典型加筋壁板近爆距冲击波-破片毁伤研究

作战环境下,各类对空导弹战斗部主要依靠冲击波超压和破片的侵彻作用杀伤飞行器。2种毁伤源具有不同的作用特性,冲击波初始能量高但波阵面超压衰减极快,主要对机身造成大面积变形;破片初速较低但飞行过程中速度损失较小,主要造成机身各部件的穿透损伤。早期的研究中主要通过单独分析2种毁伤源的作用特性来表征毁伤效应,几乎不考虑破片和冲击波之间的耦合作用。在长期的研究中学者们逐渐认识到战斗部爆炸产生的冲击波和破片2种毁伤源在一定的爆炸距离内存在独特的联合毁伤效应[1-2],因此近年来破片和冲击波的耦合作用规律成为了结构杀伤与防护领域研究的热点。

对于破片和冲击波对飞行器结构的毁伤,学者们展开了一些研究。姚武文等[3]分析归纳了大量飞机典型战伤实例后认为,密集破片和爆轰波共同作用下产生的复合型战伤模式对飞机气动和力学性能影响很大。张媛等[4]通过简化模型研究认为,直升机旋翼在冲击波和破片联合作用下的毁伤较冲击波单独作用时程度有明显增加。目前更多的研究仍主要集中于破片和冲击波2种毁伤载荷之间的互相作用关系及对目标的杀伤作用方面。陈长海等[5]通过建立数学模型分析了在不同空间范围内空爆破片战斗部冲击波与破片运动的先后关系。李茂等[6]使用数值模拟的方法阐述了冲击波和高速破片联合载荷作用下固支方板损伤模式随爆距增加转变的规律为由集团冲塞向边界撕裂,还基于等效实验研究,提出了一种考虑多破片侵彻及爆炸冲击波联合毁伤增强的模拟空爆破片杀伤战斗部的缩比实验方法[7]。郑红伟等[8]结合预制破片爆炸模型实验,提出了一种结合载荷强度和作用时间判别载荷是否存在复合作用的判据。吴震等[9]通过观察板架结构爆炸冲击实验结果,得到了特定非标准战斗部爆炸冲击下破片与冲击波耦合作用不明显的临界比例距离。张志倩等[10]对比分析了杀爆联合作用和冲击波单独作用2种工况下薄壳靶的相对变形量,得到了远距离爆炸下联合作用毁伤增益更突出的结论。Zhang等[11]通过观察破片-冲击波联合作用于靶板前的冲击波图像认为,破片对冲击波的传播有干扰作用。Yu等[12]通过仿真研究认为具有冲击波作用时破片将以更低的冲击速度击穿钢板。

由于破片和冲击波的联合作用机理和杀伤效应较为复杂,当前的大部分研究都使用固支方板为研究对象,较少考虑飞行器真实的蒙皮—桁架结构。因此本文以等效飞机蒙皮—桁架的典型壁板结构为研究对象,对破片、冲击波单一载荷加载和以不同先后顺序加载下的毁伤情况进行了分析,为不同打击条件下壁板结构的毁伤评估提供了参考。

1 爆炸实验概况

参考GJB/Z125—99《军用铝合金、镁合金挤压型材截面手册》设计并加工了Ω形加筋壁板,如图1所示,由一块面板尺寸为450 mm×450 mm的平板和Ω形筋条使用两排间距为50 mm的直径4 mm的铆钉铆接制成,平板和筋条均使用牌号为2024-T42的航空铝合金。筋条为对称结构,长350 mm;两侧角片远端间距52 mm,单侧角片宽度16.5 mm;中部设有凹槽,两侧板间距23 mm;角片顶部与底板间深度35 mm。平板和筋条厚度均为2 mm。使用强度12.9的M10螺栓贯穿前后包夹靶板的2块边框宽度45 mm、厚度10 mm的钢制方框,将组合壁板经四边预留的16个螺栓孔牢固安装在图3所示的夹具上,因此靶板的实际受载区域尺寸为360 mm×360 mm。

为实现破片和冲击波对靶板的联合加载,设计了底部端面附破片的爆炸载荷,图2是爆炸载荷结构分解图。装药为高度50 mm、底面直径45 mm的熔铸TNT炸药,炸药实际质量为115 g。破片为共计9枚直径8 mm的YG6钨合金球,进行同一行、列平齐的整齐排列,正中间的破片对正炸药底面中心位置,破片间的排列间隙为1 mm。为避免粘接剂对炸药起爆驱动破片的飞散特性产生不利影响,使用3D打印的方式加工了厚度1 mm且能够与药柱完全贴合的尼龙弹托。弹托上设置限位孔保证破片位置不发生横向移动,压紧装药防止破片脱离孔位。组装后使用绝缘胶带从侧面缠绕装药防止弹托掉落。炸药起爆方式为不附着破片的装药上端面中心点瞬时引爆。装药引爆后,产生爆轰波并驱动破片沿炸药轴向向外飞散。

图3是实验现场布置图,由爆炸载荷、靶板、支架、夹具、自由场压力传感器和破片回收挡板组成。爆炸载荷捆绑在特制支架上,使其高度与安装固定好的靶板水平中线平齐,再水平移动支座将爆炸载荷与靶板竖直中线对准。装药附破片的底面正对靶板,外壳底部端面与靶板表面距离为300 mm。在爆炸载荷侧面布置笔形压力传感器测量冲击波自由场超压,调整笔尖角度使之正对爆炸载荷。靶板后较远处放置多层木制破片挡板回收破片。

2 数值仿真方法

采用ANSYS/LS-DYNA有限元分析程序,对Ω形加筋壁板在底面附球形破片的炸药爆炸冲击作用下的毁伤破坏进行数值模拟研究。仿真模型布置如图4所示。

炸药、破片和靶板的空间位置关系完全一致,弹托不是造成靶板毁伤的主要因素故不进行建模。炸药、空气、球形破片、靶板的有限元模型全部使用Soild实体单元。组成靶板的平板和筋条网格尺寸划分均为1.6×1.6 mm,在厚度方向划分3层网格。不考虑夹持实验件的钢板变形,因此使用*MAT_RIGID关键字设定夹具属性,为节约计算资源,设置其网格尺寸为10 mm。以炸药为中心,绘制完全覆盖靶板实际受载区域的圆柱形空气域,采用*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOILD关键字模拟流体域、破片和靶板之间的相互作用。为了准确模拟炸药的爆轰过程,需要对炸药及其附近的空气网格进行加密,但流体网格与拉格朗日网格尺寸相差过大时会在流固耦合计算中产生初始穿透等异常,经网格敏感性分析,将炸药区域网格尺寸确定为1 mm,向外延伸中逐渐扩展为5 mm,流体域设置无反射边界条件。

钨合金球形破片和组成靶板的平板、筋条和铆钉使用考虑应变率强化的Johnson-Cook本构模型和Gruneisen状态方程,其屈服应力表示为

式中:A为参考应变率和参考温度下的屈服应力;B、n分别为参考应变率

和参考温度Tr下的材料应变硬化模量和硬化指数;C为应变速率敏感系数;m为温度敏感系数;

为等效塑性应变;

为等效应变率。Johnson-Cook失效模型中当前时刻的破坏应变计算式为

式中:D1—D5为材料损伤参数;σ*为应力三轴度;T*为参考温度。靶板材料具体参数[13]如表1所示。破片使用的YG6钨合金材料具体参数[11]如表2所示。

炸药使用High_Explosive_Burn本构模型,爆轰产物的膨胀使用JWL状态方程描述:

式中:Pcj为爆轰产物压力;A、B为常数;R1、R2和ω为实验拟合参数;V为爆轰产物相对体积;e0为单位体积内能。材料具体参数[14]如表3所示。

空气使用NULL材料模型和LINEAR_POLYNOMIAL状态方程描述:

式中:P为空气压力;C0—C6为多项式方程指数。空气材料参数[15]如表4所示。

共设置了如表5所示的5种工况,以考察破片、冲击波单一作用特性、联合作用特性和先后作用毁伤特性。工况d1为裸炸药爆炸产生冲击波单独作用于靶板,d2为爆炸驱动破片单独作用于靶板,该工况中,空气与爆轰产物仅与破片耦合;l1为联合作用工况,使用和实验一致的爆炸载荷模型爆炸驱动破片和冲击波共同作用于靶板;s1为先后作用工况,将d1中经裸炸药爆炸产生弯曲变形的靶板提取出来,再使用与d2一致的方法仅使用破片对毁伤后的靶板进行二次打击,s2与s1同理,但顺序相反。

3 结果与分析

3.1 实验结果

卸下靶板后观察如图5所示的靶板迎爆面,通过烟熏痕迹判断冲击波波阵面顶端与靶板接触的位置处于靶板竖直轴线中部略偏右侧。这一偏差导致右侧中部铆钉主要承受压力而非剪力,和其他被整齐截断的铆钉不同,该铆钉保留了完整形状,在筋条脱离靶板过程中拖曳了平板。在冲击波与铆钉牵引的共同作用下,靶板右侧变形凹坑深度较左边偏大约4.3 mm,且造成了铆钉孔与尼龙弹托残渣穿孔间形成的贯穿裂纹。图7所示的高速摄像图像显示,筋条飞行过程中筋条凹槽方向由正对冲击波来流方向转变为正对侧向,说明筋条产生了沿长轴方向的旋转,进一步验证了这一横向裂纹的形成原因。根据筋条上破片穿孔位置和铆钉孔的位置关系得到破片在平板上的穿孔位置,测量各点的间距。同一行、列的弹孔落点基本处于同一条直线上,与初始排布位置相比没有显著差异,散飞较为均匀。筋条上中部可见明显的破片穿孔,但上端仅有一个击打角片形成的塑性变形,破片在角片上跳飞,说明这颗破片击中筋条时,筋条可能已经脱离靶板,破片与其相对速度降低。

靶板背爆面形貌如图6所示,靶板底部隆起,边角处有明显的塑性铰线。平板中部破口长约85.9 mm,宽与筋条侧壁间距相等。破口上下两侧顶端存在中心对称分布的初始裂纹,表明该破口形成早于靶板停止变形的时刻。从背爆面观察,每一行、列中间位置的圆形剪切穿孔与破片形状、尺寸近似;而4个角点上的破片造成的损伤则为穿孔形状为长轴方向与破片飞行方向一致的椭圆形。通过对比迎爆面和背爆面照片还可看出,虽然尼龙弹托残渣在靶板中心区域整体呈圆形分布,但由于质量极低,能量衰减极快,除了极少数残渣穿透了靶板,大多数只能在迎爆面上留下燃烧物的附着痕迹。

3.2 模型验证

仿真工况l1与实验工况完全一致,图8为以同一标尺的压力云图表现的工况l1中联合载荷作用的形成及冲击波、破片和壁板结构的相互作用过程。0.0 ms时炸药瞬时爆轰,产生的冲击波在0.1 ms内脱离爆轰产物,由于爆距较近,波阵面最前端已经和壁板形成初始接触。虽然破片在爆轰驱动作用下仅用时0.05 ms完成加速,但由于初速远低于冲击波,此时破片仍在起始位置附近。在冲击波与壁板上侧的界面上,一部分压缩波发生反射,另一部分发生透射。由于壁板较薄,在壁板下侧与空气的界面上再次发生透射与反射,于是0.2 ms时形成与爆炸冲击波传播方向相同,但强度较弱的透射波阵面,而大部分冲击波经靶板的反射,形成了较强的反射波。0.27 ms时,反射波的波阵面与破片群交汇,破片群扰乱了反射波阵面,并受到减速作用。0.5 ms时,靶板前方的压力已经较为微弱,但破片经过的位置压力明显增强,说明这部分反射波仍在与破片发生耦合作用。

以如图9所示的合位移云图说明破片上靶前靶板表面凹陷情况,可见冲击波和靶板接触的初始阶段,没有筋条支撑的两侧板面最先发生凹陷,中部筋条处对应的面板在筋条提供的支反力作用下下陷较慢。接着平板上传递给筋条的动反力使筋条进入机构状态,和平板一起运动,形成变形模式与普通平板一致的典型漏斗状凹坑。

在形成大变形凹坑的过程中,两侧顶端的铆钉最先因无法承受载荷而失效;筋条中部随平板一同弯曲,角片附近运动速度比底板快,因此角片与竖直侧壁连接处出现扭曲褶皱。此时破片开始以0.1 ms的时间差密集侵彻靶板,0.76 ms时正中间的破片最先到达靶板,0.88 ms四条边上中间的破片开始侵彻,4个角点上的破片最后于0.95 ms到达。在破片群侵彻靶板的过程中,铆钉从两侧起始向中间依次屈服失效,筋条崩脱飞出。最终靶板表面形成了如图10所示的凹坑叠加穿透损伤的复合损伤状态,中间破孔位置处还可看到具有高应变的区域,宽度与筋条两侧壁板间距相同,长度约为84.5 mm,与实验破口长度误差为1.6%。平板对角线上形成长为对角线长度1/4的塑性铰线,和实验中结果较为接近。四条固定边界上的应变更大,靶板边缘有轻微的向内位移。

再对比靶板变形挠度,使用*INTERFACE_SPRINGBACK_LSDYNA关键字进行回弹分析后提取靶板下表面横向和纵向中心线,并与相同方向上靶板下表面轮廓线对比如图11所示。由于靶板正中心为破片穿孔,所以取破口边缘附近下表面的节点位移最大值为靶板最大挠度;实验结果非对称,取较深的一侧为最大挠度。方向1为自顶向下观察靶板,实验值37.8 mm,较仿真值35.9 mm偏大5.3%;方向2为从靶板右侧向左观察,实验值39.9 mm,较仿真值35.2 mm偏大11.1%。考虑到实验装药性能误差和测量误差,认为仿真和实验的误差能够接受。

此外,在图12中对比了距炸药1 030 mm处自由场冲击波超压。仿真得到超压峰值为0.157 MPa,与实验值0.156 MPa误差不足1%。以上仿真结果表明,建立的静爆仿真模型是正确的,经此模型计算得到的结果可信。

3.3 破片能量分析

破片的能量变化趋势反映了破片在飞行中与空气的耦合过程及侵彻靶板时的动态特性。如图4中标注的相应位置,将第二排第二列的破片命名为P1,第一排第二列的命名为P2,第一排第三列的命名为P3。炸药形状和破片排列为对称结构,因此这三颗破片可以反映全部破片的能量变化情况。图13展示了联合作用(l1)和破片单一作用(d2)2种工况下破片的能量时程曲线对比。正如图8展现破片与靶板反射波的交汇,破片—冲击波联合作用中,破片在侵彻靶版前的飞行过程中,几乎在同一时刻受到了明显的减速作用。P1速度方向与平板法向平行,反射波阵面运动方向与其速度方向相反,因此减速作用最剧烈,在0.4 ms内动能从407.6 J衰减到366.4 J,降幅达10.1%;P2、P3衰减更缓和,动能分别损失5.4%和2.3%。联合打击下破片到达靶板的时间相较纯破片打击也有延迟,延迟时间均为0.8 ms左右,说明这一延迟主要是由于靶板下凹飞行行程延长造成的。

将l1和d2两种工况中,单个破片侵彻靶板各阶段损失的动能记录于表6。

在冲击波作用下,靶板中央部位近似垂直下凹,导致P1连续穿透平板与筋条时破片的姿态均为近似垂直入射,与破片单一作用时一致。所以2种工况中侵彻阶段消耗的动能总量差异较微小,仅有1.6%,侵彻平板和筋条时各自消耗的能量占总能量比例也近似,均在19%左右;仅破片作用时,P2的运动方向与靶板法线存在夹角,导致P2的侵彻路径较P1更长,消耗动能更多。但和冲击波联合作用时,冲击波造成凹坑使得该夹角缩小,破片侵彻时消耗的能量较无冲击波时少14.6%;对于P3,仅破片作用时为普通的破片斜入射侵彻,但在联合工况下,其撞击位置正好处于靶板形成大凹坑时受到金属应变强化的塑性铰线上,导致消耗动能增多31.3%。

3.4 靶板毁伤分析

不同工况中,靶板的毁伤形貌也存在显著差异。如图14所示,冲击波单独作用时(d1工况),靶板形成底部扁平而宽的凹坑,中央沿筋条方向出现与两端铆钉间距相同长度的撕裂损伤,最远端两侧铆钉崩落,但靠近靶板中部和平板底部一起运动的6颗铆钉仍保持连接作用。d1的峰值挠度为48.4 mm,较l1增大34.8%。破片单独作用时(d2工况),除靶板上整齐排列九枚弹孔和筋条上存在少量压缩变形外,靶板整体结构无显著变化,挠度值仅有4.4 mm。在破片单一作用工况中,以P1弹孔中心点为中心,到P2、P3弹孔中心点的距离分别为87.9 mm、128.6 mm。起爆前破片球心距靶板表面296 mm,即可算出P2的飞散角约为16.5°,P3的飞散角则约为23.4°。在联合作用工况中,P2飞散角17.9°,相比仅破片作用时增大8.5%,P3则为25.0°,增大6.8%。因此,与联合作用工况相比,仅破片作用时,破片落点更加密集。

s1、s2工况分别是2种毁伤源单独作用的叠加。对于先冲击波毁伤后破片毁伤的工况(s1工况),损伤模式为在开裂的变形平板上新增穿孔损伤,s1工况中靶板中央撕裂伤最宽处尺寸为16.7 mm,与d1工况的裂口最宽处17.1 mm,相差不大;2种工况裂口长度分别为286.6、285.9 mm,误差不足0.3%。因此认为叠加的穿孔损伤未能引起平板整体的进一步变形失效。而先破片毁伤后冲击波毁伤的工况(s2工况)中靶板的变形损伤更加严重,平板中央沿筋条方向3个破片穿孔联通撕裂,进一步形成了贯穿整个靶板长度的巨大破口,破口长度达343.6 mm,占靶板实际受载区域长度的95.4%;破口最宽处位于破片P1击穿位置,宽度为56.2 mm,相对于d1增长了228.7%。冲击波载荷在本工况中不再能使筋条脱离,导致筋条趋于扁平。最终形成了最大深度超过90 mm的大凹坑。

对比各工况的轮廓线如图15所示,在3种包含2种毁伤源的工况中,联合工况挠度35.9 mm最小,s1、s2峰值分别为53.0、95.1 mm,较l1分别增大47.6%和164.9%。s1与d1的峰值挠度48.4 mm相比增大了4.6 mm,该增长量与d2的峰值挠度4.4 mm差值仅4.3%,因此可以认为靶板的损伤模式仅为2种损伤的简单叠加。

基于对Nurick等[16]关于无量纲冲量i*的研究成果的应用,杜志鹏等[17]提出可以将其引入固支板耦合破坏模式的评价中。虽不能精确表征破坏模式的转换条件,但作为一种用于进行快速评估的依据,能够分析主导靶板破坏模式的毁伤因素。无量纲冲量i*值越大,冲击波在靶板毁伤中起的作用越强。无量纲冲量i*计算式为

式中:

为单位平板面积上的冲量;h为板的厚度;ρ为板的密度;σy为板材料的屈服强度;V0为板获得的初始速度。

在l1、d1、s2三种大变形的工况中,在平板一侧的水平轴线和一半对角线上取相同位置节点各15 个,以这15 个节点峰值速度的平均值作为靶板的初始速度,计算得到靶板初始速度V0分别为80.9、113.8、131.2 m/s。再将铝合金密度2 780 kg/m3和屈服强度293.7 MPa代入式(5)计算得3种工况的无量纲冲量值分别为0.24、0.35和0.40。随i*值增大,靶板表面开裂破口面积更大,凹陷程度更深,说明可以通过无量纲冲量表征冲击波对靶板毁伤的严重程度。在相同采样频率下,在d1工况中裸装药于距炸药下端面85 mm无反射波影响的位置上,提取单元超压峰值为17.2 MPa,l1工况中相同位置的超压峰值则为9.4 MPa,也与联合作用工况下无量纲冲量比单一冲击波作用时更小的情况相吻合。结合无量纲冲量和超压峰值分析可以认为,破片与冲击波联合作用时的冲击波作用强度相比仅冲击波单一作用时更弱。

4 结论

通过对近距离爆炸下破片—冲击波联合载荷对加筋壁板冲击作用的实验与仿真分析,研究了壁板结构的动态响应特性。得到以下主要结论:

1) 小装药量、大装填系数的爆炸物在近距爆炸时,冲击波先于破片与靶板接触,形成的反射波能够降低破片飞行的速度;而驱动预制破片则导致装填的炸药比同质量裸装药爆炸生成的冲击波强度更弱;

2) 爆炸距离较近时,冲击波先造成了靶板的初始变形,对于具有较强应变强化效应的材料,可能改变靶板局部的材料力学特性,导致破片侵彻时消耗更多能量;

3) 为平板附加Ω型筋条组成壁板结构可使平板在仅有破片作用时变形较小,但经破片打击形成剪切穿孔后的壁板结构在承受冲击波的二次作用时更容易发生破孔贯穿与撕裂损伤。

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