沖擊毀傷載荷作用下新型艦船艙壁結構型式研究

尹 群，李 舒，王 珂

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003)

沖擊毀傷載荷作用下新型艦船艙壁結構型式研究

尹 群，李 舒，王 珂

(江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003)

本文對高速破片與沖擊波載荷聯合作用下典型艦船艙壁結構的動態響應過程進行數值模擬研究。基于結構吸能和破片平均剩余速度的評判標準，對比分析 3 種新型夾芯板雙層艙壁（I 型、X 型、V 型）抗沖擊毀傷特性。研究結果表明，在相同高速破片與沖擊波載荷聯合作用下，破片穿透 V 型夾芯板雙層艙壁結構的平均剩余速度最小，并且 V 型夾芯板結構吸能最多；3 種新型夾芯板艙壁結構抗沖擊性能均強于典型單層艙壁結構。

聯合作用；雙層艙壁；動態響應；新型結構

0 引 言

艦船作為現代海戰中最重要的載體同時也是最容易受到攻擊的對象，其生命力的提升是每個國家都需要研究的。在船體結構中，艙壁結構的作用十分關鍵，作為保護艙內重要的設備以及相關人員的人身安全的最后一道也是十分重要的屏障，其作用的重要性不言而喻。因此，對艙壁結構的沖擊毀傷性能的研究具有非常重要的意義。

為了加強艦船艙壁的抗沖擊毀傷性能，許多國內外研究學者都對艙壁結構進行了研究。基于沖擊毀傷載荷中沖擊波與高速破片的初始速度和衰減速率不同，大多數的研究主要是將毀傷載荷解耦成沖擊波載荷的破壞和高速破片穿甲破壞分別研究。但近年來，人們逐漸意識到兩者聯合作用對結構的破壞具有疊加增強的效應。

因此，本文針對傳統的單層艙壁結構并結合幾種夾芯板結構艙壁，研究不同艙壁結構型式在沖擊波與破片聯合作用下的結構響應，從而為艦船艙壁結構的抗沖擊毀傷性能提供參考，為船體艙壁結構型式的優化提供依據。

1 艙壁結構的抗沖擊毀傷性能的評判參數

為研究各種類型艙壁的抗沖擊性能，需要一些參數作為評判的依據，本文選取結構吸能與破片平均剩余速度為評判參數。

1.1 艙壁結構的吸能

在沖擊毀傷載荷作用下，艙壁結構會產生塑性變形以吸收破片動能和沖擊波能量，即通過結構吸能來判斷該結構抗沖擊性能的優劣，從而達到保護艦船其他設計和結構的作用。

1.2 破片平均剩余速度

沖擊毀傷載荷中破片具有非常高的初始速度，當破片穿過艙壁結構之后，如果其速度并沒有減少很多而仍然維持在一個較高的速度，那么就會對結構后面的設備或結構造成損傷，對艦船的生命力仍然具有較大威脅。因此，較優的艙壁結構型式應該能夠使破片的剩余速度盡量的小，以降低破片對艦船重要部分的毀傷特性。

除了以上兩點，夾芯板艙壁結構還應該具有重量適當、成本合理、工藝可行且構件加工方便等經濟性和工藝性的特點。

2 沖擊毀傷過程數值模擬

2.1 材料模型

為了準確地對破片和沖擊波聯合作用下幾種新型夾芯板艙壁結構動態響應過程進行數值模擬研究，數值模擬研究中材料模型類型和參數對數值仿真結果有較大影響。因此，艙壁材料選取 945 鋼，艙壁厚度為4 mm，采用彈塑性（DMAT/DMATEP）本構模型，材料參數如表 1 所示。TNT 炸藥采用高能密度空氣模擬，密度為 1 600 kg/m3，比內能為 4.19 GJ/m3。

表1 破片和艙壁材料參數Tab.1 Material parameters of fragment and bulkhead

2.2 仿真模型

在艙壁結構抗沖擊性能數值模擬研究中，整體有限元計算模型：長為 9 m，寬為 8 m，高為 7.6 m；模型垂向上分為 3 個艙室，自下而上每個艙室高度分別為 2.35 m，2.45 m，2.8 m；其中中間艙室為炸藥所在艙室；根據實際結構在每層甲板和舷側結構上設計相應加強筋。整體有限元模型如圖 1 所示。

因為要考慮到高速破片和沖擊波聯合作用，為準確地模擬破片的侵徹問題，在高速破片的侵徹區域結構需要進行網格細化，艙壁結構細化區域和大小如圖 2所示。

選取炸藥量為 150 kg 的球形 TNT 炸藥，炸藥位置距離雙層艙壁 1.75 m。炸藥外部的戰斗部殼體厚度為25 mm。因為要模擬戰斗部結構飛散過程，所以需要對導彈戰斗部每對相鄰節點設置綁定和分離應變，同時給戰斗部表面單元施加外法線方向的壓力或者給單元上的節點直接予以初速度。采用施加壓力的方法，根據文獻[6]施加單元上壓力計算公式為：

式中：ρω為炸藥密度， ρω= 1 590 kg/m3；Dω為炸藥爆速，Dω= 1 590 m/s；γ 為炸藥的絕熱指數， γ = 3。而殼體內部壓力為：

式中：r0為殼體的初始半徑；r 為殼體在膨脹過程中的瞬時內的半徑。對于球形殼體，μ = 2。

與裸炸炸藥相比，實際上戰斗部爆炸后一部分炸藥釋放出來的能量消耗在殼體變形、破碎以及飛散，另一部分能量用于爆炸產物的膨脹和形成空氣沖擊波。因此，裝殼炸藥與裸炸相比，最后形成的空氣沖擊波的超壓值和比沖量都會減少。因此在聯合作用仿真時根據能量守恒可知質裝藥量為 W 的炸藥所釋放出來的總能量用于爆炸產物的內能和動能的增加，破片的飛散動能，即

式中：QW為炸藥爆能；mp為殼體質量；a，b 為形狀系數；對于球形裝藥分別為 2/3，3。μp為殼體膨脹速度。將式（4）、式（5）和式（6）代入式（3）可整理出 μp的表達式

2.3 計算結果與分析

2.3.1 艙壁結構破壞模式

圖 3 為沖擊波和侵徹聯合作用下不同時刻艙壁結構應力云圖。由圖可得，0.000 8 s 時沖擊波已經到達艙壁結構，距離爆心最近的艙壁板中心首先出現響應并逐漸向四周傳遞；0.001 s 時破片侵徹艙壁產生破口，結構破口周圍出現較大應力，此時沖擊波作用范圍加大；之后沖擊波在艙內發射和折射又重新匯聚成沖擊波作用在艙壁結構上而導致破口被撕拉，破口形狀大小均發生改變；聯合作用下艙壁結構較大應力出現在艙壁破口、艙壁與甲板或舷側接觸處。

2.3.2 應力

本文重點研究了沖擊波和破片聯合作用下的艙壁結構響應，因此在研究結構應力變化特征時選取能較好體現聯合作用效果的區域為研究目標，同時又考慮到高速破片侵徹具有很強的局部性，因此選取破口邊緣處節點研究應力變化的特征。

圖4 為破口邊緣處節點應力隨時間變化曲線。由圖可知，初始時刻沖擊波和破片均沒有到達艙壁結構，即艙壁結構應力為 0；隨著沖擊波載荷傳播，艙壁結構前方空氣受擠壓作用，使艙壁結構應力緩慢上升；0.000 7 s 時，沖擊波到達艙壁結構，結構應力迅速增加；0.001 s 時，破片侵徹艙壁結構，艙壁結構應力又再次上升，之后沖擊波在艙室內反射和折射重新匯聚成新的沖擊波再次作用到艙壁結構，對破口造成撕拉，使艙壁結構應力出現上下震蕩。

2.3.3 變形

圖 5 為艙壁板破口邊緣處節點位移隨時間變化曲線圖。由圖可得，在初始階段，沖擊波擠壓艙壁結構前的空氣，導致艙壁結構位移開始出現微小變化；當沖擊波到達艙壁結構，艙壁結構會產生變形，隨后破片侵徹艙壁結構，位移會再次迅速增大，之后回落；隨著沖擊波在艙內的反射作用重新形成新的沖擊波作用到艙壁結構上，引起艙壁結構位移變化，在沖擊波完全傳播過結構后，位移會回落并最終趨于穩定。

2.3.4 破片平均剩余速度

圖 6 為聯合作用下破片平均剩余速度隨時間變化曲線。每當有破片侵徹艙壁結構時破片總動能就會下降，而破片總質量不變，所以破片總動能只與破片平均剩余速度有關。由于破片是逐漸作用到艙壁結構上，因此破片平均剩余速度就會逐漸下降；當所有破片穿透結構之后，最終破片平均剩余速度保持不變，即為 987 m/s。

2.3.5 吸能

圖 7 為艦船艙壁各結構吸能隨時間變化曲線。由圖可知，在初始階段由于破片和沖擊波均沒有作用到艙壁結構，艙壁結構吸能幾乎一直為 0；隨著沖擊波傳播，艙壁結構前空氣受到擠壓而使艙壁吸能開始緩慢增加；0.000 7 s 時，沖擊波到達艙壁結構，艙壁結構吸能迅速增加，0.001 s 時開始有破片侵徹艙壁結構，艙壁結構吸能再次迅速上升，由于眾多破片作用時間不同，吸能會在侵徹作用時間內不斷上升；沖擊波和破片載荷聯合作用后，艙壁結構各構件吸能最終趨于平穩。對比圖中曲線可知，艙壁板吸能為 1.86 MJ，占總吸能的 65.2%，為主要吸能構件。而艙壁結構型材吸能為 0.99 MJ，占總吸能的 34.8%，為次要吸能構件。

3 夾芯板雙層艙壁結構抗沖擊性能研究

3.1 艙壁結構有限元模型

目前，夾芯板雙層艙壁結構抗沖擊性能已經成為一個熱點研究問題，本文在保持艙壁結構總質量不變的基礎上，對不同型式夾芯板雙層艙壁結構的抗沖擊性能進行對比研究。3 種夾芯板雙層艙壁結構有限元圖如圖 8 所示。

圖8 夾芯板雙層艙壁結構型式

Fig.8 The structure form of sandwich

圖 8 中有限元計算模型中夾芯雙層艙壁前后面板厚度均為 4 mm，間距為 0.25 m，為了滿足夾芯板雙層艙壁結構與典型艦船艙壁結構質量相等，3 種夾芯板雙層艙壁結構中夾芯厚度不同，如表 2 所示。

表2 夾芯厚度表Tab.2 The thickness of the sandwich

3.2 艙壁結構吸能比較分析

圖 9 為 3 種不同型式夾芯板雙層艙壁結構的吸能-時間曲線。由圖可知，3 條曲線的變化趨勢大體上一致。在初始時刻，由于破片和沖擊波均沒有作用到艙壁結構，艙壁結構吸能很小；0.000 7 s 時沖擊波作用到結構上，夾芯板雙層艙壁結構開始快速上升；0.001 s時開始有破片侵徹作用到艙壁結構，3 種夾芯板雙層艙壁結構吸能再次迅速上升，其上升幅度與該時刻下作用在艙壁結構的破片數量及其方向有關；此后由于沖擊波在艙室內部的反射作用重新匯聚成新的沖擊波作用在艙壁結構上，夾芯板雙層艙壁結構吸能再度上升；當沖擊波和破片作用結束后，夾芯板雙層艙壁結構吸能趨于穩定不再變化。由圖中 3 種夾芯板雙層艙壁結構吸能曲線可知，V 型雙層艙壁的結構吸能最多，而I型和X型夾芯板雙層艙壁的結構吸能相對小一些，但均大于單層艙壁結構下的結構吸能，各種艙壁結構吸能值列于表 3 中。

表3 艙壁結構吸能Tab.3 Bulkhead energy absorption

3.3 破片平均剩余速度比較分析

圖 10 為 3 種不同型式夾芯板雙層艙壁結構破片平均剩余速度時間歷程曲線。由圖可知，3 條曲線的變化趨勢一致。在初始時刻，炸藥爆轟波驅動破片獲得初始速度；破片沒有作用到艙壁結構之前，破片平均剩余速度保持不變；當破片作用到艙壁結構時，破片平均剩余速度下降，下降幅度與該時刻下作用在艙壁結構的破片數量及其方向有關。破片全部穿透過艙壁結構后，破片剩余速度保持恒定；對比圖中 3 種夾芯板雙層艙壁結構破片平均剩余速度曲線可知，V 型雙層艙壁下破片平均剩余速度最小，而 X 型和 I 型雙層艙壁下破片的平均剩余速度稍微大一些，但均小于單層艙壁結構下破片平均剩余速度，各種艙壁結構下破片剩余速度列于表 4 中。速度均小于破片穿透典型艦船單層艙壁結構的平均剩余速度。3 種夾芯板雙層艙壁結構下，V 型夾芯板的剩余速度最小，為 925 m/s，X 型和 I 型分別為 957 m/s，974 m/s。

表4 夾芯板厚度表Tab.4 The thickness of the sandwich

4）綜合考慮，V 型夾芯板雙層艙壁結構的破片平均剩余速度最小、結構吸能最大，可以得出沖擊波和破片聯合作用下 V 型夾芯板雙層艙壁結構的抗沖擊性能最優。

4 結 語

本文針對高速破片和沖擊波載荷聯合作用下，艙壁結構的抗沖擊性能進行了數值仿真研究；對 3 種夾芯板雙層艙壁結構（I 型、X 型、V 型）在高速破片和沖擊波載荷聯合作用下的抗沖擊性能進行數值模擬研究，從而得到抗沖擊性能最優的艙壁結構型式。通過本文研究得到了以下結論：

1）在高速破片與沖擊波載荷聯合作用在艙壁結構上時，在載荷未傳遞到結構時艙壁結構的僅受到空氣擠壓而只產生很微小的響應，沖擊波傳播作用到結構上引起結構發生變形，此后破片作用到艙壁結構上時，毀傷艙壁結構造成破口，而沖擊波在艙內的反射和折射作用重新匯聚產生沖擊波對結構產生二次損傷，尤其在破口處造成撕拉導致破口形狀大小均發生變化；

2）針對 3 種夾芯板雙層艙壁結構吸能，3 種夾芯板雙層艙壁結構吸能均大于艦船典型單層艙壁結構的吸能。其中 V 型夾芯板雙層艙壁結構是單層艙壁結構的吸能 2 倍，I 型和 X 夾芯板雙層艙壁結構的吸能比單層艙壁結構吸能分別增加 30% 和 38%；

3）破片穿透 3 種夾芯板雙層艙壁結構的平均剩余

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Research on new ship bulkhead structure under impact damage load

YIN Qun, LI Shu, WANG Ke
(School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, China)

The numerical simulation of the dynamic response of typical ship bulkhead structure under combined action of high - speed fragment and shock wave loading was carried out. With the evaluation criteria Based on structural energy absorption and average residual velocity of fragments, we contrast and analysis the shock damage characteristics of the sandwich double bulkheads structure (IXV-type). The results show that: under the same combined load, we can get a smallest average residual velocity of fragment while the fragments penetrate the V-type sandwich double bulkheads structure. At the same time, the V-type sandwich double bulkheads structure absorbs the most energy. These three kinds of sandwich plate structures all have better anti- Impact damage property than the typical bulkhead structure.

combined action；double bulkhead；dynamic response；the new structure

U663.4

A

1672 – 7619(2017)06 – 0006 – 06

10.3404/j.issn.1672 – 7619.2017.06.002

2016 – 12 – 16

尹群(1964 – )，男，博士，教授，研究方向為船舶與海洋結構損傷力學、船舶與海洋工程結構風險評估及船舶與海洋工程結構工藝力學。