内爆载荷作用下多舱室结构的破坏仿真分析

李俊承，余春祥，牛公杰，李会敏

(中国工程物理研究院 总体工程研究所，四川 绵阳621900)

0 引 言

大型舰船是现代攻防作战体系中常使用的海上平台，而反舰导弹是打击舰船的主要武器装备。目前反舰导弹多采用半穿甲战斗部，穿透舰船外壳进入舰体内部爆炸，不仅对舰体结构造成严重破坏，还对舱内仪器和人员构成致命威胁［1］。因此，舰船舱室在内部爆炸载荷下的毁伤情况成了舰船设计与导弹研发双方都十分关注的问题。

反舰战斗部侵入到舱室内部爆炸，主要的毁伤要素是爆炸产物和爆炸冲击波。由于舱室的密封效应，爆炸冲击波在舱内多次反射，舱内流场远比自由大气中爆炸情况复杂，毁伤效果也更强［2］。开展舱室内爆研究，了解密闭/半密闭空间爆炸载荷特性以及结构破坏机理，对提高舰船生命力以及反舰武器毁伤效果评估都具有重要的工程应用价值。

本文在调研典型舰船舱室结构特性基础上，针对反舰导弹掠海侧舷攻击和顶部攻击2 种模式，分别建立了3 ×3 ×1 多舱室结构模型。采用LS -DYNA 模拟分析了多个舱室结构在内部爆炸冲击载荷作用下的变形和破坏过程，对炸药在舱内爆炸的毁伤特点以及舱室结构的破坏机理进行研究分析，对比同装药量、不同攻击模式下的多舱室毁伤结果。研究分析结果对舰船内部防爆结构设计以及反舰武器毁伤效果评估都具有一定的参考意义。

1 仿真分析模型

1.1 算法选取

在分析的问题中，涉及流体流动、固体大变形以及流体与固体在复杂载荷条件下的相互作用等问题。LS - DYNA 程序中提供了Lagrange，Euler和ALE (任意拉格郎日欧拉算法)3 种不同算法来描述流体与固体的相互耦合作用，其中ALE 算法兼具Lagrange 算法和Euler 算法的优点，在结构边界运动处理上能有效地跟踪物质结构边界;同时在求解过程中网格还可以根据定义的参数适当调整位置，克服网格严重畸变的问题［3］。因此，本文中选取LS -DYNA 程序提供的ALE 算法建立流体与固体间的联系，实现流固耦合的动态分析，模拟炸药在舱室内爆炸后舱室结构的响应和破坏。

1.2 材料特性

爆炸冲击载荷作用下，结构材料产生快速变形，与受静载荷作用的情况相比，动态屈服应力比静态屈服应力有明显提高，材料力学性能表现更为复杂。因此，船用钢板选用与应变率相关的各向同性塑性随动硬化模型［4］，程序中用关键字* MAT_PLASTIC_KINEMATIC 定义，材料密度为7 800 kg/m3，泊松比0.33，弹性模量2.07 × 1011Pa，屈服强度约400 MPa，塑性失效应变［5］εmax=0.28。考虑到在冲击作用下薄壁材料和结构易出现断裂、绝热剪切等破坏，在计算模型中增加最大剪应变失效准则，剪切失效应变［1］τmax=0.12。利用单元删除技术模拟舱室的破坏，即当单元变形引起的塑性变形或剪切应变超过临界值时，认为该单元破坏。

炸药由材料模型和状态方程共同描述，程序中用关键字* MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 来定义材料模型。爆轰压力P、单位体积内能E和相对体积V的关系采用Jones-Wilkins-Lee (JWL)状态方程加以描述:

式中:ω为材料常数;A，B，R1，R2为材料常数。计算中TNT 炸药的材料参数为:A = 374 GPa，B =3.23 GPa，R1= 4.15，R2= 0.95，ω = 0.3，E =4 800 J/g。

空气采用NULL 材料模型以及符合伽马定律的线性多项式状态方程描述，函数为:

计算中空气状态方程的参数分别为:初始密度ρ0= 1.29 kg/m3，绝热指数γ = 1.4，比内能e =2.0 MJ/kg。

1.3 舱室结构及有限元模型

现代大型舰船船体横向以甲板和平台分为若干层空间，纵向以隔壁分为若干水密舱段，为提高舰船生命力，在关键部位还有装甲和隔舱等各种防护措施。舰体内部舱室通常按层序布置，像弹药舱、燃油舱、动力舱等一类重要舱室通常分布于船身中部水线以下位置，且具备多层复杂防御结构，被直接命中和破坏的概率很小。相比较而言，人员居住、生活服务类舱室分布较广，被击中的概率较大，因此，本文主要以此类舱室作为研究目标，根据文献［6］中数据，此类舱室多数面积在10 m2左右，由一般甲板间高度在2.4～2.8 m 范围内可知，舱室空间大小约为27 m3。

数值模拟中，在同一平面上建立9个舱室，单个舱室尺寸为3 m ×3 m ×3 m，舱室四周壁厚取6 mm，上、下舱板厚度取20 mm［6］。假设导弹从侧舷/顶部穿入中心舱室，舱壁上留下一个约Φ 500 mm的破口，起爆位置在中心处，模型具体结构如图1和图2所示。

建模过程中，建立包括炸药、空气和舱室钢板3 种物质。舱室钢板使用SHELL163 单元模拟，炸药与空气采用显式实体单元SOLID164 模拟，炸药药量根据一般反舰战斗部的装药量设计为50 kg和100 kg 两种情况，利用对称性取1/4模型进行构建(见图1和图2)，为有效观察分析舱室结构的变形和破坏，建立的空气域应略大于舱室尺寸。

建模及计算中采用的单位制为cm，g，us。

图1 侧舷攻击下的多舱室建模示意Fig.1 Cabins modeling schematic under broadside attack

图2 顶部攻击下的多舱室建模示意Fig.2 Cabins modeling schematic under top attack

2 计算结果及分析

2.1 舱室结构的动态响应

图3 展示了侧舷攻击下50 kg TNT 炸药起爆后整个舱室结构随时间的变形破坏过程。

由图可知，四周舱壁破坏模式大致呈现为中心处的外鼓和沿角隅部位的撕裂，如图3(a)和图3(b)所示;在导弹穿入方向，由于有初始破口，结构整体强度被削弱，爆炸冲击对该处的拉伸、撕裂作用更显著，毁坏效果也更严重，如图3(c)所示;舱室破坏的整体示意如图3(d)所示，可以看出，上、下舱板变形远小于内部四周壁面，只有局部的变形和轻微的外鼓，这是因为上、下舱板厚度远高于四周壁面，增加了对爆炸能量的上、下约束，能量优先向推进阻力较弱的区域传播。若不考虑由于舱内设备毁坏而造成的连锁破坏反应，可近似认为爆炸毁伤区域集中在该平面层。

图3 舱室结构变形破坏过程(等效应力云图)Fig.3 Cabins structural deformation and failure processes(Von-Mises stress contours)

2.2 内爆载荷特点分析

为了分析内爆作用下，舱壁结构所承受的冲击载荷的特点，在中心舱室内设计3个特征点，分别位于单个壁面附近、两壁面交汇处和三壁面交汇处，空间位置见图4，提取这3个位置处空气单元的压力时程曲线，分别对应图5 中的A，B，C 三条曲线。

可以看出，三壁面交汇处的超压值最高，两壁面交汇处次之，单个壁面附近存在一个明显高于首次冲击波压力的峰值超压(A 曲线中，壁面反射压力为入射压力的2.34 倍)。这是因为在冲击波传播过程中，当波阵面碰触到舱壁结构后，在结构表面形成反射，部分向爆心汇聚，部分沿结构表面传播;当到达两壁面角隅形时形成汇聚冲击波，增加该局部区域的压力值;而在三面交汇处，在三向约束的狭小区域内，各个方向的冲击波和各个面的反射波都汇聚到一起，形成一个远大于其他区域的超压(图中C 曲线，最大压力为143.07 MPa)，该值是自由场下冲击波强度的98 倍(同等药量下，无限空气域中相同位置的峰值超压约为1.456 MPa)。

图4 特征点单元空间位置Fig.4 The spatial location of the feature points

图5 特征空气单元压力时程曲线Fig.5 Pressure-time curve of the air units

3 不同打击工况下的破坏效果对比

图6和图7 分别为在侧舷和顶部打击下，100 kg TNT爆炸后，相同特征时刻多个舱室的变形和破坏情况。

对比图3 中的舱室破坏过程可以发现，与50 kg TNT 爆炸载荷下舱壁结构主要表现出来的连接处剪切失效不同，在100 kg TNT 爆炸载荷下，舱壁结构首先在中心位置处发生破坏。这是由于冲击波首先到达该处，在强脉冲载荷作用下，结构局部发生大的塑性变形而发生材料失效，产生十字破口，内部高温高压气体卸载，并通过破口传播到外层舱室，继续破坏更外层的舱壁，舱壁呈现为“花瓣型”破坏，如图6(b)与图7(b)所示。

顶部攻击情况下，多舱室内部破坏区域呈对称分布，如图6(c)所示，由于上舱板在厚度上远高于四周舱壁，顶部舱板破口对内部毁伤效果的影响并不明显，多舱室内部宏观呈现为“十”字型的破坏效果。

侧舷攻击情况下，在导弹穿入方向，舱室的破坏较其他方向略严重，如图7(c)所示，但相比于图3(c)中的情况，由舱壁初始破口而造成的破坏差异已明显减小，可以预见，随着装药量的进一步增加(100～150 kg)，这种差异还将继续减小，可近似忽略。

基于上述分析，在对遭受较大装药量打击的舰船进行内部结构毁伤评估时，对于同样内部中心处起爆的情况，可不考虑舱壁上导弹破口的影响，这样，在构建的舱室模型时可利用对称性取1/8 建模，较文中考虑破口而采用的1/4 建模方法，计算规模更小，更省时间，还能大大方便建模过程，或者进行更大/更多舱室空间的构建，获取更为宏观的毁伤评估结果。

图6 顶部攻击下的多舱室变形破坏过程Fig.6 Deformation and failure process under top attack

图7 侧舷攻击下的多舱室变形破坏过程Fig.7 Deformation and failure process under broadside attack

2 种攻击情况下，顶角处的4个舱室均保存较为完整，这是因为在内部中心舱室破坏后，爆炸能量的传播方向与这些舱壁表面法相垂直，两者间相互作用的程度有限，最终形成了“十”字形的内部破坏特征。

4 结 语

通过数值模拟典型舰船舱室在内部爆炸载荷作用下的结构响应，分析其破坏过程，得出以下结论:

1)炸药在舱室内爆炸后，产生的冲击波会在结构表面发生反射从而成倍增加局部区域的超压值;同时在舱室角隅部位，特别是三面汇聚处，还有强度远高于自由场的汇聚冲击波，舱室结构将承受这些冲击波的多次反复作用;

2)较小药量下(50 kg TNT)舱壁结构的失效主要表现为沿角隅部位的撕裂和中心位置的外鼓，而在较大药量下(100 kg TNT)，首先表现出来的是舱壁中心处的塑性大变形失效，之后才伴随沿角隅部位的撕裂，舱壁呈现为“花瓣型”破坏;

3)由于舱室布局和结构破坏的影响，爆炸能量主要沿“十”字形传播，多舱室的破坏模式也呈现“十”字形破坏，这与自由空间中的球型破坏区域有明显区别;

4)导弹破口对最终破坏效果的影响随着装药量的增加而逐渐降低。对于内部中心处大装药量爆炸的情况，在多舱室建模时，可近似忽略导弹破口的影响，从而方便计算过程或者进行更大空间/范围的仿真分析。

［1］朱建方，王伟力，曾亮.舰艇舱室内爆毁伤的建模与仿真分析［J］.系统仿真学报，2009，21(22):7066 -7072.ZHU Jian-fang，WANG Wei-li，ZENG Liang.Modeling and simulation of damage effect of ship cabin subject to internal explosion［J］.Journal of System Simulation，2009，21(22):7066 -7072.

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［4］孔祥韶.大型水面舰艇舷侧防护结构内爆的数值研究［D］.武汉:武汉理工大学，2009.

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