沖擊載荷下艦船夾芯艙室結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性

吳林杰，朱錫，侯海量，陳長(zhǎng)海

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

沖擊載荷下艦船夾芯艙室結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性

吳林杰，朱錫，侯海量，陳長(zhǎng)海

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

夾芯艙室結(jié)構(gòu)已被用于國(guó)外艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)中，優(yōu)化艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)對(duì)研究夾芯艙室結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能具有重要意義。利用MSC.Dytran軟件，研究沖擊載荷作用下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性，分析前艙壁厚度hf、后艙壁厚度hb、弧形豎隔板厚度ha及其半徑r這4個(gè)尺寸參數(shù)對(duì)夾芯艙室結(jié)構(gòu)變形和吸能特性的影響，給出夾芯艙室結(jié)構(gòu)前艙壁中心點(diǎn)撓度、后艙壁中心點(diǎn)撓度、前艙壁最大塑性應(yīng)變、前艙壁變形能及芯層結(jié)構(gòu)變形能的擬合公式。結(jié)果顯示：當(dāng)4個(gè)尺寸參數(shù)在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，由擬合公式計(jì)算所得結(jié)果與仿真結(jié)果的相對(duì)誤差在10%以?xún)?nèi)。所得結(jié)果可為夾芯艙室結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

沖擊載荷；夾芯艙室；動(dòng)態(tài)響應(yīng)；能量吸收；數(shù)值模擬

0 引 言

自20世紀(jì)80年代以來(lái)，為提高艦船的抗爆性能，美國(guó)海軍一直在發(fā)展和研究可替代艦船單層梁、板結(jié)構(gòu)的新型夾芯結(jié)構(gòu)。Nemat-Nasser等［1］采用試驗(yàn)和數(shù)值模擬的方法研究了周邊固支金屬泡沫夾芯圓板結(jié)構(gòu)受爆炸沖擊載荷作用的吸能特性，發(fā)現(xiàn)膜力在動(dòng)態(tài)響應(yīng)中起主要作用。Zhu等［2-3］對(duì)四邊固支金屬夾芯方板結(jié)構(gòu)受爆炸載荷作用的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了理論分析、試驗(yàn)研究和數(shù)值模擬，

提出了金屬夾芯方板結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)的理論分析模型。

由于夾芯結(jié)構(gòu)在艦船防護(hù)領(lǐng)域具有重要的應(yīng)用前景，近年來(lái)，國(guó)內(nèi)也開(kāi)展了相關(guān)研究。王自力等［4］以某型水面艦船為對(duì)象設(shè)計(jì)了夾層板艦船底部結(jié)構(gòu)，采用三艙段模型技術(shù)，利用MSC.Dytran軟件對(duì)夾層板艦船底部結(jié)構(gòu)在水下爆炸沖擊波載荷作用下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析，研究表明，夾層板艦船底部結(jié)構(gòu)具有優(yōu)良的防護(hù)性能。汪浩等［5］提出了一種新型矩形蜂窩夾芯夾層加筋圓柱殼結(jié)構(gòu)形式，采用LS-DYNA軟件分析了其在水下爆炸沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特征及沖擊防護(hù)作用機(jī)理。陳成軍等［6］采用有限元法對(duì)內(nèi)部填充泡沫鋁的圓柱殼結(jié)構(gòu)在軸向載荷作用下的靜、動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值模擬，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果較為一致。鄧?yán)诘龋?］采用ABAQUS軟件對(duì)方孔蜂窩夾層板在爆炸沖擊載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和變形機(jī)理進(jìn)行分析，得出了在單位面積質(zhì)量和夾芯層的高度、寬度給定的情況下抗沖擊性能最優(yōu)的夾芯層的相對(duì)密度。王果等［8］采用MSC.Dytran軟件對(duì)水下爆炸沖擊波載荷作用下Y型激光焊接夾層板（Y-LASCOR）的抗爆性能進(jìn)行了研究，分析了Y-LASCOR的主要尺寸參數(shù)對(duì)其抗爆性能的影響。段新峰等［9］利用LS-DYNA軟件對(duì)沖擊波和破片聯(lián)合作用下I型夾層板的毀傷進(jìn)行了仿真研究，分析了沖擊波單獨(dú)作用及沖擊波和破片聯(lián)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(duì)其失效模式的影響，以及I型夾層板在不同載荷下的吸能特性。

由于夾芯結(jié)構(gòu)具有優(yōu)越的抗爆抗沖擊性能，美國(guó)在某大型艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)中設(shè)計(jì)了夾芯艙室結(jié)構(gòu)（圖1），其主要特征是：在前、后兩層艙壁之間采用了由前艙壁上的縱骨和加筋弧形豎隔板組成的芯層結(jié)構(gòu)。本文將利用MSC.Dytran軟件對(duì)這種夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性進(jìn)行研究，旨在為設(shè)計(jì)大型艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)提供參考。

圖1 美國(guó)某艦夾芯艙室結(jié)構(gòu)Fig.1 Sandwich cabin of an US naval ship

1 結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及沖擊載荷

以圖1為參照，設(shè)計(jì)了如圖2所示的夾芯艙室結(jié)構(gòu)。夾芯艙室結(jié)構(gòu)長(zhǎng)18 m，高9 m，前、后艙壁間距及弧形豎隔板間距均為1.2 m，加強(qiáng)筋和扶強(qiáng)材的尺寸見(jiàn)圖2（圖中尺寸單位為mm）。變化的尺寸參數(shù)有：前艙壁厚度hf、后艙壁厚度hb、弧形豎隔板厚度ha及其半徑R。

圖2 夾芯艙室結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)Fig.2 Sandwich cabin design

當(dāng)炸藥在艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的舷側(cè)外板上接觸爆炸時(shí)，夾芯艙室結(jié)構(gòu)受到的沖擊載荷比較復(fù)雜。

采用文獻(xiàn)［10］的仿真方法，對(duì)某艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)在某當(dāng)量炸藥水下接觸爆炸下的毀傷進(jìn)行流固耦合分析。該防護(hù)結(jié)構(gòu)液艙內(nèi)壁（對(duì)應(yīng)于圖2中的前艙壁）中心點(diǎn)的載荷曲線(xiàn)如圖3所示。該載荷曲線(xiàn)可以分為2個(gè)階段：第1階段是由舷側(cè)外板破壞產(chǎn)生的大質(zhì)量破片撞擊液艙內(nèi)壁而形成的沖擊波載荷，其峰值大、作用時(shí)間短；第2階段是由爆炸氣團(tuán)在舷側(cè)空艙膨脹及破片在液艙中運(yùn)動(dòng)而形成的正壓載荷，與第1階段的沖擊波載荷相比，其峰值較小、作用時(shí)間較長(zhǎng)。液艙內(nèi)壁其他各點(diǎn)的載荷曲線(xiàn)與之類(lèi)似，也可分為初期的沖擊波載荷和隨后的正壓載荷2個(gè)階段，而且，由于水中壓力波的傳播速度很快，不同點(diǎn)處載荷曲線(xiàn)2個(gè)階段的起止時(shí)間幾乎沒(méi)有延遲，但載荷大小卻隨著距中心點(diǎn)距離的增大而有所衰減。因此，本文根據(jù)流固耦合分析的結(jié)果，按總比沖量和時(shí)空分布基本不變的原則，將某艦船水下舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)液艙內(nèi)壁受到的沖擊載荷簡(jiǎn)化為如圖4所示的雙三角形載荷形式，并得到了簡(jiǎn)化載荷的擬

合公式：

式中：p(t)為前艙壁上任意點(diǎn)Q處的沖擊載荷，MPa；t為時(shí)間，ms；r為點(diǎn)Q與前艙壁中心點(diǎn)（即坐標(biāo)原點(diǎn)）的距離，m。

圖3 某防護(hù)結(jié)構(gòu)液艙內(nèi)壁中心點(diǎn)的載荷曲線(xiàn)Fig.3 The center point load curve of back plate of one defensive structure's liquid tank

圖4 雙三角形載荷形式Fig.4 The double-triangle load form

本文將對(duì)式（1）所示沖擊載荷下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性進(jìn)行研究。

2 有限元仿真計(jì)算

2.1 有限元模型

利用MSC.Dytran軟件，采用kg-mm-ms單位制，建立如圖5所示的有限元模型，對(duì)夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性進(jìn)行仿真研究。單元類(lèi)型為殼單元，單元尺寸約為150 mm×150 mm。夾芯艙室結(jié)構(gòu)四周固支。在前艙壁施加如式（1）所示的沖擊載荷，前艙壁中心點(diǎn)為坐標(biāo)原點(diǎn)，即r=0。

圖5 有限元模型Fig.5 Finite element model

2.2 材料模型及參數(shù)

夾芯艙室結(jié)構(gòu)材料為鋼材，采用雙線(xiàn)性彈塑性本構(gòu)模型和最大塑性應(yīng)變失效模型，其應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述，動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度σd為

式中：σ0為屈服應(yīng)力；E為楊氏模量；Eh為硬化模量；εp為等效塑性應(yīng)變；ε˙為等效塑性應(yīng)變率；D，n為常數(shù)。材料各參數(shù)的取值［11］分別為：密度 7 800 kg/m3，σ0=685 MPa，E=210 GPa，Eh=1.218 GPa，D=8 000 s-1，n=0.8，泊松比為0.3，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.3。

2.3 計(jì)算工況

計(jì)算工況如表1所示。本文將夾芯艙室結(jié)構(gòu)按前艙壁厚度hf、后艙壁厚度hb、弧形豎隔板厚度ha及其半徑r的取值簡(jiǎn)記為“hf-hb-ha-r”結(jié)構(gòu)。工況C-1～C-5的結(jié)構(gòu)為“hf-12-8-1 200”系列結(jié)構(gòu)，工況 C-1及 C-6～C-9的結(jié)構(gòu)為“12-hb-8-1 200”系列結(jié)構(gòu)，工況 C-1及C-10～C-13的結(jié)構(gòu)為“12-12-ha-1 200”系列結(jié)構(gòu)，工況C-1及C-14～C-17的結(jié)構(gòu)為“12-12-8-r”系列結(jié)構(gòu)，工況C-1及C-18～C-21的結(jié)構(gòu)為“hf-hb-8-1 200”（hf+hb=24）系列結(jié)構(gòu)。表1中，下標(biāo)f，b，a，c，s分別表示前艙壁、后艙壁、弧形豎隔板、由前艙壁上的縱骨和加筋弧形豎隔板組成的芯層結(jié)構(gòu)，以及后艙壁上的扶強(qiáng)材。

2.4 仿真方法驗(yàn)證

利用MSC.Dytran軟件，采用相同的仿真方法，對(duì)文獻(xiàn)［12］中3#，6#和9#固支方板在爆炸載荷作用下的最大殘余撓度進(jìn)行計(jì)算，以驗(yàn)證仿真方法的

可行性和準(zhǔn)確性。固支方板長(zhǎng)15 cm，寬15 cm，厚度見(jiàn)表2。采用殼單元建模，單元尺寸為7.5 mm× 7.5 mm。施加的遞減三角脈沖載荷的表達(dá)式［12］為

表1 夾芯艙室結(jié)構(gòu)的計(jì)算工況及仿真結(jié)果Tab.1 Calculation cases and numerical results of sandwich cabins

式中，三角脈沖載荷的峰值壓力P0和作用時(shí)間td的取值見(jiàn)表2。固支方板材料為Q235鋼，材料模型與2.2節(jié)相同，各材料參數(shù)的取值［10］為：密度7 800 kg/m3，σ0=235 MPa，E=210 GPa，Eh=250 MPa，D=40.4 s-1，n=5，泊松比為0.3，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.28。

表2 試驗(yàn)值［12］與本文仿真值的比較Tab.2 Comparision of experimental results［12］and numerical results in this paper

通過(guò)表2對(duì)比可知，本文仿真值與文獻(xiàn)［12］中試驗(yàn)值相比偏小，其原因主要有2個(gè)方面：一是在試驗(yàn)條件下難以保證鋼板邊界嚴(yán)格固支，而在仿真計(jì)算中鋼板邊界是嚴(yán)格固支的；二是文獻(xiàn)［12］中給出的遞減三角脈沖載荷的P0和td值與實(shí)際爆炸載荷相比也存在一定的誤差。圖6給出了6#固支方板在0.6 ms時(shí)的變形撓度圖，鋼板的變形模式與文獻(xiàn)［12］吻合較好。由上述分析可知，本文的仿真方法可行，仿真結(jié)果基本可信。

圖6 6#試板在0.6 ms時(shí)的變形撓度Fig.6 The deflection of 6#plate at 0.6 ms

3 計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)

各工況下的仿真結(jié)果如表1所示。由于各工況下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)類(lèi)似，因此，以“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)（C-1工況）為例，分析沖擊載荷下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

圖7和圖8分別為“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)前、后艙壁中心點(diǎn)撓度及速度隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)。由圖可見(jiàn)，在沖擊載荷下，“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)的前艙壁中心點(diǎn)速度瞬時(shí)增加至最大值156.7 m/s，隨后在約20 ms內(nèi)逐漸衰減至0，之后，又在約±10 m/s范圍內(nèi)振蕩；相應(yīng)地，前艙壁中心點(diǎn)撓度在約22 ms內(nèi)迅速增加至最大值794.5 mm，隨后振蕩逐漸減小，減小量不足最大撓度的10%。在沖擊載荷下，“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)的后艙壁中心點(diǎn)速度在約±27 m/s范圍內(nèi)振蕩；相應(yīng)地，后艙壁中心點(diǎn)撓度在-30.8～62.4 mm范圍內(nèi)振蕩。

圖7 前、后艙壁中心點(diǎn)的撓度（工況C-1）Fig.7 The deflections of center points on front and back bulkheads（case C-1）

圖8 前、后艙壁中心點(diǎn)的速度（工況C-1）Fig.8 The velocity of center points on front and back bulkheads（case C-1）

“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)各部分結(jié)構(gòu)的最大變形分別如圖9～圖11所示。由圖可見(jiàn)，前艙壁發(fā)生了大范圍的凹陷變形；前艙壁上的縱骨發(fā)生了彎曲變形；加筋弧形豎隔板由中央向四周發(fā)生了大范圍的壓皺變形；后艙壁及扶強(qiáng)材的變形很小，基本可以忽略。

圖9 前艙壁的最大變形（工況C-1）Fig.9 The max deformation of front bulkhead（case C-1）

圖10 芯層結(jié)構(gòu)的最大變形（工況C-1）Fig.10 The max deformation of core components（case C-1）

圖11 后艙壁及扶強(qiáng)材的最大變形（工況C-1）Fig.11 The max deformation of back bulkhead and stiffeners on back bulkhead（case C-1）

各工況下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的前艙壁、后艙壁和弧形豎隔板的最大塑性應(yīng)變見(jiàn)表1。在各工況下，前艙壁的最大塑性應(yīng)變均出現(xiàn)在其長(zhǎng)邊中間

段；弧形豎隔板的最大塑性應(yīng)變與前艙壁相比均偏大；弧形豎隔板上弓形筋的前端部均有少量單元因最大塑性應(yīng)變達(dá)到0.3而失效；后艙壁和扶強(qiáng)材的最大塑性應(yīng)變均相同，均不足5.2%。

3.2 夾芯艙室結(jié)構(gòu)的吸能特性

因各工況下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的吸能特性也類(lèi)似，因此，以“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)（C-1工況）為例，分析沖擊載荷下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的吸能特性。

圖12和圖13分別為“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)各部分結(jié)構(gòu)的變形能隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)。由圖可見(jiàn)，在沖擊載荷下，“12-12-8-1 200”結(jié)構(gòu)前艙壁和芯層結(jié)構(gòu)的變形能在約22 ms內(nèi)迅速分別增加至最大值12.38和21.85 MJ，隨后，逐漸趨于略微減少的穩(wěn)定值；后艙壁和扶強(qiáng)材的變形能分別在約9和5 ms內(nèi)迅速分別增加至最大值0.242和0.199 MJ，隨后，振蕩逐漸減少，并趨于穩(wěn)定值。

圖12 前艙壁和芯層結(jié)構(gòu)的變形能（工況C-1）Fig.12 The deformation energy of front bulkhead and core components（case C-1）

圖13 后艙壁和扶強(qiáng)材的變形能（工況C-1）Fig.13 The deformation energy of back bulkhead and its stiffeners（case C-1）

在各工況下，夾芯艙室結(jié)構(gòu)各部分結(jié)構(gòu)的變形能隨時(shí)間變化的曲線(xiàn)在100 ms后仍在各自的穩(wěn)定值上下振蕩，而仿真計(jì)算時(shí)間是有限的（本文取為120 ms），為了更加接近于結(jié)構(gòu)停止振動(dòng)后的最終變形能，近似將100～120 ms內(nèi)變形能的平均值（表1）作為最終變形能，而不是將120 ms時(shí)的變形能作為最終變形能，這樣可以減小誤差。

分析表1中數(shù)據(jù)可知，在各工況下，前艙壁的變形能占夾芯艙室結(jié)構(gòu)總變形能的25.9%～44.6%，芯層結(jié)構(gòu)的變形能占夾芯艙室結(jié)構(gòu)總變形能的54.8%～73.0%，而后艙壁與扶強(qiáng)材變形能的總和則占夾芯艙室結(jié)構(gòu)總變形能的2%不到?？梢?jiàn)，夾芯艙室結(jié)構(gòu)的芯層結(jié)構(gòu)是主要吸能結(jié)構(gòu)，前艙壁是次要吸能結(jié)構(gòu)，而后艙壁及扶強(qiáng)材的吸能量則可忽略不計(jì)。

3.3 不同尺寸參數(shù)對(duì)夾芯艙室結(jié)構(gòu)變形和吸能特性的影響

由表1可知，“hf-12-8-1200”系列結(jié)構(gòu)僅前艙壁厚度hf不同，當(dāng)hf由8 mm增至16 mm時(shí)，δf，δb，εf，εb，εa，Ef，Eb，Ec，Es均逐漸減小。

“12-hb-8-1 200”系列結(jié)構(gòu)僅后艙壁厚度hb不同，當(dāng)hb由8 mm增至16 mm時(shí)，δb，Eb，Es均逐漸減?。沪膄，εf，εb，εa，Ef和Ec的變化不顯著，變化率均在5.6%以?xún)?nèi)。

“12-12-ha-1 200”系列結(jié)構(gòu)僅弧形豎隔板厚度 ha不同，當(dāng) ha由6 mm增至10 mm時(shí)，δf，δb，εf，εa，Ef，Ec均逐漸減?。沪舃是先增大后減??；而Eb和Es則是先減小后增大。

“12-12-8-r”系列結(jié)構(gòu)僅弧形豎隔板半徑r不同，當(dāng)r由1 000 mm增至1 400 mm時(shí)，δb，εb，εa，Ef，Eb，Es均逐漸增大；δb和Ec的變化很小，變化率均在1.7%以?xún)?nèi)；εf逐漸減小。

“hf-hb-8-1 200”（hf+hb=24）系列結(jié)構(gòu)的前、后艙壁厚度配置不同，但重量相同。在保持重量不變的情況下，若增加hf并同時(shí)減小hb，則δf，δb，εf，εb，εa，Ef，Eb，Ec，Es均減小。

利用擬合式（4）～式（8）對(duì)C-18～C-21工況下的δf，δb，εf，Ef和Ec進(jìn)行預(yù)測(cè)，通過(guò)對(duì)比，發(fā)現(xiàn)預(yù)測(cè)值與仿真計(jì)算值的相對(duì)誤差分別在1.6%，9.8%，5.4%，4.1%和5.0%以?xún)?nèi)。這表明，當(dāng)hf，hb在8～16 mm內(nèi)變化，ha在6～10 mm內(nèi)變化，r在1 000～1 400 mm內(nèi)變化時(shí)，利用式（4）～式（8）可以對(duì)δf，δb，εf，Ef和Ec的變化趨勢(shì)進(jìn)行預(yù)測(cè)，從而為夾芯艙室結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供指導(dǎo)。

4 結(jié) 論

利用MSC.Dytran軟件，對(duì)沖擊載荷作用下夾芯艙室結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性進(jìn)行了仿真研究，分析了不同尺寸參數(shù)對(duì)夾芯艙室結(jié)構(gòu)的變形和吸能特性的影響，得出以下主要結(jié)論：

1）夾芯艙室結(jié)構(gòu)可以較好地將吸能、水密和支撐功能集為一體。主要由前艙壁和芯層結(jié)構(gòu)的大變形吸收沖擊載荷作用的能量，完好的后艙壁保證艦船內(nèi)部艙室的水密性，后艙壁上的大剛度扶強(qiáng)材則為前艙壁和芯層結(jié)構(gòu)提供強(qiáng)力支撐。

2）在式（1）所示的沖擊載荷作用下，前艙壁會(huì)發(fā)生大范圍的凹陷變形，前艙壁上的縱骨會(huì)發(fā)生彎曲變形，加筋弧形豎隔板則由中央向四周發(fā)生大范圍的壓皺變形，而后艙壁及扶強(qiáng)材的變形則基本可以忽略。

3）夾芯艙室結(jié)構(gòu)的芯層結(jié)構(gòu)是主要吸能結(jié)構(gòu)，前艙壁是次要吸能結(jié)構(gòu)，而后艙壁及扶強(qiáng)材的吸能量則可忽略不計(jì)。

4）在重量不變的前提下，夾芯艙室結(jié)構(gòu)前、后艙壁的厚度配置對(duì)其變形和吸能特性有較大影響，增加前艙壁厚度并同時(shí)減小后艙壁厚度可以減小夾芯艙室結(jié)構(gòu)前、后艙壁的變形及其各部分結(jié)構(gòu)的變形能。

5）當(dāng)hf，hb，ha，r在一定范圍內(nèi)變化時(shí)，可以利用擬合式（4）～式（8）對(duì)δf，δb，εf，Ef和 Ec的變化趨勢(shì)進(jìn)行預(yù)測(cè)，從而為夾芯艙室結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

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Dynamic response and energy absorption of warship sandwich cabins subjected to shock load

WU Linjie，ZHU Xi，HOU Hailiang，CHEN Changhai
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

The optimization of warship broadside defensive structures is of great importance for the anti-shock capability of the sandwich cabin,which is widely adopted abroad.With MSC.Dytran,this paper studies the dynamic response and energy absorbing characteristics of the sandwich cabin,analyzes the influence of the four size parameters(the thickness of the front cabin wall,back cabin wall,arc shaft separator,and radius)on the deformation and energy absorbing characteristics of sandwich cabins.Based on the above analysis,the fitting formula in calculating the deflection of center points on the front and back cabin, the max plastic strain,and the distortion energy of the front cabin wall and core constructure is proposed respectively.The results show that when the four parameters change within a certain range,the discrepancy of fitting results and simulation results is below 10%.In brief,the research results provide sound reference for the design of sandwich cabins.

shock load；sandwich cabin；dynamic response；energy absorption；numerical simulation

U661.43

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.06.011

2016-03-29

時(shí)間：2016-11-18 15:19

國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51409253）

吳林杰，男，1987年生，博士生。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)強(qiáng)度與振動(dòng)。E-mail：wulinjie102@163.com朱錫（通信作者），男，1961年生，博士，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：艦船抗爆抗沖擊。E-mail：zhuxi816@163.com

http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.tj.20161118.1519.022.html 期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

吳林杰，朱錫，侯海量，等.沖擊載荷下艦船夾芯艙室結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)及吸能特性［J］.中國(guó)艦船研究，2016，11（6）：70-76，96. WU Linjie，ZHU Xi，HOU Hailiang，et al.Dynamic response and energy absorption of warship sandwich cabins subjected to shock load［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（6）：70-76，96.