近距空爆下复合抗爆舱壁变形破坏模式试验研究

张成亮，朱 锡，侯海量，陈长海

(海军工程大学 舰船工程系，武汉 430033)

现代海战中，半穿甲导弹通过设置延时引信使战斗部穿透船体外板后在舱室内部起爆，爆炸产生的冲击波和高速破片对舰艇结构和人员构成了严重威胁，因此，基于设计的需要，针对爆炸冲击波和高速破片联合作用下舰艇防护结构的设计将具有重要的意义。

夹层结构是目前应用较为广泛的结构形式，关于夹层结构在爆炸冲击波作用下的塑性动响应、破坏及失效机理，一直受到工程界的广泛关注。研究人员主要通过实验和数值仿真等研究结构的塑性动力响应[1-5]，Xue等[6]对蜂窝等四型夹层结构在爆炸载荷作用下的变形吸能研究表明，在相同材料同等重量的情况下，夹层结构的抗爆吸能能力要明显优于单一平板。然而，由于舰船对防护结构的尺寸和重量提出了较高的要求，夹层结构的抗弹性能受到了较大的限制。因此，在夹层结构中增加具有高比强度的纤维抗弹层组成复合抗爆舱壁结构成为必然的选择，并在实现抗穿甲吸能方面取得了一定的成果[7-8]。复合抗爆舱壁是以纤维增强复合材料层和金属面板组成的夹层式结构，其结构形式为钢板-纤维增强复合材料层-钢板，在爆炸冲击波和高速破片作用下其毁伤研究涉及面板动响应、复合材料抗弹以及结构变形协调等复杂问题，直接研究相对困难，但是由于两者在空气中的初始速度及速度衰减率不同，多数情况下它们并不是同时作用于结构，可将其解耦成爆炸冲击波载荷作用下结构的破坏[9-10]和高速破片穿甲破坏[11-13]两个问题分别研究。

基于上述分析，为探讨复合抗爆舱壁结构在爆炸冲击波作用下的防护效能，本文以复合材料为抗弹层，船用钢为前、后面板，制作了含复合抗爆舱壁结构的局部船体结构模型，采用铸装TNT模拟近爆载荷，开展了冲击波载荷作用下复合抗爆舱壁结构的破坏模式试验研究，分析了其破坏的特点、规律及影响因素。

1 实验模型

为有效模拟冲击波载荷在角隅部位的汇聚作用以及复合舱壁结构的边界条件，以纵舱壁为基础，设计复合抗爆舱壁结构，上下各设置2层甲板；前后分别为2道垂向竖桁，向两端各延伸1个肋骨间距，并设置横舱壁，用以模拟实际舱段或长走廊；复合抗爆舱壁结构内、外侧，甲板和横舱壁均为半个舱室宽度(见图1)。试验采用缩比模型，缩比系数为1∶6，甲板1、4厚度为4 mm，甲板2、3厚度为3 mm，横舱壁、纵舱壁等厚度为2 mm，结构其余尺寸如图。

复合抗爆舱壁由前、后面板和复合抗弹层组成，前、后面板均为Q235钢，厚度分别为1 mm和2 mm；模型M1和M2抗弹层采用玻璃钢板，厚度为8 mm，面密度为12.79 g/cm2；模型M3抗弹层采用高强聚乙烯纤维增强复合板，厚度为10 mm，面密度为0.97 g/cm2；抗弹层和前、后面板间为10 mm厚陶瓷棉，面密度为0.316 g/cm2，陶瓷棉主要作用是隔温和为前面板及抗弹层提供变形空间。其中夹芯层结构模型M1为陶瓷棉-玻璃钢板-陶瓷棉；模型M2为玻璃钢板-陶瓷棉-玻璃钢板；模型M3为陶瓷棉-高强聚乙烯纤维增强复合板-陶瓷棉。

试验主要采用钢板、高强聚乙烯纤维增强复合板、玻璃钢板和陶瓷棉4种材料。其中玻璃钢板力学性能指标见表1；钢板为Q235钢，力学性能指标见表2；高强聚乙烯纤维增强复合板力学性能见表3。

表1 玻璃钢板力学性能指标

表2 Q235钢力学性能指标

表3 高强聚乙烯纤维增强复合板力学性能

图2 实验装药及布置

2 实验方法

试验设计的具体情况如图2所示。试验时采用圆柱形铸装 TNT炸药，单发重为200 g，采用3发“品”字形布置，模拟实际炸药量为120 kgTNT当量的半穿甲导弹战斗部；采用3发电雷管于装药尾端同时引爆。炸药底部与复合抗爆舱壁前面板表面中心距离为b(见图2)，其中模型M1、M2、M3分别为334 mm、250 mm和167 mm，分别模拟实际爆距2 m、1.5 m和1 m。

3 实验结果及分析

3.1 主要实验结果

图3为模型M1、M2、M3的变形破坏情况。由图3可知，在爆炸冲击波作用下3个模型复合抗爆舱壁前、后面板均发生了不同程度的边界撕裂，其中前面板模型 M1、M3在甲板2、3焊接边界和纵舱壁竖桁跨中位置撕裂，模型M2与甲板2焊接边界板焊接边角和纵舱壁竖绗中部撕裂；后面板模型M1未发生撕裂，模型M2与甲板2焊接边界中部撕裂，模型M3与甲板2和前、后纵舱壁竖绗焊接处撕裂；模型M3撕裂程度最大，模型M2撕裂程度最小。此外，3个模型复合抗爆舱壁前、后面板发生了大变形；前面板中部附近有 “灼烧”现象，在灼烧区域中部模型M3有1个圆形的冲塞区域(见图3(e))，其边界处有2条撕裂破口。由模型M1、M2到M3，甲板2、3向两侧翻倒，翻倒程度逐渐增大并撞击甲板2上侧和甲板3下侧纵舱壁；前、后横舱壁发生大变形和边界撕裂，边界撕裂程度逐渐增大最终撕裂形成大质量破片(见图3(d))。

图3 模型试验结果

3.2 边界撕裂及破口分析

图4为模型M1、M2、M3复合抗爆舱壁前、后面板的变形及破坏情况，表5为复合抗爆舱壁边界撕裂情况。由图4和表5可知，撕裂破口总长模型M1、M2、M3分别为1 005 mm、380 mm和 1 927 mm，模型M3撕裂破口总长度最大，模型M2最小；前面板撕裂破口长度模型M1、M3相近，分别为1 002 mm和1 005 mm；后面板模型M1未发生撕裂破口，模型M2与甲板2焊接边界中部发生撕裂，撕裂破口长155 mm；模型M3与甲板3和前后纵舱壁竖绗发生撕裂，撕裂破口总长925 mm。比较3个模型撕裂破口率可知，复合抗爆舱壁边界总撕裂破口率在3个模型中M2最低为12%，且前面板产生较小撕裂破口时后面板发生撕裂，这说明了M2复合抗爆舱壁结构在变形协调和抗冲击波性能上优于M1。复合抗爆舱壁前面板的裂口率M1、M3相近都为63%，而后面板的撕裂率相差较大，这说明爆距对复合抗爆舱壁结构边界撕裂影响很大。

图4 复合抗爆舱壁前、后面板的变形破坏结果

裂口率：结构焊缝边界撕裂长度与该结构焊缝边界总长的比值

由图4可知，复合抗爆舱壁前面板的“灼烧”区域正对爆炸中心，“灼烧”直径模型M1、M2、M3分别为18 cm、18 cm、10 cm；模型M3“灼烧”区域中部最大撕裂破口长6 cm(见图3(e))，撕裂边沿板厚小于初始板厚，这一点与文献[13]中观察到的现象一致；破口边沿破片与抗弹层接触，破口边沿破片并未脱离结构产生破片，前面板冲塞破口也未扩展形成花瓣开裂。这是由爆炸产生的高温高压的爆轰产物引起，爆距较远时复合抗爆舱壁前面板发生灼烧破坏，爆距减小时引起前面板的冲塞破口；同时夹芯层限制了前面板的变形和进一步的破坏，对后面板起到有效的的防护作用。

3.3 变形形貌分析

图5为模型M1、M2复合抗爆舱壁前面板挠度等高线。由图5可知，前面板变形由与甲板2、3撕裂边向中间凹陷呈“筒形”，最大挠度发生在中线位置。前、后面板最大变形挠度模型M1为95 mm、80 mm；模型M2为65 mm、64 mm。观察图4(f)可知，复合抗爆舱壁后面板呈“平面”形状，这是后面板与地面撞击引起，说明复合抗爆舱壁后面板在撞击之前具有较高的速度，若未遇到地面阻挡可能会造成更大的撕裂破口。

图6为M1、M2复合抗爆舱壁前面板横向中线和纵向中线挠曲线。由图6可知，前面板纵向中线处模型M1、M2挠度整体较大，其中M1的挠度大于M2；后纵舱壁竖绗附近模型M2中前面板纵向中线测点挠度较小，这是由于后纵舱壁竖绗中部扭曲导致前面板局部凸起(见图4(c))；前面板横向中线处模型M1、M2挠度由甲板2、3两侧向中部逐渐增大；模型M1前面板焊接边界撕裂导致其变形向中部移动。

图5 模型M1、M2复合抗爆舱壁前面板挠度等高线

4 复合抗爆舱壁破坏模式影响因素分析

由变形破坏结果可知，在空中近爆冲击波作用下复合抗爆舱壁前、后面板主要是抵御冲击波的破坏，其中较远距离下前、后面板通过结构塑性大变形和边界撕裂吸收冲击波能量，较近距离下前面板还通过局部的撕裂破口吸收冲击波能量；复合抗弹层由于边界无约束变形量小，对冲击波能量吸收较小，但模型M2实验结果表明抗弹层的厚度对结构变形协调性能和抗弹性能有较大的影响，适当增加复合抗爆舱壁结构夹芯层的尺寸和质量有利于舱壁结构抗爆性能的提高；复合抗爆舱壁爆距较远时前面板首先发生大变形和前面板的边界撕裂，随着爆距的减小后面板边界开始出现撕裂，爆距较近时前后面板均发生较大程度的边界撕裂，同时前面板还产生冲塞破口。

5 结 论

(1) 近距空爆载荷作用下复合抗爆舱壁的破坏以“筒形”大变形和边界撕裂破坏为主。前面板与甲板焊接处易产生边界撕裂，进而形成筒形大变形；随着爆炸载荷的增强，后面板边界处开始产生撕裂破口并沿焊缝边界扩展形成大破口。

(2) 近距空爆载荷作用下复合抗爆舱壁结构的变形破坏模式受爆距影响很大。较远爆距条件下，复合抗爆舱壁发生大变形和前面板的边界撕裂；较近爆距条件下，复合抗爆舱壁发生大变形和整个舱壁的边界撕裂，同时伴随着前面板的局部冲塞破口。

(3) 复合抗爆舱壁中间夹芯层对结构的变形协调性能起到重要的作用，适当增加复合抗爆舱壁夹芯层尺寸和质量有利于其整体抗爆性能的提高。

(4) 近距空爆载荷作用下复合抗爆舱壁前、后面板主要通过大变形和边界撕裂吸收冲击波的能量，边界自由的夹芯层对冲击波能量吸收作用不明显。

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