曾祥， 劉彥,2， 許澤建， 黃風雷

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081; 2.北京理工大學 重慶創(chuàng)新中心，重慶401120)

夾層結構因其輕質、高比剛度、高比強度、較好的可設計性等優(yōu)良特性，被廣泛應用于各個領域.玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構多用于制作相控陣雷達天線罩，在戰(zhàn)場環(huán)境下，相控陣雷達天線易受如爆炸沖擊波等沖擊載荷作用而毀傷，而天線罩作為相控陣雷達天線陣面的主要防護結構，研究其抗沖擊性能很有必要[1-2].

近些年來，夾層結構在爆炸沖擊載荷作用下動力響應問題受到了廣泛關注. FLECK等[3]將固支夾層梁結構在均布沖擊載荷作用下動力響應過程分為流固耦合、芯層壓縮、整體響應三個階段，提出了考慮流固耦合效應的解析模型. DESHPANDE等[4]采用一維模型分析了芯層壓縮階段中流固耦合作用對夾芯結構動力響應的影響. KAMBOUCHEV等[5]將Taylor流固耦合理論推廣到空中爆炸等需考慮流體介質可壓縮性的工況. QIU等[6]將夾芯梁在爆炸載荷作用下三階段理論模型推廣到夾芯圓板. 張旭紅等[7]在FLECK提出的三階段模型基礎上應用修正哈密頓原理，給出了固支夾芯方板在爆炸沖擊載荷下動力響應的解析解. LANGDON等[8]對以玻璃鋼為面板的PVC泡沫夾層板進行了接近爆炸實驗和數(shù)值模擬研究.結果表明夾芯板受載后芯層壓縮變形能有效吸收爆炸載荷能量，但由于夾層板面板強度較低，在接近爆炸載荷作用下易出現(xiàn)纖維斷裂和分層失效. DEAR等[9]對相同面密度的以玻璃鋼為面板以苯乙烯-丙烯晴共聚物泡沫、聚氯乙烯泡沫、聚甲基丙烯酰亞胺泡沫為芯層的夾芯板進行了遠場爆炸試驗，對比了不同芯層夾層結構的抗沖擊性能. ARORA等[10]對玻璃鋼夾層結構進行遠場爆炸試驗，得到了玻璃鋼夾層結構在遠場爆炸載荷作用下的破壞模式，并通過數(shù)值模擬分析了夾層結構邊界約束條件對其動力響應的影響. GARDNER等[11]用激波管對有1～4層功能梯度泡沫夾芯的玻璃鋼夾芯梁分別進行了沖擊試驗，分析了不同梯度泡沫芯層夾層梁的抗沖擊性能.

目前，對玻璃鋼夾層結構在沖擊波作用下動力響應的實驗研究多采用遠場爆炸載荷，即沖擊波到達靶板前波陣面形狀近似為平面波，且爆轟產(chǎn)物未對靶板產(chǎn)生影響.本文通過炸藥近場爆炸實驗，研究了等面密度的單夾層玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構、雙夾層玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構和單面噴涂聚脲的單夾層玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫在近場爆炸沖擊載荷作用下動力響應特性，并分析了3種不同夾層結構的抗爆性能，實驗結果可為雷達天線罩的抗沖擊設計、天線罩毀傷評估提供依據(jù).

1 實驗設計

為了分析玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫構成的單夾層、雙夾層方板和在面板噴涂聚脲的夾層方板在近距離爆炸載荷作用下的抗沖擊性能[12-13]，對單夾層結構靶板(SS)、雙夾層結構靶板(DSS)和單夾層面板單面涂覆聚脲結構靶板(PCSS)進行了爆炸沖擊波作用下的毀傷效應實驗.

玻璃鋼由編織E玻璃纖維布和環(huán)氧樹脂壓制而成，其中1.8 mm厚玻璃鋼板纖維布層數(shù)為11層，1.2 mm厚玻璃鋼板層數(shù)為7層，編制纖維布鋪層方向為0°、90°正交鋪層.硬質聚氨酯泡沫密度為0.08 g/cm3.聚脲型號為Line-X公司的XS-350，其與玻璃鋼基板粘結強度為6～7 MPa.相關材料力學性能如表1、表2所示.

表1 玻璃鋼板力學性能參數(shù)Tab.1 Mechanical property parameters of GFRP

表2 聚脲力學性能參數(shù)Tab.2 Mechanical properties of polyurea

3種試件結構尺寸示意圖如圖1所示，各試件面密度均為0.978 g/cm2.結構面板平面尺寸為700 mm×700 mm，芯層平面尺寸為560 mm×560 mm，結構面板與芯層之間使用雙組分環(huán)氧樹脂膠粘接.

圖1 試件結構示意圖 (單位：mm)Fig.1 Diagram of specimen structure (unit:mm)

試件結構簡圖及實驗布置如圖2所示.試件通過蓋板、墊塊和靶架用M16螺栓實現(xiàn)面板四周固支邊界條件，試件迎爆面尺寸為500 mm×500 mm.現(xiàn)場試驗布置如圖3所示.

圖2 試件結構簡圖及其安裝簡圖 (單位：mm)Fig.2 Structure diagram and installation diagram of specimen (unit:mm)

圖3 現(xiàn)場試驗布置Fig.3 Test arrangement

壓裝TNT炸藥密度為1.59 g/cm3.設計兩種工況，藥量和藥柱尺寸等參數(shù)如表3所示.為了便于表述，將不同結構在工況1下靶板代號分別設為SS-1、DSS-1、PCSSF-1(PCSS結構聚脲涂層面迎爆面安裝)和PCSSB-1(PCSS結構聚脲涂層面迎爆面安裝)，在工況2下不同結構代號分別為SS-2、DSS-2、PCSSB-2.

表3 實驗工況Tab.3 Test conditions

2 實驗結果及分析

2.1 單夾層結構靶板毀傷模式

單夾層結構靶板破壞形貌如圖4、圖5所示.SS-1靶板迎爆面面板和背爆面面板下側中心螺孔處分別形成了20.2 、21.1 cm長剪切裂紋，剪切裂紋兩側有明顯的白色分層破壞區(qū)域.靶板整體反向變形，卸下后，靶板變形完全卸載，這說明面板上發(fā)生的彎曲變形為彈性變形.SS-2靶板迎爆面面板左側、右側和下側中心螺孔處形成長分別為14.4、16.0和18.4 cm的剪切裂紋，背爆面面板上、下、左、右4邊中心螺孔處形成長度分別為9.8、17.1、13.9和19.9 cm的剪切裂紋.同樣地，當卸下靶板后，面板的彎曲變形完全恢復.

圖4 SS-1靶板破壞形貌Fig.4 Damage morphology of target plate SS-1

圖5 SS-2靶板破壞形貌Fig.5 Damage morphology of target plate SS-2

將靶板切開，可以看到SS-1靶板芯層中部形成明顯的壓潰區(qū)，區(qū)域內(nèi)泡沫產(chǎn)生大量裂紋，泡沫碎成小塊狀.壓潰區(qū)兩側為裂紋聚集區(qū)，區(qū)域內(nèi)裂紋數(shù)量較壓潰區(qū)明顯減少.在芯層邊界處，因靶板的正向變形和回彈，形成正向和反向拉伸裂紋.SS-2靶板芯層與迎爆面面板脫粘并在脫粘處形成較多裂紋，芯層邊界形成正向拉伸裂紋.

2.2 雙夾層結構靶板毀傷模式

雙夾層結構靶板破壞形貌如圖6、圖7所示.DSS-1靶板正向變形，迎爆面面板邊界處完全斷裂，在斷口內(nèi)側，形成多處長度小于3 cm的撕裂裂紋.背爆面面板變形較大，面板沿對角線發(fā)生嚴重彎曲變形并形成了長度小于6 cm的彎折裂紋，面板四角發(fā)生斷裂.背爆面面板上側、下側和左側中心螺孔處形成5.7、14.2、13.2 cm長的剪切裂紋.DSS-2靶板迎爆面面板沿對角線方向分別形成彎折裂紋，在左側和右側固支邊界處分別形成23.9、24.3 cm長的裂紋，裂紋處僅發(fā)生彎折分層破壞，并未斷裂.背爆面面板四角形成斷裂裂口，最長裂口位于下側，長度為22.5 cm.靶板上部存在較大殘余變形，而下部殘余變形較小.

圖6 DSS-1靶板破壞形貌Fig.6 Damage morphology of target plate DSS-1

圖7 DSS-2靶板破壞形貌Fig.7 Damage morphology of target plate DSS-2

DSS-2靶板的兩層芯層破壞程度明顯不同，貼近迎爆面芯層出現(xiàn)大范圍壓潰區(qū)，區(qū)域內(nèi)泡沫完全碎化掉落，芯層臨近邊界處出現(xiàn)拉伸裂紋.貼近背爆面芯層未出現(xiàn)碎化破壞，芯層中部形成裂紋聚集區(qū)，但區(qū)域內(nèi)裂紋數(shù)量相對較少，背爆面面板形成斷裂裂口處泡沫發(fā)生斷裂，裂口兩側區(qū)域泡沫中形成較多裂紋.

2.3 單夾層面板單面涂覆聚脲結構靶板破壞模式

PCSSF-1靶板破壞形貌如圖8所示，靶板變形破壞程度較SS-1靶板更嚴重.靶板迎爆面面板沿對角線方向彎曲嚴重，卸下靶板變形未能完全恢復，迎爆面面板左側和下側完全斷裂.背爆面面板下側及右側下半部分邊界完全斷裂.由于迎爆面面板斷裂形成裂口，部分高溫爆炸產(chǎn)物侵入芯層，部分芯層被燒蝕.背爆面面板四角因彎曲變形形成彎折裂紋，左側和右側邊界中心螺孔處分別形成12.6、15.4 cm長的剪切裂紋.芯層中部出現(xiàn)小范圍壓潰區(qū)，壓潰區(qū)下方形成裂紋聚集區(qū)，裂紋聚集區(qū)兩側形成拉伸裂紋.

圖8 PCSSF-1靶板破壞形貌Fig.8 Damage morphology of target plate PCSSF-1

PCSSB靶板破壞形貌如圖9所示，同樣工況下PCSSB靶板破壞程度較PCSSF靶板明顯減輕.PCSSB-1靶板迎爆面面板右側邊界形成14.8 cm長斷裂裂口，裂口中部形成13.7 cm長撕裂裂紋.左下角、右下角分別形成長10.9、6.2 cm的彎折裂紋，左側和下側中心螺孔處形成長10.7、6.5 cm的剪切裂紋.背爆面面板形成沿對角線方向的彎折裂紋，聚脲涂層中的彎折裂紋在其形成過程中向兩側擴展形成新的與原彎折裂紋近似垂直的拉伸裂紋，并出現(xiàn)部分聚脲涂層脫粘崩落現(xiàn)象，背爆面面板整體變形較小.PCSSB-2靶板迎爆面面板反向變形，下側固支邊界完全斷裂形成裂口并在裂口中部形成長20.5 cm撕裂裂紋.迎爆面面板左上角、右上角分別形成6.5、3.5 cm長的彎折裂紋.背爆面聚脲涂層面板反向變形，四角均形成了彎折裂紋，聚脲層在四角彎折裂紋處出現(xiàn)窄條狀崩落.

圖9 PCSSB靶板破壞形貌Fig.9 Damage morphology of target plate PCSSB

PCSSB-1靶板芯層破壞模式與SS-1靶板芯層相似，芯層中部形成倒錐臺形壓潰區(qū)，壓潰區(qū)泡沫完全破碎.壓潰區(qū)四周為裂紋聚集區(qū).在芯層邊界附近，出現(xiàn)明顯的正向拉伸裂紋和反向拉伸裂紋.PCSSB-2靶板芯層出現(xiàn)大范圍裂紋聚集區(qū)域，裂紋聚集區(qū)內(nèi)出現(xiàn)明顯的分層現(xiàn)象，在芯層邊界附近出現(xiàn)正向拉伸裂紋和反向拉伸裂紋.

3 三種結構靶板抗爆性能分析

對于本文所研究的以玻璃鋼為面板的夾層結構，參考三階段理論[3,7]，其在爆炸載荷作用下響應過程同樣可以分為三個階段.流固耦合階段，迎爆面面板獲得初速度.迎爆面板獲得初速度后開始壓縮芯層，與金屬夾層結構不同，玻璃鋼塑性較差，在壓縮芯層過程中結構固支邊界因受剪切、拉伸和彎曲作用而斷裂，面板螺栓孔處與螺栓相互作用而形成的剪切裂紋，在芯層壓縮階段結束后導致邊界條件改變.由于邊界條件的改變和玻璃鋼各向異性，使得結構整體響應階段難以進行理論分析.從實驗結果中可以看到，靶板從靶架卸下后，面板殘余變形完全恢復，這說明玻璃鋼面板在本文爆炸載荷作用下主要發(fā)生彈性變形，結構的動能難以通過面板的塑性變形進行耗散，一部分能量通過面板的破壞和芯層壓縮進行耗散，一部分能量在玻璃鋼面板發(fā)生彈性變形后轉化為彈性勢能.面板發(fā)生彈性變形較大，在靶板響應過程中面板發(fā)生彈性加載、卸載、再加載等過程，從而使靶板正向、反向往復運動，在此過程中面板彈性勢能不斷衰減，直至靶板停止運動.

通過量綱分析知道，相同比例距離下炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波峰值超壓相同，比例距離越小，峰值超壓越大.但是，不同藥量在相同比例距離處正壓作用時間和波陣面形狀有較大差異，藥量越大，正壓作用時間越長，結構承受沖量更大.從圖 4、圖 5和圖 9可以看出，由于工況1載荷比例距離和爆距更小，沖擊波超壓峰值更大，且沖擊波波陣面形狀較工況2平面性更差.工況1下靶板芯層破壞表現(xiàn)為明顯的局部破壞，芯層中部均出現(xiàn)小范圍壓潰區(qū)；而工況2下芯層破壞更均勻，芯層不同位置破壞程度相差不大，且由于工況2下沖量更大，靶板面板破環(huán)程度也更大.

實驗后測量面板網(wǎng)格交點處殘余變形，通過插值得到靶板背爆面面板殘余變形云圖，結果如圖10所示，靶板背爆面板水平方向殘余變形量如圖11所示.可以看到工況1載荷作用下靶板背爆面板最大殘余變形量絕對值由小到大依次為PCSSB、SS、DSS、PCSSF，工況2載荷作用下靶板背爆面板最大殘余變形量絕對值由小到大依次為PCSSB、DSS、SS.

圖10 靶板背爆面板殘余變形云圖Fig.10 Residual deformation nephogram of back burst panel of specimen

圖11 靶板背爆面板中心水平方向殘余變形量Fig.11 Residual deformation in the central horizontal direction of back burst panel of specimen

3.1 單夾層結構與雙夾層結構破壞模式及抗沖擊性能對比分析

從圖4、圖6可以看出，在工況1爆炸載荷作用下，單夾層(SS)結構和雙夾層(DSS)結構破壞程度和破壞模式有明顯的區(qū)別.單夾層結構在工況1載荷作用下，由于螺孔處應力集中效應，且起爆點在上端面的圓柱形裝藥產(chǎn)生的徑向沖擊波載荷分布略向下偏移[14-15]，迎爆面面板下側中心螺孔處形成剪切裂紋.在爆炸沖擊波作用下，面板固支邊界處承受面外剪切、面內(nèi)拉伸和彎矩等載荷，由于雙夾層結構面板厚度為1.2 mm，小于單夾層結構面板厚度，迎爆面面板厚度的減小導致其承受載荷能力減弱，雙夾層結構迎爆面面板邊界處完全斷裂.通過金屬面板夾層結構在爆炸沖擊載荷作用下的響應[7]可以知道，當夾層結構方板面板的位移越大時，其四角對角線處面板彎曲程度越大，形成的塑性鉸線越明顯.相應的，對于本實驗中以玻璃鋼為面板的夾層結構，由于玻璃鋼材料較差的延性，在面板位移較小時，面板四角對角線處只發(fā)生彈性彎曲變形，當面板位移較大時，結構面板四角對角線處因較大的彎曲變形而形成彎折裂紋或斷裂.實驗中可以看到，SS-1背爆面面板破壞模式與迎爆面面板相似，在下側中心螺孔處形成長21.1 cm的剪切裂紋，四角未出現(xiàn)分層、折斷等破壞；因DSS-1迎爆面面板邊界處發(fā)生完全剪切破壞，靶板抗彎剛度明顯下降.同時，雙夾層結構面板更薄，在相同載荷作用下，DSS-1背爆面面板殘余變形比SS-1大，且在四角形成彎折裂紋和斷裂.

相同結構形式的靶板在工況2作用下破壞程度明顯變大.從圖 5、圖 7可以看出，由于工況2藥量更大，沖擊波正壓作用時間更長，SS-2迎爆面面板左、右和下側中心螺孔處出現(xiàn)了14～19 cm長的剪切裂紋，背爆面面板四邊中心螺孔處均出現(xiàn)了剪切裂紋，芯層相較于SS-1芯層無明顯局部效應；DSS-2迎爆面板左右兩側出現(xiàn)斷裂裂口，四角均形成彎折裂紋，背爆面板左上角和右上角形成較長的斷裂裂口.相較于DSS-1，DSS-2迎爆面面板破壞程度較輕，而后面板破壞程度明顯變大.同時，可以看出在工況2載荷作用下，無論是背爆面面板、迎爆面面板還是芯層，DSS-2破壞程度均比SS-2更嚴重.

對于夾層結構在爆炸載荷作用下的抗沖擊性能，一般以靶板背爆面面板最大變形或殘余變形為依據(jù)進行評價.從圖10、圖11可以看出，背爆面面板最大殘余變形SS-1小于DSS-1，而在工況2載荷下，SS-2最大殘余變形大于DSS-2，結合SS-2和DSS-2破壞模式，DSS-2背爆面面板邊界處出現(xiàn)較長斷裂裂口，裂口處形成無約束邊界條件，使背爆面面板更易卸載，所以DSS-2背爆面面板殘余變形較小.因此，對于本文研究的玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構的抗沖擊性能評價，在以背爆面面板最大殘余變形為依據(jù)的同時，應考慮結構的破壞模式、破壞程度等進行綜合分析.就等面密度的單夾層和雙夾層結構靶板而言，以背爆面板最大殘余變形為依據(jù)，DSS-1抗沖擊性能比SS-1減弱了70.9%；對于工況2爆炸載荷作用下，通過破壞模式的分析，容易知道DSS-2抗沖擊性能弱于SS-2.

3.2 單夾層結構與單夾層面板單面涂覆聚脲結構破壞模式及抗沖擊性能對比分析

從圖4、圖8可以看出，PCSSF靶板破壞程度較單夾層靶板明顯增強，背爆面面板殘余位移明顯增大.PCSSF靶板面板玻璃鋼厚度為1.2 mm，比單夾層結構面板更薄，面板能承受的最大載荷較單夾層結構面板更小，且由于迎爆面噴涂的聚脲涂層使得面板抗彎剛度提高，在同樣爆炸載荷作用下，芯層壓縮階段面板位移更小，使迎爆面面板邊界承受的面外剪切載荷更大，面板邊界形成的斷裂裂口更長.由于迎爆面面板斷裂破壞，迎爆面面板承載能力和通過面板彈性變形吸能能力減弱，使背爆面面板承受沖擊載荷更大，破壞程度更嚴重.工況1載荷作用下，無論時破壞程度還是殘余變形，PCSSF-1均要大于等面密度的SS-1.

通過圖10、圖11可以知道，PCSSB靶板殘余變形較等面密度的SS靶板明顯減小.由于PCSSB結構迎爆面板為1.2 mm厚玻璃鋼板，相同沖擊波沖量載荷作用下會獲得比單夾層結構迎爆面面板更大初速度，迎爆面面板邊界處承受面外剪切載荷更大，而PCSSB迎爆面板能承受的最大面外剪切載荷更低，故PCSSB迎爆面面板部分邊界區(qū)域形成斷裂裂口.在背爆面面板中玻璃鋼板開始形成裂紋時，由于聚脲涂層與玻璃鋼基板之間較好的粘附性能和較大的伸長率，聚脲涂層會對玻璃鋼面板的位移產(chǎn)生約束作用，從而提高裂紋擴展過程中的阻力.在背爆面面板四角對角線區(qū)域發(fā)生彎曲變形或者形成彎折裂紋時，聚脲涂層與玻璃鋼板較好的黏附性能和應變率效應使得局部區(qū)域的抗彎性能提高，同時使得背爆面面板整體抗彎曲性能提升.由于背爆面面板相對較好的抗沖擊性能和迎爆面面板剪切斷口的形成，使迎爆面面板與背爆面面板之間能出現(xiàn)較大的相對位移，這導致PCSSB結構泡沫芯層破壞更加嚴重，PCSSB-1芯層較SS-1壓潰區(qū)范圍更大，壓潰區(qū)內(nèi)碎化泡沫塊更小，裂紋聚集區(qū)裂紋更多，PCSSB-2芯層較SS-2裂紋聚集區(qū)范圍更大，且區(qū)域內(nèi)裂紋更多，由于PCSSB結構中泡沫的破壞程度更大，吸收能量也更多.

4 結 論

本文通過實驗研究了玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫組成的單夾層方板、雙夾層方板以及單夾層方板單面噴涂聚脲結構在近距離爆炸載荷作用下的破壞模式和抗爆性能，得到的主要結論如下：

① 在爆炸沖擊載荷作用下，玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構破壞模式與金屬面板夾層結構有較大區(qū)別，其中面板破壞模式多為邊界完全斷裂形成斷口、四角對角線處彎折裂紋破壞、應力集中處剪切裂紋等；硬質聚氨酯泡沫芯層中部會出現(xiàn)明顯的壓潰區(qū)或裂紋集中區(qū)，在邊界區(qū)域會出現(xiàn)明顯的拉伸裂紋.

② 在相同爆炸載荷作用下，等面密度且三層面板厚度相同的雙夾層結構面板破壞程度比單夾層結構大，且其殘余變形更大，抗沖擊性能較單夾層弱.單夾層單面噴涂聚脲結構聚脲涂層為迎爆面時變形破壞程度比等面密度的單夾層結構更大，且其殘余變形更大.聚脲涂層為背爆面時殘余變形小于單夾層結構，但其迎爆面板和芯層破壞程度均比單夾層結構大.

③ 同時考慮靶板破壞模式和殘余位移，對于本文中的等面密度的三種結構靶板，單夾層面板單面涂覆聚脲結構靶板在聚脲涂層面為背爆面時抗爆性能最佳，而聚脲涂層面作為迎爆面時抗爆性能最差.雙夾層結構靶板抗爆性能弱于單夾層結構靶板.

④ 在玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構背面噴涂聚脲涂層，可提高夾層結構抗爆性能；在玻璃鋼/硬質聚氨酯泡沫夾層結構面板總厚度一致的情況下，為提高夾層結構抗沖擊性能，應盡量減少面板層數(shù).