，，

(1.海軍駐武漢七〇一所軍事代表室，武漢 430064;2.上海交通大學(xué) 船舶海洋與建筑工程學(xué)院，上海 200240)

德國(guó)海軍F124護(hù)衛(wèi)艦采用在強(qiáng)力甲板上設(shè)置縱向箱型梁的防護(hù)結(jié)構(gòu)型式，可以抵擋150 kg TNT當(dāng)量炸藥的攻擊，與傳統(tǒng)艦船結(jié)構(gòu)形式相比，有效地提高了艦船的防護(hù)能力。有關(guān)研究人員對(duì)縱向箱型梁的防護(hù)機(jī)理進(jìn)行了深入的研究，驗(yàn)證了縱向箱型梁可有效提高艦船剩余強(qiáng)度[1-3]。

縱向箱型梁結(jié)構(gòu)作為一種新型的防護(hù)結(jié)構(gòu)型式，在進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)時(shí)，不僅要滿足常規(guī)結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的要求，還要滿足艦船防護(hù)能力的要求。在箱型梁內(nèi)部適當(dāng)設(shè)置橫向的隔板，不僅有利于提高甲板板架的局部強(qiáng)度，還可以提高縱向箱型梁面板和腹板的穩(wěn)定性，從而提高縱向箱型梁的防護(hù)能力。本文采用流固耦合算法，對(duì)不同形式和厚度橫隔板的縱向箱型梁在爆炸載荷下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行計(jì)算分析，為縱向箱型梁橫隔板的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供依據(jù)。

1 計(jì)算原理

采用動(dòng)態(tài)非線性有限元程序MSC.Dytran數(shù)值計(jì)算模擬爆炸載荷作用下箱型梁板架結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程。MSC.Dytran軟件中提供了拉格朗日和歐拉兩種求解器，既能模擬結(jié)構(gòu)，又能模擬流體，拉格朗日網(wǎng)格和歐拉網(wǎng)格可進(jìn)行耦合，以分析結(jié)構(gòu)與流體間的相互作用[4-5]。

在計(jì)算時(shí)，箱型梁板架采用拉格朗日單元模擬，空氣和炸藥均采用歐拉單元模擬，對(duì)箱型梁內(nèi)部空間和外部空間分別建立不同的歐拉域進(jìn)行描述，并通過(guò)一般耦合定義歐拉域和拉格朗日單元間的流固耦合作用[6]。通過(guò)定義拉格朗日單元材料的失效準(zhǔn)則，單元失效后不再參與計(jì)算[7]。歐拉域的計(jì)算采用精確黎曼求解器，該求解方法在空間上具有二階精度。

2 有限元模型

2.1 結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)化和有限元模型

圖1為設(shè)置有縱向箱型梁艦船強(qiáng)力甲板的橫剖面示意圖，為簡(jiǎn)化計(jì)算，只取中間箱型梁作為計(jì)算分析對(duì)象，簡(jiǎn)化后模型見(jiàn)圖2。

圖1 強(qiáng)力甲板橫剖面示意

圖2 簡(jiǎn)化計(jì)算模型橫剖面示意

橫隔板結(jié)構(gòu)分為無(wú)開孔和有開孔兩種形式，圖3為兩種形式的有限元模型。

圖3 橫隔板板架有限元模型(面板隱藏)

2.2 材料本構(gòu)關(guān)系

結(jié)構(gòu)材料選用高強(qiáng)度鋼，密度7 800 kg/m3,彈性模量210 GPa，泊松比為0.3,屈服強(qiáng)度為440 MPa，硬化模量4 GPa，最大塑性應(yīng)變?yōu)?.08。采用Cowper-Symonds模型考慮應(yīng)變率的影響，

(1)

式中:σd——?jiǎng)討?yīng)力;

σ0——靜應(yīng)力;

D,P——材料常數(shù)，分別取為40.5和5.0[8]。

用高能高壓球形氣體模擬TNT炸藥，滿足γ狀態(tài)方程：

p=(γ-1)ρ·e

(2)

初始狀態(tài)下炸藥密度ρd=1 600 kg/m3，比內(nèi)能ed=4.2×106J/kg。空氣在初始狀態(tài)下的密度為1.25 kg/m3，比內(nèi)能2.1×105J/kg。

3 計(jì)算結(jié)果與分析

為比較不同形式和厚度的橫隔板在爆炸載荷下對(duì)箱型梁抗側(cè)向變形能力和對(duì)箱型梁內(nèi)部管線保護(hù)能力的影響，分別設(shè)置不同的爆炸工況。

3.1 爆炸沖擊波的傳播

炸藥爆炸以后，產(chǎn)生的沖擊波由炸藥中心向周圍傳播，當(dāng)沖擊波到達(dá)箱型梁或甲板板等結(jié)構(gòu)后，沖擊波與結(jié)構(gòu)產(chǎn)生流固耦合作用，沖擊波對(duì)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生沖擊破壞作用。不同的炸點(diǎn)位置有不同的沖擊波傳播過(guò)程，以炸點(diǎn)位置在箱型梁正上方為例，圖4給出了沖擊波的傳播過(guò)程。

圖4 沖擊波傳播示意

從沖擊波的峰值來(lái)看，在沖擊波到達(dá)箱型梁面板時(shí)約為10.50 MPa，而在到達(dá)甲板邊緣時(shí)降低到約1.41 MPa。

3.2 橫隔板對(duì)縱向箱型梁抗側(cè)向變形能力的影響

為了研究橫隔板對(duì)箱型梁板架抵抗側(cè)向變形能力的影響，選擇裝藥位置在箱型梁右上方(如圖5所示)作為計(jì)算工況，分別對(duì)無(wú)開孔和有開孔橫隔板的箱型梁板架進(jìn)行計(jì)算。選擇評(píng)價(jià)指標(biāo)為箱型梁一側(cè)頂點(diǎn)(如圖5中的A點(diǎn))的側(cè)向位移以及該側(cè)箱型梁腹板底部角點(diǎn)(如圖5中的B點(diǎn))的垂向轉(zhuǎn)角，其中位移和轉(zhuǎn)角以沖擊波傳播方向?yàn)檎?/p>

圖5 炸點(diǎn)及響應(yīng)輸出點(diǎn)示意

圖6 不同形式和厚度橫隔板箱型梁側(cè)向位移

圖7 不同形式和厚度橫隔板箱型梁轉(zhuǎn)角

圖6和圖7給出了箱型梁板架不同板厚和不同形式橫隔板的結(jié)構(gòu)響應(yīng)結(jié)果曲線，計(jì)算結(jié)果分析如下。

1)橫隔板厚度越大，縱向箱型梁抵抗側(cè)向變形的能力越強(qiáng)，箱型梁的轉(zhuǎn)角和側(cè)向位移都隨橫隔板厚度的增加而減小。但隨著橫隔板厚度的逐漸增加，箱型梁側(cè)向位移和轉(zhuǎn)角減小的速度也隨之減小，抵抗側(cè)向變形能力的提高逐漸減小；

2)在板厚相同時(shí)，橫隔板開孔后其強(qiáng)度會(huì)有所降低，箱型梁抵抗側(cè)向位移的能力有所下降，在板厚較小時(shí)表現(xiàn)尤為明顯。因此當(dāng)橫隔板開孔時(shí)，需要對(duì)橫隔板板厚進(jìn)行增加以保證足夠的強(qiáng)度。

3.3 橫隔板對(duì)縱向箱型梁內(nèi)部管線保護(hù)能力的影響

箱型梁內(nèi)部空間可以用于布置電纜管路，因此需要對(duì)開孔橫隔板的變形進(jìn)行控制，以保證對(duì)電纜管路的保護(hù)作用。為了研究橫隔板對(duì)箱型梁內(nèi)部管線保護(hù)能力的影響，選擇裝藥位置為箱型梁正上方以及箱型梁右上方為計(jì)算工況，對(duì)開孔橫隔板進(jìn)行計(jì)算，見(jiàn)圖8、9。以橫隔板開孔直徑的最小值作為評(píng)價(jià)指標(biāo)，直徑越小，對(duì)電纜管路的防護(hù)能力越差。

圖8 正上方炸點(diǎn)示意

圖9 右上方炸點(diǎn)示意

圖10 爆炸載荷作用下橫隔板開孔最小直徑

圖10給出了仿真計(jì)算的結(jié)果，結(jié)果分析如下。

1)在給定爆炸工況下，當(dāng)橫隔板厚度較小時(shí)(t=2 mm、4 mm、6 mm)，在沖擊波作用下，橫隔板發(fā)生劇烈的擠壓變形，見(jiàn)圖11，并有部分失效單元，意味著可能會(huì)有碎片產(chǎn)生，對(duì)內(nèi)部電纜管路的保護(hù)不利；當(dāng)橫隔板厚度較大時(shí)(t=12 mm、16 mm)，橫隔板并未產(chǎn)生明顯的變形，可以對(duì)內(nèi)部電纜管路提供有效的保護(hù)。

圖11 甲板正上方炸點(diǎn)橫隔板變形圖

2)在給定爆炸工況下，隨著橫隔板厚度增加，表明橫隔板的變形減小。增加橫隔板厚度可以提高對(duì)內(nèi)部電纜管路的保護(hù)能力。

3)在橫隔板厚度相同時(shí)，由于正上方炸點(diǎn)距離箱型梁較近，作用在箱型梁上的沖擊載荷大于右上方炸點(diǎn)工況，正上方炸點(diǎn)工況橫隔板變形明顯大于右上方炸點(diǎn)工況。因此在進(jìn)行橫隔板抗爆能力設(shè)計(jì)時(shí)需要考慮設(shè)計(jì)要求的炸藥量和炸點(diǎn)距離。炸藥量越大、炸點(diǎn)距離越近，需要的橫隔板厚度越高。

4 結(jié)論

1)橫隔板厚度對(duì)箱型梁抗爆防護(hù)能力有明顯影響，增加橫隔板厚度可以提高箱型梁的抗爆能力；

2)對(duì)于一定的爆炸載荷，當(dāng)橫隔板厚度達(dá)到一定數(shù)值后，繼續(xù)增加橫隔板厚度對(duì)箱型梁抗爆能力的提升不明顯；

3)在實(shí)際設(shè)計(jì)時(shí)，應(yīng)根據(jù)給定的爆炸沖擊載荷和要求的防護(hù)能力對(duì)橫隔板進(jìn)行設(shè)計(jì)，保證橫隔板結(jié)構(gòu)的最優(yōu)化。

[1] FLORENCE A L.Clamped circular rigid-plastic plates under central blast loading [J].International Journal of Solids and Structures,1966(2):319-335.

[2] 王佳穎，張世聯(lián)，彭太偉.非接觸爆炸下縱向箱型梁艦船的極限承載能力研究[J].中國(guó)艦舶研究，2006(1):22-29.

[3] 劉士光,胡要武,鄭際嘉.加筋周支方板在爆炸載荷作用下的剛塑性動(dòng)力有限變形系[C]∥中國(guó)造船工程學(xué)會(huì)力學(xué)委員會(huì)船舶結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析(暨六屆)波浪載荷(暨五屆)學(xué)術(shù)討論文集,1992.

[4] 劉士光,胡要武,鄭際嘉,等.固支加筋方板爆炸試驗(yàn)研究[C]∥中國(guó)造船工程學(xué)會(huì)力學(xué)委員會(huì)船舶結(jié)構(gòu)應(yīng)力分析(暨六屆)波浪載荷(暨五屆)學(xué)術(shù)討論文集,1992.

[5] 吳有聲,彭興宇,趙本立.爆炸載荷作用下艦船板架變形與破損[J].中國(guó)造船,1995(4):55-61.

[6] 梅志遠(yuǎn),朱 錫,劉潤(rùn)泉.船用加筋板架爆炸載荷下動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)值分析[J].爆炸與沖擊,2004,24(1):80-84.

[7] DU Zhipeng,LI Xiaobin,XIA Lijuan.Numerical Simulation of Warship Broadside Protective Structure Rupture under Inner Explosion [J].Journal of Ship Mechanics.2007,11(3):453-461.

[8] 侯海量,朱 錫,梅志遠(yuǎn).艙內(nèi)爆炸載荷及艙室板架結(jié)構(gòu)的失效模式分析[J].爆炸與沖擊,2007,27(2):151-158.