伍友軍,周博,崔海鑫,李曉彬

(1.中國(guó)船舶及海洋工程設(shè)計(jì)研究院,上海 200011；2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，武漢 430063)

隨著導(dǎo)彈技術(shù)的飛速發(fā)展，反艦導(dǎo)彈成為威脅艦船的主要武器之一[1]，特別是掠海飛行的導(dǎo)彈極難防御，一旦導(dǎo)彈穿透舷側(cè)板架在艙內(nèi)爆炸，會(huì)對(duì)船體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重破壞。關(guān)于艦船抗損能力的研究，目前國(guó)內(nèi)外多針對(duì)重要部位采取局部防護(hù)措施[2-4]，國(guó)外可見(jiàn)的報(bào)道為德國(guó)F123艦主甲板采用3道縱向箱型梁結(jié)構(gòu)提高艦船的抗空爆性能，國(guó)內(nèi)尚無(wú)采用新型結(jié)構(gòu)形式提高全船抗損能力研究的相關(guān)報(bào)道。已有的研究[5]，受限于實(shí)船布置、工藝水平等因素，相關(guān)成果還很難應(yīng)用于實(shí)船。為此，考慮以常規(guī)橫剖面結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ)，構(gòu)建滿足施工條件、總布置要求的多方案縱向箱型結(jié)構(gòu)形式，以此為基礎(chǔ)構(gòu)建多方案艙段模型，進(jìn)行導(dǎo)彈艙內(nèi)爆炸毀傷效應(yīng)分析，得到艙室內(nèi)的毀傷變形及剖口尺寸，作為剩余承載能力分析的輸入。采用非線性有限元分析軟件計(jì)算不同結(jié)構(gòu)的剩余承載能力，分析其抗損能力，最終確定抗損能力較優(yōu)的方案。

1 箱形橫剖面結(jié)構(gòu)構(gòu)建

選取艦船船中艙段作為初始艦船中橫剖面，見(jiàn)圖1。

圖1 初始橫剖面

在常規(guī)構(gòu)型基礎(chǔ)上構(gòu)建含舷側(cè)縱壁的箱型橫剖面結(jié)構(gòu)，簡(jiǎn)稱方案一，見(jiàn)圖2。

圖2 方案一橫剖面

構(gòu)建甲板和舷側(cè)設(shè)箱形梁結(jié)構(gòu)的箱型橫剖面結(jié)構(gòu)，01甲板～2甲板各設(shè)4道箱形縱桁，舷側(cè)設(shè)3道箱形縱桁，簡(jiǎn)稱方案二，見(jiàn)圖3。

圖3 方案二橫剖面

圖2和圖3橫剖面面積相當(dāng)，即結(jié)構(gòu)重量基本相同。新構(gòu)建的橫剖面結(jié)構(gòu)與原始結(jié)構(gòu)相比，應(yīng)盡可能少增加重量，并且總布置和施工工藝可行。

2 建立計(jì)算模型及確定爆炸工況

2.1 參數(shù)設(shè)置

艦體結(jié)構(gòu)采用艦用鋼，由于在爆炸沖擊作用下，艦體結(jié)構(gòu)處于一個(gè)高應(yīng)變率下的響應(yīng)過(guò)程，并發(fā)生結(jié)構(gòu)大變形。為了考慮應(yīng)變率效應(yīng)，在AUTODYN中進(jìn)行有限元分析時(shí)，選用Cowper-Symonds(C-S)強(qiáng)化模型，參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 船用鋼材料參數(shù)

TNT爆速設(shè)為6 930 m/s，爆壓2.1×107kPa，單位體積的能量6×106kJ/m3,空氣采用理想氣體狀態(tài)方程。

2.2 建模方法

采用笛卡爾坐標(biāo)系，X指向船長(zhǎng)方向，Y指向船寬方向，Z指向垂向，坐標(biāo)原點(diǎn)位于艙壁正下方。長(zhǎng)度單位為mm，時(shí)間單位為ms，質(zhì)量為kg。為了提高計(jì)算效率，避免奇異出現(xiàn)的單元，對(duì)模型局部進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化：由于船底肋板對(duì)總縱強(qiáng)度影響較小，建模時(shí)簡(jiǎn)化，忽略肋板上的開(kāi)口；球扁鋼用等面積、等高度的扁鋼進(jìn)行簡(jiǎn)化；直接用圓形孔來(lái)模擬導(dǎo)彈穿甲的破口；采用球形炸藥模擬導(dǎo)彈艙室內(nèi)爆的過(guò)程。

假定船中區(qū)域?yàn)槠叫兄畜w，艙段模型采用圖1～3的橫剖面拉伸而成，艙段長(zhǎng)度設(shè)為11 200 mm，強(qiáng)框間距為1 500 mm，艙段兩端設(shè)水密橫艙壁，模型長(zhǎng)度為橫艙壁向外各延伸2個(gè)強(qiáng)框架的長(zhǎng)度。通過(guò)大量的計(jì)算發(fā)現(xiàn)，要較真實(shí)地模擬板、加強(qiáng)構(gòu)件在強(qiáng)框架之間的屈曲模態(tài)，縱向構(gòu)件之間、縱向構(gòu)件腹板至少需要3個(gè)網(wǎng)格，強(qiáng)框之間至少需要6個(gè)網(wǎng)格。船體結(jié)構(gòu)縱骨間距為400 mm，縱向構(gòu)件最小高度為120 mm。實(shí)際計(jì)算模型中甲板和外板采用133 mm×150 mm的網(wǎng)格尺寸，縱向構(gòu)件腹板采用最小40 mm×150 mm的網(wǎng)格尺寸進(jìn)行模擬。

空氣域采用歐拉單元進(jìn)行建模。前期試算，導(dǎo)彈穿艙爆炸后最多只能造成一層甲板出現(xiàn)破口，因此，歐拉網(wǎng)格3向尺寸均為130 mm,在高度上只需要覆蓋01甲板、1甲板和2甲板即可，空氣域的范圍為長(zhǎng)3.3 m、高10 m、寬24 m。

2.3 分析工況

每個(gè)方案設(shè)定4種工況，爆點(diǎn)位置均位于01甲板和1甲板之間。其中爆點(diǎn)位置：工況1，船中縱剖面處，距1甲板高650 mm；工況2，船中縱剖面處，距1甲板高1 300 mm；工況3，船中縱剖面處，距1甲板高1 950 mm；工況4，距船中縱剖面7 000 mm，距1甲板1 300 mm。

3 導(dǎo)彈內(nèi)爆后的毀傷效應(yīng)分析

3.1 測(cè)點(diǎn)分布

針對(duì)3種結(jié)構(gòu)，包括1種常規(guī)原始結(jié)構(gòu)和2種縱向箱型結(jié)構(gòu)，進(jìn)行導(dǎo)彈內(nèi)爆后的毀傷效應(yīng)分析，得到縱向箱型結(jié)構(gòu)在100 kg等效TNT爆炸載荷作用下的應(yīng)力、應(yīng)變、塑性變形，以及破口等結(jié)構(gòu)響應(yīng)。計(jì)算時(shí)采用計(jì)算穩(wěn)定性比較好、流固耦合相對(duì)簡(jiǎn)單的AUTODYN。

為了更好地觀測(cè)艙段結(jié)構(gòu)在導(dǎo)彈爆炸作用下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，在歐拉域中分布了6個(gè)測(cè)點(diǎn)，用于測(cè)量艙室內(nèi)爆炸后的壓力變化，見(jiàn)圖4。通過(guò)對(duì)比不同位置壓力測(cè)點(diǎn)的時(shí)間歷程數(shù)據(jù)，分析爆炸沖擊的傳播過(guò)程。

圖4 歐拉域測(cè)點(diǎn)分布示意

3.2 毀傷分析

以初始方案工況一為例，壓力測(cè)點(diǎn)的時(shí)間歷程曲線見(jiàn)圖5，仿真計(jì)算結(jié)束時(shí)，爆炸當(dāng)艙(01甲板和1甲板之間)的測(cè)點(diǎn)(測(cè)點(diǎn)1～測(cè)點(diǎn)5)和鄰艙(1甲板和2甲板之間)測(cè)點(diǎn)6的壓力基本一致，維持在0.3 MPa左右。這主要是因?yàn)?甲板出現(xiàn)了破口，爆炸當(dāng)艙的壓力進(jìn)入了鄰艙，且舷側(cè)導(dǎo)彈穿甲的破口面積較小，泄爆能力有限，使得艙室內(nèi)爆炸后的壓力處于準(zhǔn)靜態(tài)狀態(tài)。測(cè)點(diǎn)3和測(cè)點(diǎn)4與測(cè)點(diǎn)1、測(cè)點(diǎn)2相比，距爆點(diǎn)較遠(yuǎn)，但壓力峰值卻更大，這可能是由于爆炸沖擊波在傳播的過(guò)程中，艙室內(nèi)的空氣被壓縮，使得局部的壓力得到了增強(qiáng)。

圖5 原始結(jié)構(gòu)計(jì)算工況一壓力測(cè)點(diǎn)時(shí)間歷程曲線

3種不同結(jié)構(gòu)型式的艙內(nèi)爆炸計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2，相比原始方案的結(jié)構(gòu)型式，方案一、二采用的框架式結(jié)構(gòu)型式減小了艙內(nèi)爆炸載荷作用下船體結(jié)構(gòu)的撓度、塑性應(yīng)變以及破口區(qū)域，其中方案二采用的甲板箱型梁結(jié)構(gòu)型式抗爆效果更為有效。分析原因，采用縱壁結(jié)構(gòu)雖然也能有效提高船體的抗爆性能，相比于方案一，縱壁結(jié)構(gòu)阻礙了船體通過(guò)破口進(jìn)行泄爆，造成了比方案二更大的毀傷。

表2 艙內(nèi)毀傷效應(yīng)匯總表

4 毀傷結(jié)構(gòu)的剩余承載能力分析

根據(jù)艙內(nèi)爆炸仿真計(jì)算結(jié)果，模擬導(dǎo)彈穿艙爆炸后的破口、塑性變形等損傷情況，開(kāi)展不同方案多工況爆炸載荷作用下的總縱剩余承載能力計(jì)算。船體結(jié)構(gòu)在遭受爆炸沖擊載荷時(shí)，船體結(jié)構(gòu)會(huì)出現(xiàn)一定面積的塑性變形甚至大破口，典型剖面的承載能力會(huì)大大削弱。因此，需對(duì)受損剖面進(jìn)行相應(yīng)的折減。

設(shè)定失效應(yīng)變大于0.25為產(chǎn)生了破口，對(duì)于破口區(qū)域，全部納入失效范圍；對(duì)于塑形區(qū)域，當(dāng)船體殼板結(jié)構(gòu)的等效塑性應(yīng)變達(dá)到0.08時(shí)，即認(rèn)為失去了承載能力。具體的做法是，將等效塑性應(yīng)變大于0.08的單元直接刪去。對(duì)于等效塑性應(yīng)變小于0.08的單元，以往的處理方式有完全去除塑性應(yīng)變區(qū)和完全保留塑性應(yīng)變區(qū)兩種，該處理方式會(huì)導(dǎo)致計(jì)算結(jié)果偏保守或偏危險(xiǎn)。參照CSR中對(duì)開(kāi)孔板采用平均厚度折減的處理方式，將塑性應(yīng)變0.08以下的板按照塑性應(yīng)變對(duì)板厚進(jìn)行線性折減，見(jiàn)圖6。

圖6 折減系數(shù)-塑性應(yīng)變

考慮到有限元方法能夠追蹤船體構(gòu)件和整體結(jié)構(gòu)承載變形破壞的全歷程，反映局部和整體的破壞模式之間的相互作用以及材料的彈塑性與失穩(wěn)、后失穩(wěn)效應(yīng)的相互作用[6]，采用ABAQUS對(duì)各方案進(jìn)行剩余承載能力分析。分別計(jì)算各爆炸工況受損狀態(tài)的艙段剩余承載能力，艙段的兩端分別用MPC將縱向構(gòu)件進(jìn)行相關(guān)，左端控制點(diǎn)約束2346自由度，右端控制點(diǎn)約束12346自由度，邊界約束示意于圖7。

圖7 有限元模型的約束示意

采用準(zhǔn)靜態(tài)的加載方式對(duì)艙段進(jìn)行加載。在艙段左右兩端的MPC控制點(diǎn)A和B上分別以0.002 rad/s的角速度加載大小相同方向相反的彎矩，通過(guò)直接施加的轉(zhuǎn)角位移，計(jì)算得到支點(diǎn)支反彎矩-轉(zhuǎn)角曲線，從而得到結(jié)構(gòu)的極限承載能力。初始方案的彎矩和轉(zhuǎn)角變化見(jiàn)圖8，各工況的計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表2。

表2 破損艙段剩余承載能力匯總表 N·mm

圖8 初始方案完整結(jié)構(gòu)端面的彎矩-轉(zhuǎn)角

5 結(jié)論

1)縱向箱形結(jié)構(gòu)能有效的減小穿艙爆炸情況下船體結(jié)構(gòu)的損傷，且增加相同重量的情況下，采用箱形梁的效果比縱艙壁更好。

2)爆點(diǎn)靠近舷側(cè)部位時(shí)，船體結(jié)構(gòu)的總縱承載能力下降更快。

3)通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，方案二的剩余承載能力最強(qiáng)，方案一次之，初始方案最弱，說(shuō)明采用縱向箱型結(jié)構(gòu)能有效提高艦船遭受穿艙導(dǎo)彈攻擊后的生存能力。