復合抗彈結構設計及隔熱性能驗證

何 翔，朱 錫，李永清，鄭 盼

(海軍工程大學 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

復合抗彈結構設計及隔熱性能驗證

何 翔，朱 錫，李永清，鄭 盼

(海軍工程大學 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

超高分子量聚乙烯纖維增強塑料（UFRP）層合板具有良好的抗侵徹性能，但受溫度影響明顯，其熱損傷的臨界溫度僅為 147 ℃。為了避免火災產生的高溫使 UFRP 層合板失去抗彈性能，設計了以船用鋼為前/后面板，SiO2氣凝膠氈為隔熱層，UFRP 層合板為抗彈層的復合抗彈結構。在 A60 耐火等級標準條件下，對復合抗彈結構的有限元模型進行瞬態(tài)熱分析，探索了復合抗彈結構內部的溫度分布與 SiO2氣凝膠氈隔溫層厚度的關系。根據有限元仿真結果，近一步對 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度為 20 mm 的復合抗彈結構單元開展耐火試驗。結果表明：SiO2氣凝膠氈具有良好的隔熱性能，在 A60 耐火等級標準條件下，保持復合抗彈結構中 UFRP 層合板抗彈性能完好所需的 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度至少為 20 mm。

SiO2氣凝膠氈；復合抗彈結構；瞬態(tài)熱分析；耐火試驗

0 引 言

超高分子量聚乙烯纖維增強塑料（UFRP）層合板具有抗穿甲性能好[1-5]、密度低等優(yōu)點，近年來在抗彈防護方面得到了廣泛的研究。侯海量等[6-7]對以 UFRP層合板為芯材的復合抗爆艙壁進行了大量穿甲及爆炸試驗研究，結果表明：以 UFRP 層合板為夾芯的復合抗爆艙壁具有良好的防護性能，能夠有效降低爆炸沖擊波和高速破片對艦艇結構及艙內人員構成的威脅。因此利用密度低的 UFRP 層合板代替部分密度大船用鋼，在達到相同防護效能的同時，對減小艦船艙壁的面密度具有重要的意義，符合現代艦船朝著高強輕量化方向發(fā)展的要求。

然而，UFRP 層合板的抗彈性能受溫度影響明顯，超高分子量聚乙烯纖維晶體熔點（Tm）為 147 ℃[8]，當作用在 UFRP 層合板表面的溫度大于 147 ℃ 時，層合板將逐漸軟化，并出現脫層燒蝕現象，嚴重削弱了其抗彈性能。如何維持火災后 UFRP 層合板的抗彈性能，是以 UFRP 層合板為夾芯的復合抗爆艙壁在設計過程中需要著重考慮的問題。王俊儒等[9]對隔熱材料的保溫傳熱進行了研究，結果表明：采用導熱率低的材料，能夠有效減緩熱量向體系內部傳遞；采用高密度、高比熱容的材料，能夠有效吸收傳入體系內部的熱量，減緩溫度上升速率。譚大力等[10]對 SiC 陶瓷和SiO2氣凝膠氈組合結構的隔熱性能進行了試驗研究；王曉婷等[11]對剛性隔熱瓦和硅基納米隔熱材料組合結構的隔熱性能進行了試驗研究，結果均表明：隔熱組合結構能有效降低其背面溫度，保護背襯結構。

基于上述分析，在 UFRP 層合板前面設置一定厚度的隔熱材料，能有效控制傳遞至 UFRP 層合板表面的溫度，使其低于 UFRP 層合板所能承受的臨界溫度，從而避免 UFRP 層合板因高溫而失效。本文設計了以船用鋼為前/后面板，SiO2氣凝膠氈為隔熱層，UFRP 層合板為抗彈層的復合抗彈結構。通過有限元分析軟件 ANSYS，建立瞬態(tài)熱分析模型，在 A60 耐火等級[12]標準條件下，對復合抗彈結構進行有限元仿真分析，探索了 SiO2氣凝膠氈隔溫層厚度為 10 mm、20 mm和 30 mm 時，復合抗彈結構內部的溫度分布情況。根據有限元仿真結果，進一步對 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度為 20 mm 的復合抗彈結構單元開展耐火試驗，驗證了有限元分析模型的可靠性，最終確定了 UFRP 層合板在 A60 耐火等級標準條件下保持完好所需的隔熱層厚度。

1 復合抗彈結構設計

綜合考慮現代艦船艙壁結構的設計特點及 UFRP層合板熱防護的實際要求，設計復合抗彈結構，如圖 1所示。

該結構共 5 層，中間層為 UFRP 層合板抗彈層，其厚度為 50 mm；考慮到實際工作條件下火災發(fā)生地點的不可預測性，在抗彈層左右兩側均布置等厚的SiO2氣凝膠氈隔熱層，避免 UFRP 層合板在發(fā)生火災時因作用在其表面的溫度過高而脫層燒蝕，降低抗彈性能。SiO2氣凝膠氈隔熱層的實際厚度由有限元分析結果確定，并通過 A60 耐火等級標準條件下的耐火試驗來驗證。在有限元分析模型中，SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度分別設置為 10 mm、20 mm、30 mm；復合抗彈結構最外層均為 10 mm 厚的船用鋼，起支撐和封裝的作用。

2 復合抗彈結構隔熱性能數值仿真

2.1 幾何模型及網格劃分

使用 Ansys14.0 軟件建立復合抗彈結構的幾何模型，如圖 2 所示。共分為 5 層，沿 y 軸方向各層材料依次設置為船用鋼、SiO2氣凝膠氈、UFRP 層合板、SiO2氣凝膠氈及船用鋼。

計算單元采用 6 面體 20 節(jié)點的 SOLID90 單元，有限元模型網格劃分如圖 3 所示。

模型中各層材料的幾何參數與實驗材料具體尺寸保持一致，底面均為 400 × 400 mm 的正方形，厚度如表 1 所示。

2.2 數學控制方程

為簡化模型計算，作如下假設：

1）在一定范圍內沿復合抗彈結構外表面水平方向的溫度梯度可以忽略，即熱量只沿熱防護結構的 y 軸方向單向傳遞；

2）熱防護結構層與層貼合緊密，層間不存在空氣，不考慮空氣的熱阻；

3）熱防護結構與環(huán)境不存在熱交換。

因此在 A60 耐火等級標準條件下，復合抗彈結構的熱傳導問題是一個非線性的瞬態(tài)問題，熱防護結構中的溫度分布滿足傳熱控制方程：

式中：ρi為材料密度；ci為材料比熱容；t 為持續(xù)時間；y 為厚度方向坐標；T（y，t）為持續(xù)傳遞 t 秒后 y 厚度處的溫度；ki（T）為材料熱導率。

2.3 初始條件與邊界條件

復合抗彈結構在 t = 0 時刻，溫度與周圍環(huán)境相同，即模型的初始條件為：

在本文中，模型底部為迎火面，頂部為背火面，火源直接加載在模型底部的船用鋼表面，模型的邊界條件為第一類邊界條件：

式中：T0為室溫，取 T0= 20 ℃；T（t）為 A60 耐火等級標準條件下的升溫函數（0 ≤ t ≤ 3 600 s），其數學表達式為[12]：

2.4 材料熱物理參數

復合抗彈結構選用材料的的基本熱物理參數如表 2所示。

表2 材料的基本熱物理參數Tab. 2 Basic thermal physical parameters of material

2.5 仿真結果及分析

通過有限元分析軟件 Ansys14.0 的仿真計算，得到了復合抗彈結構模型在 A60 耐火等級標準條件下，升溫 3 600 s 后的溫度分布情況，如圖 4 所示。

從圖 4 可看出，復合抗彈結構迎火面和背火面的溫度差異很大。當 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度為 10 mm時，復合抗彈結構迎火面的溫度為 945.34 ℃，背火面的溫度為 46.36 ℃，兩側溫差接近 900 ℃，并隨 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度的增加而繼續(xù)擴大；當 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度大于 20 mm 時，背火面的溫度小于22.81 ℃，基本維持在室溫。由此可見復合抗彈結構具有良好的隔熱效果。

利用 Ansys14.0 軟件的時間歷程后處理器，進一步提取不同時刻復合抗彈結構模型中各層材料的近火側、遠火側的溫度，繪制溫度隨時間的變化曲線，如圖 5 所示。

從圖 5 可看出，對于船用鋼而言，第 1 層、第 2層船用鋼兩側溫度隨時間的變化曲線基本重合，即在同一時刻，船用鋼沿厚度方向的溫度梯度幾乎為 0。這是由于船用鋼熱導率大，比熱容小，因此對溫度變化反應迅速，具有良好的導熱性；對于 SiO2氣凝膠氈而言，SiO2氣凝膠氈兩側存在一定溫差，且離火源越近溫差越顯著，沿厚度方向的溫度梯度越大，這是由于 SiO2氣凝膠氈熱導率小，比熱容大，因此對溫度變化反應不敏感，具有良好的隔熱性能。

從圖 5 也可發(fā)現，SiO2氣凝膠氈隔熱層對 UFRP層合板起到了很好的熱防護作用，顯著降低了傳至UFRP 層合板表面的溫度。在 SiO2氣凝膠氈的隔熱作用下，UFRP 層合板表面的溫度緩慢上升，且上升速率隨 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度增加而降低。當 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度為 10 mm 時，傳至 UFRP 層合板表面的溫度為 290 ℃，超過了 UFRP 層合板正常發(fā)揮抗彈性能的臨界溫度 147 ℃，因此需要增加 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度，以降低傳至 UFRP 層合板表面的溫度。當 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度為 20 mm 時，傳至 UFRP 層合板表面的溫度為 130 ℃，低于 UFRP 層合板所能承受的臨界溫度。

仿真結果表明，當復合抗彈結構中 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度大于等于 20 mm 時，能夠滿足 UFRP 層合板的熱防護要求。

3 復合抗彈結構隔熱性能驗證

為了驗證仿真結果的可靠性，對 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度為 20 mm 的復合抗彈結構單元開展耐火試驗，如圖 6 所示。

耐火試驗結束后 SiO2氣凝膠氈和 UFRP 層合板近火側的受損情況如圖 7 所示。

圖7（a）為 SiO2氣凝膠氈近火側的受損情況，從7（a）可看出，經耐火試驗后 SiO2氣凝膠氈表層的鋁箔已經部分脫落，但氣凝膠氈結構依然保持完整，無開裂等現象。圖 7（b）為 UFRP 層合板近火側的受損情況，從 7（b）可看出，經耐火試驗后 UFRP 層合板表面保持完好，未出現脫層燒蝕的情況。

SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度為 20 mm 的復合抗彈結構的耐火試驗結果與有限元仿真結果對比情況，如圖 8所示。

在復合抗彈結構的耐火試驗中，火爐溫度通過調節(jié)輸入功率來控制。從圖 8 可看出，實際火源溫度比標準火源溫度要高，因此實際試驗條件較標準耐火試驗條件更苛刻。

通過對比 UFRP 層合板近火側仿真溫度隨時間的變化曲線和 UFRP 層合板近火側實測溫度隨時間的變化曲線可以發(fā)現，在前 200 s 內，實際火源溫度和標準火源溫度基本相同，而 UFPR 近火側實測溫度的上升速率明顯高于仿真溫度的上升速率。造成這一現象的原因可能是由于 SiO2氣凝膠氈在環(huán)境中受潮，材料內部含有少量水氣，導致實際熱導率大于參考值；在 1 500 s后，UFPR 近火側實測溫度與仿真溫度基本保持一致。在實際試驗條件下，當 SiO2氣凝膠氈隔熱層的厚度為 20 mm 時，傳至 UFPR 層合板表面的實際溫度為133 ℃，低于 UFRP 層合板的臨界溫度 147 ℃，滿足UFRP 層合板的熱防護要求。

4 結 語

為了維持火災發(fā)生后 UFRP 層合板的抗彈性能，設計了以船用鋼為前/后面板，SiO2氣凝膠氈為隔熱層，UFRP 層合板為抗彈層的復合抗彈結構。在 A60 耐火等級標準條件下，對復合抗彈結構的有限元模型進行瞬態(tài)熱分析，探索復合抗彈結構內部的溫度分布與SiO2氣凝膠氈隔溫層厚度的關系。根據有限元仿真結果，進一步對 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度為 20 mm 的復合抗彈結構單元開展耐火試驗，得出如下結論：

1）SiO2氣凝膠氈具有良好的隔熱性能，在 UFPR層合板前側布置 SiO2氣凝膠氈，能夠有效降低傳至UFPR 層合板表面的溫度。當 SiO2氣凝膠氈隔熱層為 20 mm 時，傳至 UFPR 層合板表面的溫度為 133 ℃，滿足 UFRP 層合板的熱防護要求且具有 10% 的溫度余量；

2）通過有限元分析軟件 Ansys，建立瞬態(tài)熱分析模型，在 A60 耐火等級標準條件下，對復合抗彈結構進行有限元仿真分析，得到的仿真結果與實際耐火試驗結果吻合很好，大大節(jié)約試驗成本；

3）以船用鋼為前/后面板，SiO2氣凝膠氈為隔熱層，UFRP 層合板為抗彈層的復合抗彈結構在 A60 耐火等級標準條件下進行耐火試驗，保持 UFRP 層合板抗彈性能完好所需的 SiO2氣凝膠氈隔熱層厚度至少為 20 mm。

[1]王曉強, 朱錫, 梅志遠, 等. 超高分子量聚乙烯纖維增強層合厚板抗彈性能實驗研究[J]. 爆炸與沖擊, 2009, 29(1): 29–34. WANG Xiao-qiang, ZHU Xi, MEI Zhi-yuan, et al. Ballistic performances of ultra-high molecular weight polyethylene fiberreinforced thick laminated plates[J]. Explosion and Shock Waves, 2009, 29(1): 29–34.

[2]王曉強, 朱錫, 梅志遠. 高速鋼質破片侵徹高強聚乙烯纖維增強塑料層合板試驗研究[J]. 兵工學報, 2009, 30(12): 1574–1578. WANG Xiao-qiang, ZHU Xi, MEI Zhi-yuan. An experimental research on high velocity steel fragments perforating UHMWPE FRP laminates [J]. Acta Armamentarii, 2009, 30(12): 1574–1578.

[3]張典堂, 陳利, 孫穎, 等. UHMWPE/LLDPE復合材料層板低速沖擊及沖擊后壓縮性能實驗研究[J]. 復合材料學報, 2013, 30: 107–111. ZHANG Dian-tang, CHEN Li, SUN Ying, et al. Low velocity impact and residual compressive strength impact properties of UHMWPE/LLDPE composite laminates [J]. Acta Material Composite Sinica, 2013, 30: 107–111.

[4]蔡軍鋒, 傅孝忠, 易建政. 超高分子量聚乙烯-聚氨酯泡沫復合材料的抗爆實驗與數值模擬[J]. 高分子材料科學與工程, 2013, 29(11): 79–83. CAI Jun-feng, FU Xiao-zhong, YI Jian-zheng. Anti-explosion experiment and numerical simulation of UHMWPE-PUF composite [J]. Polymer Materials Science and Engineering, 2013, 29(11): 79–83.

[5]陳長海, 徐文獻, 朱錫, 等. 超高分子量聚乙烯纖維增強層合厚板抗高速鈍頭彈侵徹的理論模型[J]. 中國艦船研究, 2015, 10(3): 63–69. CHEN Chang-hai, XU Wen-xian, ZHU Xi, et al. Theoretical model for thick ultra-high molecular weight polyethylene fiberreinforced laminates penetrated by high-velocity bluntnosed projectiles [J]. Chinese Journal of Ship Research, 2015, 10(3): 63–69.

[6]侯海量, 張成亮, 李茂, 等. 沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下夾芯復合抗彈結構的毀傷特性[J]. 爆炸與沖擊, 2015, 10(3): 63–69. HOU Hai-liang, ZHANG Cheng-liang, LI Mao, et al. Damage characteristics of sandwich armor structure under the impact of shock and high-velocity fragments [J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 10(3): 63–69.

[7]張成亮, 朱錫, 侯海量, 等. 近距空爆下復合抗爆艙壁變形破壞模式試驗研究[J]. 振動與沖擊, 2014, 33(11): 33–48. ZHANG Cheng-liang, ZHU Xi, HOU Hai-liang, et al. Model tests for deformation and destruction modes of a blast-resistant bulkhead under near distance explosion [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(11): 33–48.

[8]邢哲, 王謀華, 劉偉華, 等. 輻射接枝改性對UHMWPE纖維性能的影響[J]. 高分子材料科學與工程, 2013, 29(10): 36–40. XING Zhe, WANG Mou-hua, LIU Wei-hua, et al. Effect of radiation grafting polymerization on the properties of UHMWPE fiber[J]. Polymer Materials Science and Engineering, 2013, 29(10): 36–40.

[9]王俊儒, 申奕. 多層保溫層的合理安排[J]. 天津化工, 2001(2): 29–30.

[10]譚大力, 宗培. SiC陶瓷和SiO2氣凝膠組合結構耐熱隔熱性能研究[J]. 船舶工程, 2014, 36(3): 103–106. TAN Da-li, ZONG Pei. Research on the thermal insulation property of the SiC ceramic and silicate aero-gel[J]. Ship Engineering, 2014, 36(3): 103–106.

[11]王曉婷, 張宏波, 楊海龍, 等. 耐高溫隔熱材料組合結構模擬研究與試驗驗證[J]. 宇航材料工藝, 2014(1): 92–96. WANG Xiao-ting, ZHANG Hong-bo, YANG Hai-long, et al. High temperature resistant heat insulating material simulation and experimental verification[J]. Aero-space Materials & Technology, 2014(1): 92–96.

[12]石明偉, 胡津津. 美國海軍艦船的耐火分隔技術發(fā)展[J]. 中國艦船研究, 2008, 3(5): 77–80. SHI Ming-wei, HU Jin-jin. Development of fire protection technology in U. S. naval ships[J]. Chinese Journal of Ship Research, 2008, 3(5): 77–80.

Design and fire resistance test validation of sandwich armor structure

HE Xiang, ZHU Xi, LI Yong-qing, ZHENG Pan
(Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

Ultra-high molecular weight polyethylene fiber reinforced plastic (UFRP) laminates has good penetrationresistance, however, the penetration-resistance of UFRP laminates is sensitive to temperature and the critical temperature is 147 ℃. A sandwich armor structure was designed to protect the antiknock performance of UFRP laminates under the impact of conflagration, and steel is front/rear panel, Silicate Aero-gel is thermal barrier, UFRP laminates is armor for the structure. In order to explore the relationship between temperature distribution of composite armor structure and thickness of silicate aero-gel, a transient thermal analysis on the finite element model of composite armor structure was carried out under the condition of A60 standard. According to the results of finite element simulation, a fire resistance test for composite armor structure also carried out, and the thickness of heat insulation layer is 20 mm. Finally,the results show that silicate aero-gel has good heat insulation performance, and in order to maintain the antiknock performance of UFRP laminates under the condition of A60 standard, the thickness of heat insulation layer in sandwich armor structure should set at least 20 mm.

silicate aero-gel；sandwich armor structure；transient thermal analysis；fire resistance test

U668.1

A

1672–7619(2017)05–0042–05

10.3404/j.issn.1672–7619.2017.05.009

2016–06–20

國家自然科學基金資助項目(51179200)

何翔(1993–)，男，碩士研究生。研究方向為船用復合材料。