2017, Vol. 39
现代海战中，半穿甲导弹通过设置延时引信使战斗部穿透船体外板后在舱室内部起爆，爆炸产生的冲击波和高速破片对舰艇结构和人员构成了严重威胁，聚乙烯纤维复合材料作为新型复合材料，其具有重量轻、抗弹性能优异等特点[1 –2]，朱锡等[3 –6]对高强聚乙烯夹芯结构的复合抗爆舱壁进行了近距空爆下变形破坏模式试验研究，结果表明：高强聚乙烯具有很好的抗穿甲性能和吸能性能，适当增加复合抗爆舱壁夹芯层厚度和质量有利于其整体抗弹性能的提高。
然而，高强聚乙烯受温度影响明显，UHMWPE 纤维晶体熔点（Tm）约为 147 ℃[7]，当环境层温度达到 147 ℃ 后 UHMWPE 纤维晶体会逐渐软化，持续高温会使其脱层皱缩烧蚀，从而降低其抗弹性能。SiO2 气凝胶毡具有良好的隔温性能[8 –10]，谭大力等[11]对 SiC 陶瓷和 SiO2 气凝胶毡组合结构隔热性能研究表明：SiC 陶瓷和 SiO2 气凝胶毡组合结构具有很好的隔热性能，综合利用该组合结构能有效保护金属背衬结构。现代舰船向着轻量化方向发展，用低质量高强度的聚乙烯板代替厚重的船用装甲，在达到相同防护效果的同时，对减小舱壁结构整体面密度具有重要意义。
基于上述分析，为探讨新型复合装甲在舰船发生火灾时高温对气凝胶毡保护的高强聚乙烯的影响规律，以及在 A60[12]标准条件下高强聚乙烯免受高温影响所需气凝胶毡的厚度，设计了不同厚度的气凝胶毡与高强聚乙烯夹芯防护结构。本文以 10 mm、20 mm 和 30 mm 的 SiO2 气凝胶毡为隔温层，高强聚乙烯板为抗弹层，船用钢为前/后面板，参照 A60 标准的实验条件对单元模型进行仿真分析研究，并分析 SiO2 气凝胶毡厚度变化对夹芯结构温升变化的影响规律及用插值方法确定不使高强聚乙烯受高温影响所需隔温层的最佳厚度。
1 理论分析热量传递有热传导、热对流和热辐射 3 种形式。固体材料内部主要热量传递形式是热传导，热传导可用傅里叶方程表示；
| $\frac{{\rm{Q}}}{t} = KA \cdot \frac{{\left( {{T_1} - {T_2}} \right)}}{d}{\text{。}}$ |
式中：Q 为时间t 内的传热量；K 为热传导系数；T1，T2 为发生热传导的 2 个区域温度；A 为传热面积；d 为传热距离。
为简化模型单元以及方便计算，本文采用固体材料的热传导计算方法。火源温度是随时间变化的量，热量的传递是对时间的积分，于是建立瞬态热传导方程：
| $\rho c \cdot \frac{{\partial T}}{{\partial t}} = \frac{\partial }{{\partial x}} \cdot \left( {{\lambda _{ij}} \cdot \frac{{\partial T}}{{\partial {x_i}}}} \right){\text{。}}$ |
式中：t 为时间；λij 为材料导热系数；T 为温度；x 为板厚方向尺度；ρ 为材料密度；c 为比热容。
2 模型建立 2.1 结构单元设计根据现代舰船防护舱壁结构的选材及设计特点，分别设计了 10 mm，20 mm 和 30 mm 的 SiO2 气凝胶毡隔温层夹芯结构模型，如图 1 所示。
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图 1 舱壁结构单元示意图 Fig. 1 Schematic of structure element |
该结构单元共有 5 层，中间层为具有抗弹作用的高强聚乙烯复合材料，根据实际舱壁防护结构尺寸，取厚度为 60 mm；高强聚乙烯两侧为具有隔温作用的纳米 SiO2 气凝胶毡，因实际情况下火灾发生的地点具有不确定性，为更好地保护高强聚乙烯免受高温影响，采取在高强聚乙烯两侧布置等厚度纳米 SiO2 气凝胶毡的方法，模型中纳米 SiO2 气凝胶毡隔温层的厚度分别为 10 mm，20 mm 和 30 mm，计算不同厚度的气凝胶毡作隔温层时的温度分布，有利于分析不同厚度的气凝胶毡在相同条件下的导热规律以及内部温度分布规律；结构单元最外层分别为 5 mm 和 10 mm 的船用钢，船用钢主要起支撑、密封、装饰等作用。
为准确测定该结构单元内部的温度变化，布置了如图 1 中的 4 个间隙层温度测点，但在实际测试过程中，由于火源温度是单向发生且单向传导，所以只需要测定靠近火源那一侧的温度即可。
2.2 边界条件与初始条件在对热防护结构建模时，对模型的面的尺寸可以进行忽略，从热模型简化到实体模型并做如下假设：
1）结构的初始温度为室温（25 ℃）弱化周围空气流动影响；
2）忽略结构与空气发生对流换热等现象；
3）在厚度方向上，同等厚度平面的温度等值；
4）前钢板靠近火源侧表面温度近似为火源温度。
火源温度设置为 A60 标准条件的值，其函数为：345log（8t + 1）+ 25，其中t 为时间，单位为 min，温度曲线如图 2 所示。
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图 2 标准火源温度曲线 Fig. 2 Standard temperature curve of fire |
高强聚乙烯纤维增强复合材料层合板（以下简称高强聚乙烯层合板，英文名称缩写为 UFRP）和船用钢板在进行传热计算时可忽略其力学性能，其热物理性能见表 1。
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表 1 高强聚乙烯和船用钢热物理性能 Tab.1 Physical properties of high strength polyethylene and armor plate |
纳米 SiO2 气凝胶毡的纳米孔隙会因高温而发生破坏，从而增大其导热系数，降低隔热性能，其热物理性能见表 2。
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表 2 气凝胶毡的热物理性能 Tab.2 Thermal physical properties of silicate Aero-gel |
在实际舰船舱壁中，面积与厚度之比较大时，可忽略舱壁内部温度横向传播散热，于是模型可视为一维单向热传递，直接用 Ansys14.0 建立平板面模型，如图 3 所示。
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图 3 平面模型 Fig. 3 2D plane model |
因纳米 SiO2 气凝胶毡的导热系数受环境温度不同而不同，为计算结果更加准确，将纳米 SiO2 气凝胶毡厚度按 10 mm 等分，根据计算过程中气凝胶毡的实际平均温度设置相应的导热系数。
另外，选择距离热源不同距离的节点A，B，即靠近火源一侧的隔温层的两侧温度，A 节点温度用于与火源温度对比，判断仿真的准确性，B 节点用于与实验结果进行对比分析，判断仿真的可靠性。
3 结果及分析 3.1 计算结果温度场模拟分析时，因为热载荷为时间-温度函数，各节点的瞬态温度也是对时间函数的积分，于是可计算出不同时间段内舱壁内部的温度分布，如图 4～图 6 所示分别为模型 1、模型 2 和模型 3 在 5 min，60 min 时的计算温度分布。
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图 4 模型 1 计算结果 Fig. 4 Result of model 1 |
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图 5 模型 2 计算结果 Fig. 5 Result of model 2 |
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图 6 模型 3 计算结果 Fig. 6 Result of model 3 |
将模型 1、模型 2 和模型 3 在不同时间段内沿厚度方向上的温度提取出来并绘制曲线，如图 7 所示。
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图 7 不同时间的温度分布曲线 Fig. 7 Temperature distribution curve of different time |
从图 4～图 7 中可知，纳米 SiO2 气凝胶毡面火层附近的温度梯度较高，并且随着时间的持续，纳米 SiO2 气凝胶毡表面温度上升，其温度梯度也将上升。在纳米 SiO2 气凝胶毡背火面的温度梯度却很小，即不随时间的变化而发生大的变化。这是由于纳米 SiO2 气凝胶纤细的纳米网络结构有效地限制了局域激发的传播，还由于孔洞尺度在几十纳米，比常压下气体分子的平均自由程要小，使得在微孔洞内的气体分子对热传导的贡献受到抑制而具有极好的隔热效果。
从图 7 中的 3 幅不同时间内沿厚度方向的温度分布曲线图可以看到，前 1～5 mm 为船用钢板，由于钢板的导热系数较大，所以钢板前后两面的温差较小且接近火源温度；每条温度曲线在 5 mm 厚度开始都有明显的转折，温度曲线急剧下滑，说明从 5 mm 开始的气凝胶毡防火材料具有很好的隔温性能；气凝胶毡后为具有抗弹作用但不耐高温的高强聚乙烯，从 3 幅图中可看到温度曲线在此再一次的发生了转折，那是因为高强聚乙烯的导热系数较气凝胶毡大得多的缘故，高强聚乙烯前后面的温差不大，但主要计算高强聚乙烯板迎火侧表面温度是否达到 147 ℃，以此判断高强聚乙烯是否受损及该舱壁结构是否满足在 A60 条件下的热防护要求。
图 8 为 Ansys14.0 所计算出的不同厚度气凝胶毡防范 A60 火源后的剩余温度，分别为 331 ℃，162 ℃、77 ℃，将三点连接起来为一条非线性的曲线，于是可以利用三点插值法初步计算防范温度低于 147 ℃ 所需气凝胶毡的厚度约为 21.8 mm。
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图 8 不同厚度气凝胶毡的防范温度极限剩余 Fig. 8 The preventing temperature limit of different thickness silicate Aero-gel |
隔温层气凝胶毡的作用在于保护高强聚乙烯买免受高温的影响，不同厚度的气凝胶毡隔温效果也大有不同。图 9 给出了以 20 mm 和 30 mm 气凝胶毡作隔温层时，在 A60 标准条件下 60 min 内高强聚乙烯表面的实验温度变化值[13]与仿真温度变化值的比较。从图中可以看出 2 组实验温度均低于相应的仿真温度，说明在实际实验过程中的结构散热比较大，同时也说明了本仿真的可靠性；20 mm 气凝胶毡作隔温层时的实验结果与计算结果吻合性较好，但 30 mm 气凝胶毡作隔温层时的实验结果比计算结果低，说明隔温层越薄，影响温度传递的因素越少，实验值越接近理论值；2 组仿真值都是比较平稳增加，且近视线性变化，而实验值波动比较大，且刚开始时段温度上升缓慢，但最终值还是会趋近计算值，说明实际情况下温度的传播需要反应时间。
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图 9 高强聚乙烯表面温度变化曲线 Fig. 9 Temperature curve of high strength polyethylene |
1）研究表明：纳米 SiO2 气凝胶毡材料沿厚度方向的温度梯度变化，在其面火层极为陡峭，但在其背火层变得平缓，说明纳米 SiO2 气凝胶毡具有极好的隔热效果。
2）利用 SiO2 气凝胶毡良好的隔热性能和高强聚乙烯良好的抗弹性能，设计了纳米 SiO2 气凝胶毡/高强聚乙烯/纳米 SiO2 气凝胶毡夹芯组合隔热防护结构。
3）通过数值模拟计算分析了热防护结构在 A60 标准火源条件下的温度分布及变化规律特性，并与试验实测情况进行比较分析，结果表明：实测结果与计算结果吻合；通过三点插值计算优化，得出高强聚乙烯免受高温影响的纳米 SiO2 气凝胶毡隔温层厚度约为 21.8 mm。
| [1] |
张典堂, 陈利, 孙颖, 等. UHMWPE/LLDPE复合材料层板低速冲击及冲击后压缩性能实验研究[J]. 复合材料学报, 2013, 30: 107–111.
ZHANG Dian-tang, CHEN Li, SUN Ying, et al. Low velocity impact and residual compressive strength impact properties of UHMWPE/LLDPE composite laminates [J]. Acta Material Composite Sinica, 2013, 30: 107–111. |
| [2] |
蔡军锋, 傅孝忠, 易建政. 超高分子量聚乙烯-聚氨酯泡沫复合材料的抗爆实验与数值模拟[J]. 高分子材料科学与工程, 2013, 29(11): 79–83.
CAI Jun-feng, FU Xiao-zhong, YI Jian-zheng. Anti-explosion experiment and numerical simulation of UHMWPE-PUF composite [J]. Polymer Materials Science and Engineering, 2013, 29(11): 79–83. |
| [3] |
侯海量, 张成亮, 李茂, 等. 冲击波和高速破片联合作用下夹芯复合舱壁结构的毁伤特性[J]. 爆炸与冲击, 2015, 10(3): 63–69.
HOU Hai-liang, ZHANG Cheng-liang, LI Mao, et al. Damage characteristics of sandwich bulkhead under the impact of shock and high-velocity fragments [J]. Explosion and Shock Waves, 2015, 10(3): 63–69. |
| [4] |
陈长海, 徐文献, 朱锡, 等. 超高分子量聚乙烯纤维增强层合厚板抗高速钝头弹侵彻的理论模型[J]. 中国舰船研究, 2015, 10(3): 63–69.
CHEN Chang-hai, XU Wen-xian, ZHU Xi, et al. Theoretical model for thick ultra-high molecular weight polyethylene fiberreinforced laminates penetrated by high-velocity blunt-nosed projectiles [J]. Chinese Journal of Ship Research, 2015, 10(3): 63–69. |
| [5] |
张成亮, 朱锡, 侯海量, 等. 近距空爆下复合抗爆舱壁变形破坏模式试验研究[J]. 振动与冲击, 2014, 33(11): 33–48.
ZHANG Cheng-liang, ZHU Xi, HOU Hai-liang, et al. Model tests for deformation and destruction modes of a blast-resistant bulkhead under near distance explosion [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(11): 33–48. |
| [6] |
周红兵, 梅志远. 多层复合舰用装甲结构抗高速破片特性比较研究[J]. 材料开发与应用, 2011(4): 1–6.
ZHOU Hong-bing, MEI Zhi-yuan. Energy absorption mechanism of MCFS structure impacted by higy velocity FSP [J]. Development and Application of Material, 2011(4): 1–6. |
| [7] |
邢哲, 王谋华, 刘伟华, 等. 辐射接枝改性对UHMWPE纤维性能的影响[J]. 高分子材料科学与工程, 2013, 29(10): 36–40.
XING Zhe, WANG Mou-hua, LIU Wei-hua, et al. Effect of radiation grafting polymerization on the properties of UHMWPE fiber [J]. Polymer Materials Science and Engineering, 2013, 29(10): 36–40. |
| [8] | 石明伟. 船用耐火分隔材料及发展概况[J]. 造船技术, 2005(3): 32–34. |
| [9] | 石崇, 李宁. SiO2气凝胶复合保温材料在船舶冷库上的应用[J]. 科技创新导报, 2012(31): 87–88. |
| [10] |
谭大力, 宗培. SiC陶瓷和SiO2气凝胶组合结构耐热隔热性能研究[J]. 船舶工程, 2014, 36(3): 103–106.
TAN Da-li, ZONG Pei. Research on the thermal insulation property of the SiC ceramic and silicate aero-gel [J]. Ship Engineering, 2014, 36(3): 103–106. |
| [11] | ZHANG Dan, ZHANG Xue-jun. Synthesis and charac-terization of metal ophthalo cyanine dye sensitizers[J]. Chenmical Intermediate, 2011(7). |
| [12] | 胡靖. 船舶封闭舱室火灾温度分布特性实验研究[D]. 合肥: 中国科学技术大学, 2010. |
| [13] | 郑盼, 朱锡, 李永清. SIO2气凝胶毡陶瓷棉高强聚乙烯多层复合抗弹结构隔热性能实验研究[J]. 中国舰船研究, 2016, 11(5): 78-83, 99. |