王 超，岳永威，王奐鈞

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

水下接觸爆炸［1-4］載荷對(duì)艦船結(jié)構(gòu)的作用是一個(gè)復(fù)雜的物理過程，涉及到固、液、氣三相物態(tài)變化，是現(xiàn)代艦船結(jié)構(gòu)生命力的主要威脅。從提高抗爆能力的角度出發(fā)，當(dāng)前水面艦船在條件允許的情況下往往都采用雙層結(jié)構(gòu)形式，這不僅大大提高了艦船的整體橫向強(qiáng)度以及總縱強(qiáng)度，也在一定程度上增加了水面艦船抗水下接觸和非接觸爆炸的抗打擊能力。雙層結(jié)構(gòu)從形式上可分為外部板架、中部加強(qiáng)結(jié)構(gòu)和內(nèi)部板架結(jié)構(gòu)，當(dāng)水面艦船受到魚雷等水下攻擊武器的襲擊而發(fā)生接觸爆炸時(shí)，外部結(jié)構(gòu)在沖擊載荷的作用下往往會(huì)形成大的破口，而內(nèi)部結(jié)構(gòu)則未產(chǎn)生直接的破壞，以塑形變形為主。因此，研究水面艦船雙層結(jié)構(gòu)的各層板架結(jié)構(gòu)在水下接觸爆炸載荷作用下的破損特征，對(duì)于提高艦船整體結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能具有十分重要的意義。

國(guó)內(nèi)外針對(duì)水下接觸爆炸問題的研究由來已久。朱錫等［5］通過試驗(yàn)手段研究了船體板架在水下接觸爆炸作用下的破口規(guī)律，修正了以往的破口計(jì)算公式。施興華等［6］基于爆轟理論，應(yīng)用薄板塑性動(dòng)力響應(yīng)波動(dòng)解及動(dòng)態(tài)斷裂準(zhǔn)則，從理論上推導(dǎo)了薄鋼板在接觸爆炸沖擊作用下產(chǎn)生初始環(huán)向裂紋，即發(fā)生臨界破壞時(shí)的裝藥量，給出了板的臨界位移理論表達(dá)式。張倫平等［7］根據(jù)一系列水下接觸爆炸試驗(yàn)，結(jié)合水下接觸爆炸載荷下作用載荷能量和結(jié)構(gòu)破損吸能計(jì)算，分析了爆炸載荷能量與結(jié)構(gòu)總吸能間的比例關(guān)系，以及藥量、結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)總吸能分配的影響。美國(guó)在大量水下爆炸試驗(yàn)的基礎(chǔ)上得出了一整套艦船抗爆設(shè)計(jì)和考核方法，同時(shí)也提出了模擬艦船設(shè)備沖擊環(huán)境的試驗(yàn)考核設(shè)施和設(shè)備沖擊試驗(yàn)考核方法。前蘇聯(lián)在上世紀(jì)50～60年代也進(jìn)行過大量的水中接觸爆炸試驗(yàn)，但由于保密的原因和技術(shù)條件所限，公開發(fā)表的相關(guān)資料很少。上世紀(jì)80年代初，英阿馬島戰(zhàn)爭(zhēng)之后，北大西洋公約組織為了適應(yīng)現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)的需要，建立起了新的艦船抗沖擊體系，全面提高了艦船抗爆抗沖擊要求。Cloete等［8］對(duì)接觸爆炸作用下的薄板破壞進(jìn)行了系列試驗(yàn)研究。吉田?。?］對(duì)日本艦船的破壞情況進(jìn)行了總結(jié)，給出了艦船在接觸爆炸條件下破口尺寸的經(jīng)驗(yàn)公式。

目前的研究往往只針對(duì)整體效果或者簡(jiǎn)單的板架結(jié)構(gòu)，而對(duì)于復(fù)雜的雙層底及雙層舷側(cè)以及各層結(jié)構(gòu)的損傷特性卻較少，特別是從吸能的角度出發(fā)分析各部分結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果更少。因此，本文在廣泛調(diào)研的基礎(chǔ)上，選取魚雷武器為研究對(duì)象，在對(duì)水面艦船的雙層結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)體建模的基礎(chǔ)上，將利用有限元程序?qū)Ω鲗咏Y(jié)構(gòu)的毀傷模式及防護(hù)特性進(jìn)行分析，進(jìn)而從能量的角度出發(fā)，分析各層結(jié)構(gòu)的吸能特性，用以為水面艦船防護(hù)提供參考。

1 數(shù)值模型

1.1 典型攻擊武器的選取及輸入當(dāng)量的確定

威脅艦船生命力的水下武器主要有兩類：水雷和魚雷。其中，魚雷作為主動(dòng)攻擊武器，其攻擊方式及對(duì)艦船的毀傷較水雷更具殺傷力。隨著反艦、反潛導(dǎo)彈的快速發(fā)展，許多傳統(tǒng)反艦武器逐漸衰落，但魚雷卻至今仍是反潛反艦的重要武器。目前，國(guó)際上公認(rèn)的最具攻擊性的反艦重型魚雷當(dāng)屬M(fèi)K-48系列，其中最新研制的智能化魚雷MK48-5型作為本世紀(jì)的主戰(zhàn)魚雷，已在多個(gè)國(guó)家海軍中服役。因此，本文將以MK48-5型魚雷作為水下接觸爆炸的典型攻擊武器進(jìn)行計(jì)算。

MK48魚雷的戰(zhàn)斗部為裝藥100～150 kg的爆破戰(zhàn)斗部，裝藥采用PBXN-102塑膠混合裝藥，具體成分包括塑料黏結(jié)加其他低敏感度高能炸藥。其突出的特點(diǎn)是爆炸能量高，機(jī)械感度低，遇到火災(zāi)或機(jī)械撞擊時(shí)安全性能好，其爆熱在8000～10000 kJ/kg之間，1 kg炸藥能產(chǎn)生大于2 kg TNT炸藥的爆炸威力。為了使計(jì)算結(jié)果偏于安全，取其爆熱為10000 kJ/kg，裝藥重量為150 kg，則其設(shè)計(jì)工況的TNT當(dāng)量藥量ωT可按文獻(xiàn)［10］中的公式計(jì)算

式中，ωi為所用炸藥的重量，kg；Qi為所用炸藥的爆熱，kJ/kg；QT為TNT的爆熱，kJ/kg；ωT為ωi折算后的等效TNT當(dāng)量，kg。

因此，在計(jì)算中可以以425 kg TNT當(dāng)量藥量為參考標(biāo)準(zhǔn)，增加或減小藥量以滿足不同損傷環(huán)境的計(jì)算。相關(guān)文獻(xiàn)指出，爆破型戰(zhàn)斗部一般為中心起爆，爆炸能量可以認(rèn)為是以球面形式向周圍擴(kuò)散、衰減。因此，在進(jìn)行計(jì)算時(shí)，藥包的裝藥形狀可設(shè)置為球形。

1.2 典型雙殼體結(jié)構(gòu)艙段

本文將選取典型艦船的艙段模型進(jìn)行實(shí)體建模，水面艦船典型雙層結(jié)構(gòu)數(shù)值模型如圖1所示。艙段尺寸為長(zhǎng)32 m，寬30 m，將其外板板厚定義為h=18 mm，外板縱骨底部加強(qiáng)筋的個(gè)數(shù)設(shè)置為n1=18，間距0.75 m；舷側(cè)縱骨加強(qiáng)筋的個(gè)數(shù)為n2=20，間距0.65 m，加強(qiáng)筋采用通用角鋼。

圖1 典型艙段模型Fig.1 A typical double structure section

2 計(jì)算方法及參數(shù)選取

爆炸載荷與船體的耦合作用采用LS-DYNA中的ALE算法計(jì)算，通過定義*ALE關(guān)鍵字來實(shí)現(xiàn)，具體過程詳見文獻(xiàn)［11］。水下接觸爆炸的模擬涉及炸藥、水及船體結(jié)構(gòu)等多種物質(zhì)材料，因此，合理地定義材料屬性便成為計(jì)算的關(guān)鍵之一。本文通過大量試算和對(duì)比，對(duì)相關(guān)參數(shù)的取值進(jìn)行了總結(jié)，其中高能炸藥模型采用LS-DYNA程序中的MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型，狀態(tài)方程采用JWL狀態(tài)方程計(jì)算，其具體形式如式（2）所示，各參數(shù)如表1所示。

表1 炸藥參數(shù)Tab.1 Parameters of explosive

水流場(chǎng)采用NULL材料模型，狀態(tài)方程采用GRUNEISEN狀態(tài)方程描述，其具體形式如式（3）所示，各參數(shù)如表2所示。

表2 水介質(zhì)參數(shù)Tab.2 Parameters of water

對(duì)于船體結(jié)構(gòu)，采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型計(jì)算，相關(guān)參數(shù)如表3所示。

表3 鋼材料參數(shù)Tab.3 Parameters of steel

3 有效性驗(yàn)證

由相關(guān)文獻(xiàn)可知，LS-DYNA軟件在計(jì)算水下爆炸問題時(shí)，存在沖擊波衰減過快的問題，必須建立密集型網(wǎng)格方能避免該現(xiàn)象的出現(xiàn)。因此，本文兼顧計(jì)算精度和計(jì)算時(shí)間，對(duì)炸藥模型進(jìn)行了密集型網(wǎng)格建模，令 R0/L=10，其中R0為炸藥半徑，L=min{L1，L2，L3}，L1，L2，L3分別為六面體網(wǎng)格3個(gè)方向的尺寸。由于本文所研究的問題為水下接觸爆炸問題，因此，必須保證近場(chǎng)載荷輸入的正確性。為此，取靠近炸藥及結(jié)構(gòu)附近的網(wǎng)格較為密集，在2R0～4R0范圍內(nèi)，取流場(chǎng)網(wǎng)格尺寸與炸藥網(wǎng)格尺寸相當(dāng)；在4R0～12R0范圍內(nèi)，取流場(chǎng)網(wǎng)格尺寸為炸藥網(wǎng)格尺寸的2倍；在12R0～40R0范圍內(nèi)，取流場(chǎng)網(wǎng)格尺寸為炸藥網(wǎng)格尺寸的4倍，如圖2、圖3所示。由（式中，密度ρ=1640kg/m3，W=425 kg），可得藥包半徑 R0=0.4 m。

圖2 漸進(jìn)流場(chǎng)模型Fig.2 Progressive flow model

圖3 密集網(wǎng)格型炸藥模型Fig.3 Explosive model of intensive grid

Cole的經(jīng)驗(yàn)公式［12］如下所示。

沖擊波壓力峰值

式中，W為裝藥量；R為爆距，即觀測(cè)點(diǎn)與爆心的距離；k，α為與炸藥性能有關(guān)的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)，由于本文選取常規(guī)TNT炸藥，因此，k=53.3，α=1.13。

比沖量

式中，l，β為與炸藥性能有關(guān)的經(jīng)驗(yàn)參數(shù)。由于本文選取常規(guī)TNT炸藥，因此，l=5768，β=0.89。

要保證載荷輸入的正確性，就必須同時(shí)保證沖擊波峰值及比沖量的準(zhǔn)確性，只滿足一方的精度要求均無法保證計(jì)算結(jié)果的正確性。因此，本文選取自由場(chǎng)的情況對(duì)數(shù)值計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證。

分別選取R=1，3，5，10 m來驗(yàn)證本文計(jì)算模型的準(zhǔn)確性，壓力曲線如圖4所示，壓力峰值和比沖量如表4所示。

圖4 不同爆距下自由場(chǎng)壓力時(shí)歷曲線Fig.4 Time history curves of free field for different R

表4 沖擊波壓力峰值和比沖量的計(jì)算值與經(jīng)驗(yàn)值對(duì)比Tab.4 Comparison of numerical results and experimental results for pressure peak of shock wave and specific impulse

由圖4及表4可知，本文采用的網(wǎng)格劃分方法滿足工程計(jì)算的需要。由于本文旨在分析接觸爆炸的毀傷作用，因此，在保證近處爆炸載荷精度的同時(shí)，需滿足計(jì)算效率的要求，可以在此基礎(chǔ)上對(duì)復(fù)雜流固耦合問題進(jìn)行計(jì)算。

4 抗爆特性分析

為研究雙層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，分別設(shè)置了如表5所示的典型工況。

表5 水下接觸爆炸工況參數(shù)Tab.5 Parametersofunderwatercontactexplosion conditions

4.1 各層結(jié)構(gòu)破壞模式分析

在接觸爆炸沖擊的瞬間，由于爆炸時(shí)會(huì)產(chǎn)生高溫高壓，爆炸中心處的鋼板瞬間被熔化，近似流體狀態(tài)，從而發(fā)生沖塞破壞，產(chǎn)生破口，應(yīng)力波在結(jié)構(gòu)中以球型區(qū)域向外傳播，形成塑性應(yīng)變區(qū)。底部接觸爆炸工況的計(jì)算應(yīng)變響應(yīng)云圖如圖5、圖6所示。將典型艙段各計(jì)算工況的破口數(shù)值計(jì)算結(jié)果與修正的吉田隆破口半徑經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行了對(duì)比，其結(jié)果如表6所示。

由表6中的計(jì)算結(jié)果可以看出，在計(jì)算水下接觸爆炸結(jié)構(gòu)的破口半徑時(shí)，數(shù)值計(jì)算值與修正破口經(jīng)驗(yàn)公式估算值的誤差在15%以內(nèi)，符合工程計(jì)算的需要，再次驗(yàn)證了本文計(jì)算方法的有效性。

圖5 底部工況應(yīng)變響應(yīng)云圖Fig.5 Plastic strain response contours of bottom

圖6 底部板架破損范圍及破口示意圖Fig.6 Damaged area and crevasse of bottom

表6 水下接觸爆炸艙段破口半徑估算結(jié)果Tab.6 Estimation results of crevasse radius subjected to underwater contact explosion

提取的船體外板應(yīng)變?cè)茍D如圖7所示。由圖可看出，船體外板在沖擊爆炸載荷作用下直接產(chǎn)生了破口及塑性變形，且塑性變形區(qū)域大致呈圓形，當(dāng)沖量積累到一定程度，塑性應(yīng)變超過材料的極限斷裂應(yīng)變后，材料就發(fā)生剪切破壞，破口區(qū)域大致呈花瓣?duì)?。由于雙層底部具有較強(qiáng)的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)，底部破口區(qū)域是沿著底部主要結(jié)構(gòu)破碎，有明顯的板格狀，即沿著加強(qiáng)結(jié)構(gòu)方向破口會(huì)受到限制，其是沿著加強(qiáng)結(jié)構(gòu)裂開，并向內(nèi)凹陷。

圖7 船底外板應(yīng)變?cè)茍DFig.7 Plastic strain response contours of bottom outside plate

內(nèi)、外底板間結(jié)構(gòu)的應(yīng)變?cè)茍D如圖8所示。由圖可看出，內(nèi)、外底板間加強(qiáng)結(jié)構(gòu)靠近底部的部分直接被沖擊波破壞掉了，剩余部分在強(qiáng)載荷的作用下向上拱起，并在強(qiáng)力構(gòu)件附近出現(xiàn)了明顯的應(yīng)力集中現(xiàn)象，在離爆源最近處的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)處，近似發(fā)生了剪切破壞。因內(nèi)、外底板間密集的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)承擔(dān)了較多的輸入載荷，在一定程度上限制了雙層底的整體變形，因而其是主要的吸能結(jié)構(gòu)。

圖8 內(nèi)外底板間結(jié)構(gòu)應(yīng)變?cè)茍DFig.8 Plastic strain response contours of structure between inner bottom and outside bottom

觀察內(nèi)底板的應(yīng)變情況（圖9），發(fā)現(xiàn)存在著明顯的塑性變形區(qū)，但沒有破口，塑性應(yīng)變區(qū)范圍約為8 m，稍小于外板，且加強(qiáng)結(jié)構(gòu)與內(nèi)底交界處存在著應(yīng)變集中現(xiàn)象，塑性應(yīng)變區(qū)較大。

圖9 船內(nèi)底板應(yīng)變?cè)茍DFig.9 Plastic strain response contours of inner bottom plate

由圖7～圖9可以看出，內(nèi)、外底板間的加強(qiáng)結(jié)構(gòu)在船底板架變形過程中起到了加強(qiáng)作用，減小了底部板架變形，增強(qiáng)了其抵抗爆炸沖擊波的能力，使得內(nèi)底無破口，從而從整體上保證了船體的不沉性要求，提高了艦船生命力。船底，特別是外板結(jié)構(gòu)可能會(huì)沿強(qiáng)力構(gòu)件發(fā)生剪切破壞而出現(xiàn)裂紋。無論是內(nèi)底板還是外底板，應(yīng)力集中區(qū)域都表現(xiàn)在內(nèi)、外底板間強(qiáng)力構(gòu)件與內(nèi)、外底板交接處，特別是龍骨大型腹板。大型龍骨的應(yīng)變?cè)茍D如圖10所示。

圖10 大型龍骨應(yīng)變?cè)茍DFig.10 Plastic strain response contours of keelson

由圖可見，中內(nèi)龍骨和旁內(nèi)龍骨均受到了破壞。由于旁內(nèi)龍骨的強(qiáng)度較小，因而發(fā)生剪切作用而產(chǎn)生斷裂，而中內(nèi)龍骨則為完全斷裂。所以，中內(nèi)龍骨是艦船遭到破壞后需保證強(qiáng)度要求的重要構(gòu)件，應(yīng)予以充實(shí)和強(qiáng)化。

取內(nèi)、外底中心位移時(shí)歷曲線如圖11和圖12所示。由圖可看出，內(nèi)底板中心上升的最大高度約為0.65 m，在0.065 s達(dá)到峰值，而后發(fā)生回彈現(xiàn)象，最終撓度約為0.58 m；外底板向內(nèi)凹陷的最大深度為0.9 m，在0.058 s時(shí)達(dá)到峰值，而后發(fā)生回彈現(xiàn)象，最終撓度為0.82 m。通過對(duì)比兩圖可知，兩者幾乎同時(shí)在達(dá)到最大撓度后發(fā)生了回彈現(xiàn)象，且位移趨勢(shì)基本一致，這也說明由于強(qiáng)力構(gòu)件的存在，使得兩者之間的位移變化幾乎相同。由于中間加強(qiáng)結(jié)構(gòu)的作用，使得內(nèi)底板的最終位移要小于外底板。

圖11 內(nèi)底中心位移時(shí)歷曲線Fig.11 Displacement time history curve of inner bottom center

圖12 外底板中心位移時(shí)歷曲線Fig.12 Displacement time history curve of outside bottom center

選取內(nèi)、外底板間處于上下對(duì)應(yīng)位置的、距離爆源X方向5 m的兩個(gè)不同參考點(diǎn)，提取應(yīng)力應(yīng)變曲線如圖13、圖14所示。由圖中可看出，外板的應(yīng)變大于內(nèi)板。沖擊波到達(dá)結(jié)構(gòu)后，外板受沖擊的作用應(yīng)力會(huì)迅速上升，且一次峰值較大；內(nèi)、外板的變化規(guī)律一致，均存在二次峰值情況；內(nèi)板由于存在明顯、復(fù)雜的應(yīng)力波的反射和折射等，導(dǎo)致二次峰值較高，應(yīng)變存在明顯的二次爬升現(xiàn)象。

4.2 接觸爆炸吸能分析

圖13 應(yīng)變時(shí)歷曲線Fig.13 Time history curve of plastic strain

圖14 應(yīng)力時(shí)歷曲線Fig.14 Time history curve of effective stress

當(dāng)雙層結(jié)構(gòu)受到水下接觸爆炸載荷的作用時(shí)，由于結(jié)構(gòu)位置、形式以及材料厚度等的不同，會(huì)導(dǎo)致吸收能量不同。因此，本文將從能量的角度出發(fā)，探討不同的結(jié)構(gòu)所吸收能量的特點(diǎn)及大小比例。

結(jié)構(gòu)的總能量包括未完全破壞構(gòu)件的能量和已完全破壞構(gòu)件的能量，因此，在計(jì)算時(shí)，應(yīng)將兩者全部包含在內(nèi)。圖15～圖26所示為底部爆炸工況下不同結(jié)構(gòu)的吸能曲線。各結(jié)構(gòu)的能量吸收值如表7所示。

圖15 內(nèi)、外底板間強(qiáng)力構(gòu)件示意圖Fig.15 Scheme of intermediate strength members

圖16 內(nèi)、外底板間強(qiáng)力構(gòu)件吸能曲線Fig.16 Energy curve of intermediate strength members

圖17 內(nèi)、外底板間弱構(gòu)件示意圖Fig.17 Scheme of intermediate weak members

圖18 內(nèi)、外底板間弱構(gòu)件吸能曲線Fig.18 Energy curve of intermediate weak members

圖19 外板示意圖Fig.19 Scheme of outside plate

圖20 外板吸能曲線Fig.20 Energy curve of ouside plate

圖21 外板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.21 Scheme of outside plate strength members

圖22 外板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)吸能曲線Fig.22 Energy curve of ouside plate strength members

圖23 內(nèi)底板示意圖Fig.23 Scheme of inner plate

圖24 內(nèi)底板吸能曲線Fig.24 Energy curve of inner plate

圖25 內(nèi)底板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.25 Scheme of inner plate strength members

圖26 內(nèi)底板加強(qiáng)結(jié)構(gòu)吸能曲線Fig.26 Energy curve of inner plate strength members

表7 各結(jié)構(gòu)的能量吸收值Tab.7 Energy absorption for different structures

由圖15～圖26以及表7可看出，在爆炸初期，結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形和破壞后迅速吸收能量，而后緩慢增長(zhǎng)。雖然船體外板首先受到炸藥沖擊波的作用，且產(chǎn)生破口，但由于內(nèi)、外底板間存在許多強(qiáng)力構(gòu)件，因而成為吸能的主要部位，并將這部分能量傳遞給了內(nèi)底板，使得內(nèi)底板吸收的能量與外板相近。在吸能效果方面，內(nèi)、外底板間結(jié)構(gòu)＞外底板＞內(nèi)底板，且板及具有大型腹板的結(jié)構(gòu)所承受的沖擊作用遠(yuǎn)大于縱骨等所承受的沖擊作用。表8所示為船底部整體能量的分布情況。

表8 船底部板架吸能比例Tab.8 Energy proportion for different structures of bottom

同理，可得到舷側(cè)的吸能比例，如表9所示。

表9 舷側(cè)板架吸能比例Tab.9 Energy proportion for different structures of port side

通過對(duì)比可知：底部結(jié)構(gòu)由于存在中內(nèi)龍骨和旁內(nèi)龍骨等大型強(qiáng)力構(gòu)件，使得內(nèi)、外間結(jié)構(gòu)成為吸能的主要部件，而大型肋板及肋骨的存在則使得舷側(cè)內(nèi)、外底板間結(jié)構(gòu)成為吸能的主要部件，且底部結(jié)構(gòu)受打擊后內(nèi)、外底板間結(jié)構(gòu)承擔(dān)的吸能更大。因此，在危險(xiǎn)程度上，舷側(cè)受打擊毀傷的程度更大，驗(yàn)證了文中所提觀點(diǎn)。同時(shí)，對(duì)于接觸爆炸而言，說明內(nèi)、外底板間結(jié)構(gòu)吸收的能量始終大于內(nèi)、外底板，這與文獻(xiàn)［13］所得的非接觸爆炸的結(jié)論有著明顯的區(qū)別。

5 結(jié) 論

本文在廣泛調(diào)研的基礎(chǔ)上，選取MK48魚雷作為典型攻擊武器，利用通用有限元程序LS-DYNA計(jì)算了艦船雙層結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能，分析了破口及塑性變形規(guī)律并與經(jīng)驗(yàn)公式進(jìn)行了對(duì)比。同時(shí)，從吸能的觀點(diǎn)出發(fā)，還分析了各層結(jié)構(gòu)的吸能比例和關(guān)系，得出如下結(jié)論：

1）采用本文所使用的材料模型及網(wǎng)格劃分方法得到的結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式相符，具有良好的工程精度。

2）底部破壞具有明顯的網(wǎng)格狀，破口受強(qiáng)力構(gòu)件的限制沿著強(qiáng)力構(gòu)件裂開，花瓣?duì)畈幻黠@。應(yīng)力集中區(qū)域主要表現(xiàn)在內(nèi)外底板間強(qiáng)力構(gòu)件與內(nèi)、外底板的交接處，特別是龍骨大型腹板。

3）從吸能效果來說，在接觸爆炸作用下，內(nèi)外底板間結(jié)構(gòu)是主要的吸能結(jié)構(gòu)，其吸收能量大于內(nèi)、外底板。板及具有大型腹板的結(jié)構(gòu)所承受的沖擊作用要遠(yuǎn)大于縱骨等所承受的沖擊作用。

4）底部結(jié)構(gòu)受打擊后，內(nèi)外底板間結(jié)構(gòu)承擔(dān)的吸能更大，因此，在危險(xiǎn)程度上，舷側(cè)受打擊毀傷的程度更大。

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