破片與沖擊波對艦船板架的耦合毀傷效應(yīng)試驗(yàn)研究

吳 震，金湖庭，杜志鵬，李 營

（1.浙江交通職業(yè)技術(shù)學(xué)院 海運(yùn)學(xué)院，杭州 311112；2.海軍裝備研究院，北京 100161）

0 引 言

反艦導(dǎo)彈或炮彈爆炸會產(chǎn)生兩種毀傷元：高速破片群和爆炸沖擊波。早期學(xué)者通常針對戰(zhàn)斗部爆炸的單一毀傷元（高速破片群或爆炸沖擊波）開展結(jié)構(gòu)毀傷的研究工作。Qian等[1-2]采用理論分析和數(shù)值仿真的方法，研究了鋼靶在高速破片群作用下的變形和破壞。Nurick等[3-5]通過試驗(yàn)研究了固支方形薄板在沖擊載荷作用下的變形和失效，并將方形薄板的失效分成三種模式：（1）塑性大變形；（2）支撐端的拉伸失效；（3）支撐端的剪切失效。

近年來，人們逐漸意識到破片與沖擊波對結(jié)構(gòu)的耦合毀傷效果遠(yuǎn)大于單獨(dú)毀傷的簡單疊加。Hu和Chen[6]采用物質(zhì)點(diǎn)法（MPM）仿真模擬了破片與沖擊波對混凝土墻的耦合毀傷效應(yīng)。Leppanen[7]開展了破片與沖擊波對混凝土板的耦合毀傷的試驗(yàn)研究，并在試驗(yàn)后的混凝土板上進(jìn)行拉壓小樣試件采集，通過雙軸拉壓試驗(yàn)測定混凝土的材料屬性。Nystrom和Gylltoft[8]分析了耦合毀傷產(chǎn)生的原因，并使用AUTODYN仿真模擬了混凝土板在耦合作用下的破壞過程。

姚志敏等[9]使用LS-DYNA仿真計(jì)算了刻槽靶板在破片與沖擊波耦合作用下的響應(yīng)，并進(jìn)行了參數(shù)的靈敏度分析。Kong等[10]研究了復(fù)合多層防護(hù)結(jié)構(gòu)在圓柱形戰(zhàn)斗部爆炸載荷作用下的變形及破損。張成亮等[11]開展了破片與沖擊波耦合作用下玻璃鋼夾層結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)試驗(yàn)，分析了夾層結(jié)構(gòu)的主要破壞模式。侯海量等[12]設(shè)計(jì)了陶瓷、纖維增強(qiáng)等復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)模型，開展了預(yù)制破片在炸藥驅(qū)動下的毀傷試驗(yàn)，分析了各毀傷元所占的比例。近年來，杜志鵬，陳長海和趙玲清等人進(jìn)一步開展了破片與沖擊波對結(jié)構(gòu)的耦合毀傷效應(yīng)研究[13-15]。

本文為了更真實(shí)地模擬反艦導(dǎo)彈或炮彈產(chǎn)生的兩種毀傷元，采用兩種非標(biāo)準(zhǔn)圓柱形戰(zhàn)斗部開展艦船板架的耦合毀傷效應(yīng)試驗(yàn)，研究艦船板架在破片與沖擊波耦合作用下的變形及破損，給出艦船板架在耦合載荷作用下主要的破壞模式和轉(zhuǎn)換條件。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 戰(zhàn)斗部模型

戰(zhàn)斗部模型1和2的基本參數(shù)和示意圖如表1和圖1所示。戰(zhàn)斗部模型1的高度為210 mm，殼體厚度為10 mm，采用預(yù)制破片殼體，預(yù)制破片是直徑為3.5 mm的鎢球，內(nèi)部鑄裝TNT，密度為1 780 kg/m3。戰(zhàn)斗部模型2的高度為450 mm，殼體厚度為20 mm，采用非預(yù)制破片殼體，內(nèi)部鑄裝TNT，密度為1 880 kg/m3。

表1 兩種戰(zhàn)斗部模型的基本參數(shù)Tab.1 Basic parameters of two kinds of warheads

1.2 靶板模型

為得到不同類型靶板在破片與沖擊波耦合作用下的破壞模式以及筋在耦合載荷作用下的破壞形式，本次試驗(yàn)采用光板和加筋板作為試驗(yàn)對象。

（1） 光板

采用4 mm厚的Q345鋼，鋼板總體尺寸為1 000 mm×1 000 mm，四周邊框?qū)挒?00 mm，抗爆有效面積為600 mm×600 mm，邊框上共打了64個(gè)φ20 mm的螺旋孔，用于連接光板和支撐架，光板模型示意圖如圖2所示。

（2） 加筋板

圖1 兩種戰(zhàn)斗部模型Fig.1 Two kinds of warhead models

圖2 光板模型Fig.2 Model of plane plate

圖3 加筋板模型Fig.3 Model of stiffened plate

加筋板的基本尺寸與光板一致，只在靶板有效面積的背爆面加了兩條豎向的筋，筋為80 mm×5 mm的扁鋼，加筋板的模型示意圖如圖3所示。

1.3 支撐架模型

支撐架采用 100 mm×100 mm×10 mm的方鋼制成，高度為2 000 mm，長為1 000 mm，面板夾具厚度為30 mm，背部采用45°的斜撐，其三視圖如圖4所示。

圖4 支撐架模型Fig.4 Model of support frame

2 試驗(yàn)布置及工況設(shè)計(jì)

本次試驗(yàn)在開敞空間進(jìn)行，將戰(zhàn)斗部安放在彈托架上，通過電雷管引爆戰(zhàn)斗部，戰(zhàn)斗部豎向放置。因?yàn)樵诮啾ㄝd荷作用下，邊界對靶板的破壞模式影響較大，為達(dá)到固支邊界的要求，防止靶板在面內(nèi)發(fā)生側(cè)向移動，通過四周64個(gè)φ18 mm的螺栓將靶板固定在支撐架上。戰(zhàn)斗部中心與靶板中心位于同一高度處，試驗(yàn)布置如圖5所示，通過調(diào)整戰(zhàn)斗部和靶板的類型以及爆距（戰(zhàn)斗部與靶板之間的距離）來改變試驗(yàn)工況，試驗(yàn)工況見表2。比例距離指的是裝藥量與爆距之間的關(guān)系式

式中：r為爆距（m），W 為裝藥量（kg）。

表2 試驗(yàn)工況Tab.2 Experimental cases

圖5 試驗(yàn)布置Fig.5 Arrangement of tests

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 破片穿孔數(shù)及面積

表3統(tǒng)計(jì)出靶板在不同比例距離下的破片穿孔數(shù)及面積。因?yàn)殡y以確定靶板中間大破口的破片擊中個(gè)數(shù)和穿孔面積，所以表中僅給出了除中間大破口的破片穿孔數(shù)及面積。從表中可以看出，工況2破片穿孔數(shù)最多，共57個(gè)，面積為23 854.32 mm2，主要原因是戰(zhàn)斗部模型1預(yù)制破片數(shù)量多且尺寸小。工況6比例距離與工況2相近，但破片穿孔數(shù)為工況2的0.51倍，面積為工況2的3.79倍，主要是因?yàn)閼?zhàn)斗部模型2隨機(jī)破片數(shù)量多且尺寸大。

表3 破片穿孔數(shù)及面積Tab.3 The perforated holes and areas of fragments

3.2 光板的破壞

3.2.1 迎爆面的破壞

光板試件迎爆面的破壞情況如圖6所示。從圖6（a）中可以看出，試件1在破片與沖擊波耦合作用下產(chǎn)生了大破口，破口半徑為287 mm。破口的周邊存在少量破片侵徹過后的彈孔，彈孔直徑較小，約5～8 mm。在固支邊界的右側(cè)和下側(cè)形成了明顯的塑性鉸線，上側(cè)出現(xiàn)了剪切撕裂現(xiàn)象。靶板在破片與沖擊波耦合作用下局部效應(yīng)顯著。試件3在破片與沖擊波耦合作用下破口的半徑為178 mm，彈孔較大，但比較稀疏，固支邊界的下側(cè)發(fā)生了局部的微小屈曲，如圖6（b）所示。試件3與試件1類似，在邊界處形成了較為明顯的塑性絞線。試件4整體變形較大，彈孔1和彈孔2在沖擊波作用下發(fā)生了連接，形成了一個(gè)長條形破口，加劇了毀傷，如圖6（c）所示。由于試件5的比例距離較大，沖擊波在自由場中衰減很快，因而，試件5并沒有出現(xiàn)明顯的耦合破壞現(xiàn)象，只在靶板的有效面積內(nèi)留下了一些大小形狀各異的彈孔，整體變形較小，如圖6（d）所示。

圖6 光板迎爆面的毀傷情況Fig.6 Damage of front plane plates

3.2.2 背爆面的破壞

光板試件背爆面的破壞情況如圖7所示。從圖7（a）中可以看出，在破片與沖擊波耦合作用下，試件1出現(xiàn)了典型的花瓣彎曲破壞模式，裂瓣產(chǎn)生不同程度的彎曲、翻轉(zhuǎn)變形，左側(cè)裂瓣的翻轉(zhuǎn)角超過了90°，且在花瓣上形成了二次裂紋。花瓣邊緣有彈孔的痕跡，說明彈孔在沖擊波作用下極易發(fā)生連接并形成花瓣大開口。靶板在破片與沖擊波耦合載荷作用下還形成了一塊直徑約為124 mm的二次破片，如圖8所示。該破片質(zhì)量大、速度高，對艦船結(jié)構(gòu)或艦用設(shè)備的毀傷效果強(qiáng)，所以在艦船抗爆設(shè)計(jì)中應(yīng)予以考慮。從圖7（b）中可以看出，試件3在破片與沖擊波耦合作用下出現(xiàn)了典型的拉伸斷裂破壞模式，破口的邊緣變薄，說明在形成破口前，靶板的中心區(qū)域產(chǎn)生了嚴(yán)重的拉伸撕裂。試件4的破壞模式與試件3一樣，如圖7（c）所示，只是形成破口的形狀和大小有差異。值得注意的是，試件5并沒有出現(xiàn)破片與沖擊波耦合作用下的破壞，靶板的整體微小變形主要是因?yàn)榇筚|(zhì)量破片將本身的動能傳遞給靶板造成的。

圖7 光板背爆面的毀傷情況Fig.7 Damage of back plane plates

3.3 加筋板的破壞

3.3.1 板的破壞

圖8 靶板的二次破片F(xiàn)ig.8 Second fragment of target plate

圖9 板的毀傷情況Fig.9 Damage of plates

加筋板試件的破壞情況如圖9所示。從圖9（a）中可以看出，筋較強(qiáng)，限制了板的變形，板格以筋作為固定邊界發(fā)生了破壞。彈孔密集，但開孔較小。試件6的破壞情況如圖9（b）所示，固支邊界發(fā)生了屈曲，靶板出現(xiàn)了筒形彎曲現(xiàn)象，整體變形較大。試件7幾乎無整體變形，彈孔分布稀疏，但開孔較大，如圖9（c）所示。

3.3.2 筋的破壞

筋在破片與沖擊波耦合作用下主要出現(xiàn)了一定程度的側(cè)傾、彎曲和鼓起變形，如圖10所示。當(dāng)受到的沖擊波載荷較弱時(shí)，筋發(fā)生了一定程度的側(cè)傾和彎曲，如圖10（a）和圖10（c）所示。當(dāng)受到的沖擊波載荷較強(qiáng)時(shí)，板存在著沿筋撕裂的傾向，筋也隨著板發(fā)生了一定程度的鼓起變形，板與筋出現(xiàn)了相互制約作用，但筋并沒有斷裂，如圖10（b）所示。

圖10 筋的毀傷情況Fig.10 Damage of ribs

3.4 光板與加筋板的對比

光板與加筋板的對比如圖11所示。試件3在破片與沖擊波耦合載荷作用下產(chǎn)生的破口半徑為178 mm；試件6由于筋的支撐作用，極大地限制了板的整體變形和裂紋的貫穿連接，板并未出現(xiàn)明顯的破口。因而，加筋板的抗爆能力遠(yuǎn)高于光板，這可為艦船結(jié)構(gòu)抗爆優(yōu)化設(shè)計(jì)提供一定的參考。

3.5 艦船板架的破壞模式

根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，發(fā)現(xiàn)光板在破片與沖擊波耦合作用下的主要破壞模式有兩種：花瓣彎曲破壞和拉伸斷裂破壞。針對本文試驗(yàn)?zāi)Ｐ停?dāng)比例距離小于0.3時(shí)，光板出現(xiàn)了典型的花瓣彎曲破壞；比例距離處于0.3～0.6之間時(shí)，光板出現(xiàn)了典型的拉伸斷裂破壞；比例距離大于0.6時(shí)，破片與沖擊波耦合作用不明顯，光板并沒有出現(xiàn)耦合破壞。因?yàn)楸敬卧囼?yàn)的加筋板的筋較強(qiáng)，導(dǎo)致加筋板并沒有出現(xiàn)明顯的大破口破壞；筋出現(xiàn)了一定程度的側(cè)傾、彎曲和鼓起變形，但并沒有斷裂。

圖11 光板與加筋板的對比Fig.11 Comparison of plane and stiffened plates

4 結(jié) 論

本文開展了兩種非標(biāo)準(zhǔn)圓柱形戰(zhàn)斗部對艦船板架的耦合毀傷效應(yīng)試驗(yàn)，提出了艦船板架在破片與沖擊波耦合作用下的主要破壞模式及轉(zhuǎn)換條件，分析了花瓣大破口形成的主要原因，對比分析了光板和加筋板在耦合載荷作用下的響應(yīng)結(jié)果。基于上述研究，得到以下結(jié)論：

（1）光板在破片與沖擊波耦合作用下的主要破壞模式有兩種：花瓣彎曲破壞和拉伸斷裂破壞。針對本文試驗(yàn)?zāi)Ｐ停?dāng)比例距離小于0.3時(shí)，光板出現(xiàn)了典型的花瓣彎曲破壞；比例距離處于0.3～0.6之間時(shí)，光板出現(xiàn)了典型的拉伸斷裂破壞；比例距離大于0.6時(shí)，破片與沖擊波耦合作用不明顯。

（2）花瓣邊緣有明顯的彈孔的痕跡，可見彈孔在沖擊波作用下極易發(fā)生連接并形成花瓣大開口，表明在進(jìn)行艦船結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)中耦合作用不可忽略。

（3）加筋板上的筋在受到破片與沖擊耦合作用下容易出現(xiàn)一定程度的側(cè)傾、彎曲和鼓起變形，但并沒有斷裂。當(dāng)筋較強(qiáng)時(shí)，加筋板的板格以筋作為固定邊界發(fā)生了破壞。