陶金鑫， 賈 鑫， 黃正祥， 劉曉鳴， 梁仕發(fā)， 趙 陽， 白曉軍

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，南京 210094； 2.軍事科學(xué)院 國(guó)防工程研究院，北京 100850；3. 軍事科學(xué)院 國(guó)防工程研究院，河南 洛陽 471023； 4. 青島國(guó)工高新材料有限公司，山東 青島 266000)

防護(hù)門作為地鐵和地下商場(chǎng)等地下防護(hù)工程入口最重要的防護(hù)設(shè)備，對(duì)保障工程在戰(zhàn)時(shí)的整體安全具有決定性作用，因而歷來是防護(hù)工程研究的重點(diǎn)內(nèi)容[1]。隨著各種武器系統(tǒng)威力和效能的快速發(fā)展，防護(hù)門的抗力等級(jí)要求越來越高。傳統(tǒng)防護(hù)門大多采用梁板式的鋼結(jié)構(gòu)組成，因其結(jié)構(gòu)老舊、笨重、易腐蝕、維護(hù)不方便、成本高等特點(diǎn)使發(fā)展新型輕量化高抗力防護(hù)門已經(jīng)成為人防工程領(lǐng)域的迫切需要[2-4]。

近年來，由異氰酸酯和氨基化合物反應(yīng)生成的一種高分子材料聚脲彈性體在安全防護(hù)領(lǐng)域里的應(yīng)用日益增多[5]。聚脲不僅具有低成本、質(zhì)量輕、不易燃、自愈性好、吸能性能好、隔聲性能好、耐介質(zhì)性能突出，而且擁有便捷的噴涂工藝，能夠滿足對(duì)軍事車輛、潛艇、艦船等進(jìn)行快速噴涂和有效的防護(hù)，對(duì)嚴(yán)酷戰(zhàn)場(chǎng)環(huán)境高度適應(yīng)[6-7]。許多學(xué)者對(duì)聚脲復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗爆、抗沖擊性能進(jìn)行了研究。例如，Mohotti等[8]對(duì)高速?gòu)椡枨謴鼐垭?鋁合金板復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究，發(fā)現(xiàn)聚脲-鋁合金板復(fù)合結(jié)構(gòu)能有效降低彈丸剩余速度；又對(duì)低速?zèng)_擊下聚脲涂層復(fù)合鋁板的塑性變形進(jìn)行研究，結(jié)果表明，聚脲可以作為一種有效的吸能阻尼材料來抵抗低速?zèng)_擊損傷[9]。Gardner等[10]在研究三明治夾層復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí)發(fā)現(xiàn)，將聚脲涂覆于泡沫后和背板前能夠減少背板的變形，提高整體的抗爆性能。Tekalur等[11]在研究聚脲與玻璃纖維試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，聚脲的非線性本構(gòu)關(guān)系、較強(qiáng)的應(yīng)變率效應(yīng)以及黏接層的破壞是吸能的主要原因。Amini等[12]聚脲對(duì)鋼板沖擊載荷響應(yīng)影響的直接壓力脈沖試驗(yàn)。研究表明聚脲涂層大大提高了鋼板的抗爆炸性能。涂覆聚脲后的鋼板與裸鋼板相比，其變形大大減少。趙鵬鐸等[13]對(duì)不同涂覆方式下單鋼板和箱體結(jié)構(gòu)的抗爆性能進(jìn)行研究，結(jié)果表明：在等面密度條件下，鋼板迎爆面涂覆聚脲并不能提高其抗爆性能；而在等鋼板厚度條件下，聚脲涂覆在鋼板背面時(shí)其抗爆性能更好。

現(xiàn)有研究中對(duì)于聚脲涂覆鋼結(jié)構(gòu)的以研究抗爆炸載荷為主，對(duì)于抗沖擊載荷的研究很少。目前，爆炸波模擬器與激波管是有效的、廣泛使用的研究沖擊波載荷工具，能夠以一致性與可重復(fù)性的方式模擬爆炸沖擊波[14]。大型爆炸波模擬裝置[15]由壓縮空氣站、扶壁式反力墻、多管爆炸驅(qū)動(dòng)器、大氣室多膜片驅(qū)動(dòng)器、高壓段 (膨脹段)、激波整形段、實(shí)驗(yàn)段、出口段、消波段、稀疏波消除器、多點(diǎn)式非電起爆系統(tǒng)、控制系統(tǒng)、測(cè)量系統(tǒng)等組成。驅(qū)動(dòng)方式分為三種，即多管爆炸驅(qū)動(dòng)、大氣室多膜片高壓氣體驅(qū)動(dòng)、以及裝藥爆炸與高壓氣體混合驅(qū)動(dòng)。

聚異氰氨酸酯噁唑烷酮(polyisocyanateoxazodone,POZD)是以異氰酸酯類化合物為A組分，聚醚化合物、氨基化合物、擴(kuò)鏈劑的混合物為B組分，在催化劑的催化情況下快速反應(yīng)而成的一種高分子材料。因其具有減輕不同結(jié)構(gòu)沖擊和爆炸的潛力，可以在結(jié)構(gòu)表面形成高強(qiáng)度和高彈性涂層, 從而提高結(jié)構(gòu)抗沖擊性能。

為了研究POZD涂層對(duì)梁板式鋼結(jié)構(gòu)單扇防護(hù)門抗沖擊性能的影響，本文利用LS-DYNA有限元軟件對(duì)涂覆POZD的梁板式鋼結(jié)構(gòu)單扇防護(hù)門抗沖擊性能進(jìn)行數(shù)值模擬，在確定涂覆方式和載荷后，分析防護(hù)門迎爆面背面的動(dòng)力響應(yīng)，同時(shí)基于有限元軟件對(duì)防護(hù)門進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，設(shè)計(jì)出新型輕量化高抗力復(fù)合材料防護(hù)門，最終通過試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真結(jié)果的可靠性，為后續(xù)新型輕型化高抗力防護(hù)門設(shè)計(jì)提供參考。

1 有限元計(jì)算模型

防護(hù)門門扇尺寸1.7 m×2.12 m，門扇內(nèi)由三道主梁、三道次梁構(gòu)成骨架，周邊用槽鋼焊接，骨架上下焊接6 mm面板，骨架梁采用12號(hào)工字鋼，槽鋼型號(hào)為12號(hào)，如圖1所示。此處只研究門扇的動(dòng)力響應(yīng)，忽略鉸頁、門框的影響。數(shù)值模擬采用LS-DYNA有限元軟件，有限元模型如圖2所示。利用hypermesh對(duì)防護(hù)門進(jìn)行三維全尺寸實(shí)體建模，工字鋼、槽鋼網(wǎng)格2 mm，隔艙網(wǎng)格10 mm。數(shù)值模擬時(shí)選取的防護(hù)門尺寸均與實(shí)體一致，簡(jiǎn)化閉鎖和鉸頁，以模擬防護(hù)門在沖擊載荷作用下的真實(shí)情況，邊界條件保證一致。在數(shù)值模擬中，模型支撐板、閉鎖約束Z方向位移，鉸頁約束XYZ方向位移和XY方向轉(zhuǎn)動(dòng)，鋼和POZD均采用Lagrange網(wǎng)格離散。

圖1 防護(hù)門結(jié)構(gòu)示意圖(mm)Fig.1 Structural diagram of blast door(mm)

圖2 有限元模型Fig.2 Finite element model of blast door

1.1 材料模型及參數(shù)

1.1.1 鋼模型和參數(shù)

A3鋼采用MAT_PLASTIC_ KINEMATIC本構(gòu)模型，強(qiáng)化方式為隨動(dòng)硬化，通過Cowper-Symonds模型考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)，具體材料參數(shù)見表1。

表1 A3鋼材料參數(shù)Tab.1 Material paramenters of A3 steel plate

1.1.2 POZD模型及參數(shù)

根據(jù)POZD的力學(xué)性能，具有明顯的應(yīng)變率效應(yīng)，故采用6參數(shù)的Mooney-Rivlin模型，具體的材料參數(shù)根據(jù)文獻(xiàn)[16-17]列于表2。

表2 POZD材料參數(shù)Tab.2 Material paramenters of POZD

1.2 沖擊載荷加載

數(shù)值模擬中，沖擊載荷通過Load_Segment_Set加載到防護(hù)門迎面，并采用關(guān)鍵字*CONTACT_TIED_NODES_TO_S-URFACE定義鋼板與POZD之間的接觸。

根據(jù)GB 50038—2005《人民防空地下室設(shè)計(jì)規(guī)范》[18]規(guī)定：甲類防空地下室出入口防護(hù)密閉門核6級(jí)的設(shè)計(jì)抗力為0.15 MPa。根據(jù)人民防空工程戰(zhàn)術(shù)技術(shù)指標(biāo)要求：在滿足峰值超壓不低于0.15 MPa，正壓作用時(shí)間不少于800 ms的沖擊波荷載(即人防核6級(jí)載荷)作用條件后，防護(hù)密閉門處于緊閉狀態(tài)，門扇結(jié)構(gòu)不發(fā)生整體破壞。為了模擬人防核6級(jí)的抗力，依據(jù)設(shè)計(jì)規(guī)范，基于爆炸波模擬裝置，產(chǎn)生平均峰值壓力0.164 MPa，作用時(shí)間1 600 ms的沖擊波載荷，如圖3所示。

圖3 超壓時(shí)程曲線Fig.3 Overpressure time-history curve

1.3 POZD噴涂方案

基于趙鵬鐸等的研究得出結(jié)論：聚脲涂覆在鋼板背面時(shí)抗爆效果更好。實(shí)際人防門使用的環(huán)境較為惡劣，容易腐蝕生銹，而POZD又有很好的防水防腐效果，所以考慮在防護(hù)密閉門內(nèi)外表面涂覆1 mm POZD。在實(shí)際應(yīng)用中，不同防護(hù)設(shè)備存在尺寸效應(yīng)，不同厚度POZD又與面板存在不同的波阻抗匹配，為保證結(jié)構(gòu)吸波、耗能達(dá)到最佳效果，必須根據(jù)實(shí)際情況找到最佳的鋼板、POZD厚度匹配關(guān)系。

POZD噴涂方案如圖4所示。

圖4 POZD噴涂結(jié)構(gòu)Fig.4 POZD spraying structure

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

2.1 邊界條件對(duì)原始結(jié)構(gòu)門扇抗力影響

由于邊界條件的不同，對(duì)面板的沖擊響應(yīng)有影響，為了研究門扇迎爆面中部和邊緣處隔艙的沖擊響應(yīng)，選取如圖5中A點(diǎn)、B點(diǎn)。

圖5 不同點(diǎn)的邊界條件(mm)Fig.5 Boundary conditions at different points(mm)

圖5為兩種不同點(diǎn)的邊界條件。圖6為原始防護(hù)門上不同邊界條件測(cè)點(diǎn)的位移時(shí)程。從圖6中可看出測(cè)點(diǎn)5與測(cè)點(diǎn)6位移峰值為3.6 mm，測(cè)點(diǎn)1～4處的位移峰值均為1.9 mm，因?yàn)闇y(cè)點(diǎn)1～4的邊界中有兩條邊由槽鋼組成,測(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6四邊均由工字鋼組成，槽鋼比工字鋼寬14 mm，對(duì)面板有更強(qiáng)的約束作用，可見骨架梁中鋼的尺寸是影響結(jié)構(gòu)抗力的一個(gè)重要因素，防護(hù)門中部的隔艙部分是后續(xù)防護(hù)設(shè)計(jì)中的一個(gè)要點(diǎn)；另外，測(cè)點(diǎn)5、測(cè)點(diǎn)6和測(cè)點(diǎn)1～4處的位移同時(shí)上升，說明沖擊載荷同時(shí)到達(dá)門扇迎爆面。

圖6 原始防護(hù)門Z方向的位移時(shí)程Fig.6 Displacement of the original blast door in Z direction vs time

2.2 面板厚度、骨架梁對(duì)門扇抗力的影響

梁板式防護(hù)密閉門主要由面板和骨架梁組成，骨架梁又由工字鋼焊接而成，為了設(shè)計(jì)輕量化新型復(fù)合材料防護(hù)門，研究面板厚度和骨架梁型號(hào)對(duì)門扇抗力的影響規(guī)律對(duì)新型防護(hù)門的結(jié)構(gòu)優(yōu)化具有重要價(jià)值。

在原防護(hù)門結(jié)構(gòu)模型的基礎(chǔ)上，改變迎爆面面板厚度和工字鋼型號(hào)，面板分別取3 mm,4 mm，采用10號(hào)、12號(hào)工字鋼進(jìn)行計(jì)算。

從圖7(a)可看出位移峰值隨面板厚度的變化關(guān)系。其他條件不變時(shí)，隨著面板厚度從6 mm減小到2 mm，3 mm，位移峰值分別為2.84 mm，3.33 mm，增幅47.9%和73%。說明其他條件不變時(shí)，面板厚度是決定結(jié)構(gòu)剛度的重要因素，需要在防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中重點(diǎn)考慮。

圖7 中點(diǎn)Z方向位移時(shí)程Fig.7 Displacement of midpoint in Z direction vs time

從圖7(b)可看出防護(hù)門采用6 mm面板，其他條件不變時(shí)，工字鋼型號(hào)從12號(hào)減小到10號(hào)，位移峰值從1.92 mm增加到2.14 mm，增幅11.5%。

2.3 POZD涂層對(duì)門扇抗力的影響

研究表明，在鋼結(jié)構(gòu)表面涂覆POZD等彈性體可大幅提高結(jié)構(gòu)抗爆、抗沖擊性能。因此可在減小面板厚度和工字鋼型號(hào)的同時(shí)，通過迎爆面內(nèi)表面涂覆POZD來提高防護(hù)門結(jié)構(gòu)抗力，達(dá)到新型輕量化高抗力防護(hù)門的設(shè)計(jì)要求。

單扇防護(hù)密閉門，原始結(jié)構(gòu)使用的是6 mm面板和12號(hào)工字鋼，結(jié)合上述分析，綜合考慮實(shí)際應(yīng)用和質(zhì)量因素，面板厚度減小到3 mm，4 mm，5 mm，工字鋼型號(hào)采用12號(hào)或10號(hào)，其他條件不變，

POZD涂層結(jié)構(gòu)如表3所示。

表3 計(jì)算工況Tab.3 Calculation conditions

圖8(a)為原始門扇噴涂與未噴涂門扇迎爆面位移時(shí)程對(duì)比情況。由圖看出，t=0.32 s時(shí)，未噴涂POZD門扇位移峰值約1.92 mm，噴涂3 mm，5 mmPOZD門扇位移峰值分別為1.14 mm和1.12 mm，門扇迎爆面跨中最大位移減小40.6%和41.6%，說明POZD涂覆對(duì)門扇抗力影響顯著；從圖上也可看出對(duì)于原始防護(hù)門，其他條件不變時(shí)，迎爆面內(nèi)表面涂覆的POZD厚度從3 mm增加到5 mm對(duì)門扇迎爆面跨中最大位移影響不大，表明此時(shí)在不改變門扇結(jié)構(gòu)的前提下，繼續(xù)增加POZD厚度已經(jīng)無法提高門扇抗力，也說明了POZD的厚度必須與結(jié)構(gòu)匹配才能使防護(hù)門結(jié)構(gòu)抗力得到提高。

圖8(b)為優(yōu)化后采用3 mm面板，10號(hào)和12號(hào)工字鋼門扇噴涂POZD和未噴涂POZD的位移時(shí)程對(duì)比。從圖中可看出3 mm面板-10號(hào)工字鋼未噴涂時(shí)，位移峰值為3.55 mm，涂覆POZD后，位移峰值為3.16 mm，降幅11%；3 mm面板-12號(hào)工字鋼未噴涂時(shí)，位移峰值為3.33 mm，噴涂POZD后，位移峰值為3.04 mm，降幅8.7%；其他條件相同時(shí)，工字鋼型號(hào)從10號(hào)增加到12號(hào)，未噴涂和噴涂POZD，門扇位移峰值分別減小6.2%和3.8%。

圖8(c)為優(yōu)化后采用4 mm，5 mm面板和10號(hào)工字鋼門扇噴涂POZD的位移對(duì)比。從圖中可看出4 mm面板噴涂POZD增加到5 mm，位移峰值減小11.8%。這是因?yàn)樵黾覲OZD涂層厚度在一定程度上增加了結(jié)構(gòu)的剛度，從而整體上提高了結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能；將POZD涂覆在背面時(shí)，由于材料的黏彈性特性，結(jié)構(gòu)在受到?jīng)_擊載荷后，一部分能量被POZD層彌散和吸收。

圖8 各工況Z方向位移時(shí)程Fig.8 Displacement of every conditions in Z direction vs time

通過以上分析，最終結(jié)合實(shí)際經(jīng)濟(jì)效益以及輕量化高抗力防護(hù)密閉門的設(shè)計(jì)要求，確定防護(hù)密閉門采用3 mm面板和10號(hào)工字鋼，門扇迎爆面外表面噴涂1 mm POZD、內(nèi)表面噴涂3 mm POZD為最優(yōu)復(fù)合結(jié)構(gòu)，該復(fù)合結(jié)構(gòu)較之原始防護(hù)密閉門質(zhì)量減少32.5%。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)裝置及方法

為了驗(yàn)證數(shù)值計(jì)算結(jié)論的正確性和可靠性，針對(duì)優(yōu)化后的POZD復(fù)合材料防護(hù)密閉門6級(jí)載荷條件下的抗力性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

通過多室型爆炸波模擬裝置產(chǎn)生6級(jí)中等超壓加載到門扇外表面，試驗(yàn)裝置簡(jiǎn)如圖9所示；POZD復(fù)合材料防護(hù)密閉門迎、背爆面板均采用A3鋼與骨架焊接而成，迎爆面內(nèi)表面面的POZD是面板焊接完后噴涂，具體尺寸與仿真模型完全一致，防護(hù)密閉門試驗(yàn)安裝如圖10所示。多室型爆炸波模擬裝置采用炸藥驅(qū)動(dòng)。

圖9 試驗(yàn)裝置Fig.9 Experiment apparatus

圖10 防護(hù)密閉門安裝方式Fig.10 Installation method of blast door

防護(hù)門迎爆面背面中心位置粘貼5個(gè)應(yīng)變片，內(nèi)部型鋼上粘貼3個(gè)應(yīng)變片，應(yīng)變片布置如圖11所示。

圖11 應(yīng)變片和位移傳感器布置Fig.11 Arrangement of strain gauge and displacement sensor

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 宏觀破壞情況

防護(hù)密閉門試驗(yàn)共進(jìn)行2次。具體工況如表4所示。

表4 防護(hù)密閉門試驗(yàn)結(jié)果Tab.4 Experiment results of blast door

試驗(yàn)后拆除防護(hù)密閉門，觀察表面破壞情況，從中選取了2號(hào)工況的門扇，如圖12所示。

圖12 試驗(yàn)后2號(hào)工況防護(hù)門Fig.12 The condition of NO.2 blast door after test

從宏觀情況看，復(fù)合材料防護(hù)密閉門在模擬人防核6級(jí)荷載作用下，門扇迎爆面表面未出現(xiàn)裂紋，試驗(yàn)后門扇均處于關(guān)閉狀態(tài)，能夠正常開啟。

3.2.2 應(yīng)變響應(yīng)分析

POZD涂層復(fù)合面板結(jié)構(gòu)單元在抗沖擊載荷的過程中，能將相當(dāng)一部分沖擊波的能量與沖量轉(zhuǎn)換為復(fù)合靶板單元的變形與損傷所需的能量。由于工況1試驗(yàn)過程中記錄儀出現(xiàn)問題，未測(cè)得完整時(shí)程數(shù)據(jù)，所以只對(duì)工況2試驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行分析。

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)論的可靠性，選取門扇迎爆面內(nèi)表面ε4，ε5兩個(gè)典型測(cè)點(diǎn)，而工字鋼梁上只有ε8測(cè)點(diǎn)測(cè)得數(shù)據(jù)，所以將三處測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變值與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。圖13為涂覆POZD防護(hù)密閉門ε4，ε5點(diǎn)的試驗(yàn)與仿真應(yīng)變對(duì)比。從圖中可看出，試驗(yàn)測(cè)得ε4應(yīng)變峰值658 με，仿真測(cè)得ε4應(yīng)變峰值675 με，誤差2.6%；試驗(yàn)測(cè)得ε5應(yīng)變峰值601 με，仿真測(cè)得ε5應(yīng)變峰值615 με，誤差2.3%。t=0開始，沖擊載荷加載到迎爆面面板上，面板處的應(yīng)變開始急劇上升，t=0.16 s時(shí)刻，到達(dá)峰值；0.16 s開始，面板處的應(yīng)變下降，這是由三部分原因?qū)е拢盒遁d、一部分能量轉(zhuǎn)變成面板的變形和動(dòng)能以及相當(dāng)一部分能量被POZD層彌散和吸收。

圖13 涂覆POZD防護(hù)門測(cè)點(diǎn)ε4,ε5處的應(yīng)變對(duì)比Fig.13 Strain comparison at measuring points ε4 and ε5 of the blast door with POZD coating

圖14為涂覆POZD防護(hù)密閉門ε8測(cè)點(diǎn)的試驗(yàn)與仿真應(yīng)變對(duì)比。從圖中可看出，試驗(yàn)測(cè)得ε8處應(yīng)變峰值90 με，仿真測(cè)得ε8處應(yīng)變峰值95 με，誤差5.5%。t=0開始，沖擊載荷加載到骨架梁上，骨架梁上的應(yīng)變開始急劇上升，t=0.18 s時(shí)刻，到達(dá)峰值，梁的應(yīng)變峰值遠(yuǎn)小于面板是因?yàn)榱旱膭偠冗h(yuǎn)大于面板；0.18 s開始，骨架梁上的應(yīng)變下降，這是由兩部分原因造成：卸載以及一部分能量轉(zhuǎn)變成梁的變形和動(dòng)能。

圖14 涂覆POZD防護(hù)門測(cè)點(diǎn)ε8處的應(yīng)變對(duì)比Fig.14 Strain comparison at measuring points ε8 of the blast door with POZD coating

4 結(jié) 論

通過以上分析，結(jié)論如下：

(1)由于邊界條件不同對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的影響，邊緣部分和支撐板約束處的隔艙，受到的剪應(yīng)力大，隔艙從邊緣到中部，位移呈增大的趨勢(shì)，所以防護(hù)門中部隔艙是防護(hù)設(shè)計(jì)中的一個(gè)重點(diǎn)；面板厚度、鋼的尺寸是影響防護(hù)門結(jié)構(gòu)抗力的重要因素。

(2)POZD涂層復(fù)合面板結(jié)構(gòu)單元在抗沖擊載荷的過程中，能將相當(dāng)一部分沖擊波的能量與沖量轉(zhuǎn)換為復(fù)合靶板單元的變形所需的能量，一部分能量被POZD層彌散和吸收；由于波阻抗匹配不同，POZD涂層厚度必須與結(jié)構(gòu)相匹配才可提高結(jié)構(gòu)抗力。

(3)通過有限元軟件對(duì)防護(hù)門進(jìn)行結(jié)構(gòu)優(yōu)化，最后得到新型輕量化復(fù)合防護(hù)密閉門結(jié)構(gòu)，該結(jié)構(gòu)較之原始防護(hù)密閉門質(zhì)量減小32.5%，但總體費(fèi)用未增加。