多層復合抗爆結構的數值優化與試驗研究

馬洋洋，趙 磊，吳 成，安豐江

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081；2.中國人民解放軍 96854部隊， 沈陽 110033)

現代戰爭中，作戰艦船、裝甲車輛的結構防護能力是其戰斗力的重要保障[1-2]。在被動防護領域，均質裝甲一直是簡單有效的抗爆結構。然而，單一材料的防護結構已經越來越難以滿足防護需求，更為優異的多層復合結構成為了防護研究的熱點。目前國外學者研究了聚脲彈性體和玻璃纖維制作的復合結構的抗爆性能[3]。國內學者對泡沫鋁夾層結構的抗爆性能進行了研究，結果表明鋁合金-泡沫鋁-高強度裝甲鋼夾層復合結構的抗爆性能最優[4]。對夾層防爆罐結構的抗爆性能進行了三種結構情況的仿真研究，結果表明聚脲彈性體夾層防爆罐為最優結構防爆罐，沖擊波在聚脲彈性體傳播過程中衰減幅度最大[5]。國內外研究重點多集中在雙層、三層復合抗爆結構，對于多層復合結構的抗爆性能研究與優化設計，目前少見報道。

本文針對多層復合結構的抗爆防護問題，應用數值仿真的手段對由高強度鋼、聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯材料組成的不同結構、不同厚度分配下多層復合結構開展了數值優化設計與抗爆性能研究，初步試驗驗證了最佳抗爆性能的多層復合結構。

1 數值仿真模型

1.1 數值仿真模型的建立

結合實際試驗，建立了多層復合結構抗爆數值仿真模型(見圖1)。采用顯式動力分析軟件ANSYS/Ls_Dyna進行三維數值仿真。在建立的模型中，將多層復合結構四周設置為固支邊界條件。多層復合結構為拉格朗日網格，六面體單元。空氣域、沙子、炸藥為歐拉網格，六面體單元，空氣域為漸變網格，四周設置無反射邊界條件，在網格大小能保證計算精度的前提下，使用流固耦合算法耦合兩種網格進行計算[6]。TNT炸藥從最下方中心點起爆。各層材料間粘接采用關鍵字Automatic _Surface_to_Surface模擬。同時為減小計算量，建立四分之一模型，且在對稱面上施加對稱約束。

圖1 多層復合結構抗爆數值仿真模型

1.2 材料模型

多層復合結構的面板、背板采用考慮了應變率效應的Johnson_Cook本構模型及Gruneisen狀態方程。聚脲彈性體采用Piecewise_Linear_Plasticity本構模型，該模型考慮了聚脲沖擊受載后的彈塑性變形、應變率效應以及斷裂效應。泡沫鋁采用Modified_Crushable_Foam本構模型。超高分子量聚乙烯采用Composite_Damage本構模型。材料主要參數見表1[3-7-8]。

TNT炸藥采用High_Explosive_Burn本構模型以及Jwl狀態方程。空氣采用Null本構模型以及線性多項式狀態方程。沙子采用Soil_And_Foam本構模型。以上3種材料參數均來源于文獻[9]。

表1 4種材料主要參數

2 數值仿真結果分析

2.1 抗爆性能評價指標

對于艦船、裝甲車輛的防護而言，其內部人員、設備的防護是重中之重。一方面，防護結構的小變形會給內部人員更好的生存環境，另一方面，較小的加速度載荷有利于作戰設備的安全。因此，將背板中心處位移和加速度作為復合結構抗爆性能的評價指標。同時，為了區分不同復合結構的吸能效果，將復合結構吸收能量也作為評價指標之一，結合給出抗爆性能最佳條件[10]。

2.2 不同中間層結構多層復合結構抗爆性能分析

首先，設定多層復合結構面板、背板的材料、厚度相同，聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯的厚度也是相同的，只是更換中間層3種材料順序，得到不同結構方案，進行數值仿真方案見表2。

表2 中間層結構優化數值仿真方案

注:P代表聚脲彈性體，L代表泡沫鋁，U代表超高分子量聚乙烯

數值仿真后6種方案的動態響應曲線見圖2。從圖2(a)可以看出，中間層材料順序的不同對多層復合結構背板中心處位移影響很小，在六種方案中，最大位移和最小位移僅僅相差0.36 cm。同時，背板中心位移最小的中間層方案為1-2方案。從圖2(b)可以看出，不同結構的多層復合結構在能量吸收上差異較大，能量吸收最大值與最小值差距有11.7 kJ。其中，吸收能量較多的方案為1-1方案、1-3方案。從圖2(c)可以看出，中間層材料順序的不同導致多層復合結構背板中心處加速度值差異較大，但6種方案的振蕩周期變化基本一致。從6種方案的背板中心處最大加速度來看，1-1方案與1-6方案的多層復合結構加速度峰值較小，對其防護目標危害較小。綜合考慮，可以得出P-L-U中間層結構為多層復合結構最優方案。

圖2 6種方案動態響應曲線

2.3 不同中間層厚度多層復合結構抗爆性能分析

采用2.2節中多層復合結構的最優結構方案，即P-L-U結構，保持多層復合結構面板、背板的材料、厚度均不變，聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯三種材料總厚度不變，選取7個中間層不同厚度分配的方案，進行數值仿真方案見表3。

表3 中間層厚度優化數值仿真方案

注:P代表聚脲彈性體，L代表泡沫鋁，U代表超高分子量聚乙烯，P、L、U下標的增大意味著該材料厚度的增大

數值仿真后7種方案的動態響應曲線見圖3。

從圖3(a)可以看出，中間各層材料厚度不同對多層復合結構背板中心處影響很小，在6種方案中，最大位移和最小位移僅僅相差0.54 cm。同時，背板中心位移最小的厚度方案為2-3方案。從圖3(b)可以看出，不同厚度分配的多層復合結構在能量吸收上差異較大，能量吸收最大值與最小值差距有9.9 kJ。其中，吸收能量最多的厚度方案為2-4方案，共吸收能量38.7 kJ。從圖3(c)可以看出，中間層材料厚度不同導致多層復合結構背板中心處加速度值差異較大，但6種方案的振蕩周期變化基本一致。從六種方案的背板中心處最大加速度來看，2-2、2-4方案的多層復合結構加速度峰值較小，對其防護目標危害最小。綜合考慮，2-4方案為多層復合結構的最優厚度方案。

結合2.2節與2.3節的數值仿真結果，對多層復合抗爆結構的數值優化設計應當使其吸收能量越多越好，背板中心處加速度峰值越小越好，而背板中心處位移差距在1 cm以內時可以忽略不計。此外，數值仿真結果表明，P-L-U結構的3種材料厚度比為2∶1∶1時抗爆性能最優。

圖3 7種方案動態響應曲線

3 多層復合結構抗爆試驗

3.1 試驗方案

對最優多層復合結構進行抗爆試驗，試驗樣件和平臺使用四根鐵鏈懸掛于一個可移動的平臺上，平臺在試驗時位置固定，試驗樣件與平臺通過螺栓緊固連接，平臺上方為1 000 kg的配重載荷。在配重下方及支撐架上固定有測試裝置分別測量試驗樣件動態最大變形以及配重豎直方向上位移。試驗時，試驗樣件與平臺使用鐵鏈升至一定高度，并在下方放置一沙箱，使得多層復合結構距離沙子表面300 mm，0.8 kg的長方體TNT炸藥埋入沙中，使其位于多層復合結構中心正下方，且上表面距離沙表面50 mm。試驗布置見圖4。

圖4 試驗布置示意圖

試驗樣件制備時，聚脲彈性體噴涂在泡沫鋁表面，其余各層間均采用高強度膠粘接而成。試驗樣件實物見圖5。

圖5 試驗樣件

3.2 試驗結果與分析

共進行了3發重復性抗爆試驗，3發試驗均成功抵抗了爆炸載荷，且保持了迎爆面、背爆面結構的完整性。試驗結果見表4。

由試驗結果可以看出，炸藥起爆后，爆炸載荷首先作用于強度較高的鋼面板上，鋼板通過彈塑性變形吸收一部分能量，沖擊波載荷進一步傳遞通過聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯。聚脲彈性體材料依靠本身的彈性變形壓縮大幅度衰減沖擊波能量，其后泡沫鋁材料通過孔隙的坍塌壓實，進一步吸收沖擊波能量，再者超高分子量聚乙烯的迎爆面纖維通過基體開裂，壓縮剪切破壞吸收沖擊波能量，背爆面纖維通過拉伸破壞吸收沖擊波能量。最后，大幅減弱的沖擊波載荷作用于背板上，高強度的鋼背板避免了結構的貫穿、大變形。同時，在面板一側，中部為鍋狀變形，四個角落處各有一未變形的三角區域，邊沿的中心發生了鋼的拉伸出現了褶皺，主要原因為試驗樣件四個角落均處于固定狀態，而邊沿中心為支撐減弱處，導致了沖擊波的反射拉伸。背板一側，則是規則的鍋狀變形，邊沿中心處鋼板拉伸變形較小，主要原因在于沖擊波載荷傳遞至背板時已衰減至一定程度。

對比數值仿真結果與試驗結果，由于數值仿真中設置多層復合結構為四周固支邊界，所以試驗中測得的配重位移無法在仿真中體現。最大變形對應背板中心點處位移最大值，殘余變形對應背板中心點處位移最終值。其中，數值仿真背板中心處位移最大值為4.32 cm，與試驗最大變形均值7.13 cm相差2.81 cm，數值仿真位移最終值為3.2 cm，與試驗殘余變形均值4.87 cm相差1.67 cm。可以看出，數值仿真值均偏小，主要原因在于數值仿真固支邊界的設置，使得多層復合結構無法在豎直方向上整體位移。但總體來說，數值仿真結果與試驗結果變化基本一致，很好的體現了多層復合結構遭受爆炸載荷后的變形過程，并給出了試驗中難以測出的部分數據，是一種良好的模擬手段，后續可在此基礎上進一步優化設計。

表4 試驗結果

4 結論

1) 所提出的由高強度鋼、聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯組成的多層復合結構可用于裝甲車輛、艦船等的防護結構。

2) 數值優化設計后多層復合結構的中間層材料順序為聚脲彈性體、泡沫鋁、超高分子量聚乙烯。

3) 試驗表明，最優多層復合結構可抵抗一定的爆炸載荷，且與數值仿真結果較為一致。

本文提出的多層復合抗爆結構、數值優化設計方法對艦船、裝甲車輛的板狀防護結構設計提供了技術支撐，未來對其他材料的不同順序、不同厚度分配的多層復合結構的抗爆消耗能量計算、沖擊波衰減關系計算、中心處變形、加速度響應等方面可開展進一步研究。