內(nèi)爆載荷作用下多艙室結(jié)構(gòu)的破壞仿真分析

李俊承，余春祥，牛公杰，李會敏

(中國工程物理研究院 總體工程研究所，四川 綿陽621900)

0 引 言

大型艦船是現(xiàn)代攻防作戰(zhàn)體系中常使用的海上平臺，而反艦導(dǎo)彈是打擊艦船的主要武器裝備。目前反艦導(dǎo)彈多采用半穿甲戰(zhàn)斗部，穿透艦船外殼進入艦體內(nèi)部爆炸，不僅對艦體結(jié)構(gòu)造成嚴重破壞，還對艙內(nèi)儀器和人員構(gòu)成致命威脅［1］。因此，艦船艙室在內(nèi)部爆炸載荷下的毀傷情況成了艦船設(shè)計與導(dǎo)彈研發(fā)雙方都十分關(guān)注的問題。

反艦戰(zhàn)斗部侵入到艙室內(nèi)部爆炸，主要的毀傷要素是爆炸產(chǎn)物和爆炸沖擊波。由于艙室的密封效應(yīng)，爆炸沖擊波在艙內(nèi)多次反射，艙內(nèi)流場遠比自由大氣中爆炸情況復(fù)雜，毀傷效果也更強［2］。開展艙室內(nèi)爆研究，了解密閉/半密閉空間爆炸載荷特性以及結(jié)構(gòu)破壞機理，對提高艦船生命力以及反艦武器毀傷效果評估都具有重要的工程應(yīng)用價值。

本文在調(diào)研典型艦船艙室結(jié)構(gòu)特性基礎(chǔ)上，針對反艦導(dǎo)彈掠海側(cè)舷攻擊和頂部攻擊2 種模式，分別建立了3 ×3 ×1 多艙室結(jié)構(gòu)模型。采用LS -DYNA 模擬分析了多個艙室結(jié)構(gòu)在內(nèi)部爆炸沖擊載荷作用下的變形和破壞過程，對炸藥在艙內(nèi)爆炸的毀傷特點以及艙室結(jié)構(gòu)的破壞機理進行研究分析，對比同裝藥量、不同攻擊模式下的多艙室毀傷結(jié)果。研究分析結(jié)果對艦船內(nèi)部防爆結(jié)構(gòu)設(shè)計以及反艦武器毀傷效果評估都具有一定的參考意義。

1 仿真分析模型

1.1 算法選取

在分析的問題中，涉及流體流動、固體大變形以及流體與固體在復(fù)雜載荷條件下的相互作用等問題。LS - DYNA 程序中提供了Lagrange，Euler和ALE (任意拉格郎日歐拉算法)3 種不同算法來描述流體與固體的相互耦合作用，其中ALE 算法兼具Lagrange 算法和Euler 算法的優(yōu)點，在結(jié)構(gòu)邊界運動處理上能有效地跟蹤物質(zhì)結(jié)構(gòu)邊界;同時在求解過程中網(wǎng)格還可以根據(jù)定義的參數(shù)適當調(diào)整位置，克服網(wǎng)格嚴重畸變的問題［3］。因此，本文中選取LS -DYNA 程序提供的ALE 算法建立流體與固體間的聯(lián)系，實現(xiàn)流固耦合的動態(tài)分析，模擬炸藥在艙室內(nèi)爆炸后艙室結(jié)構(gòu)的響應(yīng)和破壞。

1.2 材料特性

爆炸沖擊載荷作用下，結(jié)構(gòu)材料產(chǎn)生快速變形，與受靜載荷作用的情況相比，動態(tài)屈服應(yīng)力比靜態(tài)屈服應(yīng)力有明顯提高，材料力學性能表現(xiàn)更為復(fù)雜。因此，船用鋼板選用與應(yīng)變率相關(guān)的各向同性塑性隨動硬化模型［4］，程序中用關(guān)鍵字* MAT_PLASTIC_KINEMATIC 定義，材料密度為7 800 kg/m3，泊松比0.33，彈性模量2.07 × 1011Pa，屈服強度約400 MPa，塑性失效應(yīng)變［5］εmax=0.28?？紤]到在沖擊作用下薄壁材料和結(jié)構(gòu)易出現(xiàn)斷裂、絕熱剪切等破壞，在計算模型中增加最大剪應(yīng)變失效準則，剪切失效應(yīng)變［1］τmax=0.12。利用單元刪除技術(shù)模擬艙室的破壞，即當單元變形引起的塑性變形或剪切應(yīng)變超過臨界值時，認為該單元破壞。

炸藥由材料模型和狀態(tài)方程共同描述，程序中用關(guān)鍵字* MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 來定義材料模型。爆轟壓力P、單位體積內(nèi)能E和相對體積V的關(guān)系采用Jones-Wilkins-Lee (JWL)狀態(tài)方程加以描述:

式中:ω為材料常數(shù);A，B，R1，R2為材料常數(shù)。計算中TNT 炸藥的材料參數(shù)為:A = 374 GPa，B =3.23 GPa，R1= 4.15，R2= 0.95，ω = 0.3，E =4 800 J/g。

空氣采用NULL 材料模型以及符合伽馬定律的線性多項式狀態(tài)方程描述，函數(shù)為:

計算中空氣狀態(tài)方程的參數(shù)分別為:初始密度ρ0= 1.29 kg/m3，絕熱指數(shù)γ = 1.4，比內(nèi)能e =2.0 MJ/kg。

1.3 艙室結(jié)構(gòu)及有限元模型

現(xiàn)代大型艦船船體橫向以甲板和平臺分為若干層空間，縱向以隔壁分為若干水密艙段，為提高艦船生命力，在關(guān)鍵部位還有裝甲和隔艙等各種防護措施。艦體內(nèi)部艙室通常按層序布置，像彈藥艙、燃油艙、動力艙等一類重要艙室通常分布于船身中部水線以下位置，且具備多層復(fù)雜防御結(jié)構(gòu)，被直接命中和破壞的概率很小。相比較而言，人員居住、生活服務(wù)類艙室分布較廣，被擊中的概率較大，因此，本文主要以此類艙室作為研究目標，根據(jù)文獻［6］中數(shù)據(jù)，此類艙室多數(shù)面積在10 m2左右，由一般甲板間高度在2.4～2.8 m 范圍內(nèi)可知，艙室空間大小約為27 m3。

數(shù)值模擬中，在同一平面上建立9個艙室，單個艙室尺寸為3 m ×3 m ×3 m，艙室四周壁厚取6 mm，上、下艙板厚度取20 mm［6］。假設(shè)導(dǎo)彈從側(cè)舷/頂部穿入中心艙室，艙壁上留下一個約Φ 500 mm的破口，起爆位置在中心處，模型具體結(jié)構(gòu)如圖1和圖2所示。

建模過程中，建立包括炸藥、空氣和艙室鋼板3 種物質(zhì)。艙室鋼板使用SHELL163 單元模擬，炸藥與空氣采用顯式實體單元SOLID164 模擬，炸藥藥量根據(jù)一般反艦戰(zhàn)斗部的裝藥量設(shè)計為50 kg和100 kg 兩種情況，利用對稱性取1/4模型進行構(gòu)建(見圖1和圖2)，為有效觀察分析艙室結(jié)構(gòu)的變形和破壞，建立的空氣域應(yīng)略大于艙室尺寸。

建模及計算中采用的單位制為cm，g，us。

圖1 側(cè)舷攻擊下的多艙室建模示意Fig.1 Cabins modeling schematic under broadside attack

圖2 頂部攻擊下的多艙室建模示意Fig.2 Cabins modeling schematic under top attack

2 計算結(jié)果及分析

2.1 艙室結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)

圖3 展示了側(cè)舷攻擊下50 kg TNT 炸藥起爆后整個艙室結(jié)構(gòu)隨時間的變形破壞過程。

由圖可知，四周艙壁破壞模式大致呈現(xiàn)為中心處的外鼓和沿角隅部位的撕裂，如圖3(a)和圖3(b)所示;在導(dǎo)彈穿入方向，由于有初始破口，結(jié)構(gòu)整體強度被削弱，爆炸沖擊對該處的拉伸、撕裂作用更顯著，毀壞效果也更嚴重，如圖3(c)所示;艙室破壞的整體示意如圖3(d)所示，可以看出，上、下艙板變形遠小于內(nèi)部四周壁面，只有局部的變形和輕微的外鼓，這是因為上、下艙板厚度遠高于四周壁面，增加了對爆炸能量的上、下約束，能量優(yōu)先向推進阻力較弱的區(qū)域傳播。若不考慮由于艙內(nèi)設(shè)備毀壞而造成的連鎖破壞反應(yīng)，可近似認為爆炸毀傷區(qū)域集中在該平面層。

圖3 艙室結(jié)構(gòu)變形破壞過程(等效應(yīng)力云圖)Fig.3 Cabins structural deformation and failure processes(Von-Mises stress contours)

2.2 內(nèi)爆載荷特點分析

為了分析內(nèi)爆作用下，艙壁結(jié)構(gòu)所承受的沖擊載荷的特點，在中心艙室內(nèi)設(shè)計3個特征點，分別位于單個壁面附近、兩壁面交匯處和三壁面交匯處，空間位置見圖4，提取這3個位置處空氣單元的壓力時程曲線，分別對應(yīng)圖5 中的A，B，C 三條曲線。

可以看出，三壁面交匯處的超壓值最高，兩壁面交匯處次之，單個壁面附近存在一個明顯高于首次沖擊波壓力的峰值超壓(A 曲線中，壁面反射壓力為入射壓力的2.34 倍)。這是因為在沖擊波傳播過程中，當波陣面碰觸到艙壁結(jié)構(gòu)后，在結(jié)構(gòu)表面形成反射，部分向爆心匯聚，部分沿結(jié)構(gòu)表面?zhèn)鞑?當?shù)竭_兩壁面角隅形時形成匯聚沖擊波，增加該局部區(qū)域的壓力值;而在三面交匯處，在三向約束的狹小區(qū)域內(nèi)，各個方向的沖擊波和各個面的反射波都匯聚到一起，形成一個遠大于其他區(qū)域的超壓(圖中C 曲線，最大壓力為143.07 MPa)，該值是自由場下沖擊波強度的98 倍(同等藥量下，無限空氣域中相同位置的峰值超壓約為1.456 MPa)。

圖4 特征點單元空間位置Fig.4 The spatial location of the feature points

圖5 特征空氣單元壓力時程曲線Fig.5 Pressure-time curve of the air units

3 不同打擊工況下的破壞效果對比

圖6和圖7 分別為在側(cè)舷和頂部打擊下，100 kg TNT爆炸后，相同特征時刻多個艙室的變形和破壞情況。

對比圖3 中的艙室破壞過程可以發(fā)現(xiàn)，與50 kg TNT 爆炸載荷下艙壁結(jié)構(gòu)主要表現(xiàn)出來的連接處剪切失效不同，在100 kg TNT 爆炸載荷下，艙壁結(jié)構(gòu)首先在中心位置處發(fā)生破壞。這是由于沖擊波首先到達該處，在強脈沖載荷作用下，結(jié)構(gòu)局部發(fā)生大的塑性變形而發(fā)生材料失效，產(chǎn)生十字破口，內(nèi)部高溫高壓氣體卸載，并通過破口傳播到外層艙室，繼續(xù)破壞更外層的艙壁，艙壁呈現(xiàn)為“花瓣型”破壞，如圖6(b)與圖7(b)所示。

頂部攻擊情況下，多艙室內(nèi)部破壞區(qū)域呈對稱分布，如圖6(c)所示，由于上艙板在厚度上遠高于四周艙壁，頂部艙板破口對內(nèi)部毀傷效果的影響并不明顯，多艙室內(nèi)部宏觀呈現(xiàn)為“十”字型的破壞效果。

側(cè)舷攻擊情況下，在導(dǎo)彈穿入方向，艙室的破壞較其他方向略嚴重，如圖7(c)所示，但相比于圖3(c)中的情況，由艙壁初始破口而造成的破壞差異已明顯減小，可以預(yù)見，隨著裝藥量的進一步增加(100～150 kg)，這種差異還將繼續(xù)減小，可近似忽略。

基于上述分析，在對遭受較大裝藥量打擊的艦船進行內(nèi)部結(jié)構(gòu)毀傷評估時，對于同樣內(nèi)部中心處起爆的情況，可不考慮艙壁上導(dǎo)彈破口的影響，這樣，在構(gòu)建的艙室模型時可利用對稱性取1/8 建模，較文中考慮破口而采用的1/4 建模方法，計算規(guī)模更小，更省時間，還能大大方便建模過程，或者進行更大/更多艙室空間的構(gòu)建，獲取更為宏觀的毀傷評估結(jié)果。

圖6 頂部攻擊下的多艙室變形破壞過程Fig.6 Deformation and failure process under top attack

圖7 側(cè)舷攻擊下的多艙室變形破壞過程Fig.7 Deformation and failure process under broadside attack

2 種攻擊情況下，頂角處的4個艙室均保存較為完整，這是因為在內(nèi)部中心艙室破壞后，爆炸能量的傳播方向與這些艙壁表面法相垂直，兩者間相互作用的程度有限，最終形成了“十”字形的內(nèi)部破壞特征。

4 結(jié) 語

通過數(shù)值模擬典型艦船艙室在內(nèi)部爆炸載荷作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，分析其破壞過程，得出以下結(jié)論:

1)炸藥在艙室內(nèi)爆炸后，產(chǎn)生的沖擊波會在結(jié)構(gòu)表面發(fā)生反射從而成倍增加局部區(qū)域的超壓值;同時在艙室角隅部位，特別是三面匯聚處，還有強度遠高于自由場的匯聚沖擊波，艙室結(jié)構(gòu)將承受這些沖擊波的多次反復(fù)作用;

2)較小藥量下(50 kg TNT)艙壁結(jié)構(gòu)的失效主要表現(xiàn)為沿角隅部位的撕裂和中心位置的外鼓，而在較大藥量下(100 kg TNT)，首先表現(xiàn)出來的是艙壁中心處的塑性大變形失效，之后才伴隨沿角隅部位的撕裂，艙壁呈現(xiàn)為“花瓣型”破壞;

3)由于艙室布局和結(jié)構(gòu)破壞的影響，爆炸能量主要沿“十”字形傳播，多艙室的破壞模式也呈現(xiàn)“十”字形破壞，這與自由空間中的球型破壞區(qū)域有明顯區(qū)別;

4)導(dǎo)彈破口對最終破壞效果的影響隨著裝藥量的增加而逐漸降低。對于內(nèi)部中心處大裝藥量爆炸的情況，在多艙室建模時，可近似忽略導(dǎo)彈破口的影響，從而方便計算過程或者進行更大空間/范圍的仿真分析。

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