改进的组合夹层板水下抗爆性能分析

丁 生 宝, 李 楷*, 苑 志 江, 蒋 晓 刚, 陆 丛 红

(1.大连理工大学 船舶工程学院, 辽宁 大连 116024;2.海军大连舰艇学院 航海系, 辽宁 大连 116018 )

0 引 言

近年来水下武器的迅速发展,对水面舰船的威胁日益升高,舰船在水面航行时遭受新式武器打击的方式逐渐多样化．为提高舰船的自我防护能力和安全性,在设计建造时必须对舰船的结构采取防护抗爆设计,减小舰船遭受水下爆炸时产生的破坏,提高舰船的抗爆抗冲击性能．因此,对舰船的结构设计提出了更高的要求,开展新型防护结构研究具有重要意义．传统的防护结构设计大多数通过增加原始结构的重量来提高结构的防护性能,这种方式会对结构的吸能效率和成本等方面产生巨大的影响,并不适用于当前舰船结构对防护性能的要求[1]．

目前,随着激光焊接技术的发展,夹层板作为一种轻型结构在各个工业领域得到了广泛的运用[2],在船舶领域也受到了大量学者的青睐．张延昌等[3]对V型夹层板做了横向吸能探究,利用Dytran软件对不同折叠式夹层板的抗爆性能进行了数值分析,并进行了实际的水下爆炸试验,分析了夹层板对水下爆炸的防护性能．王自力等[4]通过试验的形式,对实际舰船结构中折叠式夹层板进行了分析,探究夹层板板架结构在舰船实际遭受冲击时的动态响应．吴敌等[5]研究了水下非接触爆炸对U型折叠式夹层板的防爆性能,通过对比分析证明其性能优于传统的加筋板．Tilbrook等[6]对Y型夹层结构的压皱变形进行了试验分析,结果与仿真数值比较具有高度的一致性．Ren等[7]利用水下爆炸试验对水背金属夹层板变形模式进行了探究,通过试验和仿真的结果比较,认为在相同条件下,水背夹层板比气背夹层板具有更好的抗变形和抗损伤能力．Dharmasena等[8]运用试验装置对多种夹芯形式的夹层板开展研究,分析了各种夹芯形式夹层板的抗冲击性能．Sriram等[9]研究了爆炸荷载下泡沫铝夹层板的失效模式,总结出冲击波的峰值变化规律,分析了泡沫铝夹层板的抗冲击性能．

以上研究表明夹层板结构能够有效提升抗冲击性能,有必要进一步探索夹层板结构的不同形式对抗冲击性能的影响．本文基于前期的文献研究与实际的模拟计算,提出V-X型、V-Z型、V-T型3种改进组合形式的夹层板结构,通过数值模拟分析,对这些结构的抗爆性能进行验证．同时研究夹层板在水下爆炸冲击荷载下结构的损伤变形及其防护性能,分析结构参数对夹层板性能的影响,为舰船的防护结构设计提供参考．

1 夹层板结构数值模拟模型

传统的V型夹层板由上下面板及中间的芯层部分组成,这种夹层板的强度较高,抗冲击性能较好．因此,考虑在性能较优的V型夹层板的基础上,设计几种新型的芯层结构,并与V型夹层板进行对比,评估改进夹层板的抗爆抗冲击性能．

1.1 数值模拟模型建立

夹层板一般由薄板整体折叠而成,可以使用当前较为成熟的压制技术实现芯层的制造．本文对文献[3-4]中V型夹层板进行改进,依据等质量原则进行概念设计,其中基本的V型夹层板质量控制在100 kg左右,改进的夹层板增加了折板设计,能够保证夹层板具有一定的横向强度,经过计算,共提出3种性能较优的夹层板(V-X型、V-Z型、V-T型),其基本截面尺寸和结构形式如表1和图1所示．

表1 设计方案

(a) V型

(b) V-X型

(c) V-Z型

(d) V-T型

1.2 计算模型

夹层板结构均采用Belytschko-Tsay壳单元进行模拟,面板和芯层结构单元尺寸均为20 mm,芯层的斜边设置3或4个单元,夹层板的四周均设置为刚性固定边界,芯层与上下面板之间通过关键字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE实现接触设置,芯层与面板的连接处采用共节点的方式进行处理,保证面板与芯层在受到外界冲击时具有相同的运动状态,符合实际情况．

计算的欧拉域大小为4 m×4 m×5 m,如图2所示．采用1 kg当量的球型TNT炸药,1 m爆距,冲击因子为1的水下非接触爆炸工况对夹层板进行计算．为了保证计算效率,在夹层板附近局部加密流域,流域模型共包含30×104个六面体单元,夹层板水平漂浮在水域中．同时在欧拉域边界设置非反射边界条件．对于流域,建立夹层板迎爆面与流域耦合．计算时长为20 ms,在整个爆炸过程中,仅考虑冲击波对夹层板的压皱变形．

图2 流域有限元模型

2 数值模拟材料参数及模型验证

2.1 结构材料参数与爆轰物状态方程

夹层板材料采用低碳钢,密度为7 850 kg/m3,弹性模量为210 GPa,泊松比为0.3,失效塑性变形为0.3,采用Cowper-Symonds本构模型描述受应变率影响的材料在动态荷载作用下的应力-应变关系,公式[10]如下：

(1)

炸药材料为TNT,利用材料库中8号材料*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN来模拟炸药的属性,用JWL状态方程来模拟爆炸产物,爆轰物状态方程[11]如下：

(2)

式中：p为爆炸压力;ρ为炸药密度;ρ0为爆轰开始时的炸药密度;Em0为初始热力学能;参数A、B、R1、R2、ω为炸药相关参数,与炸药的种类有关．表2列出了炸药材料及状态方程参数．其他介质的参数主要来自文献[12]．

表2 炸药材料及状态方程参数

2.2 水下爆炸数值模拟方法验证

为了验证数值方法的正确性,参照文献[4]中夹层板在炸药作用下的试验模型,建立了有限元数值模型,该夹层板上下面板之间的高度为120 mm,下面板尺寸为1 140 mm×1 040 mm,上面板尺寸为1 080 mm×1 040 mm,面板及芯层的厚度均为4 mm．文献[4]中选取了冲击因子为1与0.67两种工况进行了夹层板水下爆炸试验,这两种工况下试验效果较好,因此,选取这两种情况进行数值模拟验证．欧拉域采用六面体网格模拟,整体大小为5 m×5 m×8 m．使用小炸药当量时可忽略自由面的影响,因此将水域视为无限场域,并且对所有自由面设置无反射边界条件,拉格朗日结构和欧拉域采用通用耦合方法模拟．欧拉域网格尺寸对结果的影响较大,因此对试验中冲击因子为1的工况进行网格灵敏度分析．夹层板整体网格尺寸为20 mm,在其他条件相同时,以夹层板为中心附近各个方向1.5 m处为均匀网格,为了保证计算效率,在1.5 m处以外的网格采用均匀网格的2倍尺寸．对于均匀网格,尺寸从30～80 mm进行变化．可以看出,随着网格尺寸加大,夹层板下面板中心的位移逐渐变小直到维持在一定水平,当网格尺寸在40 mm时计算结果与文献[4]中测量值接近．图3表示网格尺寸d和下面板中心位移u之间的关系,因此为了保证计算的可靠度和效率,进行后续计算时,在夹层板周围1.5 m以内的网格尺寸均采用40 mm,距离结构较远处,网格尺寸进行渐变．

图3 网格尺寸与夹层板下面板中心位移关系

表3列出了两种冲击因子下采用40 mm网格尺寸时试验值(下面板中心位移)和模拟值的结果,两者存在一定的误差,误差在±5%以内．

表3 夹层板下面板中心变形结果

如图4所示,数值模拟中夹层板表现出较大的塑性变形,由于边界条件的限制,夹层板边缘板格的变形大于中间板格的,符合文献[4]中观察到的现象．图5为试验结果图．根据上述结果,可以认为本文有限元模拟方法能够准确地反映夹层板在水下爆炸中的动态响应．

图4 模型模拟结果验证

图5 文献[4]中试验结果

3 改进夹层板抗冲击性能数值模拟结果分析

3.1 变形损伤模式

图6为V型夹层板某一时刻速度矢量图,可见爆炸产生的冲击对夹层板中心范围产生较大幅度振动,速度依次向外扩散然后缩减,中心处速度较大．其余3种结构的速度矢量与V型结构变化效果相似．各种夹层板最终塑性变形如图7所示,各夹层板的最大位移均发生在下面板中心处．可以清楚地看到水下爆炸产生的冲击波首先作用于下面板,然后经过芯层传递给上面板,V型夹层板的下面板发生了较大的变形,结构整体呈现局部上凸的趋势,上面板由于芯层的缓冲作用,变形相对缓和,局部变形较小,与文献[13-14]中现象相同．随着冲击波的传播,荷载由结构向四周传递,几种结构的变形模式相同．改进后的结构除了V-T型局部变形较传统的V型夹层板要大,其余两种变形都有明显的改善,说明改进的曲折结构能有效起到缓冲作用．当夹层板应用于船体结构时,船上的设备主要通过连接装置安装于上面板,因此上面板的位移很大程度上反映了结构的安全性能．各种夹层板上面板中心位移时程曲线如图8所示,可以看到,V型夹层板中心最大位移为66.1 mm,V-X型中心最大位移为56.6 mm,V-Z型中心最大位移为63.0 mm,V-T型中心位移最大,为72.1 mm,可能是T型加强结构在传递荷载时产生的瞬时振动较大所致．其中V-X型夹层板产生的位移较V型减小了14.4%左右,效果较好．所有结构在爆炸产生冲击波的10 ms内均达到了最大位移,随后结构发生弹性振动,位移始终处于同一水平．

图6 V型夹层板速度矢量图

(a) V型

(b) V-X型

(c) V-Z型

(d) V-T型

图8 夹层板上面板中心位移时程曲线

3.2 加速度与速度响应

图9和图10分别为夹层板上面板中心的速度和加速度时程曲线．夹层板的速度和加速度在冲击波瞬时作用下达到峰值,然后减小到反方向的最大值,几种夹层板的运动变化趋势相似,但是峰值有明显的变化．由图9可知,V型夹层板的速度峰值为27.1 m/s,改进的V-X、V-Z、V-T型夹层板的速度峰值分别为19.5、19.2、20.1 m/s,平均减小了28%左右,有着明显的缓和趋势．加速度曲线在0～6 ms内有着剧烈的波动,由图10可知,V型夹层板的最大加速度为100.3 km/s2,改进的V-X、V-Z、V-T型夹层板的加速度峰值分别为97.5、107.0、87.8 km/s2,改进的夹层板除了V-Z型加速度峰值相比原始V型稍微偏大,其余两种加速度均小于原始夹层板．在冲击波作用过后,加速度曲线有小范围的波动,在低频振荡中徘徊．由于夹层板与流体的耦合作用,夹层板的运动趋势随着自由液面的振荡逐渐衰减．通过以上比较分析,可以看到改进的夹层板在速度和加速度响应方面优于传统的夹层板,对减小上面板遭受到的外界冲击有着积极作用．

图9 夹层板速度时程曲线

图10 夹层板加速度时程曲线

3.3 结构吸能模式

爆炸产生的冲击波作用于夹层板上,炸药产生的能量转换为动能,再转化为夹层板的塑性变形能．由于冲击波持续时间短,夹层板吸收能量在6 ms左右达到最大值而后趋于稳定．在夹层板中通过各部位吸能情况可以看出,下面板和芯层是主要的吸能构件,占整个夹层板总吸能的70%以上．原始的V型夹层板上面板吸能占总吸能的28%,芯层的吸能占总吸能的29.6%,两者吸能程度相当．图11为夹层板各部位吸能曲线,可以看到改进的3种夹层板芯层的吸能能力均强于原始夹层板．改进后的3种夹层板通过芯层的折板缓冲设计,有效减小了上面板的变形,上面板的吸能占比均有所降低,由原始的28%降到了10%～20%．同时,芯层的吸能占比提高了10%左右,特别是V-Z型夹层板,中部芯层的吸能效果最优,吸能效率提高了70.5%．V-X和V-T型两种形式夹层板的吸能效果相当,分别提升了42.6%和39.5%．改进的结构总吸能也有所提升,V-X型总吸能提高了16.7%,V-Z型提高了19.5%,V-T型提高了14.4%．

图11 夹层板各部位吸能曲线

通过表4统计的夹层板吸能数据可以看到,这里引入比吸能(结构吸能与质量的比值)作为结构吸能评价因子．通过对比分析可见,改进的夹层板比吸能均比原始V型夹层板效果好,V-X型提升了20.9%,这充分证明了改进的夹层板能够有效减少爆炸对上面板的损伤,可以减小对上面板安放设备的冲击影响．

表4 结构吸能

3.4 综合分析比较

通过以上数据分析可知,在吸能方面,3种改进的夹层板效果相当,但是在上面板位移和产生的加速度方面,V-T型夹层板产生的损伤变形最大,V-Z型夹层板产生的加速度峰值也稍微偏大,这两种相比原始的夹层板均有一定的缺陷,通过综合比较,只有V-X型夹层板在各方面的性能都优于传统的V型夹层板．这同时也反映了夹层板结构参数对整个夹层板的抗爆性能有一定的影响．接下来将对V-X型夹层板的结构参数进行详细分析．

4 结构参数对改进夹层板结构抗爆性能的影响分析

为探究改进的V-X型夹层板结构参数对抗爆性能的影响规律,保持其他条件不变,将面板厚度、芯层厚度、面板-芯层夹角以及芯层高度作为变量,进行了与上述工况相同的计算．评价参数选取上下面板位移、速度、加速度以及比吸能作为结构的抗冲击响应评估．下列表格中“/”前为上面板响应参数,后为下面板响应参数．

4.1 面板厚度对结构性能影响

改变上下面板厚度t2,分别计算了面板厚度为2、3、4、5 mm工况下的响应．计算结果汇总于表5,图12为结构的吸能占比e．可以看出,面板厚度增加的同时,上下面板的位移呈阶梯式下降,这是由于面板厚度增加使得结构刚度提升,从而减小了结构的弯曲变形．同时,下面板的速度和加速度逐渐下降,但是,面板厚度的增加,使得结构总体质量增加,比吸能呈现较大幅度的减小,整体结构吸能效率变低．因此,增加面板厚度能有效减少结构的塑性位移,减缓结构的运动幅度,但是吸能效率过低．

表5 不同面板厚度下计算结果

图12 不同面板厚度下夹层板各部分吸能占比

4.2 芯层厚度对结构性能影响

改变芯层厚度t1,保持其他参数不变,分别计算了芯层厚度为3、4、5、6 mm时夹层板的工况响应情况．计算结果汇总于表6,图13为结构的吸能占比．可以观察到,上下面板的位移均呈下降趋势,和面板厚度增加的情形类似,这是由于芯层厚度增加的同时其压皱变形减小,上下面板的速度、加速度峰值先减小后增大再减小,总体呈现下降的趋势．吸能方面,随着芯层厚度增加,结构总体质量增加,刚度亦增加,结构变形减小,从而导致比吸能逐渐降低．芯层的吸能占比小幅度增加后维持在一定的水平范围内,在这期间,由于上面板的变形逐渐减小,上面板的吸能也逐渐减少,能量主要由芯层和下面板吸收．当芯层厚度大于等于4 mm时,结构的塑性位移变化较小,速度和加速度开始增大然后减小,说明存在较优的芯层厚度(4 mm)使得夹层板速度和加速度取得最小值．因此,增加芯层厚度能明显改善夹层板的变形,但是吸能效率也会相应降低．

表6 不同芯层厚度下计算结果

图13 不同芯层厚度下夹层板各部分吸能占比

4.3 面板-芯层夹角对结构性能影响

改变面板-芯层夹角α,保持其他参数不变,计算了夹角分别为27°、40°、50°、60°时夹层板的工况响应情况．计算结果汇总于表7,图14为结构的吸能占比．夹角的改变对结构的塑性位移有一定的改善,但是超过40°后对上下面板的位移影响不是很大,最后维持在60 mm上下浮动．在速度和加速度方面,下面板的峰值变化幅度较小,上面板的加速度峰值浮动较大．在吸能方面,夹角的增加使得芯层的吸能逐渐降低,上面板吸能程度相当,有小范围的数值波动,夹角的改变对整体结构的吸能影响较小,比吸能数值接近．综上,夹角的改变对夹层板的影响较小,从运动冲量方面考虑,当夹角小于40°时,其防爆性能较优．

表7 不同面板-芯层夹角下计算结果

图14 不同面板-芯层夹角下夹层板各部分吸能占比

4.4 芯层高度对结构性能影响

计算了芯层高度分别为50、60、70、80 mm时夹层板的工况响应情况．计算结果汇总于表8,图15为结构的吸能占比．通过夹层板塑性变形过程以及数据分析可以看出,随着芯层高度的增加,上下面板的塑性变形均有所减小,这是由于芯层高度增加导致夹层板弯曲刚度增加,对夹层板整体变形有利,使得冲击波传递至上面板的荷载降低,有效缓和了上面板的塑性变形．在吸能方面,由于夹层板高度增加,相应地吸能水平有所提高,下面板的吸能水平维持在一定范围内．在两者的相互结合下,上面板的吸能逐渐减少,可有效保护上面板．但是不同高度的夹层板整体比吸能水平相同．在速度和加速度方面,芯层高度对下面板的影响较大,上面板的峰值维持在一定水平范围内,综合比较,当芯层高度等于70 mm时,夹层板的防爆效果较好．

表8 不同芯层高度下计算结果

图15 不同芯层高度下夹层板各部分吸能占比

5 结 论

(1)在近场水下爆炸下,改进的V型夹层板和原始结构变形一致,夹层板受到爆炸产生的冲击波作用发生弯曲变形,下面板产生较大塑性变形,由于芯层折板的横向强度较大,结构局部产生压皱屈曲;同时爆炸产生的能量主要由下面板和芯层吸收,上面板仅发生小幅度的变形．

(2)改进的V-X型夹层板综合性能最优,V-Z与V-T型夹层板在变形模式和加速度响应等方面较原始夹层板有不足．经过计算,V-X型夹层板的上面板位移较原始夹层板减小了14.4%,速度下降了28.0%,总吸能提高了16.7%,比吸能提升了20.9%,可以看出改进的V-X型夹层板抗爆性能有明显提升,在保留原始结构强度的同时,吸能能力也得到了较大的改善．

(3)对V-X型夹层板各项结构参数分析后可以看出,面板和芯层厚度对夹层板的结构强度和吸能有较大影响,厚度越大,结构变形越小,但是吸能效率会降低;面板-芯层的夹角小于40°时其防爆性能可以维持一定水平,夹角大于40°后结构性能变弱;芯层高度增加对结构的吸能影响较小,但能明显改善结构的变形．

(4)改进的夹层板增加了芯层结构的多样性,在不增加结构毁伤变形的情况下V-X型夹层板的抗爆能力有显著提高,应用于舰船结构时,可以通过增加自身的吸能来缓冲水下爆炸冲击波对舰船的作用力,减少对舰船结构内部的冲击,改善冲击环境,提高舰船内部人员和设备的防护能力．因此,改进的V-X型夹层板能为新型舰船的设计提供指导,具有较高的实用性．