破片侵徹作用下的波紋夾層板橫艙壁結構響應分析

何文心， 施紹剛， 徐爍碩

(1.滬東中華造船(集團)有限公司，上海 200129；2.中交疏浚技術裝備國家工程研究中心有限公司，上海201208)

0 引 言

反艦武器戰斗部作為水面艦艇的主要威脅，其對艦船水線以上部分的毀傷作用，除爆炸沖擊波本身對艙室整體結構造成的大變形和失效之外，還包括爆炸成形高速破片在進入艙室后對橫艙壁結構板殼的侵徹作用[1]。研究者習慣將爆炸沖擊波毀傷與高速破片侵徹分開分析，先研究單一載荷作用下的艦船結構響應過程，再將二者的分析結構耦合計算。由于受到試驗條件限制且成本較高，因此數值仿真是當前研究高速侵徹問題的常用手段。黃曉明等[2]運用數值軟件計算高速破片侵徹纖維增強復合材料夾芯結構的過程，并探討破片速度、復合材料位置對抗彈性能的影響；吳林杰等[3]運用數值軟件模擬高速破片侵徹防護液艙的過程，擬合出液艙后板上點的壓力峰值和比沖量的關系式；魯冬林等[4]結合數值模擬和試驗方法，對爆轟驅動和破片侵徹鋼質靶板的過程進行模擬，并驗證該方法的可行性；苗春壯等[5]選取不同截面形狀的預控破片，模擬預控破片侵徹靶板的過程，比較不同形狀預控破片的侵徹效果。運用數值方法，研究高速破片侵徹波紋夾層板橫艙壁結構的動態響應過程，分析破片在橫艙壁結構中的運動軌跡、橫艙壁結構應力分布情況，以及破片剩余速度和橫艙壁結構吸能等描述橫艙壁結構抗侵徹能力的計算結果，并與傳統的單層加筋板橫艙壁結構的抗侵徹性能進行比較。

1 波紋夾層板橫艙壁結構設計

根據文獻[6]計算結果，爆轟形成的破片尺寸多數很小，使侵徹接觸范圍較橫艙壁結構面板尺寸小很多，因此可對原有橫艙壁結構進行簡化，只取橫艙壁結構前后面板及中間波紋夾層板的部分，如圖1所示。其中：雙層橫艙壁結構的前后面板尺寸為8 150 mm×2 450 mm(前后面板尺寸一致)，厚度為4 mm，間距為250 mm；波紋夾芯的夾角θ=61°，夾層板厚度tc=2 mm，夾層板跨距d=340 mm。簡化的波紋夾層板橫艙壁結構總質量為1 736 kg。

圖1 波紋夾層板橫艙壁結構簡化模型

2 數值模型

破片采用半球頭、后柱體組合的高強鋼質破片，半球及圓柱面直徑為11.6 mm，后柱體長度為11.6 mm。破片采用的單元類型為拉格朗日體，網格尺寸取1.0 mm。根據文獻[7]計算結果，經爆轟波驅動的破片速度可達1 000～2 000 m/s，取中間值1 500 m/s，破片侵徹角為90°。破片數值模型如圖2所示。

圖2 破片數值模型

夾層板橫艙壁結構采用拉格朗日板單元建模，為減小模型計算規模，需要將破片主要侵徹區域網格進行加密處理，加密網格尺寸應不大于破片網格尺寸，取0.5 mm。加密區域網格如圖3所示。

圖3 加密區域網格

波紋夾層板焊接在橫艙壁結構前后面板之間，沿面板長度方向排列，預先判斷破片經過的軌跡并對相應區域作網格加密，波紋夾層板數值模型如圖4所示。簡化橫艙壁結構數值模型如圖5所示。

圖4 波紋夾層板數值模型

圖5 簡化橫艙壁結構數值模型

破片接觸波紋夾層橫艙壁結構的算法為自適應主從式(Master-Slave)接觸，橫艙壁結構自身設定自接觸(Self-contact)算法。橫艙壁結構的四周節點設置為剛性固定。相對于侵徹力，破片的重力很小，實際建模時可忽略，同時不考慮破片與橫艙壁結構面板和波紋夾層板之間的摩擦和熱效應。破片和橫艙壁結構的材料參數選用Johnson Cook模型，并滿足彈塑性本構關系，其表達式為

(1)

3 破片侵徹工況

爆炸成形破片的數量非常多，破片在橫艙壁結構上的侵徹位置也相應地存在多種可能性，選取4個較典型位置，如圖6所示，其中的1號和2號位置分別在橫艙壁結構面板和背板的正中心。

表1 破片和橫艙壁結構材料參數

圖6 破片典型侵徹位置

4 破片運動軌跡

首先就破片侵徹1號和2號位置分析，破片受到的合應力平衡，同時破片所在位置兩端對稱，橫艙壁結構的邊界條件約束平衡，破片運動方向與受力方向一致，破片的運動方向將不發生改變。其他2個位置并不符合應力或邊界約束平衡的條件，在侵徹過程中破片可能發生偏移。如破片由3號位置侵徹橫艙壁結構，在破片初始侵徹時將同時碰到橫艙壁結構面板和夾層板，破片受到兩板的疊加反作用力，力的方向與破片初速度方向不在一條直線上，且破片兩端的橫艙壁結構邊界約束不平衡，使破片在侵徹面板過程中出現偏移，最終破片將斜侵徹橫艙壁結構背板，并以更大的傾斜角進入艙室。破片由3號位置侵徹橫艙壁結構過程如圖7所示。

圖7 破片由3號位置侵徹橫艙壁結構過程

對于4號位置工況，破片初始侵徹角為90°，破片在面板處發生偏轉，并將斜侵徹夾層板，此時破片受到的應力方向和運動方向不一致，破片的偏移角增大。破片由4號位置侵徹橫艙壁結構過程如圖8所示。破片在侵徹過程中出現偏移現象，該現象在某種程度上可減弱或增強破片的侵徹能力，具體影響還需要對破片剩余速度和橫艙壁結構吸能進行分析。

圖8 破片由4號位置侵徹橫艙壁結構過程

5 橫艙壁結構應力分布

以破片侵徹1號位置為例，提取3個不同時刻的面板破壞云圖，如圖9所示。圖9(c)為破片穿透橫艙壁結構的背板破壞云圖，由于破片在侵徹過程中發生鐓粗變形，破片在穿透面板后頭部直徑沿直徑方向拉長，因此在穿透背板后，破口的形狀和大小都發生了變化。

圖9 不同時刻的面板破壞云圖

破片對鋼質塑形板的侵徹破壞模式為沖塞剪切破壞，面板上的影響區域范圍隨破片的擠鑿剪切作用逐漸由小增大，以靜態屈服應力值為分界，局部位置發展為塑形區域。由于在設定橫艙壁結構材料參數時，失效應變取值為0.3，在塑形區域的應變達到該值時，網格發生失效，形成的破口略大于破片的直徑，這是由于破片在侵徹過程中發生鐓粗變形。影響區域的直徑約為破口直徑的5倍，但是尺寸比面板小很多，說明破片侵徹過程具有較為明顯的局部性。最終失效單元將附著在破片表面或形成沖塞塊，在獲得一定加速度后離開面板。

圖10分別選取由破口邊緣起位移2 mm、4 mm、6 mm和8 mm等4個觀測點的橫艙壁結構應力隨時間變化曲線。由圖10可知：橫艙壁結構的應力曲線瞬間上升至峰值，然后逐漸回落；距破口越遠，總體應力值越小；由于在侵徹結束后橫艙壁結構上仍存在殘余應力，因此應力值不會瞬間消失，而是圍繞1個較小的數值上下波動。

圖10 不同觀測點應力隨時間變化曲線

6 破片表面應力波傳遞分析

分析侵徹過程，還需要研究破片表面應力波傳遞情況，以便更深入理解破片的變形機理。在每個接觸瞬間，接觸點的應力值也瞬間改變，相應產生突變峰值加速度。選取破片頂部、中部及底部等3個觀測點，獲得不同時刻觀測點的加速度-時間歷程曲線，如圖11所示。

圖11 破片不同觀測點的加速度-時間歷程曲線

根據圖11(a)，破片穿透波紋夾層板面板的加速度峰值為4.73×108m/s2，穿透背板瞬間加速度峰值為3.40×108m/s2，抵達背板時破片的加速度減弱，在離開背板后由于殘余應力波的存在，該觀測點的加速度值不會瞬間消失，而是圍繞某個值上下波動，在仿真過程中可觀察到破片本身存在輕微的抖動。根據圖11(b)，在破片中部位置的2個突變瞬間，加速度峰值分別為3.71×108m/s2和3.05×108m/s2，均小于頂部的加速度峰值，說明應力波在由侵徹接觸點傳遞至破片中部的過程中逐漸減弱。由圖11(c)可知：破片底部加速度峰值出現的時間較頂部和中部晚，說明應力波的傳遞需要時間，且總體加速度小很多；破片底部的加速度不存在非常明顯的突變點，峰值產生主要依靠應力波的傳遞，由破片頂部至底部，加速度曲線的總體幅值逐漸變寬，符合泰勒撞擊理論關于應力波傳遞的描述，應力波在破片中傳遞時，應變能逐漸耗散，同時降低應力傳播梯度，因此出現幅值變寬的現象。

7 波紋夾層板橫艙壁結構抗侵徹性能分析

分析橫艙壁結構的抗侵徹能力，有2個較為重要的參數，即破片剩余速度和橫艙壁結構總吸能。前者決定破片在穿透橫艙壁結構后對艙室內元件和人員的毀傷能力，后者則是橫艙壁結構通過損傷變形吸收破片侵徹動能的能力。為便于比較，選擇與波紋夾層板橫艙壁結構質量同為1 736 kg的單層加筋板橫艙壁結構。加筋板面板尺寸為8 150 mm×2 450 mm，厚度為9 mm；板上鋪設的T型材尺寸為(2 mm×60 mm×245 mm)/(2 mm×250 mm×245 mm)，T型材間距為400 mm；加筋板侵徹區域網格尺寸取0.5 mm，并向四周逐漸擴張；加筋板的四周剛性固定。加筋板材料模型與波紋夾層板相同，同樣采用Johnson Cook屈服模式，彈塑性本構，最終建模完成的加筋板橫艙壁結構數值模型如圖12所示。破片依然取球頭半徑為5.8 mm、后柱體長度為11.6 mm的半球頭柱形破片，速度為1 500 m/s。

圖12 加筋板橫艙壁結構數值模型

圖13為破片剩余速度比較。由圖13可知：破片在接觸橫艙壁結構面板后速度迅速衰減，直到離開面板后逐漸趨于穩定。破片在侵徹單層加筋板后的剩余速度為762 m/s，大于由波紋夾層板侵徹的任何剩余速度，1號和3號位置的結果較為接近，4號位置的剩余速度最小，再考慮到破片在侵徹多層板過程中還存在熱效應，實際的破片動能衰減更多。從破片剩余速度角度分析，波紋夾層板橫艙壁結構優于單層加筋板橫艙壁結構。

圖13 破片剩余速度比較

圖14為橫艙壁結構吸能比較。由圖14可知：破片在侵徹單層加筋板后的橫艙壁結構總吸能最少，該過程吸能僅有1次上升過程；吸能最多的是波紋夾層板橫艙壁結構的4號位置，吸能有3次大幅上升過程。在質量相同的前提下，波紋夾層板橫艙壁結構總吸能接近單層加筋板橫艙壁結構的2倍。從橫艙壁結構吸能角度分析，波紋夾層板橫艙壁結構的抗侵徹能力依然優于單層加筋板橫艙壁結構。

圖14 橫艙壁結構吸能比較

表2為破片剩余速度和橫艙壁結構吸能計算結果比較。在質量相同的前提下，應用波紋夾層板橫艙壁結構，破片剩余速度最多可減少28.3%，橫艙壁結構總吸能最多可增加91.5%。

表2 破片剩余速度和橫艙壁結構吸能計算結果比較

8 結 論

主要研究破片侵徹波紋夾層板橫艙壁結構的動態響應過程，比較其與等質量單層橫艙壁結構抗侵徹性能的優劣，結論如下：(1)破片對鋼質塑性板的侵徹破壞模式為沖塞剪切破壞，橫艙壁結構應力影響區域直徑尺寸約為橫艙壁結構面板破口直徑尺寸的5倍，但遠小于橫艙壁結構尺寸，說明破片侵徹橫艙壁結構過程具有明顯的局部性。(2)根據破片觀測點的加速度響應，說明應力波在破片內傳遞過程中發生衰減，隨著應變能耗散，加速度曲線幅值逐漸變寬。(3)根據橫艙壁結構抗侵徹性能評判標準，在質量相同的前提下，應用波紋夾層板橫艙壁結構，破片剩余速度最多可減少28.3%，橫艙壁結構總吸能最多可增加91.5%。總體而言，波紋夾層板橫艙壁結構的抗侵徹性能明顯優于傳統的單層加筋板橫艙壁結構。