張 健，張克勇，尹 群，姚 潞

(江蘇科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇鎮(zhèn)江212003)

加筋板架艙壁結(jié)構(gòu)是現(xiàn)代艦艇主艙壁的主要結(jié)構(gòu)，然而，由于加筋板架的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)，單層結(jié)構(gòu)型式不能對(duì)艦船內(nèi)部重要設(shè)備和人員進(jìn)行有效防護(hù)［1］.近年來，為了提高主艙壁的抗爆抗沖擊性能，增加結(jié)構(gòu)在沖擊載荷作用下的吸能效率，各海軍強(qiáng)國積極開發(fā)新型結(jié)構(gòu)型式，提出了不同型式的雙層艙壁結(jié)構(gòu)，并使其廣泛用于新型船的主艙壁.研究證明，夾芯板架結(jié)構(gòu)在抗變形能力和吸能方面較普通鋼板具有明顯優(yōu)勢(shì)［2］.雙層艙壁結(jié)構(gòu)被開發(fā)和研制后，很快成為許多海軍強(qiáng)國戰(zhàn)艦的標(biāo)準(zhǔn)設(shè)計(jì)方案，如德國的薩克森級(jí)護(hù)衛(wèi)艦采用了縱向箱型梁和雙層水密橫艙壁，英國的達(dá)林和挪威的南森級(jí)等艦船均配備了雙層橫艙壁結(jié)構(gòu)［3］.

我國艦船抗爆抗沖擊技術(shù)研究工作起步較晚，盡管近年來相關(guān)研究取得了長足的進(jìn)步，但與國外先進(jìn)水平相比仍有一定的差距.文獻(xiàn)［4］中研究了幾種艦船雙層底新型防護(hù)結(jié)構(gòu)形式;文獻(xiàn)［5］中研究了爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下艙室結(jié)構(gòu)的破壞模式以及聯(lián)合作用效果;文獻(xiàn)［6］中研究了雙層艙壁結(jié)構(gòu)、傳統(tǒng)加筋板架的失效破壞模式及動(dòng)態(tài)吸能特性，最后對(duì)抗爆性能較好的單層圓筒(CI型)雙層艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行了近似優(yōu)化;文獻(xiàn)［7］中以某型水面艦艇為研究對(duì)象，設(shè)計(jì)出夾層板艦船底部結(jié)構(gòu)，得出夾層板艦船底部結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的防護(hù)性能.

文中以某艙壁為研究對(duì)象，主要改變雙層艙壁的夾芯間距、艙壁板和夾芯的厚度、艙壁的材料等參數(shù)，考察雙層艙壁各結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)雙層艙壁抗爆性能的影響，計(jì)算在相同爆炸條件下雙層艙壁的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，通過對(duì)比分析，得出各個(gè)參數(shù)的影響情況.在此基礎(chǔ)上選取不同的載荷工況進(jìn)行數(shù)值仿真，得出雙層艙壁結(jié)構(gòu)的變形、吸能等響應(yīng)結(jié)果.擬合響應(yīng)結(jié)果，得到響應(yīng)預(yù)報(bào)公式.經(jīng)相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證，此預(yù)報(bào)公式可以用于快速估算同種艙室結(jié)構(gòu)在不同工況下的響應(yīng).

1 艙內(nèi)爆炸有限元模型

1.1 艙室爆炸的有限元模型

艙室主體包括舷側(cè)、甲板、雙層艙壁，以及各類桁材和骨材.研究對(duì)象為雙層艙壁，艙室由上、中、下3個(gè)艙室組成3艙室模型，寬度為8 m、長度為9 m，3 個(gè)艙室的高度從上到下依次為 2.8，2.45，2.35 m.炸藥模型為球形模型，處于中間艙室的中間位置(圖1).本研究關(guān)注的對(duì)象為爆炸艙室(中間艙室)的橫艙壁.甲板、舷側(cè)上的桁材都是T型材，型材大小為每層夾板上縱向共有5根 T 型材，離左舷側(cè)板距離分別為 0.8，1.6，4，6.4，7.2 m，橫向有5根T型材，離艙壁板間距分別為1.5，3，4.5，6，7.5m;舷側(cè)縱向有3 根 T 型材，到上甲板距離分別為 1.4，4.025，6.425 m，橫向有 5根 T 型材，離艙壁間距分別為1.5，3，4.5，6，7.5m.網(wǎng)格大小為250×250左右，這樣可以保證計(jì)算精度，并且兼顧了計(jì)算時(shí)間.艙室結(jié)構(gòu)有限元模型及雙層艙壁的模型見圖1，2.

圖1 艙室結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.1 Finite element model of cabin structure

圖2 艙壁結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Bulkhead structure model

1.2 材料參數(shù)

文中采用非線性有限元軟件MSC/Dytran對(duì)結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真，采用合理的有限元模型可以有效模擬空中爆炸沖擊波的傳播過程.材料模型采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型，板架結(jié)構(gòu)采用Q235低碳鋼.材料的具體參數(shù):密度ρ=7 800 kg/m3;泊松比υ=0.3;彈性模量E=210 Gpa;動(dòng)態(tài)載荷下材料的失效應(yīng)變?nèi)?.28;D和p為不同材料的適宜系數(shù)，對(duì)于低碳鋼而言，通常D=40，p=5.模型板架材料的動(dòng)態(tài)屈服條件采用Cowper-Symonds模型進(jìn)行擬合.

1.3 狀態(tài)方程

文中采用多歐拉耦合算法、ROE求解器，由于ROE算法不支持JWL炸藥狀態(tài)方程，故對(duì)空氣和炸藥源采用Gamma律狀態(tài)方程EOSFAM描述:

式中:e為單位質(zhì)量的比內(nèi)能，取0.21 GJ/m3;ρ為空氣密度，取1.25 kg/m3;γ 為比熱比，取 1.4.炸藥采用高能密度空氣模擬，密度為1 600 kg/m3，能量密度為 4.2 GJ/m3.

2 雙層艙壁參數(shù)影響分析

2.1 夾芯板間距變化

2.1.1 艙壁結(jié)構(gòu)模型

研究夾芯間距不同時(shí)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，然后對(duì)仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析，得出夾芯間距的變化對(duì)抗爆性能的影響.雙層艙壁板間距為250 mm，夾筋的間距分別為200，400，600，800 mm.

2.1.2 計(jì)算結(jié)果分析

表1為夾芯間距不同時(shí)艙壁的變形、吸能、加速度等響應(yīng)的對(duì)比表.夾芯間距為200mm時(shí)，迎爆艙壁的質(zhì)量為1.625 t;夾芯間距為400 mm時(shí)，迎爆艙壁的質(zhì)量為1.431 t;夾芯間距為600 mm時(shí)，迎爆艙壁的質(zhì)量為1.375 t;夾芯間距為800 mm時(shí)，迎爆艙室的質(zhì)量為1.337 t;夾芯間距為400 mm相對(duì)于200 mm時(shí)質(zhì)量變小11.94%;夾芯間距為600mm相對(duì)于400mm時(shí)質(zhì)量變小3.91%;夾心間距為800 mm相對(duì)于600 mm時(shí)質(zhì)量變小2.76%.

表1 不同夾芯間距時(shí)艙壁結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)結(jié)果Table 1 Bulkhead structural response of different sandwich spacing

夾芯間距為400 mm與夾芯間距為200 mm時(shí)相比，迎爆面最大變形變大40.91%，背爆面最大變形變大27.27%，艙壁板最大吸能變大53.28%，艙壁夾芯最大吸能減小10.71%，艙壁總吸能變大5.62%，迎爆面最大加速度減小2.98%，背爆面最大加速度減小10.66%;夾芯間距為600 mm與夾芯間為400 mm時(shí)相比，迎爆面最大變形變大6.45%，背爆面最大變形變大14.28%，艙壁板最大吸能變大105.04%，艙壁夾芯最大吸能減小26.84%，艙壁總吸能變大22.02%，迎爆面最大加速度減小2.42%，背爆面最大加速度減小2.39%;夾芯間距為800mm與夾芯間距為600mm時(shí)相比，迎爆面最大變形變大18.18%，背爆面最大變形變大9.38%，艙壁板最大吸能變大24.84%，艙壁夾芯最大吸能減小 19.45%，艙壁總吸能變大8.12%，迎爆面最大加速度變大4.85%，背爆面最大加速度變大0.31%.

根據(jù)迎爆艙壁質(zhì)量的變化趨勢(shì)以及表1中結(jié)構(gòu)響應(yīng)的變化趨勢(shì)，可以看出:加速度在艙壁夾芯間距變化時(shí)變化較小，艙壁夾芯間距對(duì)加速度影響很小;對(duì)于艙壁的變形來說，隨著夾筋間距的變大，夾筋板個(gè)數(shù)減少，艙壁的變形增大，并且變形變化的幅度大于結(jié)構(gòu)質(zhì)量減小的幅度，因此，從減小變形的角度考慮，夾芯間距較小時(shí)抗爆性能好;對(duì)于吸能來說，隨著夾芯間距的變大，艙壁的壁板吸能逐漸增大，夾筋板吸能逐漸減少，總的吸能變大，同時(shí)艙壁板逐漸變成主要的吸能構(gòu)件，為了體現(xiàn)夾芯的作用，并且保證艙壁的吸能不要太大(防止艙壁變形過大)，夾芯的間距不宜過大.

2.2 艙壁板和夾芯板厚度的變化

2.2.1 艙壁結(jié)構(gòu)模型

文中研究艙壁板、夾芯板的厚度對(duì)結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響，艙室模型和上文相同，艙壁夾芯間距為400 mm，艙壁板間距為400 mm，但選取了3種不同厚度狀況進(jìn)行數(shù)值仿真:①艙壁板厚度為4 mm，夾芯板厚為2mm;②艙壁板厚度為3mm，夾芯板厚度為2 mm;③艙壁板厚度為4 mm，夾芯板厚度為4 mm，其他構(gòu)件的厚度不變.

2.2.2 計(jì)算結(jié)構(gòu)分析

表2為艙壁板、夾芯板厚度不同時(shí)艙壁的結(jié)構(gòu)響應(yīng)匯總表.艙壁板厚度為4mm，夾芯板厚為2mm時(shí)，迎爆艙室的質(zhì)量為1.431 t;艙壁板厚度為3 mm，夾芯板厚度為2 mm時(shí)，迎爆艙室的質(zhì)量為1.123 t;艙壁板厚度為4 mm，夾芯板厚度為4 mm時(shí)，艙壁質(zhì)量為1.631 t.②相對(duì)于①的重量變化為21.52%，③相對(duì)于①的質(zhì)量變化為13.98%.

表2 艙壁板、夾芯板厚度不同時(shí)艙壁結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)結(jié)果Table 2 Bulkhead structural response of different thickness of bulkhead and sandwich

艙壁板厚4 mm、夾芯板厚2 mm與艙壁板厚3 mm、夾芯板厚2 mm時(shí)相比，迎爆面最大變形變大25.81%，背爆面最大變形變大28.57%，總吸能值變大39.90%，迎爆面最大加速度變大36.74%，背爆面最大加速度變大14.65%;艙壁板厚4 mm、夾芯板厚4mm與艙壁板厚4 mm、夾芯板厚2 mm時(shí)相比，迎爆面最大變形變小25.81%，背爆面最大變形變小28.57%，總吸能值變大3.74%，迎爆面最大加速度變小7.62%，背爆面最大加速度變小18.59%.

從表2看出，在夾筋不變的情況下，隨著艙壁板的變薄，艙壁的剛性變?nèi)?，在受到爆炸沖擊波的作用時(shí)，艙壁板變形的幅度大于質(zhì)量減小的幅度，所以在艙壁板變薄的時(shí)候它更容易變形，但吸能效果較好，變形太大容易對(duì)結(jié)構(gòu)上的其他設(shè)備造成影響，所以艙壁板不宜太薄;在艙壁板厚度不變的情況下，夾筋變厚后，艙壁的變形變化幅度小于質(zhì)量的變化幅度，所以說此時(shí)夾芯變厚時(shí)艙壁的抗爆性能更好.因此，在質(zhì)量允許的情況下，適當(dāng)增加艙壁板和夾筋板的厚度，特別是增加艙壁板的厚度，有利于提高艙壁的抗沖擊波能力.

2.3 艙壁材料的變化

2.3.1 艙壁結(jié)構(gòu)模型

本節(jié)中艙室的模型和上文相同，艙壁夾芯間距都為400mm，艙壁板間距為250 mm，雙層艙壁材料為普通鋼和高強(qiáng)鋼的兩個(gè)模型完全相同，兩個(gè)艙室的模型質(zhì)量大體相同.2.3.2 材料的選擇

選擇普通鋼和高強(qiáng)鋼分別作為夾芯進(jìn)行比較研究，普通鋼的參數(shù)上文已經(jīng)介紹過，高強(qiáng)鋼的參數(shù)如表3.艙壁結(jié)構(gòu)采用945鋼材.

表3 高強(qiáng)鋼的參數(shù)列表Table 3 Parameters of high-strength steels

2.3.3 計(jì)算結(jié)果的選擇

表4為雙層艙壁材料不同時(shí)艙壁的結(jié)構(gòu)響應(yīng)對(duì)比表.普通鋼和高強(qiáng)度鋼材相比，迎爆面最大變形變大19.23%，背爆面最大變形變大12%，最大吸能變大0.87%，迎爆面積最大加速度變大0.4034%，背爆面最大加速度變小10.54%.

從表4的數(shù)據(jù)可以看出，使用高強(qiáng)鋼時(shí)艙壁的迎爆面、背爆面的變形都變小了，艙壁吸收的能量變化比較小，加速度變化也比較小，但是采用高強(qiáng)鋼時(shí)迎爆面和背爆面的變形量相差變小，說明高強(qiáng)鋼強(qiáng)度高，變形協(xié)調(diào)性沒有普通鋼好，所以在進(jìn)行艙壁材料選擇時(shí)，艙壁板選擇高強(qiáng)鋼，夾芯結(jié)構(gòu)選擇普通鋼，這樣既兼顧高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度和性能，又兼顧普通鋼的變形協(xié)調(diào)性.

表4 雙層艙壁材料不同時(shí)艙壁的結(jié)構(gòu)最大響應(yīng)結(jié)果Table 4 Bulkhead structural response of different materials

3 雙層艙壁結(jié)構(gòu)響應(yīng)預(yù)報(bào)工程化

3.1 計(jì)算載荷工況

在爆距和炸藥量兩個(gè)量中，將一個(gè)設(shè)為常量，另一個(gè)設(shè)為變量，通過循環(huán)計(jì)算獲得大量數(shù)值仿真結(jié)果，即在9 種不同爆距(2，2.5，3，3.5，4，4.5，5，5.5，6 m)分別對(duì)應(yīng) 7 種炸藥量(50，75，100，125，150，175，200kg)的情況下，得到艙壁結(jié)構(gòu)的變形、吸能等響應(yīng)，并對(duì)計(jì)算結(jié)果進(jìn)行擬合，得出各種工況下結(jié)構(gòu)的響應(yīng)預(yù)報(bào)公式.

3.2 計(jì)算結(jié)果與分析

3.2.1 艙壁變形量

表5為不同炸藥量、不同爆距下迎、背爆面的變形量最大值.表中變形量為正對(duì)爆心的艙壁上的變形.因?yàn)殡p層艙壁中主要保護(hù)背爆面，所以此處主要研究背爆面的變形.對(duì)背爆面進(jìn)行數(shù)據(jù)擬合，通過模擬退火算法擬合曲面(圖3)，得出3維z=f(x，y)的曲面公式.

式中:x為爆距;y為炸藥量;z為背爆面最大變形.

表5 不同炸藥量、不同爆距下背爆面的最大變形量Table 5 Deformation of back side of the bulkhead of different amounts of explosives and distances

圖3 艙壁背爆面變形響應(yīng)擬合曲面Fig.3 Fitting surface of deformation of back side of the bulkhead

3.2.2 艙壁吸能

表6列出了不同炸藥量、不同爆距下艙壁結(jié)構(gòu)的吸能響應(yīng).所以輸出的吸能結(jié)果是爆炸艙室的艙壁板與夾芯結(jié)構(gòu)的總吸能.表中吸能為爆炸艙室(中間艙室)艙壁的吸能值.

圖4為炸藥量75kg情況下艙壁結(jié)構(gòu)變形云圖，從變形圖中可以看出艙壁變形大的地方集中在艙室的角隅處以及艙壁正對(duì)爆心的位置，因此在考慮保護(hù)艙壁的時(shí)候應(yīng)該在角隅處及正對(duì)爆心處的位置進(jìn)行加強(qiáng).

將表6的數(shù)據(jù)制成3維圖形，并擬合曲面，如圖5.圖中就總體趨勢(shì)而言，艙壁結(jié)構(gòu)的吸能值隨著炸藥量的增加、爆距的減小而不斷增大，符合客觀情況.最后根據(jù)擬合的曲面得出3維曲面公式:

表6 不同炸藥量、不同爆距下艙壁結(jié)構(gòu)的最大吸能響應(yīng)Table 6 Energy absorption of bulkhead structure of different amounts of explosives and distances

圖4 艙壁結(jié)構(gòu)變形云圖Fig.4 Deformation cloud of bulkhead structure

圖5 艙壁吸能響應(yīng)擬合曲面Fig.5 Fitting surface of energy absorption of bulkhead structure

式中:x為爆距;y為炸藥量;z為艙壁最大吸能.

4 結(jié)論

應(yīng)用非線性有限元數(shù)值仿真技術(shù)和多歐拉-拉格朗日耦合技術(shù)，對(duì)某艙室、艙壁結(jié)構(gòu)進(jìn)行數(shù)值仿真研究，得到結(jié)論如下:

1)通過分析雙層艙壁參數(shù)對(duì)艙壁結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響，得出適當(dāng)增加雙層艙壁板和夾芯板的厚度，尤其考慮先增加艙壁板的厚度或者適當(dāng)減小夾芯的間距，可以提高艙壁的抗爆性能;在選擇材料時(shí)，艙壁板可以選擇高強(qiáng)鋼，夾芯結(jié)構(gòu)可以選擇普通鋼，這樣可以兼顧高強(qiáng)鋼的強(qiáng)度和普通鋼的變形協(xié)調(diào)性;此外，在設(shè)計(jì)艙壁結(jié)構(gòu)時(shí)還要注意艙壁角隅處的加強(qiáng).

2)通過對(duì)不同爆距、不同炸藥量情況下的艙室進(jìn)行數(shù)值仿真，獲得響應(yīng)結(jié)果，利用模擬退火算法，可以得出艙壁結(jié)構(gòu)響應(yīng)預(yù)報(bào)公式;經(jīng)相關(guān)試驗(yàn)驗(yàn)證，此公式可以快速估算同種艙室結(jié)構(gòu)在不同工況下的響應(yīng).

References)

［1］ 張倫平，張曉陽，潘建強(qiáng)，等.多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)水下接觸爆炸吸能研究［J］.船舶力學(xué)，2011，15(8):921-929.Zhang Lunping，Zhang Xiaoyang，Pan Jianqiang，et al.Energy research about mulicamerate defence structure subjected to underwater contact explosion［J］.Journal of Ship Mechanics，2011，15(8):921-929.(in Chinese)

［2］ 黃超，姚熊亮，張阿漫.鋼夾層板近場(chǎng)水下爆炸抗爆分析及其在艦船抗爆防護(hù)中的應(yīng)用［J］.振動(dòng)與沖擊，2010，29(9):73-76.Huang Chao，Yao Xiongliang，Zhang Aman.Anti-explosion analysis of steel sandwich panels of near-field underwater explosion and its application to ship blast protection［J］.Journal of Vibration and Shock，2010，29(9):73-76.(in Chinese)

［3］ 王佳穎，張世聯(lián)，武少波.艙內(nèi)爆炸載荷下雙層橫艙壁設(shè)計(jì)初探［J］.振動(dòng)與沖擊，2011，30(12):209-215.Wang Jiaying，Zhang Shilian，Wu Shaobo.Preliminary design of double-bulkhead for a warship under cabin internal explosion［J］.Journal of Vibration and Shock，2011，30(12):209-215.(in Chinese)

［4］ 尹群，陳永念，張健，等.水下爆炸載荷作用下艦船結(jié)構(gòu)動(dòng)響應(yīng)及新型防護(hù)結(jié)構(gòu)［J］.中國造船，2007，48(4):42-52.Yin Qun，Chen Yongnian，Zhang Jian，et al.Warship dynamical response and new type anti-explosion structures subjected to underwater explosion loading［J］.Shipbuilding of China，2007，48(4):42-52.(in Chinese)

［5］ 侯海量，朱錫，李偉，等.爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下艙室結(jié)構(gòu)破壞模式試驗(yàn)研究［C］∥中國鋼結(jié)構(gòu)協(xié)會(huì)海洋鋼結(jié)構(gòu)分會(huì)2010年學(xué)術(shù)會(huì)議暨第6屆理事會(huì)第3次會(huì)議.武漢:海軍工程大學(xué)，2010.

［6］ 陳長海，朱錫，侯海量，等.近距空爆載荷作用下雙層防爆艙壁結(jié)構(gòu)抗爆性能仿真分析［J］.海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)，2012，24(3):26-33，70.Chen Changhai，Zhu Xi，Hou Hailiang，et al.Numerical analysis of blast resistance of double-layer bulkhead structures subjected to close-range air blast［J］.Journal of Naval University of Engineering，2012，24(3):26-33，70.(in Chinese)

［7］ 王自力，張延昌，顧金蘭.基于夾層板抗水下爆炸艦船底部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)［J］.艦船科學(xué)技術(shù)，2010，32(1):22-27.Wang Zili，Zhang Yanchang，Gu Jinlan.Anti-shock double bottom structure design of warship based on sandwich panel［J］.Ship Science and Technology，2010，32(1):22-27.(in Chinese)