水下接觸爆炸下多艙防護結構載荷特性及動響應研究進展

吳庭翱，張弩，侯海量，吳國民，周心桃

1海軍裝備部，北京100841

2中國艦船研究設計中心，湖北武漢430064

3海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢 430033

0 引 言

大型艦船歷來是各海軍強國爭相發展的一種戰略裝備，其在捍衛國家主權和維護海洋權益等方面具有無可替代的作用。在海戰中，作為主要作戰平臺，大型艦船是敵方的主要攻擊目標。一旦遭到魚雷、水雷等水下兵器的攻擊，大型艦船的生命力將受到嚴重威脅。在第二次世界大戰中，被潛艇擊沉的各國大型艦船多達19艘，例如，1939～1942年，英國的“勇敢”號、“皇家方舟”號和“鷹”號這3艘大型艦船均被德國潛艇擊沉。如何提高艦船生命力是各海軍強國一直研究的問題。

魚雷、水雷等武器攻擊多艙防護結構如圖1所示。在水下接觸爆炸下，多艙防護結構的舷側外板產生沖塞破口并發生花瓣開裂，同時形成高速破片群。隨后，水下爆炸氣泡與含初始破口的多艙防護結構發生強烈的耦合作用。隨著高溫高壓的爆炸產物涌入舷側空艙，液艙外板在非常復雜的爆炸產物載荷作用下產生整體凹陷大變形。液艙內的燃油、水等液體在液艙外板的擠壓下將載荷傳遞給液艙內板，使液艙內板在非常復雜的載荷作用下發生凹陷大變形。另外，在高速破片群和舷側外板開裂花瓣尖端的撞擊下，液艙外板將產生局部破口并形成更多的破片。大量破片在液體中運動，引起沖擊波載荷，使液艙內板的變形增大。如果破片穿過液體后的剩余速度過高，那么液艙內板將被破片擊穿。目前，國內學者對水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷特性（尤其是舷側空艙和液艙內板的載荷特性）還未研究清楚，這是研究新型多艙防護結構形式的主要障礙，必須對水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷特性進行更深入的研究。

大型艦船可通過各艙不同的結構形式、材料、填充物（空艙、液體或固體填充物）的阻滯、遞減、吸能作用，降低水下近場或接觸爆炸對艦船穩性、不沉性、機動性和戰斗力的影響。國外大型艦船的多艙防護結構大體經歷了從“四艙”或“五艙”向“三艙”發展的歷程，以及液艙由前置向后置的過渡。國內學者通過對其結構形式進行廣泛而深入的研究，對我國多艙防護結構形式進行了改進，探索了新型多艙防護結構形式，預期可以提高我國大型艦船對魚雷、水雷等武器的防護能力，開展相關研究對提高我國大型艦船的生命力具有重要軍事意義。

綜上所述，開展水下接觸爆炸下多艙防護結構載荷特性及結構形式研究，具有重要的軍事意義和工程意義。

1 水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷研究現狀

水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷非常復雜，有水下爆炸沖擊波載荷、復雜邊界（自由面和具有初始破口的舷側空艙結構等邊界）下的水下爆炸氣泡載荷，以及高速破片侵徹液艙引起的沖擊波載荷等。因此，對水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷研究現狀從這3方面進行綜述。

1.1 復雜邊界下的水下爆炸沖擊波載荷

早在 1948 年，Cole［1］對水下爆炸基礎理論進行了系統論述，給出了自由場水下爆炸沖擊波的指數型經驗公式。1973年，Zamyshlyaev等［2］對水下爆炸的研究成果進行了系統的總結，將水下爆炸沖擊波載荷分成了5個階段，即指數衰減階段、倒數衰減階段、倒數衰減后段、氣泡膨脹收縮階段和脈動壓力段，并給出了每個階段的載荷經驗公式。

隨著計算機科學技術的發展，學者們逐漸采用數值模擬方法對水下爆炸沖擊波進行研究，如何保證數值計算結果的精度就成為亟待解決的問題。張振華等［3-4］利用DYTRAN軟件對球形藥包在無限水域中的爆炸沖擊波進行了模擬，分析了狀態方程、網格密度和人工粘性等因素對計算精度的影響。為了提高LS-DYNA模擬遠場水下爆炸沖擊波強度的精度，賈憲振等［5］提出了等效質量法。徐豫新等［6］利用AUTODYN軟件對球狀藥在無限水域中的爆炸沖擊波進行了模擬，探討了計算精度的影響因素。張社榮等［7］研究了水下爆炸沖擊波數值模擬的網格尺寸確定方法，指出采用炸藥半徑的1/3作為網格尺寸可滿足工程精度要求。

當復雜邊界下的沖擊波載荷作用在自由面、海底和結構表面等邊界上，水下爆炸沖擊波會發生復雜的透射和反射效應。Zamyshlyaev等［2］采用理論和試驗方法，對水下爆炸沖擊波在近自由面和近海底的反射效應進行研究，得到了不同區域的沖擊波近似公式。錢勝國等［8-9］在近自由面水下爆炸試驗中發現了自由面對沖擊波的“切斷”現象。崔杰等［10］對近自由面水下爆炸下沖擊波與自由面反射的稀疏波的相互作用過程進行了數值模擬，分析了“切斷”現象的特性、產生機理及對沖擊波的影響，指出近自由面水下爆炸沖擊波的沖量約為無限水域爆炸的1/3。羅澤立等［11］引入狀態方程建立強沖擊波在板表面反射后的波陣面參數關系，形成了水下爆炸強沖擊波與平板結構相互作用的理論分析方法。建立的理論方法與試驗及數值模擬結果吻合良好，為水下近距爆炸強沖擊波與結構的相互作用分析提供了理論基礎。

而魚雷、水雷等水下武器接觸多艙防護結構爆炸（圖1）產生的爆炸沖擊波比較復雜，除了要考慮自由面對沖擊波的“切斷”效應，還要考慮船體結構彈塑性邊界對沖擊波的影響。多艙防護結構的舷側外板在水下爆炸沖擊波作用下產生破口，爆炸產物隨即從破口處涌入舷側空艙，沖擊波在舷側空艙內的空氣介質中傳播并衰減，碰到結構壁面后還會發生反射，因此舷側空艙內的沖擊波載荷更加復雜，難以進行理論研究。采用數值模擬方法對此進行研究是可行的，為了保證數值計算結果的精度，要考慮網格密度、材料模型及狀態方程、流固耦合算法、時間步長及計算時間等因素的影響，否則可能得到錯誤的結果?？軙詶鞯龋?2］根據一維應力波在不同介質交界面的透射反射理論，通過建立含防雷艙空氣隔層的水下爆炸全耦合模型，研究了空氣隔層對水下爆炸沖擊波的緩沖效應。吳林杰等［13］采用模型試驗方法，研究了近自由面水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓載荷特性，研究表明，防雷艙舷側空艙的破壞主要由沖擊波載荷和準靜態壓力載荷造成。鑒于此，后續研究中建議采用模型試驗和數值模擬相結合的方法，對水下接觸爆炸下多艙防護結構舷側空艙內的沖擊波載荷進行深入探究。

1.2 復雜邊界下的水下爆炸氣泡載荷

水下爆炸氣泡的運動包括膨脹、收縮及射流等階段，相比于沖擊波載荷更為復雜。水下爆炸氣泡與多艙防護結構（尤其是舷側空艙）的相互作用問題，本質上是水下爆炸氣泡與自由面、壁面、彈塑性船體結構、多艙結構等復雜邊界的相互作用問題［14］。這里對復雜邊界下的水下爆炸氣泡載荷研究現狀進行闡述。

對于氣泡與自由面、剛性壁面等邊界的相互作用問題，Klaseboer等［15］通過引入等效氣泡半徑和等效氣泡壁速度，將Rayleigh方程［16］擴展到了近自由面和近壁面等非球形氣泡運動的情形中，分析了邊界對氣泡脈動周期的影響規律。Lenoir［17］采用混合歐拉—拉格朗日（MEL）方法對近自由面和近剛性壁面水下爆炸氣泡的動態特性進行了計算。Blake等［18］改進了MEL方法，并對近自由面水下爆炸氣泡的動態特性進行了計算，計算結果精度較高。Boyce等［19］利用高速攝影技術，觀測了自由流場、固壁及彈性薄板附近水下爆炸氣泡的運動過程。Brett等［20］對豎直矩形板附近水下爆炸氣泡的射流特性進行了試驗研究。李健等［21-24］利用DYTRAN 軟件，分別對自由面［21］、水平剛性壁面［22］、傾斜剛性壁面［23］或結構表面［24］附近的水下爆炸氣泡的動態特性進行了數值模擬，研究了不同邊界附近水下爆炸氣泡的動態特性，分析了距離參數、剛性壁面或結構表面的角度等因素對氣泡動態特性的影響。牟金磊等［25］對深水自由場、近自由面、近剛性壁面和彈性壁面等不同邊界下的水下爆炸氣泡動態特性進行了數值模擬，分析了不同邊界對氣泡動態特性的影響，給出了不同邊界下水下爆炸氣泡脈動近似為球狀氣泡脈動的條件。王樹山等［26］在水箱內進行了一系列小當量RDX裝藥爆炸試驗，利用高速攝影方法觀察到了3種典型的氣泡形態和6種典型的水幕形態，分析了不同形態水幕的演變規律及形成機理，并揭示了近自由面水下爆炸形成氣泡的動力學過程。

以上研究多是針對水下爆炸氣泡的動力學特性，而很少針對彈塑性船體結構在水下爆炸氣泡作用下的載荷特性。對于氣泡與彈塑性船體結構的相互作用問題，倪寶玉等［27］研究了艦船近場爆炸反射波對水下爆炸氣泡射流特性的影響，發現艦船近場爆炸反射波對氣泡動態特性的影響不大，在對近場爆炸下艦船結構損傷進行分析時可分開考慮沖擊波載荷和氣泡載荷的作用。田昭麗等［28］建立了氣泡與復雜邊界的耦合動力學模型，對圓形舭部附近的水下爆炸氣泡與自由面的非線性耦合作用（圖2）進行了研究，分析了攻角、爆距對氣泡與自由面動態特性的影響，研究表明，在氣泡坍塌階段流場高壓區移動是射流從豎直向下向垂直于艦船舷側壁面偏轉的主要原因。

對于舷側多艙防護結構，其舷側外板產生破口后，水下爆炸氣泡的邊界不再完整，爆炸產物從破口處涌入舷側空艙，與多艙防護結構內部結構發生復雜的相互作用。由于要考慮結構的彈塑性、自由面效應、氣泡周圍流場的可壓縮性、氣泡的“腔吸”現象、射流特性及載荷規律等［14］，故針對水下爆炸氣泡與具有初始破口的不完整邊界的耦合動力學特性的研究非常少。劉云龍等［29］對帶圓孔平板附近的氣泡動力學特性進行了研究，發現在氣泡膨脹階段圓孔對氣泡產生“腔吸”作用，在氣泡收縮階段圓孔對氣泡產生排斥作用，在特定工況下會產生對射流現象。郝茹［30］對單個氣泡在不同半徑的圓形破口型結構附近的脈動和射流特性進行了試驗和仿真研究，分析了不同破孔半徑、距離參數對氣泡脈動和射流特性的影響規律。吳林杰等［31］研究了水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓氣泡載荷特性，利用LS-DYNA軟件對水下爆炸氣泡與防雷艙舷側空艙的相互作用過程和舷側空艙的內壓載荷特性進行了仿真分析，并通過模型試驗進行了驗證。研究結果表明，伴隨著氣泡膨脹或收縮，爆炸產物氣體從外板破口處流入或流出舷側空艙；舷側空艙內部空間被外板花瓣隔成2個區域，內壓載荷在花瓣前面和花瓣背面具有不同的特性。

對于氣泡與多艙防護結構內部結構之間復雜的相互作用，相互作用的過程及舷側空艙內的爆炸產物壓力變化規律目前還未被清楚揭示，有待開展進一步的研究。

1.3 高速破片侵徹液艙引起的沖擊波載荷

多艙防護結構的液艙是防御魚雷、水雷等武器爆炸形成的高速破片的重要結構。水下接觸爆炸下多艙防護結構的液艙受到非常復雜的載荷作用。液艙外板受到爆炸沖擊波、高速破片侵徹及涌入舷側空艙的爆炸產物壓力等作用，高速破片侵徹液體將在液體中引起沖擊波，致使液艙內板受到的載荷非常復雜。因此，直接針對水下接觸爆炸下多艙防護結構的液艙內板載荷特性的研究非常少，學者們主要是針對高速彈體侵徹蓄液結構引起的沖擊波進行研究。

McMillen［32-33］對高速彈體入水引起的沖擊波的傳播規律進行了試驗研究，發現水中沖擊波以半球面形式垂直于水面傳播，且沖擊波壓力峰值與傳播距離成反比。Stepka等［34］進行了0.9 g柱形彈以4 270 m/s速度射擊水箱的試驗，發現彈體在水中引起的激波壓力峰值隨距離的增大而迅速衰減。Holm［35］后來指出彈體在水中引起的激波壓力峰值隨傳播距離的增大呈指數式衰減。Lee等［36］利用壓力傳感器對高速彈體入水引起的激波進行測量后發現，激波的持續時間僅約幾十微秒。Dear等［37］提出了水中激波持續時間的計算公式。Morse等［38］通過試驗研究發現彈體在水中引起的激波壓力峰值與彈體材料無關。Borg等［39］進行了19 g鋁制球形彈體射擊三丁基液體箱的試驗，發現彈體在液體中引起的激波壓力峰值主要受彈體初速的影響，并給出了激波壓力峰值與彈體運動速度之間的關系式。

唐廷等［40］基于一維平面波理論推導了高速破片在液體中引起的激波壓力的理論公式，分析了破片參數對破片在水中引起的激波壓力的影響。孔祥韶等［41］采用數值仿真方法對單發破片和雙發破片同時穿透液艙的過程進行對比研究，分析了雙發破片同時穿透液艙時在液體中引起的激波壓力的疊加效應，發現破片在液體中引起的激波壓力主要與破片初始動能有關。張元豪等［42］利用高速攝影技術對立方體破片侵徹液艙的過程進行了拍攝，對比分析了破片垂直和傾斜侵徹液艙過程中的運動軌跡及其在水中引起的激波壓力特性，發現相同初速度下破片垂直侵徹液艙時引起的入射波壓力峰值比破片傾斜侵徹液艙時的要大。

目前，水下接觸爆炸下多艙防護結構的液艙內板載荷特性尚未被研究清楚，除了考慮高速破片侵徹液艙時在液體中的沖擊波載荷，還應考慮作用在液艙外板的爆炸沖擊波壓力及涌入舷側空艙的爆炸產物壓力是如何由液體介質傳遞給液艙內板的。由于問題的復雜性，從理論上進行求解比較困難。

2 水下接觸爆炸下多艙防護結構的響應研究現狀

評估多艙防護結構的防護能力時，通常對炸藥在多艙防護結構的1/2高度處接觸爆炸的工況進行評估，主要有3個防護要求：

1）舷側外板的破口半徑小于多艙防護結構的半高；

2）高速破片穿過液體后不能將液艙內板擊穿；

3）水密艙結構的變形能小于許用值。從防護要求看，允許舷側空艙結構產生局部破口，不允許水密艙結構產生破裂，并且液艙結構要能抵御高速破片。

因此，對水下接觸爆炸下多艙防護結構的舷側外板結構（背空板）、液艙結構及夾芯結構的響應研究現狀分別進行綜述。

2.1 背空板接觸爆炸下的動響應

多艙防護結構的近結構包括舷側外板、液艙外板及舷側空艙內結構等，結構比較復雜，并涉及水、鋼和高壓氣體等不同介質，因此水下接觸爆炸下近結構的響應非常復雜，很難得到解析解，國內外學者主要研究了簡單結構在接觸爆炸下的響應。

Nurick等［43］采用試驗方法，對固支薄板在接觸爆炸下的響應進行研究，發現了板的沖塞、凹陷、開裂和花瓣翻轉現象，并發現在薄板的沖塞階段產生了一個半徑與炸藥和薄板接觸半徑基本相同的圓形破口。Wierzbicki［44］對接觸爆炸下固支圓板的花瓣開裂過程進行了理論分析和試驗研究，考慮了應變率效應，基于能量原理得到了破口半徑的計算方法。Rajendran等［45］得到了水下接觸爆炸載荷下空背圓板的破口半徑公式，試驗表明該公式有較好的精度。吉田?。?6］對二戰期間日本艦船的破損資料和試驗結果進行分析總結，給出了水下接觸爆炸下艦船鋼板的破口半徑經驗公式。

朱錫等［47］進行了4個加筋板架模型的水下接觸爆炸試驗，分析了加強筋對板架破口的影響，給出了修正的破口計算公式。在Wierzbicki研究的基礎上，張振華等［48］將接觸爆炸下固支薄板的變形分為花瓣開裂前和開裂后2個階段，采用Hamilton變分原理得到了薄板的花瓣數量及破口半徑。Wang等［49］采用試驗方法對水下接觸爆炸下復雜板殼結構的動響應進行研究，給出了破口半徑估算公式。賴鳴等［50］對水下接觸爆炸下加筋板結構的破壞進行數值模擬，定義了強度因子和距離因子，并分析了強度因子和距離因子對加筋板破口形狀和大小的影響規律。陳海龍等［51］提出了水下接觸爆炸下艦船的破損半徑Rd和破口半徑Rb的概念（圖3）。

水下接觸爆炸下多艙防護結構的舷側外板和液艙外板均會產生破口，兩者的形成原因有較大區別，且舷側空艙內的隔板結構對破口的擴展有一定的影響，因此采用文獻［44-48］中的破口半徑公式對舷側外板和液艙外板的破口大小進行估算有一定的局限性。若舷側空艙內的隔板結構設計合理，既能保證舷側外板的破口半徑小于多艙防護結構的半高，又能起到較好的泄爆降壓作用。但是，舷側空艙內的隔板結構形式對舷側外板破口擴展及舷側空艙內爆炸產物膨脹的影響還未被研究清楚，因此，這是對舷側空艙內的隔板結構進行設計時所面臨的一個障礙。

2.2 多艙防護結構的液艙結構響應

為了有效防御魚雷、水雷等武器爆炸形成的高速破片，多艙防護結構的液艙內板不能被破片擊穿，換言之，高速破片穿過液體后的剩余速度應小于液艙內板的最小擊穿速度；另外，允許液艙內板發生凹陷大變形，但不允許液艙內板產生破裂。為了設計滿足防護要求的液艙結構，既要研究高速破片侵徹液艙的剩余速度，還要研究液艙外板和液艙內板的響應。

Stepka等［34］假設彈體為剛體，液體為不可壓縮流體，引入阻力系數Cx，給出了彈體侵徹液體過程中的速度衰減公式。Stepka等認為阻力系數Cx是定值，但其他學者有不同的觀點。Borg等［39］認為阻力系數Cx與時間相關，給出了阻力系數Cx與時間t的關系式。Midoux［52］認為阻力系數Cx與雷諾數Re有關，推導了阻力系數Cx與雷諾數Re的關系式。Batchelor［53］則認為阻力系數Cx與空泡數K相關，提出了阻力系數Cx與空泡數K的關系式。沈曉樂等［54］通過3.3 g立方體破片的水下彈道試驗，對破片在水中的侵徹特性進行了研究，發現破片形狀對其阻力系數Cx有較大的影響。徐雙喜等［55］采用理論推導和數值仿真相結合的方法，分析了破片對背水薄鋼板的穿甲過程，得到了破片穿透背水薄鋼板的剩余速度公式，指出破片初速越高液體對破片的阻礙作用越明顯。趙留平等［56］利用ABAQUS軟件對不同形狀、質量、長細比的破片穿透液艙的剩余速度進行了數值仿真研究，發現球狀破片的剩余速度比柱狀破片的大。李營等［57］對不同長徑比平頭破片高速入水速度衰減特性進行了數值模擬研究，發現破片的迎流面積和頭型系數是影響破片速度衰減的主要因素。

國外學者主要對飛機油箱之類的蓄液結構在子彈等彈體高速射擊下的響應進行了研究。Townsend等［58］對鋁制液箱結構在 3.5，7 g高速彈體侵徹下的響應和破壞模式進行了試驗研究，鋁制液箱結構的前后兩板均發生了花瓣開裂破壞。Nishida等［59］針對球形彈以 40～200 m/s的速度侵徹鋁合金蓄液圓柱管進行了試驗，分析了蓄液圓柱管變形破壞的影響因素，指出球形彈直徑、圓柱管結構極限強度和總伸長率等因素對圓柱管壁的開裂極限速度和穿孔極限速度有決定性的影響。Varas等［60］采用試驗方法對球形彈侵徹封閉水箱過程中水箱的響應和破壞程度進行了研究，指出封閉水箱的變形程度與球形彈的初始速度密切相關。Varas等［61］還將12.5 mm球形彈以600 ～ 900 m/s的速度侵徹不同液體比例的長方體蓄液結構，分析了蓄液結構的變形破壞機理及影響因素，指出蓄液結構中的液體比例對結構的變形破壞有較大影響。

杜志鵬等［62-63］對多艙防護結構的液艙在高速破片侵徹下的響應進行了研究，其中杜志鵬等［62］對接近爆炸下液艙前后兩板的響應進行了理論分析，推導了液艙前后兩板的變形計算公式；李營等［63］對高速破片侵徹液艙的過程進行了數值模擬，對比研究了艙內有、無液體時的破片速度衰減規律，分析了液艙前后兩板的厚度比對液艙結構吸能的影響，研究表明，適當調整液艙前后兩板的厚度比可達到以犧牲液艙前板的方式保護液艙后板的目的。

這些研究均只考慮了高速破片的侵徹作用，并未考慮液艙受到的爆炸沖擊波和爆炸產物壓力的作用。

2.3 夾芯結構的動響應

美國“尼米茲”級航空母艦多艙防護結構的液艙內板和水密艙內板之間設有相對密布的加筋弧形豎隔板（圖4），由于水密艙的寬度比其長度、高度要小得多，因此美國實際上將多艙防護結構的水密艙設計成了大型夾芯結構，以利用夾芯結構在力學性能上的優勢。與等質量的單層梁、板結構相比，由兩塊面板和芯層組成的夾芯結構的截面慣性矩、比剛度和比強度均較大［64］，具有非常優良的抗爆抗沖擊性能，因此在艦船防護結構領域具有重要的應用前景［65］。

自2000年以來，國外研究人員對夾芯結構進行了廣泛研究，涉及各種各樣的夾芯結構［66］，包括金屬夾芯結構［67-69］，復合材料夾芯結構［70-77］、雜交型夾芯結構［78-79］，以及由簡單夾芯結構衍生出的復雜夾芯結構等［80-82］。Guruprasad 等［83-84］對輕質多層多孔柵格型夾芯結構在爆炸載荷作用下的動響應進行了試驗和理論研究。Xue等［85］研究了爆炸沖擊載荷下柵格和點陣型夾芯結構的動響應和破壞模式。Hutchinson等［86-87］基于擴展的流固耦合模型，對爆炸沖擊載荷下方形蜂窩夾芯結構進行了優化設計，并分析了影響芯材吸能及壓縮強度的因素。Nemat-Nasser等［88］對爆炸載荷作用下周邊固支金屬泡沫夾芯圓板結構的吸能特性進行了試驗和數值模擬研究，指出膜力在夾芯圓板結構動響應中起主要作用。Zhu等［89-90］采用理論分析、數值模擬和試驗的方法，對爆炸沖擊載荷下四邊固支金屬夾芯方板結構的動響應進行了研究，提出了金屬夾芯方板結構的動響應理論分析模型。

國內學者針對夾芯結構也進行了一些研究。王自力等［91］以某水面艦船為對象設計了夾層板艦船底部結構，基于三艙段模型技術，利用DYTRAN軟件對其在水下爆炸沖擊載荷作用下的動響應進行了分析，指出夾層板艦船底部結構具有優良的防護能力。汪浩等［92］提出了一種新型矩形蜂窩夾芯夾層加筋圓柱殼結構形式，采用LS-DYNA軟件對其在水下爆炸載荷作用下的動響應及防護機理進行了分析。陳成軍等［93］采用有限元法對內部填充泡沫鋁的圓柱殼結構在軸向載荷作用下的靜、動態力學響應進行了數值模擬，數值模擬結果與試驗結果較一致。鄧磊等［94］采用ABAQUS軟件對方孔蜂窩夾層板在爆炸沖擊載荷下的動態響應和變形機理進行了分析，在單位面積質量和夾芯層的高度、寬度給定的情況下得出了抗沖擊性能最優的夾芯層相對密度。王果等［95］采用DYTRAN軟件對水下爆炸載荷作用下Y型激光焊接夾層板的抗爆性能進行了研究，分析了Y型激光焊接夾層板的主要尺寸參數對其抗爆性能的影響。段新峰等［96］利用LS-DYNA軟件對沖擊波和破片聯合作用下I型夾層板的毀傷進行了數值模擬研究，分析了沖擊波單獨作用及沖擊波和破片聯合作用下I型夾層板失效模式的差異，研究了夾層板芯層配置及上、下面板厚度配置對其失效模式的影響，并分析了I型夾層板在不同載荷下的吸能特性。

綜上可知，夾芯結構具有優良的抗爆抗沖擊性能，在多艙防護結構中應用夾芯結構是一個發展趨勢。如果將多艙防護結構的水密艙整體上設計成大型夾芯結構（不妨稱之為“夾芯式水密艙”），預期可以提高多艙防護結構的防護能力。然而目前國內在夾芯式水密艙及采用夾芯式水密艙設計的多艙防護結構方面幾乎是空白，應開展相關研究，以期得到防護能力更高的新型多艙防護結構。

3 結 語

大型艦船多艙防護結構是位于主船體舷側部位的多艙室防護系統，可使大型艦船遭受多枚魚雷、水雷接觸爆炸后，仍能保持平臺性能，是其生命力和戰斗力的重要保證。它綜合利用空間、介質、結構實現對大型艦船的防護，防護原理完全不同于一般水面艦船和潛艇。目前，各軍事強國越來越多地開始關注水下接觸爆炸下多艙防護結構的載荷特性及動響應研究。但由于水下接觸爆炸及多艙防護結構的復雜性，較少采用試驗研究的方法，特別是在采用實船試驗方面，更是鳳毛麟角。在理論和數值研究方面，數值方法也主要依賴于封裝的通用有限元軟件，求解精度難以保證?？傊?，雖然國內外許多研究學者均針對多艙防護結構開展了大量研究，但由于多艙防護結構的復雜性，仍存在一些需要進一步研究和解決的問題：

1）由于數值算法存在一些局限性，采用數值模擬方法不能全部真實地再現水下接觸爆炸下多艙防護結構的破壞過程，因此要進一步研究和改進數值模擬方法，同時采用試驗方法開展研究仍有必要。

2）對水下接觸爆炸下多艙防護結構的舷側空艙和液艙內板的載荷特性進行的研究，得到了一些規律性的認識，但在設計多艙防護結構時如何對其舷側空艙和液艙內板受到的載荷進行工程計算仍需要進一步研究。

3）由于夾芯結構具有優良的抗爆抗沖擊性能，其在多艙防護結構中具有良好的應用前景，建議對夾芯式水密艙的結構形式及尺寸參數等進行進一步的設計和優化研究。

4）如何建立新型多艙防護結構的工程設計方法及其在水下接觸爆炸下的毀傷評估方法，要考慮水下接觸爆炸載荷、多艙防護結構形式、防護要求及衡準等諸多因素，有待進行系統而深入的研究。

5）國外一些老舊多艙防護結構在發展中被淘汰，其原因一般不得而知，我國在借鑒國外的多艙防護結構時，既要“知其然”又要“知其所以然”，因此對國外的老舊多艙防護結構進行一些研究也是有必要的。

針對以上存在的問題和不足，后續研究應在水下接觸爆炸時空加載機理、多艙防護結構耦合損傷機理等方向進行更細致的研究與分析，建立更加完善的理論與力學模型，提高數值方法的精確性；同時盡快開展相關的模型試驗與實船試驗，為大型艦船防護結構科學設計與創新提供更可靠的理論基礎與設計依據。

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