沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬

李茂，朱錫，侯海量，陳長海，李典，胡年明

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬

李茂，朱錫，侯海量，陳長海，李典，胡年明

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

為探討固支方板結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下的變形破壞特點及規(guī)律，利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA開展沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬計算，闡述裝藥驅(qū)動預(yù)制破片的運動過程，分析沖擊波載荷和破片載荷以及鋼板在聯(lián)合載荷作用下的變形破壞模式，并與試驗進(jìn)行對比。結(jié)果表明，數(shù)值計算結(jié)果與試驗結(jié)果較為吻合；炸藥底部中心處預(yù)制破片的初速最高，邊緣處最低；在試驗工況下，沖擊波先于破片作用于結(jié)構(gòu)，破片群總動能遠(yuǎn)大于爆轟產(chǎn)物及沖擊波傳遞給結(jié)構(gòu)的動能，破片群是造成鋼板中心出現(xiàn)沖塞破口的主要因素，應(yīng)作為防護(hù)結(jié)構(gòu)的主要設(shè)計載荷。

爆炸力學(xué)；沖擊波；高速破片；聯(lián)合載荷

0 引 言

半穿甲導(dǎo)彈依靠初始動能侵入艦體內(nèi)部爆炸時，其形成的爆炸沖擊波和高速破片群對艦體結(jié)構(gòu)及人員設(shè)備造成的聯(lián)合毀傷是防護(hù)結(jié)構(gòu)必須考慮的重要方面。

早期，研究人員根據(jù)沖擊波和破片初速度以及其在空氣中速度衰減率的不同，將二者對結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)解耦成2個問題分別予以研究：一是爆炸沖擊波載荷作用下結(jié)構(gòu)的毀傷［1-3］，二是高速破片對結(jié)構(gòu)的穿甲破壞［4］。但研究證明，破片和沖擊波對工程結(jié)構(gòu)的復(fù)合破壞效應(yīng)，與兩者單獨作用于結(jié)構(gòu)的破壞效應(yīng)有著顯著差異［5-6］。

近年來，研究人員通過試驗研究及數(shù)值計算，逐漸認(rèn)識到爆炸沖擊波與大量高速破片對結(jié)構(gòu)的破壞具有疊加增強(qiáng)效應(yīng)。侯海量［4］和李偉等［7］采用帶殼裝藥模擬半穿甲導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部并進(jìn)行艙內(nèi)爆炸試驗，發(fā)現(xiàn)在高速破片密集作用區(qū)，各彈孔間的邊界會被沖擊波撕裂而相互連通，形成長大破口；瑞典科學(xué)家Lepp?nen和Nystr?m等［8-9］對混凝土防護(hù)結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下的破壞模式與毀傷機(jī)理開展了試驗及數(shù)值計算，指出聯(lián)合載荷對防護(hù)結(jié)構(gòu)的破壞程度大于單一載荷對結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生破壞程度之和；Qian等［10-12］指出密集高速破片同步侵徹會使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生集團(tuán)沖塞破口。

為分析鋼板結(jié)構(gòu)在戰(zhàn)斗部近炸爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合載荷作用下的變形破壞，本文將分別模擬鋼板結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波載荷、破片群載荷以及聯(lián)合載荷作用下的變形和破壞特點及模式，并與試驗結(jié)果［13-14］進(jìn)行對比。

1 有限元模型

采用ANSYS/LS-DYNA非線性動力有限元分析程序，對鋼板在爆炸沖擊波載荷、破片群載荷以及聯(lián)合載荷作用下的變形破壞進(jìn)行數(shù)值模擬研究。模型布置圖和破片布置圖分別如圖1和圖2所示。

圖1 模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of the model

圖2 預(yù)制破片布置圖Fig.2 Placement of fragments

數(shù)值模型由炸藥、空氣、破片和鋼板4部分組成（圖1），均采用8節(jié)點的Solid 164三維實體單元模擬。其中，炸藥和空氣材料采用Euler網(wǎng)格建模，單元使用多物質(zhì)ALE算法，破片和鋼板采用Lagrange網(wǎng)格建模，破片、鋼板與空氣材料間采用耦合算法，以允許破片、鋼板和空氣材料通過Euler-Lagrange罰函數(shù)耦合算法將結(jié)構(gòu)與流體耦合。靶板邊界固支，對空氣設(shè)定透射邊界。對于同一個模型，若鋼板與空氣材料間不定義耦合，即不考慮沖擊波載荷對鋼板的作用，則可進(jìn)行裝藥驅(qū)動預(yù)制破片侵徹鋼板的數(shù)值模擬。

為模擬破片群密集作用區(qū)鋼板的破壞，將鋼板中心邊長為140 mm的方形區(qū)域細(xì)化以進(jìn)行網(wǎng)格劃分；網(wǎng)格劃分后，空氣域單元總數(shù)約49萬個，炸藥單元總數(shù)約6.9萬個，鋼板單元總數(shù)5.6萬個，破片總數(shù)89個，單元總數(shù)4 450個。數(shù)值模型采用cm-g-μs單位制，具體模型尺寸與文獻(xiàn)［14］試驗中的相同。

炸藥采用High_Explosive_Burn本構(gòu)模型，對爆轟產(chǎn)物的膨脹采用JWL狀態(tài)方程描述：

式中：P為爆轟壓力；A，B為常數(shù)，分別取A= 374 GPa，B=3.23 GPa；R1，R2和ω為試驗擬合參數(shù)，分別取R1=4.15，R2=0.95，ω=0.30；V為相對體積；e0為單位體積內(nèi)能；ρ為炸藥密度，取ρ= 1 630 kg/m3。取爆速D=6 930 m/s，壓力PCJ= 27 GPa。程序采用Beta+Programmed Burn技術(shù)模擬炸藥的爆轟過程，每個炸藥單元的點火時間由該單元形心至起爆點的距離和爆速確定。

空氣采用NULL材料模型及LINEAR_POLY?NOMIAL狀態(tài)方程描述。線性多項式狀態(tài)方程為

式中：e0為單位體積內(nèi)能，取e0=2.53×105J/m3；μ=1/V-1，其中V為相對體積，取初始相對體積V0=1.0；C0～C6為多項式方程系數(shù)，當(dāng)線性多項式狀態(tài)方程用于理想氣體模型時，C0=-0.1 MPa，C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=γ-1，γ=Cp/Cv，為氣體的熱容比，取γ=1.4，其中，Cp為定壓比熱容，Cv為定容比熱容。空氣密度取為1.225 kg/m3。

破片采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型Plastic_ Kinematic，其應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述：

式中：σd為動態(tài)屈服強(qiáng)度；σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度；E為彈性模量；Eh為硬化模量，εp為有效塑性應(yīng)變；ε為等效塑性應(yīng)變率；D，n為常數(shù)，對于低碳鋼，通常取D=40.4 s-1，n=5。材料失效模型采用最大等效塑性應(yīng)變失效準(zhǔn)則。

鋼板材料采用Johnson-Cook本構(gòu)模型，該模型考慮了由應(yīng)變率強(qiáng)化和絕熱升溫引起的軟化效應(yīng)，能反映材料在高應(yīng)變率以及高溫情況下材料性質(zhì)的變化，其狀態(tài)方程為

式中：σy為鋼板材料動態(tài)屈服強(qiáng)度；σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度，取σ0=235 MPa；Eh為應(yīng)變硬化模量，取Eh=300 MPa；n0為應(yīng)變硬化指數(shù)，取n0=0.26；c為應(yīng)變率系數(shù)，取c=0.014；m為熱軟化指數(shù)，取m= 1.03；ε0為參考塑性應(yīng)變率，一般取ε0=1 s-1；T為材料溫度；Tm為材料的熔點，取Tm=1 793 K；T0為參考溫度（取室溫），取T0=300 K。

受沖擊區(qū)域材料的失效由下述方程描述：

式中：D1～D5為材料常數(shù)，取D1=0.4，當(dāng)破壞參數(shù)時，材料發(fā)生失效；σh為材料在三向應(yīng)力狀態(tài)下的靜水壓力；σeff為Mises等效應(yīng)力。

2 數(shù)值計算結(jié)果與分析

2.1 數(shù)值計算結(jié)果驗證

為了驗證數(shù)值模型的合理性，首先，進(jìn)行近距空爆載荷下平板的變形（Model 1）數(shù)值分析，并對鋼板在爆炸載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行驗證，數(shù)值模型與試驗工況如表1所示。仿真結(jié)果中，平板中心處的最大撓度值約出現(xiàn)在t=1.1 ms（從炸藥引爆開始計時，以下同）時，隨后在平衡位置小幅彈性振動，最終達(dá)到穩(wěn)定值39.4 mm，與文獻(xiàn)［13］試驗中平板中心處的最大撓度42.3 mm相差6.86%。

表1 數(shù)值模型與試驗工況Tab.1 Numerical models and experimental condition

其次，進(jìn)行裝藥驅(qū)動平板運動數(shù)值分析，以對裝藥驅(qū)動預(yù)制破片飛散的速度進(jìn)行驗證。平板直徑為50 mm，厚度為2 mm，其速度可按裝藥驅(qū)動整體平板的相當(dāng)速度進(jìn)行預(yù)測。平板獲得的最終速度仿真結(jié)果為1 733.8 m/s，較文獻(xiàn)［15］中理論公式得到的預(yù)測結(jié)果1 729.0 m/s大0.28%，較文獻(xiàn)［16］中理論公式得到的預(yù)測結(jié)果1 851.8 m/s小6.37%。

對于鋼板結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波和破片聯(lián)合作用下的變形破壞數(shù)值模擬分析，采用與前述兩個數(shù)值仿真相同的網(wǎng)格劃分方法和材料模型。圖3（a）和圖3（b）分別為Model 2的試驗結(jié)果與數(shù)值仿真結(jié)果。數(shù)值仿真中，固支方板中部的沖塞破口直徑約57.7 mm，與試驗值相當(dāng)；固支方板產(chǎn)生了整體撓曲變形，最大撓度出現(xiàn)在破口附近，仿真值為22.85 mm，較試驗值25 mm小8.6%；破片著靶位置距破口中心的最大距離仿真值為158.4 mm，略大于試驗值155 mm。考慮到試驗中存在著炸藥位置不能完全正對鋼板中心、預(yù)制破片非對稱布置以及靶板在螺釘處受拉等問題，通過對比試驗結(jié)果，可知該模型的建立較為合理。

2.2 爆轟波傳播及預(yù)制破片驅(qū)動與飛散

采用一端單點起爆時，爆轟波的傳播如圖4所示。圖中的藍(lán)色體（深色部分）為藥柱，該藥柱的長徑比為2.6∶1。前期，爆轟波以球面波的形式傳播，至后期，爆轟波基本以平面波的形式傳播，其中炸藥中心處的爆轟波壓力較兩側(cè)的大。當(dāng)t=20.0 μs時，爆轟波到達(dá)炸藥底部中心處預(yù)制破片，并開始驅(qū)動預(yù)制破片運動，其中中心處的破片速度最高，邊緣處的破片速度最低；由于預(yù)制破片非整體平板，而是由離散的破片組成，在爆轟產(chǎn)物及沖擊波的作用下，預(yù)制破片將向外飛散，形成具有一定空間分布形態(tài)的破片群，如圖5所示。

圖3 試驗結(jié)果與模型仿真結(jié)果Fig.3 Experimental and numerical results of deformation and damage of the steel plate

圖4 爆轟波傳播過程Fig.4 Propagation of detonation waves

圖5 破片飛散圖Fig.5 Simulation picture of fragment field

2.3 破片群載荷分析

破片的著靶速度和飛散角是破片戰(zhàn)斗部的重要指標(biāo)，著靶速度直接決定了破片的殺傷動能，而飛散角則直接關(guān)系到破片群的著靶密度。從圖6中可以看出，破片初速v0與距炸藥底部中心距離s0的關(guān)系近似成拋物線，破片距炸藥底部中心越近，獲得的初速便越大，文獻(xiàn)［16］在研究圓柱形裝藥對平板的拋擲速度時指出：在實際的爆炸過程中，爆轟產(chǎn)物向四周飛散，當(dāng)裝藥高度大于裝藥直徑時，真正用來加速平板運動的裝藥量為高度等于裝藥半徑的正圓錐體的質(zhì)量，而平板各微元對應(yīng)的裝藥高度與距裝藥中心的距離呈線性減小關(guān)系；破片最大著靶初速為2 610 m/s，最小著靶初速為1 040 m/s，破片群平均速度為1 904.3 m/s，破片群總動能為62.5 kJ，總內(nèi)能約1.8 kJ，可忽略不計，取TNT爆熱為4.18 kJ/g［15］，則破片總能量僅占炸藥總能量的3.85%。破片群從t=77.5 μs開始沖擊鋼板結(jié)構(gòu)，位于炸藥底部最中心處的破片最先沖擊鋼板，第1圈破片在t=77.5～78.0 μs時沖擊鋼板，第2圈破片約在t=80.5～82.0 μs時到達(dá)鋼板，第3圈破片在t=86.0～90.5 μs時沖擊鋼板，在約t=210 μs時，破片對鋼板的沖擊作用結(jié)束。圖7所示為破片群著靶分布仿真結(jié)果，其中實心圓表示未穿透，空心圓表示穿透。從中可看出，鋼板中心區(qū)域的破片著靶分布密度大、初速度高、時間差小，密集破片對鋼板的剪切沖塞表現(xiàn)出明顯的累積破壞效應(yīng)；在更遠(yuǎn)的區(qū)域，破片著靶的分布密度相對較小，初速度相對較低，時間差相對較大，單個破片對鋼板的穿甲破壞為絕熱剪切，破片群對鋼板沖擊現(xiàn)象更多地表現(xiàn)為疊加效應(yīng)［10］。由圖8可知，在破片著靶密度（單位：片/m2）超過一定數(shù)值時，便會產(chǎn)生集團(tuán)沖塞破口。

圖6 破片著靶初速分布及著靶時刻分布Fig.6 Distribution of fragment initial velocity and hitting time

圖7 破片著靶分布仿真結(jié)果Fig.7 Model prediction for the distribution of fragments

圖8 破片著靶密度仿真結(jié)果Fig.8 Model prediction for the hit density distribution

2.4 沖擊波載荷分析

圖9所示為鋼板中線各點沖擊波到達(dá)的時間及超壓峰值分布圖，其中，s為鋼板中線各點距鋼板中心的距離，ΔPm為超壓。由圖9及圖10可知，破片的存在對沖擊波的傳播過程影響很大。Model 1中，鋼板約在t=45 μs時開始受到?jīng)_擊波載荷的作用；隨著距裝藥軸線距離的增加，鋼板中線各點的超壓峰值呈減小趨勢；在該試驗條件下，鋼板結(jié)構(gòu)同時還受到空氣沖擊波和爆轟產(chǎn)物的作用［17］，估算鋼板的最終變形能為10.25 kJ［18］。Model 2中，鋼板約在t=74 μs時開始受到?jīng)_擊波載荷的作用，由于在破片加速過程中，沖擊波遇到破片時發(fā)生了反射和繞流現(xiàn)象，導(dǎo)致較之Model 1，Model 2中鋼板結(jié)構(gòu)所受的沖擊波強(qiáng)度顯著減小。

2.5 鋼板變形破壞分析

圖11為3個模型中鋼板中線處的變形輪廓圖。由圖3和圖11可知，在Model 1中，鋼板只受爆炸沖擊波的作用，結(jié)構(gòu)的變形破壞模式為整體撓曲大變形，板中心處產(chǎn)生了一定的隆起變形，撓度值W=39.4 mm。在Model 3中，鋼板受到破片群的累積效應(yīng)和疊加效應(yīng)，整體并無大的撓曲變形，高速破片密集作用于鋼板中心處，產(chǎn)生了一個集團(tuán)破片沖塞破口，局部為破片穿孔和撞擊凹坑。

圖9 鋼板中線各點沖擊波和破片到達(dá)時間及超壓峰值分布圖Fig.9 Peak over pressure and hit time of blast wave and fragments distribution of center-line

圖10 炸藥域和空氣域中的壓力分布云圖Fig.10 Pressure contours in charge and air at different time

圖11 模型中線處變形輪廓Fig.11 Contours of the center-line of three models

在Model 2中，沖擊波載荷在t≥74 μs、破片群在t=77.5～210 μs時作用于鋼板，對于每個破片著靶位置，均為爆炸沖擊波先于破片作用于結(jié)構(gòu)；鋼板的固有振動周期遠(yuǎn)大于沖擊波的正壓作用時間及破片群的穿甲時間［11，19］，沖擊波的沖量轉(zhuǎn)化為鋼板的動量，鋼板在運動的同時，破片陸續(xù)沖擊鋼板，破片動量部分轉(zhuǎn)化為鋼板的動量，沖擊波和破片群表現(xiàn)出一定的耦合作用；由于沖擊波先作用于結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)處于較高應(yīng)力水平時預(yù)制破片才作用于鋼板，導(dǎo)致破片更易穿透鋼板，因而破片群傳遞給鋼板的總沖量小于Model 3。Model 2的鋼板中心處產(chǎn)生了一個大的沖塞破口，較Model 3略大，剪切下來的沖塞塊最終速度約50 m/s。對比Model 3的變形破壞模式可知，在聯(lián)合作用試驗工況下［14］，Model 2鋼板中心的大破口主要由密集破片群沖擊所致，而非沖擊波撕裂破片穿孔邊界而成，這與文獻(xiàn)［20-21］中前面板密集穿甲破口區(qū)由于沖擊波作用而形成較長的撕裂破口有所不同，因而在該爆距條件下，應(yīng)將破片群作為防護(hù)結(jié)構(gòu)的主要設(shè)計載荷，防止破片和鋼板結(jié)構(gòu)碎片對后續(xù)防護(hù)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生穿透性破壞；鋼板變形破壞整體為撓曲大變形，最大撓度值出現(xiàn)在沖塞破口邊緣處，為22.85 mm，但整體變形程度比Model 1小，主要是因為裝藥驅(qū)動預(yù)制破片飛散時，將一部分能量轉(zhuǎn)化為了破片的動能，致使沖擊波傳遞給鋼板的沖擊動能減小，而破片穿甲過程為局部效應(yīng)，其傳遞給鋼板的動能基本分布于彈孔四周。

圖12所示為3個模型中鋼板中線上2個點（Node A，s=3.15 cm；Node B，s=9.254 cm）的速度—時間歷程曲線。從圖中可以看出，不同于Model 1中較平滑的變化趨勢，由于破片陸續(xù)沖擊鋼板，在Model 2和Model 3中，節(jié)點速度呈復(fù)雜的振蕩變化。

圖12 鋼板中線上A，B兩點在Z方向的分速度—時間歷程曲線Fig.12 TheZ-direction velocity of two positions：node A and node B

3 結(jié) 論

本文利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA開展了沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬計算，研究了爆炸沖擊波和破片載荷以及固支方板結(jié)構(gòu)在聯(lián)合作用下的變形破壞特點及規(guī)律，得出如下主要結(jié)論：

1）通過對裝藥驅(qū)動預(yù)制破片飛散侵徹鋼板的數(shù)值模擬，獲得了破片的速度分布及破片群的空間分布，得知破片初速與距炸藥底部中心距離的關(guān)系近似成開口向下的拋物線。

2）由于沖擊波在傳播過程中遇到預(yù)制破片時會發(fā)生繞流和反射，導(dǎo)致沖擊波對鋼板的超壓峰值顯著減小；同時，破片阻滯了沖擊波的傳播，會減慢其到達(dá)結(jié)構(gòu)的時間。

3）在聯(lián)合作用試驗條件下，沖擊波先于破片作用于結(jié)構(gòu)，隨后破片陸續(xù)作用于結(jié)構(gòu)，兩者對結(jié)構(gòu)具有一定的耦合效應(yīng)；沖擊波作用主要引起鋼板的整體撓曲大變形，而破片穿甲為局部效應(yīng)，當(dāng)破片群速度非常高且破片間距小于一定的距離時，極易在密集作用區(qū)形成連貫的大破口。

4）在聯(lián)合作用試驗條件下，破片總動能為62.5 kJ，遠(yuǎn)大于爆轟產(chǎn)物及沖擊波傳遞給鋼板結(jié)構(gòu)的動能；鋼板中心處的破口主要由破片群沖剪而成，而非沖擊波撕裂破片穿孔邊界而成；破片群為防護(hù)結(jié)構(gòu)的主要設(shè)計載荷。

5）裝藥驅(qū)動預(yù)制破片飛散時，將一部分能量轉(zhuǎn)化為了破片的沖擊動能并造成鋼板的集團(tuán)沖塞破口，致使沖擊波作用于鋼板結(jié)構(gòu)的沖擊動能減小；而如何整體評估在二者聯(lián)合作用下鋼板的破損程度，并以此作為優(yōu)化彈體設(shè)計的重要參數(shù)，還有待進(jìn)一步的深入研究。

［1］ CHUNG KIM YUEN K，NURICK G N.Experimental and numerical studies on the response of quadrangular stiffened plates.Part I：subjected to uniform blast load［J］.International Journal of Impact Engineering，2005，31（1）：55-83.

［2］ LANGDON G S，CHUNG KIM YUEN S，NURICK G N.Experimental and numerical studies on the response of quadrangular stiffened plates.Part II：localised blast loading［J］.International Journal of Impact Engi?neering，2005，31（1）：85-111.

［3］ 何翔，龐偉賓，曲建波，等.防護(hù)門在空氣沖擊波和破片作用下的破壞［J］.爆炸與沖擊，2004，24（5）：475-479. HE Xiang，PANG Weibin，QU Jianbo，et al.Protective door damaged by air shock wave and fragment arisen from explosion in prototype tunnel［J］.Explosion and Shock Waves，2004，24（5）：475-479.

［4］ 侯海量.大型艦船水上舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗毀傷機(jī)理研究［D］.武漢：海軍工程大學(xué)，2006.

［5］ GIRHAMMAR U A.Brief review of combined blast and fragment loading effects：report C7：90［R］. Eskilstuna，Sweden：National Fortifications Administra?tion，1990：1-15.

［6］ CONRATH E J，MLAKAR P F，MARCHAND K A，et al.Structural design for physical security-state of the practice［M］.Reston（VA，USA）：American Society of Civil Engineers，1999.

［7］ 李偉，朱錫，梅志遠(yuǎn)，等.戰(zhàn)斗部艙內(nèi)爆炸對艙室結(jié)構(gòu)毀傷的實驗研究［J］.艦船科學(xué)技術(shù)，2009，31（3）：34-37. LI Wei，ZHU Xi，MEI Zhiyuan，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.

［8］ LEPP?NEN J.Experiments and numerical analyses of blast and fragment impacts on concrete［J］.Internation?al Journal of Impact Engineering，2005，31（7）：843-860.

［9］ NYSTR?M U，GYLLTOFT K.Numerical studies of the combined effects of blast and fragment loading［J］.In?ternational Journal of Impact Engineering，2009，36（8）：995-1005.

［10］ QIAN L X，QU M，WEN Y，et al.Dense fragment gen?erator［J］.Propellants，Explosives，Pyrotechnics，2002，27（5）：267-278.

［11］ QIAN L，QU M，F(xiàn)ENG G.Study on terminal effects of dense fragment cluster impact on armor plate.Part I：analytical model［J］.International Journal of Impact Engineering，2005，31（6）：755-767.

［12］ QIAN L，QU M.Study on terminal effects of dense fragment cluster impact on armor plate.Part II：nu?merical simulations［J］.International Journal of Im?pact Engineering，2005，1（6）：769-780.

［13］ 陳長海，朱錫，侯海量，等.近距空爆載荷作用下固支方板的變形及破壞模式［J］.爆炸與沖擊，2012，32（4）：368-373. CHEN Changhai，ZHU Xi，HOU Hailiang，et al.De?formation and failure modes of clamped square plates under close-range air blast loads［J］.Explosion and Shock Waves，2012，32（4）：368-375.

［14］ 張成亮.爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用效應(yīng)及防護(hù)機(jī)理研究［D］.武漢：海軍工程大學(xué)，2013.

［15］ 王鳳英，劉天生.毀傷理論與技術(shù)［M］.北京：北京理工大學(xué)出版社，2009.

［16］ 孫業(yè)斌.爆炸作用與裝藥設(shè)計［M］.北京：國防工業(yè)出版社，1987.

［17］ 寧建國，王成，馬天寶.爆炸與沖擊動力學(xué)［M］.北京：國防工業(yè)出版社，2010.

［18］ 吳有生，彭興寧，趙本立.爆炸載荷作用下艦船板架的變形與破損［J］.中國造船，1995（4）：55-61. WU Yousheng，PENG Xingning，ZHAO Benli.Plastic deformation and damage of naval panels subjected to explosion loading［J］.Shipbuilding of China，1995（4）：55-61.

［19］ HETHERINGTON J G.Energy and momentum chang?es during ballistic perforation［J］.International Jour?nal of Impact Engineering，1996，18（3）：319-337.

［20］ 侯海量，張成亮，李茂，等.沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下夾芯復(fù)合艙壁結(jié)構(gòu)的毀傷特性［J］.爆炸與沖擊，2015，35（1）：116-123. HOU Hailiang，ZHANG Chengliang，LI Mao，et al. Damage characteristics of sandwich bulkhead under the impact of shock and high-velocity fragments［J］. Explosion and Shock Waves，2015，35（1）：116-123.

［21］ 張成亮，朱錫，侯海量，等.近距空爆下復(fù)合抗爆艙壁變形破壞模式試驗研究［J］.振動與沖擊，2014，33（11）：33-37. ZHANG Chengliang，ZHU Xi，HOU Hailiang，et al. Model tests for deformation and destruction modes of a blast-resistant bulkhead under near distance explo?sion［J］.Journal of Vibration and Shock，2014，33（11）：33-37.

［責(zé)任編輯：盧圣芳］

Numerical simulation of steel plates subjected to the impact of both impact waves and fragments

LI Mao，ZHU Xi，HOU Hailiang，CHEN Changhai，LI Dian，HU Nianming
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

The main objective of this study is to explore the deformation feature and damage pattern of a steel plate under the synergetic effects of blast and fragments loading.The combined blast and fragments loading effects under the condition of cast TNT and prefabricated fragments acting on a steel plate,are sim?ulated using the finite element program ANSYS/LS-DYNA.The flight of fragments driven by the charge is predicted,and the blast loading and fragments loading are analyzed respectively,while the deformation and damage characteristic under the combined loading are compared with experiment results.The simulation re?sults agree relatively well with the experimental results.Meanwhile,it is seen that the fragment at the cen?ter of the charge bottom has the highest velocity and the lowest velocity occurs at the edge.Under the exper?imental condition,blast reaches the structure first and fragments impact subsequently,and the total kinetic energy of fragments is much larger than that of blast wave and explosion products transmitted to the struc?ture.The punched hole appearing in the central region of the steel plate is mainly caused by the dense frag?ment cluster,which should be treated as the main target load for protective structures.

explosion mechanics；blast wave；fragments；combined loads

U661.4

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.06.009

http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20151110.1026.024.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

李茂，朱錫，侯海量，等.沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬［J］.中國艦船研究，2015，10（6）：60-67. LI Mao，ZHU Xi，HOU Hailiang，et al.Numerical simulation of steel plates subjected to the impact of both impact waves and fragments［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（6）：60-67.

2015-05-06 < class="emphasis_bold"> 網(wǎng)絡(luò)出版時間：

時間：2015-11-10 10:26

國家自然科學(xué)基金資助項目（51209211，51179200，51409253）

李茂，男，1991年生，碩士生。研究方向：艦艇抗爆抗沖擊。E-mail：1175699288@qq.com朱錫，男，1961年生，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：艦艇抗爆抗沖擊侯海量（通信作者），男，1977年生，博士，高級工程師，碩士生導(dǎo)師。研究方向：艦艇抗爆抗沖擊。E-mail：hou9611104@163.com