水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法

吳廣明，陳煒，吳敵，李正國(guó)

中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，上海201108

水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法

吳廣明，陳煒，吳敵，李正國(guó)

中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心，上海201108

［目的］水下非接觸爆炸沖擊能引起船體強(qiáng)烈的總縱彎曲運(yùn)動(dòng)，威脅船體總縱強(qiáng)度。采用詳細(xì)的有限元建模進(jìn)行水下非接觸爆炸計(jì)算雖然可以獲得船體爆炸彎矩，進(jìn)而計(jì)算船體水下非接觸爆炸作用下的船體總縱強(qiáng)度，但該方法工作量較大且較為復(fù)雜。為此，［方法］提出一種基于梁模型的船體水下非接觸爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法，運(yùn)用ABAQUS有限元軟件，建立船體詳細(xì)有限元模型和船體梁簡(jiǎn)化模型，并分別進(jìn)行水下非接觸爆炸工況下危險(xiǎn)剖面的爆炸彎矩計(jì)算。［結(jié)果］計(jì)算結(jié)果表明，建立的船體梁簡(jiǎn)化模型不僅建模簡(jiǎn)單，而且爆炸彎矩計(jì)算精度良好。［結(jié)論］所得結(jié)果可為水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩的快速估算提供參考。

船體梁；水下非接觸爆炸；總縱強(qiáng)度；爆炸彎矩

0 引 言

艦船抗水下非接觸爆炸沖擊的能力歷來(lái)受到世界各海軍強(qiáng)國(guó)的重視。水下非接觸爆炸產(chǎn)生的沖擊波載荷不但會(huì)引起船體結(jié)構(gòu)的局部破壞，而且沖擊波過(guò)后由于氣泡脈動(dòng)載荷持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)，能量占整個(gè)水下爆炸的一半左右，還將誘發(fā)船體梁強(qiáng)烈的鞭狀運(yùn)動(dòng)，嚴(yán)重威脅船體總縱強(qiáng)度。特別是當(dāng)船體梁低階頻率與氣泡脈動(dòng)頻率相近時(shí)，劇烈的鞭狀運(yùn)動(dòng)能使船體殼板撕裂、屈曲甚至是折斷，造成災(zāi)難性的后果［1-2］。可見(jiàn)，對(duì)水下非接觸爆炸沖擊下船體總縱強(qiáng)度的研究具有重要的軍事價(jià)值。

所謂爆炸彎矩，是指在水下爆炸作用下，船體梁在爆炸沖擊激勵(lì)力、重力、浮力和慣性力等的聯(lián)合作用下產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)力矩。目前，針對(duì)水下爆炸下的艦船總強(qiáng)度及爆炸彎矩已有一些研究。朱錫等［3］采用靜置氣泡假設(shè)，建立了水下爆炸氣泡作用后船體總縱彎曲的理論計(jì)算方法并進(jìn)行了強(qiáng)度校核。岳永威［4］對(duì)考慮由水下爆炸氣泡引起的爆炸彎矩的運(yùn)輸船總強(qiáng)度計(jì)算衡準(zhǔn)進(jìn)行了研究。張弩［5］基于勢(shì)流理論建立了水下爆炸船體梁爆炸彎矩理論計(jì)算方法。李燁等［6］使用ABAQUS軟件對(duì)某船典型剖面在水下爆炸下的動(dòng)彎矩進(jìn)行分析，并結(jié)合各總強(qiáng)度規(guī)范提出了校核衡準(zhǔn)數(shù)定義。崔杰等［7］基于Taylor平板理論，在修正船體耦合壓力的基礎(chǔ)上，理論推導(dǎo)建立了水下爆炸下船體梁爆炸沖擊彎矩計(jì)算模型。

由以上研究可知，使用爆炸彎矩載荷能進(jìn)行水下爆炸下艦船總強(qiáng)度的計(jì)算校核。由于使用詳細(xì)有限元建模方法和理論方法計(jì)算爆炸彎矩較為繁瑣，故本文將擬出一種基于梁模型的船體水下非接觸爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法，并運(yùn)用ABAQUS有限元軟件從詳細(xì)有限元模型和船體梁簡(jiǎn)化模型這2個(gè)方面進(jìn)行水下非接觸爆炸工況下的危險(xiǎn)剖面爆炸彎矩計(jì)算。通過(guò)對(duì)這2種計(jì)算方法的研究，為水下非接觸爆炸下船體剖面爆炸彎矩提供一種新的快速估算方法。

1 簡(jiǎn)化計(jì)算方法描述

水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法是在ABAQUS詳細(xì)有限元法的基礎(chǔ)上，在簡(jiǎn)化建模的條件下提出的一種計(jì)算方法，其主要思路是用船體梁模型代替全船詳細(xì)有限元模型。

簡(jiǎn)化計(jì)算模型包括船體結(jié)構(gòu)模型和水域模型。船體結(jié)構(gòu)模型分為2個(gè)部分：船體梁和船體外殼。實(shí)際船體結(jié)構(gòu)到船體梁的簡(jiǎn)化過(guò)程參照經(jīng)典船體梁理論進(jìn)行，其與運(yùn)用20站船體梁剖面要素及20站重量等進(jìn)行總振動(dòng)計(jì)算的簡(jiǎn)化過(guò)程一致；各站船體外殼與實(shí)船完全相同，在軟件中通過(guò)將模型建成分離的剛性外殼來(lái)定義每站外殼與對(duì)應(yīng)船體梁節(jié)點(diǎn)的剛性相連。水域模型與詳細(xì)有限元計(jì)算模型一致。爆炸載荷、水域和船體外殼的耦合方式以及水下非接觸爆炸的計(jì)算過(guò)程與詳細(xì)有限元法也一致。由于外殼與船體梁節(jié)點(diǎn)剛性相連，爆炸載荷會(huì)通過(guò)耦合約束傳遞到船體梁結(jié)構(gòu)，引發(fā)船體梁彎曲運(yùn)動(dòng)，從而實(shí)現(xiàn)水下非接觸爆炸下船體梁總縱彎曲運(yùn)動(dòng)的模擬。

2 計(jì)算研究

2.1 工況載荷

由位于船舯的水下爆炸所引起的總縱彎曲相對(duì)艏艉的爆炸更加劇烈。本文將爆心設(shè)置于船舯，選取板殼沖擊因子的工況（W為T(mén)NT當(dāng)量，kg；R為爆心與結(jié)構(gòu)的最短距離，m），爆炸攻角θ分別為90°和30°，如圖1所示。該工況為艦船非接觸爆炸總縱強(qiáng)度計(jì)算考核的常用工況。

圖1 計(jì)算工況示意圖Fig.1 Schematic diagram of load case

氣泡脈動(dòng)對(duì)艦船總縱彎曲的影響至關(guān)重要，因此必須考慮氣泡脈動(dòng)載荷。本文采用ABAQUS軟件內(nèi)置的Geers-Hunter氣泡模型。該模型包括水下爆炸沖擊波階段和氣泡脈動(dòng)階段，能較好地反應(yīng)水下非接觸爆炸載荷的特點(diǎn)［8-9］。當(dāng)t＜7Tc（t為時(shí)間，Tc為爆炸壓力特征時(shí)間）時(shí)，為沖擊波階段，采用雙指數(shù)衰減形式進(jìn)行沖擊波壓力擬合：

當(dāng)t≥7Tc時(shí)，為氣泡脈動(dòng)階段，采用雙漸進(jìn)法推導(dǎo)得出：

以上式中：P(t)為沖擊波壓力；ρf為流體密度；Pc，Tc分別為爆炸特征壓力和特征時(shí)間；mc，ac分別為藥包初始質(zhì)量和初始半徑；K，k，A，B為材料常數(shù)；a為氣泡半徑，通過(guò)微分方程組求得［8-9］。

船體梁的鞭狀運(yùn)動(dòng)包括中拱中垂往復(fù)的過(guò)程，持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，船體運(yùn)動(dòng)以及水面反射波容易引起水中空化效應(yīng)。而ABAQUS軟件水下爆炸模塊的總波公式（Total wave formulation）計(jì)算方法則能模擬水域的空化效應(yīng)，故本文采用總波公式進(jìn)行計(jì)算。

2.2 詳細(xì)有限元建模

使用MSC.Patran建立詳細(xì)有限元數(shù)值模型，如圖2所示，然后導(dǎo)入ABAQUS中賦予屬性并定義水下非接觸爆炸下的計(jì)算參數(shù)。在船體結(jié)構(gòu)有限元模型中，對(duì)船體主要結(jié)構(gòu)，包括甲板大開(kāi)口等進(jìn)行詳細(xì)建模，并使用質(zhì)量點(diǎn)模擬設(shè)備等的重量，以使全船重量分布與實(shí)船一致。使用殼單元模擬各層甲板、外板和主隔壁等板材，使用梁?jiǎn)卧M縱骨、T型材和支柱等。模型共包含S3R單元2 095個(gè)，S4R單元166 367個(gè)，梁?jiǎn)卧?20 574個(gè)，單元尺寸為0.25～0.4 m。船體材料為高強(qiáng)度鋼，材料密度ρ=7 850 kg/m3，彈性模量E=210 GPa，泊松比為0.3。為考慮爆炸沖擊中的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，采用分段形式定義材料彈塑性特征。程序?qū)⒏鶕?jù)計(jì)算中的實(shí)時(shí)應(yīng)變率插值計(jì)算各時(shí)刻船體材料的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力。

在艦船受水下爆炸沖擊的有限元計(jì)算中，船體外的水域不僅起到傳播爆炸沖擊波、與結(jié)構(gòu)耦合傳遞載荷的作用，還對(duì)船體動(dòng)態(tài)響應(yīng)具有重要影響。本文在爆炸沖擊計(jì)算中建立的水域模型能夠模擬附連水質(zhì)量的影響，而不用在船體模型上額外施加附加附連水質(zhì)量。考慮到計(jì)算成本與精度的平衡，建立了4倍于結(jié)構(gòu)大小的水域模型［10］，其中包括520 657個(gè)聲學(xué)AC3D4R單元。流場(chǎng)網(wǎng)格劃分采用漸變方法，網(wǎng)格尺寸從船體濕表面到外圍水域逐漸加大。在與船體濕表面耦合的區(qū)域，采用與船體單元尺寸相似的網(wǎng)格大小，以保證足夠的計(jì)算精度；在離船體較遠(yuǎn)的外圍水域，加大網(wǎng)格尺寸以提高計(jì)算效率。將水域底部設(shè)置為無(wú)反射邊界條件，水面設(shè)置為零壓力邊界條件，并與船體外板表面使用Tie方法建立耦合。最終，得到全船詳細(xì)有限元及流場(chǎng)耦合模型（圖2）。

圖2 詳細(xì)有限元及流場(chǎng)耦合模型Fig.2 Finite element model and fluid-coupled model of ship

2.3 基于梁模型的簡(jiǎn)化建模

建立全船詳細(xì)有限元模型并進(jìn)行水下非接觸爆炸沖擊計(jì)算能夠得到校核剖面的爆炸彎矩載荷，但只有船體構(gòu)件和尺寸均確定時(shí)才能建立準(zhǔn)確的全船詳細(xì)有限元模型，且建立全船模型費(fèi)時(shí)費(fèi)力，計(jì)算平臺(tái)要求較高。可運(yùn)用有限元軟件建立船體梁簡(jiǎn)化計(jì)算模型，該模型包括船體結(jié)構(gòu)和水域模型2個(gè)部分。其中船體結(jié)構(gòu)模型又分為2個(gè)部分：船體梁和船體外殼。船體梁模型如圖3所示。將船體梁分為20站進(jìn)行模擬，大致位于中和軸的位置采用梁?jiǎn)卧˙31），每站通過(guò)賦予站內(nèi)質(zhì)量、慣性矩、剪切面積等參數(shù)來(lái)近似替代實(shí)際船體結(jié)構(gòu)。站內(nèi)質(zhì)量按實(shí)際全船質(zhì)量分布得到，慣性矩和剪切面積則通過(guò)各站實(shí)際船的剖面要素計(jì)算得到。具體簡(jiǎn)化過(guò)程參照經(jīng)典的船體梁理論進(jìn)行，與運(yùn)用20站船體梁剖面要素及20站重量進(jìn)行總振動(dòng)計(jì)算的簡(jiǎn)化過(guò)程一致。各站的船體外殼與實(shí)船完全相同，在軟件中設(shè)置為分離的剛性體，而不定義各外殼的接觸關(guān)系，因而在計(jì)算中各外殼不會(huì)發(fā)生接觸及碰撞效應(yīng)，互不干擾。船體外殼的網(wǎng)格尺寸與詳細(xì)模型外板的網(wǎng)格大小相近，各站外殼所有的節(jié)點(diǎn)通過(guò)Coupling運(yùn)動(dòng)耦合方式與對(duì)應(yīng)站的船體梁節(jié)點(diǎn)剛性連接，如圖4所示（為表示船體梁結(jié)構(gòu)，圖中梁?jiǎn)卧逊糯螅Ｋ虼笮　⒕W(wǎng)格劃分及邊界條件則均與詳細(xì)有限元模型水域相同。

圖3 船體梁簡(jiǎn)化模型及流場(chǎng)耦合模型Fig.3 Simplified hull girder model and fluid-coupled model

圖4 船體結(jié)構(gòu)模型耦合示意圖Fig.4 Schematic diagram of hull girder coupling

2.4 總振動(dòng)固有頻率計(jì)算驗(yàn)證

水下非接觸爆炸下，船體梁的垂向低階頻率對(duì)總縱彎曲有明顯的影響。對(duì)全船詳細(xì)有限元模型和船體梁簡(jiǎn)化模型進(jìn)行總振動(dòng)固有頻率計(jì)算：總強(qiáng)度計(jì)算模型不包括水域模型，按照劉易斯附連水計(jì)算方法，根據(jù)各站形狀和三維流動(dòng)系數(shù)做修正，從而得到各站附連水質(zhì)量［11］。對(duì)于詳細(xì)模型，將附連水質(zhì)量均分到各站吃水以下船體外板的有限元節(jié)點(diǎn)上；對(duì)于簡(jiǎn)化模型，將各站附連水質(zhì)量作為質(zhì)量點(diǎn)施加到相應(yīng)的梁節(jié)點(diǎn)上。計(jì)算結(jié)果表明，2種模型各階振型良好。船體梁簡(jiǎn)化模型與詳細(xì)有限元模型的垂向一階、二階頻率誤差均較小，船體梁垂向前兩階振型圖如圖5所示。通過(guò)總振動(dòng)固有頻率計(jì)算，表明本文2種模型的剛度與重量分布均相似，可進(jìn)行水下非接觸爆炸計(jì)算研究。

圖5 船體梁垂向前兩階振型Fig.5 First and second order vibration mode of hull girder

2.5 計(jì)算結(jié)果分析

進(jìn)行總縱強(qiáng)度計(jì)算研究時(shí)，需要選擇總強(qiáng)度研究剖面。在水下非接觸爆炸下，船體梁的總縱彎曲運(yùn)動(dòng)主要頻率成分為垂向前三階頻率［4］。對(duì)垂向撓曲振動(dòng)主振型進(jìn)行分析，發(fā)現(xiàn)只考慮一階振型時(shí)，L/2（L為船長(zhǎng)）船舯剖面彎矩最大，只考慮二階振型時(shí)，沿船長(zhǎng)L/4和3L/4附近剖面的彎矩最大。由振型線性疊加原理可知，在綜合考慮前三階振型的情況下，疊加后的最大爆炸彎矩的可能位置有3個(gè)：L/4，L/2和3L/4處。本文的總縱強(qiáng)度研究選取以上3個(gè)位置附近剖面模數(shù)較小的危險(xiǎn)剖面。

分別使用詳細(xì)有限元模型和船體梁簡(jiǎn)化模型計(jì)算本文水下非接觸爆炸工況下各危險(xiǎn)剖面的爆炸彎矩。由于爆炸沖擊下的鞭狀運(yùn)動(dòng)以垂向前三階頻率為主，故以船體梁第3階垂向頻率為截止，對(duì)原始爆炸彎矩曲線進(jìn)行低通濾波，得到濾波后的曲線作為最終爆炸彎矩的計(jì)算結(jié)果［12］。

2.5.1 工況1

工況1時(shí)，爆炸攻角θ=90°，爆心位于船舯正下方位置。3個(gè)危險(xiǎn)剖面的爆炸彎矩時(shí)歷曲線對(duì)比如圖6所示。表1所示為該工況下的中拱中垂最大爆炸彎矩。

圖6 工況1時(shí)的爆炸彎矩曲線對(duì)比Fig.6 Comparison of explosion bending moment curves for case 1

表1 工況1時(shí)各剖面最大爆炸彎矩Table 1 Maximum explosion bending moment of sections in case 1

由圖6可以看到，在該工況下，詳細(xì)有限元模型和船體梁簡(jiǎn)化模型的爆炸彎矩曲線在第1個(gè)波峰時(shí)間段重和度很高，而后稍有差異，但變化趨勢(shì)相同，都有明顯的中拱中垂現(xiàn)象。由于船舯的總縱運(yùn)動(dòng)主要為垂向一階成分，而簡(jiǎn)化模型的一階頻率與詳細(xì)模型相近，故在L/2剖面2個(gè)模型的彎矩曲線精度都很高。L/4剖面和3L/4剖面的垂向二、三階頻率成分相對(duì)較高，簡(jiǎn)化模型與詳細(xì)模型因前三階頻率不同造成2條曲線在相位上略有差異。

通過(guò)比較中拱中垂的爆炸彎矩?cái)?shù)值（表1）發(fā)現(xiàn)：危險(xiǎn)剖面的中拱爆炸彎矩范圍為14×107～35×107N·m，中垂的爆炸彎矩范圍為 5×107～20×107N·m；2種模型下L/2剖面處的彎矩和其他剖面處的相比要大。簡(jiǎn)化模型在L/2剖面處精度較好，中拱中垂彎矩誤差分別為-2.4%和-19.3%；其他剖面處計(jì)算精度各有不同，平均誤差約為30%。

2.5.2 工況2

工況2時(shí)，爆炸攻角θ=30°，爆心位于船舯右舷位置。3個(gè)危險(xiǎn)剖面的爆炸彎矩時(shí)歷曲線對(duì)比如圖7所示。表2所示為該工況下的中拱中垂最大爆炸彎矩。

圖7 工況2時(shí)爆炸彎矩曲線對(duì)比Fig.7 Comparison of explosion bending moment curves for case 2

表2 工況2時(shí)各剖面最大爆炸彎矩Table 2 Maximum explosion bending moment of sections in case 2

由圖7可知，與工況1類似，從船體受到?jīng)_擊波的作用到第1次中拱時(shí)，各曲線基本吻合，特別是L/2船舯剖面處的彎矩曲線幾乎重合。而后簡(jiǎn)化模型曲線的變化趨勢(shì)與詳細(xì)有限元模型的相同，中垂中拱的時(shí)間略有錯(cuò)位。產(chǎn)生此現(xiàn)象的原因：一方面，是2個(gè)模型在垂向前三階的頻率不同；另一方面，是工況2為爆炸沖擊呈30°入射，能引起船體梁一定的水平運(yùn)動(dòng)，兩模型水平特征的差異有可能會(huì)引起爆炸彎矩曲線的不同。

比較工況2下的爆炸彎矩?cái)?shù)值（表2）發(fā)現(xiàn)：危險(xiǎn)剖面中拱爆炸彎矩的范圍為7×107～26×107N·m，中垂爆炸彎矩的范圍為6×107～15×107N·m，整體上比工況1略小；簡(jiǎn)化模型在L/2剖面處的中拱中垂計(jì)算誤差分別為9.9%和-28.2%，其他剖面處的計(jì)算精度各有不同，平均誤差約為30%。

2.5.3 結(jié)果探討

本文的船體梁簡(jiǎn)化模型和詳細(xì)有限元模型相比在建模上花費(fèi)的時(shí)間少，計(jì)算效率高，得到的爆炸彎矩曲線與詳細(xì)有限元模型較為一致，中拱中垂爆炸彎矩的平均計(jì)算精度良好，對(duì)水下非接觸沖擊下，艦船爆炸彎矩的快速估算具有一定的參考作用。需要注意的是：當(dāng)水下爆炸沖擊因子較大時(shí)，實(shí)船可能會(huì)發(fā)生較大的塑性變形，而簡(jiǎn)化模型因只有梁結(jié)構(gòu)，故并不能模擬實(shí)船內(nèi)部復(fù)雜的塑性變形情況，會(huì)產(chǎn)生較大的計(jì)算誤差。所以，本文的船體梁簡(jiǎn)化模型對(duì)爆炸彎矩的計(jì)算適用于沖擊因子較小或?qū)嵈苄詰?yīng)變較小的情況。

3 結(jié) 論

本文提出了一種水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩的簡(jiǎn)化計(jì)算方法。運(yùn)用ABAQUS軟件，分別建立詳細(xì)有限元模型和基于船體梁的簡(jiǎn)化模型，并分別對(duì)水下爆炸沖擊下艦船所受到的爆炸彎矩進(jìn)行計(jì)算對(duì)比，得到結(jié)論如下：

1）在本文的沖擊因子下，危險(xiǎn)剖面的爆炸彎矩為同一量級(jí)。其中，船舯L/2剖面處的爆炸彎矩值最大。攻角θ=90°時(shí)各剖面的爆炸彎矩比θ=30°時(shí)的大。

2）通過(guò)本文提出的水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法，可快捷建立船體結(jié)構(gòu)模型，模擬水下非接觸爆炸作用下的船體總縱彎曲運(yùn)動(dòng)，計(jì)算獲得爆炸彎矩曲線。其中，船舯L/2剖面處的最大中拱爆炸彎矩誤差小于10%，其他剖面處的中垂中拱爆炸彎矩誤差約為30%。所得結(jié)果可為艦船水下非接觸爆炸沖擊下的爆炸彎矩快速估算提供參考。

3）本文僅對(duì)典型工況下采用20站梁的爆炸彎矩的簡(jiǎn)化計(jì)算方法進(jìn)行了研究，對(duì)工程中最常遇到工況下的船體爆炸彎矩的簡(jiǎn)化計(jì)算具有一定的實(shí)用參考價(jià)值。而有關(guān)更多工況下該方法的計(jì)算準(zhǔn)確性，以及更少或更多站時(shí)該簡(jiǎn)化方法的計(jì)算收斂性，還有待在今后的工作中進(jìn)一步開(kāi)展計(jì)算研究。

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Calculation of explosion bending moment in hull girders subjected to non-contact underwater explosions

WU Guangming，CHEN Wei，WU Di，LI Zhengguo
Shanghai Division，China Ship Development and Design Center，Shanghai 201108，China

Non-contact underwater explosion can generate violent movement on hull girders，which may cause longitudinal strength problems.The explosion bending moment can be calculated using a detailed finite element ship model，but this costs considerable working time.This paper advances a new method for calculating explosion bending moment by a hull girder model.The explosion bending moment of typical ship sections is calculated according to a detailed ship model and simplified hull girder model using ABAQUS software.Comparisons between the results indicate that the simplified hull girder model is easily created and has good precision，enabling it to provide a reference for the estimation of explosion bending moment in hull girders subjected to non-contact underwater explosion.

hull girder；non-contact underwater explosion；longitudinal strength；explosion bending moment

U661.43

：ADOI：10.3969/j.issn.1673-3185.2017.03.009

http://kns.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20170512.1253.024.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

吳廣明，陳煒，吳敵，等.水下非接觸爆炸下船體爆炸彎矩簡(jiǎn)化計(jì)算方法［J］.中國(guó)艦船研究，2017，12（3）：58-63.

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2016-09-21< class="emphasis_bold">網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間

時(shí)間：2017-5-12 12:53

中國(guó)艦船研究設(shè)計(jì)中心研發(fā)基金資助項(xiàng)目

吳廣明（通信作者），男，1976年生，博士，高級(jí)工程師。研究方向：船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。E-mail：1078801933@qq.com

陳煒，男，1971年生，高級(jí)工程師。研究方向：船體結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)