综述舰船典型平板及加筋板架结构抗空爆冲击波载荷毁伤的研究成果随着科技发展，现代反舰导弹具有极强的机动突防能力和精确制导能力，其往往可在距被攻击目标很近距离下爆炸以实现最大程度的毁伤破坏[1,2]另外，随着导弹战斗部装药当量不断提高，其爆炸后产生的冲击波破坏威力也大大增强，这对舰船的生命力构成了极大威胁自20世纪80年代后期以来，美国共有5艘军舰在波斯湾冲突和“沙漠风暴”行动中遭受到各种不同现代化武器的攻击，图1为“科尔”号、“特里波里”号在遭受恐怖快艇和鱼雷的爆炸冲击下，舷侧结构产生了巨大破口[3]因此，提高舰船防护结构在空爆载荷下的防御能力，对增强舰船生命力和战斗力具有十分重要意义空爆载荷对舰船结构的破坏效应和防护机理一直是国内外舰船防护领域研究重点图1空爆载荷作用下舰船结构的变形破坏板架是舰船结构的基本组成单元，空爆载荷对舰船的毁伤实质为其对舰船典型结构（平板、加筋板架）的作用本文从简单结构出发，首先介绍了舰船典型平板及加筋板架结构抗空爆载荷毁伤的研究成果；然后，评述了近年来国内外采用夹层结构提高抗爆性能的研究现状及舰船应用可行性；最后，对今后舰船抗爆防护领域的研究方向做了展望1、金属平板抗空爆载荷防护研究现状1.1破坏模式1.1.1均布载荷作用下金属平板破坏模式空爆冲击波载荷作用下金属平板的抗爆响应特点主要体现在不同的变形及破坏模式上。
下面主要从均布和局部两种空爆载荷作用对金属平板的破坏模式进行回顾并进行比较分析在均布载荷作用平板结构的抗爆研究中，Menkes等[5]采用图2(a）所示的加载方式，最先开展固支铝制梁抗均布爆炸载荷试验，其将破坏模式归纳为以下3类：（1）梁整体产生塑性大变形；（2）梁在边界处产生撕裂破坏；（3）梁在边界处产生横向剪切破坏Nurick等[6,7,8]和Olson等[9]在后续研究中发现局部和均布载荷下圆、矩形平板的破坏模式大体与上述三类相同，并将上述三种破坏模式进一步细致划分，具体如图3和表1所示，即在均布低冲击载荷下，面板的破坏模式为塑性大变形（I）随着冲击载荷增大，面板将在边界中点处开始产生颈缩（Ia、Ib）当冲击载荷增至一定阈值时，面板边界开始产生撕裂破坏，破坏模式I进入II，包括边界部分拉伸断裂（II*）和边界完全拉伸断裂破坏（IIa、IIb）此后，随着冲击载荷的继续增大，板中心挠度随冲量增加而减小，面板破坏模式由II进入III，面板边界产生横向剪切破坏图2空爆载荷的加载方法图3空爆均布载荷下金属平板的典型破坏模式1.1.2局部载荷作用下金属平板破坏模式局部空爆载荷作用平板结构的抗爆研究中，Jacob[10]指出，当比例距离相对较大时，其将产生与均布载荷作用下相似的破坏模式（I、Ib），不过不同的是金属平板在此两种破坏模式的基础上仍然产生了局部的“鼓包”变形，见表1。
当比例距离较小时，局部空爆载荷的局部破坏效应非常明显，金属平板的破坏模式将产生有别于均布载荷下的3种变形失效模式（见图4）：模式Itc（中部出现颈缩的塑性大变形）、模式II*c（中心区域部分撕裂）和模式IIc（中部完全撕裂破坏并出现“帽形”失效块）[11]另外，需要指出的是，以上研究中局部爆炸载荷的加载可采用含泡面垫的局部片状炸药（如图2(b））或直接集团悬挂装药图2(c）两种方式产生图4空爆局部载荷下金属平板的典型破坏模式表1空爆载荷下金属平板破坏模式的归纳总结另外，近年来Aune等[12]在其所开展不同爆距（0.125～0.625m）下小当量球形装药毁伤0.8mm薄钢制和铝制面板实验中，观察到与Nurick所述相似的塑性大变形及边界撕裂破坏模式，但其同时发现当爆距较远时，面板破坏模式呈现出靠近爆点一侧的反向凹陷变形，这种反常识的破坏现象之前也同样被Li等[13]和Galiev[14]等人所观察发现这是因为面板后期弹性振动时迎爆面进入负压真空阶段，面板迎、背爆面将产生一定压差，使面板在弹性振动过程失衡，进而产生反向运动变形Aune等[15]随后通过数值仿真研究发现，反向凹陷变形在负压回弹阶段和后期平衡位置自由振动阶段均可能发生，同时指出这种破坏情况需在载荷和结构的一定匹配条件才能发生。
因此，空爆载荷作用下对于薄制、柔性舰船平板结构的变形破坏，不仅由人们通常所认为的正压作用冲量决定，负压作用冲量也将产生巨大的影响效应，其最终破坏模式是正压作用冲量与负压作用冲量二者博弈后的结果1.1.3边界条件对破坏效应影响固定装药和金属平板下，金属平板的破坏模式不仅由爆距决定，还与边界条件有关Thomas等[16]比较了相同均布载荷作用圆板下固支边界和一体化边界对结构破坏的影响效应，发现二者对破坏模式I（塑性大变形）影响不大，但对破坏模式II*（边界减薄和撕裂破坏）产生较大影响，一体化边界较固支边界刚性约束更强，剪应变作用明显，易产生横向剪切失效，而固支边界则更容易产生拉伸断裂破坏图5金属矩形面板的边界条件Bonorchis等[17]进一步比较了局部载荷下焊接边界与固支边界、一体化边界对结构破坏模式的影响效应结果表明：相同冲量下一体化边界最容易产生边界撕裂，其次是焊接边界，最后是固支边界另外，针对固支边界，Bonorchis等[18]还研究了局部载荷下固支夹具高度对矩形面板变形破坏的影响结果表明：随着固支夹具高度增加，冲击摆所测冲量不断增大，但面板最终变形却基本相同因而认为固支夹具高度对面板变形影响较小，另外，其还指出冲击摆所测得冲量并未全部作用于面板使其产生变形破坏，因而在理论和数值仿真研究中采用冲击摆所测得冲量值作为局部载荷冲量输入将存在一定偏差。
1.2金属平板变形挠度理论预测1.2.1（半）经验法针对金属平板破坏模式I（塑性大变形）下变形挠度的理论预测问题，国内外主要采用（半）经验法、理论解析法开展了大量理论研究工作半）经验法研究中，Nurick等[19,20]基于空爆载荷下平板变形的影响因素，提出了无量纲损伤数Φc，并通过对圆形面板和方形面板各自的大量实验数据拟合分析，分别建立了空爆（包括局部和均布）载荷下矩形面板Φq和圆形面板Φc与金属平板的挠厚比（δ/H）的半经验计算公式对于圆形板：对于矩形板：式中：δ为面板中心挠度；H为板厚；R为圆板半径；R0为装药半径；t为板厚；I为冲击波冲量；ρ、σ分别为平板密度和静态强度；L、B分别为矩形板长、宽Jacob等[10,21]在后续开展的不同爆距（13～300mm）下局部载荷空爆圆形板实验中发现，在爆距较小（13～25mm）时，上式吻合良好，而当爆距较远（大于25mm）时，计算结果偏差较大，分析后认为无量纲损伤数Φc还应考虑爆距S的影响，分别将（1)-(2）式修正为对于圆形板：对于矩形板：进一步地，Nurick和Yuen等[22]认为整体上圆形面板和方形面板的破坏过程和破坏模式相似，遂将圆、方形板全部实验数据进行统一拟合，提出了二者通用的挠厚比经验公式以上所得到的经验公式均是在小当量（几克至几十克TNT当量）试验的基础上提出的，而大当量下经验公式是否仍适用需进一步论证。
Yuen等[23]对此开展了大当量装药（100～26288kg）空爆低碳钢制方形板实验，结合以上所述小当量实验结果，经无量纲分析后认为，空爆条件下装药量与结构变形关系上满足缩尺定律另外，其对冲量I中比例因子系数进行修正，使理论计算变形值与实验观测值具有更好的一致性不过，需要指出的是，Nurick团队所开展空爆实验中靶板材料均选用低碳钢，由于不同种类钢具有不同的材料属性（应变率效应、硬化模量、强度、韧性），所以在相同的空爆载荷下变形破坏可能将大相径庭，进而这些经验公式仅适用于低碳钢金属平板Langdon[24]比较分析了低碳钢、装甲钢、铝合金几种材料在近距空爆载荷下的破坏效应，结果表明：这些金属材料破坏模式差别明显，各不相同低碳钢的破坏模式为拉伸断裂破坏，装甲钢的破坏模式为碎裂破坏，而铝合金的破坏模式为材料融化向四周喷射使该区域板厚减薄后产生花瓣破坏低碳钢与装甲钢结构抗撕裂破口破坏能力相同，铝合金最容易产生破口破坏另外，材料的拉伸强度、延伸率、断裂能均会影响近距爆炸下结构破口破坏的产生，但拉伸强度、延伸率与结构产生临界破裂没有归一化规律，而结构产生破口破坏所需的冲击波冲量与断裂能成正比关系，因而建议设计者可根据断裂能选择抗爆材料。
1.2.2理论解析法另外，采用理论解析法预测金属平板变形挠度中，朱锡等[25]忽略剪应变影响理论推导出了相对板厚（厚度/半宽）为0.02～0.09固支方板的应变场，并给出了固支方板临界破裂时的峰值压力，但当固支方板相对板厚较大时，该公式适用性仍有待考证何建等[26]考虑了膜应力、弯曲应力对板变形影响，给出了均布载荷下矩形面板塑性极限变形下的最大变形挠度Mostofi等[27]基于装药几何尺寸和边界条件推算面板速度分布场，不考虑弯曲应变影响，分别给出了局部载荷和均布载荷下矩形薄板的中心处变形挠度以上理论模型均是基于一定假设和载荷条件提出的，其适用性有待进一步验证从对以上金属平板对空爆载荷的防护研究进展回顾可知，空爆载荷下金属平板的破坏机理与空爆载荷特性、金属平板属性（材料、几何尺度）及边界条件等因素有关以上绝大部分研究中均选用低碳钢金属平板作为研究对象，因而，所得一些结论和建立的经验公式对于船用钢及他类金属材料的适用性有待考证因此，下一步研究工作中，可参照以上研究思路和方法，进一步开展常用船用钢在空爆载荷下毁伤特性的系统研究，这样所取得的研究成果对实际空爆载荷下舰船的毁伤特性和防护设计将更具指导意义。
2、加筋板架结构抗空爆载荷研究现状空爆载荷作用下舰船加筋板架的破坏模式及破坏过程与金属平板有较大区别，其破坏模式不仅与空爆载荷分布、边界条件有关，还受到加筋的布置型式和数量因素影响2.1破坏模式2.1.1均布载荷作用下加筋板破坏模式Nurick等[28]早期所开展的均布爆炸载荷下单根中线处加筋固支方板的实验结果表明：均布爆炸载荷下，加筋固支方板的破坏模式与金属平板类似，破坏模式仍可主要分为塑性大变形（破坏模式I）和拉伸撕裂破坏（破坏模式II）两类对于破坏模式I，面板中心变形挠度与加筋尺寸成反比关系；对于破坏模式II，当加筋较小时，边界处首先产生拉伸撕裂破坏，临界拉伸破坏冲量与加筋尺寸无关；当加筋较大时，将沿加筋产生拉伸撕裂破坏侯海量等[29]相应地开展了均布爆炸载荷下单根加筋矩形面板的数值模拟，根据加强筋相对刚度的不同，指出破坏模式I的变形模态又可细分为3种，并给出了模式I和模式II的临界失效载荷，进而可据此开展加筋板的最优抗爆设计图6均布载荷下加筋板破坏模式（I=36Ns)之后，Nurick等[30]分别就4种加筋形式（单根加筋、双根平行加筋、“十”字加筋和双“十”字形加筋）的固支方板开展了在均布爆炸载荷下的破坏效应研究，实验结果表明（如图6所示）：破坏模式I下，加筋数量和布置方式共同决定了面板的塑性大变形程度，相同均布爆炸载荷下，随着加筋数量增加，面板中心变形挠度不断减小，“十”字加筋较2根平行加筋具有更好的抗变形能力。
对于破坏模式II，由于加筋对面板的塑性变形约束作用，增强了面板刚度，因而加筋面板较未加筋面板更容易产生边界撕裂破坏上述实验中，加筋与面板均是采用一体成型的连接方式，不过无论加筋与面板是采用焊接[31]还是铆接[32,33]的连接方式，均可减弱面板的大变形程度，只不过加筋的影响效应要弱于一体成型连接方式以上研究分析了加筋数量、加筋与面板连接方式、加筋布置位置的影响，但加筋均位于背爆面一侧为此，Schleyer等[31]进一步探究了加筋分别位于面板迎爆面或背爆面及面板有无面内约束时对其变形破坏的影响，结果表明：加筋位于背爆面时面板中心挠度略大于迎爆面，无面内约束时加筋对面板的变。