馬銀亮，張 攀，程遠(yuǎn)勝，劉 均

（華中科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，湖北 武漢 430074）

在現(xiàn)代海上作戰(zhàn)時(shí)，現(xiàn)代水面艦艇的生命力和戰(zhàn)斗力受到反艦導(dǎo)彈的嚴(yán)重威脅。半穿甲反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部侵徹穿透艦船舷側(cè)，在艙內(nèi)延時(shí)爆炸對(duì)艙室結(jié)構(gòu)嚴(yán)重毀傷[1]。由于封閉效應(yīng)，艙內(nèi)爆炸下結(jié)構(gòu)內(nèi)部的載荷傳遞較自由場(chǎng)爆炸更加復(fù)雜，且結(jié)構(gòu)的毀傷通常更為嚴(yán)重，艙室的角隅部位往往會(huì)率先發(fā)生破壞。因此研究艦船艙室角隅連接結(jié)構(gòu)的抗內(nèi)爆設(shè)計(jì)，對(duì)于提升內(nèi)爆載荷作用下艦船艙室角隅部位的抗爆能力十分重要，對(duì)于保障艦船艙室整體的抗內(nèi)爆能力有著重要意義。

針對(duì)艦船結(jié)構(gòu)在內(nèi)爆載荷下的毀傷和防護(hù)研究的關(guān)注度一直很高[2-6]。陳鵬宇等[7]建立了艙內(nèi)爆炸載荷簡化載荷計(jì)算模型，能夠快速估算艙室內(nèi)部角隅區(qū)和中間區(qū)域受到的載荷強(qiáng)度和壁面總沖量。候海量等[8-9]分別采用數(shù)值模擬和縮比模型試驗(yàn)的方法開展了研究，指出艙室板架角隅撕裂的典型失效模式，以及艙內(nèi)爆炸下沖擊波在角隅匯聚且匯聚波強(qiáng)度遠(yuǎn)大于壁面反射沖擊波的特征。姚術(shù)健[10]研究了單箱室和多箱室結(jié)構(gòu)的破壞模式，并基于量綱分析建立了箱室結(jié)構(gòu)破壞模式的快速預(yù)測(cè)公式。為了提高艦船結(jié)構(gòu)在艙內(nèi)爆炸載荷下的生命力，王佳穎等[11]研究了雙層橫艙壁在艙內(nèi)爆炸載荷下的破壞模式，并針對(duì)性地提出了改進(jìn)方案。Nurick 等[6]通過大量實(shí)驗(yàn)研究了均布爆炸載荷作用下螺栓夾持板邊界處的塑性變形，結(jié)果表明改善邊界條件能夠改變板的變形模式。目前，艦船艙室角隅連接結(jié)構(gòu)抗爆設(shè)計(jì)研究的公開文獻(xiàn)資料比較缺乏?？紫樯氐萚12]開展了雙層艙室結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸試驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)在角隅位置設(shè)置連接結(jié)構(gòu)能一定程度上削減沖擊波的角隅匯聚效應(yīng)，但沖擊波強(qiáng)度較大時(shí)效果不明顯。李營等[13-14]基于梁撓曲變形理論分析了艙內(nèi)準(zhǔn)靜態(tài)氣壓作用下艙壁的變形機(jī)理，并通過設(shè)置變形協(xié)調(diào)裝置降低了艙壁邊緣失效的風(fēng)險(xiǎn)，同時(shí)探討了變形協(xié)調(diào)裝置半徑對(duì)局部變形的影響。

本文以簡單箱型艙室為研究對(duì)象，采用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA，分析不同水平艙內(nèi)爆炸載荷作用下不同角隅連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的動(dòng)響應(yīng)過程，通過艙壁變形撓度、角隅壓力匯聚、角隅塑性應(yīng)變及破壞模式，討論角隅連接結(jié)構(gòu)提高艙室抗爆能力的機(jī)理。

1 計(jì)算模型

1.1 幾何模型

本文采用箱型艙室結(jié)構(gòu)作為實(shí)際艦船艙室結(jié)構(gòu)的簡化模型，如圖1 所示。正方形箱體邊長為600 mm，壁板厚度為4 mm，材料為Q235 鋼。為了模擬穿甲導(dǎo)彈穿透船體進(jìn)入艙室內(nèi)部，箱體頂板中心開孔，開孔直徑為100 mm。為了考慮鄰艙對(duì)爆炸當(dāng)艙的邊界約束影響，箱體結(jié)構(gòu)在各個(gè)方向上設(shè)置邊界板，邊界板板寬為箱體邊長的1/5。為了保證箱體各壁面受到的載荷均勻，TNT 炸藥為立方體，布置在箱體中心，使炸藥邊長與箱體邊長平行，起爆方式為中心起爆。

圖1 箱型艙室?guī)缀文Ｐ虵ig. 1 Geometric model of box cabin

由文獻(xiàn)[8-9]，艙內(nèi)爆炸載荷下艙室內(nèi)容角隅壓力匯聚現(xiàn)象非常顯著，并且角隅撕裂破壞是艙室結(jié)構(gòu)的主要失效模式。針對(duì)箱型結(jié)構(gòu)的角隅破壞模式特征，角隅連接結(jié)構(gòu)型式的設(shè)計(jì)從以下4 個(gè)方面出發(fā)：(1) 削弱角隅匯聚效應(yīng)；(2) 改善結(jié)構(gòu)應(yīng)力狀態(tài)；(3) 協(xié)調(diào)變形，降低角隅塑性應(yīng)變；(4) 轉(zhuǎn)換失效模式。為了削弱艙室角隅匯聚效應(yīng)，在艙室角隅區(qū)域設(shè)計(jì)了平板型、內(nèi)凹型和外凸型連接結(jié)構(gòu)，以此探討連接結(jié)構(gòu)幾何構(gòu)型對(duì)角隅匯聚效應(yīng)的影響。同時(shí)，從改變角隅位置的受力狀態(tài)以及剛度變化的角度，設(shè)計(jì)了箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)。另外，還從降低角隅局部的塑性變形以及協(xié)調(diào)角隅變形，設(shè)計(jì)了背面弧型連接結(jié)構(gòu)。在抗爆過程中4 種機(jī)理可能存在共同作用，協(xié)同影響艙內(nèi)載荷和艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)響應(yīng)。6 種角隅連接結(jié)構(gòu)布置在箱型艙室側(cè)壁板和上下底板的連接處，如圖2 所示。平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)在迎爆面，厚度均為4 mm；由于協(xié)調(diào)變形需要足夠大的支撐剛度，故背面弧型連接結(jié)構(gòu)為一弧形厚板，厚度為20 mm，設(shè)置在背爆面一側(cè)。

圖2 角隅連接結(jié)構(gòu)幾何模型Fig. 2 Geometric model of corner connection structure

鑒于載荷和結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，本文僅建立1/4 有限元模型以節(jié)省計(jì)算資源。艙室結(jié)構(gòu)采用Shell 164 單元模擬，選擇Lagrange 單元算法。經(jīng)過網(wǎng)格尺寸收斂性分析，箱型艙室結(jié)構(gòu)采用8 mm 網(wǎng)格尺寸。為充分考慮結(jié)構(gòu)與空氣域的耦合作用，建立900 mm×900 mm×900 mm 的空氣域，如圖3 所示?？諝庥虿捎没诙辔镔|(zhì)ALE 算法的Solid 163 實(shí)體單元進(jìn)行離散，網(wǎng)格大小為8 mm，中心區(qū)域進(jìn)行局部加密處理。炸藥直接采用初始化關(guān)鍵字(*Initial_Volume_Fraction_Geometry)在空氣域中填充得到。通過流固耦合關(guān)鍵字(*Constrained_Lagrange_In_Solid)定義結(jié)構(gòu)與空氣域之間的相互作用。

圖3 箱型艙室有限元模型(1/4 模型)Fig. 3 FE model of box-cabin (1/4 model)

1.2 材料模型

采用Johnson-Cook 材料模型描述Q235 鋼的動(dòng)態(tài)力學(xué)行為。該材料模型考慮了應(yīng)變、應(yīng)變率效應(yīng)和溫度的影響，能較精確地模擬Q235 鋼在爆炸載荷下的力學(xué)行為。在J-C 模型中，材料的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力可表達(dá)為：σy

式中：AJC、BJC、n、m、 ε˙0為需要輸入的材料常數(shù)，其中AJC為材料的屈服應(yīng)力，BJC為應(yīng)變硬化，n為應(yīng)變硬化指數(shù)，m為溫度相關(guān)系數(shù)， ε˙0為應(yīng)變率歸一化因子；εeq為等效塑性應(yīng)變， ε˙eq為等效塑性應(yīng)變率；T為材料的溫度，Tm為材料的熔化溫度，Tr為室溫。Q235 鋼的具體參數(shù)見表1，其中：ν 為泊松比，c為應(yīng)變率相關(guān)系數(shù)。為了能夠較準(zhǔn)確地模擬箱體結(jié)構(gòu)的破壞，對(duì)Q235 鋼材料采用基于等效塑性應(yīng)變的失效準(zhǔn)則，依據(jù)文獻(xiàn)[16]動(dòng)態(tài)拉伸試驗(yàn)，失效應(yīng)變?cè)O(shè)置為0.23。

表1 Q235 鋼的Johnson-Cook 模型參數(shù)[15]Table 1 Johnson-Cook material model parameters used for Q235 steel[15]

TNT 炸藥通過關(guān)鍵字*Mat_High_Explosive_Burn 材料模型進(jìn)行定義，并采用JWL 狀態(tài)方程描述其爆轟產(chǎn)物的壓強(qiáng)與其相對(duì)體積、內(nèi)能之間的關(guān)系：

式中：p為壓力；ETNT為單位體積炸藥的內(nèi)能；V為當(dāng)前相對(duì)體積；AJWL、BJWL、R1、R2、ω 為JWL 狀態(tài)方程參數(shù)，具體參數(shù)來源于文獻(xiàn)[17]，見表2，其中：V0為初始相對(duì)體積。

表2 TNT 材料模型及狀態(tài)方程參數(shù)[17]Table 2 Parameters of TNT material model and equation of state[17]

假設(shè)空氣為無黏性理想氣體，遵守Gamma 定律，采用關(guān)鍵字*Mat_Null 和氣體狀態(tài)方程*Eos_Linear_Polynomal 來描述，線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程如下：

式中：p為壓力， μ 為相對(duì)體積，eair為空氣的單位體積內(nèi)能；C0=C1=C2=C3=C6=0 ，C4=C5=γ-1 ，γ=Cp/CV為理想氣體的比熱比，取γ =1.4 ；空氣的初始密度取為1.29 kg/m3。

1.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

以文獻(xiàn)[15,18]中公布的鋼箱結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸實(shí)驗(yàn)和固支鋼板爆炸破膜實(shí)驗(yàn)作為驗(yàn)證對(duì)象，以此來驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的有效性。

文獻(xiàn)[15]中3 種立方箱體艙室的邊長分別為300、450、600 mm ，分別記為SB-300、SB-450、SB-600，壁板厚度分別為2、3、4 mm，每個(gè)艙室有3 種不同的爆炸工況，共9 個(gè)工況。圖4(a)給出了箱型艙室在艙內(nèi)爆炸下的典型變形特征的對(duì)比，數(shù)值模擬結(jié)果中箱型艙室壁板呈現(xiàn)出整體外凸的變形特征，邊界板發(fā)生了面內(nèi)屈曲，且艙室棱邊1/2 位置附近存在褶皺變形，這與文獻(xiàn)[15]給出的實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合程度比較高。圖4(b)給出了箱型艙室側(cè)壁中心變形撓度的數(shù)值模擬數(shù)據(jù)和文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，散點(diǎn)均落在圖表對(duì)角線（散點(diǎn)與對(duì)角線的位置關(guān)系表征數(shù)值模擬數(shù)據(jù)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的誤差）附近，變形撓度平均誤差為8.7%。

圖4 箱型艙室在艙內(nèi)爆炸下的動(dòng)響應(yīng)結(jié)果與文獻(xiàn)[15]的對(duì)比Fig. 4 Simulted deformation results of box cabin subjected to internal blast loading compared with that by ref. [15]

文獻(xiàn)[18]中固支鋼板的受載面積為250 mm×250 mm，爆炸當(dāng)量為60 g TNT，工況T-1 和T-2 的靶板厚度分別為1.2 和1.5 mm。圖5 給出了固支鋼板在爆炸載荷下的文獻(xiàn)實(shí)驗(yàn)結(jié)果和數(shù)值模擬結(jié)果，在爆炸載荷下固支鋼板出現(xiàn)反向花瓣撕裂，數(shù)值模擬預(yù)報(bào)的破壞模式吻合較好，且數(shù)值預(yù)報(bào)的工況T-1 和T-2 的花瓣破口直徑誤差分別為12.7%和6.4%。由此可認(rèn)為本文采用的數(shù)值模擬方法具有足夠的可靠性支撐本文所開展的研究工作。

圖5 固支鋼板在爆炸載荷下的損傷破壞模式Fig. 5 Damage mode of clamped steel plate subjected to blast loading.

1.4 計(jì)算工況

文獻(xiàn)[15]所設(shè)計(jì)的工況艙室結(jié)構(gòu)均表現(xiàn)為塑性大變形的模式，未涉及艙室發(fā)生破損失效。本文進(jìn)一步提升了艙內(nèi)爆炸的炸藥當(dāng)量，使得原始艙室結(jié)構(gòu)表現(xiàn)出更為豐富的失效模式，從而能夠更為全面地評(píng)價(jià)角隅連接型式對(duì)箱型艙室結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)的影響。

經(jīng)過試算后，在834.6 g TNT 爆炸作用下，箱型艙室整體發(fā)生塑性大變形，艙室壁板對(duì)角線上存在明顯的4 條塑性絞線，壁板在爆炸載荷作用下發(fā)生膜拉伸和彎曲變形，為Ⅰ類毀傷（如圖6(a)所示）。在1 001.0 g TNT 爆炸作用下，艙室壁板在角隅邊界處材料達(dá)到塑性應(yīng)變極限，發(fā)生Ⅱ類破壞（如圖6(b)所示），即角隅撕裂破壞。最終，根據(jù)艙內(nèi)爆炸載荷下原始艙室的毀傷模式，確定了3 種不同的炸藥當(dāng)量水平，分別是：187.5、834.6和1 001.0 g TNT。本文將分析對(duì)比采用不同角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室結(jié)構(gòu)分別在不同水平的內(nèi)爆效應(yīng)下的響應(yīng)規(guī)律。具體計(jì)算工況見表3，表中字符含義如下：原始無連接型(YS)、平板型(PB)、內(nèi)凹型(NA)、外凸型(WT)、箭頭型(JT)、箭矢型(JS)和背面弧型(BMH)連接結(jié)構(gòu)艙室。

圖6 強(qiáng)內(nèi)爆載荷下箱型艙室典型毀傷模式Fig. 6 Typical damage feature of box cabin subjected to strong blast loading

表3 計(jì)算工況及數(shù)值結(jié)果Table 3 Computational conditions and numerical results

2 結(jié)果分析與討論

表3 給出了各工況下數(shù)值模擬數(shù)據(jù)結(jié)果，包括艙室側(cè)壁中心點(diǎn)最大變形（側(cè)壁發(fā)生破損時(shí)不統(tǒng)計(jì)）以及艙室發(fā)生失效時(shí)的破壞模式。

2.1 連接結(jié)構(gòu)型式對(duì)艙壁變形撓度的影響

根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果，在艙內(nèi)爆炸載荷作用下，不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室均出現(xiàn)了明顯的塑性變形，艙室壁板發(fā)生明顯鼓包變形，壁板的最大變形撓度位于壁板中心處。連接結(jié)構(gòu)能夠一定程度上減小內(nèi)爆載荷下箱型艙室的變形，小當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸（187.5 g TNT）下效果最明顯。圖7 給出了各連接結(jié)構(gòu)在中、小當(dāng)量炸藥內(nèi)爆作用下的最大變形撓度。在小當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸下，原箱型艙室側(cè)壁最大變形撓度達(dá)到55.2 mm，6 種連接結(jié)構(gòu)均能減少艙室的整體變形，其中設(shè)置平板型、箭頭型和箭矢型角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室側(cè)壁最大變形撓度分別為30.5、31.6 和31.5 mm，側(cè)壁最大變形撓度減小45%左右。采用內(nèi)凹型、外凸型和背面弧型角隅連接結(jié)構(gòu)的艙室側(cè)壁最大變形撓度分別減小了37.3%、36.2%和29.7%。在中等當(dāng)量炸藥艙內(nèi)爆炸（834.6 g TNT）下，原箱型艙室側(cè)壁最大變形撓度為83.8 mm，此時(shí)由于內(nèi)爆載荷強(qiáng)度高，連接結(jié)構(gòu)抑制艙室變形的效果減弱，但平板型連接結(jié)構(gòu)仍能使艙室側(cè)壁變形減小31.9%，內(nèi)凹型結(jié)構(gòu)、背面弧型連接結(jié)構(gòu)分別減小15%左右。

圖7 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的最大變形撓度Fig. 7 Maximum deflection of the side walls of box cabins with different connection structures

圖8 所示為187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的中剖面變形輪廓。通過對(duì)比可以發(fā)現(xiàn)，角隅連接結(jié)構(gòu)能夠改善箱型艙室角隅位置的強(qiáng)彎曲變形。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的箱型艙室角隅位置（圖8 中艙室側(cè)壁0～60、540～600 mm 距離范圍）的變形撓度差值達(dá)到20 mm 以上。角隅連接結(jié)構(gòu)的存在能夠通過協(xié)調(diào)變形改善強(qiáng)彎曲變形，設(shè)置角隅連接結(jié)構(gòu)（除背面弧型連接結(jié)構(gòu)）的艙室角隅變形撓度均下降至15 mm 以下，其中平板型結(jié)構(gòu)甚至下降至3 mm。背面弧型結(jié)構(gòu)在角隅位置的變形梯度相對(duì)更小。

圖8 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室側(cè)壁的變形容貌（187.5 g TNT）Fig. 8 Deformation pattern of the side plate of box cabins with different connection structures. (187.5 g TNT)

圖9 為834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室（1/2 模型）的變形云圖。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下無連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅位置的強(qiáng)彎曲變形進(jìn)一步惡化，且內(nèi)收效應(yīng)明顯，使得角隅位置發(fā)展成為整個(gè)艙室發(fā)生破壞的危險(xiǎn)位置。設(shè)置平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的箱型艙室側(cè)壁變形集中在中間區(qū)域，變形區(qū)域相對(duì)變小。值得注意的是，設(shè)置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室此時(shí)發(fā)生破損，連接結(jié)構(gòu)邊緣與其他結(jié)構(gòu)連接處發(fā)生撕裂導(dǎo)致側(cè)壁或者底面平板飛出，這是因?yàn)檫@3 種連接結(jié)構(gòu)存在剛度不匹配以及中等載荷下角隅部位變形無法協(xié)調(diào)導(dǎo)致的。

圖9 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁的變形云圖（834.6 g TNT）Fig. 9 Deflection clouds of bulkheads of box cabins with different connecting structures (834.6 g TNT)

艙內(nèi)爆炸載荷下，箱型艙室壁板的膜拉伸作用導(dǎo)致艙室邊界處棱邊出現(xiàn)內(nèi)收行為，本文將這種行為稱為邊界內(nèi)收效應(yīng)。對(duì)比發(fā)現(xiàn)，連接結(jié)構(gòu)能減弱箱型艙室在內(nèi)爆載荷下的邊界內(nèi)收效應(yīng)。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點(diǎn)相對(duì)位移為10.6 mm，6 種連接結(jié)構(gòu)艙室的棱邊中心點(diǎn)相對(duì)位移量均大約為3 mm，內(nèi)收效應(yīng)降低約72%。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點(diǎn)相對(duì)位移為29.1 mm，采用平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的艙室棱邊中心點(diǎn)相對(duì)位移約為7 mm，內(nèi)收效應(yīng)降低約76%。連接結(jié)構(gòu)的存在，能夠提升艙室邊界附近結(jié)構(gòu)的剛度，進(jìn)而很大程度上改善艙室邊界附近的膜拉伸作用，最終降低邊界內(nèi)收效應(yīng)。

2.2 連接結(jié)構(gòu)型式對(duì)角隅壓力匯聚的影響

為了獲得艙內(nèi)爆炸下箱型艙室內(nèi)部典型特征位置的壓力特征，計(jì)算得到了187.5、834.6 g TNT 在艙內(nèi)爆炸時(shí)原始艙室3 個(gè)測(cè)點(diǎn)A、B和C處的壓力時(shí)程，如圖10 所示，測(cè)點(diǎn)A、B和C分別位于兩面角隅結(jié)構(gòu)、三面角隅結(jié)構(gòu)、側(cè)壁中心附近流固耦合面上。表4 列出了187.5 和834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下原始（YS）艙室和平板型（PB）、內(nèi)凹型（NA）、外凸型（WT）連接結(jié)構(gòu)箱型艙室內(nèi)部測(cè)點(diǎn)A、B、C的壓力峰值，用測(cè)點(diǎn)A和C的壓力比值λ1來表示兩面角隅區(qū)的壓力匯聚水平，用測(cè)點(diǎn)B和C的壓力比值λ2來表示三面角隅區(qū)的壓力匯聚水平。

圖10 型艙室典型特征位置的壓力時(shí)程曲線Fig. 10 Pressure history curves for typical characteristic positions of the box cabin

表4 箱型艙室內(nèi)特征位置壓力峰值Table 4 Peak pressure in feature position of box cabin.

不同連接結(jié)構(gòu)艙室在相同載荷下的初始沖擊波壓力基本一致。TNT 在艙內(nèi)爆炸時(shí)，各測(cè)點(diǎn)承受沖擊波的反復(fù)作用，表現(xiàn)出多次壓力峰值。角隅區(qū)存在匯聚壓力峰值，且角隅區(qū)在較長時(shí)間內(nèi)表現(xiàn)出高壓。187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，原始無連接結(jié)構(gòu)艙室模型的測(cè)點(diǎn)A、B、C的壓力峰值分別達(dá)到了18.0、31.0 和12.6 MPa；834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，三個(gè)壓力測(cè)點(diǎn)峰值分別達(dá)到了29.4 、54.5 和33.2 MPa。兩種爆炸載荷下原始艙室的λ1值分別為1.43 和0.89，λ2值分別為2.46 和1.64，這表明載荷越強(qiáng)，壁面的反射沖擊波峰值與角隅區(qū)域的匯聚沖擊波壓力峰值差距減小。187.5g TNT 艙內(nèi)爆炸下，平板型、內(nèi)凹型、外凸型連接結(jié)構(gòu)箱型艙室測(cè)點(diǎn)A和C壓力峰值的比值λ1分別為1.15、0.82 和0.58（均小于1.43），測(cè)點(diǎn)B和C壓力峰值的比值λ2分別為1.49、1.42 和1.24（均小于2.46），這說明連接結(jié)構(gòu)一定程度上削減了角隅位置的沖擊波匯聚，且在小載荷下外凸型結(jié)構(gòu)對(duì)角隅匯聚影響更大。834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，平板型和外凸型結(jié)構(gòu)艙室的λ1與λ2值和原始艙室的λ1與λ2值之間的差值相比187.5 g TNT 內(nèi)爆下變小，這說明強(qiáng)載荷作用下連接結(jié)構(gòu)對(duì)沖擊波流場(chǎng)的影響能力變?nèi)酢?/p>

2.3 連接結(jié)構(gòu)型式對(duì)角隅等效塑性應(yīng)變的影響

艙內(nèi)爆炸載荷下，箱型艙室角隅位置附近的塑性變形明顯高于艙壁中間區(qū)域。圖11 為不同角隅連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁中剖面（0～300 mm 范圍）的等效塑性應(yīng)變，圖中塑性應(yīng)變隨位置變化的曲率就是塑性應(yīng)變的變化梯度。在187.5 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變?yōu)?.101，在距艙壁根部0～9 mm 區(qū)域應(yīng)變變化幅度達(dá)0.087，表現(xiàn)出很高的變化梯度。6 種連接結(jié)構(gòu)均能一定程度上改善角隅局部塑性應(yīng)變狀態(tài)，其中設(shè)置背面弧型連接結(jié)構(gòu)的艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變僅為0.036，距艙壁根部24～32 mm 區(qū)域應(yīng)變變化幅度為0.03，塑性應(yīng)變的變化梯度小于原箱型艙室。平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型、箭矢型連接結(jié)構(gòu)艙室角隅位置的最大塑性應(yīng)變?cè)?.076～0.093 之間。同時(shí)，角隅結(jié)構(gòu)能夠使得最大塑性變形的位置遠(yuǎn)離角隅根部一定距離。綜上，設(shè)置角隅連接結(jié)構(gòu)可以不同程度地減小最大塑性應(yīng)變，其中背面弧型連接結(jié)構(gòu)對(duì)降低塑性應(yīng)變變化梯度效果最為明顯。

圖11 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室艙壁中剖面的塑性應(yīng)變（187.5 g TNT）Fig. 11 Equivalent plastic strain in the middle bulkhead sections of box cabins with different connecting structures (187.5 g TNT)

如圖12 所示，834.6 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，原始艙室角隅位置最大塑性應(yīng)變?yōu)?.168。平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅位置塑性應(yīng)變水平相比原始艙室變化比較明顯。在爆炸載荷的作用下，艙壁呈現(xiàn)球形鼓包，平板型、內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)代替了艙壁角隅根部區(qū)域發(fā)生變形，降低了角隅位置的變形梯度。艙壁與沖擊波互相作用發(fā)生變形后，背面弧型連接結(jié)構(gòu)與艙壁根部緊密貼合，艙壁最大塑性應(yīng)變?yōu)?.056。隨著艙壁變形逐步增大，這種貼合的范圍也逐步增加。原始艙室艙壁根部受彎曲和膜力拉伸的共同作用，塑性變形局部化特征明顯，背面弧型連接結(jié)構(gòu)一定程度上抵消了艙壁根部的彎曲應(yīng)力。同時(shí)，連接結(jié)構(gòu)的增加使得艙壁的膜力作用增強(qiáng)，艙壁發(fā)生塑性變形的區(qū)域增加，提升了吸能效果。

圖12 原始艙室與帶有連接結(jié)構(gòu)的艙室角隅塑性應(yīng)變?cè)茍D（834.6 g TNT）Fig. 12 Plastic strain clouds of the corners of the original cabin and the cabin with a connecting structure (834.6 g TNT)

2.4 連接結(jié)構(gòu)型式對(duì)角隅局部破壞模式的影響

1 001.0 g TNT 艙內(nèi)爆炸下，無連接結(jié)構(gòu)箱型艙室角隅邊緣位置處出現(xiàn)明顯應(yīng)力集中，側(cè)壁角隅位置發(fā)生撕裂，如圖6 (b)所示。圖13 給出了不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的變形/破壞模式。其中，設(shè)置平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)的3 種箱型艙室未發(fā)生明顯失效行為，而設(shè)置外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室均發(fā)生了不同程度的失效。

圖13 不同連接結(jié)構(gòu)箱型艙室的變形/破壞模式（1 001.0 g TNT）Fig. 13 Deformation/failure modes of box cabins with different connection structures (1 001.0 g TNT)

平板型連接結(jié)構(gòu)艙室角隅部位連接結(jié)構(gòu)發(fā)生塑性變形，將角隅位置壁板的強(qiáng)彎曲變形轉(zhuǎn)化為平板型連接結(jié)構(gòu)的面內(nèi)拉伸。內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)為一內(nèi)凹板，發(fā)揮效用的模式與平板型連接結(jié)構(gòu)類似，但其包含自身拉直變形和面內(nèi)拉伸兩種模式。外凸型連接結(jié)構(gòu)為外凸板，在強(qiáng)載荷的作用下壁板發(fā)生邊界剪切的破壞模式，這可能是由于外凸板的設(shè)置使得壁板的有效吸能變形區(qū)域變小，發(fā)生剪切失效。設(shè)置箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)的艙室毀傷模式幾乎相同，下底板飛出是由于撕裂部位兩邊剛度不匹配導(dǎo)致剪切失效。背面弧型連接結(jié)構(gòu)設(shè)置在背爆面，通過艙壁根部變形后與厚板弧型結(jié)構(gòu)緊密貼合來協(xié)調(diào)變形，限制角隅位置壁板的強(qiáng)彎曲變形，降低連接局部區(qū)域的應(yīng)變梯度。

3 結(jié) 論

本文以艙室角隅連接結(jié)構(gòu)為研究對(duì)象，基于改善角隅壓力匯聚效應(yīng)和協(xié)調(diào)角隅變形的思想，設(shè)計(jì)了6 種典型的角隅連接結(jié)構(gòu)型式，通過采用驗(yàn)證后的數(shù)值模型，研究了角隅連接結(jié)構(gòu)型式對(duì)艙內(nèi)爆炸載荷下箱型艙室結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)的影響規(guī)律，主要研究結(jié)論如下：

(1) 相比原始無連接結(jié)構(gòu)的艙室模型，角隅連接結(jié)構(gòu)的存在能夠明顯減小箱型艙室的塑性大變形；這種效應(yīng)在低載荷水平（187.5 g TNT）下更為明顯，采用平板型、內(nèi)凹型和外凸型角隅連接結(jié)構(gòu)時(shí)，艙室最大塑性大變形能夠降低達(dá)到45.0%左右，性能最差的背面弧型連接結(jié)構(gòu)也能降低29.7%；隨著載荷強(qiáng)度的提升（834.6 g TNT），連接結(jié)構(gòu)對(duì)艙壁撓度變形的影響程度稍有降低，平板型連接結(jié)構(gòu)的降低幅度為31.9%，內(nèi)凹型和背面弧型連接結(jié)構(gòu)的降低幅度為15.0%左右；角隅連接結(jié)構(gòu)還能減弱箱型艙室在內(nèi)爆載荷下的邊界內(nèi)收效應(yīng)；

(2) 艙內(nèi)爆炸存在顯著的沖擊波反復(fù)作用和角隅壓力匯聚，載荷變強(qiáng)時(shí)壁面反射沖擊波與角隅匯聚沖擊波壓力峰值差距變?。辉谂搩?nèi)設(shè)置連接結(jié)構(gòu)能夠一定程度上減小角隅匯聚，但載荷過強(qiáng)時(shí)效果減弱；小載荷下外凸型連接結(jié)構(gòu)對(duì)匯聚效應(yīng)影響更大；

(3) 角隅連接結(jié)構(gòu)可以使得角隅區(qū)域附近的塑性應(yīng)變分布更為均勻，還可以降低角隅位置的塑性應(yīng)變水平；平板型、內(nèi)凹型、外凸型、箭頭型以及箭矢型連接結(jié)構(gòu)替代角隅根部變形從而降低變形梯度；在中等載荷（834.6 g TNT）下剛度不匹配以及變形不協(xié)調(diào)的差異導(dǎo)致外凸型、箭頭型和箭矢型連接結(jié)構(gòu)艙室發(fā)生破壞；背面弧型連接結(jié)構(gòu)通過艙壁變形后與其緊密貼合的形式削減了角隅位置的強(qiáng)彎曲變形，在小載荷和強(qiáng)載荷下均能大幅改善角隅的塑性應(yīng)變，最大塑性應(yīng)變降低約60%；

(4) 在強(qiáng)載荷（1 001.0 g TNT）下，原箱型艙室結(jié)構(gòu)角隅區(qū)域出現(xiàn)撕裂破壞；平板型、內(nèi)凹型、背面弧型連接結(jié)構(gòu)艙室未發(fā)生明顯失效，其他連接結(jié)構(gòu)艙室發(fā)生不同程度毀傷；平板型和內(nèi)凹型連接結(jié)構(gòu)通過變形后將艙壁根部的強(qiáng)彎曲變形轉(zhuǎn)變?yōu)槠渥陨淼拿鎯?nèi)拉伸而提升其抗爆能力；背面弧型則通過艙壁變形后與其緊密貼合來協(xié)調(diào)艙壁根部變形，限制強(qiáng)彎曲變形，從而增強(qiáng)艙壁的膜拉伸作用和降低連接局部區(qū)域的應(yīng)變梯度。