魚雷近場爆炸對艦船不同結(jié)構(gòu)的局部毀傷研究

劉文思，吳林杰，侯代文，李海濤

(1.中國人民解放軍91439部隊(duì)，遼寧 大連 116041； 2.海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院， 武漢 430033)

現(xiàn)代魚雷武器大多采用引信作用起爆戰(zhàn)斗部，對水面艦船攻擊作戰(zhàn)時(shí)其爆炸位置一般為貼近船底剛塑性外板，近場水下爆炸載荷主要為沖擊波、氣泡脈動(dòng)和水射流，近場條件下氣泡脈動(dòng)和水射流是引起局部毀傷的主要原因[1-4]。自由場條件下的爆炸載荷可有較成熟的經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算獲得，其沖擊波峰值壓力、氣泡脈動(dòng)周期可參考庫爾公式，氣泡脈動(dòng)壓力載荷可參考Geers-Hunter公式[5-6]，而近場條件下，如近壁面處和近自由液面處由于受邊界條件的強(qiáng)非線性耦合影響，爆炸載荷特別是氣泡非球形膨脹收縮演化產(chǎn)生的脈動(dòng)壓力、水射流載荷的獲取則是爆炸威力試驗(yàn)考核、仿真評估的技術(shù)難點(diǎn)[7]，現(xiàn)有爆炸威力評估方法采用自由場經(jīng)驗(yàn)公式加載氣泡脈動(dòng)壓力及射流載荷的做法忽略了不同邊界條件的影響，與實(shí)戰(zhàn)條件下的情況存在一定的差異，本研究通過對艦船縱向不同位置結(jié)構(gòu)近船底剛塑性外板處水下爆炸的數(shù)值模擬，實(shí)現(xiàn)了水下爆炸沖擊波產(chǎn)生、氣泡非球形膨脹收縮脈動(dòng)演化、水射流發(fā)展與艦船結(jié)構(gòu)耦合作用全過程仿真，對比研究了魚雷近場爆炸對板中心背空大開口及橫艙壁兩種強(qiáng)度局部結(jié)構(gòu)毀傷特性及差異，并分析其內(nèi)在機(jī)理，為魚雷武器爆炸毀傷評估、作戰(zhàn)使用提供技術(shù)參考。

1 模擬工況

按照結(jié)構(gòu)強(qiáng)度劃分，大開口空艙結(jié)構(gòu)及橫艙壁結(jié)構(gòu)是艦船結(jié)構(gòu)中的兩種典型代表，故沿船長方向選取大開口空艙及橫艙壁兩種典型強(qiáng)度局部結(jié)構(gòu)，根據(jù)魚雷武器實(shí)際作戰(zhàn)使用深度，分別建立魚雷位于兩種結(jié)構(gòu)外底板正下方爆炸時(shí)的對結(jié)構(gòu)的局部毀傷數(shù)值模型，兩種結(jié)構(gòu)在縱向距離較近，均位于船中附近，如圖1所示。

圖1 模擬工況

大開口空艙結(jié)構(gòu)位于兩橫艙壁之間、雙層底之上，長度13.50 m，從雙層底自下而上在各層甲板處貫通至上層建筑，因此該處結(jié)構(gòu)為艦船弱結(jié)構(gòu)典型代表。模擬魚雷在大開口空艙結(jié)構(gòu)外底正下方0.75 m處爆炸對結(jié)構(gòu)的局部毀傷。

橫艙壁結(jié)構(gòu)從外底板自下而上直通主甲板，各甲板處均無開口，且與左右鄰近艙壁間距較小，為艦船強(qiáng)力結(jié)構(gòu)典型代表。模擬魚雷在橫艙壁結(jié)構(gòu)外底正下方0.75 m處爆炸對結(jié)構(gòu)的局部毀傷。

2 仿真模型建立

利用LS-DYNA顯式動(dòng)力學(xué)分析程序進(jìn)行仿真計(jì)算[8-10]，計(jì)算時(shí)長0.05 s。對某艦船全尺寸建模，主尺度總長153 m，寬17 m，型深10 m，采用殼單元建模，其材料為考慮應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)的彈塑性鋼，板厚1.6×10-2m，密度7.85×103kg/m3，楊氏模量2.1×1011Pa，泊松比0.3；對炸藥、流體材料空氣、水采用Euler單元建模，通過流固耦合方式來處理相互作用。炸藥位于中心加密區(qū)一個(gè)六面體網(wǎng)格，TNT當(dāng)量為315 kg，其網(wǎng)格尺寸為0.5 m×0.5 m×0.5 m。狀態(tài)方程采用JWL方程，材料屬性高爆炸藥，爆速6.93×103m/s；水域采用Gruneisen狀態(tài)方程，深度為37.7 m，密度為1.0×103kg/m3；水面上為空氣，空氣層厚度19.7 m，密度為1.28 kg/m3，采用中心區(qū)域網(wǎng)格局部加密的方式劃分網(wǎng)格，中心加密區(qū)域140 m×10 m×18 m。

由于艦船、炸藥、空氣及水域有限元模型均具有對稱性，為提高計(jì)算效率，只建立一半模型，在對稱面采用對稱約束條件，同時(shí)，為模擬無限水域邊界條件，在除對稱面以外的四周邊界采用無反射邊界條件。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

3.1 自由場壓力

以炸藥為中心，選取炸藥下方2 m和4 m處的參考點(diǎn)作為水下爆炸壓力測點(diǎn)，比較表1中兩種結(jié)構(gòu)工況下不同距離處沖擊波及氣泡脈動(dòng)壓力峰值可知，初始沖擊波峰值壓力偏差很小，最大偏離值為-8.69%，基本處于相同水平，這是因?yàn)樗卤óa(chǎn)生的沖擊波在水域內(nèi)沿周向傳播，在到達(dá)邊界之前可以認(rèn)為不受邊界條件影響，可認(rèn)為初始沖擊波壓力仿真結(jié)果符合自由場壓力傳播規(guī)律。

對于不同距離處氣泡脈動(dòng)壓力而言，兩種工況下的脈動(dòng)壓力峰值相差較大，表明近邊界條件下氣泡脈動(dòng)壓力不能簡單地根據(jù)自由場經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行計(jì)算。

表1 兩種結(jié)構(gòu)工況下沖擊波及氣泡脈動(dòng)壓力

3.2 不同局部結(jié)構(gòu)毀傷特性

3.2.1艦船整體應(yīng)力及氣泡脈動(dòng)和水射流云圖

圖2～圖5顯示了兩種結(jié)構(gòu)工況下艦船整體應(yīng)力及氣泡脈動(dòng)和水射流云圖。兩種結(jié)構(gòu)工況下，艦船整體應(yīng)力呈現(xiàn)由爆源向四周逐漸下降，由底板向上層建筑逐漸下降的總體分布特點(diǎn)，對貼臨爆源的局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力則呈現(xiàn)出與爆炸載荷演化直接相關(guān)的動(dòng)態(tài)特性。

在大開口空艙結(jié)構(gòu)工況下，氣泡球形膨脹更充分，部分氣泡進(jìn)入大開口空艙結(jié)構(gòu)，形成的水射流貫穿空艙結(jié)構(gòu)直達(dá)上層建筑。

圖2 大開口空艙結(jié)構(gòu)工況氣泡與結(jié)構(gòu)作用

圖3 大開口空艙結(jié)構(gòu)工況水射流與結(jié)構(gòu)作用

圖4 橫艙壁結(jié)構(gòu)工況氣泡與結(jié)構(gòu)作用

圖5 橫艙壁結(jié)構(gòu)工況水射流與結(jié)構(gòu)作用

橫艙壁結(jié)構(gòu)工況下，氣泡球形膨脹時(shí)受強(qiáng)結(jié)構(gòu)限制，氣泡向上膨脹不充分，被迫橫向膨脹，形成的水射流受橫艙壁結(jié)構(gòu)阻礙，被限制在局部結(jié)構(gòu)內(nèi)。

3.2.2局部破口形式、塑性應(yīng)變云圖

以破口最大長寬的乘積表征破口區(qū)域，對大開口空艙結(jié)構(gòu)工況及橫艙壁工況下雙層底破口最大長寬及破口區(qū)域、塑性應(yīng)變進(jìn)行分析，其參數(shù)如表2所示。

表2 兩種工況下破口最大長寬及破口區(qū)域

大開口空艙結(jié)構(gòu)工況下，局部破口形式、塑性應(yīng)變見圖6所示。破口形式體現(xiàn)為典型的花瓣開裂，花瓣數(shù)為4片，內(nèi)底和外底的破口區(qū)域大致相同，開口深度6.18 m，需要注意的是，由于水射流在空艙無阻礙通過，水射流頭部最終到達(dá)頂棚，造成了頂棚結(jié)構(gòu)小破口發(fā)生；觀察塑性應(yīng)變云圖，可見塑性應(yīng)變主要發(fā)生在長度為29.4 m，寬度為8.78 m區(qū)域，塑性應(yīng)變大于0.1的部位主要集中在破口周圍及橫艙壁與底板交界處，大開口兩側(cè)橫艙壁有效限制了大塑性應(yīng)變范圍。

圖6 大開口空艙結(jié)構(gòu)工況塑性應(yīng)變云圖

橫艙壁結(jié)構(gòu)處，局部破口形式、塑性應(yīng)變見圖7所示。內(nèi)底和外底的破口區(qū)域大致相同，小于大開口空艙結(jié)構(gòu)工況，由于橫向受橫艙壁限制，因此最大破口寬度僅為長度一半，且開口深度3.48 m，約為大開口空艙結(jié)構(gòu)工況的一半；觀察塑性應(yīng)變云圖，可見塑性應(yīng)變主要發(fā)生在長度為20.7 m，寬度為8.69 m區(qū)域，塑性應(yīng)變大于0.1的部位主要集中在破口周圍及橫艙壁結(jié)構(gòu)處，面積明顯小于大開口空艙結(jié)構(gòu)工況。

圖7 橫艙壁結(jié)構(gòu)工況塑性應(yīng)變云圖

3.2.3不同時(shí)刻最大應(yīng)力及吸收總能量

將兩種工況下不同時(shí)刻艦船結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力、魚雷作用于艦船的總能量隨時(shí)間變化情況繪制成曲線，如圖8～圖9?？梢园l(fā)現(xiàn)雖然兩種工況下局部結(jié)構(gòu)強(qiáng)度差異較大，但艦船整體結(jié)構(gòu)不同時(shí)刻艦船結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力、魚雷作用于艦船的總能量各時(shí)刻數(shù)值偏差較小、發(fā)展趨勢基本一致。艦船整體最大Mises應(yīng)力在初始沖擊波作用階段瞬時(shí)達(dá)到最大，后快速衰減，在t=1 s附近由水射流造成二次小幅度抬升，之后緩慢衰減；魚雷作用于艦船的總能量在初始沖擊波作用階段瞬時(shí)快速升高，在t=1 s附近由水射流總能量進(jìn)一步增加，其他時(shí)刻基本保持不變。說明魚雷近場爆炸對艦船結(jié)構(gòu)毀傷作用主要是沖擊波、射流兩個(gè)階段的瞬態(tài)作用，爆距一定時(shí)，魚雷在不同結(jié)構(gòu)處爆炸造成的艦船整體最大應(yīng)力響應(yīng)、吸收總能量差異較小，對艦船整體毀傷效果相近。

圖8 兩種工況下不同時(shí)刻艦船結(jié)構(gòu)最大Mises應(yīng)力曲線

圖9 兩種工況下魚雷作用于艦船的總能量曲線

3.2.4兩種工況下艦船結(jié)構(gòu)質(zhì)量損失

質(zhì)量損失發(fā)生在初始沖擊波作用階段(0～0.1 s)、脈動(dòng)周期結(jié)束后的水射流階段(0.9～1.2 s)，如圖10所示。兩個(gè)階段相比，以初始沖擊波作用階段質(zhì)量損失為主，大開口空艙結(jié)構(gòu)工況下81.3%，橫艙壁結(jié)構(gòu)工況下75%，兩個(gè)工況相比，橫艙壁結(jié)構(gòu)工況兩個(gè)階段質(zhì)量損失均大于大開口空艙結(jié)構(gòu)工況，且射流階段質(zhì)量損失也更為明顯，分析數(shù)值計(jì)算各時(shí)刻結(jié)果圖像，發(fā)現(xiàn)這是因?yàn)闄M艙壁結(jié)構(gòu)自身結(jié)構(gòu)更緊密、質(zhì)量更集中，在沖擊波造成雙層底破損后水射流進(jìn)一步作用于背面橫艙壁結(jié)構(gòu)造成二次損傷，而大開口空艙結(jié)構(gòu)工況下在沖擊波造成雙層底破損后水射流進(jìn)入空艙，大部分沒有直接作用于艦船內(nèi)部結(jié)構(gòu)，最終只有射流頭部達(dá)到上層建筑頂層，造成頂棚結(jié)構(gòu)小范圍破損。說明魚雷近場爆炸對不同強(qiáng)度局部結(jié)構(gòu)毀傷效果具有較大差異，近場條件下主要?dú)Ｊ綖榫植繗?/p>

圖10 兩種工況下艦船結(jié)構(gòu)質(zhì)量損失

4 結(jié)論

1) 近場邊界條件下，水下爆炸產(chǎn)生的沖擊波在水域內(nèi)沿周向傳播，在到達(dá)邊界之前仍符合自由場壓力傳播規(guī)律，但氣泡脈動(dòng)及水射流與結(jié)構(gòu)具有復(fù)雜的耦合作用，氣泡脈動(dòng)壓力及水射流載荷不能簡單根據(jù)自由場經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算。

2) 魚雷近場爆炸對艦船結(jié)構(gòu)毀傷作用主要是沖擊波、射流兩個(gè)階段的瞬態(tài)作用，爆距一定時(shí)，魚雷在不同強(qiáng)度結(jié)構(gòu)處爆炸造成的艦船整體最大應(yīng)力響應(yīng)、吸收總能量差異較小，對艦船整體毀傷效果相近。局部結(jié)構(gòu)應(yīng)力則呈現(xiàn)出與氣泡演化相耦合的動(dòng)態(tài)變化特性，在大開口空艙結(jié)構(gòu)工況下，氣泡球形膨脹更充分；橫艙壁結(jié)構(gòu)工況下，氣泡球形膨脹時(shí)受強(qiáng)結(jié)構(gòu)限制，氣泡向上膨脹不充分，被迫橫向膨脹。

3) 近場條件下主要?dú)Ｊ綖榫植繗?。橫艙壁結(jié)構(gòu)處，船底板破口面積小于大開口空艙結(jié)構(gòu)工況，橫艙壁可有效限制大塑性應(yīng)變區(qū)域的擴(kuò)展，但質(zhì)量損失大于大開口空艙結(jié)構(gòu)工況，魚雷近場爆炸對不同強(qiáng)度局部結(jié)構(gòu)的毀傷效果具有較大差異。