隔层设置对防雷舱液舱防护能力的影响

蔡斯渊, 侯海量, 吴林杰

(1.哈尔滨工程大学 船舶工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001； 2.中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011； 3.海军工程大学舰船工程系，湖北 武汉 430033)



隔层设置对防雷舱液舱防护能力的影响

蔡斯渊1,2, 侯海量3, 吴林杰3

(1.哈尔滨工程大学 船舶工程学院，黑龙江 哈尔滨 150001； 2.中国船舶及海洋工程设计研究院，上海 200011； 3.海军工程大学舰船工程系，湖北 武汉 430033)

摘要：为寻求防雷舱液舱结构设计的新方法，通过对不设置隔层、设置双层板隔层和设置波纹夹芯板隔层的3种防雷舱液舱结构模型在相同冲击载荷作用下的变形和能量变化过程进行对比分析，研究了设置隔层对防雷舱液舱防护能力的影响。研究表明：在不增加液舱整体重量的条件下，在防雷舱液舱中设置隔层能减小液舱后板的变形，使防雷舱液舱能承受更大的冲击载荷，从而提高防雷舱液舱的防护能力，并且波纹夹芯板隔层比双层板隔层的防护效果更好。

关键词：冲击载荷；防护液舱；隔层；数值仿真；防护能力；动态响应

网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/23.1390.u.20160127.1137.022.html

大型水面舰船在海战中容易遭受敌方反舰武器的攻击，尤其是舰船水下结构遭鱼雷攻击后将对舰船生命力造成严重威胁。因此，各国都非常重视舰船水下防护结构的研究[1-3]。外国舰船的典型水下防护结构采用了“空舱-液舱-空舱”的防雷舱结构形式，但国外的相关文献因保密而少见。在国内，张振华等[4]分析了防雷舱各层防护结构的吸能率，揭示了防雷舱的防护机理。张婧等[5-6]从模型试验和数值仿真两方面对水下接触爆炸载荷作用下舰船防护结构的破坏和防护结构中液舱的影响进行了研究。张伦平等[7]根据一系列水下接触爆炸试验，对水下接触爆炸载荷下防雷舱各部分结构的吸能量进行了计算，分析了爆炸载荷能量与防雷舱总吸能的比例关系，以及药量、结构参数对总吸能分配的影响。唐廷等[8]分析了水下接触爆炸时冲击波载荷和气泡膨胀载荷分别对防雷舱结构的作用机理，进一步揭示了防雷舱的防护机理。侯海量等[9]为了评估防雷舱的防护效能，基于动力学和能量原理提出防雷舱防护效能评估的基本思路及方法。这些研究为舰船水下防护结构的设计提供了指导。

在研究某船防雷舱的防护能力时，笔者发现防雷舱中液舱的后板通常变形较大，这对防雷舱的防护能力很不利。因此，如何通过对防雷舱液舱进行适当设计来减小液舱后板的变形成了舰船设计部门关心的问题。樊自建等[10]对空气隔层衰减水中冲击波的效果进行了研究，姚熊亮等[11]对水中空气隔层衰减水下爆炸冲击波的性能进行了定量研究，李顺波等[12]对水下爆炸冲击波在含吸收层结构中的传播规律进行了数值模拟，这些研究表明空气隔层能有效衰减冲击波，可有效降低水下爆炸冲击波对防护结构的破坏。受此启发，在液舱中设置空气隔层有可能减小液舱后板变形并提高液舱的防护能力，因此本文对此进行了研究。

1有限元计算模型

1.1结构设计

参照国外某防雷舱液舱结构的尺寸，将加筋板架简化为等质量平板，按照约1∶10的缩比，设计如图1所示的3种防雷舱液舱结构模型。模型的长度均为1 000 mm，钢材为Q235钢。结构A不设置隔层，钢板厚度均为2 mm，钢材质量约为40.6 kg，总质量(包含水的质量，下同)约为190.6 kg；结构B设置双层板隔层，钢板均厚2mm，钢材质量为71.8 kg，总质量约为187.8 kg；结构C设置波纹夹芯板隔层，隔层前板、后板厚1.2 mm，波纹芯材厚0.6 mm，其余钢板厚2 mm，钢材质量为68.9 kg，总质量约为183.0 kg。在结构B、C中，隔层将结构A中的大液舱隔成了两个小液舱，为便于描述，将液舱前板与隔层前板间的液舱称为前液舱，将液舱后板与隔层后板间的液舱称为后液舱。

图1　液舱结构模型的中横剖面图(单位：mm)Fig.1　Mid-section views of liquid cabin models (unit: mm)

1.2冲击载荷

利用MSC.Dytran有限元软件进行有限元计算，钢材采用拉格朗日壳单元，水和空气采用欧拉单元。液舱前板、后板和隔层前板、后板的单元大小均为20 mm×20 mm，其余钢板的单元略小。欧拉网格采用自适应网格划分，单元大小均为14 mm×14 mm×14 mm。

实际上，作用于液舱中各钢板的载荷有：1)液舱中水、空气的压力；2)液舱外面空气的大气压力；3)水下爆炸冲击波经防雷舱的膨胀舱衰减后的爆炸冲击载荷，作用于液舱前板。第1种载荷是通过定义水、空气和钢板的流固耦合作用来施加的。为简化分析，其他两种载荷的施加不采用流固耦合方法，而是直接施加在壳单元上。第2种载荷是垂直施加于钢板外表面的均布力P0，其值为0.1 MPa。第3种载荷实际上是垂直作用于液舱前板的非均布脉冲载荷，为简化分析，本文将其假设为均布三角脉冲载荷(该假设对对比分析结构A、B、C在相同冲击载荷作用下的动态响应影响不大)，并采用以下3种载荷(压力单位为MPa，时间单位为ms)。

载荷Ⅰ：均布三角脉冲载荷:

载荷Ⅱ：均布三角脉冲载荷:

载荷Ⅲ：以液舱前板形心为原点建立YOZ直角坐标系，Y轴和Z轴分别与板的水平边和竖直边平行(坐标单位为mm)，施加由圆心向四周逐渐减小的非均布三角脉冲载荷：

1.3计算工况

由3种结构和3种载荷组合成9种计算工况，如表1所列。

表1　计算工况

1.4材料参数

钢材采用双线性弹塑性本构模型，由DAMTEP卡片定义，密度ρ=7 800 kg/m3，杨氏模量E=210 GPa，泊松比ν=0.3。用Cowper-Symonds模型描述材料的应变率效应，由YLDVM卡片定义，静态屈服应力σ0=235 MPa，应变硬化模量Eh=250 MPa，D=40.4 s-1，n=5。采用最大塑性应变失效模型，由FAILMPS卡片定义，失效应变εf=0.3。

水采用多项式状态方程，由EOSPOL卡片定义，材料参数取自文献[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。空气采用γ律状态方程，由EOSGAM卡片定义，密度ρ0=1.29 kg/m3，比热比γ=1.4，比内能e=1.938×105J/kg。

除波纹芯材外，各钢板的四周边界均为固支。此外，定义了钢板之间的接触关系。

2有限元计算结果及分析

2.1变形过程

不同工况下结构A、B、C的中横剖面的变形过程见图2。可见，在冲击载荷作用下，各液舱结构中液舱后板的变形都在约4 ms时达到最大，之后略有回弹。

结构A的液舱后板发生大变形，而液舱前板的变形很小；结构B先是前液舱向里面整体凹陷，然后前液舱撞上后液舱，隔层前后两板共同运动一段距离后发生分离，随后隔层前后两板又发生了几次碰撞和分离；结构C先是液舱前板变形并挤压前液舱中的水，促使隔层前板变形，接着波纹芯材发生屈曲，随后液舱前板、波纹夹芯板隔层和液舱后板均产生较大的凹陷变形。

图2　不同工况下模型中横剖面的变形过程Fig.2　Distortion processes of models′ mid-section views in different cases

2.2能量变化过程

不同工况下结构A、B、C的各部分能量随时间变化的曲线见图3。图中，将时间轴取为t0.5(将其平方后即是其对应时刻t，例如2 ms0.5对应4 ms)，旨在清楚展现在0～1 ms间能量的剧烈变化过程。EK-1、EK-2、EK-3和EK-4分别为液舱前板、隔层前板、隔层后板和液舱后板的动能，EK-5为波纹芯材的动能，EK-6为其余钢板(指结构上下前后4块钢板)的动能，EK-7和EK-8分别为前液舱和后液舱(对结构B、C而言)中水的动能，EK-9为单个液舱(对结构A而言)中水的动能，ED-1、ED-2、ED-3和ED-4分别为液舱前板、隔层前板、隔层后板和液舱后板的变形吸能，ED-5为波纹芯材的变形吸能，ED-6为其余钢板(指结构上下前后4块钢板)的变形吸能。

对结构A而言，由图3(a)、(d)、(g)可知，冲击载荷瞬时作用在液舱前板上做功，液舱前板获得动能并迅速耗散，部分动能转化为液舱前板的变形吸能，同时液舱中水的动能亦急剧增加，随后水的动能部分化为液舱后板动能，并最终逐渐转化为各结构的变形吸能，其中液舱前板和其余钢板的变形吸能在1 ms后趋于稳定，大部分水动能转化为液舱后板的变形吸能。

对结构B而言，由图3(b)、(e)、(h)可知，在0～1 ms时间段内，主要是前液舱和隔层前板的变形吸能和前液舱水动能的剧增与耗散，由于冲击载荷做功，液舱前板和隔层前板获得动能，并在1 ms左右基本耗散，部分转化为液舱前板和隔层前板的变形吸能，其塑性变形也趋于完成；在0.25 ms之后，前液舱水动能迅速耗散，转化为几个部分：后液舱各结构动能、后液舱水动能、前液舱各结构变形吸能；最终后液舱水动能转化为隔层后板和液舱后板的变形吸能，在4 ms左右，结构的塑性变形基本完成。

对结构C而言，由图3(c)、(f)、(i)可知，冲击载荷迅速转化为液舱前板动能、隔层前板动能和前液舱水动能；液舱前板动能、隔层前板动能主要转化为其变形吸能，前液舱水动能则迅速耗散为后液舱水动能、隔层前板和后板的变形吸能、波纹芯材的动能与变形吸能以及其余钢板的变形吸能；最终后液舱水动能转化为液舱后板的变形吸能。其中，液舱后板的塑性变形阶段与其他结构相比相对滞后，大部分结构在2.25 ms时变形吸能趋于稳定，塑性变形基本完成，而液舱后板则在4 ms时能量趋于稳定，完成塑性变形。

图3　不同工况下模型构件的能量随时间变化的曲线Fig.3　Energy curves of models′ components in different cases

3隔层对液舱防护能力的影响分析

不同工况下防护液舱模型构件的最大变形如表2所示，可见，在相同载荷作用下，结构B、C的液舱前板最大变形均要比结构A的大；而结构B、C的液舱后板最大变形均要比结构A的小。从变形的角度看，在防护液舱结构中设置隔层，可以起到增大液舱前板变形、减小液舱后板变形的作用。

不同工况下防护液舱模型构件的最大动能如表3所示，可见，在相同载荷作用下，液舱前板的最大动能由高到低依次是结构B、C、A；液舱后板和其余钢板的的最大动能由高到低依次是结构A、B、C；结构B的隔层前板和隔层后板的最大动能均比结构C的要大；结构中全部水的最大动能由高到低依次是结构B、A、C。

不同工况下防护液舱模型构件在20 ms时的变形吸能如表4所示，可见，在相同载荷作用下，结构B、C的液舱前板的变形吸能均要比结构A的大20%以上；而结构B、C的液舱后板的变形吸能均要比结构A的小40%以上。从变形吸能的角度看，在防护液舱结构中设置隔层，改变了结构各组成部分的能量传递过程，可以起到增加液舱前板变形吸能、减小液舱后板变形吸能的作用；而且，相比双层板隔层，波纹夹芯板隔层的作用更明显。

表2　不同工况下模型构件的最大变形

表3　不同工况下模型构件的最大动能

表4　不同工况下模型构件在20 ms时的变形吸能

4结论

本文利用有限元仿真方法，研究了在舰船防雷舱液舱中设置隔层对液舱防护能力的影响。通过研究得到以下结论：

1)在不增加防雷舱液舱整体重量的条件下，设置隔层能有效减小液舱后板的变形，从而对液舱后板进行保护；

2)合理地设计隔层结构，能使防雷舱液舱承受更大的冲击载荷，从而提高舰船防护液舱的防护能力；

3)设置夹芯板隔层比设置双层板隔层更能提高防雷舱液舱的防护能力。

4)在防雷舱液舱中设置隔层的设计，可为提高防雷舱液舱的防护能力提供一种新途径，可供舰船设计部门参考。

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收稿日期：2014-12-11.

基金项目：国家自然科学基金项目(51209211，51479204).

作者简介：蔡斯渊(1975- ), 男, 博士研究生, 高级工程师； 通信作者：侯海量, E-mail: hou9611104@163.com.

doi:10.11990/jheu.201412040

中图分类号：O347.1，U661.4

文献标志码：A

文章编号：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

网络出版日期：2016-01-27.

侯海量(1977- ), 男, 高级工程师.