隔層設置對防雷艙液艙防護能力的影響

蔡斯淵, 侯海量, 吳林杰

(1.哈爾濱工程大學 船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011； 3.海軍工程大學艦船工程系，湖北 武漢 430033)

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隔層設置對防雷艙液艙防護能力的影響

蔡斯淵1,2, 侯海量3, 吳林杰3

(1.哈爾濱工程大學 船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.中國船舶及海洋工程設計研究院，上海 200011； 3.海軍工程大學艦船工程系，湖北 武漢 430033)

摘要：為尋求防雷艙液艙結構設計的新方法，通過對不設置隔層、設置雙層板隔層和設置波紋夾芯板隔層的3種防雷艙液艙結構模型在相同沖擊載荷作用下的變形和能量變化過程進行對比分析，研究了設置隔層對防雷艙液艙防護能力的影響。研究表明：在不增加液艙整體重量的條件下，在防雷艙液艙中設置隔層能減小液艙后板的變形，使防雷艙液艙能承受更大的沖擊載荷，從而提高防雷艙液艙的防護能力，并且波紋夾芯板隔層比雙層板隔層的防護效果更好。

關鍵詞：沖擊載荷；防護液艙；隔層；數值仿真；防護能力；動態響應

網絡出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160127.1137.022.html

大型水面艦船在海戰中容易遭受敵方反艦武器的攻擊，尤其是艦船水下結構遭魚雷攻擊后將對艦船生命力造成嚴重威脅。因此，各國都非常重視艦船水下防護結構的研究[1-3]。外國艦船的典型水下防護結構采用了“空艙-液艙-空艙”的防雷艙結構形式，但國外的相關文獻因保密而少見。在國內，張振華等[4]分析了防雷艙各層防護結構的吸能率，揭示了防雷艙的防護機理。張婧等[5-6]從模型試驗和數值仿真兩方面對水下接觸爆炸載荷作用下艦船防護結構的破壞和防護結構中液艙的影響進行了研究。張倫平等[7]根據一系列水下接觸爆炸試驗，對水下接觸爆炸載荷下防雷艙各部分結構的吸能量進行了計算，分析了爆炸載荷能量與防雷艙總吸能的比例關系，以及藥量、結構參數對總吸能分配的影響。唐廷等[8]分析了水下接觸爆炸時沖擊波載荷和氣泡膨脹載荷分別對防雷艙結構的作用機理，進一步揭示了防雷艙的防護機理。侯海量等[9]為了評估防雷艙的防護效能，基于動力學和能量原理提出防雷艙防護效能評估的基本思路及方法。這些研究為艦船水下防護結構的設計提供了指導。

在研究某船防雷艙的防護能力時，筆者發現防雷艙中液艙的后板通常變形較大，這對防雷艙的防護能力很不利。因此，如何通過對防雷艙液艙進行適當設計來減小液艙后板的變形成了艦船設計部門關心的問題。樊自建等[10]對空氣隔層衰減水中沖擊波的效果進行了研究，姚熊亮等[11]對水中空氣隔層衰減水下爆炸沖擊波的性能進行了定量研究，李順波等[12]對水下爆炸沖擊波在含吸收層結構中的傳播規律進行了數值模擬，這些研究表明空氣隔層能有效衰減沖擊波，可有效降低水下爆炸沖擊波對防護結構的破壞。受此啟發，在液艙中設置空氣隔層有可能減小液艙后板變形并提高液艙的防護能力，因此本文對此進行了研究。

1有限元計算模型

1.1結構設計

參照國外某防雷艙液艙結構的尺寸，將加筋板架簡化為等質量平板，按照約1∶10的縮比，設計如圖1所示的3種防雷艙液艙結構模型。模型的長度均為1 000 mm，鋼材為Q235鋼。結構A不設置隔層，鋼板厚度均為2 mm，鋼材質量約為40.6 kg，總質量(包含水的質量，下同)約為190.6 kg；結構B設置雙層板隔層，鋼板均厚2mm，鋼材質量為71.8 kg，總質量約為187.8 kg；結構C設置波紋夾芯板隔層，隔層前板、后板厚1.2 mm，波紋芯材厚0.6 mm，其余鋼板厚2 mm，鋼材質量為68.9 kg，總質量約為183.0 kg。在結構B、C中，隔層將結構A中的大液艙隔成了兩個小液艙，為便于描述，將液艙前板與隔層前板間的液艙稱為前液艙，將液艙后板與隔層后板間的液艙稱為后液艙。

圖1　液艙結構模型的中橫剖面圖(單位：mm)Fig.1　Mid-section views of liquid cabin models (unit: mm)

1.2沖擊載荷

利用MSC.Dytran有限元軟件進行有限元計算，鋼材采用拉格朗日殼單元，水和空氣采用歐拉單元。液艙前板、后板和隔層前板、后板的單元大小均為20 mm×20 mm，其余鋼板的單元略小。歐拉網格采用自適應網格劃分，單元大小均為14 mm×14 mm×14 mm。

實際上，作用于液艙中各鋼板的載荷有：1)液艙中水、空氣的壓力；2)液艙外面空氣的大氣壓力；3)水下爆炸沖擊波經防雷艙的膨脹艙衰減后的爆炸沖擊載荷，作用于液艙前板。第1種載荷是通過定義水、空氣和鋼板的流固耦合作用來施加的。為簡化分析，其他兩種載荷的施加不采用流固耦合方法，而是直接施加在殼單元上。第2種載荷是垂直施加于鋼板外表面的均布力P0，其值為0.1 MPa。第3種載荷實際上是垂直作用于液艙前板的非均布脈沖載荷，為簡化分析，本文將其假設為均布三角脈沖載荷(該假設對對比分析結構A、B、C在相同沖擊載荷作用下的動態響應影響不大)，并采用以下3種載荷(壓力單位為MPa，時間單位為ms)。

載荷Ⅰ：均布三角脈沖載荷:

載荷Ⅱ：均布三角脈沖載荷:

載荷Ⅲ：以液艙前板形心為原點建立YOZ直角坐標系，Y軸和Z軸分別與板的水平邊和豎直邊平行(坐標單位為mm)，施加由圓心向四周逐漸減小的非均布三角脈沖載荷：

1.3計算工況

由3種結構和3種載荷組合成9種計算工況，如表1所列。

表1　計算工況

1.4材料參數

鋼材采用雙線性彈塑性本構模型，由DAMTEP卡片定義，密度ρ=7 800 kg/m3，楊氏模量E=210 GPa，泊松比ν=0.3。用Cowper-Symonds模型描述材料的應變率效應，由YLDVM卡片定義，靜態屈服應力σ0=235 MPa，應變硬化模量Eh=250 MPa，D=40.4 s-1，n=5。采用最大塑性應變失效模型，由FAILMPS卡片定義，失效應變εf=0.3。

水采用多項式狀態方程，由EOSPOL卡片定義，材料參數取自文獻[13]，密度ρ0=1 000 kg/m3，a1=2.18 GPa，a2=6.69 GPa，a3=11.5 GPa，b1=b2=b3=0，e=0。空氣采用γ律狀態方程，由EOSGAM卡片定義，密度ρ0=1.29 kg/m3，比熱比γ=1.4，比內能e=1.938×105J/kg。

除波紋芯材外，各鋼板的四周邊界均為固支。此外，定義了鋼板之間的接觸關系。

2有限元計算結果及分析

2.1變形過程

不同工況下結構A、B、C的中橫剖面的變形過程見圖2。可見，在沖擊載荷作用下，各液艙結構中液艙后板的變形都在約4 ms時達到最大，之后略有回彈。

結構A的液艙后板發生大變形，而液艙前板的變形很小；結構B先是前液艙向里面整體凹陷，然后前液艙撞上后液艙，隔層前后兩板共同運動一段距離后發生分離，隨后隔層前后兩板又發生了幾次碰撞和分離；結構C先是液艙前板變形并擠壓前液艙中的水，促使隔層前板變形，接著波紋芯材發生屈曲，隨后液艙前板、波紋夾芯板隔層和液艙后板均產生較大的凹陷變形。

圖2　不同工況下模型中橫剖面的變形過程Fig.2　Distortion processes of models′ mid-section views in different cases

2.2能量變化過程

不同工況下結構A、B、C的各部分能量隨時間變化的曲線見圖3。圖中，將時間軸取為t0.5(將其平方后即是其對應時刻t，例如2 ms0.5對應4 ms)，旨在清楚展現在0～1 ms間能量的劇烈變化過程。EK-1、EK-2、EK-3和EK-4分別為液艙前板、隔層前板、隔層后板和液艙后板的動能，EK-5為波紋芯材的動能，EK-6為其余鋼板(指結構上下前后4塊鋼板)的動能，EK-7和EK-8分別為前液艙和后液艙(對結構B、C而言)中水的動能，EK-9為單個液艙(對結構A而言)中水的動能，ED-1、ED-2、ED-3和ED-4分別為液艙前板、隔層前板、隔層后板和液艙后板的變形吸能，ED-5為波紋芯材的變形吸能，ED-6為其余鋼板(指結構上下前后4塊鋼板)的變形吸能。

對結構A而言，由圖3(a)、(d)、(g)可知，沖擊載荷瞬時作用在液艙前板上做功，液艙前板獲得動能并迅速耗散，部分動能轉化為液艙前板的變形吸能，同時液艙中水的動能亦急劇增加，隨后水的動能部分化為液艙后板動能，并最終逐漸轉化為各結構的變形吸能，其中液艙前板和其余鋼板的變形吸能在1 ms后趨于穩定，大部分水動能轉化為液艙后板的變形吸能。

對結構B而言，由圖3(b)、(e)、(h)可知，在0～1 ms時間段內，主要是前液艙和隔層前板的變形吸能和前液艙水動能的劇增與耗散，由于沖擊載荷做功，液艙前板和隔層前板獲得動能，并在1 ms左右基本耗散，部分轉化為液艙前板和隔層前板的變形吸能，其塑性變形也趨于完成；在0.25 ms之后，前液艙水動能迅速耗散，轉化為幾個部分：后液艙各結構動能、后液艙水動能、前液艙各結構變形吸能；最終后液艙水動能轉化為隔層后板和液艙后板的變形吸能，在4 ms左右，結構的塑性變形基本完成。

對結構C而言，由圖3(c)、(f)、(i)可知，沖擊載荷迅速轉化為液艙前板動能、隔層前板動能和前液艙水動能；液艙前板動能、隔層前板動能主要轉化為其變形吸能，前液艙水動能則迅速耗散為后液艙水動能、隔層前板和后板的變形吸能、波紋芯材的動能與變形吸能以及其余鋼板的變形吸能；最終后液艙水動能轉化為液艙后板的變形吸能。其中，液艙后板的塑性變形階段與其他結構相比相對滯后，大部分結構在2.25 ms時變形吸能趨于穩定，塑性變形基本完成，而液艙后板則在4 ms時能量趨于穩定，完成塑性變形。

圖3　不同工況下模型構件的能量隨時間變化的曲線Fig.3　Energy curves of models′ components in different cases

3隔層對液艙防護能力的影響分析

不同工況下防護液艙模型構件的最大變形如表2所示，可見，在相同載荷作用下，結構B、C的液艙前板最大變形均要比結構A的大；而結構B、C的液艙后板最大變形均要比結構A的小。從變形的角度看，在防護液艙結構中設置隔層，可以起到增大液艙前板變形、減小液艙后板變形的作用。

不同工況下防護液艙模型構件的最大動能如表3所示，可見，在相同載荷作用下，液艙前板的最大動能由高到低依次是結構B、C、A；液艙后板和其余鋼板的的最大動能由高到低依次是結構A、B、C；結構B的隔層前板和隔層后板的最大動能均比結構C的要大；結構中全部水的最大動能由高到低依次是結構B、A、C。

不同工況下防護液艙模型構件在20 ms時的變形吸能如表4所示，可見，在相同載荷作用下，結構B、C的液艙前板的變形吸能均要比結構A的大20%以上；而結構B、C的液艙后板的變形吸能均要比結構A的小40%以上。從變形吸能的角度看，在防護液艙結構中設置隔層，改變了結構各組成部分的能量傳遞過程，可以起到增加液艙前板變形吸能、減小液艙后板變形吸能的作用；而且，相比雙層板隔層，波紋夾芯板隔層的作用更明顯。

表2　不同工況下模型構件的最大變形

表3　不同工況下模型構件的最大動能

表4　不同工況下模型構件在20 ms時的變形吸能

4結論

本文利用有限元仿真方法，研究了在艦船防雷艙液艙中設置隔層對液艙防護能力的影響。通過研究得到以下結論：

1)在不增加防雷艙液艙整體重量的條件下，設置隔層能有效減小液艙后板的變形，從而對液艙后板進行保護；

2)合理地設計隔層結構，能使防雷艙液艙承受更大的沖擊載荷，從而提高艦船防護液艙的防護能力；

3)設置夾芯板隔層比設置雙層板隔層更能提高防雷艙液艙的防護能力。

4)在防雷艙液艙中設置隔層的設計，可為提高防雷艙液艙的防護能力提供一種新途徑，可供艦船設計部門參考。

參考文獻：

[1]STETTLER J W. Damping mechanisms and their effects on the whipping response of a submerged submarine subjected to an underwater explosion[D]. Cambridge: Massachusetts Institute of Technology, 1995.

[2]BEST J P. The effect of non-spherical collapse on determination of explosion bubble parameters. DSTO-RR-0238[R]. Australia: DSTO Systems Sciences Laboratory, 2002.

[3]UCAR H. Dynamic response of a catamaran-hull ship subjected to underwater explosions[D]. Monterey: Naval Postgraduate School, 2006.

[4]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.

[5]張婧, 施興華, 王善, 等. 水下接觸爆炸載荷作用下艦船防護結構的仿真和實驗研究[J]. 船舶力學, 2008, 12(4): 649-656.

ZHANG Jing, SHI Xinghua, WANG Shan, et al. Numerical simulation and experiment research of defensive structure subjected to underwater contact explosions[J]. Journal of ship mechanics, 2008, 12(4): 649-656.

[6]張婧, 施興華, 王善. 水下接觸爆炸作用下艦船防護結構中液艙影響仿真分析[J]. 天津大學學報, 2008, 41(10): 1238-1244.

ZHANG Jing, SHI Xinghua, WANG Shan. Numerical simulation analysis of liquid cabin of ship defensive structure subjected to underwater contact explosions[J]. Journal of Tianjin University, 2008, 41(10): 1238-1244.

[7]張倫平, 張曉陽, 潘建強, 等. 多艙防護結構水下接觸爆炸吸能研究[J]. 船舶力學, 2011, 15(8): 921-929.

ZHANG Lunping, ZHANG Xiaoyang, PAN Jianqiang, et al. Energy research about multicamerate defence structure subjected to underwater contact explosion[J]. Journal of ship mechanics, 2011, 15(8): 921-929.

[8]唐廷, 朱錫, 侯海量, 等. 大型水面艦艇防雷艙結構防護機理數值仿真[J]. 哈爾濱工程大學學報, 2012, 33(2): 142-149.

TANG Ting, ZHU Xi, HOU Hailiang, et al. Numerical simulation study on the defense mechanism of a cabin near the shipboard for large surface vessels[J]. Journal of Harbin Engineering University, 2012, 33(2): 142-149.

[9]侯海量, 張成亮, 朱錫. 水下舷側防雷艙結構防護效能評估方法研究[J]. 中國艦船研究, 2013, 8(3): 22-26.

HOU Hailiang, ZHANG Chengliang, ZHU Xi. Evaluation methods of the performance of multi-layered blast protection blisters subjected to underwater contact explosions[J]. Chinese journal of ship research, 2013, 8(3): 22-26.

[10]樊自建, 沈兆武, 馬宏昊, 等. 空氣隔層對水中沖擊波衰減效果的實驗研究[J]. 中國科學技術大學學報, 2007, 37(10): 1306-1311.

FAN Zijian, SHEN Zhaowu, MA Honghao, et al. Experimental study on attenuation of underwater shock wave by air interlayer[J]. Journal of University of Science and Technology of China, 2007, 37(10): 1306-1311.

[11]姚熊亮, 楊文山, 初文華, 等. 水中空氣隔層衰減沖擊波性能研究[J]. 高壓物理學報, 2011, 25(2): 165-172.

YAO Xiongliang, YANG Wenshan, CHU Wenhua, et al. Research on performance of the underwater air buffer weakening shock wave[J]. Chinese journal of high pressure physics, 2011, 25(2): 165-172.

[12]李順波, 東兆星, 齊燕軍, 等. 水下爆炸沖擊波在含吸收層結構中的傳播規律的數值模擬[J]. 高壓物理學報, 2009, 23(5): 360-366.

LI Shunbo, DONG Zhaoxing, QI Yanjun, et al. Numerical simulation on propagation of underwater blast shock wave in absorber structure[J]. Chinese journal of high pressure physics, 2009, 23(5): 360-366.

[13]張振華, 朱錫, 白雪飛. 水下爆炸沖擊波的數值模擬研究[J]. 爆炸與沖擊, 2004, 24(2): 182-188.

ZHANG Zhenhua, ZHU Xi, BAI Xuefei. The study on numerical simulation of underwater blast wave[J]. Explosion and shock waves, 2004, 24(2): 182-188.

收稿日期：2014-12-11.

基金項目：國家自然科學基金項目(51209211，51479204).

作者簡介：蔡斯淵(1975- ), 男, 博士研究生, 高級工程師； 通信作者：侯海量, E-mail: hou9611104@163.com.

doi:10.11990/jheu.201412040

中圖分類號：O347.1，U661.4

文獻標志碼：A

文章編號：1006-7043(2016)04-0527-06

Influence of installed interlayers on defensive efficiency of a warship′s liquid cabin

CAI Siyuan1,2, HOU Hailiang3, WU Linjie3

(1. College of Shipbuilding Engineering, Harbin Engineering University, Harbin 150001, China; 2. Marine Design and Research Institute of China, Shanghai 200011, China; 3. Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

Abstract：To explore new ways of designing a warship′s defensive liquid cabin, the distortions and energy transformations of three different defensive liquid cabin models—no interlayer in defensive liquid cabin, double-plated interlayer in cabin, and corrugated sandwich-plated interlayer in the cabin—were analyzed to determine the influence of the energy-absorbing interlayer on defensive efficiency. The research shows that as long as the entire cabin′s weight is not increased, the energy-absorbing interlayer can effectively protect the cabin′s back plate by decreasing its distortion, which enables the cabin to withstand a larger impact load and in turn enhances defensive efficiency. Moreover, the corrugated sandwich-plated interlayer is more effective than the double-plated interlayer in terms of enhancing defensive efficiency.

Keywords：impulsive load; defensive liquid cabin; interlayer; numerical simulation; defensive efficiency; dynamic response

網絡出版日期：2016-01-27.

侯海量(1977- ), 男, 高級工程師.