艙內(nèi)設(shè)備對爆載荷毀傷效應(yīng)影響的對比分析

譚 波，王偉力，嚴 平，董 軍

（1.海軍工程大學(xué)兵器工程學(xué)院，湖北 武漢430033；2.西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065）

1 引言

反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部，尤其是半穿甲爆破戰(zhàn)斗部，穿透舷側(cè)外板在艦艇艙內(nèi)爆炸，是艦艇結(jié)構(gòu)最重要的毀傷載荷形式［1］。艦艇艙室的內(nèi)部環(huán)境頗為復(fù)雜，通常按照各艙室功能要求布置有不同的設(shè)備，艙內(nèi)設(shè)備對爆炸載荷下艦體結(jié)構(gòu)破壞的影響主要表現(xiàn)在：艙室內(nèi)容積大小和空間形狀受到影響，使爆炸沖擊波的反射和交匯發(fā)生變化；設(shè)備的遮擋作用，使因沖擊波和破片引起的結(jié)構(gòu)損傷程度降低。因此在實戰(zhàn)條件下，反艦戰(zhàn)斗部進入艙室內(nèi)部爆炸后，將受到設(shè)備影響而使戰(zhàn)斗部毀傷效應(yīng)更趨復(fù)雜。

目前，相關(guān)研究人員從理論、仿真、試驗等多個方面對艙室內(nèi)爆毀傷效應(yīng)開展了研究。朱建方［1-2］等對艦艇艙室在爆炸荷載下的動態(tài)響應(yīng)過程進行了數(shù)值模擬，分析了艦艇艙室在爆炸沖擊波作用下的響應(yīng)特性和破壞機理。虞德水［3］等以艦船典型結(jié)構(gòu)為目標，設(shè)計了兩個1∶1模擬艦船船艙，以研究半穿甲戰(zhàn)斗部在模擬船艙內(nèi)爆炸的毀傷效應(yīng)。李承?。?］等采用有限元分析軟件，模擬多個艙室結(jié)構(gòu)在內(nèi)部爆炸沖擊載荷作用下的變形和破壞過程。鄢順偉［5］等仿真計算了不同壁厚艙室結(jié)構(gòu)在反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部內(nèi)爆作用下的毀傷效應(yīng)。李偉［6］等通過導(dǎo)彈模擬戰(zhàn)斗部艙室內(nèi)爆試驗，研究了高速破片和爆炸沖擊波對艙室結(jié)構(gòu)的聯(lián)合毀傷效應(yīng)。侯海量［7］等通過試驗觀察和數(shù)值模擬，分析了艙內(nèi)爆炸載荷的特征以及艙內(nèi)爆炸下艙室板架結(jié)構(gòu)的失效模式。從已公開發(fā)表文獻看，目前艙室內(nèi)爆毀傷相關(guān)研究主要關(guān)注內(nèi)爆載荷對無設(shè)施設(shè)備艙室結(jié)構(gòu)的毀傷，而很少考慮艙室內(nèi)存在機柜或其他大型設(shè)備對于爆轟波傳播的影響，但事實上，艦艇基本不存在完全空置的艙室，機柜或其他大型設(shè)備對于毀傷效應(yīng)的影響不可忽略。

本研究基于有限元軟件ANSYS/LS-DYNA，采用了流固耦合ALE算法，針對不同數(shù)量的設(shè)備機柜等效物對戰(zhàn)斗部裝藥在艦船艙室內(nèi)部爆炸所產(chǎn)生的沖擊波效應(yīng)的影響展開了數(shù)值模擬研究，對比了含有不同數(shù)量設(shè)備機柜等效物時，艙室內(nèi)爆狀態(tài)下艙內(nèi)的沖擊波超壓及艙壁飛散速度的差異，分析結(jié)果對于實戰(zhàn)條件下反艦武器毀傷效果評估及艦船防爆結(jié)構(gòu)設(shè)計都具有一定的參考價值。

2 仿真模型描述

2.1 幾何模型建立

艙室采用長方體結(jié)構(gòu)，根據(jù)對有關(guān)小型艦船的調(diào)研數(shù)據(jù)，典型艙室尺寸為［8］：5 m×4 m×2.5 m，上下甲板、艙壁各面板厚度均為8mm，采用T型鋼、球扁鋼與各面板焊接組成甲板和艙壁，T型鋼尺寸為8 mm×0.6 mm/16mm×0.6mm，球扁鋼尺寸為6mm×0.6mm。艙室上甲板加強筋布置在迎爆面方向，下甲板加強筋布置在背爆面；舷側(cè)艙壁、縱艙壁、前后橫艙壁加強筋均為迎爆面布置。T型鋼、球扁鋼等間距均勻間隔布置，間距為500 mm，上下甲板沿縱向扁鋼等間距布置，間距為500 mm，縱壁上扁鋼中間四道等間距，左右七道等間距，間距均為500 mm，下甲板T型鋼間距同上甲板。艙室面板、加強筋結(jié)構(gòu)及位置、設(shè)備結(jié)構(gòu)及位置如圖1所示。

圖1 艙室及設(shè)備結(jié)構(gòu)示意圖1—舷側(cè)艙壁，2—設(shè)備，3—縱艙壁，4—裝藥，5—橫艙壁，6—上甲板Fig.1 Schematic of the cabin and equipment structure 1—longitudinalbulkhead， 2—equipments， 3—side bulkhead，4—explosive，5—transverse bulkhead，6—upper deck

艦船設(shè)備及構(gòu)件的抗沖擊能力是艦船生命力的重要組成部分［9-10］。設(shè)備易損性可分為功能易損性和結(jié)構(gòu)易損性兩類，受水下爆炸影響，尤其是非接觸性爆炸沖擊作用時，艦艇內(nèi)部的設(shè)備受到?jīng)_擊后出現(xiàn)功能喪失，可導(dǎo)致艦艇的戰(zhàn)斗力急劇下降；而艙室內(nèi)爆將主要導(dǎo)致設(shè)備結(jié)構(gòu)損傷。由于本研究主要試圖研究受艙室內(nèi)爆作用時，設(shè)備結(jié)構(gòu)對艙室結(jié)構(gòu)破壞以及沖擊波匯聚、準靜態(tài)壓力形成過程的影響，因此采取以設(shè)備機柜等效物替代的方式進行仿真分析?？紤]艦艇艙室中設(shè)備種類繁多，尺寸大小不一，在艙內(nèi)布置的位置變化極大，本文設(shè)備機柜等效物采用長方體結(jié)構(gòu)，選取典型尺寸為2 m×0.5 m×1.8 m，殼體厚度為6 mm，布置于艙室縱艙壁一側(cè)或同時布置于縱艙壁與舷側(cè)艙壁兩側(cè)，與T型鋼相接觸。艙室及設(shè)備機柜等效物結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。圖中僅給出了有兩臺設(shè)備的艙室結(jié)構(gòu)，一臺設(shè)備和沒有設(shè)備的情況與之類似，僅在設(shè)備數(shù)量上有所不同。

圖2 艙室面板與加強筋、設(shè)備位置布局示意圖Fig.2 Schematic of the stiffener distribution on the deck and side structure

艦艇設(shè)備通常會通過減振元件與甲板連接，但當(dāng)受到強沖擊波作用時，減振元件很難起到緩沖效果，因此本文忽略減振元件作用，通過在設(shè)備機柜等效物底部均勻選取16個節(jié)點與下甲板固接，背部選取16個節(jié)點與艙壁T型鋼連接的方式模擬設(shè)備與艦船結(jié)構(gòu)的連接。

等效戰(zhàn)斗部為TNT圓柱形裸裝藥，質(zhì)量為14.7 kg，裝藥按半穿甲戰(zhàn)斗部侵徹入艙室內(nèi)部方向設(shè)置，其中心位于艙室?guī)缀沃行摹?/p>

2.2 有限元模型建立

采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建模，單位制為cm-g-μs，根據(jù)艙室對稱性，建立二分之一模型。有限元模型如圖3所示。

圖3 艙室內(nèi)爆炸數(shù)值模擬模型示意圖Fig.3 Internal blast simulation model of the cabin

有限元模型包括三部分組成：中心裝藥，艙室結(jié)構(gòu)，以及艙室內(nèi)外的空氣域。為便于觀察內(nèi)部結(jié)構(gòu)的毀傷效果和破口撕裂過程，隱去了空氣網(wǎng)格。所有單元均采用solid164八節(jié)點實體單元，其中艙室結(jié)構(gòu)單元采用Lagrange網(wǎng)格描述，炸藥和空氣采用Euler網(wǎng)格描述；采用多物質(zhì)ALE算法，通過罰函數(shù)傳遞能量。炸藥為中心點起爆，利用關(guān)鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY建立［11］，可將一部分空氣定義成炸藥的材料屬性，也可通過該關(guān)鍵字改變炸藥的半徑和形狀，使網(wǎng)格劃分更加方便?？諝庥蛩闹懿捎脽o反射邊界，對稱面約束方式為對稱約束。二分之一模型中，設(shè)備底部與下甲板共有8處共節(jié)點，均勻分布。因分析中戰(zhàn)斗部侵徹形成的孔洞對結(jié)果影響不大［8］，因此未建立孔模型。

艙室設(shè)備與艙室、艙室角隅部位均為焊接而成，結(jié)構(gòu)屈服強度有所降低，同時沖擊作用下材料和結(jié)構(gòu)容易出現(xiàn)斷裂、絕熱剪切等動破壞現(xiàn)象，因此在計算模型中使用等效接觸法［12］模擬艙壁交界處的焊縫，增加最大剪切應(yīng)變失效準則。利用單元刪除技術(shù)模擬艙室的破壞，當(dāng)單元變形引起塑性變形和剪切應(yīng)變超過臨界值時，認為該單元破壞。

2.3 材料本構(gòu)關(guān)系

選取LS-DYNA程序提供的ALE算法建立流體與固體間的聯(lián)系，模擬戰(zhàn)斗部裝藥在艙室內(nèi)爆炸后設(shè)備和艙室結(jié)構(gòu)的響應(yīng)和破壞［13］。

反艦導(dǎo)彈進入艙室內(nèi)部爆炸后，結(jié)構(gòu)材料在高溫高壓下的動態(tài)力學(xué)性能非常復(fù)雜，必須考慮大變形、高應(yīng)變率的影響。艙室與設(shè)備結(jié)構(gòu)材料選用應(yīng)變率與失效結(jié)合的各向同性隨動硬化模型，應(yīng)變率由Cowper-Symonds模型表達，SRC和SRP分別設(shè)定為4×105和12，材料參數(shù)見表1。采用Mises屈服準則定義其失效，其中失效應(yīng)變設(shè)定為0.2。裝藥為TNT裸裝藥，采用High-Explosive-Burn材料模型和JWL狀態(tài)方程描述，參數(shù)為見表2?？諝獠捎美硐霘怏w模型，用NULL 模 型 描 述 ，其 中 ρ0=1.29 kg·m-1，比 內(nèi) 能 e=2 MJ·kg-1，多方指數(shù) γ=1.4。

表1 艙室結(jié)構(gòu)與設(shè)備材料參數(shù)Table 1 Material parameters of the cabin structure and equipment

表2 裝藥性能參數(shù)Table 2 Performance parameters of the charge

3 數(shù)值模擬結(jié)果及對比分析

3.1 艙室毀傷過程及對比

通過數(shù)值模擬分別得到了未安裝設(shè)備（工況1）、安裝有一臺設(shè)備（工況2），和安裝有二臺設(shè)備（工況3）等三種工況下的艙室內(nèi)爆炸后不同瞬時的應(yīng)力云圖，以及工況3艙內(nèi)的壓力云圖，如圖4～圖7所示。

三種工況下的艙室內(nèi)爆毀傷過程基本類似：當(dāng)裝藥在艙室?guī)缀沃行谋ê?，形成爆轟產(chǎn)物和沖擊波以近似球形向艙壁和艙室設(shè)備傳播。因距離的關(guān)系，先后作用于各艙壁或艙室設(shè)備表面，沖擊波達到結(jié)構(gòu)后一部分向爆心反射形成反射沖擊波同時形成稀疏波，一部分透射進入板結(jié)構(gòu)形成應(yīng)力波向板四周傳播。由于艙壁有加強筋支撐，沖擊波作用后板面形成的應(yīng)力波并不呈規(guī)則圓形，沿加強筋附近應(yīng)力相對集中。作用于設(shè)備后，在設(shè)備面板結(jié)構(gòu)呈半圓形應(yīng)力波擴散，設(shè)備底部與艙室下甲板連接處首先產(chǎn)生應(yīng)力。沖擊波在艙室內(nèi)部發(fā)生多次反射后，在各艙壁之間以及艙壁與設(shè)備面板連接角隅處形成匯聚，并在艙室內(nèi)部形成準靜態(tài)壓力，在角隅處強度疊加超出材料屈服極限而使結(jié)構(gòu)發(fā)生破壞撕裂，設(shè)備受擠壓嚴重變形破損，最終艙室結(jié)構(gòu)解體。

但由于艙室設(shè)備的存在，導(dǎo)致沖擊波及準靜態(tài)壓力對艙室結(jié)構(gòu)的作用過程發(fā)生了變化，三種工況在毀傷效果上也有顯著區(qū)別。在工況1艙室中，約1300 μs時，載荷作用于舷側(cè)艙壁和縱艙壁，此時各艙壁中心部位發(fā)生變形，產(chǎn)生較大應(yīng)力，應(yīng)力波首先沿加強筋擴散，橫艙壁由于離爆心相對較遠，未受到?jīng)_擊波影響；約1950 μs時，上下甲板與舷側(cè)艙壁、縱艙壁焊縫處均出現(xiàn)裂縫；3400 μs時艙室開始解體，艙壁向爆心相反方向飛散。在工況2艙室中，650 μs時，設(shè)備在沖擊波作用下首先發(fā)生變形；約2050 μs時，變形加劇，設(shè)備與下甲板連接處應(yīng)力集中，未受設(shè)備遮擋的艙壁、以及甲板相互連接焊縫處開始出現(xiàn)裂縫，因設(shè)備的遮擋作用，縱艙壁與下甲板連接處受沖擊波影響較??；5000 μs時，艙室解體，設(shè)備嚴重損毀。在工況3艙室中，800 μs時，設(shè)備在沖擊波作用下首先發(fā)生變形；約1950 μs時，上甲板與舷側(cè)艙壁、縱艙壁焊縫處出現(xiàn)裂縫，設(shè)備變形嚴重，受設(shè)備遮擋的部位受沖擊波影響較小；至5000 μs，同樣受設(shè)備遮擋作用，下甲板與舷側(cè)艙壁、縱艙壁連接焊縫處分解，艙室解體，設(shè)備嚴重損毀。

圖7為顯示方便，隱去了上甲板和舷側(cè)艙壁。由圖中可見，約1950 μs時，準靜態(tài)壓力在作用于設(shè)備結(jié)構(gòu)的同時，經(jīng)多次反射后，往由上甲板、側(cè)艙壁、設(shè)備頂部構(gòu)成的半封閉空間內(nèi)擴散；約3500 μs時，壓力經(jīng)由焊縫裂縫處往外泄漏，與上甲板接觸的流場壓力分布變得非常雜亂，準靜態(tài)壓力繼續(xù)擠壓設(shè)備結(jié)構(gòu)，并往設(shè)備與側(cè)艙壁、橫艙壁構(gòu)成的半封閉空間內(nèi)擴散；約5000 μs時，設(shè)備迎爆面及頂部變形嚴重，艙室結(jié)構(gòu)解體，艙室內(nèi)流場壓力分布變得更加復(fù)雜。

圖4 未安裝設(shè)備（工況1）艙室爆炸不同瞬時的應(yīng)力圖Fig.4 Instantaneous stress contours of the cabin with no equipment

圖5 安裝一臺設(shè)備（工況2）艙室爆炸不同瞬時的應(yīng)力圖Fig.5 Instantaneous stress contours of the cabin installed with one equipment

圖6 安裝二臺設(shè)備（工況3）艙室爆炸不同瞬時的應(yīng)力圖Fig.6 Instantaneous stress contours of the cabin installed with two equipments

3.2 艙室各測點壓力載荷變化與對比

在艙室中選取壓力測量點分別位于模型舷側(cè)艙壁中央左側(cè)的A點，舷側(cè)艙壁中央的B點，舷側(cè)艙壁與上甲板角隅部位中央的C點，角隅部位左側(cè)F點，上甲板、舷側(cè)艙壁與橫艙壁角隅部位的D點，以及橫艙壁中央的E點。為了表現(xiàn)安裝一臺設(shè)備時的遮擋作用，還在該艙室縱艙壁相對的位置選取了L～Q點測量壓力。艙室壓力各測點位置如圖8所示，分別讀取三種設(shè)備安裝情況下的各位置壓力值如圖9所示。

圖7 安裝二臺設(shè)備（工況3）艙室爆炸不同瞬時的壓力圖Fig.7 Instantaneous pressure contours of cabin installed with two equipments

圖8 艙室壓力各測點位置Fig.8 Pressure measuring positions in the cabin

圖9 艙室各測點壓力變化曲線Fig.9 Pressure history curves in cabin

讀取未安裝設(shè)備艙室各位置空氣中的超壓值如圖9a所示。從圖中曲線可看出，爆炸沖擊波依次先后到達A、F、B、C、E、D位置點，并且在各位置點均形成了多次反射、匯聚；F處超壓峰值最高，約為4.5 MPa，C處次之，約為4 MPa；上甲板、縱艙壁與橫艙壁三者匯聚的角隅部位D處壓力相對維持較久，達到約3.2 MPa；E處壓力最低，僅為1.5 MPa左右。

讀取安裝二臺設(shè)備艙室各位置空氣中超壓值如圖9b所示。爆炸沖擊波的影響依次先后到達F、C、E、D、A、B位置點，反射匯聚后形成的壓力明顯高于初始沖擊波壓力，可見由于設(shè)備占據(jù)了艙室內(nèi)空間，使沖擊波的反射作用加強；C點超壓值上升較快，最大壓力接近2.4 MPa，D點為上甲板、縱艙壁與橫艙壁三者匯聚的角隅部位，峰值壓力最大，達到約3.2 MPa，且隨后壓力保持在2 MPa持續(xù)時間較長；橫艙壁中央E點超壓值約為2.5 MPa；受到設(shè)備遮擋，A、B處最大壓力僅為約0.3 MPa。

讀取安裝一臺設(shè)備艙室各位置空氣中的超壓值如圖9c所示。對比前兩種情況可見，在該艙室中，未遮擋面的壓力形成過程與未安裝設(shè)備艙室所測壓力時程曲線所顯示的特點非常相似，僅在壓力幅值和脈寬上稍有差異；而有設(shè)備遮擋面的壓力時程曲線則與安裝二臺設(shè)備艙室的情況類似，如圖9d所示，其壓力幅值相比明顯要低，N、Q點超壓值約為2.2 MPa，O點超壓值約為2.8 MPa，隨后壓力保持在1.8 MPa持續(xù)較長時間；橫艙壁中央P點超壓值約為1.5 MPa；受到設(shè)備遮擋的L、M處最大壓力低于0.3 MPa。

圖10 艙壁飛散速度曲線Fig.10 Dispersion velocity history curves of the bulkhead

3.3 艙壁飛散速度情況及對比

在三種工況下各艙室均發(fā)生解體，艙壁飛散，讀取各艙壁飛散速度時程曲線如圖10所示。圖中曲線A～E依次分別為上甲板、下甲板、舷側(cè)艙壁、縱艙壁、橫艙壁的飛散速度曲線。

由圖中可見，當(dāng)艙室中未安裝設(shè)備時，由于上下甲板距離爆心最近，最先飛離，兩側(cè)的舷側(cè)艙壁和縱艙壁隨后飛散，最后沖擊波作用于橫向艙壁，使之飛離。安裝有一臺設(shè)備艙室的情況從趨勢上看最大區(qū)別在于受設(shè)備遮擋的縱艙壁，受設(shè)備影響，縱艙壁與下甲板并未斷開連接，僅從頂部向外運動，其飛散速度顯著低于其他艙壁。安裝有二臺設(shè)備艙室的情況顯著不同，最先飛離的是上下甲板，隨后是受設(shè)備遮擋的舷側(cè)艙壁和縱艙壁，與下甲板保持相連，并從頂部往外張開，最后飛散的是橫向艙壁，但其速度上升很快。

4 結(jié)論

本研究建立了未安裝與安裝不同數(shù)量設(shè)備艙室的有限元模型，通過數(shù)值模擬研究了在艙內(nèi)裝藥爆炸后，設(shè)備與艙室的毀傷情況、艙室內(nèi)既定測點處壓力載荷變化情況，以及艙壁飛散速度情況。通過仿真結(jié)果及對比分析表明：

（1）由于設(shè)備的存在，艙室縱艙壁與下甲板連接處的角隅部位所受沖擊波影響很小，連接處未發(fā)生撕裂，爆炸能量部分消耗在了對艙室設(shè)備的破壞上；而沒有設(shè)備遮擋的艙室角隅部位，受到?jīng)_擊波疊加效應(yīng)，從焊縫處破損解體。沖擊波在角隅處的反射疊加效應(yīng)和應(yīng)力波的疊加效應(yīng)造成艙室焊縫結(jié)構(gòu)及設(shè)備與下甲板連接處的破壞；艙室內(nèi)準靜態(tài)氣體的外泄加劇了艙室破口的延伸導(dǎo)致了艙室最終解體。

（2）設(shè)備對艙室結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了一定的保護作用，且設(shè)備占據(jù)了一定的空間，對沖擊波脈動規(guī)律的影響與艙壁反射類似，但安裝設(shè)備后，艙室內(nèi)壓力幅值并未顯著增加，可能在變形毀傷時吸收了部分沖擊波能量。

（3）設(shè)備對受其遮擋作用的艙壁飛散速度產(chǎn)生了較大的影響，設(shè)備后面的艙壁飛散速度顯著較低，而與爆心距離較遠的橫艙壁能夠獲得最高的飛散速度。