艙室內爆毀傷效應數值模擬

熊 飛， 石 全， 陳邦均

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

艙室內爆毀傷效應數值模擬

熊 飛1， 石 全2， 陳邦均1

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

為了分析半穿甲戰斗部擊穿艦舷防護結構后，在艙室內部爆炸產生的毀傷效應，運用非線性動力學有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對艙室內爆毀傷過程進行了數值模擬。根據仿真結果，詳細分析艙室內爆毀傷全過程，并研究艙壁厚度、炸藥質量及炸點位置對艙室內爆毀傷效應的影響。結果表明：各艙壁之間的焊接處最容易發生失效破壞，且各艙壁的毀傷模式均有顯著差異；隨著艙壁厚度的增加、炸藥質量的減小，艙室由整體分解與局部破口的復合毀傷模式，向焊縫撕裂破壞毀傷模式轉變；當炸點位置不同時，艙室毀傷模式有顯著區別，炸點位置不在艙室中心時，艙室出現花瓣撕裂毀傷模式。可為艦船防護以及導彈炸點位置的確定提供參考。

艙室；內爆；毀傷效應；數值模擬

1 引言

半穿甲戰斗部擊穿艦船防護裝甲后在艦船艙室內部爆炸，會對艦船內部人員、設備等造成嚴重毀傷甚至使艦船沉沒。由于高效的毀傷效能，半穿甲戰斗部已成為反艦導彈的主要戰斗部，其在艙室內部爆炸的毀傷效應已受到學者們的廣泛關注。如朱建方〔1〕等通過數值模擬，對比了有加強筋與無加強筋下艙壁的毀傷特性。侯海量等〔2〕對艙內爆炸載荷特征進行了詳細分析。李偉等〔3〕利用導彈模擬戰斗部，進行了艙室內部爆炸模型實驗，分析了高速破片和爆炸沖擊波對艙室結構的聯合毀傷效應。然而，以上研究成果的報道，主要集中在對艙室內爆沖擊波載荷傳播特性的分析，未對艦船艙室整體的毀傷模式及其影響因素進行探討，得出的結論具有一定的局限性。由于艙壁厚度、炸藥質量以及炸點位置的不同，艙室的內爆毀傷模式也呈現出顯著的差異，因此，有必要對其進行深入研究。基于以上問題，本文運用ANSYS/LS-DYNA 動力學有限元軟件，采用ALE〔4〕算法對艙室的內爆毀傷效應進行數值模擬，對不同工況下艙室毀傷模式進行分析。

2 數值仿真模型的建立

2.1 有限元模型的建立

典型艦船艙室結構〔2〕有限元模型如圖1所示，艙室長5 m、寬3 m、高2.5 m。加強筋結構形式為L型與T型。其中，L型加強筋面板厚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、右側橫艙壁與舷側加強筋在艙室內部，下甲板、左側橫艙壁與縱艙壁加強筋在艙室外側。

圖1 有限元模型Fig.1 Finite element model

在不影響計算結果的條件下，為了建模方便與節省計算空間，將炸藥簡化為長方體，其長寬高之比為2∶1∶1。同時，考慮到彈體尺寸遠遠小于艙室板架尺寸，彈體的侵徹過程不會對艙室整體毀傷模式造成影響，因此，忽略彈體穿甲對艙壁的破壞作用。采用粘合分離接觸方式模擬艙室各艙壁之間的焊接接觸，粘合強度為焊接許用應力，取值為0.8σ0，靜態屈服強度σ0= 685 MPa。

2.2 材料模型的選取與參數的確定

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模型。該材料模型能反映出溫度與應變率對材料力學性能的影響，材料的應變率效應由Cowper-Symonds模型描述，其動態屈服強度表示為

(1)

炸藥采用JWL狀態方程來描述其力學行為，炸藥在爆轟過程中的壓力p為

(2)

式中：p 為爆轟壓力；A，B，R1，R2，ω為炸藥材料常數； V1為相對體積；E0為單位體積內能。

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

3 仿真結果分析

3.1 艙室內爆毀傷效應分析

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

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

由艙室內爆毀傷全過程可以看出，炸藥在艦船艙室內部起爆后，沖擊波迅速傳播到離炸點位置最近的甲板中心處，板架材料受到的等效應力迅速達到1 GPa以上，由于加強筋的支撐作用，加強筋之間的板格出現微小的隆起變形(見圖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力逐漸增大，變形范圍與變形程度也越來越大，在艙室上甲板中心的板格與加強筋連接處，由于材料等效應力超過其應力極限，材料單元發生失效，出現一微小破口(見圖2(b))。隨著沖擊波與艙壁的反復作用，沖擊波在艙室內不斷反射，并在艙壁連接處形成匯聚波，造成艙壁之間的焊縫處應力集中，當焊接處受到的應力值大于焊接許用應力時，上下甲板與橫艙壁之間的焊縫連接處發生撕裂(見圖2(c))。隨著內爆過程的繼續進行，各艙壁變形越來越嚴重，橫艙壁與其它板架之間的焊縫不斷被撕開，由于橫艙壁的板較薄，無法承受沖擊波的壓力，最終導致橫艙壁中間板格被撕裂開，出現一較大破口，同時爆轟產物從破口處流出，對破口起到二次擴孔作用，在5 000 μs時艙室板架整體毀傷變形如圖2(d)所示。

根據對艙室毀傷全過程的分析可以看出，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板架的變形程度。橫艙壁不僅出現較大變形且出現嚴重的破口撕裂毀傷，這與艙壁厚度、加強筋的結構形式和炸點距離有關。

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

根據圖3(a)可得，5 000 μs時上甲板與下甲板最大變形位移分別為26.2、23.9 cm，上甲板與下甲板質點平均速度分別為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。

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

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

3.2 不同艙壁厚度下內爆毀傷效應分析

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

表1 各工況下艙室模型

炸藥質量均為60 kg，炸點位置在艙室中心處。對不同艙壁厚度下的艙室內爆過程進行數值模擬，在5 000 μs時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合毀傷模式，逐漸向艙室焊縫撕裂毀傷模式轉變。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法承受沖擊波的壓力，產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，同時角隅處的焊接強度又低于材料本身的強度，因此，在各艙壁板架之間的焊接處產生撕裂破壞，最終導致整個艙室幾乎整體分解。工況2，隨著各艙壁厚度的增加，艙室最終毀傷形式也發生一定改變，艙室的上下甲板不再出現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。根據以上分析可知，艙壁的厚度對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生，同時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 不同炸藥質量下艙室毀傷模式分析

為分析炸藥質量對艙室毀傷模式的影響，采用圖1中艙室有限元模型，對炸藥質量分別為40、60、80 kg的“B”炸藥在在艙室中心的爆炸過程進行數值模擬，得到5 000 μs時不同炸藥質量下艙室毀傷模式如圖5所示。

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

由圖5可以看出，炸藥質量對艙室毀傷模式的影響與艙壁厚度對艙室毀傷模式的影響相似，隨著炸藥質量的增加，艙室毀傷模式由艙壁間焊縫撕裂毀傷，逐漸轉變為艙壁局部破口與焊縫撕裂的復合毀傷模式，同時艙壁變形更加嚴重。當炸藥質量為40 kg時，僅右側橫艙壁被撕裂產生明顯破口，當炸藥質量為60 kg時，艙室橫艙壁均產生破口，且其余艙室整體變形增大，當炸藥質量為80 kg時，上下甲板與橫艙壁均出現破口，且橫艙壁與各艙壁之間的焊縫幾乎被完全撕開，其余焊縫處均出現不同程度的撕裂。不同炸藥質量下，下甲板艙壁質點平均速度變化如圖6所示，隨著裝藥質量的增加，艙壁質點平均速度增加，艙壁獲得的動能增大，在5 000 μs時，下甲板艙壁質點平均速度分別為18.75，32.22，40.06 m/s。

圖6 下甲板艙壁質點平均速度變化曲線Fig.6 Average velocity change curve of the lower deck

3.4 不同炸點位置下艙室毀傷模式分析

為得到炸點位置對艙室毀傷模式的影響，改變炸點位置建立四個艙室內爆有限元模型，對不同工況下的艙室毀傷效應進行數值模擬。艙室模型與圖1模型相同，炸藥均為60 kg的B炸藥。各工況下炸點具體位置如表2所示。

表2 各工況下炸點位置

在5 000 μs時不同工況下艙室毀傷模式如圖7所示，由于炸點位置的不同，艙室毀傷模式有顯著區別，當炸點位置位于艙室中間時，艙室毀傷模式以焊縫撕裂為主，艙壁整體塑性變形相對較小(見圖7(a))。當炸點位置不在艙室中間時，艙室出現花瓣撕裂毀傷模式，離炸點最近的艙壁首先被撕裂炸飛，其余臨近的四個艙壁的焊縫被撕裂開，且艙壁板架向艙外側翻出一定角度，同時伴隨一定的塑性變形(見圖7(b～d))。對比圖7(c～d)可得，雖然工況3與工況4的炸點位置僅相差不到25 cm，但工況3縱艙壁中心處僅出現嚴重的局部變形毀傷，但并未出現明顯的破口，而工況4的縱艙壁出現一直徑約為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，這說明戰斗部在艙室內部接觸爆炸時，會對艙室板架造成嚴重的破口毀傷，且艙壁的局部破口的產生對炸點位置非常敏感。

圖7 不同炸點下艙室毀傷模式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果與已有真實毀傷實驗〔3〕(炸點位置與工況2相同)中上甲板的效果對比，兩者的靶板毀傷形態基本相同。這說明仿真模型得出的毀傷規律是基本可信的。

圖8 上甲板仿真效果與真實實驗對比Fig.8 Comparison of real experiment and simulation of the upper deck

4 結論

(1)半穿甲戰斗部在艙室內部爆炸會對艙室造成嚴重毀傷，且各艙壁毀傷模式有顯著差異。

(2)隨著艙室板厚的增加、炸藥質量的減小，艙室內爆毀傷模式由整體分解與局部破口的復合毀傷模式，逐步轉變為焊縫撕裂破壞毀傷模式，同時，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生。

(3)炸點位置對艙室毀傷模式也有顯著影響，當炸點位置不在艙室中間時，艙室呈現花瓣撕裂毀傷模式，且裝藥在艙室內接觸爆炸時，會使艙壁板架出現嚴重的破口毀傷。

(4)由于沖擊波在角隅處的匯聚作用，會使艙壁間的焊縫處發生撕裂破壞，且在不同工況條件下，焊縫的撕裂始終是艙室的重要毀傷模式。

(5)在半穿甲戰斗部炸點位置控制方面，當導彈攻擊目標艙壁較厚時，艙室整體撕裂分解較為困難，可使戰斗部擊穿側舷后在縱艙壁表面發生接觸爆炸，使縱艙壁產生較大破口，同時產生大量二次破片對縱艙壁后方設備造成嚴重的二次毀傷。

(6)在艦船防護方面，根據防御等級合理確定艙壁厚度，可防止局部破口的產生與焊縫的撕裂，且應適當增加迎爆面的艙壁厚度，同時加強焊縫處的焊接強度或在焊接處增加輔助結構以達到提高艙室的整體抗爆性能的目的。

〔1〕 朱建方，王偉力，曾亮.艦艇艙室內爆毀傷的建模與仿真分析[J].系統仿真學報，2009,21(22)：7 066-7 068.

ZHU Jian-fang,WANG Wei-li,ZENG Liang. Modeling and simulation of damage effect of ship cabin subject to internal explosion [J].Journal of System Simulation,2009,21(22)：7 066-7 068.

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

HOU Hai-liang,ZHU Xi,MEI Zhi-yuan.Study on the blast load and failure mode of ship structure subject to internal explosion [J].Explosion and Shock Waves,2007,27(2)：151-157.

〔3〕 李偉，朱錫，梅志遠，等.戰斗部艙內爆炸對艙室結構毀傷的實驗研究[J].艦船科學與技術，2009,31(3)：34-37.

LI Wei,ZHU Xi,MEI Zhi-yuan,et al. Experimental studies on damage effect of missile warhead on cabin's structure under internal explosion [J].Ship Science and Technology, 2009,31(3):34-37.

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〔5〕 吳林杰，朱錫，陳長海.爆點位置對空中接觸爆炸下加筋板架破壞的影響[J].中國艦船研究，2012,7(6)：16-22.

WU Lin-jie,ZHU Xi,CHEN Chang-hai. Effects of changing the explosive position on the damage of stiffened plates subjected to air contact explosion [J].Chinese Journal of Ship Research,2012,7(6):16-22.

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，從事戰場搶修、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