大型軍輔船抗空爆結構毀傷特性數值研究*

梁德利，王 超，岳永威，王奐鈞，陳海龍，2

（1．哈爾濱工程大學 船舶工程學院，黑龍江哈爾濱 150001;2．哈爾濱工業大學航天學院，黑龍江 哈爾濱 150001）

0 引言

空中爆炸問題［1］的研究由來已久，目前，針對空中爆炸問題的研究分為非接觸爆炸和接觸爆炸2種，非接觸爆炸只涉及簡單的沖擊波問題，而接觸爆炸則涉及到固、液、氣三相耦合問題，且由于空氣的可壓縮性，在研究難度上較水下爆炸［2，3］更大。隨著高精度制導反艦導彈的快速發展，大型艦船發生接觸爆炸的機會大大增加，船體外板在接觸爆炸載荷作用下發生破壞，大量高溫氣體和破片涌入艙內，對艦船結構造成二次打擊。

目前的理論研究和試驗研究［4，5］往往只針對簡單板架結構，對于復雜的上層建筑研究尚少，且研究工況與實際相差甚遠，采用的藥量也是小藥量，結構形式與實船相差甚遠。本文在廣泛調研的基礎上，選取典型反艦武器作為空中接觸爆炸攻擊武器，對大型軍輔船的上層結構進行建模，利用通用有限元程序LS-DYNA計算艦船空中接觸爆炸沖擊響應，為提高艦船抗空中接觸爆炸性能提供了工程參考依據。

1 計算模型

1．1 實船模型

本文選取萬噸級排水量的綜合補給船作為研究對象，其總長約百米，吃水較大，屬于大型水面艦。這里，基于工程圖紙利用有限元軟件ANSYS建立了該船的有限元模型，采用1∶1實體建模。設備等相關質量均采用質量點的形式布置在整船上，以保證整船的重量分布，建模效果如圖1所示。

1．2 空氣流場與炸藥有限元模型

圖1 大型軍輔船有限元模型Fig 1 Finite element model of large-scale auxiliary military ship

在進行艦船空中爆炸數值模擬的過程中，空氣流場網格劃分的因素起到了關鍵的作用。為保證計算時間和計算精度本文采用漸進型網格流場如圖2（a）所示，典型攻擊武器選取“魚叉”反艦導彈，其戰斗部總重量約為222 kg，內裝PBXC炸藥99 kg，可通過文獻［6］方法計算得出等效的TNT當量為200 kg，采用密集型網格劃分形式，如圖2（b）所示。

2 計算方法與參數設定

爆炸載荷與船體結構的耦合作用采用LS-DYNA中ALE方法計算，定義*ALE關鍵詞實現對算法的控制，ALE算法先執行一個或幾個Lagrange時步計算，此時單元網格隨材料流動而產生變形，然后執行ALE時步計算。

接觸爆炸的模擬涉及到炸藥、空氣及船體結構等多種物質材料，因此，合理地定義材料屬性成為計算的關鍵之一。本文通過大量試算和對比，對相關參數的取值進行了總結，其中高能炸藥模型采用LS-DYNA程序中MAT-HIGHEXPLOSIVE-BURN模型，狀態方程采用JWL狀態方程計算，它的具體形式為［7］

炸藥參數如表1。

表1 炸藥參數Tab 1 Parameters of explosive

其中，A，B，R1，R2和w均為實驗數據擬合常數，E0為炸藥初始內能。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LINEAR-POLY-NOMIAL狀態方程加以描述。線性多項式狀態方程為

式中pm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

船體材料采用PLASTIC-KINEMATIC模式，考慮應變率影響，采用Cowper-Symonds模型描述，應變率影響系數為

μ=1+（ε/C）1/p．

其中，ε為材料應變率，C，p分別為與應變率有關的參數，對于船體鋼材C=40．5，p=5。在板架結構沿板架方向取4～5個高斯積分點以確保計算的準確度。

主船體船中區域的01甲板及其縱向構件，01甲板至1甲板間外板及其縱向構件材料采用屈服應力為315MPa的CCSD級鋼材，船體其余材料采用屈服應力為235 MPa的CCSB級船用結構鋼。

對于船用鋼材，通常取有效塑性應變為 0．3，0．28，0．25等，偏于安全考慮，本文選取有效塑性應變為0．28，即若結構有效塑性應變大于0．28，則結構出現破口。

3 有效性驗證

取樣點選取表2所示不同距離驗證其有效性。

表2 不同距離下自由場壓力峰值經驗值與數值計算值Tab 2 Empirical value and numerical calculation value of pressure peak in free field for different distance

從圖中和表中可以看出:數值計算結果與誤差控制在10%以內，符合接觸爆炸毀傷條件，可以進行計算。

4 計算工況設定

5 毀傷效應分析

通過對設定的艏舯艉大量工況進行計算可得到分析用的計算數據，在評估大型軍輔船在空爆載荷作用下的毀傷效應時，本文選取最為關注的破口大小和塑性應變區及影響區域作為研究對象。船艉工況毀傷效果應力云圖如圖4，破口尺寸如表3，塑性應變尺寸如表4，破口面積與應變區比如表5。

圖3 爆炸工況示意圖Fig 3 Schematic diagram of explosion condition

圖4 船艉工況毀傷效果應力云圖Fig 4 Stress nephogram of damage effect for stern condition

表3 破口尺寸（m）Tab 3 Crevasse dimension（m）

表4 塑性應變區尺寸（m）Tab 4 Plastic strain area dimension（m）

表5 破口面積與塑性應變區比值Tab 5 Ratio of crevasse and plastic strain area

總結船艉可以得出不同工況下的甲板影響層數和塑性應變區的范圍。為了形象直觀地反映破口大小和塑性影響區域，本文取炸藥半徑r作為參考對象，所得數據均以r的倍數來衡量。通過對船艉工況的計算表明，大型軍輔船艦船艏部分上層建筑在200 kg炸藥作用下的破損層數為2層，塑性應變的影響區域大約為3～5層甲板，破口區域沿X，Y方向的尺寸基本一致，與炸藥最為接近的兩層甲板的破口尺寸大約為（25～35）r，塑性變形區的尺寸沿X，Y方向的尺寸也基本一致，接近炸藥的甲板塑性應變區尺寸大約為70r，炸藥外兩層甲板的塑性應變區尺寸大約為30r。船舯工況毀傷效果應力云圖如圖5，船舯毀傷的破口尺寸，塑性應變尺寸、破口面積與塑性應變區比分別如表6，表7，表8所示。

圖5 船舯工況毀傷效果應力云圖Fig 5 Stress nephogram of damage effect for midship condition

表6 破口尺寸（m）Tab 6 Crevasse dimension（m）

表7 塑性應變區尺寸（m）Tab 7 Plastic strain area dimension（m）

表8 破口面積與塑性應變區比值Tab 8 Ratio of crevasse and plastic strain area

通過對船舯工況的計算表明:船舯部分上層建筑在200 kg炸藥作用下的破損層數為2層，塑性應變的影響區域大約為3層甲板，破口區域沿X，Y方向的尺寸基本一致，與炸藥最為接近的兩層甲板的破口尺寸大約為25～35r，塑性變形區的尺寸沿X，Y方向的尺寸也基本一致，接近炸藥的甲板塑性應變區尺寸大約為70r，炸藥外兩層甲板的塑性應變區尺寸大約為30r，規律大致與船艉工況一致。

通過對船艏工況的計算表明，船艏上層建筑在200 kg炸藥作用下的破損層數為4～5層，塑性應變的影響區域大約為5～6層甲板，破口區域沿X，Y方向的尺寸有較大差別，與炸藥最為接近的兩層甲板的平均破口尺寸大約為40～55r，塑性變形區的尺寸沿X，Y方向的尺寸也存在較大差別，接近炸藥的甲板塑性應變區尺寸大約為60r，炸藥外兩層甲板的塑性應變區尺寸大約為50r，破口大小與塑性面積比較船舯和船艉工況大。船艏工況毀傷效果應力云圖如圖6，破口尺寸、塑性應變尺寸、破口面積與塑性應變區比值分別為如表9～表11。

圖6 船艏工況毀傷效果應力云圖Fig 6 Stress nephogram of damage effect for ship bow condition

通過對計算結果進行分析，可以看出:空爆載荷對艦船上層建筑結構的毀傷效應具有明顯的局部性，船體上層建筑中與炸藥最接近的甲板在空氣沖擊爆炸載荷作用發生沖塞作用，直接產生破口和大面積塑性變形，且塑性變形區域大致呈圓形;艙室角隅處和強力構件交接處存在明顯的應力集中現象，從而成為空爆作用下艦船結構的薄弱環節;由于近炸藥的甲板結構包括甲板板和梁結構在空氣沖擊波的作用下發生破損，吸收了大部分的能量，因而，距離爆源稍遠的位置處未產生破損，結構響應以大面積塑性變形為主。

表9 破口尺寸（m）Tab 9 Crevasse dimension（m）

表10 塑性應變區尺寸（m）Tab 10 Plastic strain area dimension（m）

表11 破口面積與塑性應變區比值Tab 11 Ratio of crevasse and plastic strain area

由此可見，空中爆炸毀傷特性與水下爆炸完全不同，由于空氣波衰減較快，因此，空中爆炸的毀傷效應往往只針對于一定范圍內，對全船的影響較小。船舯和船艉工況毀傷效應基本一致，即距離爆源較近的甲板受損嚴重，破損影響區為兩層甲板，第三層甲板則以大面積塑性變形區為主要的毀傷效應，且不同爆源處的毀傷效果有著較大區別，即局部效應更加明顯，而船艏工況的毀傷效應則基本一致，大部分結構在空爆載荷作用下發生破損，毀傷面積很大，上層建筑基本遭到破壞，且沿船長部分的破口長度較船寬方向大，分析其原因，主要是由于船艏部分橫向構件較為密集;艏部總體毀傷面積比其他2個工況要大，對比破口大小占塑性應變區的比例可知，船艏工況遠遠大于舯部和艉部工況，這與艏部的結構密集程度有著較大關系。

6 結論

1）本文使用的材料模型和網格劃分方法所得結果符合經驗公式，具有良好的工程精度;

2）船體上層建筑近炸藥結構在空爆載荷作用下直接產生破口和大面積塑性變形，且區域大致呈圓形;

3）炸藥的甲板結構包括板與梁結構在空氣沖擊波的作用下發生破損，吸收了大部分的能量，因而距離爆源稍遠的位置處未產生破損，結構響應以大面積塑性變形為主;

4）船艏舯艉工況毀傷效果相差較大，這與結構形式密不可分。

［1］ Brode H L．Blast wave from a spherical charge［J］．Phys Fluids，1959（2）:217－218．

［2］ 張阿漫，王詩平，白兆宏，等．不同環境下氣泡脈動特性實驗研究［J］．力學學報．2011，43（1）:71 －83．

［3］ 張阿漫，姚熊亮．近自由面水下爆炸氣泡的運動規律研究［J］．物理學報，2008，57（1）:339 －353．

［4］ 陳 昕，朱 錫，梅志遠．空爆載荷作用下帶孔加筋板架破壞模式研究［J］．兵器材料科學與工程，2008，31（2）:36 －39．

［5］ 朱 錫，白雪飛，張振華．空中接觸爆炸作用下船體板架塑性動力響應及破口研究［J］．中國造船，2004，45（2）:43 －47．

［6］ 浦金云，邱金水．艦船生命力［M］．北京:海潮出版社，2006:135－138．

［7］ LS-DYNA．Keyword User’s Manual（Version 970）［Z］．California:Livermore Software Technology Corporation，2003:28 －30．

［8］ 亨利奇．爆炸動力學及其應用［M］．北京:科學出版社，1987:178－183．