王喜夢，劉均，陳長海，程遠(yuǎn)勝，張攀

華中科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074

0 引 言

隨著現(xiàn)代軍事技術(shù)的飛速發(fā)展，反艦武器的作戰(zhàn)性能不斷提高，艦船的抗爆性能面臨著巨大考驗(yàn)[1-2]。通過增加結(jié)構(gòu)厚度提升艦船抗爆性能的傳統(tǒng)方法，不僅增加了生產(chǎn)成本，也極大地增加了結(jié)構(gòu)重量，影響艦船的使用性能。在防護(hù)結(jié)構(gòu)中引入新材料是開展船體結(jié)構(gòu)抗爆性能研究的一個(gè)重要方向[3]。聚脲作為一種新型材料，具有密度低、耐腐蝕性能佳、延展性好、噴涂技術(shù)良好的特點(diǎn)，且與金屬材料有很強(qiáng)的黏結(jié)能力[4]。

近年來，國內(nèi)外學(xué)者對聚脲材料抗爆性能進(jìn)行了廣泛的研究。Li 等[5]研究得出，相對于局部噴涂聚脲，整體噴涂時(shí)，聚脲對鋼板的防護(hù)性能更好。趙鵬鐸等[6]通過對不同聚脲涂覆位置的鋼板進(jìn)行試驗(yàn)，研究表明，等面密度時(shí)聚脲涂覆在迎爆面并不能提升結(jié)構(gòu)抗爆性能，涂覆在結(jié)構(gòu)背部可以提升抗爆性能；保持鋼板厚度不變時(shí)，涂覆聚脲可以有效提升結(jié)構(gòu)抗爆性能。甘云丹[7]對聚脲進(jìn)行動(dòng)態(tài)壓縮試驗(yàn)，并對水下爆炸載荷下的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行仿真分析，結(jié)果表明：等面密度下，涂覆聚脲鋼板的抗爆性能比未涂覆的鋼板抗爆性能大約提升了24%。王殿璽等[8]以趙鵬澤的試驗(yàn)結(jié)果[6]為基準(zhǔn)，研究了聚脲涂覆位置、聚脲涂覆厚度、炸藥質(zhì)量、炸藥爆心距對結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響，并得到了相應(yīng)的擬合公式。Kathryn 等[9]對3 種配比的鋼板?聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)，各選取特定等面密度，對結(jié)構(gòu)最大變形曲線擬合后進(jìn)行比較，發(fā)現(xiàn)鋼板變形量隨著聚脲厚度的增加而增大。

相關(guān)研究已經(jīng)表明，聚脲涂覆在結(jié)構(gòu)背部時(shí)可以改善結(jié)構(gòu)的抗爆防護(hù)性能，但對于聚脲影響結(jié)構(gòu)抗爆防護(hù)性能的具體機(jī)理研究較少。因此，在實(shí)驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過仿真深入研究聚脲對結(jié)構(gòu)抗爆防護(hù)性能的影響，具有重要意義。本文擬以聚脲涂覆304 不銹鋼板為研究對象，采用LS-DYNA軟件建立結(jié)構(gòu)在空氣中的有限元模型；基于文獻(xiàn)[10]中的工況，對聚脲涂覆304 不銹鋼板在近距空爆載荷作用下的變形/失效過程及吸能機(jī)制進(jìn)行數(shù)值仿真研究；在等面密度的前提下，選取8 種厚度配比(鋼板厚度由0 變化至實(shí)體鋼板)，得到各工況下的鋼板中心點(diǎn)最大變形及各部分的吸收能量；進(jìn)一步地，保持其他參數(shù)不變，改變鋼板強(qiáng)度，分析強(qiáng)度配比對結(jié)構(gòu)變形/失效及能量吸收的影響。旨在為鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗爆防護(hù)設(shè)計(jì)提供參考。

1 有限元模型

1.1 幾何模型

對文獻(xiàn)[10]中的試驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值仿真。結(jié)構(gòu)整體有限元模型如圖1 所示。圓柱形TNT 炸藥當(dāng)量為55 g，半徑為17.5 mm，高為37.2 mm。夾具長452 mm，寬440 mm。試驗(yàn)中，通過夾具對聚脲與鋼板進(jìn)行固定，形成長300 mm，寬288 mm的矩形區(qū)域。因此，數(shù)值仿真中結(jié)構(gòu)的長度和寬度分別為300 mm 與288 mm，邊界條件取為四周剛固。炸藥為近距爆炸，炸藥產(chǎn)生的沖擊波在空氣中衰減較快，沖擊波對結(jié)構(gòu)邊緣的直接作用較小，因此建立包圍結(jié)構(gòu)中心的空氣域，長、寬均設(shè)置為200 mm，高為300 mm。鋼板迎爆面空氣域高240 mm，背部空氣域高60 mm。空氣域的6 個(gè)表面設(shè)置無反射邊界，以此模擬無限流域。鋼板中心圓形區(qū)域(半徑為150 mm)網(wǎng)格劃分如圖2所示，鋼板中心區(qū)域網(wǎng)格尺寸為1 mm；外圍網(wǎng)格逐步放大，放射因子0.2，網(wǎng)格尺寸為2 mm。在鋼板背部噴涂的聚脲沿厚度方向網(wǎng)格劃分為6 份，長、寬方向網(wǎng)格為1 mm。304 不銹鋼采用shell163單元，聚脲與空氣采用solid164 單元。

圖1 有限元模型Fig. 1 Finite element model

仿真得到的炸藥沖擊波壓力精確度與空氣域網(wǎng)格尺寸有很大關(guān)系。圓柱形炸藥具有軸對稱性，其產(chǎn)生的壓力沖擊波也具有高度的軸對稱性。因此可以采用映射方法，在二維空氣域中計(jì)算壓力沖擊波，再將其映射到三維空間。當(dāng)壓力沖擊波即將達(dá)到結(jié)構(gòu)表面時(shí)，終止二維計(jì)算。這種計(jì)算方法在二維空氣域中可以保證網(wǎng)格足夠精細(xì)，釋放計(jì)算資源，解決三維網(wǎng)格數(shù)量過大的問題。二維計(jì)算網(wǎng)格尺寸為0.2 mm，三維計(jì)算網(wǎng)格尺寸為2 mm。映射計(jì)算示意圖如圖3 所示。

圖2 結(jié)構(gòu)網(wǎng)格局部視圖Fig. 2 Local view of the structural meshes

1.2 材料模型

304 不銹鋼采用Johnson_Cook 三維本構(gòu)模型進(jìn)行數(shù)值模擬，其狀態(tài)方程如式(1)所示。式（1）右邊3 項(xiàng)分別表示等效塑性應(yīng)變、應(yīng)變率和溫度對流動(dòng)應(yīng)力的影響。

式中： σ為應(yīng)力；A為初始屈服強(qiáng)度；B為應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù)；n為應(yīng)變率敏感系數(shù)；c為硬化指數(shù)；m為溫度軟化指數(shù)；ε 為塑性應(yīng)變； ε˙為 應(yīng)變率； ε˙0為參考應(yīng)變率；T為溫度；Tm為材料的熔點(diǎn)溫度；Tr為參考溫度，取為298 K。失效應(yīng)變?nèi)∽?.41[10]。根據(jù)文獻(xiàn)[10-11] 選取的具體參數(shù)如表1 所示。表中PR為泊松比。

聚脲是由異氰酸酯封端的預(yù)聚物與氨基化合物組分反應(yīng)生成的高聚物，具有高彈性、低彈性模量、黏彈性以及很強(qiáng)的應(yīng)變率相關(guān)性等力學(xué)性能。目前，聚脲的材料模型主要有3 種：超彈性材料模型、應(yīng)變率相關(guān)性材料模型、改進(jìn)的材料模型（包括黏彈性模型與超黏彈性材料模型）。本文采用超彈性材料模型[12]。超彈性材料模型設(shè)置相對簡便，又具有足夠的精確度。兩參數(shù)應(yīng)變能函數(shù)為

空氣狀態(tài)方程采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL，其壓力方程為

式中：p為爆轟壓力；根據(jù)文獻(xiàn)[2]，相關(guān)系數(shù)C0=C1=C2=C3=C6=0；C4=C5=0.4；單位初始內(nèi)能Q=253 k J/m3。

圖3 映射計(jì)算過程圖Fig. 3 Mapping calculation process diagram

表1 304 不銹鋼材料參數(shù)Table 1 304 stainless steel material parameters

TNT 炸藥密度取1 610 kg/m3，初始爆轟速度取6 950 m/s。本文選取JWL 狀態(tài)方程模擬TNT炸藥的物理性質(zhì)。壓力定義為

式中： ρe為炸藥密度；ρp為爆轟產(chǎn)物的密度；En為炸藥單位質(zhì)量內(nèi)能；V為相對體積；H，S，R1，R2和ω 為與爆炸壓力相關(guān)的參數(shù)。參數(shù)選取參照文獻(xiàn)[13]，具體如表2 所示。

表2 TNT 炸藥材料參數(shù)Table 2 TNT material parameters

在LS-DYNA 軟件中，相對于tie 接觸而言，普通的接觸設(shè)置只能承受壓力，當(dāng)其承受拉力時(shí)，接觸設(shè)置就會(huì)失效。而tie 接觸不僅可以承受壓力，也可以承受拉力，應(yīng)用范圍更廣。在tie 接觸的基礎(chǔ)上又可以引申出tiebreak 接觸。與tie 接觸相比，tiebreak 接觸可以根據(jù)用戶需求，自由選取失效準(zhǔn)則。根據(jù)計(jì)算原理，tiebreak 可以分為自動(dòng)和非自動(dòng)2 種。其中自動(dòng)tiebreak 可以自動(dòng)調(diào)整法線方向，操作更為簡便。在模擬黏結(jié)層的時(shí)候，相對于建立黏結(jié)單元，tiebreak 在保證足夠精度的同時(shí)又可以大幅度提升計(jì)算效率，節(jié)省計(jì)算資源。本文選用自動(dòng)面面接觸模擬前鋼板層與后聚脲層之間的黏結(jié)。tiebreak 接觸算法中選取的罰函數(shù)如式(6)所示：

式中：σn為接觸面正應(yīng)力；σs為接觸面剪應(yīng)力；NFLS= 20 MPa，為失效正應(yīng)力；SFLS= 11.5 MPa，為失效剪應(yīng)力。當(dāng)滿足式(6) 要求時(shí)，聚脲與鋼板之間的接觸失效。

2 仿真結(jié)果分析

2.1 本文計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比

以試驗(yàn)中鋼板最大變形為標(biāo)準(zhǔn)，對比本文仿真結(jié)果與文獻(xiàn)[10]的試驗(yàn)結(jié)果，驗(yàn)證本文方法的準(zhǔn)確性。選取100 和150 mm 這2 種爆距(爆距指炸藥中心點(diǎn)與鋼板上表面之間的距離)，對304 不銹鋼板與鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的變形模式進(jìn)行分析，定量描述聚脲涂層對304 不銹鋼板抗爆防護(hù)性能的影響。選取文獻(xiàn)[10] 中的S-2，S-3，SP-2與SP-3 試驗(yàn)工況，其中S-2 與S-3 工況的試驗(yàn)對象為厚1.8 mm 的304 不銹鋼板；SP-2 與SP-3 工況的試驗(yàn)對象為等面密度的鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)，其中鋼板厚1.38 mm，涂覆在鋼板背部的聚脲厚3.1 mm。方案設(shè)計(jì)及比較結(jié)果如表3 所示。

表3 方案設(shè)計(jì)及計(jì)算結(jié)果Table 3 Scheme design and calculation results

由表3 可知，數(shù)值仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的鋼板相對誤差最大約20%。S-2 工況下鋼板發(fā)生臨界破壞；S-3，SP-2 與SP-3 工況下鋼板未達(dá)到失效狀態(tài)。以S-2 與SP-2 這2 種典型工況為例，分析鋼板的變形模式。圖4 所示為在S-2 工況100 mm爆距下304 不銹鋼板變形的試驗(yàn)及數(shù)值仿真結(jié)果。由圖4（a）可見，304 不銹鋼板的中心位置出現(xiàn)臨界狀態(tài)，在中心區(qū)域一側(cè)出現(xiàn)破口(鋼板最大塑性變形未考慮破口)。如圖4（b）所示，304 不銹鋼板變形的數(shù)值仿真結(jié)果也近似模擬出試驗(yàn)中的臨界破壞形式。圖5 所示為在SP-2 工況100 mm爆距下鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)變形的試驗(yàn)及數(shù)值仿真結(jié)果。由圖可見，試驗(yàn)與仿真中鋼板均未發(fā)生破壞，鋼板變形由中心點(diǎn)向周圍逐漸減小，聚脲在爆炸載荷下中心區(qū)域與鋼板脫裂，與數(shù)值仿真結(jié)果中聚脲的變形模式吻合較好。圖6 為4 種工況下鋼板層橫剖面變形輪廓的對比結(jié)果。由圖可見，鋼板層橫截面變形輪廓和中心點(diǎn)最大變形的試驗(yàn)與仿真結(jié)果比較吻合。SP-2 工況中，試驗(yàn)與仿真中鋼板層變形輪廓誤差最大，但總體上小于鋼板中心點(diǎn)最大相對誤差(20%)。數(shù)值仿真中結(jié)構(gòu)變形模式、鋼板橫截面變形輪廓、鋼板最大塑性變形與試驗(yàn)比較吻合，驗(yàn)證了本文數(shù)值仿真方法的準(zhǔn)確性。

圖4 100 mm 爆距下實(shí)體鋼板(S-2)變形對比Fig. 4 Deformation comparison of steel plate (S-2) under 100 mm explosion distance

圖5 100 mm 爆距下聚脲涂覆鋼板(SP-2)變形對比Fig. 5 Deformation comparison of the polyurea-coated steel plate(SP-2) under 100 mm explosion distance

圖6 不同工況下鋼板層橫截面變形輪廓對比Fig. 6 Comparison of deformation profile of steel plate under different working conditions

2.2 變形響應(yīng)分析

鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)在150 mm 爆距下的變形過程如圖7 所示。在0.055 ms 時(shí)，壓力沖擊波到達(dá)結(jié)構(gòu)。位于迎爆面的鋼板在耦合作用下率先開始運(yùn)動(dòng)，帶動(dòng)聚脲開始變形。當(dāng)壓縮波透過后側(cè)聚脲層時(shí)，在自由邊界反射為拉伸波。聚脲在拉伸波與鋼板擠壓下開始變形。當(dāng)沖擊波強(qiáng)度足夠大時(shí)，拉伸波會(huì)促使聚脲脫粘，破碎。在0.1 ms時(shí)，聚脲中心區(qū)域再次出現(xiàn)崩落，崩落區(qū)域呈現(xiàn)圓環(huán)狀。0.2 ms 時(shí)鋼板與聚脲變形區(qū)域進(jìn)一步擴(kuò)大，聚脲在慣性力作用下繼續(xù)拉伸變形，產(chǎn)生二次破壞。破口邊緣不斷拉伸變形、破碎。在1 ms時(shí)復(fù)合結(jié)構(gòu)變形基本達(dá)到穩(wěn)定。聚脲在爆炸載荷作用下的變形是聚脲破碎與拉伸不斷發(fā)展的過程。

圖7 爆炸載荷作用下結(jié)構(gòu)變形時(shí)程圖Fig. 7 Time history diagram of structural deformation under blast loading

S-2，S-3，SP-2 與SP-3 工況下鋼板中心點(diǎn)變形時(shí)歷曲線如圖8 所示。隨著爆距的增大，爆炸產(chǎn)生的壓力沖擊波強(qiáng)度迅速衰減。因此，圖中鋼板中心點(diǎn)的最大變形隨之逐漸減小，鋼板的變形速度也隨著爆距增大而減小。觀察鋼板變形曲線初始階段(0.25 ms 以前)，對比100 mm 爆距下S-2 與SP-2 工況的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：當(dāng)變形穩(wěn)定時(shí)，鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)中心點(diǎn)的最大變形較小，但是獲得的初始變形速度更大。而在150 mm 爆距下，對比S-3 與SP-3 工況的結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)：鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)中心點(diǎn)的最大變形與初始速度都比304 不銹鋼板小。這是因?yàn)樵跊_擊波作用初期，100 mm 爆距下的沖擊波強(qiáng)度較大，SP-2 工況中后聚脲層與前鋼板層迅速脫粘，導(dǎo)致厚度較薄的前鋼板層運(yùn)動(dòng)速度比S-2 工況中304 不銹鋼板速度大；150 mm 爆距下沖擊波強(qiáng)度相對較弱，在SP-3 工況中，后聚脲層與前鋼板層有相對更長的時(shí)間共同運(yùn)動(dòng)，一起變形。因此，在初始階段，相對實(shí)體鋼板而言，聚脲涂覆鋼板在100 mm 爆距下鋼板變形速度較快，在150 mm 爆距下鋼板變形速度較慢。

圖8 鋼板中心點(diǎn)變形時(shí)歷曲線Fig. 8 Deformation curve of steel plate center point

2.3 吸能特性分析

在150 mm 爆距下鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)各部分能量吸收時(shí)歷曲線如圖9 所示。在炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波到達(dá)結(jié)構(gòu)時(shí)，鋼板與聚脲快速發(fā)生變形，動(dòng)能迅速增加。鋼板動(dòng)能達(dá)到極值后變形速度逐漸減小。鋼板變形速度的減小導(dǎo)致鋼板塑性變形能增長速度逐漸減小，塑性變形能變化曲線逐漸平滑。因?yàn)榫垭遄冃螀^(qū)域出現(xiàn)破口，崩落的碎片會(huì)帶走一部分能量。聚脲動(dòng)能穩(wěn)定值290 J即為聚脲崩落部分動(dòng)能。在爆炸載荷作用下，涂覆在鋼板背部的聚脲吸收的能量主要有2 部分：脫落碎片將大部分能量轉(zhuǎn)化為動(dòng)能帶走，極少部分能量以塑性變形的形式轉(zhuǎn)化為內(nèi)能吸收。能量吸收曲線在0.8 ms 后出現(xiàn)細(xì)微的振蕩，這是結(jié)構(gòu)在變形后不斷回彈變形最終達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)的過程。當(dāng)結(jié)構(gòu)變形趨于穩(wěn)定時(shí)，鋼板塑性變形能在總能量中占比78%，聚脲動(dòng)能占比20%，聚脲塑性變形能占比2%。

圖9 SP-3 工況150 mm 爆距下鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)能量吸收時(shí)歷曲線Fig. 9 Energy absorption time history curve of polyurea-coated steel plate under 150 mm explosion distance in SP-3 working condition

對比4 種工況下聚脲與鋼板的吸能情況，結(jié)果如圖10 所示。在100 和150 mm 爆距下，鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)吸收的總能量小于304 不銹鋼板吸收的總能量。由于304 不銹鋼板變形最終達(dá)到穩(wěn)定狀態(tài)，同時(shí)304 不銹鋼板沒有破裂，所以304 不銹鋼板最終吸能只有塑性變形能；而在304 不銹鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)中，聚脲發(fā)生崩落現(xiàn)象，并且動(dòng)能占聚脲吸能的主要部分。聚脲對304 不銹鋼板的防護(hù)作用主要通過碎片崩落的形式體現(xiàn)。

圖10 各工況下能量吸收對比圖Fig. 10 Energy absorption comparison under various working conditions

3 厚度配比的影響

為了深入研究厚度配比對結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響，以面密度25.8 kg/m2為基準(zhǔn)，選取由實(shí)體聚脲板變化至實(shí)體鋼板的8 種厚度配比作為8 種工況，從鋼板吸收能量及最大變形的角度進(jìn)行研究。厚度配比設(shè)置如表4 所示。

表4 厚度配比方案設(shè)計(jì)及結(jié)果Table 4 Thickness matching scheme design and results

由表4 可見，SP-H-1 工況對應(yīng)鋼板厚度為0 的實(shí)體聚脲結(jié)構(gòu)；SP-H-2 工況對應(yīng)鋼板厚度為0.5 mm，此時(shí)鋼板出現(xiàn)破口。2 種工況均無法測量鋼板中心點(diǎn)的最大變形。將鋼板厚度無量綱化為鋼板厚度與鋼板厚度極值(3.27 mm)的比值；鋼板最大變形無量綱化為各厚度配比下變形值與極值(23.07 mm)的比值。無量綱化之后的變形曲線如圖11 所示。由圖可知，隨著厚度配比的變化，鋼板中心點(diǎn)最大變形出現(xiàn)明顯差異。鋼板厚度由0 mm 變化至1.5 mm（對應(yīng)圖上無量綱化鋼板厚度為0.46）時(shí)，鋼板中心點(diǎn)最大變形逐漸減小，鋼板抗爆性能隨著聚脲厚度減小而提高；鋼板厚度由1.5 mm 逐漸加厚至實(shí)體鋼板時(shí)，鋼板中心點(diǎn)最大變形逐漸增大，鋼板抗爆性能隨著聚脲厚度減小而下降。鋼板厚度小于1.5 mm 時(shí)，鋼板中心點(diǎn)最大變形的變化趨勢與文獻(xiàn)[9]結(jié)論一致。鋼板厚度大于1.5 mm 時(shí)，所得結(jié)論與文獻(xiàn)[6]一致?？傮w而言，隨著鋼板厚度的增加，鋼板中心點(diǎn)最大變形近似以拋物線形式變化。在鋼板質(zhì)量一定時(shí)，存在最優(yōu)的鋼板厚度配比，使鋼板的抗爆防護(hù)性能最佳。

圖11 不同鋼板厚度下鋼板最大變形Fig. 11 Maximum deformation of steel plates under different thickness

由圖12 可知，隨著鋼板厚度增加，鋼板塑性變形能占比逐漸增大。聚脲與鋼板的塑性變形能之和近似以拋物線形式變化，在鋼板厚度為1.5 mm（對應(yīng)圖上無量綱化鋼板厚度為0.46）時(shí)塑性變形能之和最低。聚脲的塑性變形能占比隨著鋼板厚度增加而逐漸減小。聚脲在爆炸載荷作用下產(chǎn)生破口，聚脲碎片在運(yùn)動(dòng)過程中會(huì)對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生二次破壞。但聚脲碎片產(chǎn)生的殺傷力有限，并且聚脲使鋼板的整體變形量減小。因此，認(rèn)為聚脲對鋼板的抗爆防護(hù)性能有一定的提升。

圖12 不同鋼板厚度下結(jié)構(gòu)吸能占比Fig. 12 Ratio of energy absorption under different thickness of steel plate

4 強(qiáng)度配比的影響

鋼板作為防護(hù)對象，其屈服強(qiáng)度偏高；而聚脲的屈服強(qiáng)度較低。兩者之間的強(qiáng)度匹配對提升結(jié)構(gòu)抗爆性能有一定作用。為此，針對304 不銹鋼板，改變屈服強(qiáng)度，研究兩者之間強(qiáng)度配比變化時(shí)結(jié)構(gòu)吸能特性的差異。工況設(shè)置如表5 所示。

表5 強(qiáng)度配比方案設(shè)計(jì)及結(jié)果Table 5 Strength ratio scheme design and results

由表中計(jì)算結(jié)果可知，隨著鋼板屈服強(qiáng)度的增大，鋼板中心點(diǎn)最大變形也逐漸減小。以350 MPa為基準(zhǔn)，對鋼板屈服強(qiáng)度無量綱化后的鋼板與聚脲吸能占比如圖13 所示。隨著鋼板屈服強(qiáng)度的增大，鋼板吸能占比與聚脲吸能占比表現(xiàn)出相反的趨勢。鋼板吸能占比逐漸增大，聚脲吸能占比逐漸減小。這是因?yàn)殡S著鋼板屈服強(qiáng)度的增大，兩者之間的強(qiáng)度不匹配性增大，導(dǎo)致鋼板傳遞至背部聚脲的能量逐漸減小。盡管由表5 可知，在其他條件保持一致時(shí)，鋼板變形隨著鋼板屈服強(qiáng)度的增大而減小，這主要是由鋼板屈服強(qiáng)度增大而引起的結(jié)果。但是隨著兩者的屈服強(qiáng)度差值增大，聚脲對鋼板抗爆性能的提升效果逐漸減弱。

圖13 不同強(qiáng)度配比下鋼板/聚脲吸能占比Fig. 13 Energy absorption ratio of steel and polyurea under different yield strength

5 結(jié) 論

本文通過數(shù)值仿真，對近距空爆載荷作用下鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗爆性能進(jìn)行了研究。通過與前人試驗(yàn)結(jié)果的比較，驗(yàn)證了仿真方法的合理性和準(zhǔn)確性。在此基礎(chǔ)上，分析了前側(cè)鋼板層和后側(cè)聚脲層的厚度配比和強(qiáng)度配比對結(jié)構(gòu)變形/失效以及吸能的影響。主要結(jié)論如下：

1) 在近距空爆載荷作用下，后側(cè)聚脲層首先在中心受力區(qū)域附近出現(xiàn)圓形崩落；隨后聚脲初始崩落破口外圍不斷拉伸變形，引起外圍聚脲材料拉伸失效，產(chǎn)生二次崩落。

2) 保持總面密度不變，相同近距空爆工況下，雖然背涂聚脲的鋼板初始變形速度較實(shí)體板要大，但中心點(diǎn)最大變形卻比實(shí)體板要小，鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的整體抗爆性能要強(qiáng)于實(shí)體板。

3) 總面密度保持不變的情形下，鋼板中心點(diǎn)最大變形隨著鋼板和聚脲的厚度比值的增大，先減小后增大；這說明在總面密度一定時(shí)，存在最優(yōu)的厚度配比，使鋼板/聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的整體抗爆性能達(dá)到最佳。

4) 當(dāng)鋼板與聚脲之間的強(qiáng)度差異增大時(shí)，后聚脲層的吸能占比逐漸減小，其對鋼板的保護(hù)效果也逐漸降低。