管文博，楊會(huì)偉，胡建星，韓志軍，路國(guó)運(yùn)

(太原理工大學(xué) 應(yīng)用力學(xué)與生物醫(yī)學(xué)工程研究所，太原 030024)

具有良好耗能能力的薄壁半球殼廣泛應(yīng)用于各種運(yùn)載工具和壓力容器中，包括汽車(chē)車(chē)身、船體、航天器和深水工程的壓力容器等。所以對(duì)這種結(jié)構(gòu)的研究一直受到國(guó)內(nèi)外學(xué)者的廣泛關(guān)注。早在20世紀(jì)60年代有學(xué)者就開(kāi)始了薄壁半球殼的大變形研究，即典型的后屈曲問(wèn)題［1］。Updike［2］用兩個(gè)剛性板擠壓半球殼，討論了半球殼出現(xiàn)的大變形問(wèn)題。他對(duì)剛性板壓縮半球殼的準(zhǔn)靜態(tài)過(guò)程進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究和理論分析，分別討論了半球殼材料為完全彈性和理想塑性時(shí)半球殼承受的壓力和半球殼頂點(diǎn)位移的關(guān)系。提出了一個(gè)關(guān)于軸向沖擊力和變形之間關(guān)系的理論模型。這個(gè)模型只適用于變形為半徑1/10的殼體。后來(lái)又有幾位學(xué)者對(duì)此類(lèi)問(wèn)題進(jìn)行了研究，通過(guò)不同的簡(jiǎn)化方式給出了半球殼徑厚比(R/t)不同時(shí)刻壓力和位移的關(guān)系。Kinkead等［3］考慮了應(yīng)變強(qiáng)化效應(yīng)對(duì)R/t為8到32的半球殼進(jìn)行了理論分析和準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)研究比對(duì)。Gupta等［4］通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究和理論研究，對(duì)半球殼的準(zhǔn)靜態(tài)壓縮和動(dòng)態(tài)沖擊下的力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了分析，試驗(yàn)中測(cè)量了滾動(dòng)塑性鉸的半徑然后根據(jù)能量吸收理論得到了理論模型。寧建國(guó)等［5－9］研究了球形薄殼在子彈撞擊作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，并給出了簡(jiǎn)化分析方法。以上的研究只涉及單層薄壁半球殼的變形形式和能量吸收，路國(guó)運(yùn)等［10］就沖擊作用下夾層充液薄壁半球殼組合結(jié)構(gòu)的動(dòng)力響應(yīng)做了實(shí)驗(yàn)分析，研究了充液半球殼內(nèi)部液體和殼的組合作用，發(fā)現(xiàn)在沖擊作用下，充液半球殼的動(dòng)力響應(yīng)過(guò)程可分為四個(gè)階段:沖擊點(diǎn)處的扁平化;殼面凹陷形成塑性鉸;沖頭對(duì)塑性棱區(qū)的壓平以及彈性恢復(fù)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示充液半球殼的耐撞性較單層薄壁半球殼有了很大程度上提高。

本文通過(guò)數(shù)值模擬比較了一定沖擊強(qiáng)度下三種殼結(jié)構(gòu)的變形和能量吸收情況。數(shù)值模擬按殼結(jié)構(gòu)形式分為單層內(nèi)空(empty)、單層充液(single)和雙層充液(double)不銹鋼半球殼三組。數(shù)值模擬運(yùn)用有限元分析軟件ANSYS和LS－DYNA。通過(guò)數(shù)值模擬得到了三種半球殼結(jié)構(gòu)的變形輪廓圖和能量吸收以及外殼頂點(diǎn)位移曲線(xiàn)，比較了相同沖擊作用下的殼的吸能和變形大小。

1 實(shí)驗(yàn)裝置及試件參數(shù)

沖擊實(shí)驗(yàn)是在DHR9401型落錘上實(shí)現(xiàn)的，該試驗(yàn)機(jī)總高度為13.47 m，有效落距12.6 m，沖擊實(shí)驗(yàn)中能量耗散極小，錘體下落平穩(wěn)，動(dòng)力重復(fù)性好，沖擊速度誤差小于0.2%。圖1給出了整個(gè)實(shí)驗(yàn)裝置的示意及現(xiàn)場(chǎng)照片，圖2給出了夾具示意圖，實(shí)驗(yàn)所用試件為沖壓成形的不銹鋼半球殼，實(shí)驗(yàn)采用SUMSCMT5105A微機(jī)控制電子萬(wàn)能實(shí)驗(yàn)機(jī)及YJW－8型數(shù)字靜態(tài)電阻應(yīng)變儀對(duì)不銹鋼半球殼進(jìn)行力學(xué)性能測(cè)定，其屈服強(qiáng)度為675 MPa，彈性模量為了209 GPa。實(shí)驗(yàn)共分三組6個(gè)試件，分別研究了單層內(nèi)空、單層充液體和雙層充液情況下受質(zhì)量塊沖擊時(shí)半球殼的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，質(zhì)量塊沖頭為半徑為43 mm的圓柱。由標(biāo)準(zhǔn)簡(jiǎn)單拉伸實(shí)驗(yàn)獲得材料的力學(xué)性能如表1。其中，屈服極限σ0，彈性模量E，剪切模量 Et，泊松比 ν。

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.1 Schematic arrangement for the impact test

圖2 半球殼專(zhuān)用夾具示意圖Fig.2 Schematic diagram of chucking appliance setup of three kinds of shells

表1 不銹鋼材料性能Tab.1 Material property of stainless steel

表2 實(shí)驗(yàn)測(cè)試條件Tab.2 The experimental test conditions

試件的幾何尺寸、落錘的質(zhì)量和落錘高度如表2，其中外殼半徑為R，外殼厚度為T(mén)，內(nèi)殼半徑為r，內(nèi)殼厚度為t，落錘質(zhì)量為M，落錘高度為H，試件L1、L2為單層內(nèi)空半球殼，L3、L4為單層充液半球殼，L5、L6為雙層充液半球殼。

2 數(shù)值模擬

2.1 有限元模型建立

圖3 有限元模型Fig.3 Finite element mode

圖4 給出了實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的單層內(nèi)空半球殼及雙層夾層充液半球殼的接觸力－變形曲線(xiàn)對(duì)比，由圖可知單層內(nèi)空半球殼及夾層充液半球殼的模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果基本吻合，由文獻(xiàn)［11］中的討論可知文中采用的模擬充液半球殼的方法是合理的，說(shuō)明這一數(shù)值模型可以用來(lái)進(jìn)行參數(shù)化分析與研究。

圖4 實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果比較Fig.4 Comparison of experimental and numerial results

2.2 結(jié)構(gòu)變形形式的比較

圖5 (a)、(b)給出了數(shù)值模擬落錘沖擊兩種尺寸的單層內(nèi)空半球殼的橫截面變形過(guò)程，圖中“底部”表示殼的最大變形狀態(tài)。由圖可以發(fā)現(xiàn)在落錘沖擊下兩種單層內(nèi)空半球殼頂部均產(chǎn)生了軸對(duì)稱(chēng)向內(nèi)凹陷，在“棱區(qū)”附近產(chǎn)生了滾動(dòng)塑性鉸，“棱區(qū)”相對(duì)狹窄，“棱區(qū)”邊緣處并未發(fā)生大的環(huán)向變形，整個(gè)橫截面沒(méi)有向外擴(kuò)展且與變形前截面吻合較好。在整個(gè)壓縮過(guò)程結(jié)束后殼體凹陷區(qū)域發(fā)生了微小的回彈。圖5(c)、(d)是數(shù)值模擬落錘沖擊兩種尺寸的單層內(nèi)空半球殼截面凹陷區(qū)域?qū)ΨQ(chēng)翻轉(zhuǎn)圖，由圖可知除“棱區(qū)”附近的點(diǎn)，其他點(diǎn)，向內(nèi)凹陷區(qū)域?qū)ΨQ(chēng)翻轉(zhuǎn)以后與變形前吻合較好，綜合四圖可以認(rèn)為單層內(nèi)空半球殼除“棱區(qū)”附近的頂點(diǎn)向內(nèi)凹陷區(qū)域符合鏡面反射假設(shè)。由于徑厚比較小半徑R=90 mm的內(nèi)空半球殼的抗力比半徑R=80 mm的半球殼大，因此凹陷深度較小，但是變形過(guò)程和輪廓變形情況都與半徑R=80 mm的內(nèi)空半球殼相同。圖5(e)、(f)、(g)、(h)分別給出了數(shù)值模擬落錘沖擊兩種尺寸的單層充液和雙層充液半球殼的橫截面變形過(guò)程。由圖可知充液半球殼在沖擊初始時(shí)刻，同樣存在著向內(nèi)鏡面凹陷階段(inward dimpling)，不過(guò)凹陷深度較單層內(nèi)空半球殼小，凹陷區(qū)域仍然近似滿(mǎn)足鏡面反射假設(shè)，向內(nèi)凹陷階段橫截面輪廓沒(méi)有發(fā)生向外擴(kuò)展，該階段之后并沒(méi)有繼續(xù)按鏡面反射形式繼續(xù)向內(nèi)凹陷而是落錘將“棱區(qū)”與凹陷頂點(diǎn)之間部分壓平，隨著壓縮深度的增加壓平區(qū)域由“棱區(qū)”向凹陷頂點(diǎn)方向擴(kuò)展，在壓縮過(guò)程中殼體“棱區(qū)”處橫截面出現(xiàn)了明顯的向外擴(kuò)展，待壓縮至最低點(diǎn)后，殼體頂部開(kāi)始發(fā)生明顯的回彈而且殼體原凹陷區(qū)域在最終變形時(shí)的曲率與初始狀態(tài)殼的曲率同號(hào)，同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)回彈階段橫截面的環(huán)向沒(méi)有發(fā)生回彈。同樣的變形過(guò)程出現(xiàn)在了半徑為90 mm的充液半球殼中，但是由于R=90 mm的充液半球殼的抗力更大所以向內(nèi)壓縮深度較小，環(huán)向變形不明顯。由此可以把落錘沖擊充液半球殼的變形過(guò)程分為三個(gè)階段:第一階段，在沖擊作用下殼體向內(nèi)凹陷;第二階段，落錘將“棱區(qū)”與凹陷頂點(diǎn)之間部分壓平，同時(shí)伴隨著“棱區(qū)”處橫截面環(huán)向的向外擴(kuò)展;第三階段，殼體頂部發(fā)生明顯回彈，但是“棱區(qū)”處橫截面向外擴(kuò)展部分沒(méi)有發(fā)生回彈。

造成充液殼體與內(nèi)空殼體變形過(guò)程差別的原因在于內(nèi)空殼體在落錘沖擊作用下只是依靠幾何特點(diǎn)和材料性能抵抗沖擊。相比較而言，充液殼體在落錘沖擊作用下不單依靠自身幾何特點(diǎn)和材料性能更重要的是水和殼的組合作用抵抗沖擊。在單層充液殼體受到落錘沖擊時(shí)發(fā)生了向內(nèi)凹陷內(nèi)部體積減小，液體受壓產(chǎn)生水壓力，水將壓力均勻的分散到殼壁上這也就導(dǎo)致了“棱區(qū)”處橫截面出現(xiàn)向外擴(kuò)展，在水壓力和落錘的共同作用下使得“棱區(qū)”與凹陷頂點(diǎn)之間的部分被壓平。與單層充液殼體相比不同的是雙層充液殼體中水壓力同時(shí)會(huì)分散到內(nèi)殼壁，同時(shí)雙層充液殼體在較好的抵抗落錘沖擊的同時(shí)可以在內(nèi)部提供安全空間，但是可以想象雖然水起到了分壓的作用但是如果沖擊強(qiáng)度足夠大導(dǎo)致外殼對(duì)水產(chǎn)生了足夠大的壓力的話(huà)，水傳遞給內(nèi)殼的壓力也會(huì)達(dá)到內(nèi)殼的破壞應(yīng)力，同樣會(huì)導(dǎo)致內(nèi)殼壓潰，這個(gè)強(qiáng)度我們定義為雙層充液半球殼的容許強(qiáng)度。對(duì)于一種雙層充液半球殼的容許強(qiáng)度我們?nèi)孕杼接憽Ｓ?jì)算還比較了充液殼體不同點(diǎn)處液體壓力時(shí)程曲線(xiàn)，發(fā)現(xiàn)不同點(diǎn)處的水的壓力時(shí)程曲線(xiàn)基本相同，因此可以認(rèn)為壓力在沖擊發(fā)生時(shí)壓力處處相等，不必考慮壓力梯度問(wèn)題。

圖5 數(shù)值模擬下不同時(shí)刻單層內(nèi)空、充液結(jié)構(gòu)的變形圖Fig.5 Deformation modes of single empty spherical and liquid-filled spherical shells

2.3 能量吸收的比較

由三種殼結(jié)構(gòu)變形圖可知，在本文的沖擊強(qiáng)度下充液半球殼在抵抗沖擊時(shí)具有更大優(yōu)勢(shì)，在實(shí)際應(yīng)用中需要對(duì)結(jié)構(gòu)的能量吸收情況進(jìn)行詳細(xì)分析。圖6給出了試件 L1，L2，L3，L4，L5，L6數(shù)值模擬中外殼的能量吸收曲線(xiàn)。

由圖6可知在沖擊過(guò)程中外殼吸收了大部分能量，其中單層內(nèi)空半球殼吸收的能量約為537 J，約占沖擊總能量的99.81%，單層充液半球殼和雙層充液半球殼外殼吸收的能量約為460－470 J，約占沖擊總能量的85.5% －87.36%。就外層殼吸能來(lái)看，單層內(nèi)空半球殼吸收的能量要比單層充液半球殼和雙層充液半球殼外殼吸能多，這是由于殼體的吸能主要靠變形過(guò)程中形成的滾動(dòng)塑性鉸。單層內(nèi)空半球殼受到?jīng)_擊時(shí)殼體發(fā)生塑性變形形成“棱區(qū)”，而且“棱區(qū)”隨著頂部向內(nèi)凹陷不斷向外擴(kuò)展形成了滾動(dòng)塑性鉸。在這個(gè)過(guò)程中滾動(dòng)塑性鉸的“滾動(dòng)”吸收了大量的能量;相比之下，由于水的存在阻礙了充液半球殼外殼塑性鉸的“滾動(dòng)”，使得結(jié)構(gòu)更剛從而變形吸能變小，所以在相同的沖擊條件下單層內(nèi)空半球殼吸收的能量比充液半球殼外殼吸收的能量多而兩種充液半球殼的外殼吸收的能量值相近。這是由于兩種充液半球殼外殼的變形模態(tài)相似，在產(chǎn)生塑性鉸后由于水的存在把塑性鉸壓平導(dǎo)致“棱區(qū)”范圍擴(kuò)大，相似的變形模態(tài)決定了它們吸收能量值接近;單層內(nèi)空半球殼的彈性恢復(fù)能量值為11－18 J，充液半球殼外殼的彈性恢復(fù)能量為29－33 J，從彈性恢復(fù)能量的角度看充液半球殼外殼彈性恢復(fù)能量比單層內(nèi)空半球殼大。

圖6 三種殼的外殼的變形能Fig.6 Internal energy of outer shell

圖7 充液半球殼水的耗能Fig.7 Energy absorption of water in double-layer liquid-filled spherical shell

圖8 三種殼外殼頂點(diǎn)位移Fig.8 Vertex displacement of three kinds of spherical shell

圖7 所示為充液半球殼中水的能量吸收曲線(xiàn)，可以發(fā)現(xiàn)充液半球殼中水吸收的能量在53－78 J之間。此外，數(shù)值模擬結(jié)果顯示雙層充液半球殼內(nèi)殼能量吸收最大值在11－13 J之間，與外殼相比很小，基本處于彈性變形能的范圍，可以忽略不計(jì)。當(dāng)然如果沖擊能量足夠大，則很有可能使得內(nèi)殼發(fā)生垮塌。結(jié)合圖6、7可以發(fā)現(xiàn)外殼吸收的能量為460－470 J之間，充液半球殼所吸收的能量即水與外殼吸收能量之和與單層空半球殼吸收的能量相同;同理兩種充液半球殼吸收總能量也是相同的;就兩種充液半球殼中水吸能來(lái)看雙層充液半球殼吸收能量值更大。

潿洲島的開(kāi)發(fā)開(kāi)放必須積極融入“一帶一路”和北部灣城市群建設(shè)，發(fā)揮廣西面向東南亞、背靠大西南，毗鄰粵港澳的優(yōu)勢(shì)，拓展開(kāi)發(fā)開(kāi)放空間，做到南向、北連、東融、西合，實(shí)現(xiàn)“四維”支撐、“四沿”聯(lián)動(dòng)。

2.4 殼的頂點(diǎn)位移比較

在一些實(shí)際應(yīng)用中不僅要求結(jié)構(gòu)吸能大，還要求在吸能過(guò)程中行程較小。為此我們分析了三種殼結(jié)構(gòu)外殼頂點(diǎn)位移。圖8給出了單層內(nèi)空半球殼、單充液半球殼和雙層充液半球殼外殼的頂點(diǎn)位移曲線(xiàn)。

由圖8可知，在本文的沖擊強(qiáng)度下，單層內(nèi)空半球殼頂點(diǎn)位移約是充液半球殼的外殼頂點(diǎn)位移的2.18和2.92倍，充液半球殼外殼的回彈位移是頂點(diǎn)最大位移的33.33% －36.36%，單層內(nèi)空半球殼回彈位移是頂點(diǎn)最大位移的2.86% －4.17%。這是由于水的小壓縮性從而將頂部受到的壓力分配給了球殼壁，使頂端的力分散到整個(gè)球殼上，從而優(yōu)化了殼結(jié)構(gòu)的承載方式。在雙層充液半球殼中的水的作用不單是將力分散給外層球殼更主要的作用是將頂端受到的力均勻的傳遞給了內(nèi)層殼。相比之下，單層內(nèi)空半球殼僅靠球殼本身材料的力學(xué)性能以及殼結(jié)構(gòu)的幾何特點(diǎn)承載。由此可見(jiàn)單層內(nèi)空半球殼抗沖擊能力相對(duì)較弱。

就外層殼頂點(diǎn)位移來(lái)考慮的話(huà)單層充液半球殼與雙層充液半球殼的性能相似，但對(duì)于雙層充液半球殼我們需考察內(nèi)殼的變形情況。圖9所示為雙層充液半球殼內(nèi)殼頂點(diǎn)的位移曲線(xiàn)。

綜合圖8、9可知，在相同沖擊作用下雙層充液半球殼的內(nèi)殼頂點(diǎn)最大位移約為外殼頂點(diǎn)最大位移1%，是內(nèi)殼半徑的0.18%，且彈性恢復(fù)超過(guò)55%，因此可以認(rèn)為內(nèi)殼的變形是微小的。這是由于外殼受到?jīng)_擊發(fā)生變形導(dǎo)致夾層體積減小，夾層液體受壓，夾層液體的流體特性將頂部沖擊載荷轉(zhuǎn)化為液體壓力進(jìn)而向內(nèi)外殼體及基座傳遞載荷，同時(shí)起到分散作用力并將載荷均勻分布在內(nèi)殼的作用，這樣就減小了內(nèi)殼發(fā)生局部變形的幾率，提供了安全空間?？梢韵胂箅m然水起到了分壓的作用但是如果沖擊強(qiáng)度足夠大導(dǎo)致外殼對(duì)水產(chǎn)生了足夠大的壓力的話(huà)，水傳遞給內(nèi)殼的壓力也會(huì)達(dá)到內(nèi)殼的破壞應(yīng)力，同樣會(huì)導(dǎo)致內(nèi)殼壓潰，這個(gè)強(qiáng)度我們定義為雙層充液半球殼的容許強(qiáng)度。對(duì)于一種雙層充液半球殼的容許強(qiáng)度我們?nèi)孕杼接憽?/p>

2.5 半球殼的能量吸收性能評(píng)價(jià)指標(biāo)

可以通過(guò)比較結(jié)構(gòu)的比吸能和壓縮力效率評(píng)價(jià)結(jié)構(gòu)能量吸收性能，這兩種指標(biāo)是研究人員最常用的指標(biāo)［12］。在提高汽車(chē)抗撞性方面的一個(gè)重要途徑就是采用比吸能較高的結(jié)構(gòu)和材料作為碰撞能量耗散裝置［13］。本文中對(duì)單層充液半球殼和雙層充液半球殼的能量吸收性能進(jìn)行對(duì)比分析。

圖9 雙層充液半球殼內(nèi)層殼位移圖Fig.9 Vertex displacement of inner shell

圖10 三種殼結(jié)構(gòu)SEA和CFE柱狀圖Fig.10 SEA and CFE histogram of three kinds of shell

當(dāng)充液半球殼受沖擊載荷作用時(shí)，平均載荷Pm由下式給出:

其中P為充液半球殼在某時(shí)刻的沖擊載荷，為該時(shí)刻沖擊載荷所對(duì)應(yīng)的位移值，δt為外殼的最后壓縮距離，E為總吸能。

比吸能(SEA)是指單位質(zhì)量的能量吸收，由下式給出:

其中E為總吸能，m為對(duì)應(yīng)模型的質(zhì)量。

壓縮力效率(CFE)為平均載荷Pm與初始峰值載荷Pmax的比值，它是評(píng)價(jià)載荷一致性的指標(biāo)，表達(dá)式如下

壓縮力效率越大，其吸能效果最佳，理想狀態(tài)的吸能結(jié)構(gòu)壓縮效率是100%。

圖10(a)所示為相同的沖擊條件下三種殼結(jié)構(gòu)比吸能和壓縮力效率的柱狀圖，由圖可知單層內(nèi)空半球殼的比吸能的指標(biāo)優(yōu)于其他兩種半球殼但是其他兩種半球殼的壓縮力效率指標(biāo)優(yōu)于內(nèi)空半球殼，所以無(wú)法明確吸能效果最佳的結(jié)構(gòu)。圖10(b)所示為具有相同最大頂點(diǎn)位移的三種殼結(jié)構(gòu)比吸能和壓縮力效率柱狀圖。由圖10(b)中SEA柱狀所示，外徑R=80 mm的單層充液半球殼較R=80 mm雙層充液半球殼的比吸能提高了30.58%，外徑R=80 mm的雙層充液半球殼較R=80 mm內(nèi)空半球殼的比吸能提高了100.43%，外徑R=90 mm的單層充液半球殼較R=90 mm雙層充液半球殼的比吸能提高了22.26%，外徑R=90 mm的雙層充液半球殼較R=90 mm內(nèi)空半球殼的比吸能提高了52.65%，R=80 mm的雙層充液半球殼較R=90 mm的雙層充液半球殼的比吸能提高了70.08%。由于比吸能的定義是吸收的總能量與質(zhì)量的比值，考慮到經(jīng)濟(jì)因素，充液半球殼中水的質(zhì)量忽略不計(jì)，且上述殼結(jié)構(gòu)吸收的總能量的值近似，所以該結(jié)構(gòu)比吸能的最大影響因素為質(zhì)量m，相比之下單層充液半球殼的質(zhì)量較相同幾何尺寸的另兩種半球殼質(zhì)量小。

由圖10(b)中CFE柱狀可知，外徑R=80 mm的雙層充液較R=80 mm單層充液半球殼的壓縮力效率提高了3.62%，外徑R=80 mm的雙層充液較R=80 mm內(nèi)空半球殼的壓縮力效率提高了66.84%，外徑R=90 mm的雙層充液較R=90 mm單層充液半球殼的壓縮力效率提高了54.55%，外徑R=90 mm的雙層充液較R=90 mm內(nèi)空半球殼的壓縮力效率提高了36.50%，R=80 mm的雙層充液半球殼較R=90 mm的雙層充液半球殼的壓縮力效率提高了17.47%。由于壓縮力效率是平均荷載與峰值應(yīng)力的比值。相比之下，相同尺寸的雙層充液半球殼的壓縮力效率比另外兩種半球殼大。

綜合圖10(a)、(b)所示SEA柱狀圖和CFE柱狀可知，在考慮經(jīng)濟(jì)因素后充液半球殼相比內(nèi)空半球殼兩項(xiàng)指標(biāo)占優(yōu)，所以認(rèn)為充液半球殼吸能效果更好。盡管單層充液半球殼的吸能指標(biāo)與雙層充液半球殼相近，但雙層充液半球殼可以提供內(nèi)部防護(hù)空間，在實(shí)際應(yīng)用中要優(yōu)于單層充液半球殼。此外，在本文沖擊作用下R=80 mm的單層充液半球殼吸能效果比外殼半徑為R=90 mm的雙層充液半球殼的吸能效果好，因此外殼半徑R=80 mm的雙層充液半球殼吸能效果最佳。

綜上所述，在能量吸收方面單層內(nèi)空半球殼、單層充液半球殼和雙層充液半球殼相差無(wú)幾，但是單層內(nèi)空半球殼頂點(diǎn)位移比單層充液半球殼和雙層充液半球殼大;單層充液半球殼和雙層充液半球殼的能量吸收值相近，外層殼的頂點(diǎn)位移基本相等但是雙層充液半球殼吸能效果較好、內(nèi)層殼頂點(diǎn)位移微小所以雙層充液半球殼既具有更好的抗沖擊能力又可以提供安全的內(nèi)部空間，是一種可靠的防護(hù)結(jié)構(gòu)。

3 結(jié)論

采用ANSYS和LS－DYNA軟件、DHR9401型落錘對(duì)單層內(nèi)空、單層充液和雙層充液不銹鋼半球殼的變形和能量吸收進(jìn)行了數(shù)值模擬，得到如下結(jié)論:

(1)充液半球殼的變形模態(tài)包括向內(nèi)凹陷，壓平，回彈。其“棱區(qū)”處輪廓有明顯的向外擴(kuò)展，向內(nèi)凹陷出現(xiàn)明顯的回彈。這樣的變形模態(tài)下充液半球殼的外層殼變形較小，在水的參與下結(jié)構(gòu)吸收的能量與發(fā)生較大變形的單層內(nèi)空半球殼相同。

(2)兩種充液半球殼的外層殼頂點(diǎn)位移大小相同。但是與單層內(nèi)空半球殼和單層充液半球殼相比，由于水起到分散作用力及將載荷均勻傳遞給內(nèi)殼的作用從而減小了內(nèi)殼發(fā)生的局部變形的幾率，內(nèi)殼的頂點(diǎn)位移微小。

(3)三種半球殼在本文所給沖擊作用下吸收的能量相同，但是外殼半徑為80的雙層充液半球殼的吸能效果要比另外兩種半球殼好。

正是由于上述原因，雙層充液半球殼在實(shí)際應(yīng)用中既擁有可靠的抗沖擊能力，同時(shí)又提供了安全的內(nèi)部空間，可作為抗沖擊安全防護(hù)的一種結(jié)構(gòu)形式。

半球殼的動(dòng)力響應(yīng)，尤其是流/固耦合作用下充液半球殼在強(qiáng)沖擊作用下的破壞是一個(gè)非常復(fù)雜的問(wèn)題，對(duì)于充液半球殼中液體作用的研究還需細(xì)化;需對(duì)雙層充液殼結(jié)構(gòu)的充液層進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)，找到一個(gè)既可以承受較大載荷又可以減少充液層厚度或質(zhì)量的雙層充液殼結(jié)構(gòu);還需對(duì)不同幾何參數(shù)、不同沖擊強(qiáng)度的充液半球殼進(jìn)行研究，找到不同尺寸與容許強(qiáng)度的關(guān)系;對(duì)于充液半球殼的理論分析還有待于進(jìn)一步研究;目前的研究還不能滿(mǎn)足工程需要，還需結(jié)合具體問(wèn)題進(jìn)行研究。

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