基于ANSYS/LS-DYNA的多層舷側結構抗空中接觸爆炸防護性能研究

汪 玉，劉云龍，張阿漫，田昭麗

(哈爾濱工程大學船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001)

0 引言

近年來，隨著各種高新反艦技術［1］的發展，艦船生命力面臨著日益嚴重的威脅。通過合理設計艦船水上防護結構，尤其是舷側防護結構，有效抵御反艦導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，為反制系統正常運作贏得寶貴的作戰時間，對保證艦船的生命力具有十分重要的軍事意義。

關于艦船舷側抗空爆結構形式的研究很多，比較有代表性的是復合裝甲與夾層板結構形式［2－3］。復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構，各層材料、厚度、連接方式、細微結構和形狀等的不同組合可獲得不同的防護效果。夾層板可分為復合材料夾層板與金屬材料夾層板石料。復合材料夾層板由RP，PVC及泡沫等夾芯材料與金屬材料通過層鋪粘結而成，金屬夾層板由金屬板與金屬夾芯層通過粘結或焊接而成。復合裝甲與夾層板的防護性能在很大程度上取決于復合材料［4］。目前，雖然對新型材料的各種屬性進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、環境極其復雜時，新型材料的動態屬性將會怎樣變化，以及復合裝甲與夾層板的綜合性能仍舊需要科研工作者進行深入研究，其在艦船上的抗爆應用極少。

近年來，有學者提到多層Y型舷側結構［5－8］的防護設計。該設計不但能夠有效提高艦船抗爆抗沖擊能力，且結構簡單，同時能夠提高艦船總縱強度，目前該結構已在民船上得到應用。然而，關于多層舷側結構的防護機理研究并不多。對于艦船舷側抗空爆結構形式的研究主要集中在簡單板殼或者板架結構在空中爆炸載荷形式下的響應特點以及變形模式上，典型代表有Chung K Y S［9－10］通過實驗以及數值 (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筋尺寸以及布置方式變化的爆炸沖擊響應特點，結果吻合良好;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構變形撓度的計算公式，并給出了3種變形模式下板架變形的統一計算公式，與實驗結構吻合較好，可應用于艦船結構在爆炸沖擊波作用下的破壞或防護方面的工程預測。另外，王善、Rajendran R、唐獻述、侯海量等［13－16］也對爆炸載荷作用下固支板、加筋板的響應特點以及失效模式進行研究［17］。這些研究對于深入認識艦船在空爆載荷下的毀傷和防護機理具有參考意義，但由于邊界條件的不同以及無法考慮同其他結構的耦合作用，因此難以直接向實船上推廣。因此本文依托吉田隆破口經驗公式［6］，通過大型非線性分析軟件 ANSYS/LS－DYNA［18－19］對典型艙段雙側舷側不同隔板形式在空中接觸爆炸下的毀傷效果進行模擬，研究各種舷側形式防護性能以及翼板角度對其影響規律，旨在為艦船防護設計尤其是對多層舷側優化設計提供參考。

1 Y型和V型舷側結構形式

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，舷側縱骨間距1 m，三層舷側結構，舷側間距3 m，如圖1所示。分別在一、二層舷側間布置Y型和V型舷側防護形式，如圖2所示。

圖1 艙段結構圖Fig.1 Sketch of section structure

圖2 設計方案結構圖Fig.2 Design schemes of different shape broadsides

圖2為Y型舷側和V型舷側的結構示意圖，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°進行對比，分析翼板夾角對其結構防護性能的影響，然后綜合對比2種基本形式的防護性能，得到最優的舷側防護結構設計方案。

2 有限元數值仿真模型

2.1 有限元模型及工況設置

有限元模型采用笛卡爾坐標系，坐標原點取在基線處，X軸垂直于中線面，向右舷為正;Z軸垂直于中橫剖面，向外側為正;Y軸垂直于水線面，向上方為正。參照模型舷側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外板，考察在接觸爆炸載荷作用下各種舷側結構形式防護性能，如圖3所示。

在藥包周圍建立5 m的球形空氣流場［20］，作為炸藥爆轟產物運動的歐拉域，沖擊波通過流場傳播并加載在結構表面。在流場外表面施加無反射邊界以盡可能如實地反映爆炸沖擊波在空氣中的傳播以及對結構的加載。網格劃分如圖4所示，炸藥與空氣流場采用8節點實體單元模擬。為準確模擬炸藥爆轟過程，炸藥單元網格劃分較密，而空氣單元網格相對稀疏。根據文獻［18－19］，本文控制結構以及結構周圍的流場一般在一個沖擊波波長內至少有10～25個網格，而外部流場在一個沖擊波波長之內大約有1～5個網格。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格應劃分的較為精細。

2.2 材料模型以及耦合算法

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

接觸爆炸屬結構大變形問題，在變形過程中結構單元會發生嚴重扭曲，從而影響計算的繼續進行。同時，當結構材料達到材料強度極限之后，通常認為結構已經失去承載能力，因此，在計算中通過單元失效準在控制船體某單元應變超過失效應變時直接將單元刪除。在下面的計算中，取材料的等效塑性應變的臨界應變為0.08，取等效塑性應變的失效應變為 0.28［22］。

TNT炸藥采用目前比較通用的*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型同時使用*EOS_JWL狀態方程模擬炸藥爆轟過程中壓力和比容的關系?？諝饬鲌霾捎?MAT_NULL材料模型以及*EOS_LINEAR－POLY－NOMIAL狀態方程加以描述［18－19］。

根據LS－DYNA具有強大流固耦合分析功能以及其在爆炸領域的應用特點，用球形藥包的定時起爆模擬空中接觸爆炸載荷，采用實體單點ALE積分算法模擬炸藥爆轟和沖擊波的傳播過程，對結構模型采用Lagrange單元算法計算，二者通過*CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID進行耦合［18－19］。

3 計算結果分析

通過對各種舷側防護形式的艙段結構在所設置的工況下進行計算，可得到接觸爆炸載荷對不同形式防護結構艙段模型的毀傷效果。下面以傳統舷側結構為例，給出其最終結構應力應變云圖。

如圖5和圖6所示，在接觸爆炸載荷作用下，艙段結構發生嚴重的破壞，該區域的外層舷側在沖擊波超壓作用下嚴重內凹，各層舷側結構均出現明顯的塑性變形區，并在爆點位置出現較大的破口。

因破口大小以及塑性變形區域的范圍是衡量防護結構性能好壞的重要因素［11，21］，本文針對這2項結果衡量各舷側結構形式在同一爆炸工況下防護性能的優劣，見表1。

圖5 傳統舷側形式應力云圖Fig.5 The stress nephogram of common broadside

圖6 傳統舷側形式塑性應變云圖Fig.6 The strain nephogram of common broadside

表1 普通舷側防護結構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?。?］根據二戰中艦船破損資料及實驗結果給出的接觸爆炸破壞半徑的半經驗公式估算其破口大小，以驗證本文數值模型的正確性:

式中:Rd為破損半徑;Q為裝藥量，kg;t為板厚，mm;a為有加強結構的平板，取a為0.62。

對于傳統的舷側結構形式，采用上述公式計算一層舷側在相同工況下的破口半徑為4.6 m，同本文數值結果相差7%左右，表明本文的數值模型有較好的精度，具有工程應用價值。下面分別針對2種基本防護形式，通過改變翼板夾角分析其對各層舷側破口和塑性區域半徑的影響規律。不同翼板角度的2種舷側形式各層舷側破口大小如表2所示。

表2 Y型和V型結構各舷側破口大小Tab.2 Radius of damaged area on shipboard with Y－shape or V－shape defensive structure

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

圖7 不同舷側防護結構一層舷側破口半徑對比Fig.7 The comparisons of damaged area radius on the outside shipboard with different shape defensive structure

圖8 不同舷側防護結構二層舷側破口半徑對比Fig.8 The comparisons of damaged area radius on the middle shipboard with different shape defensive structure

圖9 不同舷側防護結構三層舷側破口半徑對比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型舷側結構不論翼板角度如何變化，較普通結構破口都有不同程度減小;同一翼板角度，隨著舷側結構由外及內，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型舷側結構三層破口大小減小比例都在27%以上;同一舷側結構，隨著翼板角度的增加，破口減小比例逐漸增大。

而V型舷側結構，破口減小沒有呈現固定規律，除90°V型結構破口增大外，其他角度破口都有減小;30°和120°V型舷側結構，同一翼板角度，舷側由外及內，破口減小比例增大;同一舷側結構，尤其是第二、三層舷側結構，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的破口大小變化，Y型舷側結構破口減小趨勢，Y型和V型舷側結構在翼板夾角為120°時對應的二層、三層破口減小非常明顯。若從犧牲外部結構保護內部結構的角度出發，同一翼板角度，120°Y結構綜合防護效果最好。

表3 Y型和V型結構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，除個別形式外，Y型和V型舷側對艦船在空爆作用下的防護性能均有明顯提高。為詳細分析防護性能隨翼板角度的變化規律，分別將各層舷側塑性變形區域半徑大小繪于圖10～圖12。

圖10 不同舷側防護結構一層舷側塑性區半徑對比Fig.10 The comparisons of plastic deformation area radius on the outside shipboard with different shape defensive structure

圖11 不同舷側防護結構二層舷側塑性區半徑對比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及通過對各層舷側塑性變形區域半徑的對比分析可知，Y型結構塑性變形較普通結構有減小，且減小比例比V型舷側較普通結構減小比例大;且同一層舷側，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律基本一致;同一翼板角度，不同舷側塑形變形半徑減小比例不同，無明顯規律。相對而言，V型結構沒有明顯規律。除90°V結構沒有減小塑形變形區域外，其他角度對塑形變形區域半徑都有不同程度的減小。

圖12 不同舷側防護結構三層舷側塑性區半徑對比Fig.12 The comparisons of plastic deformation area radius on the inside shipboard with different shape defensive structure

4 結語

通過對典型艦船艙段結構在空中接觸爆炸載荷下的動塑性響應進行數值模擬，分別研究了Y型和V型舷側結構的防護性能及其隨翼板角度變化的規律，得出以下主要結論:

1)采用ALE方法模擬空中接觸爆炸對結構的毀傷，數值模擬結果與經驗公式計算結果誤差為7%，精度滿足工程應用需求;

2)Y型舷側防護結構各層舷側破口以及塑性變形區域大小隨翼板角度的增大而減小，整體防護性能優于普通舷側結構以及V型舷側結構，尤其是120°Y型舷側結構三層舷側破口半徑減小比例均在27%以上，甚至第三層舷側沒有產生破口;

3)在所計算的V型式舷側防護結構4個角度的 (30°，60°，90°，120°)算例中，除去 90°結構沒有達到防護性能改善外，其他結構隨著角度的增大，破口不斷減小。但是塑形變形沒有明顯規律，綜合防護性能提升較小;

4)綜合對比Y型和V型防護結構，Y型舷側結構與翼板角度具有穩定的變化規律，防護性能改善效果明顯，尤其是大角度Y型舷側結構防護性能更好。

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