舰船集防区对外通道结构变形及气密性仿真分析

杨光，赵尚辉，李天匀，朱翔

1华中科技大学船舶与海洋工程学院，湖北武汉430074

2船舶与海洋水动力湖北省重点实验室，湖北武汉430074

3中国船舶及海洋工程设计研究院，上海200011

舰船集防区对外通道结构变形及气密性仿真分析

杨光1，2，赵尚辉3，李天匀1，2，朱翔1，2

1华中科技大学船舶与海洋工程学院，湖北武汉430074

2船舶与海洋水动力湖北省重点实验室，湖北武汉430074

3中国船舶及海洋工程设计研究院，上海200011

舰船集防区对外通道中，气密门是气密周界上主要的泄漏点之一。目前气密性评估一般采用实验检测的方法。结合有限元仿真方法，在集体防护系统建造前对气密门的气密性进行初步评估。采用设计波法结合国内外军民船规范，利用有限元软件将长期预报得到的设计波波浪动水压力值、重力、惯性力、静水压力等施加到全舰有限元模型上，全面反映真实受载下舰船在设计波下的响应，进而预报全舰变形情况。选择变形较大的密封结构，分析变形条件下密封结构的密封性能。研究结果表明：借鉴全舰结构强度有限元直接计算方法，能有效分析对外通道的局部变形特征；气密门处的局部变形将导致橡胶密封圈接触压力分布不均。结合局部变形的特点，可对密封结构的优化设计提供参考。

集体防护系统；变形；设计波；密封结构；气密性

网络出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160921.1338.020.html期刊网址：www.ship-research.com

引用格式：杨光，赵尚辉，李天匀，等.舰船集防区对外通道结构变形及气密性仿真分析［J］.中国舰船研究，2016，11（5）：71-77.

YANG Guang，ZHAO Shanghui，LI Tianyun，et al.Numerical simulation of the deformation and airtightness of the external passagewaystructureofnavalships'collectiveprotectionsystem［J］.ChineseJournalof ShipResearch，2016，11（5）：71-77.

0　引言

舰船集体防护（简称“集防”）系统是舰船核生化防护能力最核心的组成部分。如果不具备有效的防护手段，在面临核生化武器突袭的情况下，舰船会在短时间内即丧失生存力和战斗力［1］。目前，国外舰船装备的集体防护系统主要分为两大类：一类是德国的全船式集体防护系统，即DSK系统；另一类是美国的分区式集体防护系统，即CPS［2］。最早用于对抗核生化威胁的集体防护系统DSK由德国海军于上世纪60年代中期研发设计成功，该防护系统将空气净化和空气调节整合成一个单元系统［3］。在“汉堡”级驱逐舰上首次装备的DSK防护系统是结合在全船加热、通风、空调系统上的滤毒增压通风系统，具备数小时的核生化防护能力［4］。美国海军于上世纪70年代中后期至80年代初期，在水面舰船上尝试建立了有限集体防护系统［5］。此后，美国海军第一艘具备全舰全时集体防护能力的主战舰船DDG-51型导弹驱逐舰诞生，表明舰船集防系统得到了迅速发展［6］。

我国军事装备集体防护的研究工作始于上世纪50年代，直到上世纪60～70年代集体防护装备的国产化批量生产才得以实现，而这些装备当时也仅配备在主战坦克和步兵战车上。针对水面舰船集体防护系统的研究则相对起步较晚，直至21世纪初才在水面舰船成功配备了集体防护系统［7］。无论是小规模的个人防护，还是大规模的集体防护，其防护原理是一样的，即与外部隔断，依靠核生化防护过滤系统与外部通风，因此，集体防护区中对外通道部分的气密性至关重要［8-9］。

舰船在水面航行时，其结构的变形是不可避免的。当船体变形的量级与船用密封结构的指标精度相当或超出时，可能会使得密封结构无法正常使用。因此，抑制、降低船体变形对密封结构的密封性能具有重要意义。本文的研究对象为有密性要求的舰船集防区对外通道，将主要分析其变形特征以及变形条件下的密封性能。

在对外通道中，气密门是气密周界上的主要泄漏点之一。目前气密性评估一般采用实验检测的手段，可采用的常规气密性检测方法有涂抹煤油检验法、粉检验法、冲气检验法等。本文将结合有限元仿真方法对气密门密封性能进行初步评估，以便在其建造前对气密性能进行初步评估，为密封结构的设计提供参考。

由于舱段模型边界条件对变形的影响较大［10］，且对外通道的密封结构大量存在于上层建筑中，故本文将根据军民船规范［11-12］，结合设计波法对全船有限元模型进行变形计算，预报全船的总体变形和局部变形特征，弥补舱段模型的不足，最终提取出变形后的密封结构以分析其密封性能。

1　全船有限元直接计算

1.1设计波法简介

设计波法是通过三维势流理论求解频率响应函数，然后通过谱分析方法对舰船剖面的波浪载荷进行长期预报，根据舰船实际运行地区的海况和舰船设计要求，利用长期预报中得到的一定超越概率水平的波浪载荷（通常取概率水平为10-8），将其认为是该舰船使用寿期内所遇到的波浪载荷极值，然后选取一规则波，使其产生的载荷与长期预报所得的相同。也即设计一个波浪，用来模拟舰船所遇到的最危险海况，然后将舰船放置在该波浪下，观测其响应，以此来观察舰船是否安全，是否能满足规范要求。

上述频率响应函数，是指舰船在单位波幅的规则波中的响应（如6个自由度的运动、剪力、弯矩等），其相应的波浪频率曲线如图1所示。从图1中可以很清楚地得到舰船在何处载荷达到极值，因此便可以得知处于该位置时相应的舰船状态，这样便可以知道一个规则波中的响应极值。而通过对多个不同的规则波使用相同方法便最终能够确定出舰船在规则波中运动响应的极值［13-14］。

图1　频率响应函数图Fig.1Frequency response function curve

设计波法的具体步骤可以归纳如下：

1）利用三维势流理论对舰船进行水动力参数的分析，并计算舰船在各浪向角、各遭遇频率的规则波中的响应值，包括舰船6个自由度的位移值，船体所受的弯矩、剪力和扭矩等，还有波浪作用于舰船湿表面上的动压力分布等。

2）利用舰船在规则波中的响应值，通过海浪谱资料，对波浪诱导船体载荷进行长期预报，从而确定出舰船在给定时间内航行于实际海况中的波浪载荷的统计特性。在确定了舰船的运行海域和使用寿期内可能遭遇到的最大波浪载荷的概率水平（通常取10-8）后，便可得到波浪载荷的极值，也就是船舶在遭遇波浪数为N的使用寿期内，平均可能出现一次的最危险的海况所遭遇到的最大波浪载荷。找出与波浪载荷极值相对应的规则波和波高，此即为设计波。

1.2船体载荷及边界条件

静水载荷：静水载荷将作为全舰直接强度分析的一部分施加到船体梁上进行分析，静水载荷包括静水压力和重力两部分：在MSC/PATRAN里根据工况通过定义一个与垂向坐标z线性相关的域（field）函数，即可施加船体湿表面各点处的静水压力；重力则是根据空船重量、压载水以及设备和甲板载荷的具体分配位置，改变相应位置板的密度来模拟该处重力的变化。

波浪动压力计算与施加［15］：利用设计波法可得到船体湿表面动水压力，然而计算船体湿表面的动水压力值的网格和船体有限元外壳模型网格不匹配，计算水动压力的湿表面网格一般较粗，而有限元网格尺寸则相对小得多，因此需编制PATRAN内部的PCL程序实现加载，即PCL加载程序。该程序的编制流程如下：

1）读取各湿表面网格中心点的三坐标值和水动力压力值。

2）找出与有限元模型表面任意点最近的湿表面网格中心点，则作用在该船体外表面有限元板网格的法向动压力为pk。

3）赋值，实现加载。

利用该PCL程序定义域（field），可实现板壳网格表面压力的加载。图2所示为船体湿表面在极限波中的水动力压力分布示意图。

图2　船体湿表面的水动力压力分布（轴侧图）Fig.2Hydrodynamic pressure distribution on wet surface of ship hull（isometric view）

本文中船体边界条件采用NASTRAN中的惯性释放功能。

1.3结果分析

此舰船主船体结构均采用AH36钢，屈服应力为355 MPa；上层建筑采用普通钢，屈服应力为235 MPa。钢材的杨氏模量为2.06×105MPa，泊松比为0.3。有限元模型采用板（Shell）单元模拟构件中的板壳结构，如甲板、外板、纵桁等以及各种构件之间的连接肘板。采用梁（Beam）单元模拟各种构件上承受侧向压力的纵骨、扶强材等，并按照实际情况考虑梁的截面和偏心。主要构件的面板和加强筋用杆单元模拟，如非水密的纵桁、肋板、平面舱壁析材上的面板和加强筋等。全舰有限元模型网格尺寸最大为700 mm，节点数为239 894，单元数为442 457。

对要求的不同工况分别进行分析，应力和变形的计算结果可在PATRAN后处理模块实现显示。根据有限元计算结果，分析集防区对外通道的应力、变形特征，包括通道结构的变形和密封构件（门、窗等）处开口的变形特征。整船的应力云图和变形示意图如图3所示。

图3　全舰应力变形云图Fig.3The contours of stress and deformation of a whole ship

2　气密门密封性能评估

气密门的性能评估存在非线性材料和接触的问题，对网格的要求也与整船模型不同，故不宜在整船模型中建立气密门模型进行计算。由于气密门对门框附近的结构刚度影响不大，故在整船有限元模型中，气密门处用开口处理并建立门框，变形相对实际情况偏危险。

在密封条与门框的接触分析中，由于密封条在接触过程中变形很大，可用变形接触体描述，而门框是由钢板焊接而成的，在接触过程中变形很小，可以忽略，可用刚体描述。在密封条与门框的接触中，密封条变形的力与位移通过与之相接触的门框的运动产生［16-18］。变形后的门框从全舰结构有限元计算结果中提取。

2.1门框的变形

由于要考虑变形对密封性能的影响，将从全舰结构有限元计算结果中提取出变形后的门框，相当于利用变形结果预制变形门框，进行气密性评估。选取全舰应力变形最大的舱壁为研究对象，目标舰中该舱壁为主甲板上的上层建筑后端壁，由于该处应力集中、变形较大，同时为了避免接触分析中相邻面元间出现大的转角，需要在全舰模型中对该处的舱壁网格进行细化。细化后的有限元模型如图4所示。

图4　门框处有限元模型（局部）Fig.4Finite element model of the doorframe（partial）

在PATRAN中利用变形的结果建立位移场，通过位移场将所有节点移动到变形后的位置，然后使用“Create surface from shell elements”功能将变形后的门框作有限元模型生成几何模型导出备用。

由于在与橡胶密封圈的接触分析中，门框仅接触的一侧参与计算，故仅采用该侧门框进行后续接触分析。门框几何模型如图5所示。

图5　变形门框几何模型Fig.53D model of the deformed doorframe

由于目前没有相应的变形衡准，且有限元软件中得到的变形为总体变形。故采取以门框左下角节点3为参考点，选择门框边缘节点相对参考点的位移来反映门框处的相对变形情况。部分节点的相对位移如表1所示。x方向为船体纵向，y方向为船体横向，z方向为船体垂向。

表1　门框节点的相对位移Tab.1Relative displacement of doorframe at different nodes

可以看出门框边界的相对变形主要集中在x方向，z方向次之，y方向最小，这与整船变形主要由总纵弯曲引起的原因相符。由于x方向是气密门开闭的方向，也是气密橡胶密封圈主要的压缩方向，因而对气密性影响较大。

2.2橡胶Mooney-Rivlin模型

由于橡胶材料的体积弹性模量非常高，因此可假定橡胶材料具有不可压缩性，而且在未应变状态下是各向同性的。本文采用应用广泛的2参数橡胶Mooney-Rivlin本构方程模拟橡胶材料，其应变函数如下式所示：

式中：W为修正的应变势能；C01，C10为材料常数；I1，I2为应力张量的第1、第2不变量。

在不进行复杂的材料实验测试情况下，可通过经验公式求得Mooney-Rivlin模型材料常数。由于橡胶的静剪切模量是橡胶元件设计中最基本的参数之一，其与橡胶硬度及成分有关（其中最主要的决定因素是橡胶硬度）。对于硬度相同成分不同的橡胶材料，其值之差不超过10%。因此，可以根据橡胶硬度，并利用经验公式确定Mooney-Rivlin模型的材料常数［19］。

测得橡胶材料的邵氏硬度HA，代入下式：

在小变形的情况下，根据橡胶材料的不可压缩性，泊松比μ=0.5。橡胶材料的剪切模量和杨氏模量与Mooney-Rivlin模型常数有如下关系：

根据法国PAULSTRA公司给出的不同橡胶硬度下支座的载荷—变形曲线进行有限元建模，并与实测值对比，以确定不同硬度下材料常数的最佳取值。3种橡胶硬度C01/C10值如表2所示。对3个C01/C10值分段进行线性拟合，可以得到各硬度下C01/C10值。

表2　不同硬度下橡胶材料C01/C10的值Tab.2TheC01/C10of rubber materials with different hardness

由式（2）、式（3）和表2计算得到不同橡胶硬度下Mooney-Rivlin模型的材料常数C01和C10如表3所示。

表3　不同硬度下橡胶材料Mooney-Rivlin常数Tab.3The Mooney-Rivlin constant of rubber materials with different hardness

2.3接触分析

影响橡胶密封性能的因素很多，判别密封性能的参数也有很多选择，如：压缩量、接触面积、接触压力等。本文以密封圈与门框的接触压力为判别准则，当接触压力小于安全值时认为密封失效。由于本舰气密门位于锁气室，而为了防止外侧空气进入锁气室，锁气室内设有气闸保证内外存在压差，一般压差取P=250 Pa。若σn为接触应力，则认为当σn＜P时，密封失效。

本算例中，门框模型为变形的Shell单元生成的几何模型，密封圈使用简单的O形密封圈，直径D=30 mm，采用实体单元划分网格，共得到约96 000个单元。由于橡胶接触问题，变形较大，对单元质量要求较高，模型中所有单元均为六面体单元。

橡胶材料为丁腈橡胶（NBR），采用Mooney-Rivlin两参数模型模拟，由提供的橡胶硬度HA=43插值得到模型材料常数，由表3可知：C10=0.289，C01=0.028。忽略门框与密封圈之间的摩擦。接触分析有限元模型如图6所示。

图6　三维接触分析有限元模型Fig.63D finite element model for contact analysis

在接触分析中，O形密封圈作为变形体，密封圈与门相连处暂以固支处理，门框作为刚体向密封圈移动，压缩量取10 mm进行接触分析。计算结果如图7所示。

图7　密封圈接触压应力云图Fig.7The contours of contact stress distribution on seal ring

沿顺时针选取橡胶密封圈与门框接触一侧的最外层节点。由于该处节点最先与门框接触，接触应力最大，能体现该横截面处的最大接触应力。由PATRAN后处理导出沿该路径的接触应力分布曲线，如图8（a）所示。图8（b）为使用未变形门框的计算结果。

在图8（a）所有节点中选取接触应力最小的节点node 79370，接触应力σmin=23.01 MPa，因此任意截面都满足σn≥P，认为密封性能良好。

由图8（a）与图8（b）对比可以看出，由于门框的变形，接触压力波动较大，这可能会引起2种危险结果：1）当压缩量较小时，有部分区域接触压力小于安全值，引起泄露；2）当压缩量过大时，部分橡胶材料应力超过屈服极限，容易出现裂纹，造成寿命降低，甚至有断裂的危险。

图8　接触压应力分布曲线Fig.8Contact stress distribution curves

3　优化措施

对于上述情况可采取2种思路防止危险的发生：一是从优化结构设计上考虑，减小门框变形；二是从橡胶密封圈上考虑。优化措施如下：

1）增加舱壁板厚，或在该处围壁与上、下甲板间增设肘板等结构加强方案，改善该处由于总纵弯曲产生的沿船长方向的相对变形。

2）在该处纵横舱壁交界处设计一些弹性连接，减小门框结构参与总纵弯曲的程度，从而减小门框处的相对变形。

3）改变橡胶密封圈与门框的接触方式，避免沿船长方向的相对变形对密封性能的影响，如采用橡胶密封圈与门框内侧壁接触。

对于其他工况、不同位置的气密门，可以采用类似的方法进行分析，选取最不利工况，结合各自变形的特点进行结构设计。

4　结语

本文开展了评估舰船集防区对外通道结构变形及其密封结构气密性的方法研究。借鉴整船结构强度的有限元直接计算，结合设计波法，预报全船总体变形和局部变形，提取变形后的密封结构进行有限元仿真，分析其密封性。在建造前对气密门的气密性进行仿真分析，可以为密封结构的优化设计提供参考。

针对集防区对外通道中门框变形的特点，提出了合理的密封改善措施。在结构优化方面，认为应在保证密封性能的前提下对结构进行优化，减小结构变形，从而提高对外通道密封设计的可靠性。在改变结构、调整局部刚度的同时，还需要兼顾结构强度的变化，以及结构重量的因素，进行多方面综合考虑，最终得到合理的优化方案。

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Numerical simulation of the deformation and airtightness of the external passageway structure of naval ships'collective protection system

YANG Guang1，2，ZHAO Shanghui3，LI Tianyun1，2，ZHU Xiang1，2
1 School of Naval Architecture and Ocean Engineering，Huazhong University of Science and Technology，Wuhan 430074，China
2 Hubei Key Laboratory of Naval Architecture and Ocean Engineering Hydrodynamics，Wuhan 430074，China
3 Marine Design and Research Institute of China，Shanghai 200011，China

In this paper，an evaluation method for the deformation and airtightness of the external passageway of a ship collective protection system is presented，where the seal structure like doors and windows is selected as the research object.Firstly，long-term prediction of ship's cross-sectional wave-included loads is conducted based on spectral analysis.Next，the parameters of designed waves are determined，and with FEM software MSC/PATRAN，a FEM model of the ship is established.The designed wave pressure is automatically applied to the ship's wet surface elements through PCL language.After obtaining the result of the deformation of the external passageway，a FEM model of sealed structures is built，where the 3D model of deformed doorframe are calculated based on the result of the general ship FEM model.Finally，contact analysis is conducted between sealing strip and the doorframe，and the result under normal contact stress is compared with the given value to evaluate the airtightness of the sealed structure.It can be concluded that the proposed method serves as a good reference to the ship design that has similar requirements.

collective protection system；deformation；design wave approach；sealed structure；airtightness

U667.3

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.05.011

2015-10-29网络出版时间：2016-9-21 13:38

杨光，男，1990年生，硕士生。研究方向：船舶结构力学。E-mail：yang1990824@163.com

李天匀（通信作者），男，1969年生，博士，教授，博士生导师。研究方向：结构振动与噪声控制。E-mail：ltyz801@mail.hust.edu.cn