舰炮弹药连续内爆对舱室毁伤效应的仿真分析

谭 波，王伟力，张 俊，曲庆龙，苗 润，王翩翩

(1.海军工程大学 兵器工程学院， 武汉 430033；2.海军研究院，北京 100161；3 旅顺军械技术保障大队， 辽宁 旅顺 116000)

半穿甲战斗部穿透水面舰艇舷侧外板在舱内爆炸，是舰艇结构最重要的一种毁伤载荷形式[1，2]。在海上作战中，攻击远距离海上舰艇目标主要是采用导弹，舰炮武器主要用来在近距离上对付中、小型舰艇。使用半穿甲战斗部的舰炮弹药对舰船舱室的毁伤效应与导弹的区别主要在于：炮弹战斗部装药量要显著低于导弹战斗部，因此单发炮弹造成的毁伤效果相对较差；但舰炮武器通常采取连续攻击的方式打击目标，实战中可能有多发炮弹命中舰船的相同或相邻位置，造成叠加毁伤效应，从而对水面舰艇形成严重破坏。

目前，在舱室内爆毁伤效应方面，相关研究人员从理论、仿真、试验等多个方面开展了工作。朱建方[3]等利用LS-DYNA研究了炸药在船舱内部静爆的毁伤效能，发现加筋结构的破坏方式为沿加筋部位发生局部剪切破坏，在爆炸荷载作用下舱室容易沿角隅焊接部位发生撕裂；虞德水等[4]以舰船典型结构为目标，设计了2个1∶1模拟舰船船舱，研究半穿甲战斗部在模拟船舱内爆炸的毁伤效应，试验结果表明10 kg TNT当量战斗部可完全摧毁200 t级舰船舱室，并杀伤其有生力量；李承俊等[5]针对反舰导弹掠海侧舷攻击和顶部攻击2种模式，分别建立了3×3×1多舱室结构模型。采用LS-DYNA模拟分析了多个舱室结构在50 kg和100 kg TNT装药内部爆炸冲击载荷作用下的变形和破坏过程，表明不同装药量多舱室破坏模式有所区别；鄢顺伟等[6]仿真计算了不同壁厚舱室结构在反舰导弹战斗部内爆作用下的毁伤效应，发现战斗部在舱室内爆时，冲击波是造成毁伤的主要因素，焊接质量是影响舱室结构强度的重要因素；侯海量等[7]通过试验观察和数值模拟，分析表明舱内爆炸下舱室板架结构承受的冲击载荷及失效模式与敞开环境爆炸下加筋板结构承受的冲击载荷及失效模式有较大区别。熊飞[8]通过数值模拟，表明当炸点位置不同时，舱室毁伤模式有显著区别，炸点位置不在舱室中心时，舱室出现花瓣撕裂毁伤模式；苗润[9]等利用LS-DYNA分析舱室在动爆和静爆时小型舰船上下邻舱结构的毁伤形式，结果表明，动爆时舱内冲击波流场与静爆时有较大差异，导致舱壁破坏模式不同；谭波[10]建立带加强筋舱室模型，通过数值模拟对比分析发现，设备将对舱室内部流场分布及角隅部位冲击波的汇聚产生影响，使舱室结构的破坏过程发生变化。

在舰炮弹药对舱室毁伤方面，杜志鹏等[11]采用实船舱室模型进行炮弹舱内静爆试验，研究了舱内静爆冲击波的超压、准静态超压、结构应变等数据处理方法，得到实验爆源、舱室结构、设备和人体模型的简化方法及设计制作要求；宋成俊等[12]研究了舰炮弹药对舰船毁伤评估准则，将舰炮弹药对舰船具体设施毁伤形式及效果的加权进行分析及评价。从已公开发表文献看，目前尚未开展多次内爆对舰船舱室毁伤效应影响的研究，国外对这方面公开报道的文献较少。

基于有限元软件LS-DYNA，建立了2个不同尺寸、上下连接的舱室模型，利用完全重启动功能，以不同顺序分别在上下舱室设置同等当量的装药爆炸进行数值仿真分析，从而模拟相邻舱室在遭受不同打击次序的舰炮弹药攻击时，内爆对舰船结构所产生的破坏效果。分析结果对于实战条件下舰炮武器对舰船毁伤效果评估、舰船防爆结构设计，以及舰艇作战部门舰炮作战使用都具有一定的参考价值。

1 仿真模型

为模拟舰炮弹药连续内爆对舱室的叠加毁伤效应，建立上下2个舱室，炸药先后在2个舱室的中心位置爆炸。仿真分析应用LS-DYNA中的完全重启动功能，可在前阶段爆炸反应结束后，将前一舱室爆炸后的爆炸产物删除，将前一舱室内爆产生的相关材料模型的应力和变形等边界条件传递给后一舱室内爆的分析过程。从而模拟一发炮弹在某一舱室爆炸后，另一发炮弹紧接着在相邻舱室爆炸，对舱室结构所产生的叠加毁伤效果。由于分析建模过于复杂，本研究未考虑战斗部破片对舱室的毁伤效应，仅模拟遭受舰炮弹药连续攻击时，在临近舱室内部先后内爆产生的冲击波超压及准静态压力叠加毁伤效应对舱室结构的影响。

1.1 几何模型

舱室模型由上下2个长方体结构组成。根据对有关小型舰船的调研数据[9]，对舱室模型设计如下：模型下部为轮机舱(舱室1)，尺寸为4 m×5 m×2.5 m；模型上部为指挥舱(舱室2)，尺寸为3 m×4 m×2.5 m。上下舱室甲板、舱壁均采用T型钢、球扁钢横纵相交与面板焊接而成。各面板厚度为8 mm，T型钢尺寸为⊥80 mm×6 mm/160 mm×6 mm，球扁钢尺寸为60 mm×6 mm。具体结构尺寸如图1所示，上下舱室甲板T型钢和球扁钢纵向相间布置，间距0.5 m；球扁钢横向等间隔布置，间距0.5 m；横舱壁T型钢和球扁钢水平方向相间布置，间距0.5 m；舷侧舱壁T型钢和球扁钢纵向相间布置，间距0.5 m，球扁钢水平方向等间隔布置，间距0.5 m。上下舱室顶部甲板加强筋布置在迎爆面方向，底部甲板加强筋布置在背爆面；舱壁加强筋均为迎爆面布置。

因炮弹战斗部破片与舱室结构的尺度差别较大，分析建模过于复杂，本研究未考虑破片对舱室的毁伤效应。由于战斗部壳体在爆炸过程中因变形、破裂会对能量产生损耗，在数值模拟中又无法准确反映壳体对于爆炸能量的这一影响，因此采用了近似计算的方法将带壳装药当量转换为等效裸装药当量，带壳装药质量与等效裸装药质量之间关系为[13-14]：

(1)

式中:Cbe为等效装药质量；C为实际装药质量，A=C/(C+M)，M为壳体质量；a为装药形状参数，圆柱型装药取a=1；b为装药壳体形状参数，对于圆柱型装药取b=2；γ为多方指数，γ=1.4。r0为壳体初始半径、rp0为壳体膨胀形成破片时的半径，壳体采用30CrMnSi，取rp0=1.5r0。选取各参数代入式(1)，并将实际装药质量换算成TNT当量，可得某口径炮弹等效装药质量约为1kg。

等效战斗部装药1和装药2均为1 kg TNT圆柱形裸装药，分别设置于舱室1和舱室2的几何中心，先后在舱室1和舱室2中心爆炸。

1.01甲板； 2.主甲板； 3.第二甲板； 4.舱室1横舱壁； 5.舱室2横舱壁； 6.舱室1右舷侧舱壁； 7.舱室2右舷侧舱壁

1.2 有限元模型建立

采用非线性有限元软件ANSYS/LS-DYNA建模，根据舱室对称性，取x方向为舰艏方向，建立二分之一模型。如图2(a)所示，有限元模型包括3部分组成：中心装药，舱室结构，以及舱室内外的空气域。为便于观察内部结构，图中隐去了空气网格。所有单元均采用solid164八节点实体单元，共划分实体网格单元 45 241个，建立空气模型网格单元 645 888个。因分析中战斗部侵彻形成的孔洞对结果影响不大[15]，因此未建立孔模型。

其中舱室结构单元采用Lagrange网格描述，炸药和空气采用Euler网格描述；采用多物质ALE算法，通过罚函数传递能量。炸药利用关键字*INITIAL_VOLUME_FRACTION _GEOMETRY建立[16]，可将一部分空气定义成炸药的材料属性，也可通过该关键字改变炸药的半径和形状，使网格划分更加方便，本分析定义为1 kg TNT当量的圆柱体战斗部装药，沿Z轴水平布置。空气域四周采用无反射边界，对称面约束方式为对称约束。第一次爆炸炸药在舱室1中心点起爆，质量为1 kg。当焊缝处出现破裂，爆炸产物接近空气网格边界时结束分析，取第一次分析时长15 ms；第二次应用ANSYS/LS-DYNA中的完全重启动功能，将舱室1内爆产生的相关材料模型的应力和变形等边界条件传递给舱室2内爆的分析过程，爆炸在舱室2中心点起爆，到25 ms时结束，第二次分析时长10 ms。

由于上下舱室之间、舱室角隅部位均为焊接而成，结构屈服强度有所降低，同时冲击作用下材料和结构容易出现断裂、绝热剪切等动破坏现象，因此在计算模型中使用等效接触法[17]模拟舱壁交界处的焊缝，增加最大剪切应变失效准则。利用单元删除技术模拟舱室的破坏，当单元变形引起塑性变形和剪切应变超过临界值时，认为该单元破坏。为了便于判断结构破坏情况，如图2(b)所示，在舱室多个焊接位置分别选取分离部分共12个节点A～L，读取各自坐标值并计算位置差，当位置差不为0则表示出现相对位移，焊缝开裂。在焊接位置分别选取8个空气单元P1～8，读取压力值。

图2 舱室内爆炸数值模拟模型(a)与测量点位置(b)示意图

选取LS-DYNA程序提供的ALE算法建立流体与固体间的联系，模拟战斗部装药在舱室内爆炸后设备和舱室结构的响应和破坏[18]。

战斗部进入舱室内部爆炸后，结构材料在高温高压下的动态力学性能非常复杂，必须考虑大变形、高应变率的影响。舱室与设备结构材料选用某型船用钢，材料参数[9]见表1，采用 Plastic-Kinematic模型定义其材料本构关系，采用Mises屈服准则定义其失效，其中失效应变设定为0.2。应变率由Cowper-Symonds模型表达，应变率参数SRC和SRP分别设定为4×105和12[19]。装药为TNT裸装药，采用High-Explosive-Burn材料模型和JWL状态方程描述[9]，参数为见表2。空气采用理想气体模型，用NULL模型描述，其中ρ0=1.29 kg/m，比内能e=2 MJ/kg，多方指数γ=1.4。

表1 舱室结构与设备材料参数

表2 装药性能参数

2 装药先后在舱室1和舱室2引爆的分析结果

通过数值模拟分别得到装药先后在舱室1、舱室2引爆的分析结果(工况1)，以及装药先后在舱室2、舱室1引爆的分析结果(工况2)。爆炸后不同瞬时舱室结构的毁伤情况及von Mises应力云图分别如图3～图4。

图3 工况1不同瞬时的von Mises应力云图

装药1在舱室1中心位置起爆后，约1 100 μs时，冲击波到达主甲板下侧。在3 150 μs时，见图3(a)，冲击波作用于舱室1上下甲板，产生应力波在结构内传播，受加强筋影响，产生不均匀分布；上舱室与主甲板中心以及上舱室T型钢与主甲板焊接处出现应力集中，最大von Mises应力值约为451 MPa。爆炸产物形成的冲击波继续扩散，作用于两侧舷侧舱壁，然后在甲板与舷侧舱壁焊接部位形成汇聚，在4 500 μs时，见图3(b)。

由于焊接部位应力集中，最大von Mises应力值约为469 MPa；应力波沿加强筋传播至面板，并向舱室2传递。冲击波继续扩散，开始作用于舱室内距离最远的横舱壁，然后在甲板与横舱壁、以及甲板、舷侧舱壁、横舱壁焊接处汇聚。冲击波在舱室1内经多次反射，来回震荡，见图3(d)。在 15 000 μs时，最大von Mises应力值约为516 MPa，舱室1在压力作用下向外膨胀，焊接处破裂处破口增大，板、舷侧舱壁、横舱壁焊接处破口最大，此时应力波经由各舱壁在舱室2内部传播，在中央部位加强筋、1甲板与舷侧舱壁焊缝处产生较大应力。分析至15 000 μs舱室1出现较大破口后终止了计算。

完成装药1在舱室1内部爆炸后，在分析结果的基础上，应用ANSYS/LS-DYNA中的完全重启动功能，将舱室1内爆产生的相关材料模型的应力和变形等边界条件传递给舱室2内爆的分析过程。装药2在舱室2中心位置起爆，冲击波传播与作用过程与舱室1类似。在17 850 μs时，见图3(d)，冲击波作用于舱室2各加筋板，上舱室与主甲板中心应力较为集中，但此时舱室1中应力尚未消除，最大von Mises应力值约为502 MPa。在18 750 μs时，见图3(e)，冲击波在各焊接角隅处汇聚，汇聚处应力较为集中，最大von Mises应力值约为543 MPa，受到舱室1爆炸的影响，且舱室2内部空间较小，此时舱室2从焊接处已出现裂缝；随后裂缝进一步扩大，气体开始泄放，压力降低，在25 000 μs时，见图3(f)，舱室2完全解体。

3 装药先后在舱室2和舱室1引爆的分析结果

改变装药起爆的顺序，首先引爆在舱室2中心位置的装药2。在2 000 μs时，见图4(a)，冲击波作用于上甲板加强筋，产生应力波在舱室结构内部传播；在4 200 μs时，见图4(b)，爆轰产物和应力波在角隅部位汇聚，舱室2结构中von Mises最大应力值达到约515 MPa，焊接局部出现开裂；计算至10 000 μs时，见图4(c)，结构从焊缝处解体，面板向四处飞散。分析至10 000 μs舱室2出现较大破口后终止计算。与工况1情况类似，完成装药2在舱室2内部爆炸后，在分析结果的基础上，应用ANSYS/LS-DYNA中的完全重启动功能进行分析。在11 800 μs时，见图4(d)，在舱室2爆炸产生的应力波传播至舱室1，与装药1爆炸冲击波作用于舱壁形成的应力波叠加，舱室2各舱壁在舱室1爆炸作用和前序作用力的叠加作用下继续飞散，与舱室1相连的横舱壁以及舷侧舱壁出现较大变形；在20 750 μs时，见图4(e)，舱室2在冲击波作用下对外膨胀，von Mises最大应力值达到约536 MPa；在25 000 μs时，见图4(f)，舱室2膨胀程度增加，但未见焊缝开裂，von Mises最大应力值约为494 MPa，舱室2完全解体，终止计算。

图4 工况2不同瞬时的von Mises应力云图

4 压力与相对位移分析

如图5、图6所示，分别读取各测点压力和相对位移值。由图5可见，工况1中，舱室1即主甲板下较大舱室中装药先引爆，主甲板与舷侧舱壁之间测点P-5最高压力值达到约0.58 MPa，接近约7 ms左右，当准静态压力开始作用时，下面舱室第二甲板与横舱壁之间的L处焊缝开始出现破裂，17 ms左右相对位移约25 mm，随后主甲板与横舱壁之间的I处焊缝也出现了较小的破裂；当舱室2中装药引爆后，01甲板与舷侧舱壁之间测点P-1最高压力值达到约0.7 MPa，约18 ms左右，01甲板与横舱壁之间测点C处焊缝出现开裂，20 ms左右相对位移约10 mm。随后上舱室与主甲板之间的D、E、F处焊缝开裂并不断扩大，此时其余测点未开裂。

由图6可见，工况2中，舱室2即主甲板上较小舱室中装药先引爆，01甲板与舷侧舱壁之间测点P-1最高压力值达到约0.66 MPa，接近约4 ms左右，上舱室01甲板与舷侧舱壁之间的A处焊缝开始出现破裂，5 ms左右相对位移约11 mm，随后舱室2与主甲板之间的D、E、F处焊缝开裂，在20 ms左右，最小相对位移达到了约90 mm；当舱室1中装药引爆后，主甲板与舷侧舱壁之间测点P-5最高压力值达到约0.61 MPa，此时舱室2各舱壁飞散，相对位移值远高于舱室1。由此可见，从焊缝开裂程度看，工况2的毁伤效果要优于工况1。

图5 工况1各测量点压力与相对位移曲线

图6 工况2各测量点压力与相对位移曲线

分析其原因，对比分析工况1和工况2各测量点压力与相对位移值可见，当装药先在某一舱室中引爆时，由于另一相邻舱室受到挤压，装药后引爆的舱室压力值要略高。当装药先在容积较小的舱室中爆炸时，能量首先使舱室焊缝开裂，随后装药在容积较大舱室爆炸时，能量转换为舱室舱壁的变形能，并通过主甲板传递至较小舱室，使其破坏加剧，从而收到较好的毁伤效果；而如果装药先在较大舱室中爆炸，能量大部分转换为舱壁的变形能，通过主甲板传递至上层较小舱室使之整体向上加速运动，能量被耗散，对于舱室的破坏贡献相对较小。

5 结论

1) 针对不同空间大小组合的舱室结构，同等装药量的战斗部采取不同的打击次序将具有不同的毁伤效果；

2) 在利用舰炮弹药打击水面舰艇时，先行攻击主甲板以上空间较小的舱室，再打击下层空间较大的舱室，以舱室破裂的程度衡量，该打击次序的毁伤效果要显著优于先打击空间较大的下层舱室；

3) 当装药先在容积较小的舱室中爆炸时，能量对舱室破坏的贡献率相对较高，从而具有较好的毁伤效果。