多孔覆蓋層水下爆炸流固耦合分析

殷彩玉， 金澤宇， 諶 勇， 華宏星

(上海交通大學(xué) 機(jī)械系統(tǒng)與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240)

多孔覆蓋層水下爆炸流固耦合分析

殷彩玉， 金澤宇， 諶 勇， 華宏星

(上海交通大學(xué) 機(jī)械系統(tǒng)與振動(dòng)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，上海 200240)

針對(duì)芯層為塑性多孔材料的抗沖覆蓋層在水下非接觸爆炸載荷作用時(shí)的流固耦合問(wèn)題開(kāi)展了理論研究。依據(jù)塑性沖擊波理論求解覆蓋層的動(dòng)態(tài)壓縮；采用改進(jìn)的Taylor板理論求解流體與覆蓋層的耦合作用；并以空化理論求解流體空化的傳播及空化潰滅的二次加載過(guò)程，建立了完整的考慮覆蓋層大變形、流固耦合效應(yīng)及空化效應(yīng)的理論模型。研究結(jié)果揭示了塑性多孔覆蓋層在水下爆炸作用時(shí)的流固耦合及空化效應(yīng)的影響。

水下爆炸；多孔覆蓋層；流固耦合；空化

艦船在作業(yè)時(shí)不可避免受到水下爆炸的威脅，如何采取有效措施避免或減緩水下爆炸對(duì)艦船的破壞以提高艦船的生命力是海軍不斷追求的目標(biāo)。敷設(shè)于艦艇殼體外表面的抗沖覆蓋層的出現(xiàn)為艦艇沖擊防護(hù)提供了一條很好的途徑?？箾_覆蓋層根據(jù)其變形是否可恢復(fù)分為兩種：一種為超彈性的橡膠覆蓋層[1-4]；一種為塑性多孔覆蓋層[5-8]，例如泡沫材料、三明治結(jié)構(gòu)等。塑性多孔材料具有低密度、高強(qiáng)度和高剛度的特性，此外，它們還具有造價(jià)低、可設(shè)計(jì)性強(qiáng)以及容易做成復(fù)雜形狀的特點(diǎn)，被廣泛應(yīng)用于抗沖擊。多孔材料的宏觀力學(xué)特性具有典型的三階段特性：彈性階段、應(yīng)力平臺(tái)階段及密實(shí)化階段。在線彈性階段，應(yīng)變一般小于5%；在應(yīng)力平臺(tái)階段，可發(fā)生大的塑性變形并吸收相當(dāng)大的能量，同時(shí)傳遞到結(jié)構(gòu)的應(yīng)力較低。本文主要研究塑性多孔覆蓋層水下爆炸時(shí)的流固耦合效應(yīng)。

當(dāng)多孔材料用于水下抗沖擊覆蓋層時(shí)，涉及到一系列復(fù)雜的問(wèn)題，包括：多孔材料動(dòng)態(tài)壓縮、流固耦合效應(yīng)及空化效應(yīng)。多孔材料的動(dòng)態(tài)壓縮可以采用塑性沖擊波理論求解[9]。關(guān)于流固耦合問(wèn)題，也有一些研究。Taylor[10]最早提出Taylor板理論求解水下剛性薄板的流固耦合問(wèn)題。該理論模型可以很好的預(yù)測(cè)剛性薄板在空化發(fā)生前的早期響應(yīng)。對(duì)于塑性多孔覆蓋層，其在沖擊波作用下要發(fā)生大變形，因此，其流固耦合過(guò)程更為復(fù)雜。Fleck 等利用Taylor板理論估算了作用到三明治板結(jié)構(gòu)上的沖量，但是該模型不能考慮空化。隨后，McMeeking等[11]提出了考慮空化的簡(jiǎn)化模型，但是仍然不能具體描述空化發(fā)生潰滅中波的傳播問(wèn)題。最近，Schiffer等[12]求解了帶彈簧的Taylor板的水下爆炸問(wèn)題。其中，空化的發(fā)生和潰滅的物理過(guò)程有準(zhǔn)確的描述。對(duì)于塑性多孔覆蓋層水下爆炸流固耦合問(wèn)題，準(zhǔn)確考慮流固耦合、空化的發(fā)生及潰滅的理論研究較少。

本文主要研究塑性多孔覆蓋層在水下爆炸下所涉及的流固耦合及空化效應(yīng)。采用塑性沖擊波理論求解覆蓋層的動(dòng)態(tài)壓縮、采用改進(jìn)Taylor板理論求解流固耦合、采用空化理論求解水中空化的發(fā)生及空化潰滅的二次加載。

1 理論模型

所分析的問(wèn)題，如圖1(a)所示。多孔覆蓋層由面板(面密度mf)和塑性泡沫芯層組成，艦艇殼體假設(shè)固定。坐標(biāo)原點(diǎn)取在流固耦合面上。沿正向傳播的入射沖擊波作用在覆蓋層上，入射沖擊波可表示為指數(shù)衰減波的形式[13]

pin=p0e-t/θ

(1)

式中：p0為沖擊波峰值；θ為衰減系數(shù)。整個(gè)系統(tǒng)的響應(yīng)求解分兩部分，一部分為覆蓋層的動(dòng)態(tài)壓縮；另一部分為流固耦合及空化。

(a)多孔覆蓋層

(b)空化形成

(c)空化潰滅過(guò)程圖1 理論模型Fig.1 Analytical model

1.1 覆蓋層動(dòng)態(tài)壓縮

多孔泡沫芯層的材料模型用剛塑性模型來(lái)描述，其密度、屈服強(qiáng)度和密實(shí)化應(yīng)變分別為ρ0、σ0、εD。在沖擊波作用下，覆蓋層被快速壓縮，該過(guò)程可以用塑性沖擊波理論進(jìn)行求解。根據(jù)Davison的描述，在沖擊波波陣面上，位移連續(xù)和動(dòng)量守恒方程分別為

v=DεD

(2)

σD-σ0=ρ0Dv

(3)

式中：D為塑性沖擊波波前傳播的速度；v為覆蓋層的速度；σD為沖擊波波陣面后的動(dòng)態(tài)應(yīng)力。聯(lián)立式(2)和式(3)，得到波陣面后的壓力為

(4)

覆蓋層前面板及被壓潰部分以速度v一起運(yùn)動(dòng)。根據(jù)牛頓第二定律，覆蓋層的運(yùn)動(dòng)方程為

(5)

式中：u為面板的位移；滿足du/dt=v；pwet為濕表面的壓力。

1.2 流固耦合及空化

在空化發(fā)生以前，根據(jù)Taylor板理論，流固耦合面上的總壓力可以表示為入射壓力pin、反射壓力pr及由于覆蓋層運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生的稀疏波的總和

pwet=pin+pr-ρwcwv

(6)

式中：ρw、cw分別為水的密度和聲速。水中處于x位置的水粒子的壓力及速度可表示為

pw(x,t)=pin(x,t)+pr(x,t)-ρwcwv

(7)

(8)

覆蓋層被快速壓潰過(guò)程中產(chǎn)生的稀疏波會(huì)使水發(fā)生空化。空化在離濕表面一定的距離處xf發(fā)生，然后以超聲速向周圍迅速擴(kuò)展[14]，如圖1(b)所示。處于x位置的水粒子發(fā)生空化時(shí)滿足pw(x,t)=0，聯(lián)立式(8)求解得到位于x處水粒子的空化速度為

(9)

式中：tcav為x處水粒子發(fā)生空化的時(shí)刻。

向濕表面?zhèn)鞑サ目栈罱K會(huì)發(fā)生潰滅，產(chǎn)生二次加載波(重構(gòu)波)pCF,out，作用在覆蓋層上，如圖1(c)所示。假設(shè)重構(gòu)波的波前此時(shí)位于xCF處，重構(gòu)波波前處水的壓力和速度可以表示為：

pCF=pCF,in+pCF,out

(10)

(11)

式中：pCF,in=pr-ρwcwv。

重構(gòu)波波陣面上同樣滿足質(zhì)量守恒與動(dòng)量守恒定理，于是有：

pCF=(1-η)ρwcCF(vCF)-vcav

(12)

(13)

聯(lián)立式(10)～式(13)，求解得到：

(14)

(15)

(16)

式中：參量λ=2pCF,in/(ρwcw)+vcav。

于是，發(fā)生空化后，當(dāng)空化潰滅產(chǎn)生的二次加載波傳遞到濕表面時(shí)，濕表面的總壓力可以表示為

pwet=pCF,out+pr-ρwcwv

(17)

空化的發(fā)生，截?cái)嗔怂械娜肷鋲毫?，同時(shí)，由于空化潰滅又重新輻射壓力作用到覆蓋層上。記作用到覆蓋層上的真實(shí)入射壓力為pa，其可表示為

(18)

式中：t0為空化潰滅輻射的二次加載波首次傳播到濕表面的時(shí)間。假設(shè)覆蓋層面板的剛度要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于水的剛度，則式(6)和式(17)可統(tǒng)一表示為

pwet=2pa-ρwcwv

(19)

聯(lián)立式(5)、式(18)和式(19)，并考慮初始條件

(20)

可準(zhǔn)確求得塑性多孔覆蓋層在水下爆炸波作用下的響應(yīng)。

2 數(shù)值驗(yàn)證和算例

為了驗(yàn)證理論模型的正確性，我們運(yùn)用有限元軟件ABAQUS/Explicit計(jì)算兩個(gè)算例。覆蓋層面板取1mm厚的鋼板，其密度、彈性模型和泊松比分別為7 800kg/m3、2.1×1011Pa和0.3。水的長(zhǎng)度為3m，密度和聲速分別為1 000kg/m3和1 500m/s。兩種覆蓋層芯層的材料參數(shù)如表1所示，芯層厚度為50mm。入射指數(shù)衰減波的峰值為20MPa，衰減系數(shù)為0.5ms。

表1 覆蓋層芯層的材料參數(shù)Tab.1 The material parameters of cellular cladding

在有限元模型中，覆蓋層采用平面應(yīng)變單元模擬，水采用聲學(xué)單元模擬。水發(fā)生空化的條件為壓力降為0。沿沖擊波傳播方向，單元的尺寸為0.1 mm。

圖2給出了空化波前與重構(gòu)波波前傳播的理論解與有限元結(jié)果對(duì)比曲線。從圖2可知，有限元結(jié)果與理論結(jié)果吻合很好，這說(shuō)明理論結(jié)果可以很好的求解空化的發(fā)生及空化潰滅過(guò)程。對(duì)于兩種不同泡沫，只有靠近流固耦合面很小一部分區(qū)域未發(fā)生空化，空化波前以超聲速傳播，且區(qū)別不大。重構(gòu)波波前以亞聲速傳播，覆蓋層越軟，重構(gòu)波波前傳播速度越慢。

圖3給出了濕表面總壓力的理論解與有限元結(jié)果對(duì)比曲線，其中有限元結(jié)果與理論結(jié)果吻合很好，證明了理論模型的有效性。從圖3可知，濕表面總壓力在初始階段迅速降低，然后保持一個(gè)應(yīng)力平臺(tái)，直到?jīng)_擊波耗散完畢。說(shuō)明有覆蓋層后，將峰值高、脈寬短的沖擊波轉(zhuǎn)變?yōu)槠脚_(tái)壓力，該平臺(tái)壓力的值與被壓縮的覆蓋層的屈服強(qiáng)度相當(dāng)。

圖2 空化波前與重構(gòu)波波前傳播的 理論解與有限元結(jié)果對(duì)比Fig.2 Analytical results and numerical simulations of propagation of breaking front and closing front

圖3 濕表面總壓力的理論解與有限元結(jié)果對(duì)比曲線Fig.3 Analytical results and numerical simulations of total pressure at the fluid-structure interface

3 流固耦合及空化的影響

運(yùn)用所驗(yàn)證的理論模型，計(jì)算參量變化時(shí)塑性泡沫覆蓋層在水下爆炸沖擊載荷下的響應(yīng)，分析流固耦合及空化的影響。定義無(wú)量綱的參量如下

(21)

式中：ψ為流固耦合參數(shù)；I0=2p0θ表示最大沖量。

3.1 空化

圖4和圖5給出了當(dāng)流固耦合參數(shù)，ψ變化時(shí)，水中空化粒子的速度分布及空化波前與重構(gòu)波波前的傳播情況。根據(jù)流固耦合參數(shù)的定義可知，ψ變化會(huì)引起I0/mf同比例的變化。從圖4可知，ψ增加，無(wú)量綱的空化粒子速度幾乎同比例降低。這說(shuō)明真實(shí)的空化粒子速度變化不大。圖5的結(jié)果表明，流固耦合參數(shù)變化對(duì)空化波前和重構(gòu)波波前的傳播影響也較小。總的來(lái)說(shuō)，流固耦合參數(shù)變化，對(duì)空化區(qū)域、空化粒子速度以及空化的傳播和潰滅影響較小。

圖4 改變流固耦合參數(shù)時(shí)水粒子空化時(shí)的空間速度分布 (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)Fig.4 The spatial cavitation velocity distribution in cavitated region with different fluid-structure interaction parameter (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)

圖5 改變流固耦合參數(shù)時(shí)空化波前與重構(gòu)波前的傳播過(guò)程 (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)Fig.5 Propagation of breaking front and closing front with different fluid-structure interaction parameter (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)

圖6和圖7給出了當(dāng)覆蓋層屈曲強(qiáng)度，σ0/p0變化時(shí)，水中空化粒子的速度分布及空化波前與重構(gòu)波波前的傳播情況。與流固耦合參數(shù)的影響相比，覆蓋層屈服強(qiáng)度的變化對(duì)水中空化的形成和潰滅影響更大。從圖6可知，隨著覆蓋層屈服強(qiáng)度增加，靠近覆蓋層的未空化區(qū)域面積也增大，而對(duì)于發(fā)生空化的區(qū)域的粒子速度影響不大。從圖7可知，改變覆蓋層屈服強(qiáng)度對(duì)空化波前的傳播影響較小，而對(duì)重構(gòu)波波前的傳播影響較大。這是因?yàn)榭栈膫鞑ブ慌c覆蓋層的初始運(yùn)動(dòng)相關(guān)，此時(shí)覆蓋層幾乎還未開(kāi)始?jí)嚎s；而重構(gòu)波的傳播與覆蓋層的壓潰過(guò)程相關(guān)，不同屈服強(qiáng)度的覆蓋層，其壓潰速度不同，因此重構(gòu)波的傳遞過(guò)程存在差異。

圖6 改變覆蓋層屈服強(qiáng)度時(shí)水粒子空化時(shí)的空間速度分布 (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)Fig.6 The spatial cavitation velocity distribution in cavitated region with different core strength (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)

圖7 改變覆蓋層屈服強(qiáng)度時(shí)空化波前與重構(gòu)波前的傳播過(guò)程 (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)Fig.7 Propagation of breaking front and closing front with different core strength (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)

3.2 濕表面真實(shí)入射壓力

由“1.2”分析指出，當(dāng)空化潰滅后會(huì)輻射新的沖擊波作用到覆蓋層上，因此作用到覆蓋層上的真實(shí)入射壓力pa與所給定的入射壓力pin不同。圖8給出了當(dāng)流固耦合參數(shù)ψ變化時(shí)，作用到覆蓋層上的真實(shí)入射壓力結(jié)果。從圖中可以看出，空化潰滅所輻射的沖擊波要遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于給定的入射沖擊波。流固耦合參數(shù)變化會(huì)影響空化潰滅開(kāi)始的時(shí)間，但是影響不大。

圖8 改變流固耦合參數(shù)時(shí)濕表面真實(shí)入射壓力 (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)Fig.8 The actual incident shock loading with different fluid-structure interaction parameter (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)

圖9給出了當(dāng)覆蓋層屈曲強(qiáng)度σ0/p0變化時(shí)，作用到覆蓋層上的真實(shí)入射壓力結(jié)果。與流固耦合參數(shù)的影響相比，覆蓋層的屈服強(qiáng)度變化對(duì)真實(shí)入射壓力的影響很大。隨著覆蓋層屈服強(qiáng)度增加，空化潰滅的二次加載效應(yīng)的影響變小。這是因?yàn)楦采w層屈服強(qiáng)度越高，空化區(qū)域越小，且空化粒子的速度也相應(yīng)越小，如圖6所示。通過(guò)計(jì)算發(fā)現(xiàn)，當(dāng)覆蓋層的屈服強(qiáng)度滿足σ0/p0>0.4時(shí)，可以忽略空化效應(yīng)的影響。

圖9 改變覆蓋層屈服強(qiáng)度時(shí)濕表面真實(shí)入射壓力 (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)Fig.9 The actual incident shock loading with different core strength (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)

3.3 濕表面總壓力

圖10給出了流固耦合參數(shù)ψ變化對(duì)作用到覆蓋層上的總壓力的影響。從圖10可知，流固耦合參數(shù)變化會(huì)影響初始階段壓力下降的快慢。隨著流固耦合參數(shù)增加，初始階段壓力下降越快。這是因?yàn)樵黾恿鞴恬詈蠀?shù)相當(dāng)于減小面板質(zhì)量或增加入射沖擊波的衰減系數(shù)，則覆蓋層的初始?jí)簼⑺俣茸兛?，產(chǎn)生的稀疏波越大，壓力下降越快。

圖10 改變流固耦合參數(shù)時(shí)濕表面總壓力 (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)Fig.10 The total pressure at the fluid-structure interface with different fluid-structure interaction parameter (ρ0/ρw=0.2, σ0/p0=0.1, εD=0.7)

圖11給出了當(dāng)覆蓋層屈曲強(qiáng)度σ0/p0變化時(shí)，作用到覆蓋層上的總壓力結(jié)果。從圖11可知，改變覆蓋層的屈曲強(qiáng)度主要影響總壓力的平臺(tái)結(jié)果。平臺(tái)壓力與被壓縮的覆蓋層的屈服強(qiáng)度相當(dāng)。增加覆蓋層屈服強(qiáng)度，平臺(tái)壓力相應(yīng)增加，但是持續(xù)時(shí)間變短。

圖11 改變覆蓋層屈服強(qiáng)度時(shí)濕表面總壓力 (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)Fig.11 The total pressure at the fluid-structure interface with different core strength (ρ0/ρw=0.2, εD=0.7, ψ=50)

4 結(jié) 論

本文對(duì)多孔抗沖覆蓋層在水下爆炸沖擊載荷下的流固耦合效應(yīng)開(kāi)展了理論分析。建立了完整的考慮覆蓋層大變形、流固耦合效應(yīng)及空化效應(yīng)的理論模型，形成了系統(tǒng)的針對(duì)塑性多孔覆蓋層水下爆炸抗沖擊效果的計(jì)算方法。研究結(jié)果揭示了塑性多孔覆蓋層在水下爆炸載荷下的流固耦合及空化效應(yīng)，有以下幾點(diǎn)結(jié)論：

(1)由于流固耦合作用，入射的指數(shù)衰減波的波形在濕表面發(fā)生改變，由峰值高、脈寬短的沖擊波變?yōu)榉逯档?、平臺(tái)式壓力載荷，且該壓力平臺(tái)與入射沖擊波的強(qiáng)度無(wú)關(guān)，只與覆蓋層的屈服強(qiáng)度相關(guān)。

(2)由于多孔覆蓋層在沖擊波作用下迅速大變形，使水大面積空化，但是只有靠近覆蓋層的水粒子的空化速度較顯著。隨著覆蓋層屈服強(qiáng)度增加，靠近覆蓋層未發(fā)生空化的區(qū)域增大。

(3)空化潰滅后的二次加載波要大于初始的入射沖擊波，且覆蓋層越軟越明顯。因此，在水下爆炸問(wèn)題中，空化潰滅的二次加載過(guò)程很重要。當(dāng)覆蓋層的屈服強(qiáng)度滿足σ0/p0>0.4時(shí)，可以忽略空化效應(yīng)的影響。

[1] 諶勇，華宏星，汪玉，等.超彈性?shī)A芯覆蓋層的水下爆炸防護(hù)性能[J].爆炸與沖擊，2009，29(4):395-400. CHEN Yong, HUA Hongxing, WANG Yu, et al. Protective effects of hyper-elastic sandwiches coated onto metal boxes subjected to underwater explosion [J]. Explosion and Shock Waves, 2009, 29(4): 395-400.

[2] 章振華，諶勇，華宏星，等.超彈性?shī)A芯覆蓋層抗沖擊性能分析及實(shí)驗(yàn)研究[J].振動(dòng)與沖擊，2012，31(5):132-134. ZHANG Zhenhua, CHEN Yong, HUA Hongxing, et al. Simulation and test for hyperelastic sandwich coatings in crush dynamics [J]. Journal of Vibration and Shock, 2012, 31(5) :132-134.

[3] 章振華，諶勇，肖鋒，等.敷設(shè)超彈性覆蓋層的艦船水下爆炸沖擊實(shí)驗(yàn)與仿真分析[J].振動(dòng)與沖擊，2014，33(10):106-112. ZHANG Zhenhua, CHEN Yong, XIAO Feng, et al. Underwater explosion tests and simulation for ships with hyper-elastic coating [J]. Journal of Vibration and Shock, 2014, 33(10):106-112.

[4] 章振華，諶勇，華宏星，等.抗沖瓦的結(jié)構(gòu)研究及創(chuàng)新設(shè)計(jì)[J].噪聲與振動(dòng)控制，2012，32(6):100-104. ZHANG Zhenhua, CHEN Yong, HUA Hongxing, et al. Research of anti-shcok layer and innovation design [J]. Noise and Vibration Control, 2012, 32(6):100-104.

[5] FLECK N A, DESHPANDE V S. The resistance of clamped sandwich beams to shock loading [J]. Journal Applied Mechanics, 2004,71(3):386-401.

[6] XUE Z, HUTCHINSON J W. A comparative study of impulse-resistant metal sandwich plates [J]. International Journal of Impact Engineering, 2004,30(10):1283-1305.

[7] TILBROOK M T, DESHPANDE V S, FLECK N A. The impulsive response of sandwich beams: analytical and numerical investigation of regimes of behavior [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2006,54(11):2242- 2280.

[8] MCSHANE G J, DESHPANDE V S, FLECK N A. Underwater blast response of free-standing sandwich plates with metallic lattice cores [J]. International Journal of Impact Engineering, 2010,37(11):1138-1149.

[9] DAVISON L. Fundamentals of shock wave propagation in solids [M]. New York: Springer, 2008.

[10] TAYLOR G I. The pressure and impulse of submarine explosion waves on plates [C]∥ The Scientific Papers of G.I. Taylor, vol. III. Cambridge, UK: Cambridge University Press, 1963： 287-303.

[11] MCMEEKING R M, SPUSKANYUK A V, HE M Y, et al. An analytical model for the response to water blast of unsupported metallic sandwich panels [J]. International Journal of Solids and Structures, 2008,45(2):478-496.

[12] SCHIFFER A, TAGARIELLII V L, PETRINIC N, et al. The response of rigid plates to deep water blast: analytical models and finite element predictions [J]. Journal of Applied Mechanics, 2012,79(6):061014.

[13] COLE R H. Underwater explosions [M]. Princeton, NJ: Princeton University Press, 1948.

[14] KENNARD E H. Cavitation in an elastic liquid [J]. Physical Review, 1943,63(5/6):172-181.

Fluid-structure interaction effects of cellular claddings to underwater explosion

YIN Caiyu,JIN Zeyu,CHEN Yong,HUA Hongxing

( The State Key Laboratory of Mechanical System and Vibration, Shanghai Jiao Tong University, Shanghai 200240, China)

The fluid-structure interaction effects of cellular claddings subjected to underwater explosion induced shock loadings were studied analytically in this paper. A one-dimensional analytical model which considered the large deformation of cladding, fluid-structure interaction and cavitation phenomenon was built to solve this problem, based on the plastic shock wave theory, modified Taylor's model, and cavitation theory. The research has revealed the fluid-structure interaction effects of a cellular cladding during the underwater explosion event.

underwater explosion; cellular cladding; fluid-structure interaction; cavitation

國(guó)家自然科學(xué)基金(11272215)

2015-12-24 修改稿收到日期： 2016-04-13

殷彩玉 女，博士生，1988年生

諶勇 男，副研究員，1977年生

O383+.1

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.12.002