隔層設(shè)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(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011； 3.海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北 武漢 430033)

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隔層設(shè)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(xué) 船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150001； 2.中國船舶及海洋工程設(shè)計研究院，上海 200011； 3.海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北 武漢 430033)

摘要：為尋求防雷艙液艙結(jié)構(gòu)設(shè)計的新方法，通過對不設(shè)置隔層、設(shè)置雙層板隔層和設(shè)置波紋夾芯板隔層的3種防雷艙液艙結(jié)構(gòu)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(shè)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(shè)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(guān)鍵詞：沖擊載荷；防護液艙；隔層；數(shù)值仿真；防護能力；動態(tài)響應(yīng)

網(wǎng)絡(luò)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(zhàn)中容易遭受敵方反艦武器的攻擊，尤其是艦船水下結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)的研究[1-3]。外國艦船的典型水下防護結(jié)構(gòu)采用了“空艙-液艙-空艙”的防雷艙結(jié)構(gòu)形式，但國外的相關(guān)文獻因保密而少見。在國內(nèi)，張振華等[4]分析了防雷艙各層防護結(jié)構(gòu)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(shù)值仿真兩方面對水下接觸爆炸載荷作用下艦船防護結(jié)構(gòu)的破壞和防護結(jié)構(gòu)中液艙的影響進行了研究。張倫平等[7]根據(jù)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(jié)構(gòu)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(guān)系，以及藥量、結(jié)構(gòu)參數(shù)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(jié)構(gòu)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(xué)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(jié)構(gòu)的設(shè)計提供了指導(dǎo)。

在研究某船防雷艙的防護能力時，筆者發(fā)現(xiàn)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(shè)計來減小液艙后板的變形成了艦船設(shè)計部門關(guān)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(jié)構(gòu)中的傳播規(guī)律進行了數(shù)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(jié)構(gòu)的破壞。受此啟發(fā)，在液艙中設(shè)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(jié)構(gòu)設(shè)計

參照國外某防雷艙液艙結(jié)構(gòu)的尺寸，將加筋板架簡化為等質(zhì)量平板，按照約1∶10的縮比，設(shè)計如圖1所示的3種防雷艙液艙結(jié)構(gòu)模型。模型的長度均為1 000 mm，鋼材為Q235鋼。結(jié)構(gòu)A不設(shè)置隔層，鋼板厚度均為2 mm，鋼材質(zhì)量約為40.6 kg，總質(zhì)量(包含水的質(zhì)量，下同)約為190.6 kg；結(jié)構(gòu)B設(shè)置雙層板隔層，鋼板均厚2mm，鋼材質(zhì)量為71.8 kg，總質(zhì)量約為187.8 kg；結(jié)構(gòu)C設(shè)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(zhì)量為68.9 kg，總質(zhì)量約為183.0 kg。在結(jié)構(gòu)B、C中，隔層將結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)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(wǎng)格采用自適應(yīng)網(wǎng)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(jīng)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(shè)為均布三角脈沖載荷(該假設(shè)對對比分析結(jié)構(gòu)A、B、C在相同沖擊載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)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(jié)構(gòu)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(shù)

鋼材采用雙線性彈塑性本構(gòu)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(yīng)變率效應(yīng)，由YLDVM卡片定義，靜態(tài)屈服應(yīng)力σ0=235 MPa，應(yīng)變硬化模量Eh=250 MPa，D=40.4 s-1，n=5。采用最大塑性應(yīng)變失效模型，由FAILMPS卡片定義，失效應(yīng)變εf=0.3。

水采用多項式狀態(tài)方程，由EOSPOL卡片定義，材料參數(shù)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?？諝獠捎忙寐蔂顟B(tài)方程，由EOSGAM卡片定義，密度ρ0=1.29 kg/m3，比熱比γ=1.4，比內(nèi)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(guān)系。

2有限元計算結(jié)果及分析

2.1變形過程

不同工況下結(jié)構(gòu)A、B、C的中橫剖面的變形過程見圖2?？梢?，在沖擊載荷作用下，各液艙結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)A的液艙后板發(fā)生大變形，而液艙前板的變形很??；結(jié)構(gòu)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(fā)生分離，隨后隔層前后兩板又發(fā)生了幾次碰撞和分離；結(jié)構(gòu)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(fā)生屈曲，隨后液艙前板、波紋夾芯板隔層和液艙后板均產(chǎn)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(jié)構(gòu)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(yīng)時刻t，例如2 ms0.5對應(yīng)4 ms)，旨在清楚展現(xiàn)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)B、C而言)中水的動能，EK-9為單個液艙(對結(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)上下前后4塊鋼板)的變形吸能。

對結(jié)構(gòu)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(zhuǎn)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(zhuǎn)化為各結(jié)構(gòu)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(wěn)定，大部分水動能轉(zhuǎn)化為液艙后板的變形吸能。

對結(jié)構(gòu)B而言，由圖3(b)、(e)、(h)可知，在0～1 ms時間段內(nèi)，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(zhuǎn)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(zhuǎn)化為幾個部分：后液艙各結(jié)構(gòu)動能、后液艙水動能、前液艙各結(jié)構(gòu)變形吸能；最終后液艙水動能轉(zhuǎn)化為隔層后板和液艙后板的變形吸能，在4 ms左右，結(jié)構(gòu)的塑性變形基本完成。

對結(jié)構(gòu)C而言，由圖3(c)、(f)、(i)可知，沖擊載荷迅速轉(zhuǎn)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(zhuǎn)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(zhuǎn)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(jié)構(gòu)相比相對滯后，大部分結(jié)構(gòu)在2.25 ms時變形吸能趨于穩(wěn)定，塑性變形基本完成，而液艙后板則在4 ms時能量趨于穩(wěn)定，完成塑性變形。

圖3　不同工況下模型構(gòu)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(gòu)件的最大變形如表2所示，可見，在相同載荷作用下，結(jié)構(gòu)B、C的液艙前板最大變形均要比結(jié)構(gòu)A的大；而結(jié)構(gòu)B、C的液艙后板最大變形均要比結(jié)構(gòu)A的小。從變形的角度看，在防護液艙結(jié)構(gòu)中設(shè)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(gòu)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(jié)構(gòu)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(jié)構(gòu)A、B、C；結(jié)構(gòu)B的隔層前板和隔層后板的最大動能均比結(jié)構(gòu)C的要大；結(jié)構(gòu)中全部水的最大動能由高到低依次是結(jié)構(gòu)B、A、C。

不同工況下防護液艙模型構(gòu)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(jié)構(gòu)B、C的液艙前板的變形吸能均要比結(jié)構(gòu)A的大20%以上；而結(jié)構(gòu)B、C的液艙后板的變形吸能均要比結(jié)構(gòu)A的小40%以上。從變形吸能的角度看，在防護液艙結(jié)構(gòu)中設(shè)置隔層，改變了結(jié)構(gòu)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(gòu)件的最大變形

表3　不同工況下模型構(gòu)件的最大動能

表4　不同工況下模型構(gòu)件在20 ms時的變形吸能

4結(jié)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(shè)置隔層對液艙防護能力的影響。通過研究得到以下結(jié)論：

1)在不增加防雷艙液艙整體重量的條件下，設(shè)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(shè)計隔層結(jié)構(gòu)，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(shè)置夾芯板隔層比設(shè)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(shè)置隔層的設(shè)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(shè)計部門參考。

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收稿日期：2014-12-11.

基金項目：國家自然科學(xué)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(wǎng)絡(luò)出版日期：2016-01-27.

侯海量(1977- ), 男, 高級工程師.