魏繼鋒，戴文喜，徐豫新，吳國民，周心桃，王樹山

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081;2.中國艦船研究與設(shè)計中心，武漢 430064)

水面艦艇是海上攻防體系的主要平臺，也是敵方反艦導(dǎo)彈和魚雷等武器攻擊的主要目標(biāo)。水面艦艇一般由艦體結(jié)構(gòu)、艦上設(shè)備、水下艙段、動力裝置、探測、通信和導(dǎo)航系統(tǒng)等組成，水下部分主要由多個艙室構(gòu)成，分布有燃料艙、淡水艙、武器彈藥艙、器材艙等主要艙段，是艦艇的重點防護區(qū)域。因此，艦艇艙室防護已成為艦船設(shè)計中一項重點關(guān)注的課題[1－3]。

反艦武器對水面艦艇的攻擊主要有兩種方式:外部爆炸和內(nèi)部爆炸。外部爆炸常?？稍斐膳烍w結(jié)構(gòu)變形、破損，對內(nèi)部設(shè)備等影響較小;內(nèi)部爆炸則是鉆入目標(biāo)內(nèi)部，對結(jié)構(gòu)內(nèi)的設(shè)備、裝置直接毀傷，同時造成艙體結(jié)構(gòu)破壞，甚至解體。可以看出，內(nèi)爆是更為有效的毀傷方式[4]。現(xiàn)代反艦導(dǎo)彈主要采用半穿甲戰(zhàn)斗部侵入艦船內(nèi)部對目標(biāo)進行毀傷，給水面艦艇防護帶來了巨大威脅。當(dāng)半穿甲戰(zhàn)斗部進入艙體內(nèi)，延時引信觸發(fā)使戰(zhàn)斗部主裝藥爆炸，艙壁受到爆炸沖擊載荷作用發(fā)生損傷或破壞[5－7]。

本文針對典型反艦導(dǎo)彈對艦船侵徹內(nèi)爆問題開展研究，利用數(shù)值仿真獲得典型反艦導(dǎo)彈入侵艦船后的位置信息，以此為輸入信息進行模擬艙段內(nèi)爆試驗研究，基于相似理論進行了裝藥及艙體模型設(shè)計，分析艙室及加厚壁受內(nèi)爆作用的動態(tài)響應(yīng)及毀傷特性，以期為艦艇艙段抗爆設(shè)計提供技術(shù)支持。

1 典型反艦導(dǎo)彈侵徹艦船模型

1.1 計算模型

飛魚導(dǎo)彈常作為典型反艦導(dǎo)彈，進行其對艦船目標(biāo)毀傷特性的研究。根據(jù)飛魚導(dǎo)彈的結(jié)構(gòu)及內(nèi)部組成，建立飛魚導(dǎo)彈的有限元模型，該彈由導(dǎo)引艙、儀表艙、戰(zhàn)斗部艙、發(fā)動機艙、舵機艙五個艙段組成，全長5 210 mm，外徑360 mm。鑒于有限元模型大、對稱性好等特性，只建立1/2模型，模型單元數(shù)351 013個，節(jié)點數(shù)504 909個，如圖1所示。

圖1 飛魚導(dǎo)彈有限元模型Fig.1 FE model of feiyu missile

艦船舷側(cè)外板材料為980鋼，厚20 mm;艙高3 000 mm，深度3 000 mm，側(cè)壁厚4 mm，加厚壁采用復(fù)合結(jié)構(gòu)，厚20 mm，另外在艙壁周向和縱向布設(shè)加強筋，以增加艙室結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性和牢固性。

圖2 艦船艙體離散化模型Fig.2 Discrete model of cabin structure

1.2 材料與約束

飛魚導(dǎo)彈攻擊模式為末端掠海飛行，對艦船侵徹的初始狀態(tài)應(yīng)為水平飛行侵入狀態(tài)，因此計算時設(shè)定入侵速度280 m/s，水平方向運動。

船舷材料采用彈塑性動力硬化模型，防破壞失效;艙室為四面焊接而成，防焊接失效;艙壁均采用彈塑性動力硬化模型，防破壞失效。考慮導(dǎo)彈在空氣中運動的速度衰減，空氣采用null模型和線性多項式狀態(tài)方程[8]。

導(dǎo)彈部件與外板、艙室均采用面面接觸侵蝕算法，計算時會發(fā)生結(jié)構(gòu)破碎、單元刪除。由于真實艦體巨大，因此在局部艙段遭侵徹時，整艦近似靜止?fàn)顟B(tài)。模擬計算時，將艙段外圈作全約束處理。

2 艦船受侵徹結(jié)構(gòu)響應(yīng)

2.1 侵徹及破壞情況

飛魚導(dǎo)彈對船體沖擊，首先是導(dǎo)引艙和儀表艙與船舷接觸。導(dǎo)引艙主要由導(dǎo)引頭、復(fù)合材料外殼組成，儀表艙主要計算器件，因此這兩個艙段結(jié)構(gòu)強度低、質(zhì)量小，在侵徹過程中沿軸向發(fā)生擠壓、堆積、破碎，如圖3(a)和圖3(b)所示。此時艦舷發(fā)生凹陷變形，但未出現(xiàn)穿孔破壞。

戰(zhàn)斗部艙殼體為高硬度鋼材料，且頭部形狀為較大尺寸尖錐型，因此造成船舷花瓣型穿孔破壞，侵入艙體內(nèi)部;戰(zhàn)斗部頭部仍保持結(jié)構(gòu)完整，后續(xù)艙段也隨之進入，如圖3(c)所示?？梢钥闯?，該導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部能夠進入艦船內(nèi)部，產(chǎn)生內(nèi)爆效果，而非近艙壁的接觸外爆。

圖3 導(dǎo)彈侵入船艙過程Fig.3 Penetration process of missile

2.2 侵徹過程中各艙動態(tài)響應(yīng)

導(dǎo)彈侵徹外板過程中，各部件均因高速沖擊而產(chǎn)生較大過載。因引信和裝藥是導(dǎo)彈意外作用的主要部件，因此也是重點考察部位。侵徹過程中引信和裝藥加速度隨入侵時間的變化曲線如圖4所示。

圖4 導(dǎo)彈侵徹時主要部位的過載變化Fig.4 Overloading characteristics of main parts

引信位于戰(zhàn)斗部底部，最大過載量超過12 000 g;裝藥最大過載約6 000 g。半穿甲型戰(zhàn)斗部引信作用是在其過載滿足啟動要求后，延滯數(shù)毫秒后作用，來引爆炸藥。從計算結(jié)果看，該戰(zhàn)斗部滿足艙體內(nèi)爆的技術(shù)條件。

3 模擬艙室內(nèi)爆試驗設(shè)計

圖5 模擬艙室結(jié)構(gòu)示意圖Fig.5 Design map of simulated cabin

3.1 模擬艙室設(shè)計

模擬艙室結(jié)構(gòu)四周和頂部焊接加強筋。橫筋截面尺寸為2 mm×60 mm(寬 ×高)，艙壁厚4 mm，加厚壁20 mm。

由于戰(zhàn)斗部侵徹艙體時，在入口處留下一穿孔，因此設(shè)計的模擬艙室也保留一直徑為180 mm圓形開口，模擬導(dǎo)彈穿甲破壞所留圓孔，并用于裝藥引線布設(shè)。

3.2 內(nèi)爆試驗布局

試驗用裝藥與戰(zhàn)斗部裝藥相同，為B炸藥;模擬結(jié)構(gòu)等效裝藥量為0.8 kg，結(jié)構(gòu)為圓柱形;將裝藥固定在木架上伸至模擬艙內(nèi)，用8號雷管引爆炸藥。起爆位置距加厚壁300 mm，距側(cè)壁和上下壁600 mm。

為研究艙壁及加厚壁在內(nèi)爆作用下的變形情況，在四周艙壁外側(cè)貼附了應(yīng)變片，應(yīng)變片信息經(jīng)解調(diào)器進入信號采集系統(tǒng)，獲得艙壁的應(yīng)變量，據(jù)此分析薄艙壁與加厚艙壁的區(qū)別，見圖6。

圖6 模擬艙實物及應(yīng)變片安裝圖Fig.6 Simulated cabin and strain gauges

利用高速運動分析系統(tǒng)記錄結(jié)構(gòu)宏觀破壞情況。為了約束模擬艙室和試驗安全，在四周設(shè)置了防護沙袋，高速運動分析系統(tǒng)立于距爆炸現(xiàn)場一定距離處的固定掩體內(nèi)。

4 內(nèi)爆試驗結(jié)果與分析

4.1 內(nèi)爆試驗過程

圖7示出了高速運動分析系統(tǒng)記錄的艙體內(nèi)爆過程。

當(dāng)外接引線引爆雷管后，雷管將主裝藥引爆，主裝藥爆炸有火光出現(xiàn);隨著爆轟威力的增強，內(nèi)部壓力逐漸增大，大量爆轟氣體外泄，結(jié)構(gòu)破壞從板材連接處(焊接處)開始，隨之有大量的火光四向冒出，直至覆蓋了整個艙室;最終觀測到艙室被完全沖垮。

圖7 高速運動分析系統(tǒng)記錄的艙室內(nèi)爆過程Fig.7 Inner explosion process recorded by high-velocity recorder

4.2 內(nèi)爆試驗結(jié)果

試驗共進行了4組，試驗結(jié)果幾乎相同。經(jīng)過炸藥內(nèi)爆后，艙室結(jié)構(gòu)被爆炸沖擊波沖垮，艙室焊接處因應(yīng)力集中而被撕開;在艙體受壓過程中，壁面受到?jīng)_擊波作用而發(fā)生變形，在破壞失效前已被沖開;加厚壁有變形，無卷曲，試驗后照片如圖8所示。試驗結(jié)果與外部爆炸和接觸爆炸沖擊時的結(jié)構(gòu)向內(nèi)凹陷毀傷情形有明顯差異[9－10]。

應(yīng)變片記錄了四周壁面變形情況，應(yīng)變片①位于加厚壁外側(cè)，應(yīng)變片⑤位于入口艙壁外側(cè)，其余分別位于兩側(cè)和頂面。4次試驗數(shù)據(jù)見表1。

表1 試驗應(yīng)變值Tab.1 Strain values of experiments

圖8 結(jié)構(gòu)破壞及變形結(jié)果Fig.8 simulated cabin and strain gauges

4.3 內(nèi)爆試驗結(jié)果分析

(1)艙室及壁板損傷原因分析

從上述試驗結(jié)果可以看出，內(nèi)爆對艙室結(jié)構(gòu)的毀傷大于壁板的破壞;在該爆炸載荷作用下，艙室結(jié)構(gòu)被完全沖垮，主要體現(xiàn)在四周壁板焊接處被撕裂。壁板僅發(fā)生變形，出現(xiàn)凹陷，發(fā)生部位位于壁板中心附近。主要原因在于，四周壁板連接處是應(yīng)力薄弱部位，且易產(chǎn)生應(yīng)力集中，當(dāng)沖擊波壓力足夠大時，在這些部位率先裂開，產(chǎn)生壓力泄露，壁板隨著沖擊波驅(qū)動被向外推出。在壁板開裂、被推出過程中，邊部發(fā)生局部卷曲現(xiàn)象。

(2)應(yīng)變測量數(shù)據(jù)分析

4組應(yīng)變測試值一致性較好，加厚壁因距離爆源最近，變形也最大;加厚壁厚度較大對爆炸沖擊起到了很好的防護效果，最大變形約18.3 m，兩側(cè)變形量基本一致，約10.7 cm;頂部變形比側(cè)壁略小，約9.2 cm;開口側(cè)變形約3.8 cm。

(3)加厚壁作用分析

從試驗效果看，加厚壁未發(fā)生結(jié)構(gòu)破壞，無卷曲;測量應(yīng)變在3%以內(nèi)，表明該加厚壁結(jié)構(gòu)具有較好的吸能/消能效果，能夠起到較好的防護沖擊波效果。

5 結(jié)論

本文基于數(shù)值仿真和試驗分析方法，研究了反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部對艦船的侵徹及內(nèi)爆毀傷，得到如下結(jié)論:

(1)仿真分析了半穿甲戰(zhàn)斗部類反艦導(dǎo)彈侵徹船體時的結(jié)構(gòu)破壞和過載響應(yīng);侵徹過程中導(dǎo)引艙和制導(dǎo)艙僅對船體產(chǎn)生結(jié)構(gòu)變形，主要是依靠戰(zhàn)斗部堅固頭體及后續(xù)質(zhì)量侵入艙體內(nèi)部;導(dǎo)彈引信部件在侵徹中所受過載可達12000g，滿足過載啟動條件，戰(zhàn)斗部經(jīng)侵徹后結(jié)構(gòu)完整，故該戰(zhàn)斗部可實現(xiàn)在艙室內(nèi)爆炸。

(2)設(shè)計了艦船模擬艙段，進行的內(nèi)爆試驗錄像表明，艙體的破壞主要發(fā)生在四周焊縫的連接處，這些連接處因應(yīng)力集中易發(fā)生破口，造成整個艙室結(jié)構(gòu)的垮塌。

(3)四周艙壁盡管較薄，但尚未達到最大變形狀態(tài)即被沖擊波沖開，應(yīng)變片所測最大應(yīng)變僅1.5%左右。這是由于裂縫形成后高壓沖擊波外泄，減弱了對四周艙壁的沖擊。

(4)加厚壁在艙體內(nèi)爆中有18.3 cm的變形，出現(xiàn)在加厚壁的中央位置，本身無破壞、無邊部卷起現(xiàn)象;加厚壁靠自身彎曲變形吸收沖擊波能，有效抵御了內(nèi)爆沖擊波的沖擊，可用于重要艙段的防護。

[1]Stoffel M，Schmidt R，Weichert D.Shock wave loaded plates[J].International Journal of Solids and Structures，2011，38:7659－7680.

[2]Olson M D，F(xiàn)agnan J R，Nurick G N.Defromation and rupture ofblastloaded square plates predictions and experiments[J].International Journal of Impact Engineering，1993，12(2):279－291.

[3]陳 輝，李玉節(jié)，潘建強，等.水下爆炸條件下不同裝藥對水面艦船沖擊環(huán)境的影響試驗研究[J].振動與沖擊，2011，30(7):16 －20.

[4]侯海量，朱 錫，梅志遠.艙內(nèi)爆炸載荷及艙室板架結(jié)構(gòu)的失效模式分析[J].爆炸與沖擊，2007，27(2):151－158.

[5]Hung C F，Hsu P Y，Hwang-Fuu J J.Elastic shock response of an air-backed plate to underwaterexplosion[J].International Journal of Impact Engineering，2005，31(2):151－168.

[6]嚴(yán) 波，彭興寧，潘建強.艙室爆炸載荷作用下舷側(cè)防護結(jié)構(gòu)的響應(yīng)研究[J].船舶力學(xué)，2009，13(1):107－114.

[7]徐定海，蓋京波，王 善，等.防護模型在接觸爆炸作用下的破壞[J].爆炸與沖擊，2008，28(5):476－480.

[8]Lstc.LS-DYNA keyword user’s manual version 971[M].Livermore software technology corporation，2007.

[9]Rajendran R.Numerical simulation of response of plane plates subjected to uniform primary shock loading of non-contact underwater explosion[J].Journal of Strain Analysis for Engineering Design，2009，44(3):211－220.

[10]Zenchenko E V，Tsvetkov V M.Formation of a near-surface fracture zone in a contact explosion[J]. Combustion，Explosion and Shock Waves，2004，40(6):670 －673.