钢板_POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能_王逸平.pdf

DOI:10.11858/gywlxb.20220650钢板/POZD 复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能王逸平1，汪维1，杨建超2，汪剑辉2，王幸2（1.宁波大学冲击与安全工程教育部重点实验室,浙江宁波315211；2.中国人民解放军军事科学院国防工程研究院,河南洛阳471023）摘要：为研究钢板/聚异氰氨酸酯噁唑烷（polyisocyanateoxazodone，POZD）聚合物高分子材料复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能，开展了近距空爆试验，通过观察试验模型的损伤以及相关数据统计，分析了钢板/POZD 复合结构的变形失效模式。采用 LS-DYNA 软件进行数值模拟，通过与试验结果进行对比，验证了数值模拟方法的准确性，并进一步分析了钢板/POZD 复合结构跨中位移变化和能量吸收特性。结果表明：在相同钢板厚度下，钢板/POZD 复合结构较单一钢板具有更优越的抗爆性能，钢板呈现出 3 种不同的变形失效模式；在钢板/POZD 复合结构中，当钢板和 POZD 均未出现破口时，钢板的塑性应变能占总能量吸收的大部分；钢板/POZD 复合结构中心点最大位移逐渐增大，且变形速度先升高后降低。研究结果可为工程中钢板/POZD 复合结构的抗爆防护设计提供参考。关键词：POZD 涂覆钢板；近距空爆；失效模式；能量吸收；有限元模拟中图分类号：O383文献标识码：A钢板以其高强度、高韧性、承载能力强等特点被广泛应用于各种工程设计中，如航天、航空、机械、建筑、交通和航海等。近年来，世界多地局势动荡不安，恐怖主义依然威胁全球安全，爆炸事件时常发生，钢板结构常常受到爆炸冲击载荷作用13。因此，提高钢板结构的抗爆抗冲击能力非常必要。研究新型抗爆抗冲击材料和新技术的应用在抗爆领域具有重要意义4。聚脲弹性体的抗爆抗冲击性能较好，广泛应用于防护工程领域。目前，越来越多的学者将聚脲弹性体涂敷于结构表面来提升抗爆抗冲击能力。甘云丹等5采用 LS-DYNA 数值模拟了聚脲涂覆钢板在水下爆炸载荷下的动态响应和抗爆能力，发现聚脲涂覆钢板的抗爆炸冲击能力较单一钢板提升约 20%。Li 等6发现，相对于局部喷涂聚脲，整体喷涂聚脲时结构的抗爆性能更优越。廖瑜等7采用有限元数值模拟方法研究了纯聚脲加固钢板和聚脲-编织玻璃纤维网格布加固钢板的抗爆性能，发现编织玻璃纤维网格布能进一步增强纯聚脲加固钢板的抗爆抗冲击能力。Chen 等810对钢板/聚脲复合结构的抗爆动响应过程进行了一系列试验和数值模拟研究，分析了不同厚度和强度配比下复合结构变形/失效及能量吸收，结果表明：随着厚度配比的增加，钢板层的最大塑性变形先减小后增大，且在总面密度不变的情况下，钢板/聚脲复合结构存在最优抗爆性能的厚度配比；随着强度配比的增加，钢板层的最大塑性变形和聚脲层的吸能占比均减小，整体结构的抗爆性能提升。大量研究表明，背面涂覆聚脲可提升钢板的抗爆性能，且涂覆聚*收稿日期：2022-09-08；修回日期：2022-09-30 基金项目：国家自然科学基金（11972201）；宁波市自然科学基金（202003N4147）作者简介：王逸平（1997），男，硕士研究生，主要从事爆炸与冲击动力学研究.E-mail： 通信作者：汪维（1983），男，博士，副教授，主要从事工程结构抗爆毁伤评估研究.E-mail： 杨建超（1976），男，硕士，高级工程师，主要从事工程结构抗爆毁伤评估研究.E-mail：第37卷第1期高压物理学报Vol.37,No.12023年2月CHINESEJOURNALOFHIGHPRESSUREPHYSICSFeb.,2023014104-1脲的厚度与结构抗爆性能呈正相关。然而，很少有研究给出涂覆聚脲钢板的能量吸收特性，而且大部分试验都是在小炸药（小于 100g）、爆距在 100150mm 区间进行的。因此，设计炸药量和爆距较高的聚脲涂覆钢板爆炸试验，并通过数值模拟深入研究聚脲提升结构抗爆性能的机理具有重要意义。聚异氰氨酸酯噁唑烷（polyisocyanateoxazodone，POZD）是在聚脲弹性体等高分子材料研发的基础上，利用催化反应研制出的一种聚合物高分子材料。POZD 相比普通聚脲弹性材料具有更优越的韧性和抗爆抗冲击性能1113。本研究将针对 POZD 涂覆 4mm 厚钢板结构，开展钢板/POZD 复合结构近距爆炸试验，根据损伤形态获得失效模式，从应力波传播角度对 POZD 涂层钢板的抗爆性能进行分析，采用 LS-DYNA 对 POZD 涂覆钢板在近距爆炸下的变形和吸能特性进行数值模拟研究，分析钢板/POZD复合结构的吸能占比。1 试验 1.1 试验材料POZD 材料具有高强度、高韧性、高延展率等性能，同时具备耐酸碱腐蚀、耐低温、抗老化、防水、防火、阻燃和环保无异味等优点。POZD 材料与普通聚脲材料的力学性能对比14如表 1 所示。钢材选用 Q235A 低碳钢。试验中共有 4 块测试板，其中 2 块为无涂覆 POZD 的钢板，2 块为涂覆 POZD 的钢板，钢板厚度均为 4mm。组合板是将 POZD 涂覆在钢板底面（与爆炸载荷相对的一侧），且 POZD 的厚度分别为 8 和 12mm。试验中，所有钢板的尺寸均为 1000mm1000mm，用16 个 M8 螺栓将其固定在试验台上。钢板的实际受载区域尺寸为 700mm700mm，钢板的平面布置和结构配置如图 1 所示。1.2 试验设计与试验工况将装有测试板的固定装置平放于地面上，在测试板的正上方放置圆柱形 TNT炸药，并在药柱中轴处开设用于放置雷管的圆柱孔，采用低强度盒体固定 TNT 炸药柱和确定爆距。在确定爆距和药量的前提下，进行不涂覆 POZD 钢板和涂覆POZD 钢板的近距爆炸试验，试验装置如图 2所示。表 2 列出了试验工况。其中：S-1、S-2 为不涂覆 POZD 钢板试验，爆距（R）分别为 200、350mm；SP-1、SP-2 为背面涂覆 POZD 钢板试验，涂覆厚度分别为 12、8mm，爆距分别为 200、350mm。试验时，TNT 的药量均为 500g。表 1 POZD 和普通聚脲材料的力学性能Table 1 Mechanical properties of POZD and ordinary polyureaMaterialsDensity/(gcm3)Tensilestrength/MPaElasticmodulus/GPaPoissonsratioAdhesion(steelplate)/MPaPOZD1.02252300.38Ordinarypolyurea1.02162130.367252507251 0001 000250(b)(a)SteelPOZD168图1(a)钢板平面布置（单位：mm），(b)复合板结构配置Fig.1(a)Steelplatearrangement(Unit:mm),(b)structuralconfigurationofcompositeplates第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-2 2 有限元模型 2.1 几何模型对试验工况进行数值模拟，有限元模型的详细视图见图 3。该模型由钢板、POZD 涂层、起固定作用的支座、空气、炸药 5 部分组成。试验中，钢板通过螺栓固定在试验台上，形成长 700mm，宽 700mm 的矩形区域。因此，数值模拟中起固定作用的支座为同心矩形，使钢板受载区域的长和宽分别为 700 和 700mm。空气域的长和宽均设置为 1200mm，高设为 650mm，钢板背爆面空气域高 200mm，迎爆面空气域高 450mm。POZD、支座、空气和炸药采用 Solid164 单元描述；由于试验中钢板的长、宽与厚度之比大于20，因此钢板采用 Shell163 单元描述。钢板/POZD复合结构网格如图 4 所示。钢板四周固支，单元尺寸为1mm1mm。POZD 单元的网格尺寸为1mm1mm，沿厚度方向网格划分为 6 份，以便准确观察板的弯曲。空气和炸药单元尺寸均为 1mm1mm，采用欧拉网格划分，其余部分采用拉格朗日网格划分。在空气域的 6 个面定义关键字*BOUNDARY_NON_REFLECTING 来施加无反射边界条件，一旦压力波到达空气域的边界，将通过边界流出，确保压力不会反射或衍射到钢板表面，支座的边界条件取表 2 试验工况Table 2 Test conditionsCaseno.PlatesExplosivePOZDTNTmass/gR/mmThickness/mmCoatingpositionS-1Steelplates5002000S-2Steelplates5003500SP-1Steel/POZDplates50020012BackSP-2Steel/POZDplates5003508Back图2试验装置Fig.2Testdevice650 mm1 000 mm1 200 mmSteel plateTNTSteadyPOZDAir图3有限元模型Fig.3Finiteelementmodel图4钢板/POZD 复合结构网格视图Fig.4Gridviewoffiniteelementmodelforsteel/POZDcompositestructure第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-3为四周和底面刚固。对于钢板与 POZD 之间的连接，考虑到 POZD 失效多发生在聚合物与钢板脱粘之前，因此通过添加关键字*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE 设置钢板与 POZD 之间的接触。拉格朗日网格与欧拉网格之间的强耦合关系至关重要，通过添加关键字*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID 来模拟欧拉空气域、钢板和 POZD 层（拉格朗日网格）之间的相互作用。2.2 材料模型模拟钢和 POZD 的应变率相关行为至关重要，特别是在近场爆炸下，爆炸过程中往往会产生超过材料屈服强度的压力，因此材料模型必须能够模拟超过弹性极限的非线性应力-应变行为。采用*MAT_PLASTIC_KINNEMATIC 材料模型描述 Q235 钢的弹塑性特性，同时考虑应变率效应，使用随动强化塑性各向同性材料。应变率效应采用 Cowper-Symonds 模型描述Y=1+(/C)1/P(0+Epeffp)(1)Y0 effpEpCPEp=EtE/(EEt)Et式中：为屈服应力；为初始屈服应力；为应变率；为有效塑性应变；为硬化参数；为塑性硬化模量；和 为应变率参数；，其中 E 为弹性模量，为切线模量。钢板参数列于表 315，其中：为密度，为泊松比，Fs为失效参数。炸药模型选用 JWL 状态方程描述pe=A(1R1V)eR1V+B(1R2V)eR2V+eV(2)VpeeR1R2式中：为相对体积，为爆轰产物的压力，为单位体积内能，、A、B、为常数。炸药参数列于表 48。空气模型采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL状态方程描述p=C0+C1+C22+C33+(C4+C5+C62)ea(3)eaC0=C1=C2=C3=C6=0 C4=C5=0.4式中：为空气的单位体积内能，为相对体积，C0C6为常数，根据文献 16，。聚脲材料的应力-应变行为高度依赖应变率效应，且聚脲在低应变率下表现出皮革状，在高应变率下表现出玻璃状。因此，根据文献 17，选用*MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLATICY 模型，该模型可以独立定义不同应变率下的应力-应变曲线，并支持双线性弹塑性模型或使用至多 8 对有效应力-有效应变曲线。由于 POZD 材料具有复杂的微观结构，其在爆炸载荷下的动态响应非常复杂。Wang 等16给出了不同应变率下 POZD 的应力-应变曲线，如图 5 所示。根据图 5，可以将POZD 的拉伸破坏定义为 0.85。表 3 Q235 钢的材料参数15Table 3 Material parameters of Q235 steel15E/GPa/(kgm3)0/MPaEt/MPaC/s1PFs21078500.323525040.450.28表 4 TNT 炸药的状态方程参数8Table 4 Parameters of equation of state for TNT explosive8e/(MJkg1)A/GPaB/GPaR1R26.74371.23.2314.150.950.31201008060402000.51.01.52.0Strain0.09 s17.5 s1168 s1210 s1294 s1Stress/MPa图5不同应变率下 POZD 的应力-应变曲线16Fig.5Stress-straincurvesofPOZDatdifferentstrainrates16第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-4 3 试验与数值模拟结果分析 3.1 破坏损伤形态及模拟验证工况 S-1 和工况 SP-1 的试验与数值模拟损伤形态和平均破口直径对比如图 6 所示。由图 6(a)和图 6(b)可知，工况 S-1 中，钢板受到局部高强度的空气冲击，导致钢板中心区域破坏严重，钢板中心区域背面被完全撕裂，破口呈矩形，且撕裂出 5 个花瓣状裂口，花瓣状尖端被二次撕裂。数值模拟得到的钢板变形失效模式为花瓣状裂口，与试验结果一致，数值模拟得到的花瓣状破口平均直径约为 320mm，略大于试验所获得的 310mm，相对误差约为 3%。图 6(c)和图 6(d)显示了工况 SP-1 的试验和数值模拟结果，试验中背面涂覆 POZD 涂层。试验与数值模拟结果显示：复合钢板的变形失效模式与数值模拟得到的变形失效模式一致，均为中心局部区域出现大的弹性变形；POZD 层均未发生破坏，主要为拉伸/弯曲变形，组合板的整体塑性变形程度由中心向周围逐渐减小。试验得到的板的跨中最大位移为 70mm，鼓包区域直径约为 250mm，数值计算所得的跨中最大位移为 73mm，鼓包区域直径为 225mm，相对误差分别为 4.2%和 10.0%，两者符合较好。观察工况 S-1 和工况 SP-1 中复合结构背面中心区域的损伤情况可知：工况 SP-1 中，距炸药最近的中心部位出现局部隆起变形，前钢板整体发生较大的径向收缩，后 POZD 层有明显的白色波纹，中心区域产生鼓包，但未产生花瓣形裂口。与工况 S-1 中的钢板相比，工况 SP-1 的破坏模式从大面积花瓣裂口、花瓣裂口尖端撕裂转变为中心区域局部鼓包，POZD 极大地增强了钢板的抗爆能力。图 7 显示了试验与数值模拟得到的工况 S-2 和工况 SP-2 的损伤形态和跨中最大位移对比。图 7(a)和图 7(b)给出了工况 S-2 的试验结果和数值模拟结果。试验结果显示，钢板在爆炸载荷的作用下，钢0.200.180.160.140.120.100.080.060.040.02007.321.929.243.851.158.465.773.0310 mm250 mmBulge320 mm250 mmBulgeEffective plastic strain(a)Back view of the tested plate in case S-1(c)Front view of the tested plate in case SP-114.636.5y-displacement/mmPetalingPetaling(b)Back view of the simulated plate in case S-1(d)Front view of the simulated plate in case SP-1图6工况 S-1 与工况 SP-1 的损伤形态比较Fig.6ComparisonofdamagemorphologyofcasesS-1andSP-1第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-5板并没有出现大面积破口，而是在钢板正面中心处出现凹陷区域，凹陷区域中心呈三角形，区域边缘处撕裂出一道长 90.0mm 的裂口。由于试验时炸药偏离板正上方中心，导致破口不对称，而数值模拟所得的钢板破口形状为十字形，破口区域直径约为 88.9mm，两者较接近。工况 SP-2 的试验结果和数值模拟结果如图 7(c)和图 7(d)所示。试验中钢板背面出现 6 条明显的白色折痕，而数值模拟中却没有这些折痕。这是由于试验中板通过螺栓固定在工作台上，爆炸过程中钢板发生塑性变形并沿着螺栓固定位置产生白色折痕，而数值模拟中仅对支座进行固定约束。试验得到的工况 SP-2 的跨中最大位移为65.0mm，鼓包区域直径约为 230mm，数值计算得到的跨中最大位移为 64.3mm，鼓包区域直径为 207mm，相对误差分别为 1.1%和 10.0%。数值模拟所得的板的变形失效模式和跨中挠度均与试验结果比较吻合，证明了本数值方法的准确性。观察工况 S-2 和工况 SP-2 中复合结构背面中心区域的损伤情况可知：工况 SP-2 中前钢板发生大面积的凹陷和较大的变形，并在中心区域产生鼓包；复合结构背面未出现 POZD 层的剥落以及钢板与POZD 层之间的剥离，而是出现明显的径向收缩，中心区域可见白色三角形的痕迹。3.2 应力波在 POZD 涂层复合钢板中的传播规律通过近距空爆试验和数值模拟已经证明背面涂覆 POZD 涂层能大幅提高钢板的抗爆性能，以下将对 POZD 涂层的防护机制进行阐述。IRT当 TNT 被引爆时，周围的空气被压缩并迅速向外移动，产生爆炸冲击波。当冲击波接触钢板表面时，将以应力波的形式在复合板中传播。为了便于分析，根据文献 18，假设爆炸入射波垂直入射钢板。当入射波传播到钢板与 POZD 的接触面时，会发生反射和透射，从而在钢板中产生反射波，在POZD 中产生透射波，如图 8 所示。根据试验结果可知，在爆炸过程中 POZD 始终未与钢板脱粘，且0.200.180.160.140.120.100.080.060.040.0200.036.4012.8319.2725.7032.1338.5745.0051.4357.8764.30230 mmBulge207 mmBreach88.9 mmBreachEffective plastic strain(a)Back view of S-2 test plate(b)Back view of S-2 simulation plate90.0 mmBulgey-displacement/mm(c)Front view of SP-2 test plate(d)Front view of SP-2 simulation plate图7工况 S-2 与工况 SP-2 损伤形态比较Fig.7ComparisonofdamagemorphologyofplatesforcasesS-2andSP-2第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-6根据连续条件可得到vI+vR=vT(4)I+R=T(5)vIvRvTIRT式中：、和分别为入射波、反射波和透射波的波速，、和分别为入射应力、反射应力和透射应力。根据连续介质中冲击波波阵面动量守恒条件19，可将式(4)简化为I(0C0)SR(0C0)S=T(0C0)P(6)(0C0)S(0C0)P式中：为 Q235 钢板的波阻抗，为 POZD 的波阻抗。将式(5)代入式(6)可得|R=(1n)I/(1+n)vR=(n1)vI/(1+n)T=2I/(1+n)vT=2nvI/(1+n)(7)nn=(0C0)S/(0C0)Pn=119.6T=0.017I式中：为钢板与 POZD 材料的波阻抗之比，即。钢板的波阻抗为 38.95MPa/(ms)，POZD 的波阻抗约为 0.326MPa/(ms)，从而。将其代入式(7)可得，形成的透射波应力峰值仅为入射峰值的 1.7%，说明背面涂覆的 POZD 涂层削弱了弹性应力波强度。结合 3.1 节中的试验和数值模拟计算结果，POZD 提升钢板抗爆性能的机制可总结如下：(1)在爆炸冲击波刚传递到钢板表面时，POZD 层阻碍了钢板的径向收缩，进而降低了冲击过程中前钢板的破坏程度；(2)当应力波在组合板中传播时，POZD 层通过拉伸/弯曲变形耗散了前钢板层传递的大部分动能，削减了弹性应力波强度，接着在组合板的背面产生鼓包，并伴随四边法线方向的凸起，同时POZD 对钢的附着力较普通聚脲更强，整个爆炸过程中钢板与 POZD 之间未发生剥离。3.3 失效模式与跨中位移图 9 给出了钢板在承受均匀和局部爆炸载荷下的失效模式20。为便于分析，定义 Mode为大的非弹性变形，Mode*c 为中心部分撕裂，Petalling 为中心撕裂且材料的“花瓣”从爆炸位置折开。当爆距为 200mm 时，工况 S-1 中钢板的失效模式为 Petalling，破口尺寸统计见表 5，其中 ymax为跨中最大位移。钢板的正面破口呈矩形，试验测得最大破口直径为 330mm，最小破口直径为 290mm，破口平均直径为310mm；背面出现花瓣式开裂，花瓣数为 6，各花瓣裂口之间有不同程度的翻转。各花瓣Incident waveSteelInterfacePOZDTransmitted waveReflected wave图8POZD 涂覆复合钢板中的应力波传播Fig.8StresswavepropagationinPOZDcoatedcompositesteelplates(a)Explode(d)Petalling(b)Mode(c)Mode*c图93 种失效模式Fig.9Threefailuremodes第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-7裂口的平均高度为 150mm，小于平均破口直径的一半，因此各花瓣裂口的翻转角度大于 90，如图 6(a)所示。各花瓣状裂口的大小存在差异，主要是由于试验中炸药偏离靶板的正上方中心及炸药形状引起的。图 10 显示了工况 SP-1 中组合板的变形情况。当爆炸冲击波传播至组合板时，组合板首先在中心处发生变形，且随着爆炸过程的进行，组合板的位移逐渐增大。表 5 4 种工况的破口尺寸和跨中最大位移Table 5 Break size and maximum displacement in the middle of the four test conditionsCaseNo.R/mmThickness/mmFailuremodeBreaksize/(mmmm)ymax/mmSteelPOZDS-12004Petalling330290S-23504Mode*c9010SP-1200412Mode70SP-235048Mode65Isometric viewCross-sectional view500 s1 000 s2 000 s3 000 s图10背面涂覆 12mm 厚 POZD 涂层时钢板的变形Fig.10Deformationofsteelplatescoatedwith12mm-thickPOZDcoatingonthebackside第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-8当爆距从 200mm 增加至 350mm 时，板的失效模式从花瓣开裂转变为 Mode*c，如表 5 中工况 S-2所示。试验显示，钢板背面撕裂出一道长 90mm、宽 10mm 的裂口，正面凹陷区域的平均直径为 540mm。工况 SP-2 中，组合板的失效模式为 Mode，最终总挠度为 65mm。3.4 变形响应及吸能特性分析将 4 种工况中组合板背面中心点位移的时间历程进行比较，如图 11 所示。对比工况 S-1 和工况 S-2 的位移-时间曲线可以发现，钢板中心局部区域均产生破口，钢板分别在0.099和 0.039ms 内破坏，工况 S-1 中的钢板失效略早于工况 S-2。这主要是由于工况 S-1 的爆距小于工况 S-2 的爆距，爆炸冲击波的强度随着爆距的增加而迅速减弱，钢板的变形速度以及失效时间也随着爆距的增加而减小。对比相同爆距下工况 S-1 和 SP-1、工况S-2 和 SP-2 可知，在相同爆距下，组合板开始发生变形的时间大致相同，但变形速度却完全不同。背面涂覆 POZD 的钢板的变形速度远远低于相同爆距下裸钢板的变形速度，这主要是由于 POZD的存在阻碍了钢板的径向收缩，从而减缓了钢板的变形速度，最终使钢板的变形损伤程度更小。为了解钢板/POZD 组合板的能量吸收配比情况，通过数值模拟得到了工况 SP-1 和工况 SP-2 的能量吸收时程曲线，如图 12 所示。由图 12 可知：当爆炸冲击波传递到组合板时，钢板和 POZD 的动能迅速增大，并在约 0.4ms 时达到最大值；之后，随着钢板变形速度的减慢，钢板和 POZD 的动能逐渐变小，并在 2.25ms 时均趋于零；而钢板和 POZD 的塑性应变能不断增大，在 2.25ms 时趋于稳定。这主要是由于组合板变形速度的减慢直接导致两者塑性应变能增长速率减少，致使钢板和 POZD 的塑性应变能曲线逐渐趋于平稳，当组合板不再变形时，其塑性应变能也趋于稳定。在整个爆炸变形过程中，钢板的动能和塑性应变能均大于 POZD，表明组合板的前钢板层耗散了大部分爆炸所产生的能量，在结构抗爆中起到关键作用。将 4 种工况下钢板与 POZD 吸收的能量进行统计，结果如图 13 所示。在相同爆距下，钢板吸收的总能量均大于钢板/POZD 组合板所吸收的能量。工况 S-1 中，钢板最终发生破裂，产生花瓣状裂口，并1401201008060402000.51.01.52.02.53.0504030201000.1 0.2 0.3 0.4 0.5Time/msTime/msMid-span displacement/mmMid-spandisplacement/mmS-1S-2SP-1SP-2图11数值模拟得到的 4 种工况的钢板跨中位移时程曲线Fig.11Time-historycurvesofsteelplatemid-spandisplacementinfourcasesbysimulation0.51.01.52.02.53.0Time/ms3.02.52.01.51.00.50Steel plate,kinetic energyPOZD,kinetic energySteel plate,plastic strainPOZD,plastic strainSteel plate,kinetic energyPOZD,kinetic energySteel plate,plastic strainPOZD,plastic strainEnergy absorption/kJ0.51.01.52.02.53.0Time/ms3.02.52.01.51.00.50Energy absorption/kJ(a)Case SP-1(b)Case SP-2图12数值模拟得到的工况 SP-1 和工况 SP-2 能量吸收时程曲线Fig.12Time-historycurvesofenergyabsorptionincasesSP-1andSP-2bysimulation第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-9伴随少量碎片飞出，带走了一部分能量，因此钢板最终吸能为动能和塑性应变能。该现象在工况 S-2 中也可以看出，只是由于工况 S-2 中钢板仅撕裂出一道裂口，其最终的动能小于工况 S-1 的动能。通过比较工况 SP-1 和 SP-2 可知，POZD 均未发生崩落现象，说明涂覆在钢板背面的 POZD 最终吸收的能量有塑性应变能。POZD 对钢板的防护作用主要通过拉伸和变形实现。4 结论对背面涂覆 POZD 的钢板和单一钢板开展了近距空爆试验，据此对结构的失效变形和失效模式进行分析，结合数值模拟分析了结构的变形响应和吸能特性，得出以下结论。(1)通过试验可知，在等钢板厚度下，背面涂覆 POZD 的钢板的抗爆性能远大于单一钢板，钢板出现 3 种失效模式。当爆距为 200mm 时，单一钢板的失效模式为中心撕裂，并产生花瓣形破口，破口尺寸约 310mm，而钢板/POZD 复合结构的失效模式为大的非弹性变形，未出现破口。当爆距为 350mm时，钢板在中心部分撕裂出 90mm 长的破口，而钢板/POZD 复合结构中心部分并未发生撕裂。(2)通过有限元数值模拟，在近距空爆载荷下，爆距和钢板厚度相同时钢板/POZD 复合结构的变形速度远小于单一钢板的变形速度。随着爆炸冲击波的传播，钢板/POZD 复合结构中心点的最大位移逐渐增大，变形速度先升高后降低。(3)通过有限元数值模拟可知，在 POZD 和钢板均未出现破口的情况下，整个结构的总能量吸收由钢板和 POZD 的塑性应变能两部分组成，钢板的塑性应变能占总能量吸收的大部分。参考文献：卢广照,姜春兰,毛亮,等.薄钢板在 CL-20 基含铝炸药内爆载荷作用下的变形响应和工程预测J.兵工学报,2020,41(8):15091518.LUGZ,JIANGCL,MAOL,etal.DeformationresponseanditsengineeringpredictionofsteelplatesubjectedtointernalblastloadingfromCL-20-basedaluminizedexplosivechargesJ.ActaArmamentarii,2020,41(8):15091518.1MOHOTTID,NGOT,MENDISP,etal.PolyureacoatedcompositealuminiumplatessubjectedtohighvelocityprojectileimpactJ.Materials&Design,2013,52:116.2MOHOTTID,FERNANDOPLN,WEERASINGHED,etal.Evaluationofeffectivenessofpolymercoatingsinreducingblast-induceddeformationofsteelplatesJ.DefenceTechnology,2021,17(6):18951904.3冯加和,董奇,张刘成,等.聚脲弹性体在爆炸防护中的研究进展J.含能材料,2020,28(4):277290.FENGJH,DONGQ,ZHANGLC,etal.Reviewonusingpolyureaelastomerforenhancedblast-mitigationJ.Chinese400.51.01.52.02.53.0Plastic strain energyKinetic energySteel platePOZD3.54.04.55.0R=200 mmR=350 mmEnergy absorption/kJ图13数值模拟得到的各工况下钢板与 POZD 的能量吸收对比Fig.13ComparisonofenergyabsorptionbetweensteelplateandPOZDunderdifferentconditionsbysimulation第37卷王逸平等：钢板/POZD复合结构在近距空爆载荷下的抗爆性能第1期014104-10JournalofEnergeticMaterals,2020,28(4):277290.甘云丹,宋力,杨黎明.弹性体涂覆钢板抗冲击性能的数值模拟J.兵工学报,2009,30(2):1519.GANYD,SONGL,YANGLM.Numericalsimulationforanti-blastperformancesofsteelplatecoatedwithelastomerJ.ActaArmamentarii,2009,30(2):1519.5LIY,CHENC,HOUHL,etal.Theinfluenceofsprayingstrategyonthedynamicresponseofpolyurea-coatedmetalplatestolocalizedairblastloading:experimentalinvestigationsJ.Polymers(Basel),2019,11(11):1888.6廖瑜,石少卿,梁朝科,等.聚脲-编织玻璃纤维网格布复合材料加固钢板抗冲击力学性能研究J.兵工学报,2018,39(10):19881996.LIAO Y,SHI S Q,LIANG C K,et al.Dynamics performances of polyurea-woven fiberglass mesh composite J.ActaArmamentarii,2018,39(10):19881996.7王喜梦,刘均,陈长海,等.近距空爆载荷下钢板/聚脲复合结构动响应特性仿真J.中国舰船研究,2021,16(2):116124.WANGXM,LIUJ,CHENCH,etal.Simulationondynamicresponsecharacteristicsofsteel/polyureacompositestructuresunderclose-rangeairblastloadingJ.ChineseJournalofShipResearch,2021,16(2):116124.8HOUHL,CHENCH,CHENGY,etal.Effectofstructuralconfigurationonairblastresistanceofpolyurea-coatedcompositesteelplates:experimentalstudiesJ.Materials&Design,2019,182:108049.9CHENCH,WANGX,HOUHL,etal.Effectofstrengthmatchingonfailurecharacteristicsofpolyureacoatedthinmetalplatesunderlocalizedairblastloading:experimentandnumericalanalysisJ.Thin-WalledStructures,2020,154:106819.10杨建超,汪剑辉,周旺进,等.POZD 涂层钢筋混凝土板抗震塌性能J.兵工学报,2020,42(1):711.YANGJC,WANGJH,ZHOUWJ,etal.Anti-collapsingperformanceofPOZDcoatedreinforcedconcreteslabJ.ActaArmamentarii,2020,42(1):711.11杨建超,汪剑辉,陈力,等.喷涂 POZD 弹性涂层防护门抗爆性能试验研究J.防护工程,2021,42(1):133140.YANGJC,WANGJH,CHENL,etal.ExperimentalstudyonblastresistanceperformanceofblastdoorwithPOZDelasticcoatingJ.ProtectiveEngineering,2021,42(1):133140.12汪维,杨建超,汪剑辉,等.POZD 涂层方形钢筋混凝土板抗接触爆炸试验研究J.爆炸与冲击,2020,40(12):1423.WANGW,YANGJC,WANGJH,etal.Experimentalresearchonanti-contactexplosionofPOZDcoatedsquarereinforcedconcreteslabJ.ExplosionandShockWaves,2020,40(12):1423.13WANG W,YANG J,WANG J,et al.Experimental investigation of