張軼凡， 劉亮濤， 王金相， 李恒， 唐奎

(1.南京理工大學 瞬態(tài)物理國家重點實驗室， 江蘇 南京 210094； 2.海軍研究院， 北京 100161)

0 引言

隨著國際形勢的日益嚴峻和地區(qū)沖突的不斷升級，海上作戰(zhàn)成為一種重要形式，魚雷是目前海軍水下作戰(zhàn)的重要武器裝備，同時水下爆炸也成為水中作戰(zhàn)的主要毀傷方式之一。水中結構物在遭受水下爆炸作用時，沖擊波及氣泡載荷是對結構產生毀傷效果的主要因素。對于艦船等水下結構物，魚雷在其近場爆炸造成的危害十分巨大，爆炸載荷會對結構物的整體強度造成巨大破壞。目前針對水下爆炸對艦船單位的毀傷研究，國內外學者已經做了大量的工作[1-5]，得出了很多具有指導性的結論。但與此同時，魚雷這一海軍武器本身也作為一種水下結構物存在，在航行過程中同樣會受到反魚雷武器的影響和破壞。因此，研究水下爆炸沖擊波和氣泡載荷對魚雷典型圓柱殼結構的毀傷特性，具有重要的軍事意義。

姚熊亮等[6]對沖擊波與圓柱殼結構相互作用過程中產生的壓力場進行仿真和分析，給出了在不同板厚與爆距下圓柱殼周圍的壓力場分布情況。劉東等[7]基于內嵌的水下爆炸載荷計算方法和聲固耦合方法，對不同殼體厚度及肋骨間距下的環(huán)肋圓柱殼在非接觸爆炸中的變形響應進行了研究。仝志永等[8]采用聲固耦合算法分析了填沙薄壁圓柱殼結構水下爆炸作用下的彈塑性形變和損傷的破壞形式。Wu等[9]針對破片和爆炸載荷聯(lián)合作用下金屬圓柱殼結構的動態(tài)響應以及破壞效應進行了實驗和數值模擬分析。沈曉樂等[10]采用應變測量的方法對加肋圓柱殼模型進行了模態(tài)分析。周游等[11]利用流- 固耦合法分析了不同裝藥設置條件下圓柱殼的爆炸變形模式特征，分析了爆源條件對圓柱殼動力響應及變形模式的影響規(guī)律。劉云龍等[12]基于不可壓縮勢流理論，運用邊界元方法研究了攻角對圓柱殼附近水下爆炸氣泡動態(tài)特性的影響，并將雙漸進法與有限元法相耦合，研究了圓柱殼結構受水下爆炸載荷作用的沖擊損傷問題和主要損傷模式[13]。紀沖等[14]對充液及內空圓柱殼在爆炸載荷下動力屈曲響應特性及不同工況下圓柱殼的變形破壞模式進行了研究。汪浩等[15]研究了近距離非接觸爆炸作用下的氣泡脈動載荷以及氣泡潰破高速射流載荷對內加筋圓柱殼結構的毀傷機理，以及結構參數、藥包位置對結果的影響。綜上所述，目前已有的研究工作對爆炸距離及方位相關參數影響規(guī)律的研究較少，仍有大量工作需要完成。

為研究魚雷中部位置在爆炸作用下的響應情況，本文將魚雷頭部和尾部的典型特征去除，簡化為圓柱殼結構進行分析。采用LS-Dyna軟件對其在近場爆炸沖擊作用下的毀傷特性進行研究，詳細探討爆距、藥包方位等相關物理量對圓柱殼結構變形特征與毀傷特性的影響。

1 水下爆炸毀傷算法設置及材料模型

縮比后的魚雷典型圓柱殼結構長度為1.1 m，半徑0.081 m，殼體厚度0.003 m；在圓柱殼上均勻分布有3條加強肋，加強肋間距為0.5 m，寬度為0.03 m，厚度0.006 m。

1.1 水下爆炸圓柱殼結構模型算法設置

在LS-DYNA軟件中建立圓柱殼結構水下爆炸計算模型，采用任意拉格朗日- 歐拉(ALE)算法處理圓柱殼結構與水介質、空氣之間的相互作用，其中空氣和水介質采用歐拉算法，圓柱殼結構采用拉格朗日算法。為保證計算的穩(wěn)定性，對圓柱殼結構進行網格劃分時盡可能滿足對網格形狀的優(yōu)化；同時為保證流固耦合的準確性，對水域中部區(qū)域的網格進行加密，以保證此區(qū)域內的歐拉單元尺寸與圓柱殼中部的拉格朗日單元尺寸基本一致，加密區(qū)域網格大小為0.01 m×0.01 m。各部分網格劃分如圖1所示。

圖1 各部分網格劃分Fig.1 Meshing of various parts

計算模型示意圖如圖2所示，數值計算采用國際單位制。其中歐拉域大小為4 m×4 m×6 m，空氣層厚度為0.3 m，對空氣域上表面設置無反射邊界條件，將空氣域、水域的側表面以及水域的底面設置為固壁邊界條件，TNT炸藥被放置在計算域中心位置，爆炸深度為2.7 m。

圖2 數值模擬計算模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of numerical simulation model

最終得到各部分網格數量如表1所示。

表1 各部分網格數量Table 1 The number of grids in each part

1.2 材料模型

圓柱殼的本構模型選用Johnson-Cook模型，失效模型選用Johnson-Cook失效模型。Johnson-Cook模型是一種基于實驗得到的、能夠反映應變率強化效應和溫升軟化效應的材料模型[16]，其應力表達式為

(1)

采用單元最大失效應變控制單元強度，等效塑性應變累計損傷度控制材料的破壞斷裂，當單元的有效累計塑性應變達到失效應變時，發(fā)生失效侵蝕，單元損傷系數表達式為

(2)

式中：D為損傷系數，在0～1之間變化，初始狀態(tài)下D=0，當D=1時材料失效；Δεp為單個時間步的塑性應變增量；εf為當前時間步對應的破壞應變，是當前應力、應變、應變率及溫度的函數，

(3)

D1～D5為材料參數；σ*=p/σeff為應力狀態(tài)參數，p為正壓力，σeff為等效應力；T*為溫度狀態(tài)參數。

模型中圓柱殼采用鋁合金材料[17-18]，如表2所示。水介質和空氣的材料本構模型采用常見的空物質模型，水介質采用Gruneisen狀態(tài)方程[19]，其表達式為

(γ0+αμw)Ew

(4)

式中：pw為介質中的壓力；ρw為材料密度；cw為材料聲速；μw=1/Vw-1，Vw為相對體積；γ0為材料Gruneisen系數；α為γ0的修正系數；S1、S2、S3為Gruneisen狀態(tài)方程材料常數；Ew為單位體積初始內能。水的材料參數[20]如表3所示。

空氣采用Liner Polynomial多項式狀態(tài)方程[19]，由式(5)定義：

(5)

式中：pa為介質中的壓力；μa=1/Va-1，Va為相對體積；Ea為單位體積初始內能；Ci(i=0～6)為狀態(tài)方程參數?？諝獠牧蠀礫20]如表4所示。

表2 鋁合金材料參數Table 2 Material parameters of aluminum alloy

表3 水的材料參數Table 3 Material parameters of water

表4 空氣材料參數Table 4 Material parameters of air

爆轟產物的壓力采用JWL狀態(tài)方程[19]來描述，其一般形式為

(6)

式中：pt為爆轟產物的壓力；V為爆轟產物和炸藥的相對體積，為無量綱量；Et為單位體積內能；At、Bt、R1、R2、ω為待擬合參數。TNT炸藥的JWL參數[20]如表5所示。

表5 TNT材料參數Table 5 Material parameters of TNT

2 算法有效性驗證

通過與文獻[21]中的實驗進行對比，對ALE數值模擬方法進行驗證。采用4 g的PETN炸藥在2 m的正方體水箱中進行爆炸試驗，炸藥安置在厚度0.02 m水平鋼板下方0.19 m處。在數值模擬中采用TNT炸藥對實驗中的PETN炸藥進行等效替代，PETN和TNT的單位體積爆轟能量分別為9×109J/kg和7×109J/kg，通過計算得到等能量情況下4 g PETN炸藥對應的TNT炸藥質量為5.2 g。不同時刻下氣泡形態(tài)的實驗和仿真結果的對比如圖3所示。爆炸初期，氣泡在內外壓差的作用下呈球形膨脹，膨脹到一定大小后，逐漸受到上部平板的影響，氣泡上部形態(tài)逐漸變得平坦，這一現象隨著氣泡的繼續(xù)膨脹變得更加明顯，通過圖3(d)可以直觀地觀察到這一現象；氣泡膨脹到最大后在內外壓差的作用下開始收縮，如圖3(e)所示；由于氣泡上部鋼板的存在，收縮階段氣泡上部的收縮速度明顯小于氣泡下部，表現為水平鋼板對氣泡的吸引作用，使得氣泡在收縮階段呈現為近似圓錐的形態(tài)，如圖3(h)所示；氣泡在收縮的最后階段形成了一個貫穿氣泡中部的水射流，對水平鋼板造成了射流抨擊。通過與實驗中氣泡形態(tài)演變規(guī)律的對照，發(fā)現數值模擬方法得出的氣泡形態(tài)結果與實驗結果能夠吻合；同時，實驗中爆炸氣泡的第1次脈動周期為45.062 ms，通過數值模擬得到的氣泡周期為51.5 ms，在氣泡周期這一結果上存在一定誤差，究其原因可能是實驗中的炸藥未完全起爆。根據TNT炸藥無限水域爆炸氣泡周期經驗公式[22]：

(7)

式中：Tb為爆炸氣泡周期；W為裝藥量；Z為爆炸水深，可以計算出無限水域中5.2 g TNT炸藥在0.8 m水深下的爆炸氣泡周期為50.3 ms，而此數值模擬算法下同工況氣泡周期為50.9 ms，數值模擬結果與理論計算值的誤差為1.19%；由此表明此數值模擬方法的計算精度較高，能夠滿足研究的需求。

圖3 不同時刻下氣泡形態(tài)的實驗與數值模擬結果對比Fig.3 Comparison of experimental and numerical results of bubble shape

3 計算結果分析

3.1 不同爆距下沖擊波和氣泡載荷對圓柱殼的毀傷特性分析

在保持TNT裝藥量、爆炸水深、邊界條件不變的情況下，通過改變TNT藥包與圓柱殼的相對距離，研究不同爆距下沖擊波和氣泡載荷對圓柱殼的毀傷特性。

3.1.1 工況設置

設置TNT藥量為27.0 g，爆炸深度2.7 m，藥包到圓柱殼的距離從0.05 m到0.30 m進行設置，得到6組不同工況，如表6所示。

表6 計算工況Table 6 Simulation conditions

3.1.2 水下爆炸氣泡與圓柱殼結構的響應過程分析

取工況1進行過程分析，當藥包位于圓柱殼下方0.05 m的位置時，氣泡形態(tài)隨時間的變化情況及圓柱殼在爆炸氣泡作用下的響應特性如圖4所示。圖4中呈現了爆炸氣泡第1個氣泡脈動周期內8個典型時刻下的流場速度情況以及圓柱殼的von Mises應力分布情況。

圖4 爆距為0.05 m工況下的不同時刻爆炸氣泡與圓柱殼相互作用效果Fig.4 Interaction between the explosion bubble and the cylindrical shell under the explosion distance of 0.05 m

取圓柱殼迎爆面上的單元以及藥包與圓柱殼之間0.05 m處的參考點為研究對象，得到圓柱殼迎爆面壓力、應力、塑性應變、撓度以及流場中的速度隨時間變化曲線如圖5所示。

對工況1中的水下爆炸過程進行分析。TNT藥包以及圓柱殼的初始形態(tài)如圖4(a)所示，炸藥起爆前流場速度接近于0 m/s，圓柱殼上的應力主要來自靜水壓力；圖4(b)時刻為起爆初期，氣泡內部處于高壓狀態(tài)，氣泡在內外壓力差的作用下迅速膨脹，圓柱殼在爆炸沖擊波的作用下產生了球面狀凹陷變形，如圖5中所示，沖擊波階段產生了極大的壓力、應力應變、流場速度以及撓度，曲線均出現大幅上升；在圖4(c)所示時刻，氣泡膨脹到最大體積，此時氣泡下部以及左右兩側能夠呈現出較為標準的球形，圓柱殼在氣泡作用下逐漸遠離初始位置，并且在此刻圓柱殼整體的彎曲變形更明顯；圖4(d)展示了氣泡膨脹到最大體積后收縮階段的氣泡形態(tài)，圓柱殼對氣泡的吸引作用使得氣泡上半部形態(tài)明顯整體小于下半部分，同時圓柱殼隨著氣泡收縮也產生向下運動的趨勢，這一時刻圓柱殼的變形情況未產生明顯的變化，應力分布也與之前圖4(c)基本一致，圖4中各曲線在氣泡膨脹后期和收縮前期的值均呈現小幅變化；圖4(e)展示了氣泡進一步收縮后所呈現出的現象，圓柱殼的影響使得氣泡水平方向尺寸明顯小于豎直方向，此時刻圓柱殼的形變沒有發(fā)生明顯變化；氣泡收縮到最小體積后再次膨脹時的形態(tài)特征如圖4(f)所示，此時氣泡演化為長條狀，氣泡中部產生朝向圓柱殼的水射流，參考點的流場速度方向表現為豎直向上，從圖5(b)中可以看到流場速度大小約為 40 m/s，同時脈動載荷和射流載荷對圓柱殼產生第2次沖擊，圖5中各曲線均出現第2次明顯上升；在氣泡第2次膨脹階段，側向射流的作用使氣泡被分割成了上下兩部分，如圖4(g)和圖4(h)所示，隨著時間的推進，這一趨勢更加明顯，同時氣泡脈動載荷及水射流載荷使得圓柱殼的凹陷程度進一步加深，在背爆面上形成了一個凸起，圓柱殼整體的彎曲變形也進一步擴大，圖5(d)應變曲線和圖5(e)撓度曲線出現了第2次階躍。通過對此工況下的爆炸過程進行分析可以發(fā)現，沖擊波載荷作用到圓柱殼后能使得圓柱殼在中部產生一個球面狀的凹陷，同時圓柱殼整體也會產生一個小幅度的中拱彎曲，氣泡脈動及射流載荷的作用進一步加大了圓柱殼中部凹陷的大小和整體的中拱彎曲程度，并且在背爆面形成了小幅度的拱起。

圖5 圓柱殼迎爆面應力、應變及流場壓力、速度變化情況Fig.5 Response of cylindrical shell and flow field

3.1.3 不同爆距下爆炸毀傷結果分析

圖6為6個工況在同一時刻下圓柱殼的響應情況和爆炸氣泡形態(tài)變化情況，通過云圖分別展示了圓柱殼的塑性應變大小和流場的速度大小變化情況。圖7為圓柱殼迎爆面上的單元撓度隨時間變化情況。

圖6 不同爆距下爆炸氣泡對圓柱殼的作用效果Fig.6 Interaction between the explosive bubbles and the cylindrical shell under different explosion distances

圖7 不同爆距下迎爆面單元撓度變化情況Fig.7 Deflections of the cylindrical shell under different explosion distances

由圖6和圖7可知：隨著爆距的增大，圓柱殼結構的變形呈減小趨勢，當爆距為0.05 m時，圓柱殼表現為大變形，在沖擊波作用下的撓度階躍幅度很大，除形成大凹陷外，還產生了整體的彎曲變形，整體的彎曲現象在爆距增大到0.15 m時趨于消失；爆距的變化同時也影響了圓柱殼對氣泡的作用效果，當爆距較小時，氣泡在收縮階段后期呈現為細長狀，隨著爆距的增大，同一時刻下的氣泡形態(tài)逐漸呈短粗狀。圖8所示為仿真結果下氣泡第1次脈動周期大小隨爆距的變化趨勢。由圖8可見：爆距從0.05 m增加到0.3 m這一過程中，氣泡周期從69 ms增長到了75 ms，表明氣泡周期隨著爆距的增大而增大，且增長率呈減小趨勢；當爆距變化到足夠大時，圓柱殼對氣泡脈動的影響效果可以忽略不計，此時認為氣泡脈動過程發(fā)生在自由水域中，且氣泡脈動周期與自由水域中一致，根據第2節(jié)中TNT炸藥無限水域爆炸氣泡周期經驗公式[22]計算可知，27 g的TNT炸藥在自由水域中2.7 m深處爆炸時氣泡的第1次脈動周期為76.1 ms，略大于爆距為0.3 m時的氣泡脈動周期。由此可見，爆距對爆炸氣泡第1次脈動周期有明顯的影響作用，當爆距較小時圓柱殼對氣泡的影響作用效果較大，使得氣泡第1次脈動周期明顯小于無限水域中的脈動周期，爆距較大時圓柱殼對氣泡的作用效果較弱，氣泡脈動周期更接近于無限水域中的值。

圖8 氣泡第1次脈動周期大小隨爆距變化情況Fig.8 Variation of the first bubble pulsation period with explosion distance

取圓柱殼迎爆面上的單元以及TNT藥包和圓柱殼之間距離藥包0.1 m位置的觀察點，對爆炸載荷下的迎爆面壓力及流場速度峰值大小進行對比，得到兩個參數隨爆距變化曲線如圖9所示。從圖9中可以看出，沖擊波在圓柱殼迎爆面產生的壓力峰值隨爆距的增大而減小，沖擊波作用下流場速度峰值也有隨爆距增大而減小的趨勢，但曲線基本處于平緩。由于6組工況均為近場工況，氣泡在收縮階段均產生了朝向圓柱殼的水射流，形成射流載荷，這一載荷主要分布在氣泡第2次膨脹初期，與氣泡脈動載荷在時間維度上重合，不同爆距下的氣泡脈動和射流載荷產生的壓力大小及流場速度大小呈現出先增加后減小的趨勢，且氣泡脈動及射流在特定爆距下能夠達到最大值。

圖9 迎爆面壓力及距TNT藥包0.1 m處觀察點 流場速度隨時間變化情況Fig.9 Pressure on the explosion face and velocity of the flow field at the observation point with time

不同爆距下TNT炸藥爆炸在沖擊波階段對圓柱殼結構產生的毀傷效果如圖10所示。由圖10可見：在爆距小于0.15 m時，沖擊波能使得圓柱殼產生比較大的塑性變形，在圓柱殼中部形成局部凹陷，爆距達到0.2 m時，沖擊波能使圓柱殼產生較小范圍的塑性應變；爆距大于0.2 m時間，圓柱殼的塑性變形很小，可以忽略不計。

氣泡脈動及水射流載荷對圓柱殼的毀傷作用如圖11所示。由圖11可見：在爆距為0.05 m和0.1 m的工況下，氣泡及射流載荷使得圓柱殼產生了較明顯的彎曲變形，在沖擊波作用的基礎上加大了塑性變形；與其他工況有所不同，爆距為0.15 m的工況下圓柱殼中部發(fā)生了單元失效現象，表現為加強肋兩側應力集中發(fā)生撕裂，這一現象在此工況中產生的原因可能是水射流載荷強度在0.15 m爆距下達到最大，射流的毀傷作用較強；爆距為0.2 m以上時沖擊波的作用效果較弱，未能使圓柱殼發(fā)生大塑性變形，隨后圓柱殼在氣泡脈動和射流載荷的作用下產生了局部凹陷，此凹陷的大小和深度隨著爆距的增大而減小。

圖12為圓柱殼迎爆面分別在沖擊波、氣泡脈動與射流載荷下的單元應力峰值和撓度隨爆距變化情況。由圖12可見：在沖擊波階段，隨著爆距的增大，沖擊波載荷在迎爆面單元上產生的應力以及迎爆面的撓度均呈下降趨勢，撓度在爆距增大到0.2 m時的下降趨于平緩，且趨近于0 m，表明在0.2 m爆距下，沖擊波對在圓柱殼上作用產生的變形很??；氣泡脈動及水射流載荷作用產生的單元應力和撓度隨爆距變化均呈現出先增后減的趨勢，與圖9中的壓力及流場速度變化趨勢一致。

3.1.4 不同爆距下圓柱殼毀傷模式分析

圓柱殼結構在水下爆炸載荷作用下的毀傷模式受到爆距的影響，27 g的TNT炸藥對壁厚為3 mm圓柱殼在不同爆距下的毀傷情況有非常明顯的區(qū)別。對于沖擊波載荷，其載荷峰值隨爆距的增長呈指數衰減，在0.05 m爆距時沖擊波載荷作用下圓柱殼的毀傷模式為局部大凹陷，爆距從0.05 m變化到0.2 m過程中，沖擊波載荷在圓柱殼上造成的凹陷變形效果也逐漸減弱，從大凹陷變形過渡為小幅凹陷變形直至在0.2 m爆距下無凹陷產生，大于這一爆距時沖擊波載荷將不能在圓柱殼上產生毀傷效果。在氣泡脈動階段，氣泡脈動載荷及水射流載荷的聯(lián)合作用對圓柱殼造成了二次毀傷效果，在爆距小于0.15 m時，氣泡脈動載荷及水射流載荷進一步擴大了圓柱殼中部的凹陷，并使圓柱殼整體產生了小幅的彎曲變形；爆距為0.15 m時由于水射流載荷達到最大化，圓柱殼凹陷區(qū)域在沖擊作用下出現了破口；爆距大于0.15 m時，氣泡脈動載荷及水射流載荷的作用在圓柱殼中部造成凹陷變形，且凹陷程度隨爆距的增大而減弱，在爆距達到0.3 m時僅產生輕微凹陷。同時，圓柱殼在水下爆炸載荷作用下的毀傷模式滿足一定的相似準則，在TNT藥包藥量、爆距、圓柱殼尺寸參數等相關參數按幾何相似律變化時，其他尺寸圓柱殼的毀傷模式可以通過本文中的結果進行預測。

圖10 不同爆距下圓柱殼結構在沖擊波作用下的塑性應變情況Fig.10 Plastic strain of the cylindrical shell induced by shock wave under different explosion distances

圖11 不同爆距下圓柱殼結構在沖擊波及氣泡載荷作用下的塑性應變情況Fig.11 Plastic strain of the cylindrical shell induced by shock wave and bubble load under different explosion distances

圖12 圓柱殼迎爆面峰值應力、撓度隨爆距變化情況Fig.12 Variation of peak stress and peak deflection of the cylindrical shell induced with the explosion distance

3.2 不同方位下沖擊波和氣泡載荷對圓柱殼的作用效果

保持TNT裝藥量、水深大小、邊界條件不變，改變TNT藥包與圓柱殼之間的方位，研究不同方位下沖擊波和氣泡載荷對圓柱殼的作用效果。

3.2.1 工況設置

設置TNT藥量為27.0 g，爆炸深度2.7 m，爆距為0.1 m，調節(jié)藥包相對于圓柱殼的方位，得到3組不同工況如表7所示。

如圖13所示，工況1為基本工況，工況2表示將藥包從圓柱殼正下方0.1 m處移至正上方0.1 m處，工況3表示將藥包移至與圓柱殼同一水平高度處，且在水平方向上與圓柱殼的距離為0.1 m。

表7 計算工況Table 7 Calculation conditions

圖13 TNT藥包位于圓柱殼不同方位的示意圖Fig.13 Schematic diagram of different charge positions

3.2.2 不同方位下爆炸毀傷結果分析

圖14所示為不同方位下的圓柱殼變形情況，圖15為圓柱殼迎爆面單元撓度隨時間變化情況。如圖15所示，在沖擊波作用下迎爆面撓度曲線重合，在氣泡脈動及射流載荷聯(lián)合作用下的撓度變化有所差異，藥包位于圓柱殼下方時最大，上方時最??；3種工況下的變形均表現為局部大凹陷以及整體的小幅彎曲。藥包方位對氣泡的形態(tài)演化產生了一定的影響作用，當藥包位于圓柱殼下方時，氣泡在圓柱殼的影響下拉伸為兩部分，同時產生朝向圓柱殼的水射流，速度較大；藥包位于上方時，氣泡演化呈現為水母狀，氣泡在浮力的作用下向上運動，逐漸與圓柱殼背離，產生的朝向圓柱殼的水射流速度較小，強度較弱；當藥包位于側方時，氣泡的形態(tài)介于前二者之間，呈現為尾部較長的水母狀，產生的水射流強度介于前二者之間。

圖14 不同方位下爆炸氣泡對圓柱殼的作用效果Fig.14 Interaction between the explosive bubble and the cylindrical shell under different charge positions

圖15 不同方位下迎爆面單元撓度變化情況Fig.15 Variation of explosion surface deflection with charge position

取圓柱殼迎爆面上的單元以及TNT藥包和圓柱殼之間距離爆點0.1 m位置的觀察點，對爆炸載荷下的圓柱殼迎爆面壓力及流場速度變化情況進行分析，得到曲線如圖16所示。由圖16可見：3個工況下沖擊波階段壓力曲線基本重合，流場速度曲線變化規(guī)律也基本一致；后期氣泡脈動及射流載荷聯(lián)合作用所產生的迎爆面壓力和流場速度有所不同，藥包位于圓柱殼下方的工況的迎爆面壓力和流場速度明顯較大，這也是此工況氣泡脈動和射流載荷能使圓柱殼產生較大撓度的基礎。

圖16 迎爆面單元壓力及TNT藥包0.1 m處觀察點 流場速度隨時間變化情況Fig.16 Pressure on the explosion face and velocity of the flow field at the observation point with time

圖17 不同方位下圓柱殼結構在沖擊波載荷作用下 的塑性應變情況Fig.17 Plastic strain of the cylindrical shell induced by the shock wave load under different charge positions

圖17為不同方位下圓柱殼結構在沖擊波載荷作用下的塑性應變情況。由圖17可見，在沖擊波作用下，3種工況的圓柱殼結構變形響應情況基本一致，均表現為中部的凹陷變形。圖18為不同方位下的圓柱殼結構迎爆面單元應力、塑性應變隨時間變化情況。通過圖18(a)可以看出，3種工況下沖擊波載荷作于圓柱殼使其產生的單元應力峰值大小均相等，單元應力隨時間變化曲線在沖擊波階段重合，且在這一階段圓柱殼產生的塑性應變基本相同。

圖19為不同方位下圓柱殼結構在沖擊波及氣泡載荷作用下的塑性應變情況。由圖19可見：氣泡脈動載荷及射流載荷進一步擴大了圓柱殼中部的凹陷，并使其整體產生了彎曲變形；氣泡脈動載荷及射流載荷聯(lián)合作用下圓柱殼結構的單元應力變化規(guī)律與沖擊波階段不同，藥包位于圓柱殼下方的工況的單元應力峰值明顯大于其他兩個工況，且這一工況下圓柱殼最終產生的塑性應變最大，而藥包位于圓柱殼上方的工況中圓柱殼單元應力峰值和最終塑性應變最小，如圖18(b)所示。以上規(guī)律與圖15中的撓度變化情況一致。

圖18 不同方位下的圓柱殼結構迎爆面單元應力、 塑性應變隨時間變化情況Fig.18 Variation of stress and plastic strain of the explosion surface with charge position

圖19 不同方位下圓柱殼結構在沖擊波及氣泡載荷 作用下的塑性應變情況Fig.19 Plastic strain of the cylindrical shell induced by shock wave and bubble load under different charge positions

4 結論

本文以縮比后的魚雷典型圓柱殼結構為研究對象，采用數值手段研究了水下爆炸沖擊波載荷和氣泡載荷對圓柱殼結構的毀傷特性，分析了裝藥爆距和裝藥方位對毀傷特性的影響規(guī)律。得到以下主要結論：

1)沖擊波對圓柱殼結構的毀傷效果受裝藥爆距的影響較為明顯，隨著裝藥爆距的增大，沖擊波對圓柱殼造成的毀傷變形明顯減?。粵_擊波對圓柱殼的作用效果受裝藥方位影響較小。

2)隨著裝藥爆距的增大，氣泡射流速度和射流載荷呈現出先增后減的趨勢，存在一個最佳裝藥爆距使射流速度和射流載荷達到最大值；裝藥方位對氣泡射流載荷影響較大，當藥包位于圓柱殼下方時圓柱殼迎爆面在氣泡脈動及射流載荷聯(lián)合作用下產生的毀傷變形最大，當藥包位于圓柱殼上方其在圓柱殼迎爆面產生的毀傷最小。

3)與沖擊波載荷相比，雖然氣泡脈動及水射流載荷在峰值上相對較小，但其脈寬較寬，當裝藥爆距較大時，氣泡脈動及射流載荷的聯(lián)合作用使圓柱殼產生的塑性應變要明顯大于沖擊波。

4)氣泡的演化形態(tài)與裝藥爆距有關，裝藥爆距越小，氣泡在收縮階段的形態(tài)越趨向于細長狀。