空中爆炸载荷作用下舰船结构毁伤规律研究

2012-09-27岳永威王奂钧

船舶 2012年1期

王超岳永威吕帅王奂钧

（哈尔滨工程大学船舶工程学院哈尔滨 150001）

0 引言

当今是海洋的世界，随着陆地资源的短缺，各国纷纷把目光投向广阔的海洋，据不完全统计，海底所蕴藏的资源为陆地资源的10倍之多，海洋资源的争夺之战以及海上战略控制权的争夺使得当前水面舰艇面临越来越多的安全威胁。特别是随着精确制导技术的日趋成熟，水面舰艇遭受空中爆炸的几率大大增加［1］，这些都给舰船的防护工作带来了困难。

所谓空中爆炸［2-3］，是指炸药、弹药和导弹等攻击性武器在距离舰船附近位置处爆炸，形成超高压高温冲击波对结构局部造成严重毁伤，其原理及毁伤方式与水下爆炸截然不同［4］。目前对于空中爆炸的研究方法主要包括实船实验、理论分析以及数值仿真，由于实船实验具有高危险性和高成本的特点，因此实验的方法不具有普遍适用性。针对理论分析，国内外学者均进行了大量研究，得出了一些公式和计算方法［5-7］，但对于空中爆炸载荷下的响应研究大多数针对简单船体板架，而针对船体结构则鲜有文献和数据。因此本文采用数值模拟的方法对空中爆炸载荷作用下的船体毁伤和响应问题进行研究，在掌握空中爆炸冲击波的传播规律及毁伤效果、提高水面舰艇生存能力等方面具有十分重要的实际意义。

鉴于LS-DYNA［8］在计算高度非线性以及流固耦合问题方面具有明显的优势，本文选取大型商用有限元软件LS-DYNA对结构的响应问题进行数值模拟分析。首先利用通用软件ANSYS建立船体、药包和流场的模型，而后通过添加关键字来定义计算方法和相关参数，并提交LS-DYNA求解器进行计算，得出计算结果文件，最后选取船体典型位置，提取其响应曲线进行分析，并得出了相关结论，为舰船结构的研究提供了依据。

1 舰船数值计算模型

文中选取排水量为1000吨级某型号综合补给舰作为研究对象，其总长72 m、满载水线长67.36 m、型宽11 m、型深4.9 m、满载吃水3.93 m、肋距0.6 m。首先利用大型通用有限元软件ANSYS对该型舰建立几何模型，几何模型采用笛卡尔坐标系。坐标原点取在基线上船尾正下方处，x轴重合于基线，向舰首方向为正；y轴垂直于中线面，向左舷为正；z轴垂直于水线面，向上方为正。坐标以m为单位。示意图如图1:

在ANSYS/LS-DYNA前处理器中建立药包以及周围空气流场几何模型。流场域半径取药包半径的6倍，随后在对船体及流场进行网格划分时，由于空中爆炸的局部效应，因而采用局部网格加密技术对该舰船进行有限元网格划分，即在在爆炸点附近进行局部网格加密，设置网格尺寸为0.1 m，而船体其余部位采用0.3 m网格模拟。通过使用局部网格加密技术，既能确保计算精度，又减少了计算时间。

在进行舰船空中爆炸数值模拟的过程中，外部流场网格划分的因素起到了关键的作用。流场网格划分的大小跟冲击载荷的频率成分有关，然而在时域内很难确定冲击载荷的频率成分，这时需要对冲击载荷进行谱分析以确定冲击载荷的主要频率成分。在实际工作中，往往需要凭借使用者的经验来判断网格的密度。一般认为如果要使分析结果和实验比较吻合，结构以及结构周围的流场一般在一个冲击波波长内至少有10～25个网格，而外部流场在一个冲击波波长之内大约有1～5个网格即可。对于大模型来说，通常在流固交接面附近划分高精度网格，而其余流场网格可以略粗一些。最终形成船体与其周围流场的三维有限元模型，如图2～4所示。

2 计算参数及爆炸工况

在对爆炸载荷作用下的舰船结构毁伤进行数值模拟的过程中，参数选取至关重要。因此本文在借鉴相关文献的基础上，通过大量反复试算，得出适用于空中爆炸载荷的参数设置方案。其中高能炸药模型［8］采用LS-DYNA程序中MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，其相应参数分别为材料密度 ρ=1640 kg/m3，爆速 D=6930 m/s，爆压 pcj=2.1×1010Pa，材料常数 A=3.712×1011Pa，B=3.231×1010Pa，R1=4.25，R2=0.95，ω=0.35，初始内能 E0=8.0×109J，初始相对体积V0=1.0。

爆轰产物的压力一般根据JWL状态方程计算，它的具体形式为:

空气流场采用NULL材料模型，其相应参数分别为:密度ρ=1.292 kg/m3，通过JWL状态方程计算得到的载荷大小，加载到空气流场上的节点化为节点力，以及LINEAR-POLY-NOMIAL状态方程加以描述。线性多项式状态方程为［9］:

式中:P为爆轰压力；

E为单位体积内能；

V为相对体积。

当线性多项式用于空气模型时，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=0.4。

爆炸载荷与船体结构的耦合作用采用LS-DYNA中ALE［8］方法计算，同时通过定义关键字*Boundary设定无反射边界，以减少边界反射对计算精度的影响；定义*Constrained_Lagrange_In_Solid定义流固耦合算法，定义*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE设定船体结构的相互接触。对于船体结构，采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型计算，用C-S模型考虑应变率效应，在板架结构沿板厚方向取4～5个高斯积分点以确保计算的准确度，从而在接触爆炸作用下船体结构产生高应变率响应的情况下，合理考虑应变率对材料性能的影响，以正确判断结构破损情况，同时考虑了等效失效应变模式定义材料的失效。根据文献［10］取材料的等效塑性应变的失效应变为 0.28［10］。

为了使研究具有全面性，本文考虑六种药包质量:100 kg、200 kg、400 kg、600 kg、800 kg、1000 kg，以及爆距600 mm，分别位于船艏、船肿和船尾的主甲板、舷侧和上层平台的正外方。

3 计算结果分析

图5～7为通过LS-DYNA求解器计算出的典型工况和部位下的毁伤效应示意图，从图中可以看出空中爆炸具有很高的威力，直接造成了船体的破口毁伤和大区域塑形变形。

这里提取流场距离药包较近位置R=5 m和流场边缘R=30 m的压力曲线，从图中可以看出两者在数量级上有着极大差别，证明空中爆炸具有局部损坏的特性。同时验证了本文所取流场域的准确性，相对比水下爆炸，空中爆炸所产生的局部效应更加明显。

为验证本文的计算精度，这里分别对舰船各典型部位的空爆破口尺寸采用吉田隆［11］公式计算结果与数值计算结果进行对比，见表1～3。

表1 船体主甲板破口尺寸计算数据表

表2 船体上层甲板破口尺寸计算数据表

表3 船体舷侧破口尺寸计算数据表

从表中可以看出，对于综合补给舰类船型，由于载有大量燃料和燃油，船舶的型宽与型深之比往往较大，因此主甲板暴露面积较大，板厚往往较舷侧和上甲板大，所以在相同爆炸载荷作用下，舷侧和上甲板产生的破口面积较大，成为综合补给舰的防护弱点，应予以加强。同时根据以上结果可知，绝大部分仿真结果与经验公式吻合较好，且破口半径计算误差平均在10%左右，可证明依靠数值仿真方法进行舰艇结构毁伤效应的分析方法可以用于工程实践。从上述数据中可以看出，通过LS-DYNA计算出的破口半径略小于吉田隆的经验公式。究其原因，分析可知由于现代舰船采用的钢材较二战期间的材料强度高，且LS-DYNA在计算空中爆炸载荷时存在衰减过快的问题，因此造成所得破口半径较小。

在不同爆距工况下提取舰船舷侧典型位置冲击响应曲线如图10、图11:

分析舰体典型位置处的冲击响应有以下特点:在空中爆炸载荷作用下，舰船结构在垂向、横向以及纵向均具有较大加速度响应，这一点与水下爆炸以垂向加速度为主的特点有很大不同，由于空气对结构响应的衰减能力弱于水，因而空中爆炸船体的响应衰减趋势较弱。下面给出在不同药量的计算工况下，舰艇舯部受空中接触爆炸载荷作用下各时刻的应力变化云图，见下页中图12、图13。

从云图中可以看出，随着时间的推移，爆炸产生的应力波从爆炸中心开始，沿船长方向向外传播，且药量越大，应力波传播速度越快；同时在结构交界处较易出现应力集中的现象，如船体甲板大开口处、甲板与舷侧交接部位、强横梁交界处以及上层甲板与外板的连接部位，其对舰船强度有较大影响。