侯海量，王 克，柴崧淋，李 典，趙著杰

（海軍工程大學(xué)艦船與海洋學(xué)院，武漢 430033）

0 引 言

魚雷、水雷等反艦武器的水下接觸爆炸對大型水面艦艇的打擊通常是毀滅性的[1-2]。為抵御水下接觸爆炸對艦船結(jié)構(gòu)的毀傷作用，在艦船舷側(cè)設(shè)置具有3層防護隔艙的防雷艙結(jié)構(gòu)，其主要結(jié)構(gòu)形式與防護機理是：外板內(nèi)側(cè)設(shè)置一層空艙，供水下接觸爆炸后爆轟產(chǎn)物膨脹，以削弱其沖擊壓力；空艙內(nèi)側(cè)設(shè)置一至兩層液艙，用以抵御戰(zhàn)斗部殼體和外板炸壞后產(chǎn)生的碎片對內(nèi)層防護結(jié)構(gòu)產(chǎn)生侵徹或穿甲破壞；液艙后再設(shè)置一層空艙，用于設(shè)置緩沖吸能結(jié)構(gòu)，再次將沖擊載荷阻斷，并保護后方重要艙室[3-7]。

目前，國內(nèi)學(xué)者所研究的防雷艙主要為利用液艙內(nèi)壁的柔性大變形抵御經(jīng)液艙耗散后傳遞至吸能艙能量的結(jié)構(gòu)形式，其吸能艙室通常不設(shè)過多支撐結(jié)構(gòu)。學(xué)者們針對該結(jié)構(gòu)形式防雷艙展開了一系列研究，發(fā)現(xiàn)仍存在以下不足：一是防雷艙作為船體結(jié)構(gòu)的一部分，將隨船體共同承受浮力、重力、波浪水動力等載荷的作用發(fā)生總縱彎曲，而防雷艙的液艙內(nèi)壁縱向穩(wěn)定性差，其失穩(wěn)臨界應(yīng)力遠小于船體的總縱彎曲應(yīng)力，在船體發(fā)生總縱彎曲下，液艙內(nèi)壁將發(fā)生失穩(wěn)變形；二是實船舷側(cè)防雷艙中液艙內(nèi)所裝載燃油或淡水的水位達十余米[8]，靜水壓力將持續(xù)作用于液艙內(nèi)壁，致使液艙內(nèi)壁承載能力下降；三是液艙內(nèi)壁發(fā)生柔性大變形對其邊界連接強度要求較高，在水下接觸爆炸載荷的作用下，若邊界連接處發(fā)生撕裂，液艙內(nèi)壁的吸能效果將被大幅削減；四是吸能艙室內(nèi)的簡單支撐結(jié)構(gòu)的吸能效果、對液艙內(nèi)壁的支撐作用及對傳遞載荷的緩沖作用都非常有限，這會導(dǎo)致吸能艙內(nèi)壁發(fā)生變形破壞的風(fēng)險明顯增大，同時浪費了吸能艙室內(nèi)空間。若充分利用吸能艙室空間，將其設(shè)計為夾芯結(jié)構(gòu)，一方面可為液艙內(nèi)壁柔性大變形吸能提供有利支撐，另一方面可憑借其優(yōu)良的抗爆性能[9]與液艙內(nèi)壁共同變形吸能，減小吸能艙內(nèi)壁的變形吸能，進而保護內(nèi)部結(jié)構(gòu)。對夾芯結(jié)構(gòu)的抗爆性能，學(xué)者們已經(jīng)展開了大量研究[10-14]，并嘗試將夾芯結(jié)構(gòu)應(yīng)用于船體結(jié)構(gòu)，以提高艦船防護能力。楊德慶等[15]運用有限元數(shù)值模擬方法開展了負泊松比夾芯結(jié)構(gòu)的抗彈體侵徹及抗水下爆炸性能研究，發(fā)現(xiàn)負泊松比夾芯結(jié)構(gòu)具有良好的水下抗爆性能，但無法有效抵御高速彈體的侵徹作用，負泊松比夾芯結(jié)構(gòu)防護能力受泊松比的變化影響較大；張振華等[16]運用有限元數(shù)值模擬方法，將金字塔點陣結(jié)構(gòu)作為芯材應(yīng)用于常規(guī)潛艇耐壓殼體中，在有效提高潛艇的靜水壓承載能力的同時，也大幅度提高了潛艇結(jié)構(gòu)的抗爆性能，其中在100 kg TNT近場爆炸下，金字塔點陣夾芯式潛艇耐壓殼體結(jié)構(gòu)的抗爆性能較常規(guī)結(jié)構(gòu)提升了69.7%。

基于此，本文開展夾芯式防雷艙在水下接觸爆炸載荷作用下的抗爆效能研究，對比分析不同結(jié)構(gòu)形式防雷艙防護效能與機理的差異，以提高防雷艙的防護能力，同時所探究的水下接觸爆炸防護的新方法，可為其它領(lǐng)域接觸爆炸問題及防護方法的研究提供參考，具有重要的理論和工程應(yīng)用前景。

1 有限元數(shù)值模擬方法

1.1 計算模型

參考文獻[17]開展水下接觸爆炸毀傷試驗的四種防雷艙模型，聯(lián)合使用SolidWorks、Hypermesh、LS-DYNA等軟件進行有限元模型的建立及分析。以模型1為例，防雷艙模型共4層隔艙，如圖1所示，由左至右分別為膨脹艙、液艙、吸能艙和附加艙。模型整體長1500 mm、寬575 mm、高900 mm，膨脹艙寬125 mm，液艙寬150 mm，吸能艙寬100 mm，附加艙寬150 mm。其中除船體外板法線方向外，艙段其余壁板結(jié)構(gòu)均向外延伸100 mm作為延伸邊界，附加艙后壁上為L50 mm×50 mm的等邊角鋼，膨脹艙室內(nèi)設(shè)數(shù)道縱向隔壁和橫向平臺，甲板及吸能艙內(nèi)壁設(shè)有加強筋。模型各艙壁板厚度見表1。

表1 模型1～4各艙壁板厚度（單位：mm）Tab.1 Thickness of each bulkhead of Models 1-4(Unit:mm)

四種不同結(jié)構(gòu)形式防雷艙的整體尺寸及膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)是完全一致的，其主要差別在于內(nèi)部液艙和吸能艙結(jié)構(gòu)。如圖1～3所示，模型1液艙內(nèi)未設(shè)置支撐結(jié)構(gòu)，僅在吸能艙內(nèi)設(shè)有兩道支撐平臺；模型2 為在模型1 的基礎(chǔ)上，采用間隔15 mm 的弧形板作為芯材替代支撐平臺結(jié)構(gòu)設(shè)置于吸能艙室，與液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁聯(lián)合形成夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)；模型3為在模型2的基礎(chǔ)上，在吸能艙弧形板間進一步填充泡沫鋁材料，與弧形板、液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁聯(lián)合形成復(fù)合夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)；模型4在模型2 的基礎(chǔ)上，將弧形板從吸能艙前移至液艙，與液艙前壁、后壁聯(lián)合形成夾芯式液艙結(jié)構(gòu)，其吸能艙室內(nèi)不設(shè)置支撐結(jié)構(gòu)。通過減少液艙后板的厚度來保證等重量原則，模型1～4液艙內(nèi)板厚度見表2。

圖2 模型2～4三維視圖（未顯示甲板及頂部延伸結(jié)構(gòu)）Fig.2 Three-dimensional view of Models 2-4(The deck and extension of the top is not displayed)

防雷艙模型采用shell單元進行建模，為了更準(zhǔn)確地模擬防雷艙在水下接觸爆炸下的毀傷特性，將防雷艙舷側(cè)外板、底板、附加艙后壁分別沿其長度方向延伸50 mm，并固支約束延伸邊界的全部外側(cè)節(jié)點作為有限元數(shù)值模擬中防雷艙的邊界條件。shell 單元網(wǎng)格共計127 457 個，網(wǎng)格尺寸均控制在10 mm×10 mm左右?？諝庥蚝退蚓捎胹olid單元進行建模，并將空氣域的最外圍單元、水域的最外圍單元和底部單元分別設(shè)置為空氣環(huán)境邊界和水環(huán)境邊界，以實現(xiàn)壓力的自由流入流出，避免邊界對沖擊波傳播過程的影響，以模擬無限水域下的爆炸。同時約束空氣環(huán)境單元、水環(huán)境單元最外圍節(jié)點沿其各自表面外法線方向的位移作為有限元數(shù)值模擬中空氣域和水域的邊界條件。solid單元網(wǎng)格共計1 408 000個，為滿足流固耦合問題計算精度的要求，對solid單元網(wǎng)格中心區(qū)域進行加密處理，中心2 m×2 m 范圍內(nèi)網(wǎng)格均采用25 mm×25 mm×25 mm 的立方體網(wǎng)格。中心范圍向外至邊界網(wǎng)格，沿水平方向尺寸逐漸增大，沿高度方向網(wǎng)格尺寸仍為25 mm，與中心范圍網(wǎng)格尺寸一致。

對于防雷艙在水下接觸爆炸下所涉及到的空氣、水、TNT等多種流體介質(zhì)之間的耦合問題以及結(jié)構(gòu)大變形問題，選用任意拉格朗日-歐拉（Arbitrary Lagrange Euler,ALE）算法進行分析。所有結(jié)構(gòu)單元之間使用*CONTACT_AUTOMATIC 關(guān)鍵字定義接觸，以模擬結(jié)構(gòu)毀傷后生成的破片與結(jié)構(gòu)本身的相互作用。采用*LOAD_BODY 關(guān)鍵字施加重力場，并設(shè)置*INITIAL_HYDROSTATIC_ALE 關(guān)鍵字在水域內(nèi)定義靜水壓力，用*LOAD_SEGMENT 關(guān)鍵字在空氣域頂部施加大氣壓力，以模擬水下接觸爆炸試驗的初始加載條件。

由于ALE 算法可以使用初始化命令在流體域中填充不同的物質(zhì)材料，因此使用*INITIAL_VOLUME_FRACTION_ GEOMETRY 關(guān)鍵字對防雷艙內(nèi)部及TNT 進行初始化，使得：（1）防雷艙結(jié)構(gòu)內(nèi)充滿空氣；（2）防雷艙液艙內(nèi)充水，液面高度距底板0.64 m；（3）于舷側(cè)外板放置300 g 圓柱狀TNT 裝藥，藥柱高42.2 mm，底部半徑為38 mm，裝藥位置距水面0.22 m。防雷艙整體有限元模型示意圖如圖4 所示，圖中空氣域、水域的尺寸未按實際比例顯示，防雷艙結(jié)構(gòu)吃水、液艙內(nèi)水位及TNT 裝藥距水線距離均為實際尺寸。

圖3 模型2、3俯視圖Fig.3 Top view of Models 2 and 3

1.2 材料參數(shù)及狀態(tài)方程

（1）Q235鋼

本文所開展數(shù)值模擬所選用的鋼材均為Q235 鋼，與模型試驗所選用的鋼材保持一致。Q235 鋼采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型，其材料參數(shù)選用關(guān)鍵字*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 進行定義，應(yīng)變率采用Cowper-Symonds模型進行定義，鋼材的動態(tài)屈服強度σd為

表2 模型1～4液艙內(nèi)板厚度（單位：mm）Tab.2 Tank inner plate thicknesses of Models 1-4(Unit:mm)

圖4 防雷艙整體有限元模型示意圖（單位：mm）Fig.4 Schematic diagram of the overall finite element of the defensive structure(Unit:mm)

式中，σ0為靜態(tài)屈服強度，E為楊氏模量，Eh為硬化模量，εp為等效塑性應(yīng)變，ε?為等效塑性應(yīng)變率，C、n為應(yīng)變率參數(shù)。材料參數(shù)見表3。

表3 Q235鋼的材料參數(shù)[18]Tab.3 Material parameters of Q235 steel[18]

（2）TNT炸藥

TNT 炸藥材料參數(shù)選用關(guān)鍵字*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 進行定義，所采用的狀態(tài)方程為JWL方程，即

式中，P為壓力，A、B、R1、R2、ω為與TNT炸藥有關(guān)的特征參數(shù)，E0為炸藥單位體積內(nèi)能，V為初始相對體積。材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)見表4。

表4 TNT炸藥的材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.4 Material parameters and state equation parameters of TNT

（3）空氣

空氣材料參數(shù)選用關(guān)鍵字*MAT_NULL 進行定義，所采用的狀態(tài)方程為Linear-Polynomial 方程，即

式中：P為空氣壓力；C0、C1、C2、C3、C4、C5、C6為常數(shù)；μ=ρ/ρ0，ρ為空氣密度，ρ0為初始空氣密度；E0為空氣單位體積內(nèi)能。材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)見表5。

表5 空氣的材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.5 Material parameters and state equation parameters of air

（4）水

水的材料參數(shù)選用關(guān)鍵字*MAT_NULL進行定義，所采用的狀態(tài)方程為Mie-Gruneisen方程，即

式中：P為水中壓力；c為聲速；S1、S2、S3、γ0、α為相關(guān)計算參數(shù)；E0為水的單位體積內(nèi)能；μ=ρ/ρ0，ρ為水的密度，ρ0為初始水的密度。材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)見表6。

表6 水的材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)Tab.6 Material parameters and state equation parameters of water

（5）泡沫鋁

泡沫鋁的材料參數(shù)選用關(guān)鍵字*MAT_CRUSHABLE_FOAM 進行定義，拉伸截止應(yīng)力（TSC）取0.1 GPa，阻尼系數(shù)取0.01。泡沫鋁參數(shù)見表7。

表7 泡沫鋁的材料參數(shù)Tab.7 Material parameters of aluminium foam

2 有限元數(shù)值模擬結(jié)果及分析

2.1 算法驗證

以模型1為例，將數(shù)值模擬結(jié)果與文獻[17]所得到的防雷艙各艙壁板變形及破壞情況進行對比分析，以驗證有限元數(shù)值模擬方法的有效性。如圖5 所示，數(shù)值模擬得到的防雷艙模型1 的典型破壞形貌與試驗結(jié)果基本一致。對于數(shù)值模擬與試驗結(jié)果，在舷側(cè)外板均產(chǎn)生了一個近似圓形的破口，數(shù)值模擬所得到的破口尺寸要小于試驗結(jié)果，特別是沿水平方向，數(shù)值模擬所產(chǎn)生的破口在以爆點為中心，橫跨三個隔艙距離的范圍內(nèi)，而試驗結(jié)果橫跨五個隔艙；液艙外壁均呈現(xiàn)出破口沿水平方向分布的破壞形貌，相比于試驗結(jié)果，數(shù)值模擬所產(chǎn)生的破口沿水平方向近似為三個，左右兩側(cè)破口尺寸偏小，對于破口之間的連接部分已經(jīng)處于失效的臨界狀態(tài)；液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁均未發(fā)生破損，僅產(chǎn)生一定程度的變形，故僅給出數(shù)值對比結(jié)果，見表8。

圖5 防雷艙變形及損傷情況試驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比Fig.5 Comparison between experimental and numerical simulation results of deformation and damage of the defensive structure

表8 防雷艙變形及損傷情況試驗與數(shù)值模擬結(jié)果對比（單位：mm）Tab.8 Comparison between experimental and numerical simulation results of deformation and damage of the defensive structure(Unit:mm)

為驗證此網(wǎng)格下初始沖擊波壓力峰值是否合理，引用水下爆炸初始沖擊波壓力的經(jīng)典公式：

式中：pm為沖擊波峰值壓力（MPa），We為TNT裝藥量（kg），R為離爆心距離（m）；對于TNT炸藥，α=1.13，k=52.27 MPa。在數(shù)值計算中讀取不同距離下的初始沖擊波壓力進行比較，由表9可知，數(shù)值計算與理論公式的誤差在30%以內(nèi)，可認為初始沖擊波壓力計算是在可接受范圍內(nèi)。

表9 初始沖擊波壓力公式與數(shù)值模擬結(jié)果對比Tab.9 Comparison between formula and numerical simulation results of initial shock wave pressure

整體而言，數(shù)值模擬所得到的艙壁板變形及破損程度要小于實驗結(jié)果。對于誤差產(chǎn)生的原因主要有兩個方面，一是試驗?zāi)Ｐ偷募庸ふ`差，防雷艙屬于密閉艙室結(jié)構(gòu)，難以實現(xiàn)全部焊縫的雙面焊，且防雷艙模型各艙壁板的厚度主要分布在2～6 mm 之間，這在很大程度上影響了焊縫質(zhì)量，導(dǎo)致艙壁板間存在初始焊接缺陷，部分連接區(qū)域結(jié)構(gòu)強度弱于實際情況，如液艙內(nèi)壁與甲板連接處所采用的間斷焊，就存在焊接強度不足而脫焊的情況，致使液艙內(nèi)壁變形情況大于未脫焊情況；二是有限元數(shù)值模擬方法的局限性，水下接觸爆炸所涉及到的流固耦合問題是高度非線性的物理過程，為維持計算過程的穩(wěn)定，LS-DYNA 軟件會自動刪除變形過大的網(wǎng)格及失效單元，這就導(dǎo)致外部結(jié)構(gòu)破損所產(chǎn)生的高速破片無法繼續(xù)作用于內(nèi)部結(jié)構(gòu)，使得內(nèi)部結(jié)構(gòu)所受載荷小于實際情況。

綜合對比分析防雷艙結(jié)構(gòu)各艙壁板典型破壞形貌、變形和破損情況及初始沖擊波壓力的數(shù)值模擬和試驗結(jié)果，可以認為該數(shù)值模擬方法對于描述防雷艙水下接觸爆炸的動響應(yīng)過程和毀傷特性是有效的。

2.2 結(jié)構(gòu)動響應(yīng)過程

以模型1為例，截取1/2防雷艙模型，以應(yīng)力云圖的形式展現(xiàn)防雷艙結(jié)構(gòu)在300 g TNT 水下接觸爆炸載荷作用下的變形及破壞過程。如圖6 所示，在0.1 ms 時刻，沖擊波載荷及爆轟氣團的聯(lián)合作用已經(jīng)使舷側(cè)外板產(chǎn)生破口，同時破壞膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)并作用于液艙外壁，此時沖擊波載荷及爆轟氣團尚未作用于整個膨脹艙；在0.25 ms時刻，沖擊波載荷及爆轟氣團已破壞液艙外壁，并聯(lián)合結(jié)構(gòu)高速破片作用于液艙，推動液艙水作用于液艙后壁，此時液艙后壁開始發(fā)生變形，并通過吸能艙內(nèi)平臺，將力傳遞至吸能艙后壁，液艙內(nèi)壁與吸能艙內(nèi)壁同步變形；在1.0 ms 時刻，隨著液艙內(nèi)水受到擠壓載荷作用的逐漸加大，液艙內(nèi)壁與吸能艙內(nèi)壁變形逐漸加大，導(dǎo)致通過吸能艙內(nèi)平臺傳遞的力逐漸增大至吸能艙平臺的屈服極限，此時吸能艙平臺發(fā)生屈曲變形，液艙內(nèi)壁與吸能艙內(nèi)壁的變形不再同步，液艙內(nèi)壁變形速率及幅度均大于吸能艙內(nèi)壁；在4.0 ms 時刻，舷側(cè)外板、膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)、液艙外壁、液艙內(nèi)壁及水密艙內(nèi)壁的變形基本達到最大，在后續(xù)的時間內(nèi)，各結(jié)構(gòu)變形發(fā)生小幅度回彈，并逐漸趨于穩(wěn)定，防雷艙結(jié)構(gòu)的動響應(yīng)過程基本結(jié)束。

圖6 防雷艙結(jié)構(gòu)動響應(yīng)過程Fig.6 Process of dynamic response of the defensive structure

2.3 結(jié)構(gòu)毀傷特性對比

2.3.1 液艙外壁

模型1、4 液艙外壁某時刻的應(yīng)力變化云圖如圖7 所示，由圖可知，兩種模型液艙外壁破口尚未完全形成，爆轟氣團仍持續(xù)作用于液艙外壁，使得中心破口周圍均產(chǎn)生高應(yīng)力區(qū)。兩者應(yīng)力峰值相差不大，模型1 應(yīng)力峰值為870 MPa，模型4 應(yīng)力峰值為810 MPa，不同的是，模型4 應(yīng)力幅值及沿水平方向的高應(yīng)力區(qū)范圍要稍小于模型1，其中模型1破孔兩側(cè)高應(yīng)力區(qū)分布在隔艙壁支撐位置，而模型4破孔兩側(cè)高應(yīng)力區(qū)分布在隔艙間。這是由于在爆轟氣團大量涌入膨脹艙室作用于液艙外壁時，模型4 于液艙內(nèi)設(shè)置的弧形板對液艙外壁起到了很好的支撐作用，有效抑制了液艙外壁破口的擴張。

圖7 模型1、4液艙外壁某時刻應(yīng)力對比圖Fig.7 Stress on the outer wall of the liquid cabin of Models 1 and 4

2.3.2 液艙內(nèi)壁

模型1～4液艙內(nèi)壁應(yīng)力分布如圖8所示，由圖可知，四種模型的應(yīng)力分布有較大區(qū)別，反映了在水下接觸爆炸載荷下四種結(jié)構(gòu)形式防雷艙防護機理的差異。

模型1應(yīng)力均勻分布于整個壁板，高應(yīng)力區(qū)主要位于邊界連接塑性鉸位置。模型2應(yīng)力呈現(xiàn)壁板中心區(qū)域應(yīng)力值大，兩端壁附近應(yīng)力值較小的特點，這是由液艙內(nèi)壁所承受液艙中水的擠壓載荷分布特性所決定的，液艙內(nèi)壁所承受載荷作用呈現(xiàn)由壁板中心至壁板四周逐漸減小的趨勢，雖然吸能艙內(nèi)弧形板對液艙內(nèi)壁起到一定的支撐作用，但液艙內(nèi)壁中心區(qū)域所承受載荷較大，超出吸能艙弧形板的承載極限，導(dǎo)致中心區(qū)域弧形板發(fā)生屈曲，隨液艙內(nèi)壁共同變形，而液艙內(nèi)壁四周所承受載荷較小，未超過吸能艙內(nèi)弧形板的承載極限，因此液艙內(nèi)壁四周變形程度及應(yīng)力幅值明顯小于中心區(qū)域，但因吸能艙內(nèi)弧形板厚度較小，對所承受載荷的緩沖作用有限，導(dǎo)致弧形板與液艙內(nèi)壁連接處產(chǎn)生塑性鉸；由于模型3 在吸能艙弧形板之間增設(shè)了泡沫鋁吸能材料，結(jié)構(gòu)整體剛度增加，總體變形變小，變形集中出現(xiàn)在壁板中心區(qū)域，且最大變形和應(yīng)力值均小于模型2；模型4 在壁板中心區(qū)域存在相對高應(yīng)力區(qū)，其最大應(yīng)力大于模型1，原因主要是液艙內(nèi)加設(shè)弧形板，導(dǎo)致液艙內(nèi)壁所承受液艙水?dāng)D壓載荷更集中于壁板中心區(qū)域。

圖8 模型1～4液艙內(nèi)壁某時刻應(yīng)力對比圖Fig.8 Stress on the inner wall of the liquid cabin of Models 1-4

2.3.3 吸能艙內(nèi)壁

模型1～4 吸能艙內(nèi)壁應(yīng)力分布如圖9 所示，由圖可知，模型1～3 吸能艙內(nèi)壁應(yīng)力分布與液艙內(nèi)壁近似保持一致，不同結(jié)構(gòu)模型間的應(yīng)力分布特征有所不同，反映了吸能艙內(nèi)不同支撐結(jié)構(gòu)對作用于液艙內(nèi)壁載荷的差異。模型1 高應(yīng)力分布區(qū)位于壁板中心區(qū)域及邊界連接處，表明吸能艙內(nèi)平臺對液艙內(nèi)壁所傳遞載荷的緩沖程度有限，使得吸能艙內(nèi)壁產(chǎn)生與液艙內(nèi)壁相似的大變形，并導(dǎo)致上下邊界產(chǎn)生塑性鉸；模型2中心區(qū)域并未產(chǎn)生明顯的高應(yīng)力區(qū)，僅在弧形板與吸能艙內(nèi)壁連接處有塑性鉸產(chǎn)生，表明弧形板相比于平臺對液艙內(nèi)壁所傳遞載荷具有更好的緩沖能力，但弧形板過薄，易發(fā)生屈曲大變形，雖不會使液艙內(nèi)壁產(chǎn)生大變形，但會誘導(dǎo)相連部位失效破壞；模型3 高應(yīng)力區(qū)主要集中于壁板中心區(qū)域，弧形板與吸能艙內(nèi)壁連接處未見明顯應(yīng)力集中現(xiàn)象，表明添加泡沫鋁可進一步提高芯材對載荷的緩沖能力。模型4未見高應(yīng)力分布，其吸能艙內(nèi)未設(shè)置支撐結(jié)構(gòu)，且液艙內(nèi)壁變形未作用至吸能艙內(nèi)壁，因此作用于液艙載荷無法傳遞至吸能艙內(nèi)壁。

圖9 模型1～4吸能艙內(nèi)壁某時刻應(yīng)力對比圖Fig.9 Stress on the inner wall of the energy-absorbing cabin of Models 1-4

2.4 吸能特性

TNT裝藥量為300 g，單位質(zhì)量內(nèi)能E為4.29×106J/kg，水下接觸爆炸總能量為1.287×106J，均以沖擊波和氣泡脈動壓力的形式分別向外傳遞給水，向內(nèi)作用于防雷艙結(jié)構(gòu)。防雷艙結(jié)構(gòu)吸收的能量主要包括結(jié)構(gòu)變形能、動能、結(jié)構(gòu)破壞能、防雷艙內(nèi)空氣內(nèi)能和動能以及液艙內(nèi)水的內(nèi)能和動能。以防雷艙各壁板破口位置失效單元的總能量作為結(jié)構(gòu)總破壞能。在結(jié)構(gòu)動響應(yīng)過程中，隨著防雷艙結(jié)構(gòu)變形破壞及爆轟產(chǎn)物大量涌入，艙內(nèi)空氣內(nèi)能隨著體積的不斷壓縮而升高，液艙內(nèi)水在沖擊波、爆轟產(chǎn)物、高速破片等載荷的聯(lián)合作用下產(chǎn)生較高的動能，但在結(jié)構(gòu)動響應(yīng)趨于穩(wěn)定后，防雷艙內(nèi)空氣和水中內(nèi)能及動能均已耗散或轉(zhuǎn)化為結(jié)構(gòu)的變形能，其剩余能量可忽略不計。

由表10 可知，不同結(jié)構(gòu)形式防雷艙在相同藥量TNT 水下接觸爆炸下的結(jié)構(gòu)變形能、破壞能及總吸能基本一致。結(jié)構(gòu)變形能及破壞能分別約占各自結(jié)構(gòu)總吸能的50%，結(jié)構(gòu)總吸能量均約為水下接觸爆炸總能量的1/4。

表10 模型1～4吸能量對比（單位：kJ）Tab.10 Comparison of the energy-absorbing results of Models 1-4(Unit:kJ)

圖10 為防雷艙內(nèi)部各壁板所吸收的能量構(gòu)成圖，其中膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)包括膨脹艙內(nèi)橫隔壁及平臺，其它結(jié)構(gòu)包括甲板、底板、端壁、附加艙后壁、角鋼及各部分延伸結(jié)構(gòu)等。由圖可知，結(jié)構(gòu)吸能特性整體呈現(xiàn)出由外至內(nèi)依次減小的趨勢，達到了利用外部結(jié)構(gòu)吸能保護內(nèi)部艙室的目標(biāo)。膨脹艙（含舷側(cè)外板、膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)、液艙外壁）作為防雷艙的主要吸能結(jié)構(gòu)，吸能量可達防雷艙結(jié)構(gòu)總吸能的80%以上，其中膨脹艙內(nèi)結(jié)構(gòu)吸收能量最多，接近結(jié)構(gòu)總吸能的40%。吸能艙（含液艙內(nèi)壁、吸能艙平臺、吸能艙內(nèi)壁）所吸收能量是經(jīng)膨脹艙耗散后的剩余能量，幅值大幅縮減，但仍具有一定威脅，以模型1為例，吸能艙的吸能量約占防雷艙結(jié)構(gòu)總吸能的10%，液艙內(nèi)壁、吸能艙平臺和吸能艙內(nèi)壁吸能分別占結(jié)構(gòu)總吸能的6.17%、2.75%和0.36%，其中液艙內(nèi)壁吸能約占吸能艙室總吸能的66%，是吸能艙的主要吸能結(jié)構(gòu)。相比于模型1，模型2 吸能艙內(nèi)弧形板吸能占比較吸能艙平臺提升了約1 倍，液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁吸能占比均有所下降，其中吸能艙內(nèi)壁吸能減小了約80%。模型3液艙內(nèi)壁吸能占比進一步減小，新增泡沫鋁使得弧形板吸能占比減少了60%左右，泡沫鋁吸能約占吸能艙室總吸能的40%以上，吸能艙內(nèi)壁吸能占比與模型2基本一致。模型4液艙外壁吸能較模型1減少約25%，液艙弧形板所吸收能量達總吸能的約10%，液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁所吸收能量均有不同程度減小。需要注意的是，模型2～4液艙內(nèi)壁吸能占比的變化在一定程度上也受到壁板厚度變化帶來的影響。

圖10 模型1～4各部分結(jié)構(gòu)吸能占總吸能的百分比Fig.10 Energy-absorbing of each part of Models 1-4 accounting for a percentage of total absorption

模型2～4各部分結(jié)構(gòu)吸能占比的變化表明，弧形板、泡沫鋁結(jié)構(gòu)的吸能效率高于平臺結(jié)構(gòu)。在總吸能基本一致的前提下，弧形板、泡沫鋁等芯材所吸收能量增加，艙壁板所吸收能量就會減小，從而減小艙壁板變形及振動，大幅減小各艙壁板（尤其是吸能艙內(nèi)壁）產(chǎn)生破壞的概率，保護內(nèi)部結(jié)構(gòu)，提高防雷艙的防護效能。

3 結(jié) 論

本文基于有限元數(shù)值模擬方法，對比分析了不同結(jié)構(gòu)形式防雷艙的主要艙壁板在水下接觸爆炸下的毀傷特性和吸能特性，以探究其防護機理的差異，得到如下主要結(jié)論：

（1）防雷艙主要艙壁板的變形、損傷和吸能占比情況整體呈現(xiàn)由外至內(nèi)逐漸減小的趨勢，表明四種結(jié)構(gòu)形式防雷艙對抵御水下接觸爆炸載荷均是十分有效的。

（2）相比于平臺結(jié)構(gòu)，弧形板、泡沫鋁作為芯材置于吸能艙對液艙內(nèi)壁具有更好的支撐作用，同時對傳遞至吸能艙內(nèi)壁載荷具有更強的緩沖能力，但泡沫鋁置于弧形板間并不能充分發(fā)揮泡沫鋁材料的變形吸能特性?；⌒伟逯糜谝号搶?dǎo)致液艙水中能量未能迅速擴散，使得作用于液艙內(nèi)壁載荷更集中。

（3）在相同藥量作用下，不同結(jié)構(gòu)形式防雷艙的結(jié)構(gòu)破壞能、總吸能基本一致。所添加弧形板、泡沫鋁等芯材相比于平臺結(jié)構(gòu)，其吸能占比明顯升高，這使得防雷艙主要艙壁板（特別是吸能艙內(nèi)壁）的吸能占比大幅減小，有效提高了防雷艙的防護能力。