艦炮彈藥連續內爆對艙室毀傷效應的仿真分析

譚 波，王偉力，張 俊，曲慶龍，苗 潤，王翩翩

(1.海軍工程大學 兵器工程學院， 武漢 430033；2.海軍研究院，北京 100161；3 旅順軍械技術保障大隊， 遼寧 旅順 116000)

半穿甲戰斗部穿透水面艦艇舷側外板在艙內爆炸，是艦艇結構最重要的一種毀傷載荷形式[1，2]。在海上作戰中，攻擊遠距離海上艦艇目標主要是采用導彈，艦炮武器主要用來在近距離上對付中、小型艦艇。使用半穿甲戰斗部的艦炮彈藥對艦船艙室的毀傷效應與導彈的區別主要在于：炮彈戰斗部裝藥量要顯著低于導彈戰斗部，因此單發炮彈造成的毀傷效果相對較差；但艦炮武器通常采取連續攻擊的方式打擊目標，實戰中可能有多發炮彈命中艦船的相同或相鄰位置，造成疊加毀傷效應，從而對水面艦艇形成嚴重破壞。

目前，在艙室內爆毀傷效應方面，相關研究人員從理論、仿真、試驗等多個方面開展了工作。朱建方[3]等利用LS-DYNA研究了炸藥在船艙內部靜爆的毀傷效能，發現加筋結構的破壞方式為沿加筋部位發生局部剪切破壞，在爆炸荷載作用下艙室容易沿角隅焊接部位發生撕裂；虞德水等[4]以艦船典型結構為目標，設計了2個1∶1模擬艦船船艙，研究半穿甲戰斗部在模擬船艙內爆炸的毀傷效應，試驗結果表明10 kg TNT當量戰斗部可完全摧毀200 t級艦船艙室，并殺傷其有生力量；李承俊等[5]針對反艦導彈掠海側舷攻擊和頂部攻擊2種模式，分別建立了3×3×1多艙室結構模型。采用LS-DYNA模擬分析了多個艙室結構在50 kg和100 kg TNT裝藥內部爆炸沖擊載荷作用下的變形和破壞過程，表明不同裝藥量多艙室破壞模式有所區別；鄢順偉等[6]仿真計算了不同壁厚艙室結構在反艦導彈戰斗部內爆作用下的毀傷效應，發現戰斗部在艙室內爆時，沖擊波是造成毀傷的主要因素，焊接質量是影響艙室結構強度的重要因素；侯海量等[7]通過試驗觀察和數值模擬，分析表明艙內爆炸下艙室板架結構承受的沖擊載荷及失效模式與敞開環境爆炸下加筋板結構承受的沖擊載荷及失效模式有較大區別。熊飛[8]通過數值模擬，表明當炸點位置不同時，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；苗潤[9]等利用LS-DYNA分析艙室在動爆和靜爆時小型艦船上下鄰艙結構的毀傷形式，結果表明，動爆時艙內沖擊波流場與靜爆時有較大差異，導致艙壁破壞模式不同；譚波[10]建立帶加強筋艙室模型，通過數值模擬對比分析發現，設備將對艙室內部流場分布及角隅部位沖擊波的匯聚產生影響，使艙室結構的破壞過程發生變化。

在艦炮彈藥對艙室毀傷方面，杜志鵬等[11]采用實船艙室模型進行炮彈艙內靜爆試驗，研究了艙內靜爆沖擊波的超壓、準靜態超壓、結構應變等數據處理方法，得到實驗爆源、艙室結構、設備和人體模型的簡化方法及設計制作要求；宋成俊等[12]研究了艦炮彈藥對艦船毀傷評估準則，將艦炮彈藥對艦船具體設施毀傷形式及效果的加權進行分析及評價。從已公開發表文獻看，目前尚未開展多次內爆對艦船艙室毀傷效應影響的研究，國外對這方面公開報道的文獻較少。

基于有限元軟件LS-DYNA，建立了2個不同尺寸、上下連接的艙室模型，利用完全重啟動功能，以不同順序分別在上下艙室設置同等當量的裝藥爆炸進行數值仿真分析，從而模擬相鄰艙室在遭受不同打擊次序的艦炮彈藥攻擊時，內爆對艦船結構所產生的破壞效果。分析結果對于實戰條件下艦炮武器對艦船毀傷效果評估、艦船防爆結構設計，以及艦艇作戰部門艦炮作戰使用都具有一定的參考價值。

1 仿真模型

為模擬艦炮彈藥連續內爆對艙室的疊加毀傷效應，建立上下2個艙室，炸藥先后在2個艙室的中心位置爆炸。仿真分析應用LS-DYNA中的完全重啟動功能，可在前階段爆炸反應結束后，將前一艙室爆炸后的爆炸產物刪除，將前一艙室內爆產生的相關材料模型的應力和變形等邊界條件傳遞給后一艙室內爆的分析過程。從而模擬一發炮彈在某一艙室爆炸后，另一發炮彈緊接著在相鄰艙室爆炸，對艙室結構所產生的疊加毀傷效果。由于分析建模過于復雜，本研究未考慮戰斗部破片對艙室的毀傷效應，僅模擬遭受艦炮彈藥連續攻擊時，在臨近艙室內部先后內爆產生的沖擊波超壓及準靜態壓力疊加毀傷效應對艙室結構的影響。

1.1 幾何模型

艙室模型由上下2個長方體結構組成。根據對有關小型艦船的調研數據[9]，對艙室模型設計如下：模型下部為輪機艙(艙室1)，尺寸為4 m×5 m×2.5 m；模型上部為指揮艙(艙室2)，尺寸為3 m×4 m×2.5 m。上下艙室甲板、艙壁均采用T型鋼、球扁鋼橫縱相交與面板焊接而成。各面板厚度為8 mm，T型鋼尺寸為⊥80 mm×6 mm/160 mm×6 mm，球扁鋼尺寸為60 mm×6 mm。具體結構尺寸如圖1所示，上下艙室甲板T型鋼和球扁鋼縱向相間布置，間距0.5 m；球扁鋼橫向等間隔布置，間距0.5 m；橫艙壁T型鋼和球扁鋼水平方向相間布置，間距0.5 m；舷側艙壁T型鋼和球扁鋼縱向相間布置，間距0.5 m，球扁鋼水平方向等間隔布置，間距0.5 m。上下艙室頂部甲板加強筋布置在迎爆面方向，底部甲板加強筋布置在背爆面；艙壁加強筋均為迎爆面布置。

因炮彈戰斗部破片與艙室結構的尺度差別較大，分析建模過于復雜，本研究未考慮破片對艙室的毀傷效應。由于戰斗部殼體在爆炸過程中因變形、破裂會對能量產生損耗，在數值模擬中又無法準確反映殼體對于爆炸能量的這一影響，因此采用了近似計算的方法將帶殼裝藥當量轉換為等效裸裝藥當量，帶殼裝藥質量與等效裸裝藥質量之間關系為[13-14]：

(1)

式中:Cbe為等效裝藥質量；C為實際裝藥質量，A=C/(C+M)，M為殼體質量；a為裝藥形狀參數，圓柱型裝藥取a=1；b為裝藥殼體形狀參數，對于圓柱型裝藥取b=2；γ為多方指數，γ=1.4。r0為殼體初始半徑、rp0為殼體膨脹形成破片時的半徑，殼體采用30CrMnSi，取rp0=1.5r0。選取各參數代入式(1)，并將實際裝藥質量換算成TNT當量，可得某口徑炮彈等效裝藥質量約為1kg。

等效戰斗部裝藥1和裝藥2均為1 kg TNT圓柱形裸裝藥，分別設置于艙室1和艙室2的幾何中心，先后在艙室1和艙室2中心爆炸。

1.01甲板； 2.主甲板； 3.第二甲板； 4.艙室1橫艙壁； 5.艙室2橫艙壁； 6.艙室1右舷側艙壁； 7.艙室2右舷側艙壁

1.2 有限元模型建立

采用非線性有限元軟件ANSYS/LS-DYNA建模，根據艙室對稱性，取x方向為艦艏方向，建立二分之一模型。如圖2(a)所示，有限元模型包括3部分組成：中心裝藥，艙室結構，以及艙室內外的空氣域。為便于觀察內部結構，圖中隱去了空氣網格。所有單元均采用solid164八節點實體單元，共劃分實體網格單元 45 241個，建立空氣模型網格單元 645 888個。因分析中戰斗部侵徹形成的孔洞對結果影響不大[15]，因此未建立孔模型。

其中艙室結構單元采用Lagrange網格描述，炸藥和空氣采用Euler網格描述；采用多物質ALE算法，通過罰函數傳遞能量。炸藥利用關鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION _GEOMETRY建立[16]，可將一部分空氣定義成炸藥的材料屬性，也可通過該關鍵字改變炸藥的半徑和形狀，使網格劃分更加方便，本分析定義為1 kg TNT當量的圓柱體戰斗部裝藥，沿Z軸水平布置。空氣域四周采用無反射邊界，對稱面約束方式為對稱約束。第一次爆炸炸藥在艙室1中心點起爆，質量為1 kg。當焊縫處出現破裂，爆炸產物接近空氣網格邊界時結束分析，取第一次分析時長15 ms；第二次應用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動功能，將艙室1內爆產生的相關材料模型的應力和變形等邊界條件傳遞給艙室2內爆的分析過程，爆炸在艙室2中心點起爆，到25 ms時結束，第二次分析時長10 ms。

由于上下艙室之間、艙室角隅部位均為焊接而成，結構屈服強度有所降低，同時沖擊作用下材料和結構容易出現斷裂、絕熱剪切等動破壞現象，因此在計算模型中使用等效接觸法[17]模擬艙壁交界處的焊縫，增加最大剪切應變失效準則。利用單元刪除技術模擬艙室的破壞，當單元變形引起塑性變形和剪切應變超過臨界值時，認為該單元破壞。為了便于判斷結構破壞情況，如圖2(b)所示，在艙室多個焊接位置分別選取分離部分共12個節點A～L，讀取各自坐標值并計算位置差，當位置差不為0則表示出現相對位移，焊縫開裂。在焊接位置分別選取8個空氣單元P1～8，讀取壓力值。

圖2 艙室內爆炸數值模擬模型(a)與測量點位置(b)示意圖

選取LS-DYNA程序提供的ALE算法建立流體與固體間的聯系，模擬戰斗部裝藥在艙室內爆炸后設備和艙室結構的響應和破壞[18]。

戰斗部進入艙室內部爆炸后，結構材料在高溫高壓下的動態力學性能非常復雜，必須考慮大變形、高應變率的影響。艙室與設備結構材料選用某型船用鋼，材料參數[9]見表1，采用 Plastic-Kinematic模型定義其材料本構關系，采用Mises屈服準則定義其失效，其中失效應變設定為0.2。應變率由Cowper-Symonds模型表達，應變率參數SRC和SRP分別設定為4×105和12[19]。裝藥為TNT裸裝藥，采用High-Explosive-Burn材料模型和JWL狀態方程描述[9]，參數為見表2。空氣采用理想氣體模型，用NULL模型描述，其中ρ0=1.29 kg/m，比內能e=2 MJ/kg，多方指數γ=1.4。

表1 艙室結構與設備材料參數

表2 裝藥性能參數

2 裝藥先后在艙室1和艙室2引爆的分析結果

通過數值模擬分別得到裝藥先后在艙室1、艙室2引爆的分析結果(工況1)，以及裝藥先后在艙室2、艙室1引爆的分析結果(工況2)。爆炸后不同瞬時艙室結構的毀傷情況及von Mises應力云圖分別如圖3～圖4。

圖3 工況1不同瞬時的von Mises應力云圖

裝藥1在艙室1中心位置起爆后，約1 100 μs時，沖擊波到達主甲板下側。在3 150 μs時，見圖3(a)，沖擊波作用于艙室1上下甲板，產生應力波在結構內傳播，受加強筋影響，產生不均勻分布；上艙室與主甲板中心以及上艙室T型鋼與主甲板焊接處出現應力集中，最大von Mises應力值約為451 MPa。爆炸產物形成的沖擊波繼續擴散，作用于兩側舷側艙壁，然后在甲板與舷側艙壁焊接部位形成匯聚，在4 500 μs時，見圖3(b)。

由于焊接部位應力集中，最大von Mises應力值約為469 MPa；應力波沿加強筋傳播至面板，并向艙室2傳遞。沖擊波繼續擴散，開始作用于艙室內距離最遠的橫艙壁，然后在甲板與橫艙壁、以及甲板、舷側艙壁、橫艙壁焊接處匯聚。沖擊波在艙室1內經多次反射，來回震蕩，見圖3(d)。在 15 000 μs時，最大von Mises應力值約為516 MPa，艙室1在壓力作用下向外膨脹，焊接處破裂處破口增大，板、舷側艙壁、橫艙壁焊接處破口最大，此時應力波經由各艙壁在艙室2內部傳播，在中央部位加強筋、1甲板與舷側艙壁焊縫處產生較大應力。分析至15 000 μs艙室1出現較大破口后終止了計算。

完成裝藥1在艙室1內部爆炸后，在分析結果的基礎上，應用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動功能，將艙室1內爆產生的相關材料模型的應力和變形等邊界條件傳遞給艙室2內爆的分析過程。裝藥2在艙室2中心位置起爆，沖擊波傳播與作用過程與艙室1類似。在17 850 μs時，見圖3(d)，沖擊波作用于艙室2各加筋板，上艙室與主甲板中心應力較為集中，但此時艙室1中應力尚未消除，最大von Mises應力值約為502 MPa。在18 750 μs時，見圖3(e)，沖擊波在各焊接角隅處匯聚，匯聚處應力較為集中，最大von Mises應力值約為543 MPa，受到艙室1爆炸的影響，且艙室2內部空間較小，此時艙室2從焊接處已出現裂縫；隨后裂縫進一步擴大，氣體開始泄放，壓力降低，在25 000 μs時，見圖3(f)，艙室2完全解體。

3 裝藥先后在艙室2和艙室1引爆的分析結果

改變裝藥起爆的順序，首先引爆在艙室2中心位置的裝藥2。在2 000 μs時，見圖4(a)，沖擊波作用于上甲板加強筋，產生應力波在艙室結構內部傳播；在4 200 μs時，見圖4(b)，爆轟產物和應力波在角隅部位匯聚，艙室2結構中von Mises最大應力值達到約515 MPa，焊接局部出現開裂；計算至10 000 μs時，見圖4(c)，結構從焊縫處解體，面板向四處飛散。分析至10 000 μs艙室2出現較大破口后終止計算。與工況1情況類似，完成裝藥2在艙室2內部爆炸后，在分析結果的基礎上，應用ANSYS/LS-DYNA中的完全重啟動功能進行分析。在11 800 μs時，見圖4(d)，在艙室2爆炸產生的應力波傳播至艙室1，與裝藥1爆炸沖擊波作用于艙壁形成的應力波疊加，艙室2各艙壁在艙室1爆炸作用和前序作用力的疊加作用下繼續飛散，與艙室1相連的橫艙壁以及舷側艙壁出現較大變形；在20 750 μs時，見圖4(e)，艙室2在沖擊波作用下對外膨脹，von Mises最大應力值達到約536 MPa；在25 000 μs時，見圖4(f)，艙室2膨脹程度增加，但未見焊縫開裂，von Mises最大應力值約為494 MPa，艙室2完全解體，終止計算。

圖4 工況2不同瞬時的von Mises應力云圖

4 壓力與相對位移分析

如圖5、圖6所示，分別讀取各測點壓力和相對位移值。由圖5可見，工況1中，艙室1即主甲板下較大艙室中裝藥先引爆，主甲板與舷側艙壁之間測點P-5最高壓力值達到約0.58 MPa，接近約7 ms左右，當準靜態壓力開始作用時，下面艙室第二甲板與橫艙壁之間的L處焊縫開始出現破裂，17 ms左右相對位移約25 mm，隨后主甲板與橫艙壁之間的I處焊縫也出現了較小的破裂；當艙室2中裝藥引爆后，01甲板與舷側艙壁之間測點P-1最高壓力值達到約0.7 MPa，約18 ms左右，01甲板與橫艙壁之間測點C處焊縫出現開裂，20 ms左右相對位移約10 mm。隨后上艙室與主甲板之間的D、E、F處焊縫開裂并不斷擴大，此時其余測點未開裂。

由圖6可見，工況2中，艙室2即主甲板上較小艙室中裝藥先引爆，01甲板與舷側艙壁之間測點P-1最高壓力值達到約0.66 MPa，接近約4 ms左右，上艙室01甲板與舷側艙壁之間的A處焊縫開始出現破裂，5 ms左右相對位移約11 mm，隨后艙室2與主甲板之間的D、E、F處焊縫開裂，在20 ms左右，最小相對位移達到了約90 mm；當艙室1中裝藥引爆后，主甲板與舷側艙壁之間測點P-5最高壓力值達到約0.61 MPa，此時艙室2各艙壁飛散，相對位移值遠高于艙室1。由此可見，從焊縫開裂程度看，工況2的毀傷效果要優于工況1。

圖5 工況1各測量點壓力與相對位移曲線

圖6 工況2各測量點壓力與相對位移曲線

分析其原因，對比分析工況1和工況2各測量點壓力與相對位移值可見，當裝藥先在某一艙室中引爆時，由于另一相鄰艙室受到擠壓，裝藥后引爆的艙室壓力值要略高。當裝藥先在容積較小的艙室中爆炸時，能量首先使艙室焊縫開裂，隨后裝藥在容積較大艙室爆炸時，能量轉換為艙室艙壁的變形能，并通過主甲板傳遞至較小艙室，使其破壞加劇，從而收到較好的毀傷效果；而如果裝藥先在較大艙室中爆炸，能量大部分轉換為艙壁的變形能，通過主甲板傳遞至上層較小艙室使之整體向上加速運動，能量被耗散，對于艙室的破壞貢獻相對較小。

5 結論

1) 針對不同空間大小組合的艙室結構，同等裝藥量的戰斗部采取不同的打擊次序將具有不同的毀傷效果；

2) 在利用艦炮彈藥打擊水面艦艇時，先行攻擊主甲板以上空間較小的艙室，再打擊下層空間較大的艙室，以艙室破裂的程度衡量，該打擊次序的毀傷效果要顯著優于先打擊空間較大的下層艙室；

3) 當裝藥先在容積較小的艙室中爆炸時，能量對艙室破壞的貢獻率相對較高，從而具有較好的毀傷效果。