空中爆炸載荷作用下艦船結構毀傷規律研究

王 超 岳永威 呂 帥 王奐鈞

（哈爾濱工程大學船舶工程學院 哈爾濱 150001）

0 引 言

當今是海洋的世界，隨著陸地資源的短缺，各國紛紛把目光投向廣闊的海洋，據不完全統計，海底所蘊藏的資源為陸地資源的10倍之多，海洋資源的爭奪之戰以及海上戰略控制權的爭奪使得當前水面艦艇面臨越來越多的安全威脅。特別是隨著精確制導技術的日趨成熟，水面艦艇遭受空中爆炸的幾率大大增加［1］，這些都給艦船的防護工作帶來了困難。

所謂空中爆炸［2-3］，是指炸藥、彈藥和導彈等攻擊性武器在距離艦船附近位置處爆炸，形成超高壓高溫沖擊波對結構局部造成嚴重毀傷，其原理及毀傷方式與水下爆炸截然不同［4］。目前對于空中爆炸的研究方法主要包括實船實驗、理論分析以及數值仿真，由于實船實驗具有高危險性和高成本的特點，因此實驗的方法不具有普遍適用性。針對理論分析，國內外學者均進行了大量研究，得出了一些公式和計算方法［5-7］，但對于空中爆炸載荷下的響應研究大多數針對簡單船體板架，而針對船體結構則鮮有文獻和數據。因此本文采用數值模擬的方法對空中爆炸載荷作用下的船體毀傷和響應問題進行研究，在掌握空中爆炸沖擊波的傳播規律及毀傷效果、提高水面艦艇生存能力等方面具有十分重要的實際意義。

鑒于LS-DYNA［8］在計算高度非線性以及流固耦合問題方面具有明顯的優勢，本文選取大型商用有限元軟件LS-DYNA對結構的響應問題進行數值模擬分析。首先利用通用軟件ANSYS建立船體、藥包和流場的模型，而后通過添加關鍵字來定義計算方法和相關參數，并提交LS-DYNA求解器進行計算，得出計算結果文件，最后選取船體典型位置，提取其響應曲線進行分析，并得出了相關結論，為艦船結構的研究提供了依據。

1 艦船數值計算模型

文中選取排水量為1000噸級某型號綜合補給艦作為研究對象，其總長72 m、滿載水線長67.36 m、型寬11 m、型深4.9 m、滿載吃水3.93 m、肋距0.6 m。首先利用大型通用有限元軟件ANSYS對該型艦建立幾何模型，幾何模型采用笛卡爾坐標系。坐標原點取在基線上船尾正下方處，x軸重合于基線，向艦首方向為正；y軸垂直于中線面，向左舷為正；z軸垂直于水線面，向上方為正。坐標以m為單位。示意圖如圖1:

在ANSYS/LS-DYNA前處理器中建立藥包以及周圍空氣流場幾何模型。流場域半徑取藥包半徑的6倍，隨后在對船體及流場進行網格劃分時，由于空中爆炸的局部效應，因而采用局部網格加密技術對該艦船進行有限元網格劃分，即在在爆炸點附近進行局部網格加密，設置網格尺寸為0.1 m，而船體其余部位采用0.3 m網格模擬。通過使用局部網格加密技術，既能確保計算精度，又減少了計算時間。

在進行艦船空中爆炸數值模擬的過程中，外部流場網格劃分的因素起到了關鍵的作用。流場網格劃分的大小跟沖擊載荷的頻率成分有關，然而在時域內很難確定沖擊載荷的頻率成分，這時需要對沖擊載荷進行譜分析以確定沖擊載荷的主要頻率成分。在實際工作中，往往需要憑借使用者的經驗來判斷網格的密度。一般認為如果要使分析結果和實驗比較吻合，結構以及結構周圍的流場一般在一個沖擊波波長內至少有10～25個網格，而外部流場在一個沖擊波波長之內大約有1～5個網格即可。對于大模型來說，通常在流固交接面附近劃分高精度網格，而其余流場網格可以略粗一些。最終形成船體與其周圍流場的三維有限元模型，如圖2～4所示。

2 計算參數及爆炸工況

在對爆炸載荷作用下的艦船結構毀傷進行數值模擬的過程中，參數選取至關重要。因此本文在借鑒相關文獻的基礎上，通過大量反復試算，得出適用于空中爆炸載荷的參數設置方案。其中高能炸藥模型［8］采用LS-DYNA程序中MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，其相應參數分別為材料密度 ρ=1640 kg/m3，爆速 D=6930 m/s，爆壓 pcj=2.1×1010Pa，材料常數 A=3.712×1011Pa，B=3.231×1010Pa，R1=4.25，R2=0.95，ω=0.35，初始內能 E0=8.0×109J，初始相對體積V0=1.0。

爆轟產物的壓力一般根據JWL狀態方程計算，它的具體形式為:

空氣流場采用NULL材料模型，其相應參數分別為:密度ρ=1.292 kg/m3，通過JWL狀態方程計算得到的載荷大小，加載到空氣流場上的節點化為節點力，以及LINEAR-POLY-NOMIAL狀態方程加以描述。線性多項式狀態方程為［9］:

式中:P為爆轟壓力；

E為單位體積內能；

V為相對體積。

當線性多項式用于空氣模型時，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4。

爆炸載荷與船體結構的耦合作用采用LS-DYNA中ALE［8］方法計算，同時通過定義關鍵字*Boundary設定無反射邊界，以減少邊界反射對計算精度的影響；定義*Constrained_Lagrange_In_Solid定義流固耦合算法，定義*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE設定船體結構的相互接觸。對于船體結構，采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型計算，用C-S模型考慮應變率效應，在板架結構沿板厚方向取4～5個高斯積分點以確保計算的準確度，從而在接觸爆炸作用下船體結構產生高應變率響應的情況下，合理考慮應變率對材料性能的影響，以正確判斷結構破損情況，同時考慮了等效失效應變模式定義材料的失效。根據文獻［10］取材料的等效塑性應變的失效應變為 0.28［10］。

為了使研究具有全面性，本文考慮六種藥包質量:100 kg、200 kg、400 kg、600 kg、800 kg、1000 kg，以及爆距600 mm，分別位于船艏、船腫和船尾的主甲板、舷側和上層平臺的正外方。

3 計算結果分析

圖5～7為通過LS-DYNA求解器計算出的典型工況和部位下的毀傷效應示意圖，從圖中可以看出空中爆炸具有很高的威力，直接造成了船體的破口毀傷和大區域塑形變形。

這里提取流場距離藥包較近位置R=5 m和流場邊緣R=30 m的壓力曲線，從圖中可以看出兩者在數量級上有著極大差別，證明空中爆炸具有局部損壞的特性。同時驗證了本文所取流場域的準確性，相對比水下爆炸，空中爆炸所產生的局部效應更加明顯。

為驗證本文的計算精度，這里分別對艦船各典型部位的空爆破口尺寸采用吉田隆［11］公式計算結果與數值計算結果進行對比，見表1～3。

表1 船體主甲板破口尺寸計算數據表

表2 船體上層甲板破口尺寸計算數據表

表3 船體舷側破口尺寸計算數據表

從表中可以看出，對于綜合補給艦類船型，由于載有大量燃料和燃油，船舶的型寬與型深之比往往較大，因此主甲板暴露面積較大，板厚往往較舷側和上甲板大，所以在相同爆炸載荷作用下，舷側和上甲板產生的破口面積較大，成為綜合補給艦的防護弱點，應予以加強。同時根據以上結果可知，絕大部分仿真結果與經驗公式吻合較好，且破口半徑計算誤差平均在10%左右，可證明依靠數值仿真方法進行艦艇結構毀傷效應的分析方法可以用于工程實踐。從上述數據中可以看出，通過LS-DYNA計算出的破口半徑略小于吉田隆的經驗公式。究其原因，分析可知由于現代艦船采用的鋼材較二戰期間的材料強度高，且LS-DYNA在計算空中爆炸載荷時存在衰減過快的問題，因此造成所得破口半徑較小。

在不同爆距工況下提取艦船舷側典型位置沖擊 響應曲線如圖10、圖11:

分析艦體典型位置處的沖擊響應有以下特點:在空中爆炸載荷作用下，艦船結構在垂向、橫向以及縱向均具有較大加速度響應，這一點與水下爆炸以垂向加速度為主的特點有很大不同，由于空氣對結構響應的衰減能力弱于水，因而空中爆炸船體的響應衰減趨勢較弱。下面給出在不同藥量的計算工況下，艦艇舯部受空中接觸爆炸載荷作用下各時刻的應力變化云圖，見下頁中圖12、圖13。

從云圖中可以看出，隨著時間的推移，爆炸產生的應力波從爆炸中心開始，沿船長方向向外傳播，且藥量越大，應力波傳播速度越快；同時在結構交界處較易出現應力集中的現象，如船體甲板大開口處、甲板與舷側交接部位、強橫梁交界處以及上層甲板與外板的連接部位，其對艦船強度有較大影響。

4 結 論

本文基于通用軟件對艦船甲板在空中爆炸載荷作用下的動態響應進行了數值模擬研究。通過對艦船甲板結構在不同爆炸工況下響應的求解分析，得出如下結論:

（1）利用大型有限元軟件在計算破口半徑時誤差平均在10%左右，可證明依靠數值仿真方法進行艦艇結構毀傷效應滿足工程計算精度；

（2）空中爆炸具有局部性，載荷衰減較水中快，因此流體域的選取只需在爆炸點附近，取流體域半徑為藥包半徑的6倍左右，滿足工程要求；

（3）對于綜合補給艦，相對于主甲板和上層建筑，舷側為薄弱環節，因此應予以加強；

（4）在空中爆炸載荷作用下，艦船結構在垂向、橫向以及縱向均具有較大加速度響應，這一點與水下爆炸以垂向加速度為主的特點有著很大不同。由于空氣對結構響應的衰減能力弱于水，因而空中爆炸船體的響應衰減趨勢較弱；

（5）空爆載荷作用下，藥量越大、應力波傳播速度越快，且在結構交界處較易出現應力集中的現象，如船體甲板大開口處、甲板與舷側交接部位、強橫梁交界處以及上層甲板與外板的連接部位，其對艦船強度有較大影響。

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