改進的組合夾層板水下抗爆性能分析

丁 生 寶, 李 楷*, 苑 志 江, 蔣 曉 剛, 陸 叢 紅

(1.大連理工大學 船舶工程學院, 遼寧 大連 116024;2.海軍大連艦艇學院 航海系, 遼寧 大連 116018 )

0 引 言

近年來水下武器的迅速發展,對水面艦船的威脅日益升高,艦船在水面航行時遭受新式武器打擊的方式逐漸多樣化．為提高艦船的自我防護能力和安全性,在設計建造時必須對艦船的結構采取防護抗爆設計,減小艦船遭受水下爆炸時產生的破壞,提高艦船的抗爆抗沖擊性能．因此,對艦船的結構設計提出了更高的要求,開展新型防護結構研究具有重要意義．傳統的防護結構設計大多數通過增加原始結構的重量來提高結構的防護性能,這種方式會對結構的吸能效率和成本等方面產生巨大的影響,并不適用于當前艦船結構對防護性能的要求[1]．

目前,隨著激光焊接技術的發展,夾層板作為一種輕型結構在各個工業領域得到了廣泛的運用[2],在船舶領域也受到了大量學者的青睞．張延昌等[3]對V型夾層板做了橫向吸能探究,利用Dytran軟件對不同折疊式夾層板的抗爆性能進行了數值分析,并進行了實際的水下爆炸試驗,分析了夾層板對水下爆炸的防護性能．王自力等[4]通過試驗的形式,對實際艦船結構中折疊式夾層板進行了分析,探究夾層板板架結構在艦船實際遭受沖擊時的動態響應．吳敵等[5]研究了水下非接觸爆炸對U型折疊式夾層板的防爆性能,通過對比分析證明其性能優于傳統的加筋板．Tilbrook等[6]對Y型夾層結構的壓皺變形進行了試驗分析,結果與仿真數值比較具有高度的一致性．Ren等[7]利用水下爆炸試驗對水背金屬夾層板變形模式進行了探究,通過試驗和仿真的結果比較,認為在相同條件下,水背夾層板比氣背夾層板具有更好的抗變形和抗損傷能力．Dharmasena等[8]運用試驗裝置對多種夾芯形式的夾層板開展研究,分析了各種夾芯形式夾層板的抗沖擊性能．Sriram等[9]研究了爆炸荷載下泡沫鋁夾層板的失效模式,總結出沖擊波的峰值變化規律,分析了泡沫鋁夾層板的抗沖擊性能．

以上研究表明夾層板結構能夠有效提升抗沖擊性能,有必要進一步探索夾層板結構的不同形式對抗沖擊性能的影響．本文基于前期的文獻研究與實際的模擬計算,提出V-X型、V-Z型、V-T型3種改進組合形式的夾層板結構,通過數值模擬分析,對這些結構的抗爆性能進行驗證．同時研究夾層板在水下爆炸沖擊荷載下結構的損傷變形及其防護性能,分析結構參數對夾層板性能的影響,為艦船的防護結構設計提供參考．

1 夾層板結構數值模擬模型

傳統的V型夾層板由上下面板及中間的芯層部分組成,這種夾層板的強度較高,抗沖擊性能較好．因此,考慮在性能較優的V型夾層板的基礎上,設計幾種新型的芯層結構,并與V型夾層板進行對比,評估改進夾層板的抗爆抗沖擊性能．

1.1 數值模擬模型建立

夾層板一般由薄板整體折疊而成,可以使用當前較為成熟的壓制技術實現芯層的制造．本文對文獻[3-4]中V型夾層板進行改進,依據等質量原則進行概念設計,其中基本的V型夾層板質量控制在100 kg左右,改進的夾層板增加了折板設計,能夠保證夾層板具有一定的橫向強度,經過計算,共提出3種性能較優的夾層板(V-X型、V-Z型、V-T型),其基本截面尺寸和結構形式如表1和圖1所示．

表1 設計方案

(a) V型

(b) V-X型

(c) V-Z型

(d) V-T型

1.2 計算模型

夾層板結構均采用Belytschko-Tsay殼單元進行模擬,面板和芯層結構單元尺寸均為20 mm,芯層的斜邊設置3或4個單元,夾層板的四周均設置為剛性固定邊界,芯層與上下面板之間通過關鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE實現接觸設置,芯層與面板的連接處采用共節點的方式進行處理,保證面板與芯層在受到外界沖擊時具有相同的運動狀態,符合實際情況．

計算的歐拉域大小為4 m×4 m×5 m,如圖2所示．采用1 kg當量的球型TNT炸藥,1 m爆距,沖擊因子為1的水下非接觸爆炸工況對夾層板進行計算．為了保證計算效率,在夾層板附近局部加密流域,流域模型共包含30×104個六面體單元,夾層板水平漂浮在水域中．同時在歐拉域邊界設置非反射邊界條件．對于流域,建立夾層板迎爆面與流域耦合．計算時長為20 ms,在整個爆炸過程中,僅考慮沖擊波對夾層板的壓皺變形．

圖2 流域有限元模型

2 數值模擬材料參數及模型驗證

2.1 結構材料參數與爆轟物狀態方程

夾層板材料采用低碳鋼,密度為7 850 kg/m3,彈性模量為210 GPa,泊松比為0.3,失效塑性變形為0.3,采用Cowper-Symonds本構模型描述受應變率影響的材料在動態荷載作用下的應力-應變關系,公式[10]如下：

(1)

炸藥材料為TNT,利用材料庫中8號材料*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN來模擬炸藥的屬性,用JWL狀態方程來模擬爆炸產物,爆轟物狀態方程[11]如下：

(2)

式中：p為爆炸壓力;ρ為炸藥密度;ρ0為爆轟開始時的炸藥密度;Em0為初始熱力學能;參數A、B、R1、R2、ω為炸藥相關參數,與炸藥的種類有關．表2列出了炸藥材料及狀態方程參數．其他介質的參數主要來自文獻[12]．

表2 炸藥材料及狀態方程參數

2.2 水下爆炸數值模擬方法驗證

為了驗證數值方法的正確性,參照文獻[4]中夾層板在炸藥作用下的試驗模型,建立了有限元數值模型,該夾層板上下面板之間的高度為120 mm,下面板尺寸為1 140 mm×1 040 mm,上面板尺寸為1 080 mm×1 040 mm,面板及芯層的厚度均為4 mm．文獻[4]中選取了沖擊因子為1與0.67兩種工況進行了夾層板水下爆炸試驗,這兩種工況下試驗效果較好,因此,選取這兩種情況進行數值模擬驗證．歐拉域采用六面體網格模擬,整體大小為5 m×5 m×8 m．使用小炸藥當量時可忽略自由面的影響,因此將水域視為無限場域,并且對所有自由面設置無反射邊界條件,拉格朗日結構和歐拉域采用通用耦合方法模擬．歐拉域網格尺寸對結果的影響較大,因此對試驗中沖擊因子為1的工況進行網格靈敏度分析．夾層板整體網格尺寸為20 mm,在其他條件相同時,以夾層板為中心附近各個方向1.5 m處為均勻網格,為了保證計算效率,在1.5 m處以外的網格采用均勻網格的2倍尺寸．對于均勻網格,尺寸從30～80 mm進行變化．可以看出,隨著網格尺寸加大,夾層板下面板中心的位移逐漸變小直到維持在一定水平,當網格尺寸在40 mm時計算結果與文獻[4]中測量值接近．圖3表示網格尺寸d和下面板中心位移u之間的關系,因此為了保證計算的可靠度和效率,進行后續計算時,在夾層板周圍1.5 m以內的網格尺寸均采用40 mm,距離結構較遠處,網格尺寸進行漸變．

圖3 網格尺寸與夾層板下面板中心位移關系

表3列出了兩種沖擊因子下采用40 mm網格尺寸時試驗值(下面板中心位移)和模擬值的結果,兩者存在一定的誤差,誤差在±5%以內．

表3 夾層板下面板中心變形結果

如圖4所示,數值模擬中夾層板表現出較大的塑性變形,由于邊界條件的限制,夾層板邊緣板格的變形大于中間板格的,符合文獻[4]中觀察到的現象．圖5為試驗結果圖．根據上述結果,可以認為本文有限元模擬方法能夠準確地反映夾層板在水下爆炸中的動態響應．

圖4 模型模擬結果驗證

圖5 文獻[4]中試驗結果

3 改進夾層板抗沖擊性能數值模擬結果分析

3.1 變形損傷模式

圖6為V型夾層板某一時刻速度矢量圖,可見爆炸產生的沖擊對夾層板中心范圍產生較大幅度振動,速度依次向外擴散然后縮減,中心處速度較大．其余3種結構的速度矢量與V型結構變化效果相似．各種夾層板最終塑性變形如圖7所示,各夾層板的最大位移均發生在下面板中心處．可以清楚地看到水下爆炸產生的沖擊波首先作用于下面板,然后經過芯層傳遞給上面板,V型夾層板的下面板發生了較大的變形,結構整體呈現局部上凸的趨勢,上面板由于芯層的緩沖作用,變形相對緩和,局部變形較小,與文獻[13-14]中現象相同．隨著沖擊波的傳播,荷載由結構向四周傳遞,幾種結構的變形模式相同．改進后的結構除了V-T型局部變形較傳統的V型夾層板要大,其余兩種變形都有明顯的改善,說明改進的曲折結構能有效起到緩沖作用．當夾層板應用于船體結構時,船上的設備主要通過連接裝置安裝于上面板,因此上面板的位移很大程度上反映了結構的安全性能．各種夾層板上面板中心位移時程曲線如圖8所示,可以看到,V型夾層板中心最大位移為66.1 mm,V-X型中心最大位移為56.6 mm,V-Z型中心最大位移為63.0 mm,V-T型中心位移最大,為72.1 mm,可能是T型加強結構在傳遞荷載時產生的瞬時振動較大所致．其中V-X型夾層板產生的位移較V型減小了14.4%左右,效果較好．所有結構在爆炸產生沖擊波的10 ms內均達到了最大位移,隨后結構發生彈性振動,位移始終處于同一水平．

圖6 V型夾層板速度矢量圖

(a) V型

(b) V-X型

(c) V-Z型

(d) V-T型

圖8 夾層板上面板中心位移時程曲線

3.2 加速度與速度響應

圖9和圖10分別為夾層板上面板中心的速度和加速度時程曲線．夾層板的速度和加速度在沖擊波瞬時作用下達到峰值,然后減小到反方向的最大值,幾種夾層板的運動變化趨勢相似,但是峰值有明顯的變化．由圖9可知,V型夾層板的速度峰值為27.1 m/s,改進的V-X、V-Z、V-T型夾層板的速度峰值分別為19.5、19.2、20.1 m/s,平均減小了28%左右,有著明顯的緩和趨勢．加速度曲線在0～6 ms內有著劇烈的波動,由圖10可知,V型夾層板的最大加速度為100.3 km/s2,改進的V-X、V-Z、V-T型夾層板的加速度峰值分別為97.5、107.0、87.8 km/s2,改進的夾層板除了V-Z型加速度峰值相比原始V型稍微偏大,其余兩種加速度均小于原始夾層板．在沖擊波作用過后,加速度曲線有小范圍的波動,在低頻振蕩中徘徊．由于夾層板與流體的耦合作用,夾層板的運動趨勢隨著自由液面的振蕩逐漸衰減．通過以上比較分析,可以看到改進的夾層板在速度和加速度響應方面優于傳統的夾層板,對減小上面板遭受到的外界沖擊有著積極作用．

圖9 夾層板速度時程曲線

圖10 夾層板加速度時程曲線

3.3 結構吸能模式

爆炸產生的沖擊波作用于夾層板上,炸藥產生的能量轉換為動能,再轉化為夾層板的塑性變形能．由于沖擊波持續時間短,夾層板吸收能量在6 ms左右達到最大值而后趨于穩定．在夾層板中通過各部位吸能情況可以看出,下面板和芯層是主要的吸能構件,占整個夾層板總吸能的70%以上．原始的V型夾層板上面板吸能占總吸能的28%,芯層的吸能占總吸能的29.6%,兩者吸能程度相當．圖11為夾層板各部位吸能曲線,可以看到改進的3種夾層板芯層的吸能能力均強于原始夾層板．改進后的3種夾層板通過芯層的折板緩沖設計,有效減小了上面板的變形,上面板的吸能占比均有所降低,由原始的28%降到了10%～20%．同時,芯層的吸能占比提高了10%左右,特別是V-Z型夾層板,中部芯層的吸能效果最優,吸能效率提高了70.5%．V-X和V-T型兩種形式夾層板的吸能效果相當,分別提升了42.6%和39.5%．改進的結構總吸能也有所提升,V-X型總吸能提高了16.7%,V-Z型提高了19.5%,V-T型提高了14.4%．

圖11 夾層板各部位吸能曲線

通過表4統計的夾層板吸能數據可以看到,這里引入比吸能(結構吸能與質量的比值)作為結構吸能評價因子．通過對比分析可見,改進的夾層板比吸能均比原始V型夾層板效果好,V-X型提升了20.9%,這充分證明了改進的夾層板能夠有效減少爆炸對上面板的損傷,可以減小對上面板安放設備的沖擊影響．

表4 結構吸能

3.4 綜合分析比較

通過以上數據分析可知,在吸能方面,3種改進的夾層板效果相當,但是在上面板位移和產生的加速度方面,V-T型夾層板產生的損傷變形最大,V-Z型夾層板產生的加速度峰值也稍微偏大,這兩種相比原始的夾層板均有一定的缺陷,通過綜合比較,只有V-X型夾層板在各方面的性能都優于傳統的V型夾層板．這同時也反映了夾層板結構參數對整個夾層板的抗爆性能有一定的影響．接下來將對V-X型夾層板的結構參數進行詳細分析．

4 結構參數對改進夾層板結構抗爆性能的影響分析

為探究改進的V-X型夾層板結構參數對抗爆性能的影響規律,保持其他條件不變,將面板厚度、芯層厚度、面板-芯層夾角以及芯層高度作為變量,進行了與上述工況相同的計算．評價參數選取上下面板位移、速度、加速度以及比吸能作為結構的抗沖擊響應評估．下列表格中“/”前為上面板響應參數,后為下面板響應參數．

4.1 面板厚度對結構性能影響

改變上下面板厚度t2,分別計算了面板厚度為2、3、4、5 mm工況下的響應．計算結果匯總于表5,圖12為結構的吸能占比e．可以看出,面板厚度增加的同時,上下面板的位移呈階梯式下降,這是由于面板厚度增加使得結構剛度提升,從而減小了結構的彎曲變形．同時,下面板的速度和加速度逐漸下降,但是,面板厚度的增加,使得結構總體質量增加,比吸能呈現較大幅度的減小,整體結構吸能效率變低．因此,增加面板厚度能有效減少結構的塑性位移,減緩結構的運動幅度,但是吸能效率過低．

表5 不同面板厚度下計算結果

圖12 不同面板厚度下夾層板各部分吸能占比

4.2 芯層厚度對結構性能影響

改變芯層厚度t1,保持其他參數不變,分別計算了芯層厚度為3、4、5、6 mm時夾層板的工況響應情況．計算結果匯總于表6,圖13為結構的吸能占比．可以觀察到,上下面板的位移均呈下降趨勢,和面板厚度增加的情形類似,這是由于芯層厚度增加的同時其壓皺變形減小,上下面板的速度、加速度峰值先減小后增大再減小,總體呈現下降的趨勢．吸能方面,隨著芯層厚度增加,結構總體質量增加,剛度亦增加,結構變形減小,從而導致比吸能逐漸降低．芯層的吸能占比小幅度增加后維持在一定的水平范圍內,在這期間,由于上面板的變形逐漸減小,上面板的吸能也逐漸減少,能量主要由芯層和下面板吸收．當芯層厚度大于等于4 mm時,結構的塑性位移變化較小,速度和加速度開始增大然后減小,說明存在較優的芯層厚度(4 mm)使得夾層板速度和加速度取得最小值．因此,增加芯層厚度能明顯改善夾層板的變形,但是吸能效率也會相應降低．

表6 不同芯層厚度下計算結果

圖13 不同芯層厚度下夾層板各部分吸能占比

4.3 面板-芯層夾角對結構性能影響

改變面板-芯層夾角α,保持其他參數不變,計算了夾角分別為27°、40°、50°、60°時夾層板的工況響應情況．計算結果匯總于表7,圖14為結構的吸能占比．夾角的改變對結構的塑性位移有一定的改善,但是超過40°后對上下面板的位移影響不是很大,最后維持在60 mm上下浮動．在速度和加速度方面,下面板的峰值變化幅度較小,上面板的加速度峰值浮動較大．在吸能方面,夾角的增加使得芯層的吸能逐漸降低,上面板吸能程度相當,有小范圍的數值波動,夾角的改變對整體結構的吸能影響較小,比吸能數值接近．綜上,夾角的改變對夾層板的影響較小,從運動沖量方面考慮,當夾角小于40°時,其防爆性能較優．

表7 不同面板-芯層夾角下計算結果

圖14 不同面板-芯層夾角下夾層板各部分吸能占比

4.4 芯層高度對結構性能影響

計算了芯層高度分別為50、60、70、80 mm時夾層板的工況響應情況．計算結果匯總于表8,圖15為結構的吸能占比．通過夾層板塑性變形過程以及數據分析可以看出,隨著芯層高度的增加,上下面板的塑性變形均有所減小,這是由于芯層高度增加導致夾層板彎曲剛度增加,對夾層板整體變形有利,使得沖擊波傳遞至上面板的荷載降低,有效緩和了上面板的塑性變形．在吸能方面,由于夾層板高度增加,相應地吸能水平有所提高,下面板的吸能水平維持在一定范圍內．在兩者的相互結合下,上面板的吸能逐漸減少,可有效保護上面板．但是不同高度的夾層板整體比吸能水平相同．在速度和加速度方面,芯層高度對下面板的影響較大,上面板的峰值維持在一定水平范圍內,綜合比較,當芯層高度等于70 mm時,夾層板的防爆效果較好．

表8 不同芯層高度下計算結果

圖15 不同芯層高度下夾層板各部分吸能占比

5 結 論

(1)在近場水下爆炸下,改進的V型夾層板和原始結構變形一致,夾層板受到爆炸產生的沖擊波作用發生彎曲變形,下面板產生較大塑性變形,由于芯層折板的橫向強度較大,結構局部產生壓皺屈曲;同時爆炸產生的能量主要由下面板和芯層吸收,上面板僅發生小幅度的變形．

(2)改進的V-X型夾層板綜合性能最優,V-Z與V-T型夾層板在變形模式和加速度響應等方面較原始夾層板有不足．經過計算,V-X型夾層板的上面板位移較原始夾層板減小了14.4%,速度下降了28.0%,總吸能提高了16.7%,比吸能提升了20.9%,可以看出改進的V-X型夾層板抗爆性能有明顯提升,在保留原始結構強度的同時,吸能能力也得到了較大的改善．

(3)對V-X型夾層板各項結構參數分析后可以看出,面板和芯層厚度對夾層板的結構強度和吸能有較大影響,厚度越大,結構變形越小,但是吸能效率會降低;面板-芯層的夾角小于40°時其防爆性能可以維持一定水平,夾角大于40°后結構性能變弱;芯層高度增加對結構的吸能影響較小,但能明顯改善結構的變形．

(4)改進的夾層板增加了芯層結構的多樣性,在不增加結構毀傷變形的情況下V-X型夾層板的抗爆能力有顯著提高,應用于艦船結構時,可以通過增加自身的吸能來緩沖水下爆炸沖擊波對艦船的作用力,減少對艦船結構內部的沖擊,改善沖擊環境,提高艦船內部人員和設備的防護能力．因此,改進的V-X型夾層板能為新型艦船的設計提供指導,具有較高的實用性．