舱室内爆毁伤效应数值模拟

熊 飞， 石 全， 陈邦均

(1.78616部队，成都 610213；2.军械工程学院 装备指挥与管理系，石家庄 050003)

舱室内爆毁伤效应数值模拟

熊 飞1， 石 全2， 陈邦均1

(1.78616部队，成都 610213；2.军械工程学院 装备指挥与管理系，石家庄 050003)

为了分析半穿甲战斗部击穿舰舷防护结构后，在舱室内部爆炸产生的毁伤效应，运用非线性动力学有限元软件ANSYS/LS-DYNA对舱室内爆毁伤过程进行了数值模拟。根据仿真结果，详细分析舱室内爆毁伤全过程，并研究舱壁厚度、炸药质量及炸点位置对舱室内爆毁伤效应的影响。结果表明：各舱壁之间的焊接处最容易发生失效破坏，且各舱壁的毁伤模式均有显著差异；随着舱壁厚度的增加、炸药质量的减小，舱室由整体分解与局部破口的复合毁伤模式，向焊缝撕裂破坏毁伤模式转变；当炸点位置不同时，舱室毁伤模式有显著区别，炸点位置不在舱室中心时，舱室出现花瓣撕裂毁伤模式。可为舰船防护以及导弹炸点位置的确定提供参考。

舱室；内爆；毁伤效应；数值模拟

1 引言

半穿甲战斗部击穿舰船防护装甲后在舰船舱室内部爆炸，会对舰船内部人员、设备等造成严重毁伤甚至使舰船沉没。由于高效的毁伤效能，半穿甲战斗部已成为反舰导弹的主要战斗部，其在舱室内部爆炸的毁伤效应已受到学者们的广泛关注。如朱建方〔1〕等通过数值模拟，对比了有加强筋与无加强筋下舱壁的毁伤特性。侯海量等〔2〕对舱内爆炸载荷特征进行了详细分析。李伟等〔3〕利用导弹模拟战斗部，进行了舱室内部爆炸模型实验，分析了高速破片和爆炸冲击波对舱室结构的联合毁伤效应。然而，以上研究成果的报道，主要集中在对舱室内爆冲击波载荷传播特性的分析，未对舰船舱室整体的毁伤模式及其影响因素进行探讨，得出的结论具有一定的局限性。由于舱壁厚度、炸药质量以及炸点位置的不同，舱室的内爆毁伤模式也呈现出显著的差异，因此，有必要对其进行深入研究。基于以上问题，本文运用ANSYS/LS-DYNA 动力学有限元软件，采用ALE〔4〕算法对舱室的内爆毁伤效应进行数值模拟，对不同工况下舱室毁伤模式进行分析。

2 数值仿真模型的建立

2.1 有限元模型的建立

典型舰船舱室结构〔2〕有限元模型如图1所示，舱室长5 m、宽3 m、高2.5 m。加强筋结构形式为L型与T型。其中，L型加强筋面板厚1.6 cm、宽3.3 cm，腹板高14 cm，腹板与面板厚0.8 cm；T型加强筋面板宽14 cm，腹板高32 cm，腹板与面板厚0.8 cm。舱室上甲板、右侧横舱壁与舷侧加强筋在舱室内部，下甲板、左侧横舱壁与纵舱壁加强筋在舱室外侧。

图1 有限元模型Fig.1 Finite element model

在不影响计算结果的条件下，为了建模方便与节省计算空间，将炸药简化为长方体，其长宽高之比为2∶1∶1。同时，考虑到弹体尺寸远远小于舱室板架尺寸，弹体的侵彻过程不会对舱室整体毁伤模式造成影响，因此，忽略弹体穿甲对舱壁的破坏作用。采用粘合分离接触方式模拟舱室各舱壁之间的焊接接触，粘合强度为焊接许用应力，取值为0.8σ0，静态屈服强度σ0= 685 MPa。

2.2 材料模型的选取与参数的确定

有限元模型中钢板材料为921A钢〔5〕，材料模型采用双线性弹塑性本构模型。该材料模型能反映出温度与应变率对材料力学性能的影响，材料的应变率效应由Cowper-Symonds模型描述，其动态屈服强度表示为

(1)

炸药采用JWL状态方程来描述其力学行为，炸药在爆轰过程中的压力p为

(2)

式中：p 为爆轰压力；A，B，R1，R2，ω为炸药材料常数； V1为相对体积；E0为单位体积内能。

炸药类型选择“B”类混合炸药，各材料参数取值为：A=542.2 GPa，B=7.678 GPa，R1=4.2，R2=1.1，ω=0.34，E0=4 980 J/g。

3 仿真结果分析

3.1 舱室内爆毁伤效应分析

根据有限元模型，对60 kg“B”炸药在舰船舱室中心爆炸进行数值模拟，其中舱室甲板、纵舱壁与舷侧板厚1.6 cm，横舱壁板厚1.2 cm。舱室在不同时刻毁伤模式如图2所示。

图2 不同时刻舱室毁伤模式Fig.2 Damage models of cabin at different time

由舱室内爆毁伤全过程可以看出，炸药在舰船舱室内部起爆后，冲击波迅速传播到离炸点位置最近的甲板中心处，板架材料受到的等效应力迅速达到1 GPa以上，由于加强筋的支撑作用，加强筋之间的板格出现微小的隆起变形(见图2(a))。随着冲击波与舱壁的相互作用，舱壁板架受到的等效应力逐渐增大，变形范围与变形程度也越来越大，在舱室上甲板中心的板格与加强筋连接处，由于材料等效应力超过其应力极限，材料单元发生失效，出现一微小破口(见图2(b))。随着冲击波与舱壁的反复作用，冲击波在舱室内不断反射，并在舱壁连接处形成汇聚波，造成舱壁之间的焊缝处应力集中，当焊接处受到的应力值大于焊接许用应力时，上下甲板与横舱壁之间的焊缝连接处发生撕裂(见图2(c))。随着内爆过程的继续进行，各舱壁变形越来越严重，横舱壁与其它板架之间的焊缝不断被撕开，由于横舱壁的板较薄，无法承受冲击波的压力，最终导致横舱壁中间板格被撕裂开，出现一较大破口，同时爆轰产物从破口处流出，对破口起到二次扩孔作用，在5 000 μs时舱室板架整体毁伤变形如图2(d)所示。

根据对舱室毁伤全过程的分析可以看出，各舱壁的毁伤形式与毁伤程度都是不同的，在5 000 μs时各舱壁速度变化与变形位移云图如图3所示，上下甲板、纵舱壁与舷侧板架以变形毁伤为主，且上下甲板变形程度要大于纵舱壁与舷侧板架的变形程度。横舱壁不仅出现较大变形且出现严重的破口撕裂毁伤，这与舱壁厚度、加强筋的结构形式和炸点距离有关。

图3 各舱壁速度变化与变形位移云图Fig.3 Velocity and deformation of the bulkhead

根据图3(a)可得，5 000 μs时上甲板与下甲板最大变形位移分别为26.2、23.9 cm，上甲板与下甲板质点平均速度分别为31.25、32.22 m/s，可以看出上甲板变形程度要大于下甲板，但上甲板平均速度低于下甲板。

根据图3(b)可得，纵舱壁与舷侧板架整体变形形式为凹型，与上下甲板焊缝相连接的两个板格变形最严重，中间三个板格由于受到加强筋支撑作用局部变形较小。板架最大变形位移出现在离上下甲板焊缝最近的L型加强筋处，5 000 μs时舷侧板架与纵舱壁最大变形位移分别为15.9、12.9 cm，舷侧板架与纵舱壁质点平均速度分别为23.53、23.61 m/s，即纵舱壁板架变形程度大于舷侧板架，板架质点平均速度也微小于舷侧板架。

根据图3(c)可得，横舱壁破坏形式为舱壁变形与破口撕裂的复合毁伤模式，且右侧横舱壁板架破口与变形程度均要明显大于左侧横舱壁，右横舱壁与左横舱壁质点平均速度分别为69.56、71.24 m/s。

3.2 不同舱壁厚度下内爆毁伤效应分析

为分析舱壁板厚对舱室毁伤模式的影响，改变舱壁板厚建立三个舱室有限元模型。各工况下舱壁厚度如表1所示。

表1 各工况下舱室模型

炸药质量均为60 kg，炸点位置在舱室中心处。对不同舱壁厚度下的舱室内爆过程进行数值模拟，在5 000 μs时不同工况下舱室毁伤模式如图4所示，随着舱壁板的增加，舱室毁伤模式由舱壁局部破口与焊缝撕裂的复合毁伤模式，逐渐向舱室焊缝撕裂毁伤模式转变。工况1，由于舱壁板较薄，在上下甲板中心与横舱壁中心板格处的靶板材料无法承受冲击波的压力，产生了塑性大变形与断裂失效，最终形成较大破口。由于冲击波在角隅处不断汇聚反射形成汇聚波，同时角隅处的焊接强度又低于材料本身的强度，因此，在各舱壁板架之间的焊接处产生撕裂破坏，最终导致整个舱室几乎整体分解。工况2，随着各舱壁厚度的增加，舱室最终毁伤形式也发生一定改变，舱室的上下甲板不再出现较大的局部破口毁伤，舱室毁伤模式主要以板架的变形与舱壁间的焊缝撕裂为主，且板架变形与焊缝撕裂程度要小于工况1，焊缝撕裂作用主要发生在横舱壁与其余舱壁之间的焊接处，但板较薄的横舱壁仍出现较大破口，舱室最终毁伤效果如图4(b)所示。工况3，各舱壁均未出现明显的破口毁伤，各舱壁的最终毁伤形式为舱壁间的焊缝撕裂与板架的变形，且焊缝撕裂与舱壁变形程度较工况1、工况2均有显著减小。根据以上分析可知，舱壁的厚度对舱室毁伤模式有显著影响，舱壁厚度的增加可以防止舱壁局部破口的产生，同时抑制焊缝的撕裂与舱壁的变形。

图4 不同舱壁厚度下舱室毁伤模式Fig.4 Damage models of cabin with different bulkhead thickness

3.3 不同炸药质量下舱室毁伤模式分析

为分析炸药质量对舱室毁伤模式的影响，采用图1中舱室有限元模型，对炸药质量分别为40、60、80 kg的“B”炸药在在舱室中心的爆炸过程进行数值模拟，得到5 000 μs时不同炸药质量下舱室毁伤模式如图5所示。

图5 不同炸药质量下舱室毁伤模式Fig.5 Damage models of cabin with different quality of explosives

由图5可以看出，炸药质量对舱室毁伤模式的影响与舱壁厚度对舱室毁伤模式的影响相似，随着炸药质量的增加，舱室毁伤模式由舱壁间焊缝撕裂毁伤，逐渐转变为舱壁局部破口与焊缝撕裂的复合毁伤模式，同时舱壁变形更加严重。当炸药质量为40 kg时，仅右侧横舱壁被撕裂产生明显破口，当炸药质量为60 kg时，舱室横舱壁均产生破口，且其余舱室整体变形增大，当炸药质量为80 kg时，上下甲板与横舱壁均出现破口，且横舱壁与各舱壁之间的焊缝几乎被完全撕开，其余焊缝处均出现不同程度的撕裂。不同炸药质量下，下甲板舱壁质点平均速度变化如图6所示，随着装药质量的增加，舱壁质点平均速度增加，舱壁获得的动能增大，在5 000 μs时，下甲板舱壁质点平均速度分别为18.75，32.22，40.06 m/s。

图6 下甲板舱壁质点平均速度变化曲线Fig.6 Average velocity change curve of the lower deck

3.4 不同炸点位置下舱室毁伤模式分析

为得到炸点位置对舱室毁伤模式的影响，改变炸点位置建立四个舱室内爆有限元模型，对不同工况下的舱室毁伤效应进行数值模拟。舱室模型与图1模型相同，炸药均为60 kg的B炸药。各工况下炸点具体位置如表2所示。

表2 各工况下炸点位置

在5 000 μs时不同工况下舱室毁伤模式如图7所示，由于炸点位置的不同，舱室毁伤模式有显著区别，当炸点位置位于舱室中间时，舱室毁伤模式以焊缝撕裂为主，舱壁整体塑性变形相对较小(见图7(a))。当炸点位置不在舱室中间时，舱室出现花瓣撕裂毁伤模式，离炸点最近的舱壁首先被撕裂炸飞，其余临近的四个舱壁的焊缝被撕裂开，且舱壁板架向舱外侧翻出一定角度，同时伴随一定的塑性变形(见图7(b～d))。对比图7(c～d)可得，虽然工况3与工况4的炸点位置仅相差不到25 cm，但工况3纵舱壁中心处仅出现严重的局部变形毁伤，但并未出现明显的破口，而工况4的纵舱壁出现一直径约为103.13 cm大的破口，但工况3中其余舱壁的毁伤变形与焊缝撕裂程度要大于工况4，这说明战斗部在舱室内部接触爆炸时，会对舱室板架造成严重的破口毁伤，且舱壁的局部破口的产生对炸点位置非常敏感。

图7 不同炸点下舱室毁伤模式Fig.7 Damage models of cabin at different exploding points

图8为工况2的上甲板毁伤效果仿真结果与已有真实毁伤实验〔3〕(炸点位置与工况2相同)中上甲板的效果对比，两者的靶板毁伤形态基本相同。这说明仿真模型得出的毁伤规律是基本可信的。

图8 上甲板仿真效果与真实实验对比Fig.8 Comparison of real experiment and simulation of the upper deck

4 结论

(1)半穿甲战斗部在舱室内部爆炸会对舱室造成严重毁伤，且各舱壁毁伤模式有显著差异。

(2)随着舱室板厚的增加、炸药质量的减小，舱室内爆毁伤模式由整体分解与局部破口的复合毁伤模式，逐步转变为焊缝撕裂破坏毁伤模式，同时，舱壁厚度增加有利于防止板架局部破口与焊缝的撕裂的产生。

(3)炸点位置对舱室毁伤模式也有显著影响，当炸点位置不在舱室中间时，舱室呈现花瓣撕裂毁伤模式，且装药在舱室内接触爆炸时，会使舱壁板架出现严重的破口毁伤。

(4)由于冲击波在角隅处的汇聚作用，会使舱壁间的焊缝处发生撕裂破坏，且在不同工况条件下，焊缝的撕裂始终是舱室的重要毁伤模式。

(5)在半穿甲战斗部炸点位置控制方面，当导弹攻击目标舱壁较厚时，舱室整体撕裂分解较为困难，可使战斗部击穿侧舷后在纵舱壁表面发生接触爆炸，使纵舱壁产生较大破口，同时产生大量二次破片对纵舱壁后方设备造成严重的二次毁伤。

(6)在舰船防护方面，根据防御等级合理确定舱壁厚度，可防止局部破口的产生与焊缝的撕裂，且应适当增加迎爆面的舱壁厚度，同时加强焊缝处的焊接强度或在焊接处增加辅助结构以达到提高舱室的整体抗爆性能的目的。

〔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)：7 066-7 068.

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)：7 066-7 068.

〔2〕 侯海量，朱锡，梅志远.舱内爆炸载荷及舱室板架结构的失效模式分析[J].爆炸与冲击， 2007，27(2)：151-157.

HOU Hai-liang,ZHU Xi,MEI Zhi-yuan.Study on the blast load and failure mode of ship structure subject to internal explosion [J].Explosion and Shock Waves,2007,27(2)：151-157.

〔3〕 李伟，朱锡，梅志远，等.战斗部舱内爆炸对舱室结构毁伤的实验研究[J].舰船科学与技术，2009,31(3)：34-37.

LI Wei,ZHU Xi,MEI Zhi-yuan,et al. Experimental studies on damage effect of missile warhead on cabin's structure under internal explosion [J].Ship Science and Technology, 2009,31(3):34-37.

〔4〕 GUILKEY J E, HARMAN T B, BANERJEE B.An Eulerian-Lagrangian approach for simulating explosions of energetic devices [J].Computers and Structures,2007,85(11):660-674.

〔5〕 吴林杰，朱锡，陈长海.爆点位置对空中接触爆炸下加筋板架破坏的影响[J].中国舰船研究，2012,7(6)：16-22.

WU Lin-jie,ZHU Xi,CHEN Chang-hai. Effects of changing the explosive position on the damage of stiffened plates subjected to air contact explosion [J].Chinese Journal of Ship Research,2012,7(6):16-22.

Numerical simulation on damage effect of cabin internal explosion

XIONG Fei1， SHI Quan2， CHEN Bang-jun1

(1. Unit 78616，Chengdu 610213，China；2. Department of Equipment Command and Management，Ordnance Engineering College，Shijiazhuang 050003，China)

In order to analyze the damage effect of cabin internal explosion after semi-armor-piercing warhead punctured the ship broadside defensive structure, the process of cabin internal explosion was numerically simulated by ANSYS/LS-DYNA software. The whole process of internal explosion was analyzed in detail，and the effect of bulkhead thickness，the quality of explosives and exploding points on internal explosion damage effect were researched. The analysis results showed that the welds between bulkheads were most likely to fail, and the damage model of bulkheads were significantly different. The damage model of cabin changed from the composite damage model of the overall damage and the local breakage to weld tearing damage model as bulkhead thickness increased and quality of explosives reduced. Cabin damage model was significantly different with different exploding point. The cabin appeared petal tearing damage model when the exploding point was not in the center of the chamber. The analysis results could provide a reference for cabin defense and determination of the location of warhead's exploding point.

Cabin；Internal explosion；Damage effect；Numerical simulation

1006-7051(2016)06-0032-06

2016-05-06

熊 飞(1989-)，男，硕士，从事战场抢修、维修工程的研究工作。E-mail：xfkj1234@163.com

TD235.1

A

10.3969/j.issn.1006-7051.2016.06.007