伍友軍,周博,崔海鑫,李曉彬

(1.中國船舶及海洋工程設計研究院,上海 200011；2.武漢理工大學 交通學院，武漢 430063)

隨著導彈技術的飛速發(fā)展，反艦導彈成為威脅艦船的主要武器之一[1]，特別是掠海飛行的導彈極難防御，一旦導彈穿透舷側板架在艙內爆炸，會對船體結構產(chǎn)生嚴重破壞。關于艦船抗損能力的研究，目前國內外多針對重要部位采取局部防護措施[2-4]，國外可見的報道為德國F123艦主甲板采用3道縱向箱型梁結構提高艦船的抗空爆性能，國內尚無采用新型結構形式提高全船抗損能力研究的相關報道。已有的研究[5]，受限于實船布置、工藝水平等因素，相關成果還很難應用于實船。為此，考慮以常規(guī)橫剖面結構為基礎，構建滿足施工條件、總布置要求的多方案縱向箱型結構形式，以此為基礎構建多方案艙段模型，進行導彈艙內爆炸毀傷效應分析，得到艙室內的毀傷變形及剖口尺寸，作為剩余承載能力分析的輸入。采用非線性有限元分析軟件計算不同結構的剩余承載能力，分析其抗損能力，最終確定抗損能力較優(yōu)的方案。

1 箱形橫剖面結構構建

選取艦船船中艙段作為初始艦船中橫剖面，見圖1。

圖1 初始橫剖面

在常規(guī)構型基礎上構建含舷側縱壁的箱型橫剖面結構，簡稱方案一，見圖2。

圖2 方案一橫剖面

構建甲板和舷側設箱形梁結構的箱型橫剖面結構，01甲板～2甲板各設4道箱形縱桁，舷側設3道箱形縱桁，簡稱方案二，見圖3。

圖3 方案二橫剖面

圖2和圖3橫剖面面積相當，即結構重量基本相同。新構建的橫剖面結構與原始結構相比，應盡可能少增加重量，并且總布置和施工工藝可行。

2 建立計算模型及確定爆炸工況

2.1 參數(shù)設置

艦體結構采用艦用鋼，由于在爆炸沖擊作用下，艦體結構處于一個高應變率下的響應過程，并發(fā)生結構大變形。為了考慮應變率效應，在AUTODYN中進行有限元分析時，選用Cowper-Symonds(C-S)強化模型，參數(shù)見表1。

表1 船用鋼材料參數(shù)

TNT爆速設為6 930 m/s，爆壓2.1×107kPa，單位體積的能量6×106kJ/m3,空氣采用理想氣體狀態(tài)方程。

2.2 建模方法

采用笛卡爾坐標系，X指向船長方向，Y指向船寬方向，Z指向垂向，坐標原點位于艙壁正下方。長度單位為mm，時間單位為ms，質量為kg。為了提高計算效率，避免奇異出現(xiàn)的單元，對模型局部進行適當簡化：由于船底肋板對總縱強度影響較小，建模時簡化，忽略肋板上的開口；球扁鋼用等面積、等高度的扁鋼進行簡化；直接用圓形孔來模擬導彈穿甲的破口；采用球形炸藥模擬導彈艙室內爆的過程。

假定船中區(qū)域為平行中體，艙段模型采用圖1～3的橫剖面拉伸而成，艙段長度設為11 200 mm，強框間距為1 500 mm，艙段兩端設水密橫艙壁，模型長度為橫艙壁向外各延伸2個強框架的長度。通過大量的計算發(fā)現(xiàn)，要較真實地模擬板、加強構件在強框架之間的屈曲模態(tài)，縱向構件之間、縱向構件腹板至少需要3個網(wǎng)格，強框之間至少需要6個網(wǎng)格。船體結構縱骨間距為400 mm，縱向構件最小高度為120 mm。實際計算模型中甲板和外板采用133 mm×150 mm的網(wǎng)格尺寸，縱向構件腹板采用最小40 mm×150 mm的網(wǎng)格尺寸進行模擬。

空氣域采用歐拉單元進行建模。前期試算，導彈穿艙爆炸后最多只能造成一層甲板出現(xiàn)破口，因此，歐拉網(wǎng)格3向尺寸均為130 mm,在高度上只需要覆蓋01甲板、1甲板和2甲板即可，空氣域的范圍為長3.3 m、高10 m、寬24 m。

2.3 分析工況

每個方案設定4種工況，爆點位置均位于01甲板和1甲板之間。其中爆點位置：工況1，船中縱剖面處，距1甲板高650 mm；工況2，船中縱剖面處，距1甲板高1 300 mm；工況3，船中縱剖面處，距1甲板高1 950 mm；工況4，距船中縱剖面7 000 mm，距1甲板1 300 mm。

3 導彈內爆后的毀傷效應分析

3.1 測點分布

針對3種結構，包括1種常規(guī)原始結構和2種縱向箱型結構，進行導彈內爆后的毀傷效應分析，得到縱向箱型結構在100 kg等效TNT爆炸載荷作用下的應力、應變、塑性變形，以及破口等結構響應。計算時采用計算穩(wěn)定性比較好、流固耦合相對簡單的AUTODYN。

為了更好地觀測艙段結構在導彈爆炸作用下的結構響應，在歐拉域中分布了6個測點，用于測量艙室內爆炸后的壓力變化，見圖4。通過對比不同位置壓力測點的時間歷程數(shù)據(jù)，分析爆炸沖擊的傳播過程。

圖4 歐拉域測點分布示意

3.2 毀傷分析

以初始方案工況一為例，壓力測點的時間歷程曲線見圖5，仿真計算結束時，爆炸當艙(01甲板和1甲板之間)的測點(測點1～測點5)和鄰艙(1甲板和2甲板之間)測點6的壓力基本一致，維持在0.3 MPa左右。這主要是因為1甲板出現(xiàn)了破口，爆炸當艙的壓力進入了鄰艙，且舷側導彈穿甲的破口面積較小，泄爆能力有限，使得艙室內爆炸后的壓力處于準靜態(tài)狀態(tài)。測點3和測點4與測點1、測點2相比，距爆點較遠，但壓力峰值卻更大，這可能是由于爆炸沖擊波在傳播的過程中，艙室內的空氣被壓縮，使得局部的壓力得到了增強。

圖5 原始結構計算工況一壓力測點時間歷程曲線

3種不同結構型式的艙內爆炸計算結果見表2，相比原始方案的結構型式，方案一、二采用的框架式結構型式減小了艙內爆炸載荷作用下船體結構的撓度、塑性應變以及破口區(qū)域，其中方案二采用的甲板箱型梁結構型式抗爆效果更為有效。分析原因，采用縱壁結構雖然也能有效提高船體的抗爆性能，相比于方案一，縱壁結構阻礙了船體通過破口進行泄爆，造成了比方案二更大的毀傷。

表2 艙內毀傷效應匯總表

4 毀傷結構的剩余承載能力分析

根據(jù)艙內爆炸仿真計算結果，模擬導彈穿艙爆炸后的破口、塑性變形等損傷情況，開展不同方案多工況爆炸載荷作用下的總縱剩余承載能力計算。船體結構在遭受爆炸沖擊載荷時，船體結構會出現(xiàn)一定面積的塑性變形甚至大破口，典型剖面的承載能力會大大削弱。因此，需對受損剖面進行相應的折減。

設定失效應變大于0.25為產(chǎn)生了破口，對于破口區(qū)域，全部納入失效范圍；對于塑形區(qū)域，當船體殼板結構的等效塑性應變達到0.08時，即認為失去了承載能力。具體的做法是，將等效塑性應變大于0.08的單元直接刪去。對于等效塑性應變小于0.08的單元，以往的處理方式有完全去除塑性應變區(qū)和完全保留塑性應變區(qū)兩種，該處理方式會導致計算結果偏保守或偏危險。參照CSR中對開孔板采用平均厚度折減的處理方式，將塑性應變0.08以下的板按照塑性應變對板厚進行線性折減，見圖6。

圖6 折減系數(shù)-塑性應變

考慮到有限元方法能夠追蹤船體構件和整體結構承載變形破壞的全歷程，反映局部和整體的破壞模式之間的相互作用以及材料的彈塑性與失穩(wěn)、后失穩(wěn)效應的相互作用[6]，采用ABAQUS對各方案進行剩余承載能力分析。分別計算各爆炸工況受損狀態(tài)的艙段剩余承載能力，艙段的兩端分別用MPC將縱向構件進行相關，左端控制點約束2346自由度，右端控制點約束12346自由度，邊界約束示意于圖7。

圖7 有限元模型的約束示意

采用準靜態(tài)的加載方式對艙段進行加載。在艙段左右兩端的MPC控制點A和B上分別以0.002 rad/s的角速度加載大小相同方向相反的彎矩，通過直接施加的轉角位移，計算得到支點支反彎矩-轉角曲線，從而得到結構的極限承載能力。初始方案的彎矩和轉角變化見圖8，各工況的計算結果見表2。

表2 破損艙段剩余承載能力匯總表 N·mm

圖8 初始方案完整結構端面的彎矩-轉角

5 結論

1)縱向箱形結構能有效的減小穿艙爆炸情況下船體結構的損傷，且增加相同重量的情況下，采用箱形梁的效果比縱艙壁更好。

2)爆點靠近舷側部位時，船體結構的總縱承載能力下降更快。

3)通過計算發(fā)現(xiàn)，方案二的剩余承載能力最強，方案一次之，初始方案最弱，說明采用縱向箱型結構能有效提高艦船遭受穿艙導彈攻擊后的生存能力。