李海龍, 王 博, 丁 松, 張之凡

沖擊波和侵徹體聯(lián)合作用下聚脲涂層防護(hù)機(jī)理研究

李海龍1, 王 博2, 丁 松3, 張之凡1,4*

(1. 大連理工大學(xué) 船舶工程學(xué)院, 遼寧 大連, 116024; 2. 中國船舶集團(tuán)有限公司 第703研究所, 黑龍江 哈爾濱, 150078; 3. 中國艦船研究院, 北京, 100101; 4. 北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京, 100081)

隨著聚能戰(zhàn)斗部在水中兵器的廣泛應(yīng)用, 開展防護(hù)材料的抗沖擊抗侵徹性能研究具有重要意義。文中利用AUTODYN有限元軟件建立聚能裝藥水下爆炸模型, 對(duì)聚脲防護(hù)材料的抗沖擊抗侵徹性能展開研究。根據(jù)面密度理論, 討論了聚脲涂層處于不同位置時(shí)的防護(hù)效果, 對(duì)破口、撓度、吸能和降速等結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析, 給出了聚脲涂層的最優(yōu)涂敷位置。在此基礎(chǔ)上, 對(duì)鋼板/聚脲/鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化, 結(jié)果表明：聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果并沒有隨著聚脲涂層厚度的增加而提高, 通過對(duì)比分析給出了鋼板/聚脲/鋼板的最佳比例為2/10/2。文中研究可為艦船防護(hù)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)和數(shù)值支撐。

水中兵器; 聚能戰(zhàn)斗部; 水下爆炸; 沖擊波; 聚脲; 防護(hù)機(jī)理

0 引言

聚能戰(zhàn)斗部在水下爆炸過程中產(chǎn)生的強(qiáng)間斷沖擊波和高速聚能侵徹體會(huì)對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重的毀傷效果。同時(shí), 隨著艦船防護(hù)材料的不斷發(fā)展[1-4], 聚脲材料因具有成本低、質(zhì)量輕、高韌性、吸附性強(qiáng)且吸收沖擊能效果明顯等優(yōu)點(diǎn), 越來越廣泛地被應(yīng)用于艦船防護(hù)領(lǐng)域。

針對(duì)空中和水下爆炸沖擊作用下聚脲材料的防護(hù)機(jī)理, 王小偉等[5]研究了鋼板/聚脲/鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu), 討論了不同夾層厚度情況下聚脲材料的吸波性能; 代利輝等[6]討論了在不同涂層位置和厚度情況下鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)板的防護(hù)效果, 可知聚脲涂層的復(fù)合板可有效減少?zèng)_擊后鋼板的毀傷變形程度; 趙延杰等[7]討論了水下爆炸聚脲處于不同位置時(shí)的防護(hù)效果, 表明當(dāng)鋼板背爆面涂覆厚度為倍鋼板厚度的涂層時(shí), 復(fù)合板抗爆能力大約提升×10%; 甘云丹等[8]研究了在水下爆炸載荷作用下聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及抗爆能力, 驗(yàn)證了聚脲涂層對(duì)鋼板抗爆性能的增強(qiáng)作用。不論是空中爆炸還是水下爆炸, 大量研究成果證明了聚脲復(fù)合材料在防爆方面的優(yōu)異性。

針對(duì)聚脲材料的抗侵徹性能, Xue等[9]討論了平彈頭和尖彈頭在200～500 m/s速度沖擊下對(duì)裸鋼板和聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞模式; Liu等[10]研究了初始沖擊速度為300～1100 m/s的彈體對(duì)聚脲涂層和夾層板在不同厚度下的抗穿透性能, 得出聚脲夾層板的彈性密度和能量吸收率總是大于其他橡膠夾層板; 趙鵬鐸等[11]以玻纖-芳綸的復(fù)合材料板為底材, 進(jìn)行了500～600 m/s的初始沖擊速度下對(duì)不同位置涂覆聚脲涂層的抗侵徹試驗(yàn);很多學(xué)者[12-16]討論了不同沖擊速度和不同復(fù)合結(jié)構(gòu)下聚脲對(duì)結(jié)構(gòu)抗侵徹性能的影響, 結(jié)果表明聚脲具有優(yōu)異的防護(hù)性能。但對(duì)于高速?zèng)_擊情況下[17]聚脲的防護(hù)研究尚不充分, 對(duì)聚脲鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能防護(hù)效果有待進(jìn)一步研究。

國內(nèi)外學(xué)者對(duì)聚脲材料的抗爆和抗侵徹性能開展了大量研究, 但針對(duì)水下爆炸強(qiáng)間斷沖擊波和高速聚能侵徹體聯(lián)合作用下聚脲對(duì)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理研究尚不充分。文中基于面密度理論, 討論了聚脲涂層處于不同位置時(shí)的防護(hù)效果, 并且對(duì)不同情況的破口、撓度、吸能和降速大小4個(gè)方面進(jìn)行了對(duì)比分析, 給出了面密度相等下聚脲涂層的最優(yōu)位置。在此基礎(chǔ)上, 對(duì)鋼板/聚脲/鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化, 結(jié)果表明: 防護(hù)效果并不是隨著聚脲涂層厚度的增加而提高, 并給出了鋼板/聚脲/鋼板最佳比例為2/10/2。

1 基本理論

1.1 設(shè)計(jì)和評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)

1) 面密度

為探究聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能, 采用二維軸對(duì)稱算法對(duì)聚脲夾層靶板的抗侵徹性能進(jìn)行研究?；贏UTODYN-2D軸對(duì)稱算法, 分別對(duì)聚脲涂覆靶板和純Q235鋼板進(jìn)行對(duì)比計(jì)算。為計(jì)算多層靶板結(jié)構(gòu), 建立面密度計(jì)算公式[18]

2) 破口比率和撓度比率

定義無綱量化參數(shù)破口比率

撓度比率

式中:1為鋼板破口大小;為裝藥直徑;2為背板撓度;target為靶板總厚度。破口比率和撓度比率越小, 防護(hù)性能越好。

3) 吸能比率

利用靶板的吸能比率表征夾層板的吸能特性[19](越大, 夾層板吸能特性越好), 即

4) 單位面密度的速度降

采用單位面密度的速度降來表征結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能[20], 即

1.2 數(shù)值理論

文中采用耦合歐拉-拉格朗日法(coupled Eulerian-Lagrangian, CEL)方法(該方法在模擬聚脲材料的抗爆抗侵徹性能方面的可靠性已得到試驗(yàn)驗(yàn)證[16])。

1.2.1 狀態(tài)方程

1) 水狀態(tài)方程

水采用Shock狀態(tài)方程, 表達(dá)式為[21]

式中:U為沖擊波速度;為質(zhì)點(diǎn)速度;0,1和2為常數(shù),0=1 647 m/s,1=1.921, S=0。

2) 空氣狀態(tài)方程

空氣采用Ideal Gas方程, 表達(dá)式為[21]

3) 炸藥狀態(tài)方程

炸藥采用JWL方程, 表達(dá)式為[21]

裝藥HMX的JWL方程主要參數(shù)見表1, 表中材料參數(shù)均來源于AUTODYN材料庫[21]。

表1 HMX的JWL方程主要參數(shù)

1.2.2 材料模型

1) Q235鋼和藥型罩材料模型

鋼選用Q235鋼, 建立材料模型時(shí)先從軟件的材料庫中選擇基礎(chǔ)材料4340鋼, 再在其基礎(chǔ)上進(jìn)行適當(dāng)調(diào)整。金屬藥型罩在材料庫中選擇基礎(chǔ)材料高導(dǎo)無氧銅(CU-OFHC)。材料模型均為Linear狀態(tài)方程和Johnson-Cook(J-C)強(qiáng)度模型構(gòu)成。Johnson-Cook強(qiáng)度模型非常適合模擬高溫度下金屬材料因急速撞擊或爆炸沖擊引起的強(qiáng)度極限及失效過程。它也是基于大量實(shí)驗(yàn)推導(dǎo)確定的, 表達(dá)式為[21]

表2 Q235鋼和CU-OFHC的J-C模型主要參數(shù)

2) 聚脲彈性體參數(shù)

聚脲彈性體是應(yīng)變率效應(yīng)非常明顯的高分子材料。因聚脲彈性體與橡膠的材料性能比較接近, 故建立聚脲材料模型時(shí)先從軟件的材料庫中選擇基礎(chǔ)材料橡膠, 再在其基礎(chǔ)上修改材料參數(shù)。材料模型采用Hyperelastic 狀態(tài)方程和兩參數(shù)的Mooney-Rivlin 強(qiáng)度模型表達(dá), 以此描述非線性的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系。Mooney-Rivlin模型是用于形容彈性大變形的本構(gòu)模型, 用以下多項(xiàng)式來表達(dá)[21]

式中: 因變量為應(yīng)變能密度;10和01是2個(gè)重要參數(shù);1、2為Green應(yīng)變不變量。

參照SPUA-409型聚脲材料[16], 材料參數(shù)中的各個(gè)變量見表3。失效標(biāo)準(zhǔn)選擇最大主應(yīng)力失效, 即最大主應(yīng)力高于輸入的臨界值后結(jié)構(gòu)發(fā)生失效, 臨界值設(shè)置為250 MPa[16]。

表3 聚脲主要參數(shù)

2 數(shù)值模型及分析

2.1 數(shù)值模型

為了研究聚脲涂層對(duì)高速侵徹體的防護(hù)性能, 首先建立聚能裝藥近場水下爆炸二維軸對(duì)稱模型, 其次依據(jù)現(xiàn)代魚雷的設(shè)計(jì)現(xiàn)狀, 選取空氣域長度為3倍裝藥半徑, 以確保聚能侵徹體在空穴中完全成型, 隨后建立數(shù)值仿真模型, 以Q235鋼板為例, 如圖1所示。圖中, 裝藥高度=40 mm, 裝藥半徑=10 mm, 藥型罩材料為紫銅, 采用變壁厚設(shè)計(jì), 內(nèi)徑圓心為(67.0, 0.0), 內(nèi)徑長度= 12.2 mm, 外徑圓心為(70.18, 0.0), 外徑長度= 13.99 mm, 爆心位置為(20.0, 0.0), 計(jì)算水域尺寸為200 mm×150 mm, 炸高=45 mm, 靶板背部為空氣。為了避免沖擊波到達(dá)邊界后發(fā)生反射, 在流場邊界施加流出邊界; 為約束靶板, 對(duì)其施加剛固邊界, 網(wǎng)格大小在收斂性分析后確定。

圖1 數(shù)值仿真模型

為驗(yàn)證聚脲涂層優(yōu)異的抗侵徹性能, 研究敷設(shè)位置對(duì)聚脲涂層防護(hù)效果的影響, 選取5 mm Q235鋼板為基準(zhǔn)工況, 根據(jù)1.1節(jié)中面密度理論, 將面密度相等的鋼板和聚脲鋼板夾層的計(jì)算結(jié)果作為參考量。為了得到最優(yōu)的涂敷位置, 設(shè)置了如表4所示的不同工況。

表4 聚脲涂層處于不同位置的工況

2.2 收斂性分析

文中選取純空氣中聚能裝藥近場爆炸時(shí)的工況進(jìn)行收斂性分析, 得到侵徹體頭部速度V隨網(wǎng)格數(shù)量的變化曲線如圖2所示。綜合考慮計(jì)算精度和計(jì)算效率, 選取流體網(wǎng)格尺寸為0.2 mm×0.2 mm。靶板網(wǎng)格同樣采用0.2 mm×0.2 mm的網(wǎng)格, 避免耦合界面處出現(xiàn)問題。

圖2 不同網(wǎng)格尺寸下聚能侵徹體頭部速度曲線

3 聚脲對(duì)結(jié)構(gòu)抗爆抗侵徹性能的影響

依據(jù)面密度設(shè)計(jì)理論, 設(shè)計(jì)了6種工況對(duì)聚脲涂層的抗爆抗沖擊性能進(jìn)行評(píng)估, 從中選取防護(hù)效果最佳的模型。根據(jù)仿真數(shù)據(jù), 可知藥型罩的質(zhì)量=2.7 g, 規(guī)定初始撞擊速度0=1 500 m/s, 屬于高速?zèng)_擊(大于1 300 m/s)[17]。另外, 在= 0.065 ms時(shí)刻, 沖擊波和侵徹體已經(jīng)完全作用結(jié)束, 故選定此刻作為破口、撓度、吸能和聚能侵徹體降速的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn), 隨后進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)得到最佳模型。

3.1 聚能裝藥水下爆炸載荷分析

聚能裝藥水下爆炸的前期能量輸出載荷主要包括侵徹體的動(dòng)能和沖擊波能, 因此靶板的防護(hù)主要關(guān)注其抗侵徹和抗沖擊波的性能, 文中主要研究聚能裝藥水下爆炸在成型及侵徹過程中聚能侵徹體的動(dòng)能載荷和沖擊波載荷特性。

3.1.1 聚能侵徹體成型過程

對(duì)聚能侵徹體成型和載荷輸出進(jìn)行分析。由于不同工況下的炸高相同, 因此, 在聚能侵徹體侵徹靶板之前的時(shí)刻, 聚能侵徹體的成型沒有差別, 文中分析了聚能侵徹體的成型及在水中侵徹時(shí)的物理現(xiàn)象, 聚能侵徹體的速度I分布如圖3所示。在5 μs時(shí)刻, 爆轟波傳播至藥型罩頂部, 藥型罩開始發(fā)生塑性變形; 在10 μs時(shí)刻, 藥型罩已完全被壓垮, 內(nèi)外表面完成翻轉(zhuǎn), 聚能侵徹體呈扁平狀; 在15 μs時(shí)刻, 聚能侵徹體已經(jīng)穩(wěn)定成型, 頭部最大速度約為1700 m/s, 由于聚能侵徹體前后存在速度梯度, 聚能侵徹體被拉伸, 可以清晰分辨頭部和杵體, 在忽略重力和空氣阻力的作用下, 聚能侵徹體可在空氣中平穩(wěn)飛行; 在20 μs時(shí)刻, 聚能侵徹體頭部入水開始出現(xiàn)磨損, 入水后周圍產(chǎn)生空腔, 質(zhì)量有所減少, 頭部呈扁平狀; 在30 μs時(shí)刻, 聚能侵徹體頭部呈蘑菇狀, 隨著聚能侵徹體不斷侵徹, 蘑菇狀逐漸明顯; 在40 μs時(shí)刻, 聚能侵徹體速度梯度相差不大, 拉伸長度合理, 斷裂并不嚴(yán)重, 仍具有較強(qiáng)的侵徹能力; 在45 μs時(shí)刻, 聚能侵徹體的初始撞擊速度大于1 500 m/s, 屬于高速?zèng)_擊[17]。

圖3 聚能侵徹體成型過程速度分布

3.1.2 沖擊波傳播規(guī)律

沖擊波傳播過程中流場的壓力云圖如圖4所示。起爆后, 爆轟波傳播至水介質(zhì)中形成沖擊波, 沖擊波在水中繼續(xù)傳播。在=0.040 ms時(shí)刻, 沖擊波的傳播近似球面波, 高速運(yùn)動(dòng)的侵徹體頭部形成彈道波, 此刻聚能侵徹體雖然未接觸靶板, 但是靶板已經(jīng)略微變形, 其主要原因是直達(dá)波和彈道波對(duì)靶板的作用; 在=0.045 ms時(shí)刻, 沖擊波到達(dá)靶板表面, 對(duì)比其后時(shí)刻沖擊波反射明顯, 靶板吸收能量, 沖擊波載荷作用結(jié)束。

圖4 沖擊波傳播過程中流場壓力云圖

圖5 侵徹后靶板形態(tài)圖(t=0.065 ms)

3.2 破口大小對(duì)比

通過工況對(duì)比發(fā)現(xiàn), 聚脲涂層的涂敷位置不同時(shí), 破壞形式有所區(qū)別, 侵徹結(jié)果如圖5所示。

從圖5中可以看出: 1) 裸鋼板(工況1)的破壞模式是, 聚能侵徹體侵徹靶板的過程中, 接觸點(diǎn)產(chǎn)生遠(yuǎn)大于靶板材料抗力的瞬間沖擊壓應(yīng)力, 接觸區(qū)域的靶板被瞬間壓剪破壞, 完成沖擊開坑, 形成與聚能侵徹體直徑大小相當(dāng)?shù)钠瓶? 并沒有出現(xiàn)花板開裂的現(xiàn)象; 2) 迎彈面涂敷聚脲(工況2）的破壞模式為, 在接觸區(qū)域的聚脲被高速?zèng)_擊, 在高應(yīng)變率下聚脲由大變形橡膠態(tài)向小變形玻璃態(tài)轉(zhuǎn)變, 沖塞過程中聚脲和鋼板均被剪切破壞, 并且聚脲的破口大于鋼板破口, 吸能效果較裸鋼板有所提高; 3) 背彈面涂敷聚脲(工況3)的破壞模式為, 在高速?zèng)_擊下對(duì)鋼板的破壞依然為剪切破壞, 但是聚脲在沖塞過程中并沒有直接被剪切, 而是拉伸破壞, 呈現(xiàn)橡膠態(tài)。為了更好地展示聚脲的橡膠態(tài), 如圖6所示, 在=0.065 ms時(shí)刻, 聚脲涂層處于臨界擊穿的狀態(tài), 在=0.070 ms時(shí)刻, 聚脲涂層被擊穿。由此可見, 在高速?zèng)_擊下聚脲涂敷迎彈面為剪切破壞, 并且聚脲破口略大于鋼板破口; 涂敷背彈面時(shí)為拉伸破壞, 具有一定的韌性強(qiáng)度; 當(dāng)聚脲涂層位于夾層中間時(shí), 由于背部鋼板的支撐, 聚脲的韌性表現(xiàn)得并不明顯, 但有一定的撓度, 不完全等同于直接的剪切開坑, 說明聚脲在侵徹過程中能夠充分吸能。

依據(jù)1.1節(jié)中的破口比率評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比, 沖擊波和侵徹體作用過后測得破口的大小, 工況1～6前板的破口大小分別為14.40, 20.40, 14.00, 24.00, 23.20和13.60 mm, 背板的破口大小分別為14.40, 13.60, 14.20, 12.80, 12.80和12.40 mm。迎彈面涂敷聚脲時(shí)破口大于鋼板和背彈面涂敷聚脲, 當(dāng)背彈面涂敷聚脲時(shí), 聚脲的韌性強(qiáng)度明顯且破口較小, 如圖5所示。通過1.1節(jié)公式計(jì)算得到前板破口比率1和背板破口比率2,對(duì)比分析可得工況6最優(yōu), 如圖7所示。

圖6 侵徹過程中聚脲涂層形態(tài)特征(工況2)

圖7 面密度相等不同工況下破口比率曲線

3.3 撓度大小對(duì)比

圖8 面密度相等不同工況下?lián)隙缺嚷是€

3.4 吸能大小對(duì)比

依據(jù)第2節(jié)中的吸能比率評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比, 測得仿真數(shù)據(jù)如表5所示。對(duì)比分析表5數(shù)據(jù)可得, 聚脲鋼板夾層的吸收總能均大于裸鋼板吸收的能量, 即聚脲的防護(hù)效果優(yōu)于裸鋼板。

表5 面密度相等不同工況下吸能數(shù)據(jù)

另外, 在聚脲鋼板夾層工況中, 工況5吸能最大, 是裸鋼板吸能的129.29%; 其次是工況6和工況2, 工況3最差, 吸能比率曲線如圖9所示, 可知工況5吸能效果最好。

圖9 面密度相等不同工況下吸能比率曲線

3.5 降速大小對(duì)比

依據(jù)1.1節(jié)中的速度降理論評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行對(duì)比, 測得仿真數(shù)據(jù)分別如圖10所示。

圖10 面密度相等不同工況下侵徹體速度變化曲線

聚能侵徹體侵徹靶板全過程可分為成型、凹坑、入水和撞擊4個(gè)階段。在成型階段, 聚能侵徹體的速度呈線性急速上升, 聚能侵徹體在空中加速成型; 在凹坑階段, 聚能侵徹體速度下降后有輕微的爬升; 在入水階段, 存在著聚能侵徹體的斷裂和撞擊的現(xiàn)象; 在撞擊階段, 不同靶板聚能侵徹體的降速情況不同, 具體工況降速情況如圖10所示?？芍? 在=0.065 ms時(shí)刻, 聚能侵徹體的殘余速度趨于平穩(wěn), 工況1～6殘余速度分別為1 231.00, 1 224.99, 1 218.06, 1 241.14, 1 238.17和1 143.85 m/s。

如圖11所示, 對(duì)比面密度相等速度降曲線, 工況6的降速最為顯著, 速度降是裸鋼板的132.41%。

圖11 面密度相等不同工況下速度降變化曲線

3.6 結(jié)果分析與討論

對(duì)比破口、撓度、吸能和降速4個(gè)方面的結(jié)果, 在破口方面工況6最佳, 撓度方面工況2優(yōu)于工況6和工況5, 吸能方面工況5優(yōu)于工況2和工況6, 總體來看面密度相等時(shí)聚脲鋼板夾層防護(hù)效果均優(yōu)于裸鋼板, 體現(xiàn)了聚脲涂層在抗沖擊波抗高速侵徹方面的優(yōu)異性能, 其中工況2, 5, 6的防護(hù)效果較為突出, 但這3種工況下破口、撓度和吸能結(jié)果相差不大。然而, 通過比較速度降的大小可以發(fā)現(xiàn), 工況6明顯優(yōu)于工況2和工況5, 即鋼板/聚脲/鋼板夾層有著出色的表現(xiàn), 降速明顯, 其速度降是裸鋼板的132.41%。綜合4種評(píng)估標(biāo)準(zhǔn), 鋼板/聚脲/鋼板夾層抗沖擊波、抗高速侵徹的效果較佳。在此基礎(chǔ)上, 對(duì)聚脲夾層的厚度進(jìn)行優(yōu)化, 鑒于以上結(jié)論, 著重分析優(yōu)化后的速度降情況。

3.7 聚脲夾層板模型優(yōu)化

由上述分析可得, 鋼板/聚脲/鋼板夾層防護(hù)效果最佳, 對(duì)此模型進(jìn)行優(yōu)化, 通過增加厚度設(shè)置不同工況, 具體工況設(shè)置如表6所示。

表6 鋼板/聚脲/鋼板夾層結(jié)構(gòu)優(yōu)化工況

根據(jù)仿真數(shù)據(jù)可知, 在=0.075 ms時(shí)刻, 沖擊波和侵徹體作用已經(jīng)完全結(jié)束, 聚能侵徹體殘余速度已經(jīng)趨于平穩(wěn), 如圖12所示, 故選定此時(shí)刻作為破口、撓度、吸能和聚能侵徹體降速的評(píng)估標(biāo)準(zhǔn)。

聚脲夾層厚度不同時(shí), 由圖13可知, 靶板的破口和撓度總體相差不大。由表7可知, 隨著聚脲夾層厚度的增加, Q235鋼板吸能逐漸減低, 聚脲夾層吸能逐漸提高, 靶板吸收的總能量逐漸增大, 即吸能比率也隨之增大, 但工況7吸收總能有所下降。工況6～12在破口大小、撓度大小和吸能大小3個(gè)方面相差不大。為了更好地區(qū)分不同厚度的聚脲夾層的優(yōu)異性能, 需對(duì)其進(jìn)行降速大小分析, 如圖12所示。

圖12 面密度不相等不同工況下侵徹體速度變化曲線

圖13 優(yōu)化模型侵徹后靶板形態(tài)圖(t=0.075 ms)

表7 面密度不相等不同工況下吸能數(shù)據(jù)

由于不同工況下的面密度不同, 文中采用單位面密度速度降進(jìn)行評(píng)估, 仿真數(shù)據(jù)記錄聚能侵徹體殘余速度分別為1 132.56, 1 103.73, 1 078.90, 1 085.06, 1 056.73, 1 045.65 和1 048.99 m/s, 并計(jì)算速度降的大小, 如圖14所示。隨著聚脲夾層厚度的提升, 速度降并沒有隨著靶板面密度的增大而一直增大。由圖14可知, 工況8為最優(yōu)選擇, 其速度降是優(yōu)化前的108.97%, 是裸鋼板的147.76%, 工況8防護(hù)效果顯著提高, 即鋼板/聚脲/鋼板為2/10/2 , 綜合效果最好。

圖14 速度降隨面密度變化曲線

4 結(jié)論

文中基于面密度理論, 采用CEL方法建立了不同的聚脲鋼板復(fù)合材料的模型, 分析了聚脲材料在沖擊波和侵徹體聯(lián)合作用下的防護(hù)性能, 依據(jù)破口、撓度、吸能和降速4個(gè)標(biāo)準(zhǔn), 給出了最優(yōu)的復(fù)合模型并對(duì)其進(jìn)行了模型優(yōu)化, 具體結(jié)論如下。

1) 在沖擊波和高速侵徹體的聯(lián)合作用下, 迎彈面涂敷聚脲的破壞模式為剪切破壞; 聚脲處于鋼板夾層之中時(shí), 為剪切破壞; 背彈面涂敷聚脲時(shí)為拉伸破壞和韌性破壞。

2) 在沖擊波和高速侵徹體的聯(lián)合作用下, 聚脲的防護(hù)性能從破口、撓度、吸能和降速4個(gè)方面均優(yōu)于面密度相等時(shí)的裸鋼板, 其中防護(hù)效果最好的是鋼板/聚脲/鋼板的模式, 文中鋼板/聚脲/鋼板速度降是裸鋼板的132.41%。

3) 在沖擊波和高速侵徹體的聯(lián)合作用下, 通過增加聚脲夾層的厚度對(duì)鋼板/聚脲/鋼板模式進(jìn)行了優(yōu)化, 結(jié)果表明隨著厚度的增加, 單位面密度速度降并未一直升高。結(jié)合實(shí)際應(yīng)用情況, 給出最優(yōu)模型配比為2/10/2, 其速度降是裸鋼板的146.76%。

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Study on the Protection Mechanisms of a Polyurea Coating Subjected to Shock Waves and Penetrators

LI Hai-long1, WANG Bo2, DING Song3, ZHANG Zhi-fan1,4*

(1. School of Naval Engineering, Dalian University of Technology, Dalian 116024, China; 2. The 703 Research Institute, China State Shipbuilding Corporation Limited, Harbin 150078, China; 3. China Ship Research Institute, Beijing 100101, China; 4. State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

With the widespread use of shaped-charge warheads in underwater weapons, it is of great significance to study the anti-explosion and anti-penetration performance of modern warships. In this study, an underwater explosion model was developed using the AUTODYN finite element software to study the anti-explosion and anti-penetration performance of polyurea protection materials. The protective effects of polyurea coatings in different positions are discussed according to the surface density theory. The results for crevasse, deflection, energy absorption, and velocity reduction characteristics are analyzed comparatively. The optimal position of a polyurea coating is determined to be inside a sandwich of steel plate-polyurea-steel plate. This type of composite structure is optimized. The results demonstrate that with an increase in the thickness of polyuria, its protective effects do not improve and the optimal ratio of steel plate-polyurea-steel plate is 2:10:2. These results provide a theoretical basis and numerical support for ship protection design.

underwater weapons; shaped-charge warhead; underwater explosion; shock wave; polyurea; protection mechanism

李海龍, 王博, 丁松, 等. 沖擊波和侵徹體聯(lián)合作用下聚脲涂層防護(hù)機(jī)理研究[J]. 水下無人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2022, 30(3): 354-363.

TJ630; U674.7; O383.3

A

2096-3920(2022)03-0354-10

10.11993/j.issn.2096-3920.2022.03.011

2022-01-25;

2022-03-15.

國家自然科學(xué)基金(11802025); 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室(北京理工大學(xué))開放課題(KFJJ21-09M); 遼寧省興遼英才計(jì)劃高水平創(chuàng)新創(chuàng)業(yè)團(tuán)隊(duì)項(xiàng)目(XLYC1908027); 中央高校基本科研業(yè)務(wù)費(fèi)專項(xiàng)資金(DUT20RC(3)025).

李海龍(1999-), 男, 在讀碩士, 主要研究方向?yàn)榕灤雷o(hù)材料及水下爆炸技術(shù).

通信作者簡介:張之凡(1990-), 女, 博士, 副教授, 長期從事計(jì)算爆炸力學(xué)、終點(diǎn)彈道與高效毀傷技術(shù)、水下爆炸與艦船防護(hù)、流固耦合動(dòng)力學(xué)研究.

(責(zé)任編輯: 楊力軍)