沖擊波和侵徹體聯合作用下聚脲涂層防護機理研究

李海龍, 王 博, 丁 松, 張之凡

沖擊波和侵徹體聯合作用下聚脲涂層防護機理研究

李海龍1, 王 博2, 丁 松3, 張之凡1,4*

(1. 大連理工大學 船舶工程學院, 遼寧 大連, 116024; 2. 中國船舶集團有限公司 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 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京, 100081)

隨著聚能戰斗部在水中兵器的廣泛應用, 開展防護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, 對聚脲防護材料的抗沖擊抗侵徹性能展開研究。根據面密度理論, 討論了聚脲涂層處于不同位置時的防護效果, 對破口、撓度、吸能和降速等結果進行對比分析, 給出了聚脲涂層的最優涂敷位置。在此基礎上, 對鋼板/聚脲/鋼板復合結構進行優化, 結果表明：聚脲復合結構的防護效果并沒有隨著聚脲涂層厚度的增加而提高, 通過對比分析給出了鋼板/聚脲/鋼板的最佳比例為2/10/2。文中研究可為艦船防護設計提供理論依據和數值支撐。

水中兵器; 聚能戰斗部; 水下爆炸; 沖擊波; 聚脲; 防護機理

0 引言

聚能戰斗部在水下爆炸過程中產生的強間斷沖擊波和高速聚能侵徹體會對結構產生嚴重的毀傷效果。同時, 隨著艦船防護材料的不斷發展[1-4], 聚脲材料因具有成本低、質量輕、高韌性、吸附性強且吸收沖擊能效果明顯等優點, 越來越廣泛地被應用于艦船防護領域。

針對空中和水下爆炸沖擊作用下聚脲材料的防護機理, 王小偉等[5]研究了鋼板/聚脲/鋼板復合結構, 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/聚脲復合結構板的防護效果, 可知聚脲涂層的復合板可有效減少沖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的防護效果, 表明當鋼板背爆面涂覆厚度為倍鋼板厚度的涂層時, 復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合結構的動態響應及抗爆能力, 驗證了聚脲涂層對鋼板抗爆性能的增強作用。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合材料在防爆方面的優異性。

針對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速度沖擊下對裸鋼板和聚脲復合結構的破壞模式; 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-芳綸的復合材料板為底材, 進行了500～600 m/s的初始沖擊速度下對不同位置涂覆聚脲涂層的抗侵徹試驗;很多學者[12-16]討論了不同沖擊速度和不同復合結構下聚脲對結構抗侵徹性能的影響, 結果表明聚脲具有優異的防護性能。但對于高速沖擊情況下[17]聚脲的防護研究尚不充分, 對聚脲鋼板復合結構的抗侵徹性能防護效果有待進一步研究。

國內外學者對聚脲材料的抗爆和抗侵徹性能開展了大量研究, 但針對水下爆炸強間斷沖擊波和高速聚能侵徹體聯合作用下聚脲對結構的防護機理研究尚不充分。文中基于面密度理論, 討論了聚脲涂層處于不同位置時的防護效果, 并且對不同情況的破口、撓度、吸能和降速大小4個方面進行了對比分析, 給出了面密度相等下聚脲涂層的最優位置。在此基礎上, 對鋼板/聚脲/鋼板復合結構進行優化, 結果表明: 防護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 設計和評估標準

1) 面密度

為探究聚脲復合結構的抗侵徹性能, 采用二維軸對稱算法對聚脲夾層靶板的抗侵徹性能進行研究。基于AUTODYN-2D軸對稱算法, 分別對聚脲涂覆靶板和純Q235鋼板進行對比計算。為計算多層靶板結構, 建立面密度計算公式[18]

2) 破口比率和撓度比率

定義無綱量化參數破口比率

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構的抗侵徹性能[20], 即

1.2 數值理論

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驗證[16])。

1.2.1 狀態方程

1) 水狀態方程

水采用Shock狀態方程, 表達式為[21]

式中:U為沖擊波速度;為質點速度;0,1和2為常數,0=1 647 m/s,1=1.921, S=0。

2) 空氣狀態方程

空氣采用Ideal Gas方程, 表達式為[21]

3) 炸藥狀態方程

炸藥采用JWL方程, 表達式為[21]

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

表1 HMX的JWL方程主要參數

1.2.2 材料模型

1) Q235鋼和藥型罩材料模型

鋼選用Q235鋼, 建立材料模型時先從軟件的材料庫中選擇基礎材料4340鋼, 再在其基礎上進行適當調整。金屬藥型罩在材料庫中選擇基礎材料高導無氧銅(CU-OFHC)。材料模型均為Linear狀態方程和Johnson-Cook(J-C)強度模型構成。Johnson-Cook強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度極限及失效過程。它也是基于大量實驗推導確定的, 表達式為[21]

表2 Q235鋼和CU-OFHC的J-C模型主要參數

2) 聚脲彈性體參數

聚脲彈性體是應變率效應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先從軟件的材料庫中選擇基礎材料橡膠, 再在其基礎上修改材料參數。材料模型采用Hyperelastic 狀態方程和兩參數的Mooney-Rivlin 強度模型表達, 以此描述非線性的應力應變關系。Mooney-Rivlin模型是用于形容彈性大變形的本構模型, 用以下多項式來表達[21]

式中: 因變量為應變能密度;10和01是2個重要參數;1、2為Green應變不變量。

參照SPUA-409型聚脲材料[16], 材料參數中的各個變量見表3。失效標準選擇最大主應力失效, 即最大主應力高于輸入的臨界值后結構發生失效, 臨界值設置為250 MPa[16]。

表3 聚脲主要參數

2 數值模型及分析

2.1 數值模型

為了研究聚脲涂層對高速侵徹體的防護性能, 首先建立聚能裝藥近場水下爆炸二維軸對稱模型, 其次依據現代魚雷的設計現狀, 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, 采用變壁厚設計, 內徑圓心為(67.0, 0.0), 內徑長度= 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邊界后發生反射, 在流場邊界施加流出邊界; 為約束靶板, 對其施加剛固邊界, 網格大小在收斂性分析后確定。

圖1 數值仿真模型

為驗證聚脲涂層優異的抗侵徹性能, 研究敷設位置對聚脲涂層防護效果的影響, 選取5 mm Q235鋼板為基準工況, 根據1.1節中面密度理論, 將面密度相等的鋼板和聚脲鋼板夾層的計算結果作為參考量。為了得到最優的涂敷位置, 設置了如表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的工況進行收斂性分析, 得到侵徹體頭部速度V隨網格數量的變化曲線如圖2所示。綜合考慮計算精度和計算效率, 選取流體網格尺寸為0.2 mm×0.2 mm。靶板網格同樣采用0.2 mm×0.2 mm的網格, 避免耦合界面處出現問題。

圖2 不同網格尺寸下聚能侵徹體頭部速度曲線

3 聚脲對結構抗爆抗侵徹性能的影響

依據面密度設計理論, 設計了6種工況對聚脲涂層的抗爆抗沖擊性能進行評估, 從中選取防護效果最佳的模型。根據仿真數據, 可知藥型罩的質量=2.7 g, 規定初始撞擊速度0=1 500 m/s, 屬于高速沖擊(大于1 300 m/s)[17]。另外, 在= 0.065 ms時刻, 沖擊波和侵徹體已經完全作用結束, 故選定此刻作為破口、撓度、吸能和聚能侵徹體降速的評估標準, 隨后進行優化設計得到最佳模型。

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能和沖擊波能, 因此靶板的防護主要關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能載荷和沖擊波載荷特性。

3.1.1 聚能侵徹體成型過程

對聚能侵徹體成型和載荷輸出進行分析。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的物理現象, 聚能侵徹體的速度I分布如圖3所示。在5 μs時刻, 爆轟波傳播至藥型罩頂部, 藥型罩開始發生塑性變形; 在10 μs時刻, 藥型罩已完全被壓垮, 內外表面完成翻轉, 聚能侵徹體呈扁平狀; 在15 μs時刻, 聚能侵徹體已經穩定成型, 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飛行; 在20 μs時刻, 聚能侵徹體頭部入水開始出現磨損, 入水后周圍產生空腔, 質量有所減少, 頭部呈扁平狀; 在30 μs時刻, 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, 斷裂并不嚴重, 仍具有較強的侵徹能力; 在45 μs時刻, 聚能侵徹體的初始撞擊速度大于1 500 m/s, 屬于高速沖擊[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中形成沖擊波, 沖擊波在水中繼續傳播。在=0.040 ms時刻, 沖擊波的傳播近似球面波, 高速運動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, 但是靶板已經略微變形, 其主要原因是直達波和彈道波對靶板的作用; 在=0.045 ms時刻, 沖擊波到達靶板表面, 對比其后時刻沖擊波反射明顯, 靶板吸收能量, 沖擊波載荷作用結束。

圖4 沖擊波傳播過程中流場壓力云圖

圖5 侵徹后靶板形態圖(t=0.065 ms)

3.2 破口大小對比

通過工況對比發現, 聚脲涂層的涂敷位置不同時, 破壞形式有所區別, 侵徹結果如圖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, 接觸點產生遠大于靶板材料抗力的瞬間沖擊壓應力, 接觸區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的破口, 并沒有出現花板開裂的現象; 2) 迎彈面涂敷聚脲(工況2）的破壞模式為, 在接觸區域的聚脲被高速沖擊, 在高應變率下聚脲由大變形橡膠態向小變形玻璃態轉變, 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, 在高速沖擊下對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, 呈現橡膠態。為了更好地展示聚脲的橡膠態, 如圖6所示, 在=0.065 ms時刻, 聚脲涂層處于臨界擊穿的狀態, 在=0.070 ms時刻, 聚脲涂層被擊穿。由此可見, 在高速沖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; 涂敷背彈面時為拉伸破壞, 具有一定的韌性強度; 當聚脲涂層位于夾層中間時, 由于背部鋼板的支撐, 聚脲的韌性表現得并不明顯, 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1.1節中的破口比率評估標準進行對比, 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。迎彈面涂敷聚脲時破口大于鋼板和背彈面涂敷聚脲, 當背彈面涂敷聚脲時, 聚脲的韌性強度明顯且破口較小, 如圖5所示。通過1.1節公式計算得到前板破口比率1和背板破口比率2,對比分析可得工況6最優, 如圖7所示。

圖6 侵徹過程中聚脲涂層形態特征(工況2)

圖7 面密度相等不同工況下破口比率曲線

3.3 撓度大小對比

圖8 面密度相等不同工況下撓度比率曲線

3.4 吸能大小對比

依據第2節中的吸能比率評估標準進行對比, 測得仿真數據如表5所示。對比分析表5數據可得, 聚脲鋼板夾層的吸收總能均大于裸鋼板吸收的能量, 即聚脲的防護效果優于裸鋼板。

表5 面密度相等不同工況下吸能數據

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 降速大小對比

依據1.1節中的速度降理論評估標準進行對比, 測得仿真數據分別如圖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。可知, 在=0.065 ms時刻, 聚能侵徹體的殘余速度趨于平穩, 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 結果分析與討論

對比破口、撓度、吸能和降速4個方面的結果, 在破口方面工況6最佳, 撓度方面工況2優于工況6和工況5, 吸能方面工況5優于工況2和工況6, 總體來看面密度相等時聚脲鋼板夾層防護效果均優于裸鋼板, 體現了聚脲涂層在抗沖擊波抗高速侵徹方面的優異性能, 其中工況2, 5, 6的防護效果較為突出, 但這3種工況下破口、撓度和吸能結果相差不大。然而, 通過比較速度降的大小可以發現, 工況6明顯優于工況2和工況5, 即鋼板/聚脲/鋼板夾層有著出色的表現, 降速明顯, 其速度降是裸鋼板的132.41%。綜合4種評估標準, 鋼板/聚脲/鋼板夾層抗沖擊波、抗高速侵徹的效果較佳。在此基礎上, 對聚脲夾層的厚度進行優化, 鑒于以上結論, 著重分析優化后的速度降情況。

3.7 聚脲夾層板模型優化

由上述分析可得, 鋼板/聚脲/鋼板夾層防護效果最佳, 對此模型進行優化, 通過增加厚度設置不同工況, 具體工況設置如表6所示。

表6 鋼板/聚脲/鋼板夾層結構優化工況

根據仿真數據可知, 在=0.075 ms時刻, 沖擊波和侵徹體作用已經完全結束, 聚能侵徹體殘余速度已經趨于平穩, 如圖12所示, 故選定此時刻作為破口、撓度、吸能和聚能侵徹體降速的評估標準。

聚脲夾層厚度不同時, 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個方面相差不大。為了更好地區分不同厚度的聚脲夾層的優異性能, 需對其進行降速大小分析, 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 優化模型侵徹后靶板形態圖(t=0.075 ms)

表7 面密度不相等不同工況下吸能數據

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行評估, 仿真數據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為最優選擇, 其速度降是優化前的108.97%, 是裸鋼板的147.76%, 工況8防護效果顯著提高, 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合材料的模型, 分析了聚脲材料在沖擊波和侵徹體聯合作用下的防護性能, 依據破口、撓度、吸能和降速4個標準, 給出了最優的復合模型并對其進行了模型優化, 具體結論如下。

1) 在沖擊波和高速侵徹體的聯合作用下, 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, 為剪切破壞; 背彈面涂敷聚脲時為拉伸破壞和韌性破壞。

2) 在沖擊波和高速侵徹體的聯合作用下, 聚脲的防護性能從破口、撓度、吸能和降速4個方面均優于面密度相等時的裸鋼板, 其中防護效果最好的是鋼板/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合作用下, 通過增加聚脲夾層的厚度對鋼板/聚脲/鋼板模式進行了優化, 結果表明隨著厚度的增加, 單位面密度速度降并未一直升高。結合實際應用情況, 給出最優模型配比為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. 沖擊波和侵徹體聯合作用下聚脲涂層防護機理研究[J]. 水下無人系統學報, 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.

國家自然科學基金(11802025); 爆炸科學與技術國家重點實驗室(北京理工大學)開放課題(KFJJ21-09M); 遼寧省興遼英才計劃高水平創新創業團隊項目(XLYC1908027); 中央高校基本科研業務費專項資金(DUT20RC(3)025).

李海龍(1999-), 男, 在讀碩士, 主要研究方向為艦船防護材料及水下爆炸技術.

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

(責任編輯: 楊力軍)