星型负泊松比超材料防护结构抗爆抗冲击性能研究

杨德庆; 吴秉鸿; 张相闻

doi:10.11883/bzycj-2018-0060

星型负泊松比超材料防护结构抗爆抗冲击性能研究

doi: 10.11883/bzycj-2018-0060

杨德庆^{1, 2, 3,},
吴秉鸿³,
张相闻³

1.
上海交通大学海洋工程国家重点实验室，上海 200240
2.
上海交通大学高新船舶与深海开发装备协同创新中心，上海 200240
3.
上海交通大学船舶海洋与建筑工程学院，上海 200240

基金项目: 国家自然科学基金项目（51479115）；海洋工程国家重点实验室课题（GKZD010071）；

详细信息

作者简介:
杨德庆（1968－　），男，教授，yangdq@sjtu.edu.cn

中图分类号: O342; O389; U661.44; TH132.41
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出版历程
- 收稿日期: 2018-02-24
- 修回日期: 2018-04-22
- 刊出日期: 2019-06-01

Anti-explosion and shock resistance performance of sandwich defensive structure with star-shaped auxetic material core

1.
The State Key Laboratory of Ocean Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
2.
Collaborative Innovation Center for Advanced Ship and Deep-Sea Exploration, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China
3.
School of Naval Architecture, Ocean and Civil Engineering, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China

摘要

摘要: 采用数值方法对星型宏观负泊松比效应夹芯结构的抗冲击响应过程以及抗水下爆炸过程中的破坏形式进行了研究：探讨了星型负泊松比结构胞元壁厚、层数和胞元泊松比等参数对弹体侵彻及水下爆炸防护性能的影响。研究结果表明：对于高速或超高速弹体侵彻问题，单纯依靠结构性的被动防御无法应对；负泊松比效应蜂窝夹芯防护结构相较常规防护结构具有良好的水下抗爆性能；等质量条件下，泊松比的变化对抗爆性能影响明显，层数3层、泊松比为−1.63的星型夹芯结构的抗爆性能相对更优；等壁厚条件下，其水下抗爆性能随蜂窝胞元层数减小而增强。
- 负泊松比 /
- 多孔夹芯结构 /
- 舷侧防护 /
- 侵彻 /
- 水下爆炸 /
- 抗冲击
Abstract: A sandwich defensive structure made up of the star-shaped auxetic cellular material is designed in this paper. FE models are developed to simulate the process of projectile penetration and underwater explosion. Different structure parameters, such as cell thickness and Poisson’s ratio of the star-shaped material, are applied to investigate the affections of the auxetic insert layer in projectile penetration and explosion. According to the numerical simulation results, the star-shaped auxetic sandwich structure does not strong enough to defense missile attacks as it bringing higher residual velocity compared with the traditional monolithic shield. Meanwhile, this auxetic structure tends to show better anti-explosive performance than the traditional shield of equal mass. Structure parameters of the star-shaped material influence the anti-explosion ability of sandwich structure in different complicated ways. As far as simulated cases, the sandwich structure can achieve the best anti-explosion performance by setting the value 1.63 for Poisson’s ratio of auxetic cellular and decreasing the layers of the cellular material.
- auxetic /
- sandwich structure /
- broadside defense /
- penetration /
- underwater explosion /
- shock resistance

HTML全文

炸药在密闭空间内爆炸，冲击波在空间内往返运动，并在该过程中逐渐减弱并消失，之后空间内的压力分布较均匀，随时间变化缓慢，这种压力状态被称为准静态压力状态。准静态气压状态下空间内的压力因气体与外界热交换而缓慢变化，而一般受关注的是最初的准静态压力值或者准静态压力峰值，下文将准静态压力峰值简称为准静态压力。

准静态压力受到的关注远不及爆炸冲击波形成的脉冲压力，但其仍是非常重要的力学参数，比如：准静态压力是爆炸容器安全设计的重要参考数据^[1-2]；另外，对于地下核爆炸，爆室内的准静态压力是核爆炸形成的剧毒物质在岩土孔隙和裂缝中扩散的动力^[3]。国外实验研究工作较丰富^[4-8]，Anderson等^[7]基于文献中的实验数据，利用相似理论拟合得到容器内爆炸准静态气压无量纲峰值的经验公式，Anthony等^[8]通过实验得到了炸药LX-13在容器内爆炸形成的准静态压力经验公式，Bultman^[1]在容器设计时也引用了基于实验数据的经验公式，但这些经验公式差异较大。国内的研究工作不多，特别是实验工作比较缺乏。王等旺等^[9]、林俊德^[10]开展了柱形容器内准静态压力的实验研究，钟方平^[11]通过数值计算研究了柱形容器内的准静态压力，钟巍等^[12]研究了考虑化学反应动力学影响的约束爆炸准静态压力的计算方法。

本文中，在球形爆炸容器内开展了4种不同当量的爆炸加载实验，实验中压力传感器采用了2种安装方式，均获得了理想数据；还理论推导了准静态压力的表达式，并通过拟合实测数据得到具体的经验公式。

1. 实验

实验在内径523 mm的球形爆炸容器内进行，容器如图 1所示。炸药采用球形装药，装药包括主装药和起爆微型药球两部分，如图 2所示。主装药由2个半球组成，为60%RDX和40%TNT浇铸而成。起爆药球的当量为1 g TNT，直径为10 mm，由微米级的PETN粉压制而成。起爆药球连接一根柔爆索，其中心为柔爆索的一端。柔爆索直径为1 mm，线装药密度为0.5 g RDX/m，为铅皮柔爆索。

图 1 实验用球形爆炸容器

Figure 1. The spherical explosion containment vessel used in experiment

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图 2 实验装药

Figure 2. Explosive installation

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实验时采用细绳吊挂装药，装药置于容器中心。容器内除了炸药、导爆索和细绳，再无其他物体，这样的做法可以尽量减少容器内除炸药以外的多余物体。雷管处于雷管罩内，与容器内部体积隔开。由雷管引爆较细的柔爆索，柔爆索在中心起爆微型药球，微型药球再起爆球形主装药，该起爆方式能保证形成较理想的球面冲击波。采用27、60、185、370 g TNT 4种当量，对应的比距离范围为0.36~0.87 m/kg^1/3。

容器赤道面上均布4个用于传感器安装的接口。压力传感器安装包括齐平安装和导孔安装2种方式，如图 3所示。齐平安装方式中传感器敏感面与容器内壁齐平；导孔安装方式设计了一个空腔，传感器敏感面处于空腔内，该空腔通过6个直径1 mm的导孔连接容器。导孔安装方式可以避免传感器遭受强冲击波或高速破片的破坏，但也导致整个测试的频响降低^[13]，因此该方式仅适合准静态压力这种变化较缓慢的参数测试。

图 3 压力传感器安装结构示意图

Figure 3. Diagrams of pressure sensor installations

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实验中采用了某型压电式压力传感器和某型压阻式压力传感器，参数见表 1。由于实验中压阻式传感器在采用齐平安装方式下容易损坏或实测信号质量不高，最终压阻式传感器采用导孔安装方式，压电式传感器采用齐平安装方式。2种压力测量系统通过同步机实现时间同步。

表 1 压力传感器参数

Table 1. Performance parameters of pressure sensors

类型	量程/MPa	频响/kHz	上升时间/μs	非线性度	精度
压电式传感器	34.48, 68.95	500	≤1.0	≤1.0%Fs	0.14, 0.28 kPa
压阻式传感器	15, 40	600	≤0.3	≤1.0%Fs	0.5%Fs

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2. 实验结果及分析

2.1 实验结果

图 4为齐平安装压力传感器测得的典型波形。可见压力波形的前期(爆炸后1 ms之前)存在3次较明显的脉冲，表明炸药在容器中心爆炸后，形成的冲击波在容器壁和容器中心之间往返运动，在容器壁上反射了3次；在3个脉冲之后，压力波形变化较缓，表明容器内的压力趋于平静，进入准静态压力状态。当然，在比距离比本文的更小的工况下，也可能出现冲击波往返次数多于3次，容器内压力进入准静态状态的现象。准静态压力的取值是对压力波形的准静态压力部分进行平均处理，图 4中冲击波反射压力达到约16 MPa，准静态压力仅为1.5 MPa。

图 4 齐平安装传感器获得典型压力波形(当量60 gTNT)

Figure 4. Pressure-time curve obtained by the pressure sensor of flush installation (when explosion equivalent is 60 gTNT)

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图 5为导孔安装压力传感器获得的典型压力波形。可见波形早期有一个压力最大值(约3.5 MPa)，之后压力缓慢变化，且压力在初期时间内(爆炸后0.2 s之前)近似地随时间线性下降。

图 5 导孔安装传感器获得的典型波形(当量60 gTNT)

Figure 5. Pressure-time curve obtained by the pressure sensor of guide-hole installation (when explosion equivalent is 60 gTNT)

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虽然导孔安装传感器未与容器内部空间直接接触，而是通过6个直径1 mm的小孔连接，但爆炸冲击波通过小孔仍会对传感器加载一个较弱的冲击载荷。因此，简单地读取图 5中压力波形的最大值作为准静态压力值是不合适的，该峰值应该是冲击波压力在低频测试系统中的表现。准静态气压是由冲击波压力连续变化而来的，如何确定准静态气压值显得比较困难，这可能也是不同文献中实测准静态气压差别较大的原因之一。本文的取值方法如图 6所示，按照线性下降斜率进行反向回推，与波形上升沿交于一个点，该点的压力值即为准静态气压。这种取值方法也是Anderson等^[7]推荐的方法。

图 6 准静态压力值的选取方法

Figure 6. The method for determining quasi-static pressure

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表 2为两种安装方式的传感器测量到的准静态压力值，可见两种测量方式得到的准静态压力值相近。

表 2 压力传感器参数

Table 2. Quasi-static pressures obtained by pressure sensors

当量/(gTNT)	准静态压力/MPa
当量/(gTNT)	压电式传感器	压阻式传感器
27	0.7, 0.7, 0.6
60	1.4, 1.5	1.5, 1.2
185	2.4	3.7
370	5.5, 4.9, 5.3	5.4

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值得注意的是，由于冲击波的作用，压力波形的早期存在一个远高于准静态压力值的压力峰，如图 4~5所示。传感器的量程必须根据该压力峰值来进行选取，但传感器量程过高必然导致准静态压力值的测量精度下降。

2.2 数据分析

密闭空间内的准静态气压主要是爆炸气体产物在爆炸释放热量的作用下温度升高而引起的气体热运动压力。影响准静态气压的主要因素包括两部分：一是由爆炸形成的大量气体产物使得密闭空间内气体量增大；二是爆炸释放的热量使气体的温度升高。下面基于理想气体的假设，简单地推导密闭空间内准静态压力的表达式。

理想气体的状态方程为:

$p = \rho RT$

(1)

式中：ρ为气体密度；R为理想气体参数，为普适气体参数R₀除以气体摩尔质量M，即R=R₀/M；T为绝对温度。

忽略气体与外界热交换带来的能量损失，且忽略空间内介质气体的质量(因为其质量远小于炸药的质量)，同时假设爆炸释放的能量全部用来加热球形容器内的气体物质(因为大部分爆炸能量转换为了气体内能)，则气体的温升为:

$\Delta T = \frac{E}{{Q{c_V}}}$

(2)

式中：E为爆炸释放的总能量，Q为爆炸当量，c_V为容器内气体的平均定容比热。

实验初始状态为常温、常压，因此爆炸后密闭空间内的准静态压力为:

$\begin{array}{l} {p_{\rm{q}}} = \rho RT = \frac{Q}{V}\frac{{{R_0}}}{M}({T_0} + \Delta T) = \\ \frac{Q}{V}\frac{{{R_0}}}{M}\left( {{T_0} + \frac{E}{{Q{c_V}}}} \right) = \frac{Q}{V}\left( {\frac{{{R_0}{T_0}}}{M} + \frac{{e{R_0}}}{{M{c_V}}}} \right) \end{array}$

(3)

式中：T₀为初始温度，V为容器体积，e为炸药释放的质量能量，即比内能。对于特定的炸药来说，气体摩尔质量M、定容比热c_V、比内能e皆为常数，从式(3)可以看出，空间内准静态压力与当量容积比Q/V呈正比例关系。该关系式与Pastrnak等^[5]采用的表达式形式相同。

根据表 2中数据，绘制准静态压力与当量容积比Q/V的变化关系，如图 7所示。可见，2种安装方式传感器获得的数据变化规律一致。另外，也可以看出，球形爆炸容器内准静态压力与当量容积比Q/V呈近似的线性关系。

图 7 球形容器内准静态压力与当量容积比的关系

Figure 7. Relation between quasi-static pressure and explosion equivalent-to-vessel volume ratio in spherical vessel

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基于式(3)和表 2中的实测数据，可以拟合得出准静态压力经验公式：

${p_{\rm{q}}} = 1.10Q/V\;\;\;\;\;\;0.36\;{\rm{kg}}\;{\rm{TNT}}/{{\rm{m}}^3} \le Q/V \le 4.94\;{\rm{kg}}\;{\rm{TNT}}/{{\rm{m}}^3}$

(4)

式中p_q单位为MPa，当量单位为kg TNT，容器体积单位为m³。

在理论推导准静态压力表达式—式(3)的过程中，忽略了容器内介质气体的质量，因为大部分情况下介质气体的质量远小于炸药质量，但当炸药质量较小，与容器内介质气体质量相当时，这种处理方式是不合适的，此时经验公式(4)不再适用。另外，文献[10]表明，容器内的氧气环境对准静态压力有影响，在爆炸后的高温环境中，爆轰产物与氧气化合燃烧，增大容器内气压，如果爆炸当量比本文实验的爆炸当量更大，可能导致氧气相对不足，爆轰产物与氧气的化合燃烧不充分，此时经验公式(4)也不再适用。因此，基于现有的实验结果，当量容积比范围0.36~4.94 kg TNT/m³是式(4)成立的重要前提条件，如果当量容积比不在该范围，式(4)可能不再适用。

再者，式(3)显示，炸药种类不变的情况下准静态压力和当量容积比之间关系的线性系数才是一个常数。因此，式(4)可能不适用于性质与本文实验所用炸药相差较大的炸药。

3. 结束语

在球形容器内开展了4种当量的爆炸加载实验，实验中压力传感器采用了齐平和导孔两种安装方式，均获得了准静态压力数据，且两组数据一致。研究结果表明：

(1) 在比距离0.36~0.87 m/kg^1/3、当量容积比0.36~4.94 kg TNT/m³范围内，爆炸冲击波在球形容器内往返3次后，容器内气体进入准静态压力状态。

(2) 球形容器内准静态压力与当量容积比呈正比例关系，系数为1.10 MPa·m³/ kg TNT。

图 1 夹芯防护结构

Figure 1. Sandwich defensive structure

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图 2 星型负泊松比结构

Figure 2. The star-shaped auxetic structure

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图 3 星型多孔材料结构泊松比 ${\nu _{12}}$

Figure 3. Theoretical Poisson’s ratio of star-shaped structure ${\nu _{12}}$

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图 4 星型防护结构抗爆抗冲击数值仿真模型

Figure 4. Numerical model of the star-shaped auxetic defensive structure

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图 5 单层防护结构弹体冲击^[14]

Figure 5. Impact of missile on single-layer defensive structure^[14]

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图 6 双层防护结构弹体冲击^[14]

Figure 6. Impact of missile on double-layer defensive structure^[14]

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图 7 单层防护结构弹体冲击结果(v₀=200 m/s)^[14]

Figure 7. Result of impact of missile on single-layer defensive structure (v₀=200 m/s)^[14]

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图 8 单层防护结构弹体冲击结果(v₀=340 m/s)^[14]

Figure 8. Result of impact of missile on single-layer defensive structure (v₀=340 m/s)^[14]

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图 9 双层防护弹体冲击结果(v₀=200 m/s)^[14]

Figure 9. Result of impact of missile on double-layer defensive structure (v₀=200 m/s)^[14]

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图 10 双层防护结构弹体冲击结果(v₀=340 m/s)^[14]

Figure 10. Result of impact of missile on double-layer defensive structure (v₀=340 m/s)^[14]

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图 11 锥形弹体侵彻下初始速度与剩余速度关联曲线^[17]

Figure 11. Initial impact velocity vs. residual velocity for three shields impacted by aheavy, conical-nose projectile^[17]

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图 12 等质量负泊松比星型夹芯防护结构弹体剩余速度

Figure 12. Residual velocity of missile after impact on star-shaped Sandwich defensive structure with negative Poisson ratio

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图 13 星型夹芯防护结构弹体冲击仿真过程截面示意图（5层， $\nu$ =−1.00，初速度200 m/s）

Figure 13. Demonstration of one section during the missile impact simulation on star-shaped sandwich defensive structure (5 layers, $\nu$ =−1.00, initial velocity 200 m/s)

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图 14 单层防护结构水下爆炸模拟结果^[14]

Figure 14. Simulation result of underwater explosion of single-layer defensive structure^[14]

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图 15 双层防护结构水下爆炸仿真结果（前后面板厚度一致）

Figure 15. Simulation Result of underwater explosion of double-layer defensive structure (with front and rear plates of the same thickness)

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图 16 前后面板最大破口尺寸

Figure 16. Maximum crevasse of face plate

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图 17 前后面板最大塑性区域尺寸

Figure 17. Maximum size of plastic zones of face plate

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图 18 星型负泊松比夹芯结构水下抗爆数值结果（ $\nu$ =−1.63）

Figure 18. Numerical result of star-shaped auxetic sandwich structure ( $\nu$ =−1.63)

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图 19 夹芯防护结构迎爆面破口区域与塑性区域比值

Figure 19. Ratio of fracture region to plastic region

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图 20 典型星型负泊松比夹芯防护结构抗爆过程仿真截面图（3层， $\nu$ =−1.63）

Figure 20. The anti-explosion performance of auxetic sandwich defensive structure (3 layers, $\nu$ =−1.63)

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图 21 等壁厚星型负泊松比超材料夹芯防护结构数值仿真结果(3层， $\nu$ =−1.00)

Figure 21. Numerical result of auxetic cellular sandwich structure (3 larers, $\nu$ =−1.00)

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图 22 等壁厚星型负泊松比夹芯结构前后面板破口最大尺寸

Figure 22. Maximum fracture region size on front and rear plates of star-shaped sandwich defensive structure of equal cell thickness

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图 23 等壁厚星型负泊松比夹芯结构前后面板塑性区最大尺寸

Figure 23. Maximum plastic region size on front and rear plates of Star-shaped Sandwich defensive structure of equal cell thickness

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表 1 材料参数

Table 1. Material parameters

材料性质参数					Johnson-Cook本构模型参数					Johnson-Cook失效模型参数
E/GPa	ν	ρ/(kg·m⁻³)	T_m/K	T₀/K	A/MPa	B/MPa	C	n	m	D₁	D₂	D₃	D₄	D₅
200	0.2	7 820	1 783	293	507	320	0.064	0.28	1.06	0.1	0.76	1.57	0.005	−0.84

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表 2 防护结构芯层胞元壁厚

Table 2. Cell thickness of Sandwich defensive structure

胞元层数	3层				5层
泊松比	−2.91	−1.63	−1.00	−0.63	−2.91	−1.63	−1.00	−0.63
胞元壁厚/mm	0.87	1.01	1.16	1.68	0.54	0.60	0.65	0.97

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表 3 X₁方向最大破口尺寸及塑性区域尺寸

Table 3. Maximum fracture region size and plastic region size

防护结构	最大破口尺寸/cm	最大塑性区域尺寸/cm	破口与塑性应变区比值
单层板防护结构	62.68	605.26	0.104
等质量双层板防护结构背爆面（前后面板厚度一致）	143.68	263.94	0.544
等质量双层板防护结构背爆面（迎爆面钢板厚度 20 mm）	83.53	249.96	0.334
等质量双层板防护结构背爆面（背爆面钢板厚度 20 mm）	127.18	240.03	0.530

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表 4 等质量条件下芯层胞元壁厚

Table 4. Cell thickness of sandwich defensive structure under condition of equal mass

胞元层数	3层				5层
泊松比	−2.91	−1.63	−1.00	−0.63	−2.91	−1.63	−1.00	−0.63
胞元壁厚/mm	5.66	6.56	7.54	10.92	3.51	3.90	4.23	6.31

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