刘文思，吴林杰，侯代文，李海涛

(1.中国人民解放军91439部队，辽宁 大连 116041； 2.海军工程大学 舰船与海洋学院， 武汉 430033)

现代鱼雷武器大多采用引信作用起爆战斗部，对水面舰船攻击作战时其爆炸位置一般为贴近船底刚塑性外板，近场水下爆炸载荷主要为冲击波、气泡脉动和水射流，近场条件下气泡脉动和水射流是引起局部毁伤的主要原因[1-4]。自由场条件下的爆炸载荷可有较成熟的经验公式计算获得，其冲击波峰值压力、气泡脉动周期可参考库尔公式，气泡脉动压力载荷可参考Geers-Hunter公式[5-6]，而近场条件下，如近壁面处和近自由液面处由于受边界条件的强非线性耦合影响，爆炸载荷特别是气泡非球形膨胀收缩演化产生的脉动压力、水射流载荷的获取则是爆炸威力试验考核、仿真评估的技术难点[7]，现有爆炸威力评估方法采用自由场经验公式加载气泡脉动压力及射流载荷的做法忽略了不同边界条件的影响，与实战条件下的情况存在一定的差异，本研究通过对舰船纵向不同位置结构近船底刚塑性外板处水下爆炸的数值模拟，实现了水下爆炸冲击波产生、气泡非球形膨胀收缩脉动演化、水射流发展与舰船结构耦合作用全过程仿真，对比研究了鱼雷近场爆炸对板中心背空大开口及横舱壁两种强度局部结构毁伤特性及差异，并分析其内在机理，为鱼雷武器爆炸毁伤评估、作战使用提供技术参考。

1 模拟工况

按照结构强度划分，大开口空舱结构及横舱壁结构是舰船结构中的两种典型代表，故沿船长方向选取大开口空舱及横舱壁两种典型强度局部结构，根据鱼雷武器实际作战使用深度，分别建立鱼雷位于两种结构外底板正下方爆炸时的对结构的局部毁伤数值模型，两种结构在纵向距离较近，均位于船中附近，如图1所示。

图1 模拟工况

大开口空舱结构位于两横舱壁之间、双层底之上，长度13.50 m，从双层底自下而上在各层甲板处贯通至上层建筑，因此该处结构为舰船弱结构典型代表。模拟鱼雷在大开口空舱结构外底正下方0.75 m处爆炸对结构的局部毁伤。

横舱壁结构从外底板自下而上直通主甲板，各甲板处均无开口，且与左右邻近舱壁间距较小，为舰船强力结构典型代表。模拟鱼雷在横舱壁结构外底正下方0.75 m处爆炸对结构的局部毁伤。

2 仿真模型建立

利用LS-DYNA显式动力学分析程序进行仿真计算[8-10]，计算时长0.05 s。对某舰船全尺寸建模，主尺度总长153 m，宽17 m，型深10 m，采用壳单元建模，其材料为考虑应变率强化效应的弹塑性钢，板厚1.6×10-2m，密度7.85×103kg/m3，杨氏模量2.1×1011Pa，泊松比0.3；对炸药、流体材料空气、水采用Euler单元建模，通过流固耦合方式来处理相互作用。炸药位于中心加密区一个六面体网格，TNT当量为315 kg，其网格尺寸为0.5 m×0.5 m×0.5 m。状态方程采用JWL方程，材料属性高爆炸药，爆速6.93×103m/s；水域采用Gruneisen状态方程，深度为37.7 m，密度为1.0×103kg/m3；水面上为空气，空气层厚度19.7 m，密度为1.28 kg/m3，采用中心区域网格局部加密的方式划分网格，中心加密区域140 m×10 m×18 m。

由于舰船、炸药、空气及水域有限元模型均具有对称性，为提高计算效率，只建立一半模型，在对称面采用对称约束条件，同时，为模拟无限水域边界条件，在除对称面以外的四周边界采用无反射边界条件。

3 计算结果与分析

3.1 自由场压力

以炸药为中心，选取炸药下方2 m和4 m处的参考点作为水下爆炸压力测点，比较表1中两种结构工况下不同距离处冲击波及气泡脉动压力峰值可知，初始冲击波峰值压力偏差很小，最大偏离值为-8.69%，基本处于相同水平，这是因为水下爆炸产生的冲击波在水域内沿周向传播，在到达边界之前可以认为不受边界条件影响，可认为初始冲击波压力仿真结果符合自由场压力传播规律。

对于不同距离处气泡脉动压力而言，两种工况下的脉动压力峰值相差较大，表明近边界条件下气泡脉动压力不能简单地根据自由场经验公式进行计算。

表1 两种结构工况下冲击波及气泡脉动压力

3.2 不同局部结构毁伤特性

3.2.1舰船整体应力及气泡脉动和水射流云图

图2～图5显示了两种结构工况下舰船整体应力及气泡脉动和水射流云图。两种结构工况下，舰船整体应力呈现由爆源向四周逐渐下降，由底板向上层建筑逐渐下降的总体分布特点，对贴临爆源的局部结构应力则呈现出与爆炸载荷演化直接相关的动态特性。

在大开口空舱结构工况下，气泡球形膨胀更充分，部分气泡进入大开口空舱结构，形成的水射流贯穿空舱结构直达上层建筑。

图2 大开口空舱结构工况气泡与结构作用

图3 大开口空舱结构工况水射流与结构作用

图4 横舱壁结构工况气泡与结构作用

图5 横舱壁结构工况水射流与结构作用

横舱壁结构工况下，气泡球形膨胀时受强结构限制，气泡向上膨胀不充分，被迫横向膨胀，形成的水射流受横舱壁结构阻碍，被限制在局部结构内。

3.2.2局部破口形式、塑性应变云图

以破口最大长宽的乘积表征破口区域，对大开口空舱结构工况及横舱壁工况下双层底破口最大长宽及破口区域、塑性应变进行分析，其参数如表2所示。

表2 两种工况下破口最大长宽及破口区域

大开口空舱结构工况下，局部破口形式、塑性应变见图6所示。破口形式体现为典型的花瓣开裂，花瓣数为4片，内底和外底的破口区域大致相同，开口深度6.18 m，需要注意的是，由于水射流在空舱无阻碍通过，水射流头部最终到达顶棚，造成了顶棚结构小破口发生；观察塑性应变云图，可见塑性应变主要发生在长度为29.4 m，宽度为8.78 m区域，塑性应变大于0.1的部位主要集中在破口周围及横舱壁与底板交界处，大开口两侧横舱壁有效限制了大塑性应变范围。

图6 大开口空舱结构工况塑性应变云图

横舱壁结构处，局部破口形式、塑性应变见图7所示。内底和外底的破口区域大致相同，小于大开口空舱结构工况，由于横向受横舱壁限制，因此最大破口宽度仅为长度一半，且开口深度3.48 m，约为大开口空舱结构工况的一半；观察塑性应变云图，可见塑性应变主要发生在长度为20.7 m，宽度为8.69 m区域，塑性应变大于0.1的部位主要集中在破口周围及横舱壁结构处，面积明显小于大开口空舱结构工况。

图7 横舱壁结构工况塑性应变云图

3.2.3不同时刻最大应力及吸收总能量

将两种工况下不同时刻舰船结构最大Mises应力、鱼雷作用于舰船的总能量随时间变化情况绘制成曲线，如图8～图9。可以发现虽然两种工况下局部结构强度差异较大，但舰船整体结构不同时刻舰船结构最大Mises应力、鱼雷作用于舰船的总能量各时刻数值偏差较小、发展趋势基本一致。舰船整体最大Mises应力在初始冲击波作用阶段瞬时达到最大，后快速衰减，在t=1 s附近由水射流造成二次小幅度抬升，之后缓慢衰减；鱼雷作用于舰船的总能量在初始冲击波作用阶段瞬时快速升高，在t=1 s附近由水射流总能量进一步增加，其他时刻基本保持不变。说明鱼雷近场爆炸对舰船结构毁伤作用主要是冲击波、射流两个阶段的瞬态作用，爆距一定时，鱼雷在不同结构处爆炸造成的舰船整体最大应力响应、吸收总能量差异较小，对舰船整体毁伤效果相近。

图8 两种工况下不同时刻舰船结构最大Mises应力曲线

图9 两种工况下鱼雷作用于舰船的总能量曲线

3.2.4两种工况下舰船结构质量损失

质量损失发生在初始冲击波作用阶段(0～0.1 s)、脉动周期结束后的水射流阶段(0.9～1.2 s)，如图10所示。两个阶段相比，以初始冲击波作用阶段质量损失为主，大开口空舱结构工况下81.3%，横舱壁结构工况下75%，两个工况相比，横舱壁结构工况两个阶段质量损失均大于大开口空舱结构工况，且射流阶段质量损失也更为明显，分析数值计算各时刻结果图像，发现这是因为横舱壁结构自身结构更紧密、质量更集中，在冲击波造成双层底破损后水射流进一步作用于背面横舱壁结构造成二次损伤，而大开口空舱结构工况下在冲击波造成双层底破损后水射流进入空舱，大部分没有直接作用于舰船内部结构，最终只有射流头部达到上层建筑顶层，造成顶棚结构小范围破损。说明鱼雷近场爆炸对不同强度局部结构毁伤效果具有较大差异，近场条件下主要毁伤模式为局部毁伤。

图10 两种工况下舰船结构质量损失

4 结论

1) 近场边界条件下，水下爆炸产生的冲击波在水域内沿周向传播，在到达边界之前仍符合自由场压力传播规律，但气泡脉动及水射流与结构具有复杂的耦合作用，气泡脉动压力及水射流载荷不能简单根据自由场经验公式计算。

2) 鱼雷近场爆炸对舰船结构毁伤作用主要是冲击波、射流两个阶段的瞬态作用，爆距一定时，鱼雷在不同强度结构处爆炸造成的舰船整体最大应力响应、吸收总能量差异较小，对舰船整体毁伤效果相近。局部结构应力则呈现出与气泡演化相耦合的动态变化特性，在大开口空舱结构工况下，气泡球形膨胀更充分；横舱壁结构工况下，气泡球形膨胀时受强结构限制，气泡向上膨胀不充分，被迫横向膨胀。

3) 近场条件下主要毁伤模式为局部毁伤。横舱壁结构处，船底板破口面积小于大开口空舱结构工况，横舱壁可有效限制大塑性应变区域的扩展，但质量损失大于大开口空舱结构工况，鱼雷近场爆炸对不同强度局部结构的毁伤效果具有较大差异。