艙內(nèi)爆炸載荷下箱型艙室角隅連接結(jié)構(gòu)設(shè)計*

馬銀亮，張 攀，程遠(yuǎn)勝，劉 均

（華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

在現(xiàn)代海上作戰(zhàn)時，現(xiàn)代水面艦艇的生命力和戰(zhàn)斗力受到反艦導(dǎo)彈的嚴(yán)重威脅。半穿甲反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部侵徹穿透艦船舷側(cè)，在艙內(nèi)延時爆炸對艙室結(jié)構(gòu)嚴(yán)重毀傷[1]。由于封閉效應(yīng)，艙內(nèi)爆炸下結(jié)構(gòu)內(nèi)部的載荷傳遞較自由場爆炸更加復(fù)雜，且結(jié)構(gòu)的毀傷通常更為嚴(yán)重，艙室的角隅部位往往會率先發(fā)生破壞。因此研究艦船艙室角隅連接結(jié)構(gòu)的抗內(nèi)爆設(shè)計，對于提升內(nèi)爆載荷作用下艦船艙室角隅部位的抗爆能力十分重要，對于保障艦船艙室整體的抗內(nèi)爆能力有著重要意義。

針對艦船結(jié)構(gòu)在內(nèi)爆載荷下的毀傷和防護(hù)研究的關(guān)注度一直很高[2-6]。陳鵬宇等[7]建立了艙內(nèi)爆炸載荷簡化載荷計算模型，能夠快速估算艙室內(nèi)部角隅區(qū)和中間區(qū)域受到的載荷強(qiáng)度和壁面總沖量。候海量等[8-9]分別采用數(shù)值模擬和縮比模型試驗的方法開展了研究，指出艙室板架角隅撕裂的典型失效模式，以及艙內(nèi)爆炸下沖擊波在角隅匯聚且匯聚波強(qiáng)度遠(yuǎn)大于壁面反射沖擊波的特征。姚術(shù)健[10]研究了單箱室和多箱室結(jié)構(gòu)的破壞模式，并基于量綱分析建立了箱室結(jié)構(gòu)破壞模式的快速預(yù)測公式。為了提高艦船結(jié)構(gòu)在艙內(nèi)爆炸載荷下的生命力，王佳穎等[11]研究了雙層橫艙壁在艙內(nèi)爆炸載荷下的破壞模式，并針對性地提出了改進(jìn)方案。Nurick 等[6]通過大量實驗研究了均布爆炸載荷作用下螺栓夾持板邊界處的塑性變形，結(jié)果表明改善邊界條件能夠改變板的變形模式。目前，艦船艙室角隅連接結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計研究的公開文獻(xiàn)資料比較缺乏?？紫樯氐萚12]開展了雙層艙室結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸試驗，研究發(fā)現(xiàn)在角隅位置設(shè)置連接結(jié)構(gòu)能一定程度上削減沖擊波的角隅匯聚效應(yīng)，但沖擊波強(qiáng)度較大時效果不明顯。李營等[13-14]基于梁撓曲變形理論分析了艙內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)氣壓作用下艙壁的變形機(jī)理，并通過設(shè)置變形協(xié)調(diào)裝置降低了艙壁邊緣失效的風(fēng)險，同時探討了變形協(xié)調(diào)裝置半徑對局部變形的影響。

本文以簡單箱型艙室為研究對象，采用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，分析不同水平艙內(nèi)爆炸載荷作用下不同角隅連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的動響應(yīng)過程，通過艙壁變形撓度、角隅壓力匯聚、角隅塑性應(yīng)變及破壞模式，討論角隅連接結(jié)構(gòu)提高艙室抗爆能力的機(jī)理。

1 計算模型

1.1 幾何模型

本文采用箱型艙室結(jié)構(gòu)作為實際艦船艙室結(jié)構(gòu)的簡化模型，如圖1 所示。正方形箱體邊長為600 mm，壁板厚度為4 mm，材料為Q235 鋼。為了模擬穿甲導(dǎo)彈穿透船體進(jìn)入艙室內(nèi)部，箱體頂板中心開孔，開孔直徑為100 mm。為了考慮鄰艙對爆炸當(dāng)艙的邊界約束影響，箱體結(jié)構(gòu)在各個方向上設(shè)置邊界板，邊界板板寬為箱體邊長的1/5。為了保證箱體各壁面受到的載荷均勻，TNT 炸藥為立方體，布置在箱體中心，使炸藥邊長與箱體邊長平行，起爆方式為中心起爆。

圖1 箱型艙室?guī)缀文Ｐ虵ig. 1 Geometric model of box cabin

由文獻(xiàn)[8-9]，艙內(nèi)爆炸載荷下艙室內(nèi)容角隅壓力匯聚現(xiàn)象非常顯著，并且角隅撕裂破壞是艙室結(jié)構(gòu)的主要失效模式。針對箱型結(jié)構(gòu)的角隅破壞模式特征，角隅連接結(jié)構(gòu)型式的設(shè)計從以下4 個方面出發(fā)：(1) 削弱角隅匯聚效應(yīng)；(2) 改善結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)；(3) 協(xié)調(diào)變形，降低角隅塑性應(yīng)變；(4) 轉(zhuǎn)換失效模式。為了削弱艙室角隅匯聚效應(yīng)，在艙室角隅區(qū)域設(shè)計了平板型、內(nèi)凹型和外凸型連接結(jié)構(gòu)，以此探討連接結(jié)構(gòu)幾何構(gòu)型對角隅匯聚效應(yīng)的影響。同時，從改變角隅位置的受力狀態(tài)以及剛度變化的角度，設(shè)計了箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)。另外，還從降低角隅局部的塑性變形以及協(xié)調(diào)角隅變形，設(shè)計了背面弧型連接結(jié)構(gòu)。在抗爆過程中4 種機(jī)理可能存在共同作用，協(xié)同影響艙內(nèi)載荷和艙室結(jié)構(gòu)的動響應(yīng)。6 種角隅連接結(jié)構(gòu)布置在箱型艙室側(cè)壁板和上下底板的連接處，如圖2 所示。平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)在迎爆面，厚度均為4 mm；由于協(xié)調(diào)變形需要足夠大的支撐剛度，故背面弧型連接結(jié)構(gòu)為一弧形厚板，厚度為20 mm，設(shè)置在背爆面一側(cè)。

圖2 角隅連接結(jié)構(gòu)幾何模型Fig. 2 Geometric model of corner connection structure

鑒于載荷和結(jié)構(gòu)的對稱性，本文僅建立1/4 有限元模型以節(jié)省計算資源。艙室結(jié)構(gòu)采用Shell 164 單元模擬，選擇Lagrange 單元算法。經(jīng)過網(wǎng)格尺寸收斂性分析，箱型艙室結(jié)構(gòu)采用8 mm 網(wǎng)格尺寸。為充分考慮結(jié)構(gòu)與空氣域的耦合作用，建立900 mm×900 mm×900 mm 的空氣域，如圖3 所示?？諝庥虿捎没诙辔镔|(zhì)ALE 算法的Solid 163 實體單元進(jìn)行離散，網(wǎng)格大小為8 mm，中心區(qū)域進(jìn)行局部加密處理。炸藥直接采用初始化關(guān)鍵字(*Initial_Volume_Fraction_Geometry)在空氣域中填充得到。通過流固耦合關(guān)鍵字(*Constrained_Lagrange_In_Solid)定義結(jié)構(gòu)與空氣域之間的相互作用。

圖3 箱型艙室有限元模型(1/4 模型)Fig. 3 FE model of box-cabin (1/4 model)

1.2 材料模型

采用Johnson-Cook 材料模型描述Q235 鋼的動態(tài)力學(xué)行為。該材料模型考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率效應(yīng)和溫度的影響，能較精確地模擬Q235 鋼在爆炸載荷下的力學(xué)行為。在J-C 模型中，材料的動態(tài)屈服應(yīng)力可表達(dá)為：σy

式中：AJC、BJC、n、m、 ε˙0為需要輸入的材料常數(shù)，其中AJC為材料的屈服應(yīng)力，BJC為應(yīng)變硬化，n為應(yīng)變硬化指數(shù)，m為溫度相關(guān)系數(shù)， ε˙0為應(yīng)變率歸一化因子；εeq為等效塑性應(yīng)變， ε˙eq為等效塑性應(yīng)變率；T為材料的溫度，Tm為材料的熔化溫度，Tr為室溫。Q235 鋼的具體參數(shù)見表1，其中：ν 為泊松比，c為應(yīng)變率相關(guān)系數(shù)。為了能夠較準(zhǔn)確地模擬箱體結(jié)構(gòu)的破壞，對Q235 鋼材料采用基于等效塑性應(yīng)變的失效準(zhǔn)則，依據(jù)文獻(xiàn)[16]動態(tài)拉伸試驗，失效應(yīng)變設(shè)置為0.23。

表1 Q235 鋼的Johnson-Cook 模型參數(shù)[15]Table 1 Johnson-Cook material model parameters used for Q235 steel[15]

TNT 炸藥通過關(guān)鍵字*Mat_High_Explosive_Burn 材料模型進(jìn)行定義，并采用JWL 狀態(tài)方程描述其爆轟產(chǎn)物的壓強(qiáng)與其相對體積、內(nèi)能之間的關(guān)系：

式中：p為壓力；ETNT為單位體積炸藥的內(nèi)能；V為當(dāng)前相對體積；AJWL、BJWL、R1、R2、ω 為JWL 狀態(tài)方程參數(shù)，具體參數(shù)來源于文獻(xiàn)[17]，見表2，其中：V0為初始相對體積。

表2 TNT 材料模型及狀態(tài)方程參數(shù)[17]Table 2 Parameters of TNT material model and equation of state[17]

假設(shè)空氣為無黏性理想氣體，遵守Gamma 定律，采用關(guān)鍵字*Mat_Null 和氣體狀態(tài)方程*Eos_Linear_Polynomal 來描述，線性多項式狀態(tài)方程如下：

式中：p為壓力， μ 為相對體積，eair為空氣的單位體積內(nèi)能；C0=C1=C2=C3=C6=0 ，C4=C5=γ-1 ，γ=Cp/CV為理想氣體的比熱比，取γ =1.4 ；空氣的初始密度取為1.29 kg/m3。

1.3 數(shù)值模型驗證

以文獻(xiàn)[15,18]中公布的鋼箱結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸實驗和固支鋼板爆炸破膜實驗作為驗證對象，以此來驗證數(shù)值模擬方法的有效性。

文獻(xiàn)[15]中3 種立方箱體艙室的邊長分別為300、450、600 mm ，分別記為SB-300、SB-450、SB-600，壁板厚度分別為2、3、4 mm，每個艙室有3 種不同的爆炸工況，共9 個工況。圖4(a)給出了箱型艙室在艙內(nèi)爆炸下的典型變形特征的對比，數(shù)值模擬結(jié)果中箱型艙室壁板呈現(xiàn)出整體外凸的變形特征，邊界板發(fā)生了面內(nèi)屈曲，且艙室棱邊1/2 位置附近存在褶皺變形，這與文獻(xiàn)[15]給出的實驗結(jié)果吻合程度比較高。圖4(b)給出了箱型艙室側(cè)壁中心變形撓度的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)和文獻(xiàn)實驗數(shù)據(jù)，散點均落在圖表對角線（散點與對角線的位置關(guān)系表征數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與試驗數(shù)據(jù)的誤差）附近，變形撓度平均誤差為8.7%。

圖4 箱型艙室在艙內(nèi)爆炸下的動響應(yīng)結(jié)果與文獻(xiàn)[15]的對比Fig. 4 Simulted deformation results of box cabin subjected to internal blast loading compared with that by ref. [15]

文獻(xiàn)[18]中固支鋼板的受載面積為250 mm×250 mm，爆炸當(dāng)量為60 g TNT，工況T-1 和T-2 的靶板厚度分別為1.2 和1.5 mm。圖5 給出了固支鋼板在爆炸載荷下的文獻(xiàn)實驗結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果，在爆炸載荷下固支鋼板出現(xiàn)反向花瓣撕裂，數(shù)值模擬預(yù)報的破壞模式吻合較好，且數(shù)值預(yù)報的工況T-1 和T-2 的花瓣破口直徑誤差分別為12.7%和6.4%。由此可認(rèn)為本文采用的數(shù)值模擬方法具有足夠的可靠性支撐本文所開展的研究工作。

圖5 固支鋼板在爆炸載荷下的損傷破壞模式Fig. 5 Damage mode of clamped steel plate subjected to blast loading.

1.4 計算工況

文獻(xiàn)[15]所設(shè)計的工況艙室結(jié)構(gòu)均表現(xiàn)為塑性大變形的模式，未涉及艙室發(fā)生破損失效。本文進(jìn)一步提升了艙內(nèi)爆炸的炸藥當(dāng)量，使得原始艙室結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出更為豐富的失效模式，從而能夠更為全面地評價角隅連接型式對箱型艙室結(jié)構(gòu)動響應(yīng)的影響。

經(jīng)過試算后，在834.6 g TNT 爆炸作用下，箱型艙室整體發(fā)生塑性大變形，艙室壁板對角線上存在明顯的4 條塑性絞線，壁板在爆炸載荷作用下發(fā)生膜拉伸和彎曲變形，為Ⅰ類毀傷（如圖6(a)所示）。在1 001.0 g TNT 爆炸作用下，艙室壁板在角隅邊界處材料達(dá)到塑性應(yīng)變極限，發(fā)生Ⅱ類破壞（如圖6(b)所示），即角隅撕裂破壞。最終，根據(jù)艙內(nèi)爆炸載荷下原始艙室的毀傷模式，確定了3 種不同的炸藥當(dāng)量水平，分別是：187.5、834.6和1 001.0 g TNT。本文將分析對比采用不同角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室結(jié)構(gòu)分別在不同水平的內(nèi)爆效應(yīng)下的響應(yīng)規(guī)律。具體計算工況見表3，表中字符含義如下：原始無連接型(YS)、平板型(PB)、內(nèi)凹型(NA)、外凸型(WT)、箭頭型(JT)、箭矢型(JS)和背面弧型(BMH)連接結(jié)構(gòu)艙室。

圖6 強(qiáng)內(nèi)爆載荷下箱型艙室典型毀傷模式Fig. 6 Typical damage feature of box cabin subjected to strong blast loading

表3 計算工況及數(shù)值結(jié)果Table 3 Computational conditions and numerical results

2 結(jié)果分析與討論

表3 給出了各工況下數(shù)值模擬數(shù)據(jù)結(jié)果，包括艙室側(cè)壁中心點最大變形（側(cè)壁發(fā)生破損時不統(tǒng)計）以及艙室發(fā)生失效時的破壞模式。

2.1 連接結(jié)構(gòu)型式對艙壁變形撓度的影響

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，在艙內(nèi)爆炸載荷作用下，不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室均出現(xiàn)了明顯的塑性變形，艙室壁板發(fā)生明顯鼓包變形，壁板的最大變形撓度位于壁板中心處。連接結(jié)構(gòu)能夠一定程度上減小內(nèi)爆載荷下箱型艙室的變形，小當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸（187.5 g TNT）下效果最明顯。圖7 給出了各連接結(jié)構(gòu)在中、小當(dāng)量炸藥內(nèi)爆作用下的最大變形撓度。在小當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸下，原箱型艙室側(cè)壁最大變形撓度達(dá)到55.2 mm，6 種連接結(jié)構(gòu)均能減少艙室的整體變形，其中設(shè)置平板型、箭頭型和箭矢型角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室側(cè)壁最大變形撓度分別為30.5、31.6 和31.5 mm，側(cè)壁最大變形撓度減小45%左右。采用內(nèi)凹型、外凸型和背面弧型角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室側(cè)壁最大變形撓度分別減小了37.3%、36.2%和29.7%。在中等當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸（834.6 g TNT）下，原箱型艙室側(cè)壁最大變形撓度為83.8 mm，此時由于內(nèi)爆載荷強(qiáng)度高，連接結(jié)構(gòu)抑制艙室變形的效果減弱，但平板型連接結(jié)構(gòu)仍能使艙室側(cè)壁變形減小31.9%，內(nèi)凹型結(jié)構(gòu)、背面弧型連接結(jié)構(gòu)分別減小15%左右。

圖7 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的最大變形撓度Fig. 7 Maximum deflection of the side walls of box cabins with different connection structures

圖8 所示為187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的中剖面變形輪廓。通過對比可以發(fā)現(xiàn)，角隅連接結(jié)構(gòu)能夠改善箱型艙室角隅位置的強(qiáng)彎曲變形。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的箱型艙室角隅位置（圖8 中艙室側(cè)壁0～60、540～600 mm 距離范圍）的變形撓度差值達(dá)到20 mm 以上。角隅連接結(jié)構(gòu)的存在能夠通過協(xié)調(diào)變形改善強(qiáng)彎曲變形，設(shè)置角隅連接結(jié)構(gòu)（除背面弧型連接結(jié)構(gòu)）的艙室角隅變形撓度均下降至15 mm 以下，其中平板型結(jié)構(gòu)甚至下降至3 mm。背面弧型結(jié)構(gòu)在角隅位置的變形梯度相對更小。

圖8 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的變形容貌（187.5 g TNT）Fig. 8 Deformation pattern of the side plate of box cabins with different connection structures. (187.5 g TNT)

圖9 為834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室（1/2 模型）的變形云圖。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下無連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅位置的強(qiáng)彎曲變形進(jìn)一步惡化，且內(nèi)收效應(yīng)明顯，使得角隅位置發(fā)展成為整個艙室發(fā)生破壞的危險位置。設(shè)置平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的箱型艙室側(cè)壁變形集中在中間區(qū)域，變形區(qū)域相對變小。值得注意的是，設(shè)置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室此時發(fā)生破損，連接結(jié)構(gòu)邊緣與其他結(jié)構(gòu)連接處發(fā)生撕裂導(dǎo)致側(cè)壁或者底面平板飛出，這是因為這3 種連接結(jié)構(gòu)存在剛度不匹配以及中等載荷下角隅部位變形無法協(xié)調(diào)導(dǎo)致的。

圖9 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁的變形云圖（834.6 g TNT）Fig. 9 Deflection clouds of bulkheads of box cabins with different connecting structures (834.6 g TNT)

艙內(nèi)爆炸載荷下，箱型艙室壁板的膜拉伸作用導(dǎo)致艙室邊界處棱邊出現(xiàn)內(nèi)收行為，本文將這種行為稱為邊界內(nèi)收效應(yīng)。對比發(fā)現(xiàn)，連接結(jié)構(gòu)能減弱箱型艙室在內(nèi)爆載荷下的邊界內(nèi)收效應(yīng)。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點相對位移為10.6 mm，6 種連接結(jié)構(gòu)艙室的棱邊中心點相對位移量均大約為3 mm，內(nèi)收效應(yīng)降低約72%。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點相對位移為29.1 mm，采用平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點相對位移約為7 mm，內(nèi)收效應(yīng)降低約76%。連接結(jié)構(gòu)的存在，能夠提升艙室邊界附近結(jié)構(gòu)的剛度，進(jìn)而很大程度上改善艙室邊界附近的膜拉伸作用，最終降低邊界內(nèi)收效應(yīng)。

2.2 連接結(jié)構(gòu)型式對角隅壓力匯聚的影響

為了獲得艙內(nèi)爆炸下箱型艙室內(nèi)部典型特征位置的壓力特征，計算得到了187.5、834.6 g TNT 在艙內(nèi)爆炸時原始艙室3 個測點A、B和C處的壓力時程，如圖10 所示，測點A、B和C分別位于兩面角隅結(jié)構(gòu)、三面角隅結(jié)構(gòu)、側(cè)壁中心附近流固耦合面上。表4 列出了187.5 和834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下原始（YS）艙室和平板型（PB）、內(nèi)凹型（NA）、外凸型（WT）連接結(jié)構(gòu)箱型艙室內(nèi)部測點A、B、C的壓力峰值，用測點A和C的壓力比值λ1來表示兩面角隅區(qū)的壓力匯聚水平，用測點B和C的壓力比值λ2來表示三面角隅區(qū)的壓力匯聚水平。

圖10 型艙室典型特征位置的壓力時程曲線Fig. 10 Pressure history curves for typical characteristic positions of the box cabin

表4 箱型艙室內(nèi)特征位置壓力峰值Table 4 Peak pressure in feature position of box cabin.

不同連接結(jié)構(gòu)艙室在相同載荷下的初始沖擊波壓力基本一致。TNT 在艙內(nèi)爆炸時，各測點承受沖擊波的反復(fù)作用，表現(xiàn)出多次壓力峰值。角隅區(qū)存在匯聚壓力峰值，且角隅區(qū)在較長時間內(nèi)表現(xiàn)出高壓。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，原始無連接結(jié)構(gòu)艙室模型的測點A、B、C的壓力峰值分別達(dá)到了18.0、31.0 和12.6 MPa；834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，三個壓力測點峰值分別達(dá)到了29.4 、54.5 和33.2 MPa。兩種爆炸載荷下原始艙室的λ1值分別為1.43 和0.89，λ2值分別為2.46 和1.64，這表明載荷越強(qiáng)，壁面的反射沖擊波峰值與角隅區(qū)域的匯聚沖擊波壓力峰值差距減小。187.5g TNT 艙內(nèi)爆炸下，平板型、內(nèi)凹型、外凸型連接結(jié)構(gòu)箱型艙室測點A和C壓力峰值的比值λ1分別為1.15、0.82 和0.58（均小于1.43），測點B和C壓力峰值的比值λ2分別為1.49、1.42 和1.24（均小于2.46），這說明連接結(jié)構(gòu)一定程度上削減了角隅位置的沖擊波匯聚，且在小載荷下外凸型結(jié)構(gòu)對角隅匯聚影響更大。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，平板型和外凸型結(jié)構(gòu)艙室的λ1與λ2值和原始艙室的λ1與λ2值之間的差值相比187.5 g TNT 內(nèi)爆下變小，這說明強(qiáng)載荷作用下連接結(jié)構(gòu)對沖擊波流場的影響能力變?nèi)酢?/p>

2.3 連接結(jié)構(gòu)型式對角隅等效塑性應(yīng)變的影響

艙內(nèi)爆炸載荷下，箱型艙室角隅位置附近的塑性變形明顯高于艙壁中間區(qū)域。圖11 為不同角隅連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁中剖面（0～300 mm 范圍）的等效塑性應(yīng)變，圖中塑性應(yīng)變隨位置變化的曲率就是塑性應(yīng)變的變化梯度。在187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變?yōu)?.101，在距艙壁根部0～9 mm 區(qū)域應(yīng)變變化幅度達(dá)0.087，表現(xiàn)出很高的變化梯度。6 種連接結(jié)構(gòu)均能一定程度上改善角隅局部塑性應(yīng)變狀態(tài)，其中設(shè)置背面弧型連接結(jié)構(gòu)的艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變僅為0.036，距艙壁根部24～32 mm 區(qū)域應(yīng)變變化幅度為0.03，塑性應(yīng)變的變化梯度小于原箱型艙室。平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型、箭矢型連接結(jié)構(gòu)艙室角隅位置的最大塑性應(yīng)變在0.076～0.093 之間。同時，角隅結(jié)構(gòu)能夠使得最大塑性變形的位置遠(yuǎn)離角隅根部一定距離。綜上，設(shè)置角隅連接結(jié)構(gòu)可以不同程度地減小最大塑性應(yīng)變，其中背面弧型連接結(jié)構(gòu)對降低塑性應(yīng)變變化梯度效果最為明顯。

圖11 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁中剖面的塑性應(yīng)變（187.5 g TNT）Fig. 11 Equivalent plastic strain in the middle bulkhead sections of box cabins with different connecting structures (187.5 g TNT)

如圖12 所示，834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，原始艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變?yōu)?.168。平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅位置塑性應(yīng)變水平相比原始艙室變化比較明顯。在爆炸載荷的作用下，艙壁呈現(xiàn)球形鼓包，平板型、內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)代替了艙壁角隅根部區(qū)域發(fā)生變形，降低了角隅位置的變形梯度。艙壁與沖擊波互相作用發(fā)生變形后，背面弧型連接結(jié)構(gòu)與艙壁根部緊密貼合，艙壁最大塑性應(yīng)變?yōu)?.056。隨著艙壁變形逐步增大，這種貼合的范圍也逐步增加。原始艙室艙壁根部受彎曲和膜力拉伸的共同作用，塑性變形局部化特征明顯，背面弧型連接結(jié)構(gòu)一定程度上抵消了艙壁根部的彎曲應(yīng)力。同時，連接結(jié)構(gòu)的增加使得艙壁的膜力作用增強(qiáng)，艙壁發(fā)生塑性變形的區(qū)域增加，提升了吸能效果。

圖12 原始艙室與帶有連接結(jié)構(gòu)的艙室角隅塑性應(yīng)變云圖（834.6 g TNT）Fig. 12 Plastic strain clouds of the corners of the original cabin and the cabin with a connecting structure (834.6 g TNT)

2.4 連接結(jié)構(gòu)型式對角隅局部破壞模式的影響

1 001.0 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅邊緣位置處出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中，側(cè)壁角隅位置發(fā)生撕裂，如圖6 (b)所示。圖13 給出了不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的變形/破壞模式。其中，設(shè)置平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的3 種箱型艙室未發(fā)生明顯失效行為，而設(shè)置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室均發(fā)生了不同程度的失效。

圖13 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的變形/破壞模式（1 001.0 g TNT）Fig. 13 Deformation/failure modes of box cabins with different connection structures (1 001.0 g TNT)

平板型連接結(jié)構(gòu)艙室角隅部位連接結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，將角隅位置壁板的強(qiáng)彎曲變形轉(zhuǎn)化為平板型連接結(jié)構(gòu)的面內(nèi)拉伸。內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)為一內(nèi)凹板，發(fā)揮效用的模式與平板型連接結(jié)構(gòu)類似，但其包含自身拉直變形和面內(nèi)拉伸兩種模式。外凸型連接結(jié)構(gòu)為外凸板，在強(qiáng)載荷的作用下壁板發(fā)生邊界剪切的破壞模式，這可能是由于外凸板的設(shè)置使得壁板的有效吸能變形區(qū)域變小，發(fā)生剪切失效。設(shè)置箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室毀傷模式幾乎相同，下底板飛出是由于撕裂部位兩邊剛度不匹配導(dǎo)致剪切失效。背面弧型連接結(jié)構(gòu)設(shè)置在背爆面，通過艙壁根部變形后與厚板弧型結(jié)構(gòu)緊密貼合來協(xié)調(diào)變形，限制角隅位置壁板的強(qiáng)彎曲變形，降低連接局部區(qū)域的應(yīng)變梯度。

3 結(jié) 論

本文以艙室角隅連接結(jié)構(gòu)為研究對象，基于改善角隅壓力匯聚效應(yīng)和協(xié)調(diào)角隅變形的思想，設(shè)計了6 種典型的角隅連接結(jié)構(gòu)型式，通過采用驗證后的數(shù)值模型，研究了角隅連接結(jié)構(gòu)型式對艙內(nèi)爆炸載荷下箱型艙室結(jié)構(gòu)動響應(yīng)的影響規(guī)律，主要研究結(jié)論如下：

(1) 相比原始無連接結(jié)構(gòu)的艙室模型，角隅連接結(jié)構(gòu)的存在能夠明顯減小箱型艙室的塑性大變形；這種效應(yīng)在低載荷水平（187.5 g TNT）下更為明顯，采用平板型、內(nèi)凹型和外凸型角隅連接結(jié)構(gòu)時，艙室最大塑性大變形能夠降低達(dá)到45.0%左右，性能最差的背面弧型連接結(jié)構(gòu)也能降低29.7%；隨著載荷強(qiáng)度的提升（834.6 g TNT），連接結(jié)構(gòu)對艙壁撓度變形的影響程度稍有降低，平板型連接結(jié)構(gòu)的降低幅度為31.9%，內(nèi)凹型和背面弧型連接結(jié)構(gòu)的降低幅度為15.0%左右；角隅連接結(jié)構(gòu)還能減弱箱型艙室在內(nèi)爆載荷下的邊界內(nèi)收效應(yīng)；

(2) 艙內(nèi)爆炸存在顯著的沖擊波反復(fù)作用和角隅壓力匯聚，載荷變強(qiáng)時壁面反射沖擊波與角隅匯聚沖擊波壓力峰值差距變??；在艙內(nèi)設(shè)置連接結(jié)構(gòu)能夠一定程度上減小角隅匯聚，但載荷過強(qiáng)時效果減弱；小載荷下外凸型連接結(jié)構(gòu)對匯聚效應(yīng)影響更大；

(3) 角隅連接結(jié)構(gòu)可以使得角隅區(qū)域附近的塑性應(yīng)變分布更為均勻，還可以降低角隅位置的塑性應(yīng)變水平；平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型以及箭矢型連接結(jié)構(gòu)替代角隅根部變形從而降低變形梯度；在中等載荷（834.6 g TNT）下剛度不匹配以及變形不協(xié)調(diào)的差異導(dǎo)致外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)艙室發(fā)生破壞；背面弧型連接結(jié)構(gòu)通過艙壁變形后與其緊密貼合的形式削減了角隅位置的強(qiáng)彎曲變形，在小載荷和強(qiáng)載荷下均能大幅改善角隅的塑性應(yīng)變，最大塑性應(yīng)變降低約60%；

(4) 在強(qiáng)載荷（1 001.0 g TNT）下，原箱型艙室結(jié)構(gòu)角隅區(qū)域出現(xiàn)撕裂破壞；平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)艙室未發(fā)生明顯失效，其他連接結(jié)構(gòu)艙室發(fā)生不同程度毀傷；平板型和內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)通過變形后將艙壁根部的強(qiáng)彎曲變形轉(zhuǎn)變?yōu)槠渥陨淼拿鎯?nèi)拉伸而提升其抗爆能力；背面弧型則通過艙壁變形后與其緊密貼合來協(xié)調(diào)艙壁根部變形，限制強(qiáng)彎曲變形，從而增強(qiáng)艙壁的膜拉伸作用和降低連接局部區(qū)域的應(yīng)變梯度。