负泊松比蜂窝空腔覆盖层水下爆炸抗冲性能研究_李俊杰.pdf

 振动与冲击 第 38 卷第 21 期JOURNAL OF VIBRATION AND SHOCKVol．38 No．21 2019 基金项目 国家自然科学基金 51765008; 51365007 ; 贵州省高层次创新 型人才培养项目 黔科合人才［ 2016］ 4033 号 ; 贵州省科技计划项 目 黔科合平台人才［ 2017］ 5781 号 收稿日期 2018 －04 －25修改稿收到日期 2018 －08 －01 第一作者 李俊杰 男， 硕士生， 1993 年生 通信作者 陶猛 男， 教授， 博士生导师， 1980 年生 负泊松比蜂窝空腔覆盖层水下爆炸抗冲性能研究 李俊杰，陶猛，叶韩峰 贵州大学 机械工程学院， 贵阳550025 摘 要 基于显示动力学有限元 ABAQUS/Explicit 建立了流固耦合计算模型。研究了具有负泊松比特性的橡胶 蜂窝空腔覆盖层在水下非接触性爆炸作用下的抗冲特性， 分析了覆盖层的动态响应并讨论了高度、 胞元壁厚和扩张角度 等结构参数对覆盖层抗冲击性能的影响。结果表明， 负泊松比蜂窝覆盖层水下爆炸抗冲性能依赖于结构参数， 随着高度 增加、 胞元壁厚的减小、 扩展角绝对值的增大， 覆盖层的抗冲性能得到有效提高。 关键词 负泊松比蜂窝; 橡胶覆盖层; 水下非接触性爆炸; 抗冲性能 中图分类号 U674． 704文献标志码 ADOI10． 13465/j． cnki． jvs． 2019． 21． 018 Anti- shock perance of honeycomb claddings with negative Poisson’ s ratio subjected to UNDEX LI Junjie，TAO Meng，YE Hanfeng School of Mechanical Engineering，Guizhou University，Guiyang 550025，China AbstractBased on the explicit dynamic finite element software ABAQUS/Explicit，a fluid- solid coupled computation model was established to study the anti- shock perance of honeycomb rubber claddings with negative Poisson’ s ratio subjected to UNDEX． The dynamic responses of the claddings were analyzed，and effects of structural parameters including height，cell element wall thickness and expanding angle on the claddings’anti- shock perance were discussed． Results showed that the anti- shock perance of the claddings depends on structure parameters; the anti- shock perance of the claddings can be improved effectively with increase in height，decrease in cell element wall thickness and increase in absolute value of expanding angle． Key words honeycombs with negative Poisson’ s ratio; rubber claddings; underwater explosion UNDEX ; anti- shock perance 舰船作为重要的海上战斗力已成为各国军事发展 的主要组成， 随着现代武器科技的发展， 对舰船的抗冲 击能力以及反探测隐身能力提出了更高的要求 ［1 ］。水 下非接触性爆炸产生的冲击波作为最常见的破坏来 源， 目前国内外对敷设于舰船湿表面的防护层在水下 爆炸冲击作用下的抗冲机理研究较多。Dharmasena 等 ［2 ］分析了多种金属夹层板在水下平面冲击波作用下 的动响应， 并发现等效泡沫模型可以模拟在平面脉冲 载荷作用下刚性支承夹层板的动态响应。Leblanc 等 ［3 ］通过数值模拟和实验研究分析了复合芯层板的近 场水下爆炸动态响应模式。Chen 等 ［4 ］通过实验验证 了在受爆炸冲击波时橡胶夹芯覆盖层对水下结构有较 好防护作用， 弱芯层在流固耦合作用下减小了入射冲 量。由超弹性材料制成的声学覆盖层已被证明具有抗 冲击和隔声双重性能 ［5- 9 ］。水下爆炸实验开展难度高 且测试误差大， 目前对覆盖层抗冲性能的研究主要围 绕抗冲机理展开， 而芯层空腔类型和结构参数对覆盖 层抗冲性能的影响研究较少。 具有负泊松比特性的蜂窝结构以其出众的力学性 能和胞元微结构可设计性等优点已被广泛应用于缓 冲、 吸能材料 ［10 ］。对一种二维平面内具有负泊松比效 应的多胞结构， 卢子兴等 ［11 ］讨论了胞元内凹角度关系 对其泊松比的影响。Zhang 等 ［12 ］讨论了蜂窝细胞微拓 扑性对面内冲击性能的影响， 结果显示微结构影响了 负泊松比蜂窝材料整体的动态响应和能量吸收能力。 目前， 对负泊松比蜂窝的研究主要集中在变形特性研 究， 在静态和准静态压缩下的力学性能研究等， 而对其 在冲击载荷作用下的动态分析较少， 特别是其在水下 ChaoXing 爆炸冲击作用下的抗冲性能有待澄清。 本文以负泊松比橡胶蜂窝空腔覆盖层为研究对 象， 利用 ABAQUS 显示动力学软件对覆盖层在水下非 接触性爆炸作用下的动态响应进行了分析。讨论了覆 盖层高度、 胞元壁厚和扩张角等参数对爆炸冲击波入 射压力、 能量耗散和被保护钢板动响应的影响， 以期建 立具有负泊松比效应的蜂窝空腔覆盖层结构参数与其 水下抗冲性能的关系。 1计算模型 1． 1负泊松比蜂窝胞元模型 图 1 给出了选取的负泊松比内凹六边形蜂窝胞元 结构的力学分析模型， 规定蜂窝结构的底边长度为 h， 两侧的倾斜边长 l， 蜂窝壁板倾斜边与竖直边的夹角为 θ， 壁厚为 t。蜂窝覆盖层相对密度可表示为 ρ ρ* /ρ s ∑ n i 1 liti HL 1 式中， ρ*为橡胶材料密度， ρs为基体材料密度， li、 ti分 别为第 i 个韧带长、 宽， H、 L 分别为覆盖层高度和宽度。 表 1 给出了各组覆盖层结构参数。 图 1负泊松比内凹六边形蜂窝结构胞元示意图 Fig． 1Diagrammatic sketch for honeycombs with concave cells 表 1蜂窝覆盖层特征参数 Tab． 1Characteristic parameters for honeycomb claddings 覆盖层 H/mmL/mmθ/ t/mmh/mm l/mmρ a67． 0172． 0－301． 506． 003． 000． 55 b60． 0172． 0－301． 506． 003． 000． 55 c53． 0172． 0－301． 506． 003． 000． 55 d67． 0172． 0－302． 005． 132． 710． 65 e67． 0172． 0－301． 755． 572． 860． 60 f67． 0172． 0－201． 505． 452． 770． 55 g67． 0172． 0－101． 504． 962． 640． 55 1． 2流固耦合模型 根据水下爆炸模拟与实船试验数据对比 ［13 ］， ABAQUS 声固耦合算法已被证明可较真实模拟水下爆 炸载荷加载过程和结构响应的实际。在水下爆炸抗冲 分析中， 考虑包括流体和覆盖层结构的问题， 当受到来 自求解域外的入射波激励时， 流固耦合方程为 ［14 ］ MNMu M CNM m u M IN － ［ SQN fs］ P Q MPQ f MPQ fr p Q CPQ f CPQ fr p Q KPQ f KPQ fr K pQ ［ SPM fs ］ T { M 2 式中， uM、 pQ分别表示结构位移和流体压力。对于结构 u NNuN， N 1， 2直到节点位移自由度的数量。对于 流体 p HPpP， 其中 P 1， 2， 直到流体节点的数量。 在结构方程中， MNM、 CNM分别为质量和阻尼矩阵。 ［ SQN fs］ 是联系流固耦合面上结构位移与流体压力的转 换矩阵。 SPQ fs ∫ Sfr∪frsH Pn－ NMdS 3 通常在流固耦合面上， 结构与声学流体介质在耦 合面法线方向完全耦合， 具有相同的位移边界， 但在切 向运动上是不耦合的。而 Sfrs表示在流固耦合面上具 有声学介质 阻抗边界 的特殊情况， 此时， 结构与流体 线形耦合但并不一定完全相等。而在流体方程中， Sfr 为阻抗边界; 此边界上， 流体声压与其法向导数呈线性 关系。Sfi为非反射边界， 用有限的流体域模拟无限场。 图 2 给出了包括负泊松比蜂窝覆盖层和对应流体 域的水下非接触性爆炸流固耦合有限元计算二维平面 模型。进行覆盖层水下爆炸模拟分析时， 需建立足够 大的外部流场以减少流场的重力、 阻尼及惯性影响， 当 外部流场高度为覆盖层的 6 倍时， 附连水质量率接近 1， 这里为获得较为准确的响应取矩形流场高度为 420 mm。忽略应力波在流体域边界处的反射及应力回弹， 对流体域边界设置无反射边界条件以模拟无限大水 域。覆盖层和钢板均采用四节点四边形双线性减缩积 分单元 CPE4R 划分， 覆盖层、 钢板网格单元分别为 0． 6 mm、 1 mm， 矩形水域采用四节点四边形线性声学 单元 AC2D4R 划分， 网格单元 0． 5 mm。水域与覆盖 层接触面设置耦合边界条件以传递应力和位移。覆盖 层左右两侧表面设置对称边界条件以近似模拟无限大 范围， 将覆盖层空腔内壁设置为自接触属性以防止计 算过程中覆盖层大变形引起材料间的穿透。模型底端 为被防护的钢板， 钢板高 4 mm， 长 1 000 mm， 考虑覆盖 层敷设在船体湿表面， 为更好地反映弹性支撑下覆盖 a 负泊松比蜂窝覆盖层有限元模型 b 水下爆炸二维计算模型 图 2有限元计算模型 Fig． 2Finite element calculation model 721第 21 期李俊杰等 负泊松比蜂窝空腔覆盖层水下爆炸抗冲性能研究 ChaoXing 层抗冲性能， 将钢板两侧固支。 因爆炸作用的瞬时性及面板材料的大变形等特 点， 借助 ABAQUS/Explicit 对其进行非线性分析。由于 橡胶材料覆盖层受冲击后上表面快速变形特性， 采用 考虑空化效应的总波公式。在近场水域中未考虑流体 自重因而设置发生空穴现象临界压力为 0 MPa。计算 模型中爆炸冲击波为球面波， 水域顶端中点设置为爆 源， 流固耦合面中点为爆炸接触点， 计算过程中冲击波 将自动加载于覆盖层上表面。水下爆炸冲击波的计算 沿用库尔公式 ［15 ］ P t Pme－t/q Pm 52． 4 M1/3 R 1． 13 q 0． 084 M1/3 M1/3 R －0．        23 4 式中 t 为时间， 单位 ms; P t为随时间变化的冲击波载 荷， 单位 MPa; M 为 TNT 炸药质量， 单位 kg; R 为爆炸距 离， 单位 m; q 为爆炸冲击衰减时间因子; Pm为爆炸初 始峰值， 单位 MPa。这里取 15 MPa 压力幅值冲击波， 图 3 给出了冲击波载荷在 1 ms 内指数衰减曲线。 图 3冲击波载荷示意图 Fig． 3The curve of shock pressure 1． 3覆盖层橡胶材料本构模型 覆盖层材料采用文献［ 4］ 中的邵氏硬度 65 氯丁橡 胶。一般认为橡胶为不可压缩的各向同性材料， 其高 度的材料非线性特性可用超弹性模型描述。图 4 给出 了覆盖层所用材料试件的单轴拉压实验数据与最常用 的 Mooney- Rivlin 和适用于大应变的 Arruda- Boyce 超弹 性本构模型拟合曲线。可以看出， 常用的唯象一次模 型 Mooney- Rivlin 的应变能是不变量的线性函数， 在超 过 100 的大应变区域不能反映准确的应力应变关 系。Arruda- Boyce 八链模型对试件在大应变区的模拟 更为合理。在计算中覆盖层橡胶材料采用 Arruda- Boyce 本构模型 μ 0． 996 890 263， λm2． 960 611 46， D 0， 单位均为 MPa， 且材料密度为 1 500 kg/m3。 图 4橡胶材料应力- 应变曲线图 Fig． 4Stress- strain curve of rubber material 2覆盖层动态响应分析 2． 1浅水爆炸下的覆盖层动态响应 对于所研究问题属于浅水非接触性爆炸响应， 通 常不考虑静水压力作用。负泊松比蜂窝覆盖层局部变 形机制是影响其对于入射能量的吸收及承载能力的重 要因素。图 5 给出了覆盖层在受水下爆炸冲击过程中 的瞬态响应。冲击波到达覆盖层上表面后一部分透射 进入覆盖层， 一部分发生反射。覆盖层上表面接收到 爆炸冲击波后部分能量透射进入覆盖层内部， 表面产 生较大变形， 上层空腔被压缩屈曲 图 5 a 。急速衰 减的入射波与瞬时产生的较大反射波叠加， 产生负压 现象。当局部区域负压值超过该处流体域空化压力极 限， 便在该处出现局部空化现象， 以至于上层空腔并未 被压溃。随着空化区域的上升， 被空化拉断的水介质 回弹到附加水层上， 为覆盖层表面提供能量， 再次呈现 正向残余应力加载。 应力波沿着最短路径向下传播， 在覆盖层内部的 应力沿着内凹六边形胞元韧带由纵波转换为弯曲波和 横波， 再重新转换为纵波， 往复进行。这一过程同时伴 随着胞元的屈曲压垮直至覆盖层整体的大变形 图 5 c 。可以看出， 覆盖层内应力集中点位于胞元转角 处， 复杂的波形转换过程耗散掉大量能量。应力波到 达覆盖层底端后大部分应力波透射进入钢板， 钢板随 即获得加速度响应。橡胶波阻抗远小于钢， 大量应力 波通过覆盖层底端面透射进入钢板， 之后覆盖层的惯 a t 0． 1 ms b t 1． 0 ms c t 3． 0 ms d t 6． 0 ms 图 5冲击波作用下覆盖层瞬态响应 Fig． 5The response of the cladding under shock wave 821振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing 性效应在变形特性中更加显著。 2． 2静水压力对覆盖层动态响应的影响 抗冲覆盖层处于水下环境， 不可避免地受到静水 压力的作用， 从而导致空腔覆盖层抗冲性能受到影响。 这里分析在静水压力条件下负泊松比空腔覆盖层受水 下爆炸作用的动态响应， 以揭示覆盖层在不同环境下 的抗冲特性。在 ABAQUS 声固耦合计算中， 静水压力 仅为空化效应的产生提供依据， 而不影响水中动压和 流固耦合的计算。这里以水域爆炸源点和覆盖层上表 面爆炸接触点为参考点， 设置两参考点的静水压力， 程 序线性计算水域所有节点的静压。图 6 给出了与 2． 1 相同爆炸冲击作用下覆盖层在 105Pa 静水压力条件下 的动态响应。可以看出， 静压下覆盖层在响应初期 0． 1 ms 内 上层空腔已被瞬时入射的峰值压力压溃至 局部密实化 图 6 a 。静水压力的存在使得覆盖层 上表面周围水域压力更难达到负压值， 进而更难形成 局部空化区域。之后上层空腔恢复变形 图 6 b ， 且 空腔处于上下拉伸变形状态。随着应力波的向下传 递， 覆盖层呈现出逐层被压实后再恢复变形。在应力 波到达底端后， 部分反射波与残余加载应力波叠加， 覆 盖层空腔开始无序的屈曲变形。可以看出， 静水压力 明显减弱了覆盖层外部水域形成局部空化的能力， 这 将导致更多的能量入射覆盖层。而在响应后期， 应力 波在覆盖层内的传递和覆盖层整体变形机制受静水压 力的影响不大。 a t 0． 1 ms b t 1． 0 ms c t 3． 0 ms d t 6． 0 ms 图 6静压条件下覆盖层瞬态响应 Fig． 6The response of the cladding under hydrostatic pressure 2． 3有无覆盖层对钢板响应的比较 表 2 给出了不考虑静水压力影响和在 105Pa 静水 压力两种工况下的裸钢板和敷设覆盖层钢板响应峰 值。敷设覆盖层钢板的吸能和上表面中点位移明显减 小， 覆盖层能有效缓冲吸能。另外， 静压对裸钢板的响 应影响很小， 静压环境下吸能增加 14． 6， 最大位移增 加 0． 7。而对于敷设覆盖层钢板， 静压下吸能增加 30．0， 最大位移增加 14． 4。可以看出， 静水压力的 存在对易于大变形形成空化的覆盖层抗冲性能有一定 影响。 表 2钢板响应峰值 Tab． 2The response peaks of plate 工况吸能/mJ位移/mm 无静压- 钢板1 033． 323． 05 静压- 钢板1 184． 223． 21 无静压- 覆盖层- 钢板176． 611． 35 静压- 覆盖层- 钢板229． 712． 98 3覆盖层结构参数对抗冲性能的影响 本节分别讨论覆盖层高度、 胞元壁厚和扩张角度 等结构参数对覆盖层抗冲击性能的影响。给出水下冲 击波载荷作用下 这里不考虑静水压力作用 ， 各组覆 盖层对入射波的流固耦合作用， 应力传递规律和能量 耗散。最后， 以底端钢板上表面中点作为参考点， 通过 参考点加速度响应和最大位移直观反映覆盖层的抗冲 缓冲能力。表 3 给出了各覆盖层的计算详细结果。 表 3各组覆盖层计算结果 Tab． 3The calculation results of claddings 覆盖层 覆盖层 吸能/mJ 对应钢 板吸能 /mJ 钢板参考 点加速度 峰值/g 加速度峰 值时间/ ms 参考点 位移/ mm a313． 1176． 6－2 3342． 0311． 35 b292． 6210． 1－2 4221． 8012． 32 c277． 0232． 3－2 5751． 5913． 06 d282． 1472． 2－4 0761． 6316． 85 e289． 8324． 5－3 2511． 8414． 54 f302． 0246． 6－3 3861． 6813． 37 g290． 6429． 4－4 0241． 5614． 95 3． 1高度对抗冲性能的影响 在胞元扩张角 θ － 30 和壁厚 t 1． 5 mm 不 变的条件下， 通过改变空腔层数得到高度分别为 67 mm、 60 mm、 53 mm 三组覆盖层。图 7 给出了不同高度 覆盖层在压力幅值为 15 MPa 的冲击波作用下的时历 响应。 图7 a 为覆盖层流固耦合面压力时历曲线。初始 时刻出现压力峰值随后大幅度衰减， 与爆炸冲击波特 点一致。入射覆盖层的冲击波部分反射回流体域， 同 时负泊松比结构的覆盖层受到峰值压力随即产生大变 形， 在耦合面处急速衰减的入射波与瞬时产生的较大 反射波叠加， 形成局部空化区域出现负压。随着空化 区域的上升， 被空化拉断的水介质回弹到附加水层上， 为覆盖层表面提供能量， 再次呈现正向压力加载。在 响应初期， 出现往复的高频震荡。由于能量在覆盖层 中传递和相互作用过程中的快速衰减， 耦合面上压力 逐渐呈现平稳， 且接近零线。可以看出， 覆盖层芯层空 腔分布形式相同、 胞元参数相同的条件下， 高度的改变 对入射压力影响很小。在响应前期的高频震荡时段应 力波处于向下传递阶段， 不同高度覆盖层上表面流固 921第 21 期李俊杰等 负泊松比蜂窝空腔覆盖层水下爆炸抗冲性能研究 ChaoXing 耦合作用和应力传递规律一致。响应后期残余应力的 加载过程中， 幅值差距依然很小。 在爆炸冲击波作用下， 覆盖层产生的动能和自身 变形吸能为主要能量耗散形式， 这里将动能与内能的 总和作为覆盖层的吸收能量。图 7 b 为覆盖层吸收 能量时历曲线。在冲击波入射瞬间， 覆盖层通过流固 耦合作用获得入射冲量随即吸收能量在初始时刻出现 阶跃上升。在应力波传播过程中波速远大于材料变形 速度， 覆盖层整体动能有所下降。在应力波向下传递 过程中， 覆盖层处于弹性压缩阶段， 内能不断升高。在 相同胞元结构和分布形式的覆盖层中， 高度的改变没 有影响应力波传递规律。响应后期， 随着高度的增加， 惯性效应显著， 变形储能吸收更多能量。 图7 c 为底端钢板参考点加速度时历曲线。爆炸 冲击波经覆盖层传递到钢板， 钢板随即得到向下的加 速度。从参考点加速度响应时历来看， 不同高度覆盖 层响应趋势相同。在应力波到达钢板后随即得到向下 的最大加速度。应力波的触底反射让参考点获得向上 的加速度， 但在数值上较向下加速度小。响应后期， 通 过复杂路径传递的应力波得到大幅衰减， 覆盖层整体 的惯性效应明显， 使钢板再次得到向下的加速度， 但震 荡幅值较响应前期小。高度分别为 53 mm、 60 mm、 67 mm 三组覆盖层低端钢板参考点分别在 1． 59 ms、 1． 80 ms、 2． 03 ms 迎来加速度响应峰值， 峰值大小分别为 2 575． 4g、 2 421． 6g、 2 334． 3g。随着高度的增加， 应力 波在覆盖层内传递路径更远， 到达底端时间更长， 抗冲 和缓冲效果更优， 最终底端钢板吸能减少， 最大位移减 小。结果与文献［ 9］ 中对手性蜂窝覆盖层高度对水下 抗冲性能影响的研究结果一致。 a 压力 b 能量 c 加速度 图 7不同高度覆盖层的响应曲线 Fig． 7Response curves of the claddings with different height 3． 2胞元壁厚对抗冲性能的影响 图 8 给出了同一高度 H 67mm 和胞元扩张角 θ －30 壁厚 t 分别为 1． 50 mm、 1． 75 mm、 2 mm 的三 组覆盖层在 15 MPa 压力幅值冲击波水下爆炸作用下 的响应曲线。 图8 a 为覆盖层流固耦合面压力时历曲线。可以 看出， 胞元壁厚影响耦合面上压力的大小， 随着壁厚的 减小， 覆盖层整体更易变形， 类似空气弹簧作用的空化 区域更易形成， 耦合面上残余应力加载减少。 图 8 b 为覆盖层吸收能量时历曲线。通过数值 比较可以看出， 响应前期， 在覆盖层没有出现胞元压溃 和整体变形现象之前壁厚越大的覆盖层呈现出更大的 整体刚度， 获得更多的能量。在约4 ms 之后， 覆盖层大 量胞元屈曲变形或者垮塌。随着壁厚减小， 覆盖层更 易发生大变形， 整体压缩量更大， 吸收更多的能量。 图8 c 为钢板参考点加速度时历曲线。壁厚分别 为 2． 00 mm、 1． 75 mm、 1． 50 mm 的三组覆盖层对应钢 板参考点加速度响应峰值分别为 －4 076g、－3 251g、 a 压力 b 能量 c 加速度 图 8不同壁厚覆盖层的响应曲线 Fig． 8Response curves of the claddings with different wall thickness 031振 动 与 冲 击2019 年第 38 卷 ChaoXing －2 334． 3g， 响应峰值对应时间分别为 1． 63 ms、 1． 84 ms、 2． 03 ms。随壁厚减小， 参考点加速度峰值减小且 峰值时间更晚。壁厚越小覆盖层相对密度越小， 变形 程度越大， 应力波在覆盖层中的波形转换越复杂， 同时 耗散更多能量， 钢板得到的传递应力和吸能得到大幅 衰减， 参考点最大位移减小。壁厚的减小提高了覆盖 层抗冲能力， 但在水下应用背景下还需考虑覆盖层的 整体刚度以保证其在一定水深下的抗变形能力。 3． 3胞元扩张角对抗冲性能的影响 图 9 给出了同一高度 H 67 mm 和壁厚 t 1． 50 mm 胞元扩张角 θ 分别为 － 30、－ 20、－ 10的 三组覆盖层在 15 MPa 压力幅值冲击波水下爆炸作用 下的响应曲线。 图9 a 为覆盖层流固耦合面压力时历曲线。胞元 扩张角的变化并没有影响覆盖层流固耦合面冲击波入 射特性， 各组覆盖层耦合面上压力时历特点相似。胞 元扩张角绝对值的增大使覆盖层的负泊松比效应增 强， 在冲击波入射瞬间产生的整体变形效应显著， 应力 波在较大胞元扩张角的覆盖层中传递路径更长， 在转 角处的波形转换耗散更多能量， 耦合面上压力更快趋 近于零线。 图 9 b 为覆盖层吸收能量时历曲线。可以看出， 胞元扩张角的改变影响了覆盖层能量吸收特性。在覆 盖层没出现整体垮塌 4． 5 ms 之前 阶段， 随着扩张角 绝对值的增加， 覆盖层面内更加稳定胞元韧带不易变 形， 吸收能量减小。而在覆盖层开始出现整体垮塌后， 随着扩张角绝对值的增加， 由于应力集中在节点处， 胞 元被压溃后更易调动周围胞元发生整体变形， 吸收更 多的能量。 图9 c 为钢板参考点加速度时历曲线。随着胞元 扩张角绝对值的增大， 覆盖层呈现出更好的稳定性。θ －20和 θ －10的覆盖层对应钢板参考点在 4 ms 时间附近较 θ －30的加速度幅值震荡剧烈， 特别是 θ －10覆盖层参考点尤为明显。 从加速度幅值大小来看， 胞元扩张角越大， 参考点 向下的加速度越小且峰值时间推迟。胞元扩张角 θ 分 别为 －10、 －20、 －30的三组覆盖层对应钢板参考点 加速度响应峰值分别为 4 020． 2g、 3 386． 0g、 2 334． 3g， 响应峰值对应时间分别为 1． 55 ms、 1． 67 ms、 2． 03 ms。 随扩张角绝对值的增大， 应力波在向下传递过程中路 径变长， 纵波横波之间的波形转换更多， 应力波到达覆 盖层底端的时间变长。同样的， 在更为复杂的传递路 径和波形变换过程中， 伴随着更多的能量耗散， 特别是 纵波转换为横波的过程更为显著， 最终底端钢板吸能 减少， 最大位移减小。在 θ － 30覆盖层中应力波传 递路径中较多的纵波转换为横波， 参考点加速度响应 峰值减小和峰值出现时间迟缓较其他两组覆盖层尤为 明显。 a 压力 b 能量 c 加速度 图 9不同扩张角覆盖层的响应曲线 Fig． 9Response curves of the claddings with different expanding angle 4结论 针对具有负泊松比特性的蜂窝空腔覆盖层建立了 水下爆炸抗冲模型。结果表明， 负泊松比蜂窝空腔覆 盖层通过流固耦合作用减小了入射压力， 应力波向下 传递过程中的波形转换和覆盖层吸能耗散掉大量能 量， 使其具有优良抗冲性能。需要指出的是， 静水压力 的存在导致临近水域局部空化更难形成， 这对蜂窝空 腔覆盖层抗冲性能有一定影响。 在同一峰值压力冲击波作用下， 覆盖层高度、 胞元 壁厚和扩张角的改变影响了覆盖层抗冲性能。具体表 现为 1 在保证覆盖层承压和不发生严重密实化条件 下， 随着覆盖层高度增加， 更长的应力传递路径减小了 低端钢板加速度响应峰值， 推迟峰值时间。 2 胞元壁厚减小， 覆盖层相对密度减小， 更大的 空化区域使得流固耦合接收到的压力减小， 之后覆盖 层整体大变形耗散掉更多能量， 底端钢板参考点加速 度响应减弱。 3 胞元扩张角绝对值增大， 覆盖层负泊松比特 性显著， 响应前期的空化效应减弱入射压力， 传递应力 集中在节点处调动整体大变形吸收更多能量， 底端钢 131第 21 期李俊杰等 负泊松比蜂窝空腔覆盖层水下爆炸抗冲性能研究 ChaoXing 板参考点加速度响应峰值减小， 峰值时间推迟， 覆盖层 表现出更好的抗冲和缓冲特性。 参 考 文 献 ［1］ 汪玉， 华宏星， 谌勇， 等． 舰艇抗冲瓦整体冲击隔离新概念 及其机理研究［ J］ ． 科技导报， 2009， 27 3 19- 24． WANG Yu，HUA Hongxing，CHEN Yong，et al．New concept of ship anti- shock layer in underwater explosion wave isolation［ J］ ． Science ＆ Technology 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