0 引　言

伴随科技技术的快速发展，无人艇技术在现代军事领域的重要性日益凸显。在俄乌战争中，无人艇因其高机动性，在海上作战上大放异彩，为未来海战方式提供了新方向^[1]。尽管无人艇展现出巨大潜力，但由于其体积小、重量轻，且通常使用复合材料制造，因此在遭遇鱼雷和水雷等反舰武器攻击时，其船体底部结构容易受到破坏，进而影响其执行任务的能力。在过去的几年里，虽然众多学者均对船舶的抗爆能力展开了研究，但针对复合材料无人艇的抗爆性能研究较为有限。因此，深入探究复合材料无人艇的抗爆特性，对于提高其在多变战场条件下的存活概率和作战能力，具有重大意义。

在过去的20年来，许多学者对在水下爆炸冲击载荷作用下的钢质船的动态响应特性进行了研究。例如，许雯等^[2]考虑不同爆点位置情况下，结合声固耦合方法，对铝合金艇遭受水下冲击波载荷的动态响应特性进行研究。QIAN等^[3]采用ABAQUS软件建立了水下爆炸载荷作用下的钢质舱段有限元模型，通过实验结果和数值结果之间的加速度和速度响应的比较，验证了模型的可靠性，并进一步讨论了钢质舱段在侧面非接触式水下爆炸载荷作用下的动力响应模式。Li等^[4]设计了10 m箱形船体梁模型，研究了其在水下近场爆炸下的动态响应和损伤模式，通过改变爆炸深度和位置，分析了爆炸气泡与船体梁的耦合运动和频率响应特性。孙赫等^[5]开展了驳船近场水下爆炸试验，并结合声固耦合仿真方法，对该船进行了不同爆距下爆炸仿真计算，发现在近场水爆载荷作用下驳船出现分布式损伤模式。

在复合材料船体水下爆炸方面，近年来不少学者也进行了相关研究。岳博闻等^[6]利用数值仿真方法分析了玻璃纤维泡沫夹层板为船体外板的舱段在水下冲击波载荷作用下的动态响应情况，并基于此对夹层结构进行变材料和设置加强筋的方式进行改进设计，发现碳纤维夹层板具有较好的抗冲击性能。朱笛云等^[7]通过有限元数值模拟开展了水下爆炸载荷作用下复合材料无人艇的动态响应研究，并提出4种船体结构和材料优化方案。李永正等^{[8 − 9]}采用数值模拟方法，研究了碳纤维复合材料无人艇在近场水下爆炸载荷作用下的动态响应，得到了船体结构应力和损伤特性，并进一步分析了材料类型和层合板子层厚度对该无人艇底部吸能的影响。DU等^[10]采用有限元方法，对比了不同增强复合材料组成的船体剖面在远场水下爆炸作用下的动态响应，发现弹性模量最高的碳纤维增强复合材料剖面的应力响应最大，破坏也较快。MANNACIO等^[11]建立简化的有限元模型，研究了非接触水下爆炸对海军复合船体的影响，并将仿真结果与全尺度冲击试验数据对比，验证了模型的有效性。目前，学界已开展许多关于复合材料艇的抗水下爆炸冲击研究，其主要针对对象为复合材料层合板艇体结构，且集中在加筋布置、材料类型和板厚影响探究等方面，针对玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构在水下爆炸冲击载荷作用下的动态响应特性研究较少，且主要局限于有限元数值模拟，缺乏实艇试验验证。

本文以玻璃纤维泡沫夹芯实艇水下爆炸试验为基础，以玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构为研究对象，采用声固耦合方法建立水下冲击波载荷作用下玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构的整艇数值仿真模型，验证了该数值仿真方法的可靠性，并对不同结构参数下玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构遭受水下冲击波载荷的动态响应进行数值模拟，探究了不同结构参数对其动态响应特性的影响。

1 水下爆炸冲击数值模拟 1.1 声固耦合模型

玻璃纤维泡沫夹芯艇水下爆炸试验装置主要包括钢质艇体平台、玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构、炸药及安装部件等。其中玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构为V型玻璃纤维泡沫夹芯结构，该夹芯结构由2.4 mm玻璃纤维面板+10 mm泡沫夹芯+2.4 mm玻璃纤维面板组成，总尺寸为1150 mm×800 mm，爆炸冲击加载区域尺寸为750 mm×600 mm，水下爆炸试验装置和玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构分别如图1和图2所示。

声固耦合方法采用线性声学介质模拟流体，炸药爆炸产生的冲击波峰值压力及衰减常数由经典库尔公式计算得到，如下式：

$ \left\{ \begin{gathered} {p_m} = 5.24 \times {10^7}{({{{W^{{1 / 3}}}} / R})^{1.13}}，\\ \theta = 0.11 \times {10^{ - 3}}{W^{{1 / 3}}}{\left( {{R / {{W^{{1 / 3}}}}}} \right)^{0.24}}。\\ \end{gathered} \right. $

(1)

式中：W为装药质量，取0.6077 kg；R为爆距，取1.526 m；$ {p_m} $为爆炸峰值压力；θ为衰减常数。

将钢质艇体平台简化成只保留外壳型线，重量和重心位置和试验艇体一致的艇体模型，并建立壳—体—壳的有限元模型来模拟玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构。在计算中，压板和艇体平台均设置为刚体，且试验中螺栓作用为连接和紧固压板，艇体结构及艇体平台，故在有限元模型中将其等效为夹芯艇体结构上下面板分别和艇体平台及压板通过tie耦合在一起。通过网格敏感性分析，综合考虑计算精度和计算效率，确定夹芯艇体结构网格大小为5 mm，其余结构网格大小为10 mm，全船共有265981个节点，226576个壳单元和73584个正六面体单元。采用笛卡尔直角坐标系建模，以艉封板最低点为原点，船长方向为x轴，左舷为y轴，型深方向为z轴，有限元模型如图3所示。

水域模型为圆柱体水域，直径8 m，高度4 m，将与船接触的水域网格进行细化，内层水域至外层水域网格大小从5 mm至250 mm逐步过渡，采用四面体声学单元，总计15148241个网格，具体如图4所示。

对于水域有限元模型的边界条件，将水域外表面设置为无反射边界条件，且水面存在自由表面，对水域的上表面的节点施加0压力边界条件。艇体结构的湿表面与水域结构相连，利用Tie对船体与水域单元进行耦合。

玻璃纤维材料采用Hashin失效准则，来描述其损伤演化规律，其具体失效判据如下^[12]：

${ \text{纤维拉伸失效：}F_{ft} = \left(\dfrac{\hat{\sigma}_{{11}}}{X_t}\right)^2 + \alpha\left(\dfrac{\hat{\sigma}_{{12}}}{S^L}\right)^2 = 1，\hat{\sigma}_{11} \geqslant 0。} $

(2)

$ \text{纤维压缩失效：}F_{fc}=\left(\frac{\hat{\sigma}_{{11}}}{X_c}\right)^2=1，\hat{\sigma}_{{11}} < 0。\ \ \ \ \ \ \ \ \ \ \ $

(3)

$ \text{基体拉伸失效：}F_{mt} = \left(\frac{\hat{\sigma}_{{22}}}{Y_t}\right)^2 + \left(\frac{\hat{\sigma}_{{12}}}{S^L}\right)^2 = 1，\hat{\sigma}_{22} \geqslant 0。$

(4)

$ \begin{split} & \text{基体压缩失效：} \\ & {F_{mc}=\left(\dfrac{\hat{\sigma}_{{22}}}{2S^{\mathrm{T}}}\right)^2+\left[\left(\dfrac{Y_c}{2S^{\mathrm{T}}}\right)-1\right]\dfrac{\hat{\sigma}_{{22}}}{Y_c}+\left(\dfrac{\hat{\sigma}_{{12}}}{S^L}\right)^2=1\text{，}\hat{\sigma}_{_{22}} < 0。} \end{split} $

(5)

式中：X_t、X_c、Y_t、Y_c、S^L和S^T分别代表纵向拉伸强度、纵向压缩强度、横向拉伸强度、横向压缩强度、纵向剪切强度和横向剪切强度，进行力学性能测试，通过拉伸试验，压缩试验及剪切试验得到具体数值。

当Hashin准则任一失效模式被触发时，对应方向的刚度按指数衰减：

$ {E_i} = {E_{i0}}(1 - {d_i}),{\text{ }}{d_i} \in \left[ {0,1} \right]{\text{ }}\left( {i = 1,2} \right)。$

(6)

式中：d_i为损伤变量，通过能量释放率控制损伤演化速率。当纤维方向损伤变量d₁≥1或基体方向损伤变量d₂≥1时，判定单元完全失效，从计算中删除以模拟裂纹扩展。

夹芯泡沫采用可压碎模型，其在压缩过程中可分为线弹性阶段，平台阶段和致密化阶段，具体通过ABAQUS内置的可压碎泡沫模型（具有体积硬化）实现。同时通过定义损伤参数d_D和d_S描述夹芯泡沫材料的损伤机制：延性损伤准则（ductile criterion）和剪切损伤准则（shear criterion）^[13]：

$ {{{d}}_D} = \frac{{{{\bar u}^{pl}}}}{{\bar u_{fD}^{pl}}}，$

(7)

$ {{{d}}_S} = \frac{{{{\bar u}^{pl}}}}{{\bar u_{fS}^{pl}}}。$

(8)

式中：$ {\bar u^{pl}} $为等效塑性位移；$ \bar u_{fD}^{pl} $和$ \bar u_{fS}^{pl} $为断裂发生时的等效塑性位移，断裂分别由孔洞形核、生长以及合并或由塑性剪切带局部化引起的。

玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构两侧玻璃纤维板均采用正交纤维布铺设，均铺设6层，每层厚度为0.4 mm。两者具体参数如表1和表2所示。

1.2 数值仿真方法验证

对比了试验和仿真的迎爆面毁伤情况，如图5所示。可以发现，两者迎爆面失效模式基本一致。试验结果为在迎爆面中心船宽方向出现72 mm裂缝，仿真结果为在迎爆面中心船宽方向出现64 mm裂缝，误差为11.1%。

通过以上对比得到，玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构在结构失效模式的仿真结果和试验数据吻合较好，验证了此方法下建立的数值仿真模型的准确性和可靠性。

2 艇体结构参数影响规律研究

采用ABAQUS有限元软件对该玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构的结构参数进行详细的研究，应用前文验证的数值计算方法，基于等质量原则，分别从玻璃纤维面板厚度，铺层角度，泡沫夹芯高度及密度等结构参数对泡沫夹芯艇体结构在初始压力25 MPa，衰减系数0.1 ms下的水下冲击波载荷作用下的失效模式和能量吸收展开相应的研究。

2.1 面板厚度对艇体结构动态响应影响 2.1.1 计算工况

不同面板厚度下玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构的计算工况如表3所示。

2.1.2 面板厚度对艇体结构失效模式影响

不同面板厚度工况下，以工况2为例，其面板变形毁伤情况和应力变化云图分别如图6和图7所示。由图6可知，迎爆面厚度为2 mm，背爆面厚度为2.8 mm时，迎爆面失效模式为在受载区域中心出现沿y轴方向的条状裂缝，长度为64 mm，其原因是夹芯艇体结构整体变形类似中拱变形，迎爆面受压，结合图6中迎爆面损伤失效云图，可以看出，迎爆面遭受纤维压缩破坏及剪切破坏耦合作用；背爆面中心出现点状破口。针对迎爆面应力变化情况，由图7可知，从5.1 ms到20 ms，高应力区从中心区域向外扩散，同时应力最大值在逐渐减小，表明应力在面板中逐渐传播和衰减；同时5.1 ms时，迎爆面中心开始出现破口，并随着时间的推移，裂缝逐渐沿着y轴方向扩展。工况3和工况4迎爆面失效模式与工况2一致，均是在迎爆面受载区域中心出现沿y轴方向的条状裂缝，长度分别为55 mm和50 mm；工况3与工况4背爆面未出现破口。

工况5迎爆面破坏模式与前3个工况均不相同，其失效模式为十字形裂缝，具体如图8所示，可以看出，沿x轴和y轴方向的裂缝长度分别为29 mm和25 mm，结合图8中的迎爆面损伤失效云图，发现此时是由纤维压缩破坏、基体压缩破坏和剪切破坏联合作用导致；工况1迎爆面破坏模式同工况5，沿x轴和y轴方向的裂缝长度分别为55 mm和74 mm，背爆面无破口。因此，基于玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构等质量原则，迎爆面破坏模式由纤维压缩破坏和剪切破坏主导转变为纤维压缩破坏，基体压缩破坏和剪切破坏联合作用。

2.1.3 面板厚度对艇体结构吸能影响

由图9可知，对不同面板厚度的玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构，均是泡沫夹芯承担主要吸能作用，除工况1外，均是迎爆面吸能次之，背爆面吸能最少。基于艇体结构等质量原则，随着迎爆面厚度的增加，泡沫夹芯艇体结构总吸能呈下降趋势，艇体结构整体能量吸收由4883 J减少至4074 J，整体能量吸收能力降低16.6%。具体表现为泡沫夹芯吸能及背爆面吸能均随着迎爆面厚度增大而减小，吸能占比也分别从78%降低至74%和从12%降低至7%；迎爆面吸能随着迎爆面厚度增大而增大，吸能占比增加幅度为9%，但因泡沫夹芯压缩吸能起主导作用，夹芯艇体结构整体吸能变化趋势与泡沫夹芯吸能变化趋势一致。同时汇总了不同面板厚度下背爆面中心变形时历曲线如图10所示，发现工况1的背爆面中心最大变形最大，为71.5 mm；工况5的背爆面中心最大变形最小，为63 mm，较工况1减小了11.9%。

不同面板厚度下艇体结构各组分的比吸能情况如图11所示。可以看出，随着迎爆面厚度的增大，泡沫夹芯艇体结构的整体吸能效果减小，其中，泡沫夹芯吸能效果最优，迎爆面吸能效果次之，背爆面吸能效果最差。对迎爆面来说，工况1中迎爆面吸能效果最好，比吸能值为386 J/kg，较工况5中迎爆面比吸能提升28.7%；对泡沫夹芯，其吸能效果趋势同总吸能效果保持一致，工况1中夹芯吸能效果最佳，其比吸能值为3800 J/kg，较工况5中泡沫夹芯比吸能增加26.7%；至于背爆面吸能情况，工况1背爆面吸能效果最明显，其比吸能值为217 J/kg，但5个工况的背爆面吸能效果相差不大。

2.2 面板铺层角度对艇体结构动态响应影响 2.2.1 计算工况

铺层角度均是由背爆面至迎爆面进行铺设，每层厚度为0.4 mm，具体计算工况如表4所示。

2.2.2 面板铺层角度对艇体结构失效模式影响

不同铺层角度工况下，以工况4为例，其面板毁伤情况具体如图12所示。可知，迎爆面失效模式为在受载区域中心出现沿y轴方向的条状裂缝，长度为64 mm；背爆面中心及船长方向受载区与夹持区的交界处出现点状破口。工况1～工况3迎爆面失效模式与工况4一致，均是在迎爆面受载区域中心出现沿y轴方向的条状裂缝，长度分别为55、55、60 mm，工况1背爆面未出现破口，工况2和工况3背爆面失效模式均为船长方向受载区与夹持区的交界处出现点状破口。

工况5迎爆面破坏模式与前4个工况均不相同，其出现了边界撕裂现象，破坏程度最大，具体如图13所示。可以看出，受载区域与夹持区域的交界处，除左舷x方向，均已被剪切破坏掉，这是因为炸点位于右舷，右舷受载比左舷受载大，右舷边界剪切破坏范围更大；背爆面毁伤情况与迎爆面相同，均出现边界撕裂。

2.2.3 面板铺层角度对艇体结构吸能影响

不同铺层角度下艇体结构各组分的吸能情况如图14所示。可以看出，对不同铺层角度下的玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构，工况1的总吸能最小，工况5的总吸能最大，但整体相差不大，说明铺层角度对泡沫夹芯艇体结构整体吸能影响较小。其中，泡沫夹芯压缩吸能占主导作用，吸能占比均在75%及以上；迎爆面吸能次之，吸能占比在15%左右；背爆面吸能最少，吸能不超过10%。并将不同铺层角度下背爆面中心变形时历曲线汇总如图15所示，发现工况1的背爆面中心最大变形最大，为66.4 mm，工况5的背爆面中心最大变形最小，为33.4 mm，较工况1减少49.7%。

图16为不同铺层角度下艇体结构各组分的比吸能情况，可知，泡沫夹芯艇体结构采用不同铺层角度时，艇体结构的整体吸能效果变化不大，其中，泡沫夹芯吸能效果最优，迎爆面吸能效果次之，背爆面吸能效果最差。对迎爆面来说，工况2中迎爆面吸能效果最好，比吸能值为343 J/kg，较工况5中迎爆面比吸能提升13.2%；对泡沫夹芯，工况5中夹芯吸能效果最佳，其比吸能值为3965 J/kg，较工况2中泡沫夹芯比吸能增加7.2%；至于背爆面吸能情况，工况4背爆面吸能效果最明显，其比吸能值为227 J/kg，较工况1中背爆面比吸能提高12.4%。

2.3 夹芯高度及密度对艇体结构动态响应影响 2.3.1 计算工况

泡沫夹芯艇体结构不同夹芯高度及密度的计算工况如表5所示。

2.3.2 夹芯高度及密度对艇体结构失效模式影响

不同夹芯高度及密度下，以工况2为例，其迎爆面毁伤情况具体如图17所示。可知，泡沫夹芯密度为80 kg/m³时，迎爆面受载区域与夹持区域交界处发生边界完全撕裂，泡沫夹芯和背爆面破坏模式与迎爆面相同，即艇体结构整个受载区域均发生边界完全撕裂，从而脱离，其是由于泡沫夹芯的剪切强度大幅减小，艇体结构的整个受载区域边界发生剪切破坏。工况1失效模式与工况2一致，均是整个受载区域均发生整体边界撕裂，并且整个受载区域在沿x轴方向的中线处发生剪切破坏，撕裂成2份。

工况3的面板失效模式如图18所示。可知，泡沫夹芯高度为10 mm，密度取100 kg/m³时，迎爆面失效模式为在受载区域中心出现沿y轴方向的条状裂缝，长度为55 mm，其原因是迎爆面遭受剪切破坏及纤维压缩破坏；背爆面未出现破口。

2.3.3 夹芯高度及密度对艇体结构吸能影响

图19为不同夹芯高度及密度下艇体结构各组分的吸能情况。可知，对不同夹芯高度及密度的玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构，均是泡沫夹芯承担主要吸能作用。艇体结构质量不变的条件下，随着夹芯高度的减小，泡沫夹芯艇体结构总吸能呈下降趋势，其中工况2总吸能至工况3总吸能发生显著下降，艇体结构整体能量吸收由9385 J减少至4450 J，整体能量吸收降低52.6%，其因为从工况2到工况3，艇体结构的破坏模式发生了改变，即从整个受载区域发生边界撕裂变成了迎爆面受载中心出现裂缝，背爆面不发生破坏。艇体结构各组分吸能占比也随着破坏模式的改变发生变化，工况1和工况2破坏模式相同，与工况3相比，迎爆面和背爆面的吸能占比均减小，吸能占比分别减少5%和15%；泡沫夹芯吸能占比增加，从56%提高至76%，吸能占比提升20%。

不同夹芯高度及密度下泡沫夹芯艇体结构各组分的比吸能情况如图20所示。可以看出，随着夹芯高度的降低，泡沫夹芯艇体结构的整体吸能效果逐渐降低，其中泡沫夹芯的吸能效果最显著。对迎爆面来说，迎爆面吸能效果随着夹芯高度的降低而降低，比吸能值从1083 J/kg降低至328 J/kg，比吸能降低69.7%；对泡沫夹芯，其吸能效果趋势同总吸能效果，工况1中泡沫夹芯吸能效果最佳，其比吸能值为6487 J/kg，工况3中泡沫夹芯比吸能与之相比，减少42.3%；至于背爆面吸能情况，其也为下降趋势，工况1背爆面吸能效果最明显，其比吸能值为1293 J/kg，工况3中背爆面比吸能仅为其15.4%。

3 结　语

为探究复合材料无人艇的动态响应特征和结构优化方向，本文通过实艇水下爆炸试验验证声固耦合方法建立的数值仿真模型，基于等质量原则，从玻璃纤维面板厚度，铺层角度，泡沫夹芯高度及密度等结构参数对玻璃纤维泡沫夹芯艇体结构的动态响应进行分析，得到以下结论：

1）对不同面板厚度的泡沫夹芯艇体结构，迎爆面的失效模式一般是在受载区域中心出现沿船宽方向的条状裂缝或者十字形裂缝，背爆面失效模式一般为在受载中心出现点状破口；随着迎爆面厚度增加，泡沫夹芯艇体结构总吸能呈下降趋势，整体能量吸收由4883 J减少至4074 J，整体能量吸收能力降低16.6%。

2）对不同铺层角度下的泡沫夹芯艇体结构，迎爆面的失效模式一般是在受载区域中心出现沿船宽方向的条状裂缝或者边界部分撕裂，背爆面失效模式一般为背爆面中心或者船长方向受载区与夹持区的交界处出现点状破口；铺层角度对泡沫夹芯艇体结构的总吸能影响不大，其中泡沫夹芯压缩吸能占主导作用，吸能占比均在75%及以上；迎爆面吸能次之，吸能占比在15%左右；背爆面吸能最少，吸能不超过10%。

3）对不同夹芯高度和密度的泡沫夹芯艇体结构，迎爆面的失效模式一般是在受载区域中心出现沿船宽方向的条状裂缝或者边界完全撕裂，受载区域与夹持区域发生脱离；随着夹芯高度的减小，泡沫夹芯艇体结构总吸能呈下降趋势，整体能量吸收由9385 J减少至4450 J，整体能量吸收降低52.6%，其因破坏模式从受载区域整体撕裂转变为迎爆面中心出现沿船宽方向的条状裂缝，整体能量吸收大幅下降。