潜艇双层舷侧结构水下接触爆炸特性数值分析

孙登成 郭 君 苏 楠 朱东俊

（哈尔滨工程大学 船舶工程学院 哈尔滨150001）

引 言

舷侧是潜艇遭受水下兵器攻击的高频部位，本文对双层舷侧结构的抗爆性能进行研究。水下接触爆炸［1］作用下舷侧结构的响应以强非线性为显著特点，理论方法常见于简单板架等的求解，实验研究重复性差且易受实验操作及环境的影响，因而对于复杂船体结构的强冲击分析多采用数值方法。本文主要选取舷侧结构在接触爆炸作用下的几种主要构件为分析对象，考察各部位的响应特征，以吸收能量的比例反映结构部件抗爆性能的强弱，以期用于结构的防护冲击。

由于潜艇自身的隐秘性及敏感性，国内外关于潜艇舷侧结构尤其在近距爆炸下的特点、规律和抗爆性能研究公开的资料很少。Ls-Dyna［2］作为一种显式有限元分析软件，能较好地解决非线性问题，并且可以方便、快捷地求解，利于对爆炸现象进行相似的规律统计。吉田隆［3］对二战初期战舰的破口进行统计，但因其很大一部分由商船改建而来，所以本文欲选用常规钢质材料，从破口尺寸及舷侧各主要结构的响应特点对潜艇舷侧结构进行仿真计算。

1 数值模型

与水下非接触爆炸主要造成舰船总体损伤相比，水下接触爆炸主要造成局部结构的严重破坏，对舰船抗沉性影响较大。为节约计算资源提高效率，取潜艇中部舱段进行数值计算，采用Ansys软件进行舱段等比例实体建模以更好地反映结构的动力学行为，完成的舱段模型近似为双层圆柱壳，如图1所示。舱段长35 m，型宽8.5 m，耐压壳宽7 m，外壳板厚定义为15 mm，内壳板厚为28 mm，环肋及连接结构板厚为22 mm。壳结构采用Belytschko-Tsay薄壳单元，骨材、梁结构等采用Truss梁单元，艇体结构单元计算采用Lagrange乘子算法［2］。

图1 潜艇舱段有限元模型

舱段外壳与流场在接触爆炸载荷作用下产生明显的流固耦合效应，在数值计算中采用ALE算法实现，炸药设置在舱段中部舷侧距外壳0.5 m处。通过多次计算，对此工况的设定进行了归纳总结，确定药包模型为LS-DYNA材料库中的MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，采用JWL［2］状 态方程运算，水流场则用NULL材料模型，状态方程采用GRUNEISEN［2］状态方程描述，对于船体结构，采用计及塑性阶段的PLASTIC_KINEMATIC材料模型，各模型具体参数设定如表1-表3所示。

表1 炸药参数

表2 水介质参数

表3 钢材料参数

2 载荷有效性验证

为了解决LS-DYNA模拟水爆冲击波衰减过快的问题，需建立合理的密集型网格以保证近场载荷输入的准确性［5］。对于流场采用渐进式网格，在2R0～4R0范围内，取流场网格尺寸与炸药网格尺寸相当；在4R0～12R0范围内，取流场网格尺寸为炸药网格的两倍，以此渐进变大，如图2所示。

图2 炸药及流场网格划分

流场载荷的准确性直接关系计算的成败。应首先保证计算中药包的自由场冲压力的准确性，由于主要研究结构的局部破坏，故只考虑冲击波载荷的作用。现参照Cole［6］经验公式来检验计算载荷，具体体现在压力峰值及冲量两个方面。

（1）冲击波压力峰值

式中：W为装药量；R为爆距；k、α为与炸药性能有关的经验参数，对于TNT，k= 53.3、α=1.13。

（2）比冲量

式中：α、β为与炸药性能有关的经验参数，对于TNT，l=5 768、β=0.89。

基于适用于水利建设的地理水纹记号系统化研究，本文提出了系统化的研究方法及流程，把视觉传达设计运用于具体的水利水纹记号改良设计。我国现代水利中的地理水纹记号还有待于规范、完善，这对于我国水利现代化建设以及水文化发展具有重大现实意义。

文献［7］指出，自由场压力的确定是水下爆炸工作的基础。图3所示为数值计算中流场距爆心1 m、3 m、5 m和10 m处单元的自由场压力曲线，并将峰值和比冲量计算值与经验值对比，见表4。

图3 各爆距自由场压力时历曲线

表4 冲击波压力峰值和比冲量的计算值与经验值对比

与经验值对比可知，密集网格划法及参数设置计算的冲击波载荷，尤其是近场时的载荷保持着较高的精确性，满足接触爆炸计算的精度需求，证实了冲击波载荷的有效性。

3 抗爆特性分析

3.1 舷侧结构破坏模式

图4、表5分别为舷侧破口塑性区云图及与估算一般水面舰破口的修正吉田隆［3］经验公式的对比结果。

图4 舷侧破损情况

表5 舱段破口尺寸估算结果

a、b为破口尺寸，c为塑性应变区域。与修正的半经验公式对比可知，采用类似钢材的潜艇破口明显地小于一般水面舰艇，反映出潜艇封闭的拱形结构强度更大。由于外壳及附连结构等的缓冲作用，潜艇内壳未出现破口，但塑性区域同样较大，并且非耐压壳的大开口已致使潜艇的储备浮力损失严重，极易导致艇体浮态失控，在深水环境中危险性尤为突出。

图5 支承连接结构应变云图

起连接、支承内外壳作用的主要构件应变如图5所示。塑性应变区域集中在接近外壳破口的地方，平台、环肋及舱壁为产生严重塑性变形的结构。这一方面是由于爆炸冲击波的直接作用，另一方面由于其参与内外壳等结构的协调而产生变形。还可以看出，产生塑性区域的面积较大，说明其在一定程度上限制了双层结构的整体变形，参与到力的传递过程，反映了能量的传递方向。

耐压壳的应变分布如图6所示，塑性区对应外壳破口位置，无明显的塑性应变集中且值明显小于外壳，这是由于经过外壳的消耗和舱壁等横向强构件的传递后，作用在内壳的残余冲击波载荷已大为减弱，并且内壳强度比外壳更大，故造成内壳应变较小。这也从侧面反映出双层舷侧结构的缓冲作用和耐压壳的密闭性。

图6 内壳应变云图

从具体响应值上来看，现取爆心附近强力构件上的点为刚性点，并得到内壳板格中点的位移曲线（如下页图7所示），将两者位移时历曲线做差，得到的中点变形即近似为内壳板格的中点挠度曲线。

图7 挠度曲线

由挠度曲线可知，内壳中点挠度在回弹后偏离0坐标，产生一定的塑性变形。应力曲线和应变曲线反映材料特性变化过程，图8为离破口附近内外壳对应位置上的塑性应变，图9为相应的应力结果。

图8 应变时历曲线

图9 应力时历曲线

由图8看出，在0.01 s内应变有两个不同速率的上升阶段，与冲击波波形变化对应：第一个阶段由压力值较大的冲击波尖锐阶段造成，时间非常短；第二个阶段由剩余冲击波压力的冲量增加影响，时间稍长。由图9可知，破口附近的内壳、外壳对应单元应力变化趋势与应变相对应，高速冲击波过后外壳的应力趋于稳定而内壳应力出现负值，从其应力水平可推断为应力卸载之后整体弯曲变形的作用，导致内壳产生中面拉力、压力，而外壳附近单元由于破口的存在，故不随整体协同变形，应力值趋稳。

3.2 接触爆炸吸能分析

各部件的吸能特性及比例反映了舷侧抗爆性能的强弱。水下接触爆炸时，由于各部分结构形式、位置以及板厚等不同会导致对能量反应的差异，现按照外壳、内壳及支承连接结构分类，探讨不同结构所吸收能量的特点及比例。

结构的总内能包括未完全破坏构件的能量以及已完全破坏构件的能量，因此在计算时应将两者全部包含在内。图10是舷侧接触爆炸工况下，不同结构吸能曲线。

图10 结构吸能曲线

而内能又主要表现为两种形式：一是结构变形弹性势能，二是结构塑性应变所吸收的能量。从能量特性上看，能量吸收的峰值反映出其对能量分流的敏感程度，内能最终值变化反映出结构塑性破坏的程度，结合两者对比分析则能够说明结构的刚度分布及连接的强度，结果如下页表6所示。

从图10及表6可看出，爆炸初期由于载荷作用的瞬时性，各结构能量迅速增加值达到峰值，而后以不同的速率衰减。峰值代表了能量分流能力，从效果来看，支承连接构件>内壳>外壳，即表示结构的吸能能力，但差别不明显。

表6 结构吸能比例

外壳的能量终值比例最小，这是由于外壳在产生破口的同时还存在较大的变形，导致能量中含有最大比例的弹性能；而剩余两结构由于布置有纵横强力构件，塑性变形的比例更大，使得两者内能变化较小。事实上，构件吸收能量的峰值和终值的变化反映出结构的塑性损伤程度，间接说明了结构的强弱程度，因此，两种能量的比例反映出结构的吸能和抗冲击能力。

4 结 论

对潜艇舷侧双层结构分析可以看出，水下接触爆炸作用下，外壳产生大的破口，支承连接结构应力集中现象明显，内壳的响应相对均匀。强度大的内壳主要为塑性吸能，故不易变形，而强度小的外壳则包含较大势能，通过对比吸能比例及变化可以反映结构的吸能和抗冲击能力。在得到各结构的上述吸能特性后，可以为潜艇舷侧的结构布置、强度增强提供一定参考。

［1］ 宋莹，任少飞，吴超，等.相似理论在水下爆炸冲击波载荷中的应用［J］.船舶，2012（1）：44-47.

［2］ 赵海鸥.LS-DYNA动力分析指南［M］.北京：兵器工业出版社，2003.

［3］ 吉田隆.二次世界大战初期日本海军舰船在炸弹攻击下的损伤实例分析［J］.船の科学，1990（5）：70-81.

［4］ 姚熊亮，王玉红，史冬岩.圆筒结构水下爆炸数值实验研究［J］，哈尔滨工程大学学报，2002（1）：5-8.

［5］ 刘士光，张涛，岳建军.水下爆炸冲击载荷作用下加筋复合材料浸潜壳体结构的动力响应［J］.舰船科学技术，2005（6）：26-29.

［6］ 库尔.水下爆炸［M］.北京：国防工业出版社，1960．

［7］ 金辉，周学滨，周华，等.水下爆炸中自由场压力和船体壁压的测量与分析［J］.海军工程大学学报，2009（5）：82-87.