趙著杰， 侯海量， 李 典， 姚夢(mèng)雷

(海軍工程大學(xué) 船舶與海洋學(xué)院，武漢 430033)

現(xiàn)代海戰(zhàn)中，魚(yú)、水雷的近距離非接觸爆炸和接觸爆炸是水面艦艇面臨的最嚴(yán)峻威脅。近距離非接觸爆炸下[1]，艦船將受到爆炸沖擊波、氣泡脈動(dòng)及水射流等復(fù)雜載荷作用，為抵御此類(lèi)破壞，艦船通常采用充液的雙層底[2]和雙層舷側(cè)[3]等結(jié)構(gòu)。接觸爆炸下[4]，一方面將導(dǎo)致艦船外板產(chǎn)生大面積變形和破損；另一方面將產(chǎn)生爆轟產(chǎn)物、爆炸沖擊波、高速破片(由戰(zhàn)斗部殼體及船體外板破碎形成)及水射流等復(fù)雜載荷作用于船體結(jié)構(gòu)，為抵御此類(lèi)破壞，大型艦船通常采用包含空艙、液艙的多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)[5](如圖1所示)，其中液艙主要用于抵御高速破片的侵徹，但同時(shí)也會(huì)受到爆轟產(chǎn)物和爆炸沖擊波的作用。因此，研究爆炸沖擊載荷作用下液艙結(jié)構(gòu)的變形，探索新型液艙結(jié)構(gòu)形式，具有重要的工程應(yīng)用價(jià)值。

圖1 多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)Fig.1 Fully liquid-filled liquid cabin model

液艙結(jié)構(gòu)受到的沖擊載荷大體可分為兩類(lèi)，一類(lèi)為高速破片類(lèi)局部點(diǎn)沖擊載荷，其特征是分布范圍小(僅分布于彈體接觸區(qū))、撞擊壓力大(速度為1 000 m/s的破片撞擊可導(dǎo)致10 GPa量級(jí)的壓力)、持續(xù)時(shí)間短(μs量級(jí))。關(guān)于彈體對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的侵徹已有較多研究，一般認(rèn)為其作用于液艙后會(huì)導(dǎo)致水錘效應(yīng)[6],在此過(guò)程中破片動(dòng)能轉(zhuǎn)化為液體壓力波、空化擠壓載荷及負(fù)壓載荷等作用于液艙結(jié)構(gòu)，使之發(fā)生大變形和破壞。另一類(lèi)為爆炸沖擊波、氣泡脈動(dòng)等空間分布式?jīng)_擊載荷，其作用區(qū)域大，持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)(ms量級(jí)或更長(zhǎng))，作用于結(jié)構(gòu)后會(huì)導(dǎo)致其產(chǎn)生變形、破壞、振動(dòng)等響應(yīng)，達(dá)到喪失其既定功能的目的。水射流載荷雖為局部沖擊載荷，但其集中程度遠(yuǎn)小于高速破片類(lèi)集中載荷，且持續(xù)時(shí)間較長(zhǎng)，仍可歸結(jié)為空間分布式?jīng)_擊載荷。

在空間分布式?jīng)_擊載荷作用下，液艙內(nèi)的水介質(zhì)將形成除結(jié)構(gòu)壁面外的另一載荷傳遞途徑，可以有效地將作用于前面板的沖擊載荷分散至液艙的側(cè)壁面和后壁面。在載荷傳遞的過(guò)程中，一方面會(huì)在液體介質(zhì)內(nèi)產(chǎn)生較高的動(dòng)壓力[7]，并使結(jié)構(gòu)壁面由受壓屈曲變形轉(zhuǎn)變?yōu)楣拿涀冃?，產(chǎn)生薄膜拉伸應(yīng)力[8]。Thai等[9]發(fā)現(xiàn)液體的加入使圓柱殼結(jié)構(gòu)在軸向載荷作用下的破壞形貌從逐層折疊變?yōu)榱溯S向開(kāi)花狀撕裂，沖擊波載荷得到有效地分散和均勻化[10]；另一方面，液體自身的阻力[11]和慣性[12]將提高結(jié)構(gòu)的剛度和阻尼，使結(jié)構(gòu)的變形吸能范圍由前面板及其鄰近結(jié)構(gòu)擴(kuò)展到前面板、側(cè)壁、后面板及其鄰近結(jié)構(gòu)，大大增強(qiáng)了結(jié)構(gòu)的變形吸能能力，從而減小液艙前面板的變形[13]和破壞程度，有利于雙層底和雙層舷側(cè)等液艙結(jié)構(gòu)抵御近距爆炸沖擊波。目前，液艙結(jié)構(gòu)在沖擊載荷下的動(dòng)響應(yīng)研究主要集中于水下爆炸下結(jié)構(gòu)的變形破壞模式[14-16]、動(dòng)響應(yīng)數(shù)值計(jì)算和液艙前、后面板的響應(yīng)分析[17]，而對(duì)于新型抗爆防護(hù)液艙的結(jié)構(gòu)形式及其防護(hù)效能的研究仍十分有限[18]。

本文以常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)[19]為基礎(chǔ)，借鑒內(nèi)凹多胞元結(jié)構(gòu)的獨(dú)特力學(xué)行為[20]和抗爆性能[21]，在保證質(zhì)量不變的前提下提出了內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)，結(jié)合數(shù)值模擬方法比較了常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)、內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波作用下的動(dòng)響應(yīng)特性，同時(shí)開(kāi)展了針對(duì)部分充液常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)和部分充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)效能探究，討論了兩類(lèi)部分充液方式對(duì)多胞元液艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)效能影響，為液艙結(jié)構(gòu)改良設(shè)計(jì)提供參考。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 液艙模型

如圖2所示，參考了吳林杰等研究的常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)(C-1)。結(jié)構(gòu)左、右面板規(guī)格均為800 mm×126 mm×1 mm，上、下面板規(guī)格均為1 200 mm×126 mm×1.5 mm，前面板規(guī)格為1 200 mm×800 mm×2 mm，后面板規(guī)格為1 200 mm×800 mm×3 mm，在此基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)(M-1)，其左、右、上、下面板的規(guī)格與常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)一致，多胞元芯層由多個(gè)內(nèi)凹六邊形胞元組合而成(見(jiàn)圖2(a))，為更好的發(fā)揮充液內(nèi)凹胞元的鼓脹變形耗能特性，將多胞元芯層的壁板厚度定為0.2 mm，前面板的規(guī)格定為1 200 mm×800 mm×1.19 mm，后面板的規(guī)格定為1 200 mm×800 mm×3 mm，從而確保多胞元液艙結(jié)構(gòu)與常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)的質(zhì)量保持一致。

圖2 液艙結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of the liquid cabin structure

部分充液液艙結(jié)構(gòu)的細(xì)部尺寸與完全充液液艙結(jié)構(gòu)保持一致(見(jiàn)圖2(b))，在確保充液體積占液艙總?cè)莘e的67%的前提下，在部分充液常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)中充入液位高為535 mm的水介質(zhì)，在部分充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)中等量充入液位高為800 mm的水介質(zhì)。由先期研究[22]可知，水介質(zhì)集中布置于靠近或遠(yuǎn)離沖擊端的位置會(huì)帶來(lái)不同的結(jié)構(gòu)響應(yīng)效果，因而在對(duì)部分充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)的充液方式設(shè)計(jì)中，分別采用了將液體等量布置于靠近爆炸點(diǎn)(近爆端)的方式(M-2A)和遠(yuǎn)離爆炸點(diǎn)(遠(yuǎn)爆端)的方式(M-2B)。

通過(guò)球形TNT炸藥模擬爆炸載荷，炸藥量為1 kg，密度為1 630 kg/m3,采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型，炸藥爆速為6 930 m/s，Chapman-Jouget 壓力為21 GPa，使用JWL狀態(tài)方程

(1)

式中：PT為炸藥壓力；VT為炸藥相對(duì)體積；ET0為單位體積內(nèi)能；A，B，R1，R2，ω為狀態(tài)方程的參數(shù)。相關(guān)的有限元模型參數(shù)如表1所示。

表1 TNT炸藥模型參數(shù)Tab.1 Required parameters for TNT model

數(shù)值模擬(finite element method,FEM)模型采用了ALE算法，結(jié)構(gòu)各面板、多胞元芯層的材料均為Q235鋼，鋼材、空氣、水介質(zhì)的有限元模型參數(shù)與文獻(xiàn)[23]保持一致，拉格朗日域由液艙結(jié)構(gòu)組成，其有限元網(wǎng)格邊長(zhǎng)約為4 mm，歐拉域由空氣和水組成，其有限元網(wǎng)格邊長(zhǎng)為10 mm。在歐拉域中初始化水介質(zhì)，涉及的LS-DYNA關(guān)鍵字為*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY。為更好的模擬敞開(kāi)環(huán)境條件，空氣域外側(cè)表面設(shè)置為無(wú)反射邊界，并在外側(cè)表面均勻施加0.1 MPa的恒定大氣壓力。使用自動(dòng)單面接觸(AUTOMATIC SINGLE SURFACE)模擬爆炸載荷可能導(dǎo)致的結(jié)構(gòu)內(nèi)部接觸，并對(duì)結(jié)構(gòu)后面板的四周棱線(xiàn)邊界位置設(shè)置固支約束。

1.2 數(shù)值模擬方法正確性驗(yàn)證

為進(jìn)一步驗(yàn)證數(shù)值模擬方法的可靠性，參考了Jin等研究中對(duì)液艙結(jié)構(gòu)進(jìn)行的裸裝藥空中爆炸試驗(yàn)，其試驗(yàn)對(duì)象為常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)的縮比簡(jiǎn)化模型，模型前、后面板厚度分別為2 mm和4 mm，尺寸為700 mm×700 mm，側(cè)壁厚度為10 mm，尺寸為500 mm×200 mm，面板材料為Q235鋼。所用TNT藥量為55 g，爆炸距離為155 mm，液艙結(jié)構(gòu)前面板最終產(chǎn)生了撓度約3 mm的面板局部區(qū)域凹陷變形，后面板未出現(xiàn)明顯變形。使用本文所使用的數(shù)值方法建立了相應(yīng)的驗(yàn)證模型，模型中空氣、水介質(zhì)、炸藥、結(jié)構(gòu)材料參數(shù)、有限元網(wǎng)格尺寸與前文所述一致?？紤]到試驗(yàn)中結(jié)構(gòu)壁面的變形量較小，螺栓設(shè)置對(duì)結(jié)構(gòu)的影響較弱，因而在數(shù)值模擬模型中對(duì)試驗(yàn)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了簡(jiǎn)化(如圖3所示)，忽略了螺栓連接區(qū)域、橡膠墊、防護(hù)結(jié)構(gòu)和支撐結(jié)構(gòu)，將液艙前板、液艙后板、液艙框架進(jìn)行了有限元共節(jié)點(diǎn)操作，并將支撐結(jié)構(gòu)的支持作用簡(jiǎn)化為對(duì)應(yīng)位置的固支邊界約束(FEM模型圖中的虛線(xiàn)位置)。

圖3 試驗(yàn)布置與數(shù)值模擬模型簡(jiǎn)化Fig.3 Experimental design and numerical simulation model simplification

圖4比較了試驗(yàn)與數(shù)值模擬得到的結(jié)構(gòu)變形形貌?？梢钥闯?，對(duì)于液艙結(jié)構(gòu)前面板，面板總體呈現(xiàn)出凹陷變形，變形區(qū)域主要集中在板面中心位置并以環(huán)狀向四周輻射，面板非中心位置的變形量較小。試驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果中結(jié)構(gòu)的前面板的最大變形量分別為3 mm和2.84 mm，兩者的相對(duì)誤差為5.3%，后面板未發(fā)生明顯變形，可見(jiàn)數(shù)值模擬方法可以在保證計(jì)算效率的同時(shí)較好的反映充液結(jié)構(gòu)在空中爆炸載荷作用下的動(dòng)響應(yīng)特性。

圖4 數(shù)值模擬可靠性驗(yàn)證Fig.4 Verification of numerical simulation reliability

1.3 計(jì)算工況

為探討爆距和充液方式對(duì)充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)和充液常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)防護(hù)效能的影響，共設(shè)置了如表2所示的9個(gè)工況。

表2 計(jì)算工況Tab.2 Working conditions

其中：所有液艙結(jié)構(gòu)的上、下面板厚度均為1.5 mm，左、右面板厚度均為1 mm，后面板厚度均為3 mm。C代表常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，M代表內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)。工況1～工況6探討了完全充液的C-1、M-1兩型液艙結(jié)構(gòu)在不同爆距下的結(jié)構(gòu)防護(hù)效能，設(shè)置了爆距為126 mm(液艙前面板至后面板的距離)的1倍、1.5倍、2倍共三類(lèi)工況；工況7～工況9探討了部分充液的C-2、M-2A、M-2B三型液艙結(jié)構(gòu)在252 mm爆距下的結(jié)構(gòu)防護(hù)效能，在各工況中，確保炸藥中心與前面板中心位于同一軸線(xiàn)上，炸藥起爆點(diǎn)位于炸藥中心處。

2 結(jié)構(gòu)變形與防護(hù)效能對(duì)比分析

2.1 結(jié)構(gòu)變形形貌

結(jié)構(gòu)后面板是液艙結(jié)構(gòu)防護(hù)效能的研究焦點(diǎn)，其變形情況可以較好地表征整體結(jié)構(gòu)的響應(yīng)過(guò)程。

圖5為液艙后面板中心點(diǎn)處的典型位移時(shí)程曲線(xiàn)。由圖5可以看出，曲線(xiàn)可分為三個(gè)部分：在結(jié)構(gòu)響應(yīng)初期，前面板最先受到?jīng)_擊波載荷作用，并隨即伴隨水介質(zhì)向后方運(yùn)動(dòng)，在0.1 ms時(shí)后面板開(kāi)始發(fā)生變形。在結(jié)構(gòu)響應(yīng)中期，受上、下、左、右面板的約束作用，后面板在約2 ms進(jìn)入了振蕩階段，在此階段中M-1型液艙結(jié)構(gòu)的振蕩變形響應(yīng)弱于C-1型液艙結(jié)構(gòu)，這是由于M-1型液艙結(jié)構(gòu)的多胞元芯層存在多個(gè)內(nèi)部壁面，各內(nèi)部壁面與后面板相連，這增加了后面板在Z方向的約束，提高了后面板在相應(yīng)區(qū)域的結(jié)構(gòu)剛度，從而減弱了后面板的變形振蕩。在結(jié)構(gòu)響應(yīng)后期，結(jié)構(gòu)振蕩變形幅度進(jìn)一步減弱，后面板的Z方向變形量趨于穩(wěn)定。

圖5 結(jié)構(gòu)后面板典型響應(yīng)過(guò)程Fig.5 Typical response process for structural back panels

為進(jìn)一步通過(guò)結(jié)構(gòu)變形形貌分析不同工況下各液艙結(jié)構(gòu)的變形特性，選取了結(jié)構(gòu)響應(yīng)時(shí)間為10 ms時(shí)的Z向位移云圖，通過(guò)剖切(如圖6所示)得到剖視圖，其中：結(jié)構(gòu)側(cè)剖中面與平面YOZ保持平行，結(jié)構(gòu)上剖中面與平面XOZ保持平行，結(jié)構(gòu)側(cè)剖視圖由側(cè)剖中面剖切得到(忽略左、右面板)，結(jié)構(gòu)上剖視圖由上剖中面剖切得到(忽略上、下面板)。

圖6 結(jié)構(gòu)剖切示意圖Fig.6 Schematic diagram of the sectioning of the structure

圖7為完全充液常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)(C-1型)的典型變形形貌(工況C-1-252)，可以看出，結(jié)構(gòu)后面板的變形模式呈現(xiàn)出自中心向四周的對(duì)稱(chēng)輻射(圖7(a))，結(jié)構(gòu)的上剖視圖和側(cè)剖視圖的變形形貌(圖7(b)～圖7(c))較為相似：在載荷作用初期，由于相對(duì)剛度較左、右面板小，結(jié)構(gòu)的前、后面板主要發(fā)生了向Z軸正向的彎曲變形，左、右面板未出現(xiàn)明顯變形；在載荷作用中后期，在結(jié)構(gòu)前、后面板的Z向變形基礎(chǔ)上，左、右面板受水介質(zhì)擠壓作用而分別產(chǎn)生了向結(jié)構(gòu)外部的鼓脹變形。值得注意的是，結(jié)構(gòu)前面板的兩端存在一定的反向(Z軸負(fù)向)彎曲，這與結(jié)構(gòu)的變形過(guò)程有關(guān)：在受到初始爆炸沖擊波作用后，水介質(zhì)與前面板一并向Z軸正向運(yùn)動(dòng)，此時(shí)前面板的變形量在靠近爆心處較大、遠(yuǎn)離爆心處較小。由于水介質(zhì)較難被壓縮，其在受到后面板阻礙時(shí)會(huì)轉(zhuǎn)而朝向結(jié)構(gòu)兩端(Y軸正向或方向)運(yùn)動(dòng)，從而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)兩端(圖7中的虛線(xiàn)區(qū)域)受到了較強(qiáng)的水介質(zhì)擠壓力，這直接導(dǎo)致了結(jié)構(gòu)前面板的兩端出現(xiàn)了與左、右面板相一致的向結(jié)構(gòu)外鼓脹變形，相比之下后面板則受到了爆炸沖擊波和水介質(zhì)擠壓力的疊加作用，這也導(dǎo)致其Y軸正向變形區(qū)域面積明顯大于前面板。

圖7 C-1型液艙結(jié)構(gòu)典型變形形貌(C-1-252)Fig.7 Typical deformation morphology of C-1 type liquid cabin (C-1-252)

圖8為M-1型液艙結(jié)構(gòu)的典型變形形貌(工況M-1-252)。比較圖8和圖7可以看出，M-1型液艙結(jié)構(gòu)與C-1型液艙結(jié)構(gòu)的后面板變形云圖分布有所差異：與C-1型液艙結(jié)構(gòu)相比，M-1型液艙結(jié)構(gòu)沿X軸的變形區(qū)域尺寸得到了一定的限制，沿Y軸的變形區(qū)域尺寸則未受到明顯限制。這一現(xiàn)象與液艙結(jié)構(gòu)的構(gòu)型特性有關(guān)：對(duì)于內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)，其多胞元芯層在提高前、后面板X(qián)向等效剛度的同時(shí)限制了變形區(qū)域向X軸正、負(fù)方向的發(fā)展，而多胞元芯層在Y軸方向?yàn)樨炌ú贾?，前、后面板的Y向剛度較小，進(jìn)而導(dǎo)致結(jié)構(gòu)變形區(qū)域向Y軸正、負(fù)方向的發(fā)展未能得到有效限制。此外，由于多胞元芯層對(duì)結(jié)構(gòu)內(nèi)部的水介質(zhì)起到了分隔作用，在受到爆炸沖擊波作用時(shí)，內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)內(nèi)的水介質(zhì)較難像常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)一樣整體朝結(jié)構(gòu)X軸的正、負(fù)方向運(yùn)動(dòng)，這也導(dǎo)致了M-1型液艙結(jié)構(gòu)兩端未出現(xiàn)明顯的鼓脹變形(比較圖7和圖8中的虛線(xiàn)區(qū)域)。

圖8 M-1型液艙結(jié)構(gòu)典型變形形貌(M-1-252)Fig.8 Typical deformation morphology of M-1 type liquid cabin (M-1-252)

圖9為C-2型液艙結(jié)構(gòu)的典型變形形貌(工況C-2-252)。比較圖7和圖9可以發(fā)現(xiàn)，部分充液方法改變了C型液艙結(jié)構(gòu)的變形形貌：在載荷作用初期，充液區(qū)域的結(jié)構(gòu)面板受到了較強(qiáng)的水介質(zhì)擠壓作用，該區(qū)域的變形量也相應(yīng)得到了增加(圖9(b)中的虛線(xiàn)處)，在載荷作用中后期，水介質(zhì)受沖擊后向結(jié)構(gòu)Y軸的正、負(fù)方向運(yùn)動(dòng)，結(jié)構(gòu)兩端出現(xiàn)了與C-1型液艙結(jié)構(gòu)類(lèi)似的彎曲變形(圖9(c)中的虛線(xiàn)處)。比較圖7(b)和圖9(b)還可以看出，C-2型液艙結(jié)構(gòu)前面板的變形較C-1型液艙結(jié)構(gòu)更為復(fù)雜，呈現(xiàn)出多點(diǎn)屈曲的變形模式。這一現(xiàn)象是由于部分充液的布置方式使得結(jié)構(gòu)各部分的剛度有所差異，在載荷作用過(guò)程中，前面板受到水介質(zhì)擠壓(Z軸負(fù)向)和沖擊載荷(Z軸正向)作用方向相反，壁面各區(qū)域的實(shí)際變形狀態(tài)受兩種載荷中較強(qiáng)的一方控制，因而出現(xiàn)了多點(diǎn)屈曲的變形特性；后面板受到的水介質(zhì)擠壓(Z軸正向)和沖擊載荷(Z軸正向)作用方向相同，因而呈現(xiàn)出Z軸正向的彎曲變形。

圖9 C-2型液艙結(jié)構(gòu)典型變形形貌(C-2-252)Fig.9 Typical deformation morphology of C-2 type liquid cabin (C-2-252)

圖10為M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的典型變形形貌(工況C-2-252)。在受到?jīng)_擊后，位于結(jié)構(gòu)中部的水介質(zhì)迅速向Z方向運(yùn)動(dòng)，充液胞元的側(cè)壁面產(chǎn)生了較M-1型結(jié)構(gòu)更為劇烈的鼓脹變形，位于結(jié)構(gòu)兩端的水介質(zhì)則未出現(xiàn)明顯的運(yùn)動(dòng)。隨著結(jié)構(gòu)芯層和后面板的約束作用，結(jié)構(gòu)中部水介質(zhì)的主要運(yùn)動(dòng)方向逐步從Z方向轉(zhuǎn)為X方向，并使結(jié)構(gòu)中部的內(nèi)凹胞元壁面產(chǎn)生了向X軸、Z軸方向的合位移，受限于多壁面分隔影響，該運(yùn)動(dòng)趨勢(shì)在響應(yīng)中后期得到了抑制。在此過(guò)程中，結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域可分為兩類(lèi)(如圖10所示)：在主要變形區(qū)域，未充液胞元為充液胞元提供了充足的變形空間，絕大部分充液胞元均發(fā)生了十分明顯的鼓脹變形；在次要變形區(qū)域，充液胞元與未充液胞元的變形量則均較小。進(jìn)一步比較圖8(c)和圖10(c)可以看出，盡管M-2A型液艙結(jié)構(gòu)在次要變形區(qū)域僅對(duì)近爆端胞元進(jìn)行了充液，但此時(shí)該區(qū)域的變形形貌與完全充液時(shí)的情況基本一致，這說(shuō)明對(duì)于此類(lèi)區(qū)域，進(jìn)行合理的部分充液即可使結(jié)構(gòu)的區(qū)域剛度達(dá)到使用需要。

圖10 M-2A型液艙結(jié)構(gòu)典型變形形貌(M-2A-252)Fig.10 Typical deformation morphology of M-2A type liquid cabin (M-2A-252)

總的來(lái)看，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的充液方式使充液、未充液胞元的協(xié)同變形作用得到了良好發(fā)揮。相較于剛度較大的充液胞元，剛度較小的未充液胞元在其變形過(guò)程中為前面板及近爆點(diǎn)的充液胞元提供了位移和變形空間，這一過(guò)程有效緩沖了輸入載荷，因而相較于完全充液的M-1型液艙結(jié)構(gòu)，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的前面板變形量相對(duì)較大，后面板的變形量則相對(duì)較小。

圖11為M-2B型液艙結(jié)構(gòu)的典型變形形貌(工況M-2B-252)。此時(shí)結(jié)構(gòu)芯層和前面板均產(chǎn)生了較大程度的損壞。由于近爆端多為未充液胞元，在受到載荷沖擊后，前面板發(fā)生了多區(qū)域撕裂破壞，爆轟產(chǎn)物隨即進(jìn)入結(jié)構(gòu)內(nèi)部(圖11(c)中充液方式示意圖的虛線(xiàn)框處)并在相應(yīng)位置形成了類(lèi)似于艙內(nèi)爆炸的載荷環(huán)境，結(jié)構(gòu)芯層進(jìn)而發(fā)生了大幅變形和破損。在未充液胞元破損較為嚴(yán)重的區(qū)域，充液胞元也因?yàn)楣脖诿娴钠茐亩杆偈チ顺休d能力，其所含水介質(zhì)的外泄進(jìn)一步降低了相應(yīng)區(qū)域的結(jié)構(gòu)剛度。相較于M-2A型液艙結(jié)構(gòu)，M-2B型液艙結(jié)構(gòu)兩端的充液胞元區(qū)域僅對(duì)結(jié)構(gòu)位于該區(qū)域的剛度提供了一定的支持作用(圖11(c)中的長(zhǎng)方形虛線(xiàn)框內(nèi))而并未對(duì)后面板的變形產(chǎn)生明顯的限制，因而M-2B型液艙結(jié)構(gòu)后面板的變形量、產(chǎn)生大變形的區(qū)域面積均較大。

圖11 M-2B型液艙結(jié)構(gòu)典型變形形貌(M-2B-252)Fig.11 Typical deformation morphology of M-2B type liquid cabin (M-2B-252)

2.2 結(jié)構(gòu)防護(hù)特性

從艦船防護(hù)角度來(lái)說(shuō)，液艙結(jié)構(gòu)后面板在發(fā)生大變形后會(huì)威脅到內(nèi)部重點(diǎn)艙室，因而可以參考后面板的變形特征來(lái)探討液艙結(jié)構(gòu)的整體防護(hù)效能優(yōu)劣。

在后面板的最大位移發(fā)生時(shí)刻對(duì)后面板進(jìn)行剖切，得到后面板的最大位移剖切線(xiàn)(如圖12所示)。由圖12可以看出，結(jié)構(gòu)構(gòu)型一定時(shí)，不同爆距下的后面板最大位移剖切線(xiàn)的兩側(cè)端點(diǎn)基本重合，剖切線(xiàn)中部區(qū)域隨著爆距的減小而呈現(xiàn)出“拉伸收縮”的現(xiàn)象。爆距一定時(shí)，M-1型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域小于C-1型液艙結(jié)構(gòu)(圖12)：以Z=20 mm為參考線(xiàn)(如圖13所示)，在爆距為252 mm時(shí)，C-1型和M-1型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域長(zhǎng)度分別約為630 mm和440 mm，在爆距為126 mm和189 mm時(shí)，C-1型和M-1型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域長(zhǎng)度分別約為930 mm和760 mm。

圖12 完全充液液艙結(jié)構(gòu)后面板最大位移剖切線(xiàn)Fig.12 Maximum displacement profile of the rear panel of fully liquid-filled cabin

圖13 完全充液液艙結(jié)構(gòu)后面板最大位移剖切線(xiàn)曲率曲線(xiàn)Fig.13 Maximum displacement profile curvature of the rear panel of fully liquid-filled cabin

對(duì)后面板最大位移剖切線(xiàn)進(jìn)行微分，得到后面板最大位移剖切線(xiàn)的曲率變化圖線(xiàn)(曲率曲線(xiàn))。圖13比較了不同爆距下的C-1型和M-1型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)。由圖13可以看出，不同爆距下同一構(gòu)型結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)特征較為相似，區(qū)別在于曲線(xiàn)的峰值隨著爆距的提高而有所下降。當(dāng)爆距一定時(shí)，C-1型和M-1型液艙結(jié)構(gòu)后面板的變形形貌可大致劃分為兩大區(qū)域：在后面板的左側(cè)1/4區(qū)域和右側(cè)1/4區(qū)域(圖13中的區(qū)域I)內(nèi)，C-1型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)絕對(duì)值總體大于M-1型液艙結(jié)構(gòu)；在后面板的中部1/2區(qū)域(圖13中的區(qū)域II)內(nèi)，C-1型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)絕對(duì)值總體小于M-1型液艙結(jié)構(gòu)。這一現(xiàn)象說(shuō)明了兩類(lèi)結(jié)構(gòu)對(duì)于后面板的防護(hù)特性：C-1型液艙結(jié)構(gòu)的后面板在區(qū)域I的彎曲程度較大，整塊面板發(fā)生了協(xié)同變形；M-1型液艙結(jié)構(gòu)的后面板面在區(qū)域II的彎曲程度較大，變形主要集中于面板中部。

圖14比較了同一爆距(252 mm)下C-2型、M-2A型、M-2B型液艙結(jié)構(gòu)的后面板最大位移剖切線(xiàn)。在部分充液情況下，C-2型、M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的后面板最大位移剖切線(xiàn)形貌分別與C-1型、M-1型液艙結(jié)構(gòu)基本一致，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的后面板最大位移剖切線(xiàn)形貌較為特殊：結(jié)構(gòu)兩端的剖切線(xiàn)變化規(guī)律與C-2型液艙結(jié)構(gòu)相似，結(jié)構(gòu)中部的剖切線(xiàn)則并未出現(xiàn)“拉伸收縮”的現(xiàn)象。以Z=10 mm作為參考線(xiàn)(如圖14所示)，在爆距為252 mm時(shí)，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域長(zhǎng)度(X軸向)約為650 mm，C-2型和M-2B型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域長(zhǎng)度(X軸向)則約為930 mm，可見(jiàn)爆距一定時(shí)，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域明顯小于C-2型和M-2B型液艙結(jié)構(gòu)。

圖14 部分充液液艙結(jié)構(gòu)后面板最大位移剖切線(xiàn)Fig.14 Maximum displacement profile of the rear panel of partly liquid-filled cabin

圖15比較了不同爆距下的C-1型和M-1型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)，從圖15(a)可以看出：在區(qū)域III內(nèi)，C-2型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)絕對(duì)值明顯小于C-1型液艙結(jié)構(gòu)，這說(shuō)明了對(duì)于C型液艙結(jié)構(gòu)而言，在結(jié)構(gòu)中預(yù)留出水介質(zhì)運(yùn)動(dòng)空間可以有效降低水介質(zhì)對(duì)后面板兩端的擠壓作用，從而降低后面板的彎曲程度。從圖15(b)可以看出，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)絕對(duì)值在絕大部分區(qū)域小于M-1型液艙結(jié)構(gòu)，M-2B型液艙結(jié)構(gòu)的曲率曲線(xiàn)絕對(duì)值則在絕大部分區(qū)域大于M-1型液艙結(jié)構(gòu)，這說(shuō)明了對(duì)于M型液艙結(jié)構(gòu)而言，對(duì)近爆端進(jìn)行部分充液可以在保留多胞元構(gòu)型變形優(yōu)勢(shì)的同時(shí)降低后面板的整體彎曲程度，該方法帶來(lái)的防護(hù)增益與提高爆距帶來(lái)的效果類(lèi)似；而對(duì)遠(yuǎn)爆端進(jìn)行部分充液則會(huì)弱化多胞元構(gòu)型變形優(yōu)勢(shì)，大幅增加后面板的彎曲程度，降低結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果。

圖15 部分充液液艙結(jié)構(gòu)后面板最大位移剖切線(xiàn)曲率曲線(xiàn)Fig.15 Maximum displacement profile curvature of the rear panel of partly liquid-filled cabin

3 結(jié)構(gòu)吸能能力對(duì)比分析

圖16為兩類(lèi)液艙結(jié)構(gòu)面板的典型吸能時(shí)程曲線(xiàn)。由圖16可以看出：對(duì)于常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)前、后面板的吸能量占結(jié)構(gòu)面板總吸能量的主要部分；對(duì)于內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)前、后面板以及芯層的吸能量占結(jié)構(gòu)面板總吸能量的主要部分。結(jié)合圖5，在結(jié)構(gòu)響應(yīng)初期，結(jié)構(gòu)各面板發(fā)生大撓度變形并導(dǎo)致吸能量迅速提升至了最大值(此時(shí)的內(nèi)能由塑性變形能和彈性能共同組成)，在結(jié)構(gòu)響應(yīng)中后期，各面板進(jìn)入振蕩階段，面板內(nèi)能中的彈性能部分在振蕩過(guò)程中發(fā)生波動(dòng)從而導(dǎo)致內(nèi)能曲線(xiàn)出現(xiàn)了小幅波動(dòng)。

圖16 液艙結(jié)構(gòu)面板典型吸能時(shí)程曲線(xiàn)Fig.16 Typical energy absorption time curve of the panel of the liquid cabin

選取結(jié)構(gòu)各面板于10 ms時(shí)的能量吸收值，計(jì)算各面板吸能量在面板總吸能量中的占比：

圖17為不同爆距下C-1型與M-1型液艙結(jié)構(gòu)各面板的能量吸收占比?？偟膩?lái)看，結(jié)構(gòu)上、下面板的吸能占比隨著爆距的減小而有所降低，這是由于在爆距較小時(shí)，結(jié)構(gòu)的局部變形效應(yīng)得到了增強(qiáng)，即結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域向前、后面板及芯層的中心位置集中，這導(dǎo)致了結(jié)構(gòu)的上、下面板吸能占比減小。對(duì)于C-1型液艙結(jié)構(gòu)，隨著爆距的提升，結(jié)構(gòu)前面板的吸能占比呈現(xiàn)出先上升后下降，后面板吸能占比則呈現(xiàn)出先下降后上升(見(jiàn)圖17(a))，這是由于在爆距較小(126 mm和189 mm)時(shí)，結(jié)構(gòu)前面板發(fā)生了一定的破損和失效，且失效區(qū)域面積隨爆距的降低而提高，進(jìn)而導(dǎo)致前面板的耗能占比隨之降低，這一現(xiàn)象在M-1型液艙結(jié)構(gòu)中也得到了體現(xiàn)(見(jiàn)圖17(b))。與C-1型液艙結(jié)構(gòu)的不同之處在于，M-1型液艙結(jié)構(gòu)的后面板吸能占比隨著爆距的提高而下降，其芯層的吸能占比規(guī)律則與C-1型液艙結(jié)構(gòu)后面板的吸能占比規(guī)律類(lèi)似(即隨爆距的提升而先提升后下降)，這說(shuō)明對(duì)于M-1型液艙結(jié)構(gòu)而言，較小的爆距帶來(lái)的局部破壞效應(yīng)會(huì)大幅降低多胞元芯層的吸能效果，需針對(duì)性協(xié)調(diào)好爆距與胞元構(gòu)型尺寸的關(guān)系，從而更好的發(fā)揮芯層的吸能效果。

圖17 不同爆距下完全充液液艙結(jié)構(gòu)各面板的吸能占比Fig.17 Energy absorption ratio of each panel of the fully liquid-filled cabin under different blast distances

圖18為252 mm爆距下各型部分充液液艙結(jié)構(gòu)各面板的能量吸收占比?？偟膩?lái)看，M-2A型液艙結(jié)構(gòu)的芯層吸能占比最高、后面板的吸能占比最低，結(jié)構(gòu)針對(duì)性防護(hù)效果最好。綜合圖17和圖18，分別比較252 mm爆距下的C-1型和C-2型液艙結(jié)構(gòu)，M-1型和M-2A(B)型液艙結(jié)構(gòu)可以看出：對(duì)于C型液艙結(jié)構(gòu)，部分充液方法強(qiáng)化了結(jié)構(gòu)充液區(qū)域的鼓脹變形效應(yīng)，導(dǎo)致結(jié)構(gòu)下面板的吸能占比得到了提高，上面板的吸能占比則得到了降低，其余面板的吸能占比變化規(guī)律未出現(xiàn)明顯變化。對(duì)于M型液艙結(jié)構(gòu)，在對(duì)結(jié)構(gòu)遠(yuǎn)爆面進(jìn)行部分充液時(shí)(M-2B)，部分內(nèi)凹胞元結(jié)構(gòu)中的水介質(zhì)較早發(fā)生了外泄，芯層的鼓脹變形耗能特性未得到有效發(fā)揮，導(dǎo)致M-2B型結(jié)構(gòu)芯層的吸能占比小于M-1型液艙結(jié)構(gòu)芯層；在對(duì)結(jié)構(gòu)近爆面進(jìn)行部分充液時(shí)(M-2A)，未充液區(qū)域?yàn)槌湟簝?nèi)凹胞元提供了鼓脹變形空間，優(yōu)化了芯層的變形耗能能力，進(jìn)而導(dǎo)致芯層吸能占比得到提高，后面板吸能占比相應(yīng)得到降低。相比于完全充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)(M-1)，對(duì)近爆端進(jìn)行部分充液(M-2A)可以有效降低結(jié)構(gòu)后面板的吸能占比，從而提高結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力；對(duì)遠(yuǎn)爆端進(jìn)行部分充液(M-2B)則會(huì)提高結(jié)構(gòu)后面板的吸能占比，從而對(duì)結(jié)構(gòu)防護(hù)能力帶來(lái)不利影響。

圖18 各型部分充液液艙結(jié)構(gòu)各面板的吸能占比(爆距為252 mm)Fig.18 Energy absorption ratio of each panel of each type of partly liquid-filled cabin (under 252 mm blast distance)

4 結(jié) 論

本文參考常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)提出了內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)，通過(guò)對(duì)完全充液、部分充液兩種情況下常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)、內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)抗爆炸沖擊數(shù)值模擬，比較了各類(lèi)結(jié)構(gòu)的變形形貌、防護(hù)特性和吸能特性，得到了如下的結(jié)論：

(1)在爆炸沖擊載荷作用下，完全充液液艙結(jié)構(gòu)的前、后面板均呈現(xiàn)出與爆轟方向一致的彎曲變形，其余外側(cè)面板受水介質(zhì)擠壓而向結(jié)構(gòu)外部彎曲變形；部分充液液艙結(jié)構(gòu)的主要變形區(qū)域與充液位置有關(guān)。

(2)對(duì)于完全充液液艙結(jié)構(gòu)，在等強(qiáng)度爆炸載荷作用下，內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)后面板的大撓度變形區(qū)域面積和最大變形量均小于常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，內(nèi)凹多胞元芯層可為后面板提供一定保護(hù)。

(3)對(duì)于部分充液液艙結(jié)構(gòu)，在等強(qiáng)度爆炸載荷作用下，在近爆端進(jìn)行部分充液的內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)的后面板最大變形量小于常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，該充液方法帶來(lái)的防護(hù)增益與提高爆距帶來(lái)的效果類(lèi)似；在遠(yuǎn)爆端進(jìn)行部分充液的內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)的后面板最大變形量大于常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，該充液方法會(huì)弱化多胞元構(gòu)型變形優(yōu)勢(shì)從而降低防護(hù)效果。

(4)對(duì)于常規(guī)液艙結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)前、后面板的吸能量占結(jié)構(gòu)總吸能的主要部分；對(duì)于內(nèi)凹多胞元液艙結(jié)構(gòu)，結(jié)構(gòu)前、后面板以及芯層的吸能量占結(jié)構(gòu)總吸能的主要部分。相比于完全充液多胞元液艙結(jié)構(gòu)，在多胞元結(jié)構(gòu)的近爆端進(jìn)行部分充液可以有效降低結(jié)構(gòu)后面板的吸能占比，提高結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力，在遠(yuǎn)爆端進(jìn)行部分充液則會(huì)提高結(jié)構(gòu)后面板的吸能占比，對(duì)結(jié)構(gòu)防護(hù)能力帶來(lái)不利影響。