趙倩， 聶建新， 王秋實(shí)， 段曉瑜

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

含鋁炸藥水下爆炸及其對(duì)艦船毀傷的數(shù)值模擬

趙倩， 聶建新， 王秋實(shí)， 段曉瑜

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

炸藥對(duì)艦船的毀傷效果是考核炸藥配方是否合理的重要依據(jù)之一。為了研究含鋁炸藥的鋁氧比對(duì)艦船毀傷的影響，通過(guò)數(shù)值模擬的方法研究了黑索今基含鋁炸藥的能量輸出對(duì)艦船的毀傷效果，從位移、加速度、應(yīng)力和應(yīng)變四個(gè)方面對(duì)艦船毀傷效果進(jìn)行評(píng)估。結(jié)果表明，在近場(chǎng)范圍內(nèi)，隨著鋁氧比的增加，艦船總體毀傷效果和局部損傷效果呈先增大、后減小的趨勢(shì)，并且在鋁氧比為0.36時(shí)，炸藥對(duì)艦船的毀傷效果最佳。依據(jù)鋁氧比和能量釋放規(guī)律的關(guān)系可以得出，近場(chǎng)沖擊波能是艦船毀傷的主要原因。

兵器科學(xué)與技術(shù)； 黑索今基含鋁炸藥； 水下爆炸； 能量輸出； 數(shù)值模擬； 鋁氧比

0 引言

炸藥水中爆炸釋放的能量可以劃分為三個(gè)部分：沖擊波能、氣泡能和能量耗散。沖擊波能和氣泡能常用于衡量水中兵器的威力大小。含鋁炸藥的氣泡能較高，被廣泛應(yīng)用于海軍裝備。因此，綜合研究水下爆炸含鋁炸藥及其毀傷效果具有重要意義[1]。1973年，Zamyshlyayev等[2]討論了含鋁炸藥的非線(xiàn)性效應(yīng)。1984年，Klaseboer等[3]提出了小型炸藥的水艙爆炸試驗(yàn)，并詳細(xì)闡述了沖擊波傳播規(guī)律及其影響因素[4]。1995年，Vadhe等對(duì)水下沖擊波的傳播過(guò)程做了數(shù)值模擬，并給出JWL (Jones-Wilkins-Lee) 狀態(tài)方程參數(shù)[5-6]。

此外，水下爆炸的結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)響應(yīng)在近幾十年也受到廣泛關(guān)注[7]。最早在1860年初，美國(guó)海軍為了研究艦艇抗爆能力進(jìn)行了一系列試驗(yàn)。2000年，Ramajeyathilagam等[8]利用數(shù)值模擬軟件LS-DYNA研究了低合金高強(qiáng)度鋼的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程，與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合良好。2007年，姚熊亮等[9]使用ABAQUS軟件對(duì)水面艦船模型進(jìn)行數(shù)值仿真，證明在新型沖擊因子相等的條件下，沖擊響應(yīng)總體效果與實(shí)船試驗(yàn)接近。曾令玉等[10]研究了各種載荷下艦船總體毀傷模式，總結(jié)了水下爆炸對(duì)艦船結(jié)構(gòu)的毀傷特性。朱錫等[11-13]對(duì)美國(guó)實(shí)船爆炸做了等比縮小試驗(yàn)以及模擬實(shí)驗(yàn)，得到與實(shí)船相同的變形效果。2015年，程素秋等[14]進(jìn)行實(shí)船縮比試驗(yàn)并獲得了艦船上測(cè)點(diǎn)的加速度峰值，結(jié)果與實(shí)船相差很小。2016年，姜忠濤等[15]使用SPH算法對(duì)近場(chǎng)船體板架的毀傷效果進(jìn)行模擬，實(shí)現(xiàn)從炸藥起爆和結(jié)構(gòu)變形到完全剪切破壞的全過(guò)程模擬。田正東等[16]對(duì)典型剖面局部損傷進(jìn)行分析，總結(jié)了近場(chǎng)爆炸引起的剖面模數(shù)的變化。雖然，關(guān)于含鋁炸藥水下爆炸的研究已經(jīng)有很多，但并沒(méi)有系統(tǒng)討論水下爆炸的能量釋放過(guò)程與艦船毀傷效果之間的聯(lián)系。對(duì)于含鋁炸藥，目前的文獻(xiàn)更關(guān)注于鋁氧比和能量輸出結(jié)構(gòu)的關(guān)系，并不關(guān)注鋁氧比對(duì)結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的影響，使得炸藥配方、能量輸出結(jié)構(gòu)和目標(biāo)動(dòng)力學(xué)相應(yīng)三者不能聯(lián)系起來(lái)。

2008年，辛春亮等[17]對(duì)近水面水下爆炸條件下Pentolite炸藥對(duì)結(jié)構(gòu)沖擊進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果和試驗(yàn)一致性較好。之后，劉科種[18]和史銳等[19]分別用LS-DYNA和Autodyn軟件實(shí)現(xiàn)了點(diǎn)火- 生長(zhǎng)模型對(duì)水下爆炸的模擬，并利用Miller方程完成了對(duì)PBXW-115炸藥水下爆炸的精確模擬。根據(jù)含鋁炸藥(鋁含量0%～55%)的研究結(jié)果來(lái)看：黑索今基含鋁(RDX/Al)炸藥含鋁量為0%時(shí)，含鋁炸藥沖擊波超壓最大；當(dāng)含鋁量為20%時(shí)，沖擊波能最大；當(dāng)含鋁量為30%時(shí)，總能量最大；當(dāng)含鋁量為40%時(shí)，氣泡能最大。但由于含鋁量40%時(shí)，對(duì)炸藥的裝藥工藝有要求，因此甚少將該配方添加到水中兵器中。本文通過(guò)對(duì)含鋁量分別為0%、10%、20%和30%的含鋁炸藥多次試驗(yàn)，詳細(xì)地研究了4種炸藥在水下爆炸的能量釋放規(guī)律，并利用數(shù)值模擬技術(shù)研究了4種不同鋁含量炸藥對(duì)典型艦船結(jié)構(gòu)的毀傷效果。

1 含鋁炸藥能量釋放規(guī)律

沖擊波通常對(duì)艦船結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重的局部毀傷，氣泡只有在一定條件下才可以對(duì)艦船結(jié)構(gòu)造成一次性毀傷。一般情況下，氣泡的威力并未被利用[20]。此外，海洋環(huán)境也會(huì)影響炸藥對(duì)艦船的損傷效果。近自由表面爆炸可能產(chǎn)生水面截?cái)嘈?yīng)，炸藥靠近海底會(huì)產(chǎn)生反射效應(yīng)，目前的研究方法均難以考慮上述的非線(xiàn)性現(xiàn)象[21]。本文主要針對(duì)近場(chǎng)非接觸水下爆炸強(qiáng)擊波作用下的艦船毀傷問(wèn)題分析，利用LS-DYNA對(duì)美國(guó)海軍史普魯恩斯級(jí)驅(qū)逐艦DD973進(jìn)行模擬仿真計(jì)算。

為了保證仿真模型的有效性，先對(duì)含鋁炸藥水下爆炸的力學(xué)行為進(jìn)行仿真建模，通過(guò)能量輸出結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)值校驗(yàn)炸藥產(chǎn)物JWL狀態(tài)方程的參數(shù)，再以此為爆炸載荷源加載到實(shí)船模型上，研究含鋁炸藥的能量輸出對(duì)艦船的毀傷效果。

1.1 含鋁炸藥水下爆炸模擬

與理想炸藥相比，含鋁炸藥釋放的氣泡能和總能量明顯增加。表1列出了RDX /Al系列炸藥的炸藥配方。

表1 RDX/Al炸藥配方組分[18]

對(duì)炸藥及部分周?chē)蚪２⒖紤]炸藥和水介質(zhì)之間的相互作用。計(jì)算模型采用5 m×5 m×5 m的正立方體，由于炸藥的長(zhǎng)徑比在1.0∶1～1.2∶1之間，質(zhì)量為1 kg的圓柱形炸藥采用8.4 cm×8.4 cm×8.4 cm的立方體代替。計(jì)算水域采用1/8對(duì)稱(chēng)模型并離散成2.5萬(wàn)個(gè)正六面體網(wǎng)格，如圖1所示。炸藥的狀態(tài)方程采用標(biāo)準(zhǔn)的JWL方程描述，4種炸藥配方的JWL狀態(tài)方程參數(shù)在表2中給出。

(1)

式中：p為爆轟產(chǎn)物壓力；V為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)比容；A、B、R1、R2、ω是5個(gè)材料參數(shù)；Ev是炸藥單位體積內(nèi)能，取值見(jiàn)表2.

圖1 水下爆炸試驗(yàn)?zāi)Ｐ虵ig.1 Underwater explosion experimental model

配方A/GPaB/GPaR1R2ωEv/(kJ·cm-3)1334.779.506.711.260.219.40×1062361.5527.424.811.890.321.07×1073709.6020.305.401.900.341.19×1074761.509.155.501.700.231.41×107

圖2給出了沖擊波能Es和氣泡能Eb實(shí)測(cè)值和數(shù)值模擬的結(jié)果對(duì)比，數(shù)值模擬結(jié)果和試驗(yàn)測(cè)得數(shù)值的誤差在5%以?xún)?nèi)。

圖2 水下爆炸能量輸出結(jié)果對(duì)比Fig.2 Comparison of underwater explosion energy outputs

1.2 船體結(jié)構(gòu)模型

在前文含鋁炸藥水下爆炸仿真研究的基礎(chǔ)上，將校驗(yàn)的炸藥產(chǎn)物JWL狀態(tài)方程作為爆炸載荷源項(xiàng)引入艦船結(jié)構(gòu)毀傷仿真模擬中。根據(jù)文獻(xiàn)[13-14]中的艦船實(shí)體結(jié)構(gòu)和π定律[23]建立水下爆炸載荷對(duì)艦船結(jié)構(gòu)的毀傷模型，并保證仿真模型和實(shí)船模型的裝藥尺寸與爆距滿(mǎn)足幾何相似關(guān)系。表3為模擬艦船幾何參數(shù)，船體排水量7 000 t，重心高度為0.05 m. 艦船使用Johnson-Cook材料，模型參數(shù)見(jiàn)表4，其中，ρ是材料密度，σ0是材料抗拉強(qiáng)度，σb代表材料抗壓強(qiáng)度，δs是延展率，γ0為材料Gruneisen系數(shù)，E是單位質(zhì)量?jī)?nèi)能，c是爆炸深度處水的聲速，λ是材料的Hugonoit常數(shù)。圖3為水域、空氣流場(chǎng)和炸藥相對(duì)位置模型，其中，炸藥質(zhì)量為55 g，爆距0.2 m，空氣域尺寸是350 cm×300 cm×74 cm，水域尺寸為350 cm×300 cm×86 cm，炸藥網(wǎng)格尺寸為2 cm×1.5 cm×1.5 cm，網(wǎng)格總數(shù)為672 408. 計(jì)算時(shí)間采用文獻(xiàn)[13]中的15 ms. 艦船加強(qiáng)橫梁和縱桁采用殼單元結(jié)構(gòu)，水和空氣設(shè)置為歐拉單元，船體設(shè)置為拉格朗日單元。采用流體- 固體耦合算法(任意拉格朗日- 歐拉算法) 描述炸藥、水域和艦船之間的能量相互作用。圖4為該艦船模型的尺寸示意圖，模型等分為9個(gè)艙段，甲板和兩個(gè)平臺(tái)的板厚為4 mm，其余結(jié)構(gòu)的板厚為3 mm，剖面慣性矩為4.959 ×106 m4. 船舯極限塑性彎矩為2.316×104 N·m.

表3 典型驅(qū)逐艦結(jié)構(gòu)的材料參數(shù)

圖3 艦船及其外部流體有限元模型Fig.3 FEM model of ship and explosive surrounded by external fluid

ρ/(g·cm-3)σ0/MPaσb/MPaδs/%γ0c/(m·s-1)E/(J·kg-1)7.80235450221.5930750

圖4 艦船模型示意圖Fig.4 Schematic diagram of ship model

采用Zamyshlyayev經(jīng)驗(yàn)公式對(duì)水下爆炸自由場(chǎng)壓力計(jì)算[13]。表5給出了水下爆炸自由場(chǎng)壓力作用下TNT炸藥(Es=0.98 MJ/kg,Eb=1.99 MJ/kg，總能量2.97 MJ/kg)對(duì)艦船模型的毀傷模擬數(shù)據(jù)，對(duì)比模擬結(jié)果和文獻(xiàn)[13]結(jié)果，對(duì)比顯示同等TNT當(dāng)量下相對(duì)誤差在15%以?xún)?nèi)，說(shuō)明本文所采用的計(jì)算模型是準(zhǔn)確的。

表5 理論計(jì)算值、試驗(yàn)觀測(cè)結(jié)果和數(shù)值模擬

1.3 數(shù)值模擬影響因素分析

水下爆炸產(chǎn)生的強(qiáng)間斷沖擊波會(huì)在幾個(gè)網(wǎng)格內(nèi)被抹平，故網(wǎng)格密度對(duì)沖擊波的影響不可忽視。另外，小的時(shí)間步長(zhǎng)可以減小截?cái)嗾`差，提高計(jì)算精度，但是過(guò)小的時(shí)間步長(zhǎng)會(huì)使舍入誤差的靈敏度更高，從而造成計(jì)算結(jié)果失真。因此，數(shù)值計(jì)算模型常常需要在網(wǎng)格細(xì)化、調(diào)整時(shí)間步長(zhǎng)和計(jì)算耗時(shí)之間進(jìn)行調(diào)整。為了消除網(wǎng)格變化和時(shí)間步長(zhǎng)對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響，本文對(duì)一系列具有不同網(wǎng)格總數(shù)和時(shí)間步長(zhǎng)的算例進(jìn)行模擬，算例參數(shù)見(jiàn)表6.

表7是計(jì)算模型1～模型7的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比。從計(jì)算模型1～模型4的對(duì)比中發(fā)現(xiàn)，模型1在3個(gè)時(shí)刻的誤差均大于50%，模型2在13 ms和15 ms處的誤差均大于15%，網(wǎng)格對(duì)沖擊波壓力的影響不能忽視，4個(gè)模型中只有模型3和模型4的誤差小于15%，其中，模型4的誤差比模型3小0.8%～1.0%，但是計(jì)算耗時(shí)從模型3的6 h變成93 h，從耗時(shí)和計(jì)算誤差兩方面考慮，模型3是最優(yōu)選。雖然網(wǎng)格密度取值越大，計(jì)算結(jié)果與實(shí)測(cè)結(jié)果越接近，但依然偏低。這是因?yàn)榫W(wǎng)格對(duì)沖擊波波陣面上峰值壓力的抹平會(huì)隨著時(shí)間不斷累積，導(dǎo)致計(jì)算時(shí)長(zhǎng)越長(zhǎng)，與試驗(yàn)值差距越大。從模型3、模型5、模型6、模型7的對(duì)比看出，時(shí)間步長(zhǎng)越小，模擬值越大，但是當(dāng)時(shí)間步長(zhǎng)過(guò)大時(shí)，對(duì)5 ms時(shí)刻的模擬值與試驗(yàn)值差距過(guò)大，因此，對(duì)該模型最合適的時(shí)間步長(zhǎng)是0.670 μs.

表6 不同算例的網(wǎng)格總數(shù)和時(shí)間步長(zhǎng)設(shè)定

表7 不同計(jì)算模型的位移結(jié)果和試驗(yàn)值的比較

2 動(dòng)力響應(yīng)結(jié)果及分析

圖5(a)為艦船受炸藥爆炸沖擊后的壓力云圖。根據(jù)文獻(xiàn)[24]，選取艦船上具有代表性的6個(gè)點(diǎn)并輸出其位移、加速度、應(yīng)力和應(yīng)變的模擬結(jié)果，艦船其他部分的變化與此6點(diǎn)類(lèi)似。如圖5(b)所示，考察測(cè)點(diǎn)選在船體上中橫剖面的4個(gè)節(jié)點(diǎn)，分別為主甲板(點(diǎn)01)、底部龍骨(點(diǎn)02)、主甲板中垂線(xiàn)的交點(diǎn)(點(diǎn)21)、點(diǎn)01和點(diǎn)21的中點(diǎn)(點(diǎn)11)。圖5(c)給出了龍骨與主甲板上測(cè)點(diǎn)對(duì)應(yīng)的3個(gè)點(diǎn)(點(diǎn)02、點(diǎn)03和點(diǎn)04)，以及船尾舭部(點(diǎn)05)。各測(cè)點(diǎn)的殼體沖擊因子HSF見(jiàn)表8.

圖5 艦船毀傷的壓力變化和形變觀測(cè)點(diǎn)位置Fig.5 Pressure change of ship damage and locations of observation points

測(cè)點(diǎn)爆炸距離/mHSF(1號(hào)配方)HSF(2號(hào)配方)HSF(3號(hào)配方)HSF(4號(hào)配方)014.020.060.070.070.08023.150.080.090.090.10032.340.110.120.130.13042.000.130.140.150.16055.270.050.050.060.06113.420.070.080.090.09213.200.080.090.090.10

圖6給出的位移時(shí)程曲線(xiàn)顯示，船體梁會(huì)在近距離水下爆炸作用下發(fā)生中拱變形，位移與時(shí)間呈線(xiàn)性關(guān)系，由此可以判斷船體中部刨面彎矩未達(dá)到極限塑性彎矩。比較4個(gè)不同鋁氧比炸藥在同一時(shí)刻的位移值，可以得出，當(dāng)鋁氧比為0.36時(shí)，龍骨中點(diǎn)的位移最大，艦船總體垂向彎曲程度最大。在圖2分析炸藥能量輸出結(jié)構(gòu)時(shí)提到，鋁氧比在0.36時(shí)沖擊波能達(dá)到最大值，而氣泡能和總能量均未達(dá)到最大值，因此，鋁氧比為0.36時(shí)的沖擊波作用對(duì)艦船總體毀傷影響最大。

圖6 底板中垂方向位移變化Fig.6 Change of displacement in vertical direction of bottom plate

表9給出了典型位置的最大應(yīng)力值，應(yīng)力響應(yīng)為高頻響應(yīng)(局部損傷)，會(huì)引起艦船底板向內(nèi)凹陷，造成應(yīng)力集中現(xiàn)象。最大應(yīng)力值隨鋁氧比增大呈先增大、后減小的趨勢(shì)，并在鋁氧比為0.36時(shí)達(dá)到最大值。在炸藥JH20作用下的艦船主甲板處的應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著。

表9 底板中垂方向應(yīng)力變化模擬結(jié)果

圖7 底板中垂方向應(yīng)變變化模擬結(jié)果Fig.7 Simulated results of strain variation in vertical direction of bottom plate

從圖7中的應(yīng)變曲線(xiàn)可見(jiàn)，同一測(cè)點(diǎn)的最大應(yīng)變都出現(xiàn)在工況3中，也就是鋁氧比為0.36的試驗(yàn)工況中。圖7顯示了艦船應(yīng)變隨時(shí)間變化的情況，測(cè)點(diǎn)04隨鋁氧比的增加，其應(yīng)變值先增加、后減小，最高值出現(xiàn)在鋁氧比0.36處，這與艦船總體變形的規(guī)律相同。

結(jié)合表10中的數(shù)據(jù)，圖8記錄了4個(gè)工況中，15 ms內(nèi)的垂向加速度隨時(shí)間的變化過(guò)程。15 ms內(nèi)的加速度響應(yīng)是水下沖擊波作用引起的，不同工況中的加速度響應(yīng)趨勢(shì)類(lèi)似。表10給出不同鋁氧比下測(cè)點(diǎn)的加速度峰值，以鋁氧比為0的條件下，測(cè)點(diǎn)04的加速度峰值為基準(zhǔn)，對(duì)不同工況下各測(cè)點(diǎn)加速度峰值做了歸一化處理，其余測(cè)點(diǎn)的加速度相對(duì)值見(jiàn)表10. 相對(duì)加速度隨鋁氧比的變化趨勢(shì)與位移變化相同。

圖8 各個(gè)測(cè)點(diǎn)加速度和爆距的關(guān)系圖Fig.8 Relationship between acceleration and explosion distance at measuring point

測(cè)點(diǎn)位置相對(duì)加速度峰值配方1配方2配方3配方4010.451.063.190.59020.430.901.010.51033.665.925.954.82041.005.922.571.92050.180.310.360.23110.8612.331.911.16218.361.7512.4710.21

本文應(yīng)用位移和相對(duì)加速度峰值表征船體總體響應(yīng)，用應(yīng)力和應(yīng)變表征艦船局部毀傷效果。圖6～圖8給出了測(cè)點(diǎn)04的動(dòng)態(tài)響應(yīng)分析結(jié)果，其余測(cè)點(diǎn)的位移、加速度、應(yīng)力和應(yīng)變變化趨勢(shì)和測(cè)點(diǎn)04類(lèi)似。從表9給出的最大應(yīng)力值的比較可以得出，炸藥JH20作用下的艦船主甲板處的應(yīng)力集中現(xiàn)象顯著。對(duì)比圖6、圖7、圖8、表9和表10可以得出，艦船在遭受近場(chǎng)水下爆炸載荷作用時(shí)，4種炸藥配方對(duì)艦船的毀傷效果在位移、加速度、應(yīng)力和應(yīng)變等方面表現(xiàn)出一致的規(guī)律：在近場(chǎng)范圍內(nèi)，隨鋁氧比的增加，總體毀傷效果和局部損傷效果呈先增大、后減小的趨勢(shì)。這是由于不同鋁氧比炸藥的爆轟產(chǎn)物不同，能量釋放規(guī)律也不同。當(dāng)Al/O比為0.36(含鋁量20%)時(shí)，炸藥引起的艦船中拱變形和局部幾何形變都達(dá)到最大值，炸藥對(duì)艦船甲板的破壞最嚴(yán)重，艦船龍骨中垂線(xiàn)位移最大，同時(shí)，炸藥爆炸對(duì)艦船局部幾何形變的影響也最大。

3 結(jié)論

通過(guò)對(duì)RDX/Al炸藥的水下爆炸能量輸出規(guī)律和艦船目標(biāo)響應(yīng)的仿真研究，得出以下結(jié)論：

1)通過(guò)有限元軟件LS-DYNA系統(tǒng)地模擬了RDX/Al炸藥的水下爆炸能量輸出特性對(duì)典型艦船結(jié)構(gòu)的毀傷效果，首次在鋁氧比和目標(biāo)響應(yīng)之間建立了聯(lián)系。

2)在炸藥與艦船間距大于氣泡半徑的近場(chǎng)非接觸爆炸中，隨鋁氧比的增加，總體毀傷效果和局部損傷效果呈先增大、后減小的趨勢(shì)。當(dāng)Al/O比為0.36時(shí)，含鋁炸藥能引起的艦船中拱變形和局部幾何形變都達(dá)到最大值。

3)依據(jù)鋁氧比和能量輸出的關(guān)系可以得出，在近場(chǎng)非接觸爆炸中，沖擊波能為主要攻擊元素，氣泡能和總能量在此范圍內(nèi)作用不明顯。

需要說(shuō)明的是，本文工況主要針對(duì)的是正壓力下的船體整體損傷，并未考慮氣泡脈動(dòng)和射流的問(wèn)題，而氣泡的沖擊載荷會(huì)使船體的垂向彎矩增大，氣泡與沖擊波作用耦合引起更大的總體變形，關(guān)于這一方面的問(wèn)題可通過(guò)進(jìn)一步簡(jiǎn)化艦船模型、延長(zhǎng)模擬時(shí)間開(kāi)展研究。

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Numerical Simulation on Underwater Explosion of Aluminized Explosives and Its Damage to Ship

ZHAO Qian， NIE Jian-xin， WANG Qiu-shi， DUAN Xiao-yu

(State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

The damage effect of aluminized explosives on the ship targets is an important evidence of checking whether the explosive formula is reasonable. In order to study the influence of the molar mass of aluminum and oxygen (Al/O ratio) on ship damage, the damage effect of aluminized RDX-based explosive (RDX/Al) on ship is researched by means of numerical simulation. The damage effect is explained from four aspects: displacement, acceleration, stress and strain. Simulated results show that the overall and the local damage effects of a ship increases and then decreases with the increase in Al/O ratio in the near field. The damage effect of explosive on ship is optimal when Al/O ratio is 0.36. It can be seen from the relationship between Al/O ratio and energy release rate that the main reason of ship damage is the shock wave energy in the near field.

ordnance science and technology; aluminized RDX-based explosive; underwater explosion; output energy; numerical simulation; aluminum to oxygen ratio

2016-07-25

趙倩(1988—)，女，博士研究生。E-mail: zhongbeizhaoqian@163.com

聶建新(1977—)， 男， 副研究員， 博士生導(dǎo)師。 E-mail: niejx@bit.edu.cn

O383

A

1000-1093(2017)02-0298-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.02.013