水下近場爆炸雙層防護結構抗爆能力的數值模擬分析

陳　崧，楊雄輝，唐文勇，郭　婭，蘇怡然

水下近場爆炸雙層防護結構抗爆能力的數值模擬分析

陳崧1，楊雄輝2，唐文勇3，郭婭3，蘇怡然3

1海軍駐中國艦船研究設計中心軍事代表室，湖北武漢430064
2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064
3上海交通大學海洋工程國家重點實驗室，上海200240

同步考慮水下近場爆炸沖擊波載荷與氣泡射流載荷的作用，綜合分析雙層防護結構型式及尺度對其抗爆能力的影響，可為雙層防護結構的抗爆設計提供直接技術支持。采用基于歐拉法的氣泡動力學程序模擬氣泡的近壁脈動過程，基于能量等效原則，將射流水柱對結構的沖擊簡化為等效的射流載荷，通過編制MSC.Dytran軟件子程序，在沖擊波數值模擬階段后自動添加等效射流載荷，實現更接近實際情況的雙層防護結構遭受水下近場爆炸過程的數值模擬。以內殼單位板厚變形能表征雙層防護結構的抗爆能力強弱，通過改變結構型式與尺寸參數，對不同支撐結構板厚、內殼板厚和內外殼間距下結構的抗爆能力進行批量計算，以結構總重和抗爆能力為雙重目標，借鑒多目標優化思想，得到雙層結構抗爆能力的最優解集。計算結果表明:當內外殼厚度及其間距一定時，存在最佳支撐結構板厚；在同等結構重量情況下，Y型雙層結構能提供更強的抗爆能力。

水下近場爆炸；雙層防護結構；抗爆能力；沖擊波；射流

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20150128.1202.012.html

期刊網址：www.ship-research.com

引用格式：陳崧，楊雄輝，唐文勇，等.水下近場爆炸雙層防護結構抗爆能力的數值模擬分析［J］.中國艦船研究，2015，10（1）：32-38. CHEN Song，YANG Xionghui，TANG Wenyong，et al.Numerical simulation on the explosion-resistance capability of double shell structures subjected to underwater near-field explosion［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（1）：32-38.

0　引言

水下近場爆炸是指裝藥位置距離艦船結構較近、能對艦船結構造成巨大破壞的水下爆炸，它具有輸入能量大、破壞作用強等特點，是艦船服役期間受到的主要威脅之一。水下近場爆炸過程中結構受到的載荷主要為爆炸前期的沖擊波載荷和爆炸后期的氣泡射流載荷［1］。沖擊波的本質為壓力波，具有作用時間短、波頭壓力峰值高的特點，對結構造成初步的損傷；在氣泡潰滅尾期，一股高速水流會穿透氣泡并作用于結構上，對結構造成二次沖擊。

對于這2種載荷及其與結構相互作用的研究，已經成為近年來的研究熱點。沖擊波載荷的數值模擬已經相對成熟［2-3］，而對于氣泡載荷的研究，自從Reyleigh建立不可壓縮流場中球形氣泡的運動方程以來，許多學者也對氣泡潰滅的理論進行了發展和完善。目前，求解水下氣泡脈動過程的數值算法主要包括基于勢流理論的邊界積分法和基于Navier-Stokes方程的歐拉法。前者計算效率高，但適用范圍有限，后者適用范圍廣，但計算效率低下。國內張阿漫、宗智等［4-5］基于邊界積分法對氣泡脈動過程進行了深入研究，取得較好的模擬效果。本文在模擬氣泡脈動的過程中，基于Navier-Stokes方程的歐拉法，采用近場壓力邊界條件，減小計算區域，提高歐拉法模擬水下氣泡的計算效率，計算結果分別與理論公式和實驗數據進行對比，證明了該算法的可靠性與高效性［6］。

為防止艦船在遭受水下近場爆炸沖擊后失去生命力，新型雙層防護結構成為艦船設計中重點采用的防護結構型式之一。對于雙層防護結構的型式以及在爆炸載荷下的動態響應特性，張振華等［7］采用能量法對舷側防護結構的抗爆機理進行了研究。能量法在考慮雙層防護結構動態響應計算時還有很多不完善的地方，所以對于雙層防護結構近場水下爆炸時的動態響應分析主要通過數值模擬來實現。張健等［8］利用MSC.Dytran軟件進行數值模擬，分析了不同雙層結構型式的抗爆能力；王耀輝等［9］借助AUTODYN通用軟件，分析了水下接觸爆炸作用下船體板架毀傷全過程；王超等［10］通過非線性有限元程序LS-DYNA，對水面艦船雙層結構水下抗爆特性進行數值模擬，分析各層結構在遭受水中兵器接觸爆炸時的破壞模式，陳長海等［11］利用MSC.Dytran軟件對接觸爆炸作用下的艦船箱型梁結構的止裂效應進行仿真模擬，并與試驗結果進行對比，表明了Dytran軟件數值分析結果的可靠性。但是這些文獻均沒有考慮射流載荷。

水下爆炸載荷實際上是沖擊波、氣泡脈動以及射流等聯合作用，但由于商業軟件的限制，現階段在數值模擬計算過程中一般是單獨考慮沖擊波載荷和射流載荷，分開進行流固耦合模擬，然后將兩部分的計算結果進行疊加［12-13］，這種方法與實際情況存在一定的差距。徐永剛等［14］利用數值分析法研究了水下爆炸沖擊波和氣泡聯合作用下的結構響應數值分析；Lee等［15］對水下爆炸作用下的薄板進行了模型試驗。但目前對沖擊波和射流聯合作用下的新型雙層防護結構動態性能研究較少，而且也較少考慮雙層結構之間的接觸擠壓效應以及外殼破損后水流對內層結構的沖擊。

為指導新型艦船防護結構型式的開發與尺寸設計，采用基于歐拉法的氣泡動力學程序計算氣泡射流載荷［6］，通過MSC.Dytran編寫用戶子程序，將等效后的射流載荷自動添加到沖擊波載荷作用階段后，完成沖擊波和射流載荷聯合作用下的結構數值仿真模擬。通過對不同形式、不同尺寸的雙層防護結構進行沖擊波和射流聯合作用下的抗爆數值模擬，得到結構在遭受沖擊波—射流聯合作用下的破壞程度，分析了結構參數對抗爆能力的影響規律，對相關結構的抗爆設計有較好的指導意義。

1　基本方法

本文數值分析基于MSC.Dytran軟件，采用顯式直接積分法的拉格朗日求解器，以及通用流固耦合算法。

1.1模型參數

在求解可壓縮流體力學問題時，除質量、動量、能量守恒方程外，還需要流體壓力與密度之間的關系，即流體狀態方程。

使用Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態方程描述高能炸藥，JWL狀態方程考慮了氣體分子間的作用力，適于描述具有較高密度的炸藥：

式中：P為壓力；η=ρ/ρ0為相對密度，其中ρ0為材料初始密度，ρ為變量密度；e0為比內能；A，B，ω，R1和R2為炸藥參數，一般可通過實驗測定。對于TNT炸藥，JWL狀態方程參數和炸藥的初始狀態參數如表1所示。

表1　TNT炸藥JWL狀態方程參數Tab.1Parameters of the JWL state equation for TNT material

使用TAIT狀態方程描述水體：

式中：P為壓力；K=KT/n，KT為體積模量，n為非定常數，可通過實驗測定。

使用Johnson-Cook屈服模型［16］和最大等效應變失效準則描述結構材料的本構，動態失效應變取0.3［17］：

1.2沖擊波射流聯合作用計算流程

在水下近場爆炸中，結構會同時遭受沖擊波和射流沖擊，但是由于軟件功能的限制，目前一般需拆分沖擊波與射流的沖擊作用，無法實現既模擬裝藥爆炸產生沖擊波并導致結構流固耦合響應的全過程，又同時模擬射流水柱沖擊導致的結構響應。

為同步考慮沖擊波與射流的沖擊作用，可通過單獨射流沖擊的結構響應預分析，將其等效為簡化的射流載荷，這樣便可在計算中同步施加沖擊波和射流載荷，而不需直接同步模擬水柱沖擊。整個計算流程如圖1所示。

圖1　結構受沖擊波—射流聯合作用的數值模擬流程圖Fig.1　Schematic view for the numerical simulation of a structure subjected to explosive wave and jet impact

首先，根據給定的裝藥參數，采用自編氣泡動力學程序模擬氣泡的脈動過程［6］，并捕捉與射流沖擊載荷計算直接相關的參數，包括射流形狀、射流速度和射流沖擊時刻氣泡與結構的距離等。利用MSC.Dytran求解器模擬結構單獨受射流沖擊作用的動態過程，基于能量等效，得到結構不同位置所受射流沖擊載荷的時程曲線。

隨后，利用MSC.Dytran求解結構受沖擊波作用的動態過程，根據結構的變形能和動能的時程曲線，當結構的變形能和動能趨于穩定（一般在沖擊波作用30 ms后），此時即可調用MSC.Dytran子程序加載射流沖擊載荷。采用Dytran的EXFUNC用戶子程序，定義不同區域的射流載荷。通過TABLEEX選項卡將射流作用區域用不同名字標識出來，在每一個時間步調用EXFUNC子程序，程序首先識別單元名字，判斷所屬受力區域，進而對不同的受力區域施加不同的力。

內殼所受的外力主要分2部分：一是由內外殼接觸碰撞產生的擠壓力，該力由Dytran接觸算法來施加；另一部分是外殼破損進水后流場對內殼的沖擊力。在施加進水沖擊力時，通過Dytran子程序識別出破損的外殼區域，然后在相對應的內殼板格施加沖擊力（圖2）。對于確定的板格，沖擊力PI可由式（4）求出。

式中：SI為內殼板格的面積；SC為對應外殼區域的破口面積；PJet為對應外殼區域的射流沖擊載荷。

圖2　內殼沖擊力計算原理Fig.2　Calculation method for impact loads of the inner shell

2　有限元模型

選取2種典型的雙層抗爆結構進行分析（圖3）。根據內外殼間支撐結構的不同形式，2種結構分別為具有I型支撐的雙層防護結構（簡稱I型雙層結構）和具有Y型支撐的雙層防護結構（簡稱Y型雙層結構）。在計算過程中，通過定義接觸關系，考慮雙層結構內、外殼和支撐結構件的接觸擠壓作用。所有模型載荷均選取500 kg TNT炸藥于5 m水深、距結構10 m遠的位置爆炸，用來比較不同結構對抗爆能力的影響。

圖3　典型雙層結構有限元模型Fig.3　FE model of typical double shell structures

3　抗爆能力分析

3.1衡量標準

雙層防護結構的抗爆原理為：外殼承受大部分沖擊力并通過支撐結構向內殼傳遞，支撐結構通過自身變形發揮緩沖和吸能作用，從而保護內殼。由于外板和支撐結構在抗爆中的作用為吸能和緩沖，其破壞程度大小將不會影響雙層結構的整體抗爆能力。綜上，優良雙層防護結構的目標為盡量避免產生內殼破口，減小內殼變形。

為體現內殼變形的程度大小，可以采用內殼最大撓度指標（Wm）、內殼吸能指標（Ed）、內殼最大塑性應變指標（Pm）等。其中，Wm指標在分析同一結構的不同尺寸時表現良好，但在比較不同結構的優劣時，會因結構的不同而產生誤差；Pm指標在內殼發生破壞后將不具有區分度；Ed指標宏觀地體現了內殼的整體彎曲變形狀況，屏蔽了局部應變與變形的失真，是衡量結構抗爆能力的理想指標，該指標已廣泛運用于抗爆能力的比較中［7，10］。

但是Ed指標在分析結構內殼板厚對抗爆能力的影響時具有不足：內殼的變形能指標Ed除了由內殼的變形程度大小決定外，還會受內殼板厚的影響，因此，Ed指標不能直接反映內殼變形程度的大小。為此，采用一種改進的Ed指標來表征內殼變形程度，該指標稱為內殼單位板厚變形能指標（Ept）。由于板的變形能約與板厚的3次方成正比，因此有

Ept是一個表征內殼平均變形量的指標，不受內殼板厚大小等因素的影響，內殼單位板厚變形能指標Ept越小，則雙層結構整體抗爆能力越優。

3.2結構尺寸對抗爆能力的影響

3.2.1支撐結構板厚的影響

對于I型、Y型2種支撐結構形式，將支撐結構板厚依次取5～12 mm，支撐結構上的加強筋隨著板厚的增大而相應增大，內殼板厚取10 mm，外殼板厚取12 mm，內外殼間距1 m。計算結果如圖4所示。

圖4　Ept指標隨支撐結構板厚的變化趨勢Fig.4　Variation of Eptwith respect to the thickness of support structure

首先分析I型雙層結構。從圖4可以看出，隨著支撐結構板厚的增大（5～8 mm），結構的抗爆能力緩慢增強。在這一階段，由于板厚相對較小，支撐結構會產生劇烈的屈曲和失效，內外殼間會發生明顯的碰撞接觸。由于支撐結構的變形和破壞會吸收一定能量，起到保護內殼的作用，所以當支撐結構板厚增大時，更多的能量被其吸收，起到的緩沖作用也變得明顯，從而增強了結構的總體抗爆能力。

隨著支撐結構的板厚增大至8～11 mm，以內殼吸能指標衡量的結構抗爆能力反而開始下降。在該階段，由于支撐結構的緩沖作用，內外殼間將不再發生碰撞接觸。隨著支撐結構的逐漸增強，外殼與支撐結構變形減小，越來越多的力直接從外殼傳遞至內殼，使內殼在外殼、支撐結構尚未發生充分變形與吸能時就已產生變形，這對結構抗爆能力是不利的，可能導致結構總體抗爆能力的下降。

當支撐結構板厚繼續增大至大于11 mm時，結構的抗爆能力又會好轉。此時，支撐結構框架已具有很大的剛度，成為雙層結構的主要承力構件，支撐結構通過其剛度抵抗外力，對內殼起到了保護作用。因此若板厚繼續增加，結構的抗爆能力將提高。

綜上所述，支撐結構在雙層結構抗爆過程中的作用為：

1）支撐結構有效提高了結構的整體剛度，起到承力的作用，該作用隨著支撐結構板厚的增大而增大，提高抗爆能力；

2）支撐結構作為傳力構件將外殼受到的沖擊力傳遞到內殼，使內外殼聯合抵抗外力作用，但同時也使內殼過早產生變形，反而降低結構抗爆能力；

3）支撐結構通過其變形起到緩沖和吸能作用，該作用隨著支撐結構板厚的增大而先減小后增大，若板厚過小則吸能太少，若板厚過大則變形太小，因此存在一個最優的板厚。

從圖4可以看出，I型結構的最優支撐結構板厚約為8～9 mm。Y型雙層結構的抗爆能力隨支撐結構板厚的變化趨勢與I型雙層結構基本一致，也呈現先減小后增大再減小的特點。但是，Y型雙層結構的最優板厚相對較小，約為6 mm。

3.2.2內殼板厚的影響

對于I型、Y型2種結構形式，內殼板厚依次取5～12 mm，內殼加強筋隨板厚的增大而相應增大，I型支撐結構板厚取8 mm，Y型支撐結構板厚取6 mm，外殼板厚取12 mm，內外殼間距1 m。計算結果如圖5所示。

圖5　Ept指標隨內殼板厚的變化趨勢Fig.5　Variation of Eptwith respect to the thickness of inner shell

從圖中可以看出，隨著內殼板厚的增加，結構抗爆能力單向提高。當外殼通過碰撞接觸以及支撐結構傳遞至內殼的能量一定時，內殼越厚，其產生的變形也就越??；此外，內殼板厚的增大還可有效提高結構的整體剛度，使雙層結構作為一個整體來抵御沖擊作用。

對于2種結構形式，當內殼板厚小于10 mm時，內殼板厚的增大對抗爆能力的提高較為明顯；當內殼板厚大于10 mm時，該提高作用逐步放緩，此時通過繼續增大內殼板厚來提高結構抗爆能力的方法效率并不高。

3.2.3雙層殼間距的影響

對于I型、Y型2種結構形式，依次取雙層殼間距為1.0，1.1，1.2，1.3，1.4，1.6和1.8 m，內殼板厚取10 mm，I型支撐結構板取8 mm，Y型支撐結構板厚取6 mm，外殼板厚取12 mm。計算結果如圖6所示。

圖6　Ept指標隨內外殼間距的變化趨勢Fig.6　Variation of Eptalong with respect to the distance between inner shell and outer shell

從圖5可以看出，增加雙層殼間距，結構的總體抗爆能力會顯著增強。雙層殼間距的增大使支撐結構的高度相應變大，從而支撐結構能夠吸收更多的能量；此外，外殼板格產生撕裂后，雙層殼間距越遠，外殼碰撞內殼的機會就越小，從而保護了內殼。但是，增加雙層殼間距會顯著提升結構重量。

3.3I型、Y型結構抗爆能力比較

對于同等的板厚，Y型結構要比I型結構抗爆能力更優，但同時Y型結構重量也更大。所以，比較2種結構形式的優劣時，還應考慮結構重量等因素。

借鑒多目標優化的思想，將結構的抗爆能力指標和結構總重同時作為目標，最優的結構應盡量使2個目標值均盡可能小。由于多目標的存在，最優解可能大于1個，成為最優解集。

以結構總重作為縱坐標，以抗爆能力指標作為橫坐標，將本文所有計算結果以散點圖的形式表示，并對2種結構形式加以區分（圖7），圖中方框區域即為最優解集。

圖7　Ept指標-結構總重散點圖Fig.7　Scatter diagram with Eptbeing x-axis and structural weight being y-axis

表2給出了圖7中的最優解集?？梢钥闯?，最優解集的大部分元素均為Y型結構，這說明Y型結構與I型結構相比，具有更好的抗爆能力。

表2　最優解集Tab.2Optimal solution set

4　結論

根據給定的裝藥參數，采用自編氣泡動力學程序與MSC.Dytran商業軟件，對不同尺寸的I型、Y型雙層結構遭受沖擊波—射流聯合作用的動態響應進行數值模擬，并對計算結果進行了分析，主要結論如下：

1）支撐結構在結構抗爆過程中有承力、吸能和傳力等作用。根據這三者作用程度的不同，結構抗爆能力將隨支撐結構板厚的增加而先減小后增大再減小。當內外殼厚度及其間距一定時，存在最佳支撐結構板厚。

2）內殼板厚的增加與內外殼間距的增加均會提高結構抗爆能力，但相應地會增加結構重量。當內殼板厚增加到一定程度時，繼續通過增加內殼板厚來提高抗爆能力的效率較低，提高程度不顯著。

3）以結構總重與內殼變形程度同時作為目標進行選優，結果表明，同等結構重量下，Y型雙層結構抗水下接觸爆炸能力總體上優于I型雙層結構。

［1］ZHANG A M，YAO X L，YU X B.The dynamics of three-dimensional underwater explosion bubble［J］. Journal of Sound and Vibration，2008，311（3/5）：1196-1212.

［2］袁建紅，朱錫，張振華.水下爆炸載荷數值模擬方法［J］.艦船科學技術，2011，33（9）：18-23. YUAN Jianhong，ZHU Xi，ZHANG Zhenhua.Numeri?cal simulaton method study of underwater explosion load［J］.Ship Science and Technology，2011，33（9）：18-23.

［3］余曉菲，劉土光，張濤.水下爆炸沖擊波的載荷強度計算［J］.艦船科學技術，2006，28（5）：22-28. YU Xiaofei，LIU Tuguang，ZHANG Tao.Computation of the blast loading strength of underwater explosion shock waves［J］.Ship Science and Technology，2006，28（5）：22-28.

［4］張阿漫，姚熊亮.基于邊界積分法的氣泡動態特性綜述［J］.力學進展，2008，38（5）：561-570. ZHANG Aman，YAO Xiongliang.Review on the bub?ble dynamics based on boundary integral method［J］. Advances in Mechanics，2008，38（5）：561-570.

［5］宗智，何亮，孫龍泉.水下爆炸氣泡對水面艦船載荷的數值研究［J］.船舶力學，2008，12（5）：733-739. ZONG Zhi，HE Liang，SUN Longquan.Numerical study of loading on the surface ship near an underwa?ter explosion bubble［J］.Journal of Ship Mechanics，2008，12（5）：733-739.

［6］蘇怡然.水下接觸爆炸作用下雙層防護結構瞬態動力分析方法研究［D］.上海：上海交通大學，2013.

［7］張振華，朱錫，黃玉盈，等.水面艦艇舷側防雷艙結構水下抗爆防護機理研究［J］.船舶力學，2006，10（1）：113-119. ZHANG Zhenhua，ZHU Xi，HUANG Yuying，et al. Theoretical research on the defendence of cabin near shipboard of surface warship subjected to underwater contact explosion［J］.Journal of Ship Mechanics，2006，10（1）：113-119.

［8］張健，尹群，王珂，等.抗水下爆炸載荷的新型船舶結構形式研究［J］.船舶工程，2007，29（1）：20-23. ZHANG Jian，YIN Qun，WANG Ke，et al.Study on new anti-explosion ship structural forms under under?water explosion load［J］.Ship Engineering，2007，29（1）：20-23.

［9］王耀輝，陳海龍，岳永威，等.水下接觸爆炸作用下的船體板架結構毀傷研究［J］.中國艦船研究，2012，7（4）：76-82.WANG Yaohui，CHEN Hailong，YUE Yongwei，et al. Damage study on ship plate frame subjected to the un?derwater contact explosion［J］.Chinese Journal of Ship Research，2012，7（4）：76-82.

［10］王超，岳永威，王奐鈞.水面艦船雙層結構水下抗爆特性數值模擬［J］.中國艦船研究，2013，8（1）：39-46，72. WANG Chao，YUE Yongwei，WANG Huanjun.Nu?merical simulation on anti-shock performance of dou?ble structure of surface warship subjected to underwa?ter contact explosion［J］.Chinese Journal of Ship Re?search，2013，8（1）：39-46，72.

［11］陳長海，朱錫，侯海量，等.接觸爆炸作用下艦船箱型梁結構的止裂效應仿真分析［J］.中國艦船研究，2013，8（1）：32-38. CHEN Changhai，ZHU Xi，HOU Hailiang，et al.Nu?merical analysis of the anti-crack effect of warship box-girder structures subjected to contact explosion［J］.Chinese Journal of Ship Research，2013，8（1）：32-38.

［12］崔杰，李世銘，黃超，等.射流沖擊模型在水下爆炸實驗室中的應用研究［J］.高壓物理學報，2012，26（5）：523-530. CUI Jie，LI Shiming，HUANG Chao，et al.Applica?tion research of jet impact-model in an underwater ex?plosion experiment［J］.Chinese Journal of High Pres?sure Physics，2012，26（5）：523-530.

［13］牟金磊，李海濤.固支方板在水下爆炸氣泡射流作用下動態響應［J］.噪聲與振動控制，2012，32（6）：125-129. MU Jinlei，LI Haitao.Dynamic response of stiffened square plate subjected to jets load due to underwater explosion bubbles［J］.Noise and Vibration Control，2012，32（6）：125-129.

［14］徐永剛，宗智，李海濤.水下爆炸沖擊波和氣泡聯合作用下結構響應數值分析［J］.中國艦船研究，2011，6（3）：8-11. XU Yonggang，ZONG Zhi，LI Haitao.Numerical anal?ysis of structure response due to the combined effects of underwater explosion shock wave and bubble pulse［J］.Chinese Journal of Ship Research，2011，6（3）：8-11.

［15］LEE J J，SMITH M J，HUANG J，et al.Deformation and rupture of thin steel plates due to cumulative load?ing from underwater shock and bubble collapse［J］. Shock and Vibration，2011，18（3）：459-470.

［16］JOHNSON G R，COOK W H.A constitutive model and data for metals subjected to large strains，high strain rates and high temperatures［C］//Proceedings of the7thInternationalSymposiumonBallistics. Hague，Netherlands，1983：541-547.

［17］陳永念，譚家華.固支方形板在水下爆炸沖擊波載荷作用下動態響應數值仿真研究［J］.艦船科學技術，2008，30（1）：131-135. CHEN Yongnian，TAN Jiahua.Dynamical response of square plates under shock loading［J］.Ship Sci?ence and Technology，2008，30（1）：131-135.

［責任編輯：胡文莉］

Numerical Simulation on the Explosion-Resistance Capability of
Double Shell Structures Subjected to Underwater Near-Field Explosion

CHEN Song1，YANG Xionghui2，TANG Wenyong3，GUO Ya3，SU Yiran3
1 Naval Military Representative Office in China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China
2 China Ship Development and Design Center，Wuhan 430064，China
3 State Key Laboratory of Marine Engineering，Shanghai Jiao Tong University，Shanghai 200240，China

This paper provides direct technical support to the explosion-resistance design by considering both the shock wave and jet load simultaneously and taking into account of the effect of double shell struc?ture types and sizes during the underwater near-field explosion.Based on the bubble pulsation analysis us?ing Eulerian method in the vicinity of a rigid wall and the principle of energy equivalence，the dynamic re?sponse of a double shell structure subjected to underwater near-field explosion is numerically simulated. The jet load is then simplified and applied after the shock wave by using the Msc.Dytran software subrou?tine.Models with different structural types and sizes are also calculated and an optimal solution set which targets both the weight of the structure and the explosion-resistance capability is obtained via the multi-ob?jective optimization approach.The results show that the optimum thickness of the support structure can be determined when the thickness of outer and inner shells and the distance between them are constant.Mean?while，Y-frame double shell structures tend to provide higher explosion-resistance capability when the weight of structure is constant.

underwater near-field explosion；double shell structure；explosion resistance capability；shock wave；jet load

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2015.01.005

2014-07-10

網絡出版時間：2015-1-28 12:02

國家部委基金資助項目

陳崧，男，1974年生，碩士，工程師。研究方向：艦船總體研究與設計。E-mail：vipchensong@163.com

唐文勇（通信作者），男，1970年生，博士，教授。研究方向：船舶與海洋工程結構力學。E-mail：wytang@sjtu.edu.cn