王 智，常利軍，黃星源，蔡志華

（湖南科技大學(xué)機(jī)械設(shè)備健康維護(hù)湖南省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖南 湘潭 411201）

隨著恐怖事件、地區(qū)爭端和局部沖突的不斷增加，爆炸沖擊波與破片沖擊已成為人類生命財(cái)產(chǎn)安全的重大威脅。對近幾次局部沖突的統(tǒng)計(jì)表明，沖擊波損傷的發(fā)生率約為50%，破片損傷的發(fā)生率為53%～81%[1-2]。由于戰(zhàn)場形式的轉(zhuǎn)變，現(xiàn)代戰(zhàn)爭中士兵往往受到?jīng)_擊波與破片的復(fù)合毀傷，沖擊波與破片聯(lián)合作用導(dǎo)致的損傷比單獨(dú)作用的損傷更加嚴(yán)重[3-6]。因此，針對爆炸沖擊波與破片聯(lián)合作用下的防護(hù)研究具有重要意義。

針對單獨(dú)爆炸沖擊波或破片作用造成損傷的防護(hù)問題已有大量的研究。崔小杰等[7]提出了一種由膠體、聚氨酯和泡沫鋁等3 種材料作防護(hù)介質(zhì)，凱夫拉(Kevlar)材料做包裹層的復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)，并通過數(shù)值模擬分析了該防護(hù)結(jié)構(gòu)對爆炸沖擊波的減弱效果。彭佳等[8]針對小當(dāng)量的爆炸物，提出了一種由復(fù)合材料和水溶液組成的柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)，研究表明，柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)能有效減小沖擊波的超壓峰值，增加正壓作用的時(shí)間。袁天等[9]開展了鋼板/Kevlar 層合結(jié)構(gòu)爆炸響應(yīng)的數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)增加Kevlar 層對單一鋼板的抗爆性能起到了明顯的增強(qiáng)作用。徐斌等[10]通過數(shù)值模擬研究了爆炸沖擊波與防彈衣的相互作用，結(jié)果表明，爆炸沖擊波與防彈衣發(fā)生相互作用形成的復(fù)雜波系會加重對人體的損傷。邵先鋒等[11]設(shè)計(jì)了一種由泡沫鋁、水溶液、Kevlar 材料復(fù)合而成的柔性結(jié)構(gòu)，并通過AUTODYN 數(shù)值模擬軟件分析了防護(hù)性能，結(jié)果表明，柔性結(jié)構(gòu)能有效降低沖擊波的壓力。苗成等[12]通過陶瓷復(fù)合裝甲抗爆轟性能試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)可以有效降低爆轟壓力。王燕等[13]設(shè)計(jì)了由聚脲(polyurea，PU)、防爆液體和纖維材料組成的復(fù)合柔性防護(hù)結(jié)構(gòu)，通過數(shù)值模擬研究了PU 材料在不同位置和厚度不同時(shí)該結(jié)構(gòu)的抗破片侵徹性能。張玉玉等[14]采用邊長為3 mm 的立方塊鎢金破片，研究了軍用防彈衣和Q235 鋼板對破片的防護(hù)性能。Han 等[15]實(shí)驗(yàn)研究了不同步槍子彈沖擊硬/軟復(fù)合材料時(shí)明膠塊的瞬態(tài)壓力，并比較了子彈類型對瞬態(tài)壓力波參數(shù)的影響。唐昌州等[16]通過數(shù)值模擬研究了Kevlar 與超高分子量聚乙烯(ultra high molecular weight polyethylene，UHMWPE)混雜配比對防彈衣抗侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)與單一Kevlar 制作的防彈衣相比，采用面板Kevlar、背板UHMWPE 混雜結(jié)構(gòu)的防彈衣抗侵徹性能更好。李茂等[17]對芳綸纖維增強(qiáng)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，發(fā)現(xiàn)芳綸纖維與覆蓋鋼板之間的間隙可以提高纖維層的抗侵徹能力。綜上所述，目前對于胸部防護(hù)的研究多基于單獨(dú)爆炸沖擊波或破片的防護(hù)，對沖擊波與破片聯(lián)合作用下胸部防護(hù)的研究較少。

基于復(fù)合結(jié)構(gòu)優(yōu)異的抗沖擊和防爆性能，本文中設(shè)計(jì)一種由PU、Kevlar 和發(fā)泡聚丙烯泡沫(expanded polypropylene，EPP)組成的復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)，用于防御爆炸沖擊波與破片的聯(lián)合作用，并通過流固耦合數(shù)值計(jì)算方法探討不同排布類型和厚度對復(fù)合結(jié)構(gòu)防護(hù)效果的影響。

1 數(shù)值模擬

1.1 模型建立

采用任意拉格朗日-歐拉(arbitrary Lagrange-Euler，ALE)算法模擬爆炸沖擊波和破片與防護(hù)結(jié)構(gòu)的相互作用，整體有限元模型如圖1(a)所示?？諝饧罢ㄋ幘W(wǎng)格單元采用ALE 算法，其余部分采用拉格朗日網(wǎng)格劃分?？諝庥虺叽鐬?30 mm×130 mm×130 mm，空氣域網(wǎng)格單元尺寸為2 mm×2 mm×4 mm。為了提高計(jì)算的準(zhǔn)確性，對炸藥和防護(hù)結(jié)構(gòu)附近的空氣網(wǎng)格進(jìn)行加密，單元尺寸為2 mm×2 mm×2 mm，空氣域網(wǎng)格單元共1 094 275 個(gè)。在起爆點(diǎn)的X、Y和Z等3 個(gè)方向設(shè)置對稱邊界，空氣域其余三個(gè)面為無反射邊界，以此模擬無限流域。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

炸藥源采用圓柱形簡易爆炸裝置(improvised explosive device，IED)模擬，如圖1(b)所示，起爆點(diǎn)設(shè)置在IED 中心，距離防護(hù)結(jié)構(gòu)0.5 m。炸藥當(dāng)量為100 g TNT，半徑20 mm，高48.8 mm，外部包裹168 顆大小和質(zhì)量均相同的鋼制小球充當(dāng)破片，小球半徑3 mm、質(zhì)量0.882 g。

防護(hù)結(jié)構(gòu)由Kevlar、PU 和EPP 組成。由于靠近人體結(jié)構(gòu)的一側(cè)多采用軟質(zhì)材料，因此最里層選用EPP 材料。設(shè)置3 種排布組合：Kevlar-PU-EPP、PU-Kevlar-EPP 和PU-Kevlar-PU-EPP。3 種組合結(jié)構(gòu)的尺寸為240 mm×240 mm×26 mm，其中，Kevlar 厚度為10 mm，EPP 厚度10 mm，單層PU 結(jié)構(gòu)中PU 的厚度為6 mm，雙層PU 結(jié)構(gòu)中每層PU 的厚度均為3 mm。3 種結(jié)構(gòu)的模型如圖1(c)所示。

當(dāng)沖擊載荷通過不同排布類型的防護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)，傳遞的沖擊壓力也會不同。因此，為表征防護(hù)結(jié)構(gòu)的緩沖性能，參考Yang 等[18]的研究建立了透射壓力測試平臺（模擬胸部所受負(fù)載），如圖1(d)所示。壓力測試平臺由圓柱形壓力傳感器、硅膠、泡沫和鋼架組成，壓力傳感器直徑為6 mm，長30 mm，硅膠尺寸為280 mm×244 mm×244 mm，泡沫尺寸為120 mm×244 mm×244 mm，鋼架厚度為3 mm。由于本文模型采用對稱約束，并且有破片沖擊，因此壓力傳感器置于測試平臺中間對稱面，距離硅膠沖擊面10 mm。

1.2 材料模型

Kevlar 具有正交各向異性的特點(diǎn)，因此采用LS-DYNA 軟件的MAT22 號復(fù)合材料，該材料采用損傷本構(gòu)模型COMPOSITE_DAMAGE 進(jìn)行描述，能較好地模擬正交復(fù)合材料的失效，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為：

式中：ε 為正應(yīng)變，γ 為切應(yīng)變，σ 為正應(yīng)力，τ 為切應(yīng)力，G為剪切模量，E為楊氏模量，下標(biāo)1、2、3 表示材料的彈性主方向。

該材料模型將纖維的失效形式分為4 種。

(1) 纖維的拉伸失效

式中：Xt為縱向拉伸強(qiáng)度，Sc為面內(nèi)剪切強(qiáng)度，δ 為失效參數(shù)。

(2) 纖維的壓縮失效

式中：Xc為縱向壓縮強(qiáng)度。

(3) 基體的拉伸失效

式中：Yt為橫向拉伸強(qiáng)度。

(4) 基體的壓縮失效

式中：Yc為橫向壓縮強(qiáng)度。

Kevlar 材料的參數(shù)如表1 所示。其中：ρ 為密度，μ為泊松比，Kf為失效體積模量，α 為剪切應(yīng)力參數(shù)，SN為法向拉伸強(qiáng)度，S13和S23為橫向剪切強(qiáng)度。

表1 Kevlar 材料參數(shù)[19]Table 1 Parameters of Kevlar [19]

PU 材料有很明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，采用MAT24 號多線段彈塑性材料模型，該模型能夠定義斷裂應(yīng)變值以及輸入應(yīng)力-應(yīng)變曲線，依據(jù)Cowper-Symonds 理論，通過動力放大系數(shù)來考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)。動力放大系數(shù)為：

式中：ε ˙為應(yīng)變率，C和n為應(yīng)變率參數(shù)，當(dāng)C和n為0 時(shí)，忽略應(yīng)變率效應(yīng)。MAT24 號材料模型選擇黏塑性公式，此時(shí)動態(tài)屈服應(yīng)力為：

PU 材料的性能參考文獻(xiàn)[20]的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，如圖2(a)所示，其他材料參數(shù)如表2 所示。

表2 PU 材料參數(shù)[20]Table 2 PU parameter[20]

圖2 PU 和EPP 的應(yīng)力-應(yīng)變曲線[20-21]Fig.2 Stress-strain curves of PU and EPP[20-21]

EPP 采用MAT57 號材料，該材料采用卷積形式的線性黏彈性模型，對于低密度高壓縮性的泡沫材料具有較好的模擬效果。線性黏彈性模型如下：

計(jì)算中采用Prony 級數(shù)形式的松弛函數(shù)：

該松弛函數(shù)通過輸入楊氏模量E和衰減系數(shù)β1來定義材料的應(yīng)變率效應(yīng)。材料模型只需輸入準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系曲線即可，材料參數(shù)確定相對簡單。根據(jù)團(tuán)隊(duì)前期實(shí)驗(yàn)結(jié)果[21]，EPP 密度為0.03 g/cm3，彈性模量為2.56 MPa，其應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖2(b)所示。

選用TNT 炸藥，采用MAT8 號材料以及JWL 狀態(tài)方程:

式中：p為爆轟壓力，V為初始相對體積，E0為體積爆轟能量，A、B、ω、R1、R2為多項(xiàng)式方程系數(shù)，參數(shù)值如表3[22-23]所示。

表3 TNT 炸藥材料及狀態(tài)方程參數(shù)[22-23]Table 3 TNT explosive materials and state equation parameters[22-23]

空氣選用MAT9 號材料，狀態(tài)方程采用* EOS_LINEAR_POLYNOMIAL：

參數(shù)值如表4[24]所示。

表4 空氣材料及狀態(tài)方程參數(shù)[24]Table 4 Air materials and state equation parameters[24]

由于小球沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)后變形較小，因此小球材料采用線彈性模型MAT1，ρ=7.8 g/cm3，E=208 GPa，μ=0.3。壓力測試平臺的部分材料參數(shù)參考Yang 等[18]的研究數(shù)據(jù)，壓力傳感器、硅膠和鋼架均采用線彈性模型MAT1，壓力傳感器和鋼架的材料參數(shù)相同，ρ=7.8 g/cm3，E=210 GPa，μ=0.33；硅膠密度ρ 為1.1 g/cm3，E=43 MPa，μ=0.495；泡沫采用EPP 材料。

為模擬Kevlar 材料的分層，采用CONTACT_TIEBREAK_SURFACE_TO_SURFACE 接觸模擬分層現(xiàn)象。相較于普通接觸，tiebreak 接觸不僅可以承受壓力，還可以承受拉力，其失效準(zhǔn)則為：

式中：σn為法向應(yīng)力，σs為切向應(yīng)力；σNL和σSL分別為層間法向強(qiáng)度和切向強(qiáng)度，參考文獻(xiàn)[25]分別取為93 和45.8 MPa。

1.3 模型驗(yàn)證

為驗(yàn)證Kevlar 材料模型的有效性，對文獻(xiàn)[26]中的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行模擬再現(xiàn)。實(shí)驗(yàn)中所用的平頭彈半徑為5 mm，高為20 mm，靶板的長和寬均為150 mm，厚度為5、10 mm。子彈所用材料為鎢，密度19.35 g/cm3，由于子彈沖擊靶板時(shí)幾乎不變形，因此子彈采用剛體材料模型。由于整個(gè)模型對稱，因此建立1/4 模型，分別采用對稱邊界和完全固定邊界。

對入射速度為218、254 m/s 的2 組實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，數(shù)值模擬后的剩余速度與實(shí)驗(yàn)的剩余速度對比如表5 所示。由表5 可知，數(shù)值模擬結(jié)果略小于實(shí)驗(yàn)結(jié)果，主要是由于實(shí)驗(yàn)中子彈入射時(shí)存在傾角，而子彈入射傾角會影響其侵蝕能力，數(shù)值模擬中是垂直入射，所以模擬與實(shí)驗(yàn)有一定誤差，但誤差較小，驗(yàn)證了Kevlar 模型的有效性。

表5 模型驗(yàn)證剩余速度對比Table 5 Residual velocity comparison for model validation

PU 模型參考文獻(xiàn)[27]驗(yàn)證。根據(jù)文獻(xiàn)中的鋁板沖擊實(shí)驗(yàn)，建立子彈沖擊鋁板模型。鋁板尺寸為170 mm×170 mm，子彈為直徑37 mm 的圓柱形彈體，長度為500 mm。由于模型對稱，因此建立四分之一模型，分別采用對稱邊界和固定邊界。文獻(xiàn)中子彈材料為45 鋼，在實(shí)驗(yàn)中幾乎無變形，其受力變形的情況可以忽略，因此子彈采用剛體材料模型，ρ=7.85 g/cm3、E=200 MPa、μ=0.32。鋁板采用MAT3 號材料，ρ=2.7 g/cm3、E=68 GPa、μ=0.33，屈服應(yīng)力為75 MPa、切線模量為4620 MPa。

結(jié)構(gòu)為單一鋁板結(jié)構(gòu)和涂層結(jié)構(gòu)，其中涂層結(jié)構(gòu)分為前涂層和背面涂層，對子彈速度為14.2 m/s 的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行數(shù)值模擬，如表6 所示。

表6 靶板背面中心處最大位移Table 6 Maximum displacement at the back center of target plate

對比實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬的最大位移，模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果很接近，誤差在3%以內(nèi)。圖3 為2 種PU 涂層結(jié)構(gòu)的背面中心位移時(shí)程曲線。由圖3 可知，2 種PU 涂層結(jié)構(gòu)的數(shù)值模擬曲線與實(shí)驗(yàn)曲線趨勢大致相同，峰值位置相近。雖然數(shù)值模擬中曲線在達(dá)到峰值后出現(xiàn)了一定的偏差，但這主要是因?yàn)樵囼?yàn)中靶板與固定裝置通過螺栓連接，所以子彈沖擊時(shí)靶板與固定裝置連接處會向中心移動，增大了中心處的變形量；另外，試驗(yàn)中所用的子彈較長，發(fā)射擊中靶板后子彈還停留在滑膛中，板件在回彈過程中需要克服子彈與滑膛之間的摩擦力，因此實(shí)驗(yàn)的位移要比數(shù)值模擬大，且在回彈部分比數(shù)值模擬更加平緩。綜上所述，PU 材料模型是相對準(zhǔn)確的。

圖3 聚脲涂層結(jié)構(gòu)位移時(shí)程曲線Fig.3 Displacement-time history curves of polyurea coating structures

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 單獨(dú)爆炸沖擊波載荷下防護(hù)結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)

為了比較防護(hù)結(jié)構(gòu)在不同載荷下的防護(hù)效果，本節(jié)模擬單獨(dú)爆炸沖擊波作用下防護(hù)結(jié)構(gòu)的力學(xué)響應(yīng)。

2.1.1 爆炸沖擊波的傳播過程

圖4 為爆炸沖擊波的傳播過程。0.28 ms 時(shí)爆炸沖擊波在空氣介質(zhì)中傳播。0.34 ms 時(shí)，沖擊波已到達(dá)防護(hù)結(jié)構(gòu)表面，結(jié)構(gòu)表面在耦合作用下率先開始運(yùn)動，帶動整體變形，并對前方的沖擊波進(jìn)行反射，使得前方空氣壓力增強(qiáng)。0.48 ms 時(shí)沖擊波進(jìn)一步在結(jié)構(gòu)中傳播產(chǎn)生應(yīng)力波，防護(hù)結(jié)構(gòu)中間部位壓縮變形明顯，并對后方壓力測試平臺進(jìn)行擠壓，透射壓力開始增大。0.84 ms 時(shí)，空氣壓力已恢復(fù)至大氣壓，防護(hù)結(jié)構(gòu)在慣性力作用下持續(xù)對后方壓力測試平臺進(jìn)行擠壓，壓力測試平臺透射壓力進(jìn)一步增大。

圖4 爆炸沖擊波的傳播過程Fig.4 Propagation process of blast wave

2.1.2 防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力分析

3 種結(jié)構(gòu)的透射壓力變化如圖5(a)所示，爆炸沖擊波能量先以應(yīng)力波形式傳入各層，防護(hù)結(jié)構(gòu)變形，隨后各層之間以彈塑性波的形式傳播，測試平臺壓力開始增大。整個(gè)過程中，PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最小，為0.282 MPa，其次為PU-Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)，壓力峰值為0.287 MPa，Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最大，為0.289 MPa。在單獨(dú)爆炸載荷下，3 種防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力均小于0.29 MPa；而在無防護(hù)情況下，根據(jù)爆炸經(jīng)驗(yàn)公式[28]，0.5 m 處的超壓可達(dá)0.81 MPa，可見防護(hù)結(jié)構(gòu)對沖擊波的超壓降幅超過64.2%，因此防護(hù)結(jié)構(gòu)可以有效降低爆炸沖擊波的超壓。分析3 種結(jié)構(gòu)沖擊面中心的位移，如圖5(b)所示，結(jié)構(gòu)先受到擠壓，達(dá)到最大值時(shí)開始回彈。3 種結(jié)構(gòu)中，PU-Kevlar-PU-EPP 和Kevlar-PUEPP 結(jié)構(gòu)的位移幾乎相同，PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的位移更小，表明該結(jié)構(gòu)對爆炸載荷的抵抗能力更好，所以壓力測試平臺的壓力更小?？偟膩碚f，單獨(dú)爆炸載荷下，PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)抗爆性能優(yōu)于另外2 種結(jié)構(gòu)，防護(hù)效果最好。

圖5 爆炸載荷下3 種結(jié)構(gòu)的壓力時(shí)程曲線和結(jié)構(gòu)正面中心位移時(shí)程曲線Fig.5 Pressure-time history curves and front center displacement-time history curves of three structures under explosion load

2.2 爆炸沖擊波與破片聯(lián)合作用下防護(hù)結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)

2.2.1 爆炸沖擊波與破片的傳播過程

圖6 為爆炸沖擊波與破片的傳播過程。由圖6 可知，0.44 ms 時(shí)，沖擊波與破片均在空氣介質(zhì)中傳播，但沖擊波傳播速度比破片快。0.50 ms 時(shí)，沖擊波已到達(dá)防護(hù)結(jié)構(gòu)表面，結(jié)構(gòu)表面受到?jīng)_擊帶動整體變形，并對前方的沖擊波進(jìn)行反射，使得前方空氣壓力增強(qiáng)，此時(shí)破片仍在空氣介質(zhì)中傳播。0.56 ms 時(shí)，破片到達(dá)防護(hù)結(jié)構(gòu)表面，由于破片以極高的速度沖擊，結(jié)構(gòu)受到進(jìn)一步壓縮變形。0.68 ms 時(shí)，空氣壓力已恢復(fù)至大氣壓，破片持續(xù)沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)使得結(jié)構(gòu)前幾層被擊穿，壓力測試平臺的透射壓力顯著增大。

圖6 爆炸沖擊波與破片的傳播過程Fig.6 Propagation process of blast wave and fragments

2.2.2 防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力分析

防護(hù)結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)如圖7 所示，在爆炸沖擊波與破片聯(lián)合沖擊下，防護(hù)結(jié)構(gòu)先受到爆炸沖擊波的沖擊，隨后受到破片的侵徹并產(chǎn)生壓縮波和拉伸波，部分纖維發(fā)生分層破壞。當(dāng)破片進(jìn)一步侵徹時(shí)，纖維開始逐層發(fā)生拉伸斷裂破壞，纖維的分層破壞也進(jìn)一步加重，同時(shí)PU 層和泡沫層的變形不斷增大，測試平臺壓力逐漸上升?？梢钥闯?，防護(hù)結(jié)構(gòu)通過自身的變形吸能及提供層間剪力的方式抵抗爆炸沖擊從而進(jìn)行爆炸防護(hù)。

圖7 聯(lián)合載荷下防護(hù)結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)Fig.7 Dynamic response of protective structure under combined action of blast wave and fragments

3 種結(jié)構(gòu)的透射壓力時(shí)程曲線如圖8 所示。相較于單獨(dú)爆炸載荷，聯(lián)合載荷作用下透射壓力上升時(shí)間較晚，這是因?yàn)檎ㄋ幈〞r(shí)破片吸收了部分爆轟能量，爆炸沖擊波對防護(hù)結(jié)構(gòu)的沖擊程度減小且沖擊時(shí)間更晚。整體來看，PUKevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最小，為0.388 MPa，其次是Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)，壓力峰值為0.473 MPa，PU-Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)壓力峰值最大，為0.476 MPa?？偟膩碚f，在聯(lián)合載荷作用下，物體受到的損傷更為嚴(yán)重，這與已有的研究結(jié)論[3-6]是一致的。根據(jù)新版GA420?2008 系列標(biāo)準(zhǔn)警用防爆服的耐沖擊性能指標(biāo)，在120 J能量沖擊下，相應(yīng)部件不應(yīng)破損、開裂。本文中最高速度破片沖擊防護(hù)結(jié)構(gòu)時(shí)動能達(dá)到323 J，3 種防護(hù)結(jié)構(gòu)均未完全擊穿開裂，因此雖然在爆炸沖擊波與破片聯(lián)合作用下防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力增大，但防護(hù)結(jié)構(gòu)對沖擊波與破片的防護(hù)還是有效的。3 種結(jié)構(gòu)中PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力最小，表明其防護(hù)效果優(yōu)于另外2 種。

圖8 聯(lián)合載荷下3 種結(jié)構(gòu)的壓力時(shí)程曲線Fig.8 Pressure-time history curves of three structures under combined action of blast wave and fragments

2.3 PU 厚度的影響

基于PU 材料在抗彈、防爆方面的優(yōu)勢，研究PU 厚度對防護(hù)結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波與破片聯(lián)合作用下防護(hù)效果的影響。根據(jù)Wu 等[22]的研究，6 mm 厚度的PU 吸能效果較好，因此本文中以6 mm 厚度PU 的PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)為基準(zhǔn)，Kevlar 和EPP 厚度均為10 mm，比較2、4、6、8 和10 mm 厚度PU 的PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力。

數(shù)值模擬中，由于2 mm PU 的PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)被破片擊穿，因此只提取了另外4 種厚度結(jié)構(gòu)的結(jié)果數(shù)據(jù)。圖9 是4 種不同PU 厚度的PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力時(shí)程曲線，從圖中可知，4 mm 厚度PU 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最大，其次是6、8 mm 厚度PU 結(jié)構(gòu)的，10 mm 厚度PU 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最小。4 種結(jié)構(gòu)的壓力峰值如圖10 所示。從4 mm 到10 mm，PU 厚度每增加2 mm，防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值分別減小25.24%、24.48%和5.80%，表明繼續(xù)增加厚度對提升防護(hù)能力的影響逐漸減弱。在實(shí)際應(yīng)用中，如果只靠增加PU 厚度并不能解決一切問題，反而會使成本增加、結(jié)構(gòu)笨重，因此需要根據(jù)實(shí)際情況選擇合適的PU 厚度才能獲得最佳的防護(hù)效果。

圖9 不同PU 厚度結(jié)構(gòu)的壓力時(shí)程曲線Fig.9 Pressure-time history curves of different PU thickness structures

圖10 不同PU 厚度結(jié)構(gòu)的峰值壓力Fig.10 Peak pressures of different PU thickness structures

3 結(jié) 論

通過數(shù)值模擬對爆炸沖擊波與破片作用下Kevlar、PU 和EPP 組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能進(jìn)行了研究。通過與文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)比較，驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，并得到以下結(jié)論。

(1)在0.5 m 距離、100 g 當(dāng)量TNT 炸藥爆炸產(chǎn)生的爆炸沖擊波作用下，PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最小，較透射壓力峰值最大的Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)峰值減小了2.42%，較無防護(hù)時(shí)超壓降幅超過64.20%，表明防護(hù)結(jié)構(gòu)可以有效降低爆炸沖擊波的超壓，且PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的抗爆效果優(yōu)于另外2 種。

(2)在0.5 m 距離、100 g 當(dāng)量TNT 的IED 爆炸產(chǎn)生的爆炸沖擊波與破片聯(lián)合作用下，3 種防護(hù)結(jié)構(gòu)均未被完全擊穿，有效抵抗了爆炸沖擊波與破片的沖擊。其中，PU-Kevlar-PU-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最大為0.476 MPa，PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值最小，為0.388 MPa，減小了18.49%，表明不同的結(jié)構(gòu)排布顯著影響防護(hù)效果，且PU-Kevlar-EPP 結(jié)構(gòu)的防彈抗爆性能更好。3 種防護(hù)結(jié)構(gòu)的透射壓力峰值均比單獨(dú)爆炸下的壓力峰值要大，表明聯(lián)合載荷比單獨(dú)爆炸導(dǎo)致的損傷更嚴(yán)重。

(3)對不同PU 厚度的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了模擬分析，并比較了增強(qiáng)效果，結(jié)果表明，隨著PU 厚度的增加，透射壓力減小，防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果逐漸增強(qiáng)，但繼續(xù)增加厚度對提升防護(hù)能力的影響逐漸減弱。