng),雖然2種芯層的抗壓強(qiáng)度基本相同,但是前者具有更好的抗面板拉伸和撕裂性能,表明了可以通過(guò)對(duì)芯層進(jìn)行拓?fù)鋬?yōu)化提高結(jié)構(gòu)整體的抗爆性能。亓昌等[13]對(duì)比了金字塔型夾芯板芯層腹桿分別采用實(shí)體單元與梁?jiǎn)卧獣r(shí)的仿真精度,發(fā)現(xiàn)爆炸點(diǎn)高度在一定范圍內(nèi)時(shí),梁?jiǎn)卧?jiǎn)化模型的仿真精度高于實(shí)體單元模型,并且前者計(jì)算時(shí)間能夠減少99%。易建坤等[14]研究發(fā)現(xiàn)改變質(zhì)量及載荷條件,結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能影響趨勢(shì)也會(huì)隨之改變,因此需要針對(duì)特定的質(zhì)量、荷載參數(shù)分析幾何參數(shù)的影響規(guī)律。

總體來(lái)看,在爆炸荷載作用下夾芯結(jié)構(gòu)的抗爆性能受芯層參數(shù)、芯層與面板之間的相互作用等因素的影響。因此,對(duì)于編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能的研究,不能只關(guān)注靜態(tài)條件下芯層的力學(xué)性能,為此本文中在高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆試驗(yàn)的基礎(chǔ)之上,采用數(shù)值模擬的方法研究了結(jié)構(gòu)響應(yīng)的過(guò)程,對(duì)比不同芯層高度的高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板的響應(yīng)模式,分析不同芯層參數(shù)對(duì)于高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能的影響規(guī)律。根據(jù)無(wú)量綱沖量與無(wú)量綱變形量的計(jì)算公式,進(jìn)一步推導(dǎo)高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板設(shè)計(jì)指導(dǎo)公式。研究可為高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 抗爆性能試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)裝置

如圖1所示,設(shè)計(jì)制作的爆炸試驗(yàn)臺(tái)主要由“回”型蓋板及支撐底座組成。

圖1 爆炸試驗(yàn)臺(tái)

其中,中央鏤空面積為350 mm×350 mm,試驗(yàn)時(shí)先將夾芯板試件置于中央鏤空區(qū),再采用與芯層等高的墊塊填充于夾芯板試件迎爆面、背爆面板中間,最后采用M16螺栓將底座與蓋板連接以確保對(duì)試件的有效夾持。需說(shuō)明的是,本文中的試驗(yàn)、數(shù)值模擬及相關(guān)分析討論均針對(duì)試件的非夾持區(qū)域展開(kāi)。

1.2 制備工藝

制備高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板試件時(shí),首先利用折彎?rùn)C(jī)將鋼絲彎折成螺旋式三角形(高強(qiáng)鋼絲彎折處倒角半徑為2 mm)。然后將螺旋三角鋼絲段正反向錯(cuò)位拼接組成,利用壓條和螺栓將芯層與上下面板連接,制備流程如圖2所示。試件芯層相對(duì)密度ρrel,即單個(gè)胞元內(nèi)芯層鋼絲所占體積的百分比,計(jì)算公式如式(1)所示。

(1)

式(1)中:r為芯層鋼絲半徑(mm);θ為鋼絲偏折角;Hc為芯層高度。具體幾何參數(shù)見(jiàn)圖3。

圖2 夾芯板制備工藝

圖3 幾何參數(shù)示意圖

本文中采用的高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)芯層制備工藝,支持芯層高度的設(shè)計(jì)區(qū)間為48～88 mm,調(diào)整間隔為10 mm;鋼絲偏折角的設(shè)計(jì)區(qū)間為70～80 °。

對(duì)于編織結(jié)構(gòu)芯層的抗壓強(qiáng)度σ0,采用Kang等[13]基于芯層金屬絲段均是理想的直桿且節(jié)點(diǎn)不堆積的假設(shè),提出的芯層抗壓強(qiáng)度σ0是芯層金屬材料強(qiáng)度σc和芯層相對(duì)密度ρrel的函數(shù),如式(2)所示。

σ0=cρrelσc

(2)

式(2)中:σ0為芯層抗壓強(qiáng)度,MPa;σc為高強(qiáng)鋼絲極限強(qiáng)度;c為無(wú)量綱系數(shù),參考對(duì)于不同規(guī)格的高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)芯層準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)[8]結(jié)果,發(fā)現(xiàn)c值的大小與芯層鋼絲直徑有關(guān),在數(shù)值上等于0.67r。

1.3 試驗(yàn)方法

制作了3個(gè)高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板試件用于開(kāi)展實(shí)爆試驗(yàn),如圖4所示。試件面板材料為Q235鋼,厚度為2.5 mm,尺寸為500 mm×500 mm,其中受爆炸荷載作用區(qū)域長(zhǎng)度為350 mm,兩端為固定支撐區(qū)域,長(zhǎng)度均為75 mm。芯層參數(shù)見(jiàn)表1。

圖4 高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板

表1 試件芯層參數(shù)

爆炸試驗(yàn)采用2號(hào)巖石乳化炸藥圓球形藥包,質(zhì)量為350 g,采用8號(hào)瞬發(fā)電雷管嵌入藥包內(nèi)部起爆,藥包中心與上面板中心距離為15 cm,如圖5所示。

2 高強(qiáng)鋼絲材料力學(xué)性能

2.1 準(zhǔn)靜態(tài)、動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)

為了能夠準(zhǔn)確描述高強(qiáng)鋼絲的力學(xué)性能,參考GB/T228.1—2010[15]制作了2個(gè)準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)試件。利用WDW-50C微機(jī)控制電子萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行常溫下準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn),如圖6所示。

圖5 球形藥包爆炸試驗(yàn)布置現(xiàn)場(chǎng)

圖6 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)

準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果如表2所示,可以看出高強(qiáng)鋼絲的屈服應(yīng)力為1 480.7 MPa,峰值應(yīng)力為1 921.7 MPa,能夠承受的最大載荷為13 448.1 N,彈性模量為191.4 GPa。

表2 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗(yàn)結(jié)果

為了獲得高強(qiáng)鋼絲的動(dòng)態(tài)力學(xué)性能,在分離式霍普金森拉桿上進(jìn)行不同應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn),如圖7所示。

圖7 分離式霍普金森拉桿試驗(yàn)

將試驗(yàn)得到的工程應(yīng)力-應(yīng)變數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)換為真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變,得到高強(qiáng)鋼絲的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線,如圖8所示?？梢钥闯?高強(qiáng)鋼絲峰值應(yīng)力隨著應(yīng)變率的增加而增加,表明其為應(yīng)變率敏感材料。

圖8 不同應(yīng)變率下的真實(shí)應(yīng)力-應(yīng)變曲線

2.2 Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)擬合

Johnson-Cook本構(gòu)模型[16]作為典型的經(jīng)驗(yàn)型本構(gòu)模型,綜合考慮了應(yīng)變、應(yīng)變速率和溫度對(duì)材料塑性流動(dòng)的耦合效應(yīng),能夠較好地預(yù)測(cè)大變形、高應(yīng)變速率和高溫下材料的力學(xué)響應(yīng)。Johnson-Cook本構(gòu)模型描述材料動(dòng)態(tài)力學(xué)性能,表達(dá)式如下所示:

(3)

(4)

在此基礎(chǔ)上,利用2.1節(jié)的試驗(yàn)數(shù)據(jù)對(duì)式(4)進(jìn)行擬合,即可得到高強(qiáng)鋼絲的Simplified Johnson-Cook本構(gòu)模型材料參數(shù),如表3所示。

表3 Johnson-Cook本構(gòu)模型材料參數(shù)

3 有限元模擬

3.1 有限元模型

基于1.3節(jié)的試件參數(shù),利用SpaceClaim和DesignModeler軟件對(duì)高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板進(jìn)行建模分析,如圖9所示。

其中芯層與面板連接處采用共節(jié)點(diǎn)的方式進(jìn)行處理,邊界約束條件為四周固支。面板采用SHELL單元,芯層鋼絲采用BEAM單元。利用LS-DYNA軟件使用任意拉格朗日歐拉(ALE)算法模擬炸藥爆炸沖擊波對(duì)夾芯板的作用,起爆方式為中心起爆。

為節(jié)約計(jì)算機(jī)資源,將空氣域的覆蓋范圍設(shè)置為400 mm×400 mm×350 mm,并在表面施加無(wú)反射邊界條件以模擬自由空氣域。高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板試件模型的網(wǎng)格尺寸為5 mm,其余部分均為10 mm。

圖9 有限元模型

3.2 材料模型

炸藥選用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN本構(gòu)模型,爆轟產(chǎn)物膨脹選用*EOS_JWL狀態(tài)方程描述:

(5)

式(5)中:PCJ為爆轟產(chǎn)物的壓力;A1、B1、R1、R2、ω均為炸藥參數(shù);V為炸藥相對(duì)體積;E0為單位體積初始內(nèi)能,具體參數(shù)見(jiàn)表4。

表4 炸藥狀態(tài)方程參數(shù)

空氣選用*MAT_NULL本構(gòu)模型,理想氣體選用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述:

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ2+

(C4+C5μ+C6μ2)E0

(6)

式(6)中:P為壓力;C0、C1、C2、C3、C4、C5、C6為多項(xiàng)式方程系數(shù);E0為單位體積初始內(nèi)能;μ為空氣相對(duì)體積,μ=1/V-1,具體參數(shù)見(jiàn)表5。

迎爆、背爆面板為Q235鋼,選用Simplified Johnson-Cook本構(gòu)模型描述,具體參數(shù)見(jiàn)表6。

表5 空氣狀態(tài)方程參數(shù)

表6 Q235鋼本構(gòu)模型參數(shù)

芯層高強(qiáng)鋼絲材料選用Simplified Johnson-Cook本構(gòu)模型描述,具體參數(shù)見(jiàn)表3。由于在實(shí)爆試驗(yàn)時(shí)沒(méi)有發(fā)現(xiàn)芯層高強(qiáng)鋼絲斷裂失效的現(xiàn)象,故在數(shù)值模擬過(guò)程中不考慮BEAM單元的失效。

3.3 數(shù)值模擬方法準(zhǔn)確性驗(yàn)證

將數(shù)值計(jì)算得到的試件迎爆面、背爆面及芯層變形情況與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比,如圖10所示。同時(shí)提取數(shù)值計(jì)算模型中試件背爆面的最終變形量與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比較,如表7所示。

圖10 試驗(yàn)變形與模擬變形情況對(duì)比

表7 背爆面最終變形量對(duì)比

可以看出,數(shù)值模擬得到的迎、背爆面及芯層的變形情況與試驗(yàn)結(jié)果基本一致,且背爆面最終變形量與試驗(yàn)獲得的數(shù)據(jù)平均誤差為13.4 %,滿足精度要求。因此,可以認(rèn)為該數(shù)值模擬方法能夠較好模擬高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板在爆炸荷載作用下的響應(yīng)過(guò)程。

4 結(jié)構(gòu)響應(yīng)研究

為了探究夾芯結(jié)構(gòu)在爆炸荷載作用下的響應(yīng)模式,建立了25組具有不同芯層幾何參數(shù)的高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板有限元模型,各試件的芯層參數(shù)見(jiàn)表8。采用第3節(jié)中的數(shù)值模擬方法模擬不同試件模型在爆炸荷載作用下的響應(yīng)過(guò)程。

表8 各試件參數(shù)及響應(yīng)模式

續(xù)表(表8)

4.1 響應(yīng)過(guò)程分析

采用文獻(xiàn)[9]的方法,將炸藥起爆到結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)結(jié)束的過(guò)程分為3個(gè)階段:

第1個(gè)階段為爆轟產(chǎn)物在空氣中傳播的階段。0～30 μs,炸藥爆炸瞬間產(chǎn)生高壓沖擊波并迅速向外傳播。

第2階段為爆轟產(chǎn)物與結(jié)構(gòu)相互作用的階段。30～50 μs,爆炸產(chǎn)生的高壓沖擊波首先作用于夾芯板的迎爆面板為其提供了巨大的加速度,使其開(kāi)始向下運(yùn)動(dòng),推動(dòng)并壓縮芯層高強(qiáng)鋼絲;芯層高強(qiáng)鋼絲獲得了動(dòng)能之后向下推動(dòng)背爆面板,因此背爆面板的動(dòng)響應(yīng)滯后于芯層與迎爆面板,并以相對(duì)較小的速度向下變形。

第3階段為夾芯板結(jié)構(gòu)自身響應(yīng)的過(guò)程。50 μs之后炸藥與結(jié)構(gòu)的相互作用已經(jīng)消失。雖然沒(méi)有外部荷載的作用,但是由于自身的慣性作用,夾芯板仍然向下變形,不同芯層高度的試件在此階段出現(xiàn)了不同的響應(yīng)模式。

4.2 響應(yīng)模式對(duì)比

數(shù)值模擬結(jié)果表明,高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板的響應(yīng)模式主要3種:① 迎爆面板局部破壞,背爆面板變形量達(dá)到峰值之后小幅振蕩;② 迎爆面板未發(fā)生局部破壞,背爆面板變形量達(dá)到峰值之后小幅振蕩; ③ 迎爆面板未發(fā)生局部破壞,背爆面板變形量始終在一定范圍內(nèi)大幅振蕩。

芯層高度為48 mm的試件響應(yīng)模式為Ⅰ,芯層高度為58 mm、68 mm以及78 mm的試件響應(yīng)模式為Ⅱ,芯層高度為88 mm的試件響應(yīng)模式為Ⅲ。以試件1、試件11以及試件21為例,采用文獻(xiàn)10的方法,通過(guò)提取背板中心點(diǎn)的速度對(duì)3種不同的響應(yīng)模式進(jìn)行分析。

對(duì)于48 mm層高的試件1(圖11(a)),0.275 ms時(shí)刻迎爆面板向下變形的速度達(dá)到最大值88 m/s,0.50 ms時(shí)刻芯層壓縮量達(dá)到最大,此后背爆面向下變形的速度超過(guò)了迎爆面板,0.624 ms時(shí)刻速度達(dá)到最大值48.2 m/s,被壓縮的芯層鋼絲從0.50 ms時(shí)刻開(kāi)始向下打開(kāi)直至0.74 ms時(shí)刻迎爆面板開(kāi)始向上變形,芯層鋼絲出現(xiàn)了向上打開(kāi)的現(xiàn)象,大約0.1 ms之后背爆面變形方向開(kāi)始變化。在1 ms左右,夾芯板結(jié)構(gòu)開(kāi)始整體的輕微震蕩,最終恢復(fù)靜止?fàn)顟B(tài),直至響應(yīng)結(jié)束。

68 mm層高的試件11整體動(dòng)態(tài)響應(yīng)與試件1(圖11(b))相似,但是迎爆面板向下運(yùn)動(dòng)的速度最大值為82.7 m/s,在0.47 ms時(shí)刻芯層壓縮量就已經(jīng)達(dá)到最大,同時(shí)背爆面向下變形速度也達(dá)到最大值40.4 m/s。在0.65 ms時(shí)刻,迎爆面板開(kāi)始向上變形,出現(xiàn)了“拉動(dòng)”芯層高強(qiáng)鋼絲向上變形的現(xiàn)象。在1 ms時(shí)刻左右,夾芯板結(jié)構(gòu)開(kāi)始整體的輕微震蕩。

88 mm層高的試件21迎爆面(圖11(c))在0.25 ms時(shí)刻向下變形的速度達(dá)到了峰值112.6 m/s,遠(yuǎn)高于另外2個(gè)試件,而背爆面向下變形的速度小于另外2個(gè)試件,并且背爆面速度變化的周期明顯大于迎爆面,并沒(méi)有出現(xiàn)上述2個(gè)試件在1 ms之后出現(xiàn)的小幅震蕩的現(xiàn)象。

通過(guò)對(duì)比3個(gè)夾芯板試件迎爆面、背爆面板中心變形量時(shí)程曲線(圖12)可以看出,試件1、試件11的迎、背爆面板由于出現(xiàn)了彈性卸載現(xiàn)象,導(dǎo)致殘余變形量小于峰值變形量,而試件21的迎爆面板在變形量達(dá)到峰值之后就開(kāi)始了小幅振蕩,而背爆面板始終在彈性范圍內(nèi)振蕩,且振蕩周期遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于迎爆面。試件1的迎、背爆面的峰值變形量與殘余變形量均大于試件11;試件21迎爆面的峰值變形量最大,為46.0 mm。

圖11 迎、背爆面板中心速度曲線

圖12 迎、背爆面板中心變形量曲線

進(jìn)一步比較3個(gè)夾芯板試件各部分吸能占比圖(圖13)可以看出:隨著芯層高度的增加,迎爆面吸能占比越大,芯層吸能占比越小,背爆面吸能占比越小。試件21的迎爆面板吸收了79%的能量,高于試件1(47%)以及試件11(60%),且芯層吸能占比最低為17 %,說(shuō)明在整個(gè)動(dòng)響應(yīng)過(guò)程中芯層承載力過(guò)低,難以發(fā)揮吸能作用,主要依賴迎爆面板吸能,導(dǎo)致夾芯板試件在爆炸荷載作用下不能作為一個(gè)整體發(fā)揮抗爆性能。

另外,試件1的迎爆面出現(xiàn)了局部破壞的現(xiàn)象,如圖14所示。由于試件1的芯層強(qiáng)度過(guò)高,且芯層高度較小,在迎爆面板向下壓縮芯層的過(guò)程中,面板與芯層連接處容易被頂破。由于芯層不易被充分壓縮,所以傳遞了較多的上部荷載到達(dá)背爆面,使背爆面產(chǎn)生了較大變形,進(jìn)而使得結(jié)構(gòu)整體的變形較大。

圖13 夾芯板各部分能量吸收占比

圖14 迎爆面板局部破壞

圖15為芯層高度與芯層抗壓強(qiáng)度之間的關(guān)系圖,可以看出芯層抗壓強(qiáng)度在0.27～0.90 MPa之間時(shí),不同芯層高度的試件會(huì)有不同的響應(yīng)模式。說(shuō)芯層抗壓強(qiáng)度與芯層高度存在耦合作用共同影響夾芯板在爆炸荷載作用下的響應(yīng)過(guò)程。

圖15 芯層高度與芯層抗壓強(qiáng)度關(guān)系圖

5 芯層幾何參數(shù)對(duì)夾芯板抗爆性能的影響

在爆炸荷載作用下,48 mm層高試件會(huì)出現(xiàn)面板局部破壞的現(xiàn)象;88 mm層高試件不能作為一個(gè)整體發(fā)揮抗爆性能,所以以芯層高度在58～78 mm之間的試件作為研究對(duì)象,分析芯層幾何參數(shù)對(duì)于高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能的影響。

5.1 抗爆性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

由于不同規(guī)格高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板試件的芯層相對(duì)密度不同,所以采用無(wú)量綱變形量與無(wú)量綱沖量[17]的比值K來(lái)衡量夾芯板結(jié)構(gòu)的抗爆性能,計(jì)算公式如式(7)所示。K值越小代表夾芯板在承受了相同沖量時(shí)產(chǎn)生的變形量越小,所以抗爆性能越好。

(7)

(8)

式(8)中:δmax為背爆面板最大變形量;L為試件邊長(zhǎng)。

(9)

式(9)中:I為作用在迎爆面板中心點(diǎn)的比沖量[18],對(duì)于本文中炸藥布置情況,I=5.4 kPa·s;M為夾芯板單位面積的質(zhì)量,計(jì)算公式如式(10)所示;σy為面板屈服強(qiáng)度,取σy=300 MPa;ρ為面板材料密度,取ρ=7 850 kg/m3。

M=(2hfρ+ρrelρcHc)

(10)

式(10)中:hf為面板厚度,取hf=2.5 mm;ρc為芯層高強(qiáng)鋼絲材料密度,取ρc=7 850 kg/m3。

將式(8)—式(10)代入式(7)可以得到無(wú)量綱變形量與無(wú)量綱沖量的比值K的具體表達(dá)式,如式(11)。

(11)

由式(2)可知芯層抗壓強(qiáng)度σ0是關(guān)于芯層相對(duì)密度ρrel的函數(shù),所以將式(2)代入式(11)中,得到式(12)。

(12)

聯(lián)立式(1)和式(2)得到式(13)。可以看出σ0是關(guān)于Hc、θ等芯層幾何參數(shù)的函數(shù)。

(13)

將式(13)代入式(12)得到式(14),可以看出無(wú)量綱變形量與無(wú)量綱沖量的比值K與芯層幾何參數(shù)Hc、θ有關(guān)。

(14)

下節(jié)將進(jìn)一步分析芯層幾何參數(shù)對(duì)高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能的影響規(guī)律。

5.2 芯層高度對(duì)抗爆性能的影響

提取數(shù)值模擬的結(jié)果,得到無(wú)量綱變形量與無(wú)量綱沖量的比值K隨著芯層高度變化的曲線,如圖16所示?？梢钥闯?K值隨著芯層高度的增加而減小,偏折角不變時(shí),隨著芯層高度的增加,芯層抗壓強(qiáng)度變小,芯層更容易被壓縮,更容易將爆炸產(chǎn)生的能量轉(zhuǎn)換為自身的塑性應(yīng)變能,傳遞到背爆面的能量較少,無(wú)量綱化變形量與無(wú)量綱化沖量的比值K也相應(yīng)減少。

圖16 芯層高度與K值關(guān)系曲線

5.3 偏折角對(duì)于結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響

無(wú)量綱變形量與無(wú)量綱沖量的比值K隨著偏折角變化的曲線如圖17所示。可以看出,K值隨著偏折角的增加而增加,芯層高度不變時(shí),隨著偏折角的增加,單位體積內(nèi)能夠容納更多的高強(qiáng)鋼絲,相對(duì)密度增加,芯層抗壓強(qiáng)度也逐漸增加。在承受爆炸荷載時(shí),芯層不易被壓縮吸能,芯層緩沖作用較弱,傳遞了較多的能量到達(dá)背爆面。

圖17 偏折角與K值關(guān)系曲線

綜上,芯層高度越高、偏折角越小,高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能越好,所以在設(shè)計(jì)高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板芯層時(shí),在芯層布置過(guò)多的高強(qiáng)鋼絲會(huì)使芯層抗壓強(qiáng)度過(guò)高,不能得到較好的抗爆性能。

5.4 高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板設(shè)計(jì)指導(dǎo)公式

將式(14)變換可以得到背爆面無(wú)量綱變形量δmax/L的理論計(jì)算公式即高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板設(shè)計(jì)指導(dǎo)公式,如式(15)所示。

(15)

等式右邊依次分為3個(gè)部分:抗爆性能設(shè)計(jì)值即無(wú)量綱化變形量與無(wú)量綱化沖量的比值K、荷載項(xiàng)以及夾芯板參數(shù)項(xiàng)。在進(jìn)行高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板設(shè)計(jì)時(shí),首先假定背爆面最大變形量δmax以及抗爆性能設(shè)計(jì)值,通過(guò)數(shù)值模擬等手段獲得炸藥作用在迎爆面板中心點(diǎn)的比沖量I之后,可以根據(jù)式(15)確定夾芯板各項(xiàng)參數(shù)的影響規(guī)律指導(dǎo)夾芯板設(shè)計(jì)。需要注意的是,對(duì)于不同的炸藥布置情況以及面板參數(shù),設(shè)計(jì)芯層高度存在一定的限制,芯層強(qiáng)度過(guò)高或者過(guò)低都不利于發(fā)揮高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板整體的抗爆性能。

6 結(jié)論

本文中在高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板抗爆性能試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,開(kāi)展爆炸荷載作用下夾芯板結(jié)構(gòu)響應(yīng)研究。主要結(jié)論如下:

1) 在夾芯板結(jié)構(gòu)自身響應(yīng)階段,不同芯層高度的試件出現(xiàn)了3種響應(yīng)模式:① 迎爆面板局部破壞,背爆面板變形量達(dá)到峰值之后小幅振蕩;② 迎爆面板未發(fā)生局部破壞,背爆面板變形量達(dá)到峰值之后小幅振蕩;③ 迎爆面板未發(fā)生局部破壞,背爆面板變形量始終在一定范圍內(nèi)大幅振蕩。

2) 當(dāng)夾芯板芯層高度在58～78 mm之間,且偏折角不變時(shí),增加芯層高度可有效提升夾芯板的抗爆性能;當(dāng)芯層高度不變,增加偏折角會(huì)降低夾芯板的抗爆性能。

3) 提出了高強(qiáng)鋼絲編織結(jié)構(gòu)夾芯板的設(shè)計(jì)指導(dǎo)公式,在確定背爆面最大變形量、抗爆性能設(shè)計(jì)值以及比沖量I后,可根據(jù)公式設(shè)計(jì)夾芯板的幾何參數(shù)。