唐廷，朱錫，侯海量，陳長(zhǎng)海

(1.海軍工程大學(xué)天津校區(qū)，天津300450;2.海軍工程大學(xué)船舶與動(dòng)力學(xué)院，湖北武漢430033)

大型水面艦艇在現(xiàn)代海戰(zhàn)中面臨的主要水下威脅為魚(yú)雷的接觸爆炸破壞.為此，大型水面艦艇在其水下舷側(cè)部位設(shè)置防雷艙結(jié)構(gòu)，以增強(qiáng)艦艇的被動(dòng)防御能力和生存能力，所以開(kāi)展大型水面艦艇防雷艙結(jié)構(gòu)的研究具有重要的軍事意義.

直接關(guān)于防雷艙結(jié)構(gòu)研究的文獻(xiàn)很少，可供查閱的國(guó)外文獻(xiàn)主要為簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)對(duì)水下接觸爆炸的響應(yīng)研究［1-3］，或者是艦艇結(jié)構(gòu)對(duì)水下非接觸爆炸的響應(yīng)研究［4-5］.近年來(lái)，隨著我國(guó)海軍的迅速發(fā)展，大型水面艦艇防雷艙結(jié)構(gòu)的研究受到了部分學(xué)者的關(guān)注.哈爾濱工程大學(xué)運(yùn)用ANSYS/LS-DYN將舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化成多層板進(jìn)行了數(shù)值分析［6-7］;海軍工程大學(xué)則進(jìn)行了防雷艙結(jié)構(gòu)的模型抗爆試驗(yàn)研究［8］.

綜合國(guó)內(nèi)外的相關(guān)研究成果，可以看出，防雷艙結(jié)構(gòu)研究已逐漸成為水下爆炸研究的重點(diǎn)和難點(diǎn).受試驗(yàn)經(jīng)費(fèi)和條件的影響，尚未開(kāi)展大規(guī)模的試驗(yàn)研究;其次在小規(guī)模的試驗(yàn)過(guò)程中，很難詳細(xì)觀察防雷艙結(jié)構(gòu)的破壞過(guò)程，只能得到結(jié)構(gòu)的最終破壞結(jié)果，不易揭示防雷艙的防護(hù)機(jī)理，所以開(kāi)展數(shù)值仿真研究也就成了防雷艙結(jié)構(gòu)研究的必然選擇方向.從當(dāng)前的數(shù)值仿真現(xiàn)狀來(lái)看，國(guó)外的數(shù)值仿真技術(shù)比較成熟，但對(duì)我國(guó)進(jìn)行技術(shù)封鎖(如美國(guó))，前沿的研究成果很難獲取;國(guó)內(nèi)雖取得了部分成果，但也存在結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單和缺乏試驗(yàn)驗(yàn)證等缺陷.本文以防雷艙結(jié)構(gòu)的模型抗爆試驗(yàn)研究為基礎(chǔ)，采用先進(jìn)的流固耦合軟件MSC.Dytran對(duì)完整的防雷艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗爆數(shù)值模擬分析，揭示水下爆炸荷載對(duì)防雷艙結(jié)構(gòu)的作用機(jī)理，給出防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理，可以為大艦艇的生命力評(píng)估及其防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供理論基礎(chǔ).

1 典型防雷艙結(jié)構(gòu)

圖1為典型防雷艙結(jié)構(gòu)的示意圖，典型的水下舷側(cè)防雷艙結(jié)構(gòu)一般設(shè)有3～4道防護(hù)隔艙.第1層為空艙，給接觸爆炸時(shí)的外板提供變形的空間，并迅速衰減爆炸沖擊波壓力，因而稱為膨脹艙;第2層艙室一般為液艙，使魚(yú)雷爆炸破片和外板破裂的二次破片在高速穿入液艙后速度迅速衰減，因而稱為吸收艙;第3層艙室又為空艙，以再次阻隔沖擊波對(duì)內(nèi)層防御主縱艙壁的破壞作用.在此基礎(chǔ)上，國(guó)外進(jìn)行了發(fā)展，并成功運(yùn)用于大型水面艦艇上.其防雷艙結(jié)構(gòu)已發(fā)展得更為復(fù)雜，不僅在水線附近增加了防護(hù)裝甲，而且增加了防雷艙結(jié)構(gòu)的隔艙數(shù)目.

圖1 典型防雷艙結(jié)構(gòu)Fig.1 Typical cabin near the shipboard

2 防雷艙模型抗水下爆炸試驗(yàn)

為了便于檢驗(yàn)分析數(shù)值模擬方法的正確性，選用海軍工程大學(xué)防雷艙結(jié)構(gòu)水下接觸爆炸試驗(yàn)［8］的模型2和3進(jìn)行模擬分析.下面先對(duì)試驗(yàn)的模型和設(shè)置進(jìn)行簡(jiǎn)單的介紹.

模型2全長(zhǎng)1 500 mm，高710 mm ，寬567 mm.圖2為防雷艙的橫剖面圖.從右至左依次為外板、液艙前板、液艙后板、防御縱壁和防水縱壁，液艙前、后板之間即為液艙.除防水縱壁以外，包括頂板和底板在內(nèi)的所有面板上均鋪有肋骨，肋距為167 mm.模型3和模型2的結(jié)構(gòu)形式相同，不同點(diǎn)在于模型3在模型2的基礎(chǔ)上對(duì)局部的板進(jìn)行了加強(qiáng).防御縱壁和頂板進(jìn)行材料和結(jié)構(gòu)加強(qiáng)，將板厚增加到4 mm，材料改為屈服強(qiáng)度為390 MPa的低合金船用鋼.

圖2 模型2結(jié)構(gòu)橫剖面Fig.2 Transverse section of model 2

試驗(yàn)在海軍工程大學(xué)爆炸試驗(yàn)筒內(nèi)進(jìn)行.按幾何縮比的試驗(yàn)藥量取為0.3 kg.將炸藥用膠布粘附于外板上，置于水下0.3 m處.而后在試驗(yàn)筒內(nèi)注水，使模型浸入到設(shè)計(jì)水線處(見(jiàn)圖3).

圖3 試驗(yàn)布置Fig.3 Design of experiment

3 防雷艙結(jié)構(gòu)有限元模型

本文采用 MSC.Patran建立有限元模型，用MSC.Dytran程序進(jìn)行數(shù)值仿真分析.防雷艙結(jié)構(gòu)全部用殼單元進(jìn)行模擬，結(jié)構(gòu)自身的接觸用自適應(yīng)接觸進(jìn)行分析;水、空氣和炸藥采用多材料歐拉求解器(MMHYDRO)進(jìn)行計(jì)算;流體與結(jié)構(gòu)的耦合作用采用考慮失效的一般耦合進(jìn)行分析;歐拉域之間的材料流動(dòng)用POLPACK方法實(shí)現(xiàn);各歐拉域之間的相互作用通過(guò) COUP1INT選項(xiàng)和 PARAM、FASTCOUP、INPLANE及FAIL激活.

3.1 狀態(tài)方程與材料參數(shù)

對(duì)于水下舷側(cè)結(jié)構(gòu)接觸爆炸作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)值計(jì)算來(lái)說(shuō)，涉及到空氣、水、炸藥和船體結(jié)構(gòu)鋼4種材料.

1)空氣.假設(shè)空氣為理想氣體，其狀態(tài)方程如下:式中:p為空氣壓力，設(shè)為1.0×105Pa;ρ為空氣密度，初始密度設(shè)為1.184 8 kg/m3;e為內(nèi)能，設(shè)為2.11 ×105J/kg;γ 為比熱，設(shè)為1.4.

2)水.水被假設(shè)成可壓縮但是無(wú)粘性無(wú)旋性的流體，它的狀態(tài)方程由多項(xiàng)式給出:

式中:k是體積模量，ρ和ρ0分別為水的瞬時(shí)密度和參考密度.取 k=2.2 ×109Pa，ρ=103kg/m3.

3)炸藥.設(shè)TNT炸藥的密度為1 717 kg/m3，質(zhì)量為 0.3 kg，內(nèi)能為 4.765 ×106J/kg.炸藥可以用JWL方程來(lái)進(jìn)行模擬，但如果假設(shè)炸藥為球形裝藥，半徑為0.034 8 m.為了有效地模擬炸藥，歐拉域的網(wǎng)格必須劃分得非常細(xì)密［9］.同時(shí)為了減少結(jié)構(gòu)與炸藥接觸部分單元的失效數(shù)目，更好地模擬破片對(duì)后續(xù)結(jié)構(gòu)的沖擊作用，這里采用高壓空氣(γ=1.4)等效進(jìn)行模擬.空氣的質(zhì)量和內(nèi)能和炸藥一樣，半徑調(diào)整為0.11 m，密度調(diào)整為105 kg/m3.空氣的初始?jí)毫τ墒?1)可以計(jì)算得到為2.0×108Pa.

4)防雷艙結(jié)構(gòu).設(shè)防雷艙結(jié)構(gòu)的本構(gòu)模型為雙線性的彈塑性模型，由下面的公式描述:

式中:σ0為初始屈服應(yīng)力，設(shè)為2.35×108Pa;E為楊氏彈性模量，設(shè)為2.1×1011Pa;Eh為硬化模量，設(shè)為2.5 ×108Pa;εp為等效塑性應(yīng)變;σy為屈服應(yīng)力.同時(shí)考慮鋼板的失效，設(shè)其最大塑性應(yīng)變?yōu)?0.28.

在沖擊狀態(tài)下，材料考慮應(yīng)變率的影響由下式給出:

式中:σd為瞬態(tài)應(yīng)力;σy為屈服應(yīng)力;為等效塑性應(yīng)變率;D和p為應(yīng)變率參數(shù)，分別設(shè)為40.4和5.

3.2 幾何模型

利用MSC.Patran建模，模型2和模型3的有限元結(jié)構(gòu)的幾何模型相同，如圖4所示，模型的外板、艙壁、甲板及其加強(qiáng)筋均采用四邊形板殼單元，共71 166個(gè).

圖4 有限元結(jié)構(gòu)的幾何模型Fig.4 Geometry model of FEM structure

3.3 歐拉域

為了分析防雷艙結(jié)構(gòu)內(nèi)外空氣與水介質(zhì)與結(jié)構(gòu)的相互作用，如圖5所示，分別設(shè)置了5個(gè)歐拉域.第1個(gè)歐拉域?yàn)榉览着撏獠康臍W拉域，用來(lái)模擬防雷艙結(jié)構(gòu)外部的水和空氣;第2個(gè)歐拉域?yàn)橥獍迮c液艙前板之間的空艙，里面的介質(zhì)為空氣;第3個(gè)歐拉域?yàn)橐号?，艙?nèi)液面高度為0.5 m，上面留有0.11 m高度的空氣;第4個(gè)歐拉域?yàn)橐号摵蟀迮c防護(hù)縱壁之間的空艙，里面的介質(zhì)為空氣;第5個(gè)歐拉域?yàn)榉雷o(hù)縱壁與防水縱壁之間的空艙，里面的介質(zhì)為空氣.在MSC.Dytran中，歐拉域單元均為六面體實(shí)體網(wǎng)格，用MESH命令生成.其中第1個(gè)歐拉域?yàn)楣潭ňW(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.038 m ×0.04 m ×0.038 m，共有245 025 個(gè)單元.而其他歐拉域?yàn)樽赃m應(yīng)網(wǎng)格，網(wǎng)格尺寸為0.035 m ×0.035 m ×0.035 m.

圖5 歐拉域布置Fig.5 Position of Euler fields

3.4 計(jì)算法則

1)接觸算法:因?yàn)榻Y(jié)構(gòu)大變形后，會(huì)發(fā)生相互接觸，而產(chǎn)生的破片也會(huì)對(duì)相鄰產(chǎn)生侵徹作用.本文選擇的接觸算法為自適應(yīng)接觸算法.自適應(yīng)接觸是模擬破壞過(guò)程的接觸剖問(wèn)題非常有用的工具.在CONTACT卡的ADAPT域填寫(xiě)YES可以將主面定義為自適應(yīng)接觸面.當(dāng)接觸面范圍內(nèi)的單元失效后，程序自動(dòng)對(duì)接觸面進(jìn)行更新.如果是板殼單元，則將相應(yīng)的面段刪除，自然地形成破口.

2)耦合算法:本文采用MSC.Dytran獨(dú)有的一般耦合算法模擬流體與結(jié)構(gòu)之間的相互作用，該算法通過(guò)在拉格朗日模型上定義一層耦合面，將模型的歐拉部分與拉格朗日部分之間建立起耦合關(guān)系，該面是歐拉網(wǎng)格與拉格朗日網(wǎng)格之間的相互作用力的傳遞者.本文共使用了5個(gè)耦合面，當(dāng)某部分共用的耦合面失效時(shí)，會(huì)形成破口，不同耦合域之間的流動(dòng)通過(guò)COUP1INT定義.質(zhì)量通過(guò)通透區(qū)的傳輸基于歐拉單元內(nèi)氣體相對(duì)于移動(dòng)耦合面的速度.

4 仿真與試驗(yàn)結(jié)果比較分析

4.1 結(jié)果比較

模型2的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真分別為圖6和7，而模型3的試驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果分別為圖8和9.

圖6 模型2試驗(yàn)結(jié)果Fig.6 The experiment result of model 2

圖7 模型2數(shù)值仿真結(jié)果(t=10 ms)Fig.7 The result of numerical simulation of model 2(t=10 ms)

由圖6和圖8可以看出，模型2和模型3在試驗(yàn)后均在外板上形成了一個(gè)長(zhǎng)約0.5 m(跨3檔肋骨)、高約0.5 m的大破口，但凹陷區(qū)域區(qū)域長(zhǎng)度跨5檔肋骨，各破裂板塊呈花瓣形狀向內(nèi)翻轉(zhuǎn).模型2的外板、液艙內(nèi)外縱壁和防御縱壁均已破裂，而模型3的防御縱壁在加厚后沒(méi)有破裂.但這2個(gè)模型的防御縱壁和液艙內(nèi)板并沒(méi)有被碎片打穿的跡象，破口產(chǎn)生的主要原因是結(jié)構(gòu)的橫向塑性大變形.模型2的頂板被向內(nèi)翻轉(zhuǎn)的外板刺穿，而模型3的頂板在加厚后未被刺穿.

數(shù)值模擬的結(jié)果如圖79所示，爆炸后模型2和模型3的外板上產(chǎn)生了一個(gè)大破口，破口長(zhǎng)度跨3檔肋骨，高約0.55 m，凹陷范圍跨5檔肋骨.破口上各破裂板塊也呈花瓣形狀向內(nèi)翻轉(zhuǎn)，并分別與液艙外板、甲板、底部等其他結(jié)構(gòu)碰撞.液艙外板上有一個(gè)大破口，而液艙內(nèi)板產(chǎn)生塑性大變形，但沒(méi)有破裂.模型2的外板向上彎曲，刺穿頂板，而模型3的頂板在加厚后未被刺穿.

圖9 模型3數(shù)值仿真結(jié)果(t=10 ms)Fig.9 The result of numerical simulation of model 3(t=10 ms)

4.2 結(jié)果分析

從試驗(yàn)和數(shù)值仿真的結(jié)果可以看出，數(shù)值仿真結(jié)果在外板、頂板和液艙外板的變形與破壞上與試驗(yàn)結(jié)果比較吻合.但試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷囊号搩?nèi)板和防御縱壁的變形與破壞要大于數(shù)值仿真的結(jié)果.產(chǎn)生這種差別的原因有以下2點(diǎn):

1)數(shù)值仿真不能模擬結(jié)構(gòu)的實(shí)際缺陷，如材料的非均勻特性和焊縫等，由此導(dǎo)致仿真的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度要大于試驗(yàn)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度.試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷囊号搩?nèi)板和防御縱壁沿焊縫破裂就很好的說(shuō)明了這一點(diǎn);

2)數(shù)值仿真在模擬結(jié)構(gòu)破損過(guò)程中，單元在失效后不參與后續(xù)計(jì)算，導(dǎo)致沖擊能量的減小，從而結(jié)構(gòu)的破壞也就相應(yīng)減小.

綜合對(duì)比分析試驗(yàn)與仿真結(jié)果表明:數(shù)值仿真能較好地定量模擬防雷艙結(jié)構(gòu)外板、頂板和液艙外板的變形與破壞，對(duì)于液艙內(nèi)板及其后續(xù)結(jié)構(gòu)的變形與破壞則可以定性的進(jìn)行模擬分析.

5 防雷艙結(jié)構(gòu)防護(hù)機(jī)理分析

5.1 防雷艙結(jié)構(gòu)破壞的基本過(guò)程

通過(guò)水下接觸爆炸時(shí)防雷艙結(jié)構(gòu)響應(yīng)的數(shù)值仿真過(guò)程可以分析防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理.圖10為模型2變形與破壞過(guò)程的數(shù)值仿真結(jié)果，從左至右，時(shí)間依次為 t=0.2、0.4、0.6、1.0、2.0、4.0 ms.如圖10所示，0.2 ms時(shí)，防雷艙結(jié)構(gòu)外板在強(qiáng)大的沖擊波作用下，直接形成一個(gè)沖塞破口，破片以極高速度脫離外板，飛向液艙外板.0.4 ms時(shí)，外板形成的沖塞破片液艙外板相接觸，在液艙外板上形成破口.外板在氣泡膨脹壓力荷載的作用下，破口繼續(xù)擴(kuò)大，各破裂板塊呈花瓣形狀開(kāi)始向內(nèi)翻轉(zhuǎn).0.6 ms時(shí)，外板花瓣?duì)钇屏寻鍓K繼續(xù)向內(nèi)翻轉(zhuǎn).受液艙中水的作用，液艙內(nèi)板上的破片在水中形成應(yīng)力波，并對(duì)液艙內(nèi)板形成沖擊作用.1.0 ms時(shí)，外板變形繼續(xù)擴(kuò)大，頂板受到擠壓后向上隆起，液艙內(nèi)板受沖擊作用開(kāi)始變形.2.0 ms時(shí)，外板花瓣?duì)钇屏寻鍓K與頂板接觸，并刺穿頂板.而液艙內(nèi)板的變形則繼續(xù)擴(kuò)大.4.0 ms后，結(jié)構(gòu)各部分的變形和破壞稍有加大，開(kāi)始整體向后移動(dòng)，受此影響，防水縱壁向前彎曲.

圖10 模型2破壞過(guò)程Fig.10 Damage process of model 2

5.2 外板對(duì)沖擊波的響應(yīng)

1)外板對(duì)沖擊波的反射:爆炸沖擊波是水下爆炸荷載的主要表現(xiàn)形式.圖11為歐拉域1(外部水域)中壓力分布圖，由左至右的時(shí)間依次為0.1、0.2、0.3 和 0.4 ms.從中可以看出，水中爆炸產(chǎn)生的沖擊波在遇到外板時(shí)會(huì)發(fā)生反射，其對(duì)結(jié)構(gòu)的沖擊作用主要在 0.1 ～0.2 ms，0.2 ms以后，沖擊波已遠(yuǎn)離結(jié)構(gòu).結(jié)合圖10可以看出，外板的沖塞破壞即發(fā)生在此階段，這不僅說(shuō)明外板對(duì)沖擊波有很好的防護(hù)作用，而且表明了沖擊波荷載是外板沖塞破壞的直接原因.

圖11 歐拉域1中壓力分布Fig.11 Pressure in the first Euler field

2)沖擊波對(duì)外板的破壞作用:外板在反射沖擊波的同時(shí)，也會(huì)獲得很大的初始動(dòng)能.如圖12所示，輸出外板上中間部分節(jié)點(diǎn)在Y方向上的速度，節(jié)點(diǎn)的編號(hào)從上至下依次為 Node 31472:31459，Node 31253:31241，Node 31965:31977，共40 個(gè)節(jié)點(diǎn).

圖13為外板上節(jié)點(diǎn)的速度分布，從中可以看出，0.1 ms時(shí)，在沖擊波的作用下，外板迅速獲得很大的速度(中間節(jié)點(diǎn)速度達(dá)到700 m/s).而速度分布為一中間凹陷且連續(xù)的曲線，說(shuō)明外板還未發(fā)生破裂;0.2 ms時(shí)，中間部分節(jié)點(diǎn)速度繼續(xù)增大(約為800 m/s)，速度分布曲線在“B”位置處產(chǎn)生間斷，說(shuō)明外板首先在下部開(kāi)始撕裂;0.3 ms時(shí)速度分布曲線在“A”位置也產(chǎn)生間斷，說(shuō)明外板在上部也形成了撕裂.而中間部分節(jié)點(diǎn)的速度下降很快，表明破片已撞擊到液艙前板;0.4 ms時(shí)只輸出了兩邊部分節(jié)點(diǎn)的速度，說(shuō)明外板上形成的沖塞破片已完全與液艙前板發(fā)生碰撞并失效.而破口附近沒(méi)有失效的節(jié)點(diǎn)的動(dòng)能轉(zhuǎn)化成變形能，速度迅速下降.值得注意的是“A”點(diǎn)處的特征，它正好位于速度分布曲線斜率絕對(duì)值最大的位置，表明接觸爆炸時(shí)外板發(fā)生沖塞破壞是由于外板上速度梯度過(guò)大造成的.

圖12 外板上選取的節(jié)點(diǎn)Fig.12 The nodes in forward plate by selecting

圖13 外板上節(jié)點(diǎn)速度分布Fig.13 Velocity distribution of nodes in forward plate

圖14為氣泡內(nèi)部壓力隨時(shí)間變化的曲線圖，其壓力隨著氣泡的膨脹不斷減小.結(jié)合下面的圖15可以看出，在外板破壞不久后(0.4 ms左右)，氣泡內(nèi)壓力已經(jīng)與第1層空艙內(nèi)的壓力逐漸平衡.據(jù)此可以認(rèn)為，外板破口的持續(xù)擴(kuò)大(見(jiàn)圖10)應(yīng)為爆炸沖擊波引起的外板初始動(dòng)能所引起.

圖14 氣泡壓力變化Fig.14 Variation of pressure in air bubble

5.3 第1層空艙的防護(hù)作用

圖15為外板后第1層空艙內(nèi)歐拉域中間部分在0.1、0.2、0.3 和0.4 ms時(shí)的壓力分布圖，而圖16為空艙內(nèi)最大壓力值的變化圖，結(jié)合圖15和圖16可以分析第1層空艙對(duì)爆炸沖擊波的阻隔作用.如圖16所示，第1層空艙的響應(yīng)過(guò)程可以分為4個(gè)階段:第1個(gè)階段未破裂階段(0～0.15 ms)，外板尚未破壞.由于鋼板的波阻抗要遠(yuǎn)大于空氣的波阻抗，所以傳入空艙中的沖擊波很小，其幅值約為數(shù)個(gè)大氣壓(階段 A).第 2階段為破裂階段(0.15～0.25 ms)，外板破裂后，爆炸產(chǎn)生的高壓空氣涌入空艙，空艙內(nèi)壓力迅速增加(階段B)，達(dá)到數(shù)十個(gè)大氣壓.第3個(gè)階段為反射階段(0.25～0.35 ms)，由外部涌入的高壓空氣形成的壓力波在第1層空艙和各艙壁上反射，形成數(shù)倍于入射波幅值的反射壓力波(壓力值達(dá)到107Pa量級(jí))(階段C).第4個(gè)階段為穩(wěn)定階段(0.35 ms以后)(階段D)，反射壓力波消散后，由于空艙與水下爆炸產(chǎn)生的氣泡相連通，整個(gè)艙室保持一種高壓的穩(wěn)定狀態(tài)，壓力持續(xù)作用在各艙壁結(jié)構(gòu)上，使其產(chǎn)生變形與破壞(如圖9中頂板的向上隆起).

綜合本節(jié)的分析，第1層空艙的防護(hù)作用體現(xiàn)在3個(gè)方面:1)在外板未破壞之間，利用空氣介質(zhì)波阻抗遠(yuǎn)小于外板波阻抗的特性，阻隔沖擊波的傳播;2)外板破壞之后，利用空艙的空間，消散從外板破口涌入的高壓空氣;3)高壓空氣作用到空艙壁后，空艙壁通過(guò)變形和破壞吸收高壓空氣的膨脹能(氣泡膨脹能).

圖15 第1層空艙中壓力分布Fig.15 Pressure distribution in the first cabin

圖16 第1層空艙中最大壓力變化Fig.16 Variation of maximal pressure in the first cabin

5.4 液艙的防護(hù)機(jī)理

圖17 給出了 0.1、0.2、0.3 和 0.4 ms時(shí)液艙中壓力的分布圖，其中0.1和0.2 ms時(shí)的壓力分布較為平均，而0.3和0.4 ms時(shí)的壓力則較為集中.圖18為液艙中最大壓力隨時(shí)間的變化曲線，非常明顯的可以分為3個(gè)階段:第1個(gè)階段為從第1層空艙傳入的沖擊波階段(階段A)，與第1層空艙相比，其壓力略小.第2階段為破片的階段(階段B)，破片以極高的速度侵徹液體，在液艙中迅速形成沖擊波，其強(qiáng)度達(dá)到108量級(jí)，破片的沖擊動(dòng)能大部分轉(zhuǎn)化成水中的沖擊波能，并作用于液艙壁上.第3個(gè)階段為穩(wěn)定階段(階段C)，由于液艙前板破裂，液艙與第1層空艙相連通，液艙內(nèi)壓力逐漸下降至第1層空艙的強(qiáng)度.由此過(guò)程可以看出，液艙后板所受載荷主要是破片沖擊水體引起，在防雷艙的設(shè)計(jì)過(guò)程中應(yīng)重點(diǎn)考慮.

圖17 液艙中壓力分布Fig.17 Pressure distribution in liquid cabin

圖18 液艙中最大壓力變化Fig.18 Variation of maximal pressure in liquid cabin

5.5 小結(jié)

綜合分析防雷艙各部分對(duì)于水下接觸爆炸荷載的響應(yīng)與防護(hù)作用，爆炸荷載的作用機(jī)理和與防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理可總結(jié)如下:

5.5.1 爆炸載荷的作用機(jī)理

水下爆炸的載荷分為沖擊波和氣泡膨脹兩部分.以文中的數(shù)值仿真為例，強(qiáng)度量級(jí)達(dá)到108Pa的沖擊波荷載會(huì)首先作用到防雷艙結(jié)構(gòu)的外板上.由于鋼材的波阻抗要遠(yuǎn)大于空氣的波阻抗，透過(guò)外板進(jìn)入第1層空艙中的沖擊波荷載很小，壓力強(qiáng)度量級(jí)為105Pa.這一部分沖擊波荷載會(huì)繼續(xù)作用到液艙中，在液艙中產(chǎn)生相同量級(jí)的沖擊波載荷.外板在反射沖擊波的過(guò)程中會(huì)獲得很大的初始動(dòng)能并開(kāi)始變形，變形達(dá)到一定程度時(shí)，外板會(huì)在速度梯度最大處開(kāi)始破裂，進(jìn)而形成高速度運(yùn)動(dòng)的破片(速度接近1 000 m/s)，高速破片侵徹入液艙中會(huì)形成二次沖擊波，其強(qiáng)度量級(jí)可達(dá)到108Pa.

氣泡膨脹荷載對(duì)防雷艙結(jié)構(gòu)的作用主要表現(xiàn)在外板破裂以后，由于沖擊波過(guò)后的第1層空艙中的壓力要遠(yuǎn)小于水中爆炸產(chǎn)生的氣泡壓力，氣泡中的氣體迅速?gòu)钠瓶谟咳氲?層空艙，使得空艙內(nèi)壓力逐漸與氣泡中壓力相平衡，其壓力強(qiáng)度的量級(jí)也上升至107Pa.氣泡膨脹荷載即以高壓空氣的形式直接作用到第1層空艙的各艙壁面上，引起頂板、底板和橫隔板等結(jié)構(gòu)的變形與破壞.

5.5.2 防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理

雖然水下爆炸的載荷只分為沖擊波和氣泡膨脹兩部分，但防雷艙結(jié)構(gòu)在防護(hù)過(guò)程中需要考慮外板破壞形成的高速破片對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的破壞作用，所以其防護(hù)機(jī)理應(yīng)分為以下3點(diǎn):

1)沖擊波的防護(hù):防雷艙主要依靠外板的反射作用對(duì)沖擊波進(jìn)行防護(hù)，其強(qiáng)度應(yīng)滿足沖擊波反射時(shí)間的需要，即在沖擊波反射的過(guò)程中不破裂，保證大部分沖擊波的完全反射.

2)破片的防護(hù):防雷艙結(jié)構(gòu)中的液艙是防護(hù)破片的主要載體，受液艙中液體的粘滯阻礙作用，高速破片的動(dòng)能小部分會(huì)因?yàn)槟ゲ赁D(zhuǎn)化成熱能被液體吸收，大部分則在液體中轉(zhuǎn)化成二次沖擊波.二次沖擊波主要依靠液艙的艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行防護(hù)，液艙前板、后板等結(jié)構(gòu)以大變形的形式吸收這部分能量，達(dá)到防護(hù)高速破片沖擊的目的.

3)氣泡膨脹的防護(hù):外板破裂后，高壓空氣涌入第1層空艙，氣泡膨脹荷載直接作用到內(nèi)部的艙壁結(jié)構(gòu)上，高強(qiáng)度持續(xù)作用的壓力使得頂板和隔板等結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形與破壞.通過(guò)在外板與液艙前板之間增設(shè)帶孔的實(shí)肋板和甲板，可以減小氣泡膨脹荷載的破壞范圍，提高防雷艙結(jié)構(gòu)對(duì)氣泡膨脹荷載的防護(hù)能力.

6 結(jié)論

1)利用大型流固耦合軟件MSC.Dytran，實(shí)現(xiàn)了多材料、多歐拉域和多耦合面的典型防雷艙結(jié)構(gòu)的水下接觸爆炸仿真模擬.與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比分析，驗(yàn)證該方法的正確性.

2)綜合分析防雷艙結(jié)構(gòu)對(duì)水下接觸爆炸的響應(yīng)過(guò)程，得到了水下爆炸荷載的作用機(jī)理和防雷艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理.

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