汪 玉，劉云龍，張阿漫，田昭麗

(哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

近年來，隨著各種高新反艦技術(shù)［1］的發(fā)展，艦船生命力面臨著日益嚴(yán)重的威脅。通過合理設(shè)計(jì)艦船水上防護(hù)結(jié)構(gòu)，尤其是舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，有效抵御反艦導(dǎo)彈等空中爆炸載荷的危害，使艦船在承受最初爆炸載荷作用時(shí)的毀滅概率大大減小，甚至在某些情況下減小為0，為反制系統(tǒng)正常運(yùn)作贏得寶貴的作戰(zhàn)時(shí)間，對保證艦船的生命力具有十分重要的軍事意義。

關(guān)于艦船舷側(cè)抗空爆結(jié)構(gòu)形式的研究很多，比較有代表性的是復(fù)合裝甲與夾層板結(jié)構(gòu)形式［2－3］。復(fù)合裝甲即為在鋼裝甲間按一定比例和厚度配置陶瓷、鋁合金和纖維等抗彈材料的多層結(jié)構(gòu)，各層材料、厚度、連接方式、細(xì)微結(jié)構(gòu)和形狀等的不同組合可獲得不同的防護(hù)效果。夾層板可分為復(fù)合材料夾層板與金屬材料夾層板石料。復(fù)合材料夾層板由RP，PVC及泡沫等夾芯材料與金屬材料通過層鋪粘結(jié)而成，金屬夾層板由金屬板與金屬夾芯層通過粘結(jié)或焊接而成。復(fù)合裝甲與夾層板的防護(hù)性能在很大程度上取決于復(fù)合材料［4］。目前，雖然對新型材料的各種屬性進(jìn)行了很多有益的探討，但是對眾多材料的多種性能并未有較好的把握，尤其是在艦船遭遇武器命中，所處高溫高壓、環(huán)境極其復(fù)雜時(shí)，新型材料的動(dòng)態(tài)屬性將會(huì)怎樣變化，以及復(fù)合裝甲與夾層板的綜合性能仍舊需要科研工作者進(jìn)行深入研究，其在艦船上的抗爆應(yīng)用極少。

近年來，有學(xué)者提到多層Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)［5－8］的防護(hù)設(shè)計(jì)。該設(shè)計(jì)不但能夠有效提高艦船抗爆抗沖擊能力，且結(jié)構(gòu)簡單，同時(shí)能夠提高艦船總縱強(qiáng)度，目前該結(jié)構(gòu)已在民船上得到應(yīng)用。然而，關(guān)于多層舷側(cè)結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理研究并不多。對于艦船舷側(cè)抗空爆結(jié)構(gòu)形式的研究主要集中在簡單板殼或者板架結(jié)構(gòu)在空中爆炸載荷形式下的響應(yīng)特點(diǎn)以及變形模式上，典型代表有Chung K Y S［9－10］通過實(shí)驗(yàn)以及數(shù)值 (ABAQUS/Explicit)手段研究了方形板在均勻以及局部爆炸載荷作用下隨加強(qiáng)筋尺寸以及布置方式變化的爆炸沖擊響應(yīng)特點(diǎn)，結(jié)果吻合良好;朱錫等［11－12］通過建立板架塑性變形的理論模型，得出了爆炸沖擊作用下加筋板結(jié)構(gòu)變形撓度的計(jì)算公式，并給出了3種變形模式下板架變形的統(tǒng)一計(jì)算公式，與實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)吻合較好，可應(yīng)用于艦船結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波作用下的破壞或防護(hù)方面的工程預(yù)測。另外，王善、Rajendran R、唐獻(xiàn)述、侯海量等［13－16］也對爆炸載荷作用下固支板、加筋板的響應(yīng)特點(diǎn)以及失效模式進(jìn)行研究［17］。這些研究對于深入認(rèn)識(shí)艦船在空爆載荷下的毀傷和防護(hù)機(jī)理具有參考意義，但由于邊界條件的不同以及無法考慮同其他結(jié)構(gòu)的耦合作用，因此難以直接向?qū)嵈贤茝V。因此本文依托吉田隆破口經(jīng)驗(yàn)公式［6］，通過大型非線性分析軟件 ANSYS/LS－DYNA［18－19］對典型艙段雙側(cè)舷側(cè)不同隔板形式在空中接觸爆炸下的毀傷效果進(jìn)行模擬，研究各種舷側(cè)形式防護(hù)性能以及翼板角度對其影響規(guī)律，旨在為艦船防護(hù)設(shè)計(jì)尤其是對多層舷側(cè)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 Y型和V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)形式

選取××艦的一段平行中體:長20 m，型寬30 m，型深23 m，艙段長為2.5 m，甲板間高5 m，甲板及底板縱骨間距0.5 m，舷側(cè)縱骨間距1 m，三層舷側(cè)結(jié)構(gòu)，舷側(cè)間距3 m，如圖1所示。分別在一、二層舷側(cè)間布置Y型和V型舷側(cè)防護(hù)形式，如圖2所示。

圖1 艙段結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Sketch of section structure

圖2 設(shè)計(jì)方案結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Design schemes of different shape broadsides

圖2為Y型舷側(cè)和V型舷側(cè)的結(jié)構(gòu)示意圖，圖中θ表示翼板與水平隔板之間的夾角，即上下兩翼板間的角度為2θ。針對每種基本形式，分別采用翼板夾角2θ=30°，60°，90°，120°進(jìn)行對比，分析翼板夾角對其結(jié)構(gòu)防護(hù)性能的影響，然后綜合對比2種基本形式的防護(hù)性能，得到最優(yōu)的舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方案。

2 有限元數(shù)值仿真模型

2.1 有限元模型及工況設(shè)置

有限元模型采用笛卡爾坐標(biāo)系，坐標(biāo)原點(diǎn)取在基線處，X軸垂直于中線面，向右舷為正;Z軸垂直于中橫剖面，向外側(cè)為正;Y軸垂直于水線面，向上方為正。參照模型舷側(cè)間的隔板形式為一般平板。

在本文各算例中，均選用半徑為0.6 m的TNT球形藥包加載，藥包位于右舷中上部緊貼舷側(cè)外板，考察在接觸爆炸載荷作用下各種舷側(cè)結(jié)構(gòu)形式防護(hù)性能，如圖3所示。

在藥包周圍建立5 m的球形空氣流場［20］，作為炸藥爆轟產(chǎn)物運(yùn)動(dòng)的歐拉域，沖擊波通過流場傳播并加載在結(jié)構(gòu)表面。在流場外表面施加無反射邊界以盡可能如實(shí)地反映爆炸沖擊波在空氣中的傳播以及對結(jié)構(gòu)的加載。網(wǎng)格劃分如圖4所示，炸藥與空氣流場采用8節(jié)點(diǎn)實(shí)體單元模擬。為準(zhǔn)確模擬炸藥爆轟過程，炸藥單元網(wǎng)格劃分較密，而空氣單元網(wǎng)格相對稀疏。根據(jù)文獻(xiàn)［18－19］，本文控制結(jié)構(gòu)以及結(jié)構(gòu)周圍的流場一般在一個(gè)沖擊波波長內(nèi)至少有10～25個(gè)網(wǎng)格，而外部流場在一個(gè)沖擊波波長之內(nèi)大約有1～5個(gè)網(wǎng)格。為避免沖擊波壓力在空氣流場中衰減過快，因而空氣流場的徑向網(wǎng)格應(yīng)劃分的較為精細(xì)。

2.2 材料模型以及耦合算法

對于高應(yīng)變率的接觸爆炸問題，船體材料應(yīng)變率硬化效應(yīng)特別明顯，必須選擇合適的材料模型進(jìn)行描述［18－19］。由此本文選用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動(dòng)塑性材料模型關(guān)鍵字進(jìn)行控制，其中應(yīng)變率采用與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好的Cowper－Symonds材料模型以合理地考慮應(yīng)變率對材料性能的影響。

接觸爆炸屬結(jié)構(gòu)大變形問題，在變形過程中結(jié)構(gòu)單元會(huì)發(fā)生嚴(yán)重扭曲，從而影響計(jì)算的繼續(xù)進(jìn)行。同時(shí)，當(dāng)結(jié)構(gòu)材料達(dá)到材料強(qiáng)度極限之后，通常認(rèn)為結(jié)構(gòu)已經(jīng)失去承載能力，因此，在計(jì)算中通過單元失效準(zhǔn)在控制船體某單元應(yīng)變超過失效應(yīng)變時(shí)直接將單元?jiǎng)h除。在下面的計(jì)算中，取材料的等效塑性應(yīng)變的臨界應(yīng)變?yōu)?.08，取等效塑性應(yīng)變的失效應(yīng)變?yōu)?0.28［22］。

TNT炸藥采用目前比較通用的*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型同時(shí)使用*EOS_JWL狀態(tài)方程模擬炸藥爆轟過程中壓力和比容的關(guān)系。空氣流場采用*MAT_NULL材料模型以及*EOS_LINEAR－POLY－NOMIAL狀態(tài)方程加以描述［18－19］。

根據(jù)LS－DYNA具有強(qiáng)大流固耦合分析功能以及其在爆炸領(lǐng)域的應(yīng)用特點(diǎn)，用球形藥包的定時(shí)起爆模擬空中接觸爆炸載荷，采用實(shí)體單點(diǎn)ALE積分算法模擬炸藥爆轟和沖擊波的傳播過程，對結(jié)構(gòu)模型采用Lagrange單元算法計(jì)算，二者通過*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID進(jìn)行耦合［18－19］。

3 計(jì)算結(jié)果分析

通過對各種舷側(cè)防護(hù)形式的艙段結(jié)構(gòu)在所設(shè)置的工況下進(jìn)行計(jì)算，可得到接觸爆炸載荷對不同形式防護(hù)結(jié)構(gòu)艙段模型的毀傷效果。下面以傳統(tǒng)舷側(cè)結(jié)構(gòu)為例，給出其最終結(jié)構(gòu)應(yīng)力應(yīng)變云圖。

如圖5和圖6所示，在接觸爆炸載荷作用下，艙段結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重的破壞，該區(qū)域的外層舷側(cè)在沖擊波超壓作用下嚴(yán)重內(nèi)凹，各層舷側(cè)結(jié)構(gòu)均出現(xiàn)明顯的塑性變形區(qū)，并在爆點(diǎn)位置出現(xiàn)較大的破口。

因破口大小以及塑性變形區(qū)域的范圍是衡量防護(hù)結(jié)構(gòu)性能好壞的重要因素［11，21］，本文針對這2項(xiàng)結(jié)果衡量各舷側(cè)結(jié)構(gòu)形式在同一爆炸工況下防護(hù)性能的優(yōu)劣，見表1。

圖5 傳統(tǒng)舷側(cè)形式應(yīng)力云圖Fig.5 The stress nephogram of common broadside

圖6 傳統(tǒng)舷側(cè)形式塑性應(yīng)變云圖Fig.6 The strain nephogram of common broadside

表1 普通舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)在接觸爆炸下的破壞Tab.1 Radius of damaged area and plastic deformation area on shipboard with common shape structure

采用吉田?。?］根據(jù)二戰(zhàn)中艦船破損資料及實(shí)驗(yàn)結(jié)果給出的接觸爆炸破壞半徑的半經(jīng)驗(yàn)公式估算其破口大小，以驗(yàn)證本文數(shù)值模型的正確性:

式中:Rd為破損半徑;Q為裝藥量，kg;t為板厚，mm;a為有加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的平板，取a為0.62。

對于傳統(tǒng)的舷側(cè)結(jié)構(gòu)形式，采用上述公式計(jì)算一層舷側(cè)在相同工況下的破口半徑為4.6 m，同本文數(shù)值結(jié)果相差7%左右，表明本文的數(shù)值模型有較好的精度，具有工程應(yīng)用價(jià)值。下面分別針對2種基本防護(hù)形式，通過改變翼板夾角分析其對各層舷側(cè)破口和塑性區(qū)域半徑的影響規(guī)律。不同翼板角度的2種舷側(cè)形式各層舷側(cè)破口大小如表2所示。

表2 Y型和V型結(jié)構(gòu)各舷側(cè)破口大小Tab.2 Radius of damaged area on shipboard with Y－shape or V－shape defensive structure

從表2可知，除個(gè)別形式外，Y型和V型舷側(cè)對艦船在空爆作用下的防護(hù)性能均有明顯提高。為詳細(xì)分析防護(hù)性能隨翼板角度的變化規(guī)律，分別將各層舷側(cè)破口大小繪于圖7～圖9。

圖7 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)一層舷側(cè)破口半徑對比Fig.7 The comparisons of damaged area radius on the outside shipboard with different shape defensive structure

圖8 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)二層舷側(cè)破口半徑對比Fig.8 The comparisons of damaged area radius on the middle shipboard with different shape defensive structure

圖9 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)三層舷側(cè)破口半徑對比Fig.9 The comparisons of damaged area radius on the inside shipboard with different shape defensive structure

由圖7～圖9可知，Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)不論翼板角度如何變化，較普通結(jié)構(gòu)破口都有不同程度減小;同一翼板角度，隨著舷側(cè)結(jié)構(gòu)由外及內(nèi)，破口減小比例增大，尤其是大翼板角度破口減小比例增大尤其明顯，例如120°Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)三層破口大小減小比例都在27%以上;同一舷側(cè)結(jié)構(gòu)，隨著翼板角度的增加，破口減小比例逐漸增大。

而V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)，破口減小沒有呈現(xiàn)固定規(guī)律，除90°V型結(jié)構(gòu)破口增大外，其他角度破口都有減小;30°和120°V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)，同一翼板角度，舷側(cè)由外及內(nèi)，破口減小比例增大;同一舷側(cè)結(jié)構(gòu)，尤其是第二、三層舷側(cè)結(jié)構(gòu)，隨著翼板角度的增大，破口減小比例增大。

綜合2種形式多種翼板角度三層舷側(cè)的破口大小變化，Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)破口減小趨勢，Y型和V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)在翼板夾角為120°時(shí)對應(yīng)的二層、三層破口減小非常明顯。若從犧牲外部結(jié)構(gòu)保護(hù)內(nèi)部結(jié)構(gòu)的角度出發(fā)，同一翼板角度，120°Y結(jié)構(gòu)綜合防護(hù)效果最好。

表3 Y型和V型結(jié)構(gòu)各甲板塑性變形大小Tab.3 Radius of plastic deformation area on shipboard with Y－shape or V－shape defensive structure

從表3可知，除個(gè)別形式外，Y型和V型舷側(cè)對艦船在空爆作用下的防護(hù)性能均有明顯提高。為詳細(xì)分析防護(hù)性能隨翼板角度的變化規(guī)律，分別將各層舷側(cè)塑性變形區(qū)域半徑大小繪于圖10～圖12。

圖10 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)一層舷側(cè)塑性區(qū)半徑對比Fig.10 The comparisons of plastic deformation area radius on the outside shipboard with different shape defensive structure

圖11 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)二層舷側(cè)塑性區(qū)半徑對比Fig.11 The comparisons of plastic deformation area radius on the middle shipboard with different shape defensive structure

由表3、圖10～圖12及通過對各層舷側(cè)塑性變形區(qū)域半徑的對比分析可知，Y型結(jié)構(gòu)塑性變形較普通結(jié)構(gòu)有減小，且減小比例比V型舷側(cè)較普通結(jié)構(gòu)減小比例大;且同一層舷側(cè)，隨之翼板角度的增大，塑性變形半徑減小比例增大，與破口半徑隨翼板角度變化規(guī)律基本一致;同一翼板角度，不同舷側(cè)塑形變形半徑減小比例不同，無明顯規(guī)律。相對而言，V型結(jié)構(gòu)沒有明顯規(guī)律。除90°V結(jié)構(gòu)沒有減小塑形變形區(qū)域外，其他角度對塑形變形區(qū)域半徑都有不同程度的減小。

圖12 不同舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)三層舷側(cè)塑性區(qū)半徑對比Fig.12 The comparisons of plastic deformation area radius on the inside shipboard with different shape defensive structure

4 結(jié)語

通過對典型艦船艙段結(jié)構(gòu)在空中接觸爆炸載荷下的動(dòng)塑性響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，分別研究了Y型和V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能及其隨翼板角度變化的規(guī)律，得出以下主要結(jié)論:

1)采用ALE方法模擬空中接觸爆炸對結(jié)構(gòu)的毀傷，數(shù)值模擬結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果誤差為7%，精度滿足工程應(yīng)用需求;

2)Y型舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)各層舷側(cè)破口以及塑性變形區(qū)域大小隨翼板角度的增大而減小，整體防護(hù)性能優(yōu)于普通舷側(cè)結(jié)構(gòu)以及V型舷側(cè)結(jié)構(gòu)，尤其是120°Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)三層舷側(cè)破口半徑減小比例均在27%以上，甚至第三層舷側(cè)沒有產(chǎn)生破口;

3)在所計(jì)算的V型式舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)4個(gè)角度的 (30°，60°，90°，120°)算例中，除去 90°結(jié)構(gòu)沒有達(dá)到防護(hù)性能改善外，其他結(jié)構(gòu)隨著角度的增大，破口不斷減小。但是塑形變形沒有明顯規(guī)律，綜合防護(hù)性能提升較小;

4)綜合對比Y型和V型防護(hù)結(jié)構(gòu)，Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)與翼板角度具有穩(wěn)定的變化規(guī)律，防護(hù)性能改善效果明顯，尤其是大角度Y型舷側(cè)結(jié)構(gòu)防護(hù)性能更好。

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