0 引　言

水下接触爆炸会对船体结构造成严重的局部毁伤，影响舰船的战斗力与生命力，因此进行多舱防护结构在接触爆炸下的毁伤研究非常重要。

众多学者对舰船在水下接触爆炸的毁伤与防护问题十分关注。金键等^[1]简要概述了舰船防护结构的发展历程，分析了水下接触爆炸对多舱防护结构的毁伤载荷和毁伤机理；唐雨露^[2]对近场非接触水下爆炸载荷作用下局部板架结构的力学响应问题进行了研究；张梁^[3]以ALE法对水下接触爆炸下的舰船舷侧多层防护结构的毁伤机理进行了研究；张健等^[4]采用非线性瞬态动力学分析软件研究了双层舱壁结构参数对抗爆性能的影响，并通过数值仿真拟合得到了结构的响应预报公式；张婧等^[5]利用流固耦合算法对多层防护结构在接触爆炸载荷作用下的破坏情况进行模拟,并在相同的条件下进行了实验研究；JIN Q K等^[6]研究了船体舱段在水下爆炸载荷下的响应并与实验值进行了对比。

本文应用LS-DYNA中的ALE算法，模拟水下接触爆炸载荷作用下舰船多舱防护结构在不同炸药量、不同爆距、不同爆点作用下膨胀舱结构的毁伤效应，为多舱防护的结构设计提供工程参考。

1 多舱防护结构计算模型 1.1 几何模型

本文对舷侧多舱防护结构进行研究，几何模型如图1所示。模型长0.75 m，高0.75 m，包含4个舱室，分别为膨胀舱、吸收舱、水密舱和附加舱，宽度分别为0.1 m，0.1 m，0.1 m，0.08 m。膨胀舱内的隔板将膨胀舱机构分为 $ 5 \times 5 $ 个小板格，吸收舱内含有80%水；膨胀舱、吸收舱、水密舱的结构厚度为3 mm，附加舱的结构厚度为20 mm。

1.2 材料参数

根据试验模型材料特性，数值模拟中各个结构材料均使用Q235型钢，采用Von Mises准则。考虑到爆炸载荷作用下材料的强化效应，材料选择Johnson-Cook模型和GRUNEISEN状态方程，密度7800 ${\rm{kg}}/{{\rm{m}}^3}$ ，剪切模量77000 ${\rm{MPa}}$ ，冲击波速5064 ${\rm{m}}/{\rm{s}}$ ；材料失效应变0.26，通过ADD_EROSION定义，其余参数见表1^[7]。

空气和水的本构模型均采用MAT_NULL；空气采用LINEAR_POLYNOMIAL状态方程描述，初始密度取1.25 $ {\rm{kg}}/{{\rm{m}}^3} $ ，能量密度为0.25375 $ {\rm{MPa}} $ ；水采用GRUNEISEN状态方程，初始密度取1000 $ {\rm{kg}}/{{\rm{m}}^3} $ ，冲击波速1650 $ {\rm{m}}/{\rm{s}} $ ，能量密度0.29 $ {\rm{MPa}} $ ，详细参数参考文献[8-9]。

炸药选择TNT，以本构模型HIGH_EXPLOSIVE_BURN和JWL状态方程来描述，密度1630 ${\rm{kg}}/{{\rm{m}}^3}$ ，能量密度4192 ${\rm{MPa}}$ ，其余参数参考文献[9-10]。

1.3 边界条件和流固耦合

多舱防护结构模型四周刚性固定，如图2所示。计算模型中的欧拉域包含各个结构内部和外部的空气域以及水域，如图3所示，结构中心水深5 m。欧拉域边界定义无反射边界条件以防止冲击波反射；欧拉网格与拉格朗日网格至少重叠1 mm以准确模拟冲击波与多舱防护结构、水域及空气域的相互作用。

2 多舱防护结构毁伤研究 2.1 计算工况

在工程应用中，通常以爆距和TNT当量药包半径的比值作为判断依据，小于10即为接触爆炸^[11]。膨胀舱外板的破损和耗能研究是多舱防护结构防护性能的重点，本文以膨胀舱结构为研究对象，分析该防护结构在不同炸药量、爆距和爆点的爆炸载荷作用下的动态响应和吸能特性；膨胀舱在接触爆炸载荷下受到冲击波的直接作用，因此不考虑气泡脉动及射流等载荷影响^[12]。

2.2 不同炸药量下膨胀舱毁伤分析

图4给出了炸药量为100 g，200 g，300 g时膨胀舱外板在t=1 ms的应力云图，爆距为100 mm，爆点正对中心板格。随着炸药量的增加，膨胀舱受到冲击波压力增大；当炸药量为300 g时，膨胀舱外板出现沿着隔板位置分布的破损。图5为300 g炸药作用下，膨胀舱隔板在t=1 ms时的应力云图，隔板变形主要为炸药所对区域的隔板前部，而和膨胀舱内板相接的隔板区域应力值较小，说明隔板起到了很好保护作用。

图6为膨胀舱外板、隔板以及内板的吸能结果。当炸药量为100 g，200 g时，膨胀舱外板仅发生变形，其吸能结果占总吸能的90%以上，在多舱防护结构中起到重要作用；当炸药量为300 g时，膨胀舱外板损坏，其吸能占比略高于60%，这是由于能量转化为外板变形能和破片动能，破片与内板碰撞后动能再被吸收转化为内板变形能。对比应力云图和吸能曲线可知，炸药量对膨胀舱外板的损伤结果和吸能占比有很大影响，炸药量越大，损伤越大，总吸能变高，但外板吸能占比变低。

2.3 不同爆距下膨胀舱毁伤分析

图7给出了爆距为50 mm，100 mm，150 mm时膨胀舱外板受到冲击波约1 ms作用后的应力云图，炸药量为300 g，爆点正对中心板格。当爆距为50 mm时，膨胀舱外板从板格中心向外开始破损，与文献[13]中的试验结果近似；爆距为100 mm时，膨胀舱外板沿着隔板四周发生破损；爆距为150 mm时，膨胀舱外板仅产生变形，未发生损坏。说明随着爆距的增大，膨胀舱外板损伤迅速减小。图8为50 mm爆距下，t=1 ms的膨胀舱隔板、内板应力云图。由于膨胀舱外板损坏后，爆炸冲击波直接作用在隔板和内板上，使膨胀舱隔板、内板变形破损较为严重。

图9为膨胀舱外板、隔板以及内板的吸能结果。当爆距为50 mm时，膨胀舱外板迅速破坏，爆炸冲击波直接作用在隔板和内板上，使外板吸能占比不足60%；当爆距为100 mm和150 mm时，膨胀舱外板吸能占比分别约60%和90%。对比应力云图和吸能曲线可知，爆距对膨胀舱外板的破坏形式和吸能占比有很大影响，爆距越大，破坏越小，总吸能变低，但外板吸能占比变高。

2.4 不同爆点下膨胀舱毁伤分析

图10给出了爆点为板格中心、板格边、板格角时膨胀舱外板在t=1 ms的应力云图，炸药量为300 g，爆距为100 mm。当爆点正对板格中心时，膨胀舱外板沿板格四周支撑发生破损，并出现破片；当爆点正对板格边时，膨胀舱外板未发生破损；当爆点正对板格角时，膨胀舱外板沿十字支撑发生破损，而未出现破片。

图11为膨胀舱外板、隔板以及内板的吸能结果。对比应力云图和吸能曲线可知，爆点影响膨胀舱外板的破坏方式和破片的出现，从而影响膨胀舱外板吸能占比。当爆点正对板格中心，膨胀舱外板损坏并产生破片，吸能占比最低，约60%；当爆点正对板格边，膨胀舱外板变形无损坏，吸能占比最高，约80%；当爆点正对板格角，膨胀舱外板损坏但无破片，吸能占比约为70%。

3 结　语

本文基于有限元软件，运用流固耦合算法对船舰多舱防护结构在水下接触爆炸载荷作用下的毁伤效性进行了研究，主要得出以下结论：

1）炸药量影响膨胀舱外板的损伤结果和吸能占比，炸药量越大，损伤越大，总吸能变高，但吸能占比变低。爆距100 mm，爆点为板格中心情况下：炸药量为100 g，200 g时，膨胀舱外板仅发生变形，吸能占比90%以上；炸药量为300 g时，膨胀舱外板沿隔板支撑发生破损，出现破片，吸能占比约60%。

2）爆距影响膨胀舱外板的破坏形式和吸能占比，爆距越大，破坏越小，总吸能变低，但吸能占比变高。炸药量300 g，爆点为板格中心情况下：爆距为50 mm时，膨胀舱外板从板格中心向外开始破损，吸能占比低于60%；爆距为100 mm时，膨胀舱外板沿隔板支撑发生破损，出现破片，吸能占比约60%；爆距为150 mm时，膨胀舱外板仅发生变形，吸能占比约90%。

3）爆点影响膨胀舱外板的破坏形式和吸能占比。炸药量300 g，爆距为100 mm情况下：当爆点正对板格中心，膨胀舱外板损坏并产生破片，吸能占比约60%；当爆点正对板格边，膨胀舱外板变形无损坏，吸能占比约80%；当爆点正对板格角，膨胀舱外板损坏但无破片，吸能占比约为70%。