POZD涂层对防护门抗冲击性能影响研究

陶金鑫， 贾 鑫， 黄正祥， 刘晓鸣， 梁仕发， 赵 阳， 白晓军

(1.南京理工大学 机械工程学院，南京 210094； 2.军事科学院 国防工程研究院，北京 100850；3. 军事科学院 国防工程研究院，河南 洛阳 471023； 4. 青岛国工高新材料有限公司，山东 青岛 266000)

防护门作为地铁和地下商场等地下防护工程入口最重要的防护设备，对保障工程在战时的整体安全具有决定性作用，因而历来是防护工程研究的重点内容[1]。随着各种武器系统威力和效能的快速发展，防护门的抗力等级要求越来越高。传统防护门大多采用梁板式的钢结构组成，因其结构老旧、笨重、易腐蚀、维护不方便、成本高等特点使发展新型轻量化高抗力防护门已经成为人防工程领域的迫切需要[2-4]。

近年来，由异氰酸酯和氨基化合物反应生成的一种高分子材料聚脲弹性体在安全防护领域里的应用日益增多[5]。聚脲不仅具有低成本、质量轻、不易燃、自愈性好、吸能性能好、隔声性能好、耐介质性能突出，而且拥有便捷的喷涂工艺，能够满足对军事车辆、潜艇、舰船等进行快速喷涂和有效的防护，对严酷战场环境高度适应[6-7]。许多学者对聚脲复合结构的抗爆、抗冲击性能进行了研究。例如，Mohotti等[8]对高速弹丸侵彻聚脲-铝合金板复合结构进行了研究，发现聚脲-铝合金板复合结构能有效降低弹丸剩余速度；又对低速冲击下聚脲涂层复合铝板的塑性变形进行研究，结果表明，聚脲可以作为一种有效的吸能阻尼材料来抵抗低速冲击损伤[9]。Gardner等[10]在研究三明治夹层复合结构时发现，将聚脲涂覆于泡沫后和背板前能够减少背板的变形，提高整体的抗爆性能。Tekalur等[11]在研究聚脲与玻璃纤维试验中发现，聚脲的非线性本构关系、较强的应变率效应以及黏接层的破坏是吸能的主要原因。Amini等[12]聚脲对钢板冲击载荷响应影响的直接压力脉冲试验。研究表明聚脲涂层大大提高了钢板的抗爆炸性能。涂覆聚脲后的钢板与裸钢板相比，其变形大大减少。赵鹏铎等[13]对不同涂覆方式下单钢板和箱体结构的抗爆性能进行研究，结果表明：在等面密度条件下，钢板迎爆面涂覆聚脲并不能提高其抗爆性能；而在等钢板厚度条件下，聚脲涂覆在钢板背面时其抗爆性能更好。

现有研究中对于聚脲涂覆钢结构的以研究抗爆炸载荷为主，对于抗冲击载荷的研究很少。目前，爆炸波模拟器与激波管是有效的、广泛使用的研究冲击波载荷工具，能够以一致性与可重复性的方式模拟爆炸冲击波[14]。大型爆炸波模拟装置[15]由压缩空气站、扶壁式反力墙、多管爆炸驱动器、大气室多膜片驱动器、高压段 (膨胀段)、激波整形段、实验段、出口段、消波段、稀疏波消除器、多点式非电起爆系统、控制系统、测量系统等组成。驱动方式分为三种，即多管爆炸驱动、大气室多膜片高压气体驱动、以及装药爆炸与高压气体混合驱动。

聚异氰氨酸酯噁唑烷酮(polyisocyanateoxazodone,POZD)是以异氰酸酯类化合物为A组分，聚醚化合物、氨基化合物、扩链剂的混合物为B组分，在催化剂的催化情况下快速反应而成的一种高分子材料。因其具有减轻不同结构冲击和爆炸的潜力，可以在结构表面形成高强度和高弹性涂层, 从而提高结构抗冲击性能。

为了研究POZD涂层对梁板式钢结构单扇防护门抗冲击性能的影响，本文利用LS-DYNA有限元软件对涂覆POZD的梁板式钢结构单扇防护门抗冲击性能进行数值模拟，在确定涂覆方式和载荷后，分析防护门迎爆面背面的动力响应，同时基于有限元软件对防护门进行结构优化，设计出新型轻量化高抗力复合材料防护门，最终通过试验验证了仿真结果的可靠性，为后续新型轻型化高抗力防护门设计提供参考。

1 有限元计算模型

防护门门扇尺寸1.7 m×2.12 m，门扇内由三道主梁、三道次梁构成骨架，周边用槽钢焊接，骨架上下焊接6 mm面板，骨架梁采用12号工字钢，槽钢型号为12号，如图1所示。此处只研究门扇的动力响应，忽略铰页、门框的影响。数值模拟采用LS-DYNA有限元软件，有限元模型如图2所示。利用hypermesh对防护门进行三维全尺寸实体建模，工字钢、槽钢网格2 mm，隔舱网格10 mm。数值模拟时选取的防护门尺寸均与实体一致，简化闭锁和铰页，以模拟防护门在冲击载荷作用下的真实情况，边界条件保证一致。在数值模拟中，模型支撑板、闭锁约束Z方向位移，铰页约束XYZ方向位移和XY方向转动，钢和POZD均采用Lagrange网格离散。

图1 防护门结构示意图(mm)Fig.1 Structural diagram of blast door(mm)

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

1.1 材料模型及参数

1.1.1 钢模型和参数

A3钢采用MAT_PLASTIC_ KINEMATIC本构模型，强化方式为随动硬化，通过Cowper-Symonds模型考虑材料的应变率效应，具体材料参数见表1。

表1 A3钢材料参数Tab.1 Material paramenters of A3 steel plate

1.1.2 POZD模型及参数

根据POZD的力学性能，具有明显的应变率效应，故采用6参数的Mooney-Rivlin模型，具体的材料参数根据文献[16-17]列于表2。

表2 POZD材料参数Tab.2 Material paramenters of POZD

1.2 冲击载荷加载

数值模拟中，冲击载荷通过Load_Segment_Set加载到防护门迎面，并采用关键字*CONTACT_TIED_NODES_TO_S-URFACE定义钢板与POZD之间的接触。

根据GB 50038—2005《人民防空地下室设计规范》[18]规定：甲类防空地下室出入口防护密闭门核6级的设计抗力为0.15 MPa。根据人民防空工程战术技术指标要求：在满足峰值超压不低于0.15 MPa，正压作用时间不少于800 ms的冲击波荷载(即人防核6级载荷)作用条件后，防护密闭门处于紧闭状态，门扇结构不发生整体破坏。为了模拟人防核6级的抗力，依据设计规范，基于爆炸波模拟装置，产生平均峰值压力0.164 MPa，作用时间1 600 ms的冲击波载荷，如图3所示。

图3 超压时程曲线Fig.3 Overpressure time-history curve

1.3 POZD喷涂方案

基于赵鹏铎等的研究得出结论：聚脲涂覆在钢板背面时抗爆效果更好。实际人防门使用的环境较为恶劣，容易腐蚀生锈，而POZD又有很好的防水防腐效果，所以考虑在防护密闭门内外表面涂覆1 mm POZD。在实际应用中，不同防护设备存在尺寸效应，不同厚度POZD又与面板存在不同的波阻抗匹配，为保证结构吸波、耗能达到最佳效果，必须根据实际情况找到最佳的钢板、POZD厚度匹配关系。

POZD喷涂方案如图4所示。

图4 POZD喷涂结构Fig.4 POZD spraying structure

2 数值模拟结果分析

2.1 边界条件对原始结构门扇抗力影响

由于边界条件的不同，对面板的冲击响应有影响，为了研究门扇迎爆面中部和边缘处隔舱的冲击响应，选取如图5中A点、B点。

图5 不同点的边界条件(mm)Fig.5 Boundary conditions at different points(mm)

图5为两种不同点的边界条件。图6为原始防护门上不同边界条件测点的位移时程。从图6中可看出测点5与测点6位移峰值为3.6 mm，测点1～4处的位移峰值均为1.9 mm，因为测点1～4的边界中有两条边由槽钢组成,测点5、测点6四边均由工字钢组成，槽钢比工字钢宽14 mm，对面板有更强的约束作用，可见骨架梁中钢的尺寸是影响结构抗力的一个重要因素，防护门中部的隔舱部分是后续防护设计中的一个要点；另外，测点5、测点6和测点1～4处的位移同时上升，说明冲击载荷同时到达门扇迎爆面。

图6 原始防护门Z方向的位移时程Fig.6 Displacement of the original blast door in Z direction vs time

2.2 面板厚度、骨架梁对门扇抗力的影响

梁板式防护密闭门主要由面板和骨架梁组成，骨架梁又由工字钢焊接而成，为了设计轻量化新型复合材料防护门，研究面板厚度和骨架梁型号对门扇抗力的影响规律对新型防护门的结构优化具有重要价值。

在原防护门结构模型的基础上，改变迎爆面面板厚度和工字钢型号，面板分别取3 mm,4 mm，采用10号、12号工字钢进行计算。

从图7(a)可看出位移峰值随面板厚度的变化关系。其他条件不变时，随着面板厚度从6 mm减小到2 mm，3 mm，位移峰值分别为2.84 mm，3.33 mm，增幅47.9%和73%。说明其他条件不变时，面板厚度是决定结构刚度的重要因素，需要在防护结构设计中重点考虑。

图7 中点Z方向位移时程Fig.7 Displacement of midpoint in Z direction vs time

从图7(b)可看出防护门采用6 mm面板，其他条件不变时，工字钢型号从12号减小到10号，位移峰值从1.92 mm增加到2.14 mm，增幅11.5%。

2.3 POZD涂层对门扇抗力的影响

研究表明，在钢结构表面涂覆POZD等弹性体可大幅提高结构抗爆、抗冲击性能。因此可在减小面板厚度和工字钢型号的同时，通过迎爆面内表面涂覆POZD来提高防护门结构抗力，达到新型轻量化高抗力防护门的设计要求。

单扇防护密闭门，原始结构使用的是6 mm面板和12号工字钢，结合上述分析，综合考虑实际应用和质量因素，面板厚度减小到3 mm，4 mm，5 mm，工字钢型号采用12号或10号，其他条件不变，

POZD涂层结构如表3所示。

表3 计算工况Tab.3 Calculation conditions

图8(a)为原始门扇喷涂与未喷涂门扇迎爆面位移时程对比情况。由图看出，t=0.32 s时，未喷涂POZD门扇位移峰值约1.92 mm，喷涂3 mm，5 mmPOZD门扇位移峰值分别为1.14 mm和1.12 mm，门扇迎爆面跨中最大位移减小40.6%和41.6%，说明POZD涂覆对门扇抗力影响显著；从图上也可看出对于原始防护门，其他条件不变时，迎爆面内表面涂覆的POZD厚度从3 mm增加到5 mm对门扇迎爆面跨中最大位移影响不大，表明此时在不改变门扇结构的前提下，继续增加POZD厚度已经无法提高门扇抗力，也说明了POZD的厚度必须与结构匹配才能使防护门结构抗力得到提高。

图8(b)为优化后采用3 mm面板，10号和12号工字钢门扇喷涂POZD和未喷涂POZD的位移时程对比。从图中可看出3 mm面板-10号工字钢未喷涂时，位移峰值为3.55 mm，涂覆POZD后，位移峰值为3.16 mm，降幅11%；3 mm面板-12号工字钢未喷涂时，位移峰值为3.33 mm，喷涂POZD后，位移峰值为3.04 mm，降幅8.7%；其他条件相同时，工字钢型号从10号增加到12号，未喷涂和喷涂POZD，门扇位移峰值分别减小6.2%和3.8%。

图8(c)为优化后采用4 mm，5 mm面板和10号工字钢门扇喷涂POZD的位移对比。从图中可看出4 mm面板喷涂POZD增加到5 mm，位移峰值减小11.8%。这是因为增加POZD涂层厚度在一定程度上增加了结构的刚度，从而整体上提高了结构的抗冲击性能；将POZD涂覆在背面时，由于材料的黏弹性特性，结构在受到冲击载荷后，一部分能量被POZD层弥散和吸收。

图8 各工况Z方向位移时程Fig.8 Displacement of every conditions in Z direction vs time

通过以上分析，最终结合实际经济效益以及轻量化高抗力防护密闭门的设计要求，确定防护密闭门采用3 mm面板和10号工字钢，门扇迎爆面外表面喷涂1 mm POZD、内表面喷涂3 mm POZD为最优复合结构，该复合结构较之原始防护密闭门质量减少32.5%。

3 试验验证

3.1 试验装置及方法

为了验证数值计算结论的正确性和可靠性，针对优化后的POZD复合材料防护密闭门6级载荷条件下的抗力性能进行了试验研究。

通过多室型爆炸波模拟装置产生6级中等超压加载到门扇外表面，试验装置简如图9所示；POZD复合材料防护密闭门迎、背爆面板均采用A3钢与骨架焊接而成，迎爆面内表面面的POZD是面板焊接完后喷涂，具体尺寸与仿真模型完全一致，防护密闭门试验安装如图10所示。多室型爆炸波模拟装置采用炸药驱动。

图9 试验装置Fig.9 Experiment apparatus

图10 防护密闭门安装方式Fig.10 Installation method of blast door

防护门迎爆面背面中心位置粘贴5个应变片，内部型钢上粘贴3个应变片，应变片布置如图11所示。

图11 应变片和位移传感器布置Fig.11 Arrangement of strain gauge and displacement sensor

3.2 试验结果分析

3.2.1 宏观破坏情况

防护密闭门试验共进行2次。具体工况如表4所示。

表4 防护密闭门试验结果Tab.4 Experiment results of blast door

试验后拆除防护密闭门，观察表面破坏情况，从中选取了2号工况的门扇，如图12所示。

图12 试验后2号工况防护门Fig.12 The condition of NO.2 blast door after test

从宏观情况看，复合材料防护密闭门在模拟人防核6级荷载作用下，门扇迎爆面表面未出现裂纹，试验后门扇均处于关闭状态，能够正常开启。

3.2.2 应变响应分析

POZD涂层复合面板结构单元在抗冲击载荷的过程中，能将相当一部分冲击波的能量与冲量转换为复合靶板单元的变形与损伤所需的能量。由于工况1试验过程中记录仪出现问题，未测得完整时程数据，所以只对工况2试验数据进行分析。

为验证数值模拟结论的可靠性，选取门扇迎爆面内表面ε4，ε5两个典型测点，而工字钢梁上只有ε8测点测得数据，所以将三处测点的应变值与仿真结果进行对比。图13为涂覆POZD防护密闭门ε4，ε5点的试验与仿真应变对比。从图中可看出，试验测得ε4应变峰值658 με，仿真测得ε4应变峰值675 με，误差2.6%；试验测得ε5应变峰值601 με，仿真测得ε5应变峰值615 με，误差2.3%。t=0开始，冲击载荷加载到迎爆面面板上，面板处的应变开始急剧上升，t=0.16 s时刻，到达峰值；0.16 s开始，面板处的应变下降，这是由三部分原因导致：卸载、一部分能量转变成面板的变形和动能以及相当一部分能量被POZD层弥散和吸收。

图13 涂覆POZD防护门测点ε4,ε5处的应变对比Fig.13 Strain comparison at measuring points ε4 and ε5 of the blast door with POZD coating

图14为涂覆POZD防护密闭门ε8测点的试验与仿真应变对比。从图中可看出，试验测得ε8处应变峰值90 με，仿真测得ε8处应变峰值95 με，误差5.5%。t=0开始，冲击载荷加载到骨架梁上，骨架梁上的应变开始急剧上升，t=0.18 s时刻，到达峰值，梁的应变峰值远小于面板是因为梁的刚度远大于面板；0.18 s开始，骨架梁上的应变下降，这是由两部分原因造成：卸载以及一部分能量转变成梁的变形和动能。

图14 涂覆POZD防护门测点ε8处的应变对比Fig.14 Strain comparison at measuring points ε8 of the blast door with POZD coating

4 结 论

通过以上分析，结论如下：

(1)由于边界条件不同对结构动力响应的影响，边缘部分和支撑板约束处的隔舱，受到的剪应力大，隔舱从边缘到中部，位移呈增大的趋势，所以防护门中部隔舱是防护设计中的一个重点；面板厚度、钢的尺寸是影响防护门结构抗力的重要因素。

(2)POZD涂层复合面板结构单元在抗冲击载荷的过程中，能将相当一部分冲击波的能量与冲量转换为复合靶板单元的变形所需的能量，一部分能量被POZD层弥散和吸收；由于波阻抗匹配不同，POZD涂层厚度必须与结构相匹配才可提高结构抗力。

(3)通过有限元软件对防护门进行结构优化，最后得到新型轻量化复合防护密闭门结构，该结构较之原始防护密闭门质量减小32.5%，但总体费用未增加。