改变应力状态的抗内爆炸舱壁

改变应力状态的抗内爆炸舱壁
李
营1a，1b
，张
磊2，杜志鹏2，周心桃3，肖登宝1a，1b ，方岱宁1a，
1b
（1.北京理工大学a.爆炸科学与技术国家重点实验室；b.先进结构技术研究院轻量化多功能复合材料与结构
北京市重点实验室，北京100081；2.海军研究院，北京100161；3.中国舰船设计研究中心，武汉430064）摘要：舱壁损毁是舱内爆炸破坏范围增大的重要前提。

本文根据缩比模型实验结果划分了舱内爆炸作用下的舱壁破坏模式，采用考虑应变率效应的Cowper-Symonds 本构关系建立了舱壁结构有限元模型，分析了其在内爆炸作用下舱壁变形的主要过程，对比了有无弧形边界过度时舱壁的变形、塑性变形及应力状态，讨论了新型舱壁抗爆炸破损的主要机理。

研究表明：（1）舱内爆炸作用下舱壁结构有大塑性变形、边缘撕裂、整体倾覆和整体吹飞等4种破坏模式；（2）新型舱壁能有效提高舱壁的抗破损能力；（3）提高抗破损能力的机理主要有两个，分别为降低局部塑性变形和剪切应力、通过改变应力状态提高材料的临界失效应变。

关键词：应力状态；反舰导弹；舱内爆炸；舱壁；准静态压力；空中爆炸中图分类号：O383+.1
U663.2
文献标识码：A
doi:10.3969/j.issn.1007-7294.2020.09.007
Stress state changing bulkhead resistance to internal blast
LI Ying 1a,1b ,ZHANG Lei 2,DU Zhi-peng 2,ZHOU Xin-tao 3,XIAO Deng-bao 1a,1b ,FANG Dai-ning 1a,1b
(1a.State Key Laboratory of Explosion Science and Technology;1b.Beijing Key Laboratory of Lightweight Multi-functional
Composite Materials and Structures,Institute of Advanced Structure Technology,Beijing Institute of Technology,Beijing 100081,China;2.Naval Research Academy,Beijing 100161,China;3.China Ship Development and Design Center,
Wuhan 430064,China)
Abstract ：Bulkhead damage is the important precondition for explosive damage range increase.Based on
scaled experiment,failure modes of bulkheads under internal blast were categorized.After that,the numeri⁃cal simulation was carried out with Cowper-Symonds model considering strain rate effect.At the same time,the deformation progress,the deformation,the plastic strain and the stress state were discussed.It is shown⁃
that:(1)there are four failure modes (large plastic deformation,tearing at edge,overturn as a whole and fly as a whole)of bulkheads under internal blast;(2)the new bulkhead could improve blast resistance of bulkheads;
(3)the two main mechanisms for improving bulkhead blast resistance are reduction of plastic strain and change of stress state to increase failure strain of metal.
Key words:stress states;anti-ship missile;internal blast;bulkhead;quasi-static pressure;air blast
0引言
反舰导弹是现代舰艇面临的最重要的威胁之一[1]，其爆炸毁伤源主要包括爆炸冲击波、准静态压文章编号：1007-7294（2020）09-1151-07
收稿日期：2020-03-20
基金项目：国家自然科学基金资助项目（11802030；11802031）；北京市科委重大专项（Z181100004118002）作者简介：李
营（1988-），男，博士生导师，E-mail ：*****************.cn ；杜志鹏（1976-），男，博士，高级工程师，博士生导师。

第24卷第9期船舶力学
Vol.24No.92020年9月
Journal of Ship Mechanics Sep.2020
1152船舶力学第24卷第9期
力和高速破片群[2]。

舱壁结构由于强度相对较弱，成为反舰导弹穿舱爆炸作用后准静态压力载荷扩散，扩大毁伤范围的主要途径[3]。

西方海军将舱壁结构设计作为舰船抗反舰导弹内爆炸设计的重点，因此开展舱壁结构抗内爆炸研究十分重要[4]。

舰船舱壁抗内爆炸设计面临诸多困难：内爆炸载荷较大，借鉴静载荷设计方法，通过密加筋等方法提高结构抗爆强度明显增加结构重量，现实操作较难。

而船体结构大规模采用夹层板等新结构，不仅大幅度增加经济成本，也对舰船加工工艺提出了挑战。

舱壁结构的基本单元是板架。

目前，大量的研究主要针对板或板架在空中[5-6]自由场爆炸作用下的变形。

Balden 等[7]开展了钢板在均布及局部爆炸载荷作用下的破坏模式研究，研究表明均布爆炸载荷作用下易发生整体撕裂；Geretto 等[8]采用实验方法研究了不同约束程度时，低碳钢靶板的抗爆能力；陈长海等[9]分析了近距离爆炸作用下固支方板的变形和损伤特性，提出了破损的临界判据；Nurick 等[10]开展了爆炸作用下螺栓夹紧板的塑性变形实验，研究结果表明边界条件对板的变形有一定的影响，适当改善夹紧板的边界条件能改变板的变形模式，但研究并未涉及破损。

李营等[11]开展了战斗部舱内爆炸作用下的舱室破坏模式研究，并揭示了基于水介质蒸发效应的水雾降低准静态压力作用机理[12]。

由于军事保密等原因，针对舱壁抗爆设计的研究仍比较缺乏。

本文通过实船缩比模型实验获得了内爆炸作用下舰船舱壁的典型破坏模式，采用数值仿真分析的方法分析了传统舱壁和新型舱壁在爆炸载荷作用下的破坏过程，并分析了塑性变形、局部剪切应力及应力状态，给出了新型舱壁抗破损能力提高的机理。

研究结论可为新研舰艇抗爆舱壁设计和服役舰艇改造提供参考。

1典型舱壁破坏模式
本文开展了某型舰船1:3多舱室缩比模型舱内爆炸试验，试验测量了爆炸冲击波准静态压力、加速度、应变和破片速度等物理量，分析了爆炸破坏范围和破坏模式等。

因军事保密原因，无法直接给出模型全貌，仅对典型舱壁破坏模式进行分析。

如图1所示，根据Jacob 等[13]对爆炸作用下板破坏模式的分
类，典型的舱壁破坏模式主要有4种，分别为模式Ⅰ（大塑性变形）、模式Ⅱ*（塑性大变形，边缘局部撕
裂）、模式Ⅱ（边缘拉伸破坏）、模式Ⅲ（舱壁倾覆）。

需要指出的是，模式Ⅰ、Ⅱ*、Ⅱ与爆炸作用下板的破坏模式相同，但模式Ⅲ不同，主要原因是由于实际爆炸作用下，舱壁与上、下甲板的连接方式不完全对称及载荷不完全对称，可能出现舱壁一侧连接部分完全破坏，另外一侧并未完全破坏而发生倾覆。

（a ）模式Ⅰ
（b ）模式Ⅱ*
（c ）模式Ⅱ（d ）模式Ⅲ
图1典型舱壁破坏模式
Fig.1Failure modes of bulkheads under internal blast
2有限元模型与参数
2.1计算模型
试验建立了一个高400mm 、宽80mm ，厚5mm 的传统横舱壁结构，上下分别与强力甲板连接。

甲板
甲板
大挠度变形局部破损边缘拉伸失效倾覆失效
第9期李营等：改变应力状态的抗内爆炸 (1153)
甲板等效厚度20mm 。

采用沙漏控制的C3D8R8节点，单元特征边长
为5mm 。

通过施加均布三角脉冲压力的方式添加内爆炸载荷，压力持续时间设置为10ms 。

新型横舱壁与传统舱壁结构的明显不同在于，在背爆面一侧设置与舱壁相切的1/4圆柱抗爆结构（Cylinder Protective Structure ，简称CPS ），计算中设置圆柱半径为47.5mm 。

舱壁示意图如图2所示。

2.2材料模型与参数
采用Cowper-Symonds 模型表示动态屈服应力与静态屈服应力比值的关系：
σd σy =1+()
ε
D
1
P
(1)
式中，
σd 为动态屈服应力，σy 为静态屈服应力，ε为材料的应变率，D 、P 为材料常数。

具体材料参数为：密度ρ=7850kg/m 3，弹性模量E =
210GPa ，泊松比υ=0.3，准静态屈服应力为σ0=235MPa ，E h =250MPa ，低碳钢材料通常取D =40.4/s ，
P =5。

材料的损伤开动临界塑性应变εd 用式（2）表示为εd =ìíî
ï
ïïïïï∞,()
η<-1/3D 01e ()D 02
η()1+D 4ln ε*,()-1/3<η≤0()D 01+D 03η()1+D 4ln ε
*,()0<η≤1/3(
)
D 1+D 2e ()D 3
η()1+D 4ln ε*,()η>1/3(2)
式中，η为应力三轴度，D 01、D 02、D 03、D 1、D 2、D 3、D 4为材料的断裂参数，通过一系列材料试验获得，具体
获得过程参见文献[16]。

材料失效参数如表1所示。

表1船用低碳钢材料断裂准则参数
Tab.1Parameters of failure criterion for ship-build mild steel
D 01
-6.743D 02
0.045
D 03
1.325
D 1
0.296
D 2
1.184
D 3
-1.465
D 4
0.005
3计算结果
3.1基本物理过程
传统及新型舱壁在爆炸载荷作用下的变形如图3
所示。

传统舱壁塑性变形的增长明显快于新型
7ms 7ms （a ）传统舱壁
（b ）新型舱壁
图3两种不同舱壁的变形过程
Fig.3Deformation process of two types of
bulkheads
（a ）传统舱壁（b ）新型舱壁图2普通舱壁和新型舱壁截面图
Fig.2Section of traditional and new bulkheads
舱壁，塑性变形集中于舱壁与强力甲板交界处；而新型舱壁根部变形后与CPS 结构紧密贴合，最大塑性变形集中于舱壁与CPS 结构的结合处。

最终，传统舱壁局部塑性变形达到临界破坏值，上下边缘撕裂，结构发生整体吹飞破坏，而新型舱壁最大塑性应变仅为0.157，远小于传统结构。

CPS 结构的设置改变了舱壁的破坏模式，使舱壁的破坏模式由模式Ⅱ（边缘拉伸破坏）转变为模式Ⅰ（塑性大变形），避免了爆炸相邻舱室受到冲击波和准静态压力的作用。

3.2整体变形与等效塑性应变分布
不同舱壁的结构沿高度方向的整体变形模式相同，但幅值有一定差异，如图4所示。

在1ms 时，两种舱壁整体变形基本一致。

3ms 时，已经产生了一定的差异，新型舱壁的中点变形为47.5mm ，略小于传统舱壁的50.1mm 。

5ms 时，两者变形均继续变大，新型舱壁变为76.3mm ，而传统舱壁则为86.1mm ，差值进一步增大。

可以看出，CPS 结构不仅改变了舱壁的破坏模式，也能减小舱壁的整体变形。

图5为比冲量对舱壁最大变形的影响。

可以看出，当比冲量为20kN·s 时，两种舱壁最大变形分
别为49.4mm 和45.2mm ，相差4.2mm ；而当比冲量为50kN·s 时，两种舱壁的最大变形分别为87.8mm 和70.2mm ，相差为17.6mm 。

随着比冲量的增大，CPS 结构对舱壁最大塑性变形的降低越明显。

另外可以看出，传统舱壁的最大塑性变形与比冲量基本呈线性相关，而设置CPS 结构的新型舱壁则没有此特点。

D e f o r m a t i o n /m m
Distance/m
D e f o r m a t i o n /m m
Impulse/(k N ·s)
图4不同舱壁的整体变形
图5比冲量对舱壁最大变形的影响
Fig.4Deformation of different bulkheads
Fig.5Specific impulse vs deformation of bulkheads
图6为塑性应变沿高度方向的分布。

可以看出，传统舱壁塑性变形的分布规律为：中间基本相同，舱壁与甲板连接处塑性变形的局部化特征明显，且随着时间的增加，塑性应变局部化程度进一步增大，此处为结构抗爆设计的薄弱环节。

而设置了CPS 结构的新型舱壁不仅舱壁中间区域塑性变形小于传统结构，舱壁与强力甲板连接处更是大幅度降低，明显提高了舱壁结构的抗爆性能。

E q u i v a l e n t p l a s t i c s t r a i n
Distance/m S h e a r s t r e s s /M P a
Time/ms
图6不同舱壁的塑性应变
图7舱壁连接处的剪切应力
Fig.6Plastic strain of different bulkheads
Fig.7Shear stress at joints of bulkheads and strength decks
3.3应力状态分析
由3.2节的分析可知，舱壁与甲板连接处是较容易发生破坏的区域，需要重点关注。

图7为连接
1154船舶力学第24卷第9期
处单元的剪应力。

0-0.9ms 时，传统舱壁与新型舱壁的剪切应力基本一致。

随着变形的持续，传统舱壁的剪应力迅速增大，并在5.1ms 时，达到峰值800MPa ，此后在6.2ms 时，单元失效，舱壁整体失效；而新型舱壁在0.9ms 后剪切应力相对持平，并在5.4ms 后略有下降。

说明新型舱壁改善了连接处的局部剪切应力。

舱壁变形过程中，各处的应力状态均在不断变化，如图7所示。

研究表明，应力三轴度η可直接表征材料的受力特征[14]：当η≤-1/3时，材料受纯压缩；1/3<η<0时，材料受压剪联合作用；η=0时，材料受纯剪切；0<η<1/3时，材料受拉剪联合作用；η≥1/3时，材料受纯拉伸作用。

由图8可以看出，初期两种舱壁连接处的应力状态相当，均由于冲击波压力作用，材料发生压缩，迅速达到应力三轴度的负值区间。

此后，传统舱壁的应力三轴度在0.23左右波动，处于拉伸和剪切联合作用阶段，处于低碳钢材料断裂应变较低的区间；而新型舱壁由于CPS 结构的作用，连接处局部应力三轴度约为0.45，材料处于单轴拉伸向双轴拉伸过渡区间，说明新型舱壁将传统舱壁连接处的拉剪联合作用改进为纯拉伸作用。

4分析与讨论
设置CPS 结构对舱壁抗爆性能的影响主要有两个方面：（1）降低局部应力和塑性应变；（2）改变局部应力状态。

两者共同作用，影响舱壁的临界破损载荷和破坏模式。

（a ）传统舱壁
（b ）新型舱壁
图9舱壁变形及局部受力特点示意图Fig.9Schematic of different
0.4
Shear fracture Ductile fracture
Average stress triaxiality Equivalent strain to fracture εf
No fracture
0.4
Stress triaxiality
图10应力三轴度对失效应变的影响
图11三种材料应力三轴度对失效应变影响
Fig.10Stress triaxiality vs fracture strain
Fig.11Stress triaxiality vs fracture strain of 3kinds of materials
S t r e s s t r i x i a l i t y
Time/ms
图8舱壁连接处的应力三轴度
Fig.8Stress triaxiality at joints of bulkheads
and strength decks
Shear combined tension
Tension only
第9期李营等：改变应力状态的抗内爆炸 (1155)
1156船舶力学第24卷第9期
改变局部应力和塑性变形的示意图如图9所示。

可以发现，由于CPS结构的限制，舱壁无法在爆炸载荷作用方向上发生位移，减小了塑性应变值，从一定程度上使得新型舱壁更难发生破坏失效。

改变应力状态对破损的影响如图10所示。

有关研究表明[14-16]，应力状态显著影响金属材料的断裂应变及微观损伤机理。

材料在剪切区域时的断裂机理主要为剪切失效或绝热剪切失效，此时材料塑性吸能较少，较容易发生破坏。

而当材料处于拉伸状态时，主要破坏机理为微观延性扩孔，金属位错吸收较多的塑性变形能，断裂应变略大于剪切状态。

设置CPS结构的新型舱壁将应力状态从拉剪转变为拉伸，一定程度上增大了临界断裂应变，即更难发生材料失效。

研究表明，船用低碳钢[17]、2024-351铝[10]和TC4[18]等材料均表现出在剪切区到单轴拉伸区间，临界断裂均有一定程度的上升。

三种材料的实验数据如图11所示，验证了新型舱壁将拉剪变为拉伸，能在一定程度上提高抗破损能力。

5结语
舱壁是限制反舰导弹穿舱内爆炸影响区域的重要结构，一旦破损，爆炸冲击波和准静态压力将直接作用于相邻舱室，因此，对舱壁开展抗爆结构和机理分析十分有意义。

本文讨论了一种基于改变应力状态的抗爆舱壁结构。

在现有舱壁结构的基础上，不进行颠覆性改变，无须进行大范围结构形式和材料的调整，仅通过在连接处设置弧形结构就可明显改善抗破损能力。

新型舱壁抗破损效果主要是由于两方面的原因：（1）新型结构能有效减小舱壁的最大塑性变形、局部塑性应变和剪切应力；（2）新型结构能改变舱壁与强力甲板连接处的应力状态，提高材料的失效应变。

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