艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)數(shù)值模擬

熊 飛， 石 全， 陳邦均

(1.78616部隊(duì)，成都 610213；2.軍械工程學(xué)院 裝備指揮與管理系，石家莊 050003)

艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)數(shù)值模擬

熊 飛1， 石 全2， 陳邦均1

(1.78616部隊(duì)，成都 610213；2.軍械工程學(xué)院 裝備指揮與管理系，石家莊 050003)

為了分析半穿甲戰(zhàn)斗部擊穿艦舷防護(hù)結(jié)構(gòu)后，在艙室內(nèi)部爆炸產(chǎn)生的毀傷效應(yīng)，運(yùn)用非線性動(dòng)力學(xué)有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)艙室內(nèi)爆毀傷過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬。根據(jù)仿真結(jié)果，詳細(xì)分析艙室內(nèi)爆毀傷全過(guò)程，并研究艙壁厚度、炸藥質(zhì)量及炸點(diǎn)位置對(duì)艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)的影響。結(jié)果表明：各艙壁之間的焊接處最容易發(fā)生失效破壞，且各艙壁的毀傷模式均有顯著差異；隨著艙壁厚度的增加、炸藥質(zhì)量的減小，艙室由整體分解與局部破口的復(fù)合毀傷模式，向焊縫撕裂破壞毀傷模式轉(zhuǎn)變；當(dāng)炸點(diǎn)位置不同時(shí)，艙室毀傷模式有顯著區(qū)別，炸點(diǎn)位置不在艙室中心時(shí)，艙室出現(xiàn)花瓣撕裂毀傷模式。可為艦船防護(hù)以及導(dǎo)彈炸點(diǎn)位置的確定提供參考。

艙室；內(nèi)爆；毀傷效應(yīng)；數(shù)值模擬

1 引言

半穿甲戰(zhàn)斗部擊穿艦船防護(hù)裝甲后在艦船艙室內(nèi)部爆炸，會(huì)對(duì)艦船內(nèi)部人員、設(shè)備等造成嚴(yán)重毀傷甚至使艦船沉沒(méi)。由于高效的毀傷效能，半穿甲戰(zhàn)斗部已成為反艦導(dǎo)彈的主要戰(zhàn)斗部，其在艙室內(nèi)部爆炸的毀傷效應(yīng)已受到學(xué)者們的廣泛關(guān)注。如朱建方〔1〕等通過(guò)數(shù)值模擬，對(duì)比了有加強(qiáng)筋與無(wú)加強(qiáng)筋下艙壁的毀傷特性。侯海量等〔2〕對(duì)艙內(nèi)爆炸載荷特征進(jìn)行了詳細(xì)分析。李偉等〔3〕利用導(dǎo)彈模擬戰(zhàn)斗部，進(jìn)行了艙室內(nèi)部爆炸模型實(shí)驗(yàn)，分析了高速破片和爆炸沖擊波對(duì)艙室結(jié)構(gòu)的聯(lián)合毀傷效應(yīng)。然而，以上研究成果的報(bào)道，主要集中在對(duì)艙室內(nèi)爆沖擊波載荷傳播特性的分析，未對(duì)艦船艙室整體的毀傷模式及其影響因素進(jìn)行探討，得出的結(jié)論具有一定的局限性。由于艙壁厚度、炸藥質(zhì)量以及炸點(diǎn)位置的不同，艙室的內(nèi)爆毀傷模式也呈現(xiàn)出顯著的差異，因此，有必要對(duì)其進(jìn)行深入研究?；谝陨蠁?wèn)題，本文運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA 動(dòng)力學(xué)有限元軟件，采用ALE〔4〕算法對(duì)艙室的內(nèi)爆毀傷效應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，對(duì)不同工況下艙室毀傷模式進(jìn)行分析。

2 數(shù)值仿真模型的建立

2.1 有限元模型的建立

典型艦船艙室結(jié)構(gòu)〔2〕有限元模型如圖1所示，艙室長(zhǎng)5 m、寬3 m、高2.5 m。加強(qiáng)筋結(jié)構(gòu)形式為L(zhǎng)型與T型。其中，L型加強(qiáng)筋面板厚1.6 cm、寬3.3 cm，腹板高14 cm，腹板與面板厚0.8 cm；T型加強(qiáng)筋面板寬14 cm，腹板高32 cm，腹板與面板厚0.8 cm。艙室上甲板、右側(cè)橫艙壁與舷側(cè)加強(qiáng)筋在艙室內(nèi)部，下甲板、左側(cè)橫艙壁與縱艙壁加強(qiáng)筋在艙室外側(cè)。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

在不影響計(jì)算結(jié)果的條件下，為了建模方便與節(jié)省計(jì)算空間，將炸藥簡(jiǎn)化為長(zhǎng)方體，其長(zhǎng)寬高之比為2∶1∶1。同時(shí)，考慮到彈體尺寸遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于艙室板架尺寸，彈體的侵徹過(guò)程不會(huì)對(duì)艙室整體毀傷模式造成影響，因此，忽略彈體穿甲對(duì)艙壁的破壞作用。采用粘合分離接觸方式模擬艙室各艙壁之間的焊接接觸，粘合強(qiáng)度為焊接許用應(yīng)力，取值為0.8σ0，靜態(tài)屈服強(qiáng)度σ0= 685 MPa。

2.2 材料模型的選取與參數(shù)的確定

有限元模型中鋼板材料為921A鋼〔5〕，材料模型采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型。該材料模型能反映出溫度與應(yīng)變率對(duì)材料力學(xué)性能的影響，材料的應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述，其動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度表示為

(1)

炸藥采用JWL狀態(tài)方程來(lái)描述其力學(xué)行為，炸藥在爆轟過(guò)程中的壓力p為

(2)

式中：p 為爆轟壓力；A，B，R1，R2，ω為炸藥材料常數(shù)； V1為相對(duì)體積；E0為單位體積內(nèi)能。

炸藥類型選擇“B”類混合炸藥，各材料參數(shù)取值為：A=542.2 GPa，B=7.678 GPa，R1=4.2，R2=1.1，ω=0.34，E0=4 980 J/g。

3 仿真結(jié)果分析

3.1 艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)分析

根據(jù)有限元模型，對(duì)60 kg“B”炸藥在艦船艙室中心爆炸進(jìn)行數(shù)值模擬，其中艙室甲板、縱艙壁與舷側(cè)板厚1.6 cm，橫艙壁板厚1.2 cm。艙室在不同時(shí)刻毀傷模式如圖2所示。

圖2 不同時(shí)刻艙室毀傷模式Fig.2 Damage models of cabin at different time

由艙室內(nèi)爆毀傷全過(guò)程可以看出，炸藥在艦船艙室內(nèi)部起爆后，沖擊波迅速傳播到離炸點(diǎn)位置最近的甲板中心處，板架材料受到的等效應(yīng)力迅速達(dá)到1 GPa以上，由于加強(qiáng)筋的支撐作用，加強(qiáng)筋之間的板格出現(xiàn)微小的隆起變形(見(jiàn)圖2(a))。隨著沖擊波與艙壁的相互作用，艙壁板架受到的等效應(yīng)力逐漸增大，變形范圍與變形程度也越來(lái)越大，在艙室上甲板中心的板格與加強(qiáng)筋連接處，由于材料等效應(yīng)力超過(guò)其應(yīng)力極限，材料單元發(fā)生失效，出現(xiàn)一微小破口(見(jiàn)圖2(b))。隨著沖擊波與艙壁的反復(fù)作用，沖擊波在艙室內(nèi)不斷反射，并在艙壁連接處形成匯聚波，造成艙壁之間的焊縫處應(yīng)力集中，當(dāng)焊接處受到的應(yīng)力值大于焊接許用應(yīng)力時(shí)，上下甲板與橫艙壁之間的焊縫連接處發(fā)生撕裂(見(jiàn)圖2(c))。隨著內(nèi)爆過(guò)程的繼續(xù)進(jìn)行，各艙壁變形越來(lái)越嚴(yán)重，橫艙壁與其它板架之間的焊縫不斷被撕開(kāi)，由于橫艙壁的板較薄，無(wú)法承受沖擊波的壓力，最終導(dǎo)致橫艙壁中間板格被撕裂開(kāi)，出現(xiàn)一較大破口，同時(shí)爆轟產(chǎn)物從破口處流出，對(duì)破口起到二次擴(kuò)孔作用，在5 000 μs時(shí)艙室板架整體毀傷變形如圖2(d)所示。

根據(jù)對(duì)艙室毀傷全過(guò)程的分析可以看出，各艙壁的毀傷形式與毀傷程度都是不同的，在5 000 μs時(shí)各艙壁速度變化與變形位移云圖如圖3所示，上下甲板、縱艙壁與舷側(cè)板架以變形毀傷為主，且上下甲板變形程度要大于縱艙壁與舷側(cè)板架的變形程度。橫艙壁不僅出現(xiàn)較大變形且出現(xiàn)嚴(yán)重的破口撕裂毀傷，這與艙壁厚度、加強(qiáng)筋的結(jié)構(gòu)形式和炸點(diǎn)距離有關(guān)。

圖3 各艙壁速度變化與變形位移云圖Fig.3 Velocity and deformation of the bulkhead

根據(jù)圖3(a)可得，5 000 μs時(shí)上甲板與下甲板最大變形位移分別為26.2、23.9 cm，上甲板與下甲板質(zhì)點(diǎn)平均速度分別為31.25、32.22 m/s，可以看出上甲板變形程度要大于下甲板，但上甲板平均速度低于下甲板。

根據(jù)圖3(b)可得，縱艙壁與舷側(cè)板架整體變形形式為凹型，與上下甲板焊縫相連接的兩個(gè)板格變形最嚴(yán)重，中間三個(gè)板格由于受到加強(qiáng)筋支撐作用局部變形較小。板架最大變形位移出現(xiàn)在離上下甲板焊縫最近的L型加強(qiáng)筋處，5 000 μs時(shí)舷側(cè)板架與縱艙壁最大變形位移分別為15.9、12.9 cm，舷側(cè)板架與縱艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度分別為23.53、23.61 m/s，即縱艙壁板架變形程度大于舷側(cè)板架，板架質(zhì)點(diǎn)平均速度也微小于舷側(cè)板架。

根據(jù)圖3(c)可得，橫艙壁破壞形式為艙壁變形與破口撕裂的復(fù)合毀傷模式，且右側(cè)橫艙壁板架破口與變形程度均要明顯大于左側(cè)橫艙壁，右橫艙壁與左橫艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度分別為69.56、71.24 m/s。

3.2 不同艙壁厚度下內(nèi)爆毀傷效應(yīng)分析

為分析艙壁板厚對(duì)艙室毀傷模式的影響，改變艙壁板厚建立三個(gè)艙室有限元模型。各工況下艙壁厚度如表1所示。

表1 各工況下艙室模型

炸藥質(zhì)量均為60 kg，炸點(diǎn)位置在艙室中心處。對(duì)不同艙壁厚度下的艙室內(nèi)爆過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，在5 000 μs時(shí)不同工況下艙室毀傷模式如圖4所示，隨著艙壁板的增加，艙室毀傷模式由艙壁局部破口與焊縫撕裂的復(fù)合毀傷模式，逐漸向艙室焊縫撕裂毀傷模式轉(zhuǎn)變。工況1，由于艙壁板較薄，在上下甲板中心與橫艙壁中心板格處的靶板材料無(wú)法承受沖擊波的壓力，產(chǎn)生了塑性大變形與斷裂失效，最終形成較大破口。由于沖擊波在角隅處不斷匯聚反射形成匯聚波，同時(shí)角隅處的焊接強(qiáng)度又低于材料本身的強(qiáng)度，因此，在各艙壁板架之間的焊接處產(chǎn)生撕裂破壞，最終導(dǎo)致整個(gè)艙室?guī)缀跽w分解。工況2，隨著各艙壁厚度的增加，艙室最終毀傷形式也發(fā)生一定改變，艙室的上下甲板不再出現(xiàn)較大的局部破口毀傷，艙室毀傷模式主要以板架的變形與艙壁間的焊縫撕裂為主，且板架變形與焊縫撕裂程度要小于工況1，焊縫撕裂作用主要發(fā)生在橫艙壁與其余艙壁之間的焊接處，但板較薄的橫艙壁仍出現(xiàn)較大破口，艙室最終毀傷效果如圖4(b)所示。工況3，各艙壁均未出現(xiàn)明顯的破口毀傷，各艙壁的最終毀傷形式為艙壁間的焊縫撕裂與板架的變形，且焊縫撕裂與艙壁變形程度較工況1、工況2均有顯著減小。根據(jù)以上分析可知，艙壁的厚度對(duì)艙室毀傷模式有顯著影響，艙壁厚度的增加可以防止艙壁局部破口的產(chǎn)生，同時(shí)抑制焊縫的撕裂與艙壁的變形。

圖4 不同艙壁厚度下艙室毀傷模式Fig.4 Damage models of cabin with different bulkhead thickness

3.3 不同炸藥質(zhì)量下艙室毀傷模式分析

為分析炸藥質(zhì)量對(duì)艙室毀傷模式的影響，采用圖1中艙室有限元模型，對(duì)炸藥質(zhì)量分別為40、60、80 kg的“B”炸藥在在艙室中心的爆炸過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，得到5 000 μs時(shí)不同炸藥質(zhì)量下艙室毀傷模式如圖5所示。

圖5 不同炸藥質(zhì)量下艙室毀傷模式Fig.5 Damage models of cabin with different quality of explosives

由圖5可以看出，炸藥質(zhì)量對(duì)艙室毀傷模式的影響與艙壁厚度對(duì)艙室毀傷模式的影響相似，隨著炸藥質(zhì)量的增加，艙室毀傷模式由艙壁間焊縫撕裂毀傷，逐漸轉(zhuǎn)變?yōu)榕摫诰植科瓶谂c焊縫撕裂的復(fù)合毀傷模式，同時(shí)艙壁變形更加嚴(yán)重。當(dāng)炸藥質(zhì)量為40 kg時(shí)，僅右側(cè)橫艙壁被撕裂產(chǎn)生明顯破口，當(dāng)炸藥質(zhì)量為60 kg時(shí)，艙室橫艙壁均產(chǎn)生破口，且其余艙室整體變形增大，當(dāng)炸藥質(zhì)量為80 kg時(shí)，上下甲板與橫艙壁均出現(xiàn)破口，且橫艙壁與各艙壁之間的焊縫幾乎被完全撕開(kāi)，其余焊縫處均出現(xiàn)不同程度的撕裂。不同炸藥質(zhì)量下，下甲板艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度變化如圖6所示，隨著裝藥質(zhì)量的增加，艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度增加，艙壁獲得的動(dòng)能增大，在5 000 μs時(shí)，下甲板艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度分別為18.75，32.22，40.06 m/s。

圖6 下甲板艙壁質(zhì)點(diǎn)平均速度變化曲線Fig.6 Average velocity change curve of the lower deck

3.4 不同炸點(diǎn)位置下艙室毀傷模式分析

為得到炸點(diǎn)位置對(duì)艙室毀傷模式的影響，改變炸點(diǎn)位置建立四個(gè)艙室內(nèi)爆有限元模型，對(duì)不同工況下的艙室毀傷效應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬。艙室模型與圖1模型相同，炸藥均為60 kg的B炸藥。各工況下炸點(diǎn)具體位置如表2所示。

表2 各工況下炸點(diǎn)位置

在5 000 μs時(shí)不同工況下艙室毀傷模式如圖7所示，由于炸點(diǎn)位置的不同，艙室毀傷模式有顯著區(qū)別，當(dāng)炸點(diǎn)位置位于艙室中間時(shí)，艙室毀傷模式以焊縫撕裂為主，艙壁整體塑性變形相對(duì)較小(見(jiàn)圖7(a))。當(dāng)炸點(diǎn)位置不在艙室中間時(shí)，艙室出現(xiàn)花瓣撕裂毀傷模式，離炸點(diǎn)最近的艙壁首先被撕裂炸飛，其余臨近的四個(gè)艙壁的焊縫被撕裂開(kāi)，且艙壁板架向艙外側(cè)翻出一定角度，同時(shí)伴隨一定的塑性變形(見(jiàn)圖7(b～d))。對(duì)比圖7(c～d)可得，雖然工況3與工況4的炸點(diǎn)位置僅相差不到25 cm，但工況3縱艙壁中心處僅出現(xiàn)嚴(yán)重的局部變形毀傷，但并未出現(xiàn)明顯的破口，而工況4的縱艙壁出現(xiàn)一直徑約為103.13 cm大的破口，但工況3中其余艙壁的毀傷變形與焊縫撕裂程度要大于工況4，這說(shuō)明戰(zhàn)斗部在艙室內(nèi)部接觸爆炸時(shí)，會(huì)對(duì)艙室板架造成嚴(yán)重的破口毀傷，且艙壁的局部破口的產(chǎn)生對(duì)炸點(diǎn)位置非常敏感。

圖7 不同炸點(diǎn)下艙室毀傷模式Fig.7 Damage models of cabin at different exploding points

圖8為工況2的上甲板毀傷效果仿真結(jié)果與已有真實(shí)毀傷實(shí)驗(yàn)〔3〕(炸點(diǎn)位置與工況2相同)中上甲板的效果對(duì)比，兩者的靶板毀傷形態(tài)基本相同。這說(shuō)明仿真模型得出的毀傷規(guī)律是基本可信的。

圖8 上甲板仿真效果與真實(shí)實(shí)驗(yàn)對(duì)比Fig.8 Comparison of real experiment and simulation of the upper deck

4 結(jié)論

(1)半穿甲戰(zhàn)斗部在艙室內(nèi)部爆炸會(huì)對(duì)艙室造成嚴(yán)重毀傷，且各艙壁毀傷模式有顯著差異。

(2)隨著艙室板厚的增加、炸藥質(zhì)量的減小，艙室內(nèi)爆毀傷模式由整體分解與局部破口的復(fù)合毀傷模式，逐步轉(zhuǎn)變?yōu)楹缚p撕裂破壞毀傷模式，同時(shí)，艙壁厚度增加有利于防止板架局部破口與焊縫的撕裂的產(chǎn)生。

(3)炸點(diǎn)位置對(duì)艙室毀傷模式也有顯著影響，當(dāng)炸點(diǎn)位置不在艙室中間時(shí)，艙室呈現(xiàn)花瓣撕裂毀傷模式，且裝藥在艙室內(nèi)接觸爆炸時(shí)，會(huì)使艙壁板架出現(xiàn)嚴(yán)重的破口毀傷。

(4)由于沖擊波在角隅處的匯聚作用，會(huì)使艙壁間的焊縫處發(fā)生撕裂破壞，且在不同工況條件下，焊縫的撕裂始終是艙室的重要?dú)Ｊ健?/p>

(5)在半穿甲戰(zhàn)斗部炸點(diǎn)位置控制方面，當(dāng)導(dǎo)彈攻擊目標(biāo)艙壁較厚時(shí)，艙室整體撕裂分解較為困難，可使戰(zhàn)斗部擊穿側(cè)舷后在縱艙壁表面發(fā)生接觸爆炸，使縱艙壁產(chǎn)生較大破口，同時(shí)產(chǎn)生大量二次破片對(duì)縱艙壁后方設(shè)備造成嚴(yán)重的二次毀傷。

(6)在艦船防護(hù)方面，根據(jù)防御等級(jí)合理確定艙壁厚度，可防止局部破口的產(chǎn)生與焊縫的撕裂，且應(yīng)適當(dāng)增加迎爆面的艙壁厚度，同時(shí)加強(qiáng)焊縫處的焊接強(qiáng)度或在焊接處增加輔助結(jié)構(gòu)以達(dá)到提高艙室的整體抗爆性能的目的。

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〔2〕 侯海量，朱錫，梅志遠(yuǎn).艙內(nèi)爆炸載荷及艙室板架結(jié)構(gòu)的失效模式分析[J].爆炸與沖擊， 2007，27(2)：151-157.

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〔3〕 李偉，朱錫，梅志遠(yuǎn)，等.戰(zhàn)斗部艙內(nèi)爆炸對(duì)艙室結(jié)構(gòu)毀傷的實(shí)驗(yàn)研究[J].艦船科學(xué)與技術(shù)，2009,31(3)：34-37.

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Numerical simulation on damage effect of cabin internal explosion

XIONG Fei1， SHI Quan2， CHEN Bang-jun1

(1. Unit 78616，Chengdu 610213，China；2. Department of Equipment Command and Management，Ordnance Engineering College，Shijiazhuang 050003，China)

In order to analyze the damage effect of cabin internal explosion after semi-armor-piercing warhead punctured the ship broadside defensive structure, the process of cabin internal explosion was numerically simulated by ANSYS/LS-DYNA software. The whole process of internal explosion was analyzed in detail，and the effect of bulkhead thickness，the quality of explosives and exploding points on internal explosion damage effect were researched. The analysis results showed that the welds between bulkheads were most likely to fail, and the damage model of bulkheads were significantly different. The damage model of cabin changed from the composite damage model of the overall damage and the local breakage to weld tearing damage model as bulkhead thickness increased and quality of explosives reduced. Cabin damage model was significantly different with different exploding point. The cabin appeared petal tearing damage model when the exploding point was not in the center of the chamber. The analysis results could provide a reference for cabin defense and determination of the location of warhead's exploding point.

Cabin；Internal explosion；Damage effect；Numerical simulation

1006-7051(2016)06-0032-06

2016-05-06

熊 飛(1989-)，男，碩士，從事戰(zhàn)場(chǎng)搶修、維修工程的研究工作。E-mail：xfkj1234@163.com

TD235.1

A

10.3969/j.issn.1006-7051.2016.06.007