船舶舷侧结构的抗爆性能研究及优化设计

船舶舷侧结构的抗爆性能研究及优化设计DissertationSubmittedtoShanghaiJiaoUniversityfortheDegreeofMasterResearchandOptimizationofSidewithMechanicalPropertiesofBlast-resistance万方数据万方数据万方数据摘要随着国防科技的快速发展，各种水面作战武器的打击力度及打击精度都大幅提高，打击手段也不断丰富，在一线服役的舰船遭受武器攻击和破坏的风险随之不断升高。为了能够对水下兵器的攻击做出有效的防护，保证水面舰船在受到攻击后仍然保有生命力，各个国家都在积极地开展水下爆炸载荷作用机理、结构在水下爆炸作用下的响应机理以及结构抗冲击性能理论、优化设计等领域的理论及实验研究，并不断探索和提出新型的抗冲击舷侧结构。舰船舷侧结构在遭受水下爆炸载荷作用时，会在很短的时间内发生非常复杂的非线性动态响应，是一个强非线性问题。想要通过数学模型来得到此类复杂问题的解析解是非常困难的，同时，试验研究也受限于其试验本身的不确定性和资金问题，无法大规模应用。在这样的背景之下，本文采用数值仿真试验的方法，既解决了数学模型求解难的问题，也不存在过多资金成本的问题，从爆炸载荷特性、不同形式的舷侧结构对载荷的响应以及舷侧结构的优化设计几个方面入手对水下爆炸载荷下的船舶结构响应以及优化设计进行了研究，并讨论了不同形式结构抗爆性能的差异。本文首先在研究了炸药爆轰理论的基础上，采用库尔半理论半经验公式，模拟了冲击波载荷在舰船舷侧结构上的作用，为计算结构的响应提供了理论基础。在此基础上，本文通过显示非线性有限元求解技术，对结构简化模型的动态响应过程进行了仿真模拟，计算结果给出了结构在冲击波载荷下的加速度、速度、位移等结构响应以及各部分构件的吸能、比吸能水I平等结构性能。同时，本文还从结构抗冲击性能的角度给出了三种具有抗冲击性能的舷侧结构设计，并针对每种设计对上述的动态响应进行了分析和比较。结构的动态响应与结构的设计参数息息相关，结构的板厚布置、结构的形状设计都或许会很大程度地影响到结构的力学性能。为了探究结构中各个参数对结构抗冲击性能的影响，文章引入了试验设计对设计输入参数和结构响应输出的关系进行了研究。同时使用智能优化算法对结文章在优化过程中还引入了近似模型的概念，并以该模型来代替计算成本较高的有限元数值计算过程，很大程度地降低了优化设计方法中多次迭代造成的时间成本。最后，文章给出了一个实际复杂问题的实例，对某舰船的三个舱段PYTHON语言编写可执行ABAQUS型中，分别以舷侧结构的形式和板厚作为设计对象，按照预期性能设定目标函数，进行单目标和多目标的优化，得到了可行的优化设计。关键词：水下爆炸、舷侧结构、抗爆性能、优化设计IIResearchandOptimizationofSidewithMechanicalPropertiesofBlast-resistanceABSTRACTtherapiddevelopmentofdefense-relatedscienceandtechnology,thestrengthandaccuracyofavarietyofsurfacewarfareweaponsaregreatlyimproved,aswellasthemeanstocombat.Consequently,theriskconstantlyincreasesthataservingvesselsuffersfromunderwaterexplosion.Inordertomakeaneffectiveprotectionagainstattackfromunderwaterweapons,ensuringthatthevesselcanstillmaintainvitalityaftertheattack,continuingtoexploreinnovativestructures,countriesallovertheworldareactivelyengagedinresearchesoftheoryandexperienceonmechanismofunderwaterexplosionandstructuralresponseunderunderwaterexplosionandtheoryofblast-resistanceandoptimizationdesign.Sidestructurepresentsverycomplexandnon-lineardynamicresponseinaquiteshortperiodoftime,whichisastronglynon-linearmechanicalproblem.extremelyhardtogetanalyticalsolutionsthroughamathematicalmodelforthiskindofproblems.Meanwhile,theexperimentstudyisalsolimitedandcannotbewidelyusedbecauseoffundingissuesandtheuncertaintyoftheexperiment.Inthiscontext,thisthesisusesnumericalsimulationmethodtoexplorethestructuralresponseandoptimizationunderunderwaterexplosion.Thestudymainlyincludesafewparts:thestudyofcharacteristicsofexplosiveload,thestudyofdynamicresponsesofdifferentsidestructuredesigns,theoptimizationofeachdesignandthedifferencesofblast-resistancebetweenthem.thisthesisgivesabriefintroductionofexplosivedetonationAccordingtotheexplosivedetonationthisthesissimulatestheexplosionloadsonsidestructuresusingsemi-theoreticalsemi-empiricalIIIformulaproposedbyCole.Thispartprovidesatheoreticalbasisforthefollowingcomputingofstructureresponses.Onthisbasis,thethesisusesnon-linearfiniteelementsolvertosimulatethedynamicresponsesofasimplifiedmodel.Thesimulationresultshowsthedynamicresponses,suchasacceleration,velocity,displacementofthestructure,andalsothelevelofenergyabsorptionandspecificenergyabsorption.Besides,fromtheperspectiveoftheblast-resistanceofstructure,thisthesisproposesthreestructuraldesigns.Thedynamicresponsesmentionedaboveareanalyzedandcomparedforeachdesign.Thedynamicresponseiscloselyrelatedtothedesignparameters.Eitherthethicknessarrangementofshellelementsortheshapeofthestructureisofgreatinfluencetothemechanicalproperties.DOE(designofexperiment)isintroducedtoexploretherelationshipamongthevariables.Intelligentoptimizationalgorithmsareusedtooptimizethesizeandshapetogettheoptimalsolutionwhichsatisfiestheconstraints.Also,theconceptofapproximatemodelisintroducedintheoptimizationprocess,whichisusedtoreplacethefiniteelementanalysiswithlittlecomputationalcost.Intheend,thisthesispresentsapracticalexamplewhichismorecomplex.AdetailedthreecabinmodelofvesselisestablishedautomaticallyinABAQUSbyusingPYTHONandparametricmodelingtechniques.Thentakethethicknessandshapeofsidestructureasdesignparameter.Runmulti-objectiveandsingle-objectiveoptimizationforthicknessandshapeoptimizationrespectively.Finally,theoptimalsolutionisobtained.KEYWORDS:underwaterexplosions,sidestructure,blastresistance,optimizationIV目录第一章绪论11.111.231.2.1水下爆炸载荷研究现状31.2.241.2.351.3船舶优化设计需要解决的两个问题61.3.1计算成本较高61.3.2参数化建模较困难61.47第二章92.192.2冲击波及炸药爆轰基本理论102.2.1冲击波理论102.2.2爆轰波的CJ理论122.3水下爆炸载荷的半理论半经验计算方法142.3.1冲击波作用阶段152.3.2气泡脉动阶段172.419第三章船舶舷侧结构抗爆性能研究203.1传统双壳舷侧结构水下爆炸载荷下的响应203.1.1有限元模型概述213.1.2模型响应233.2具有抗冲击性能的舰船舷侧结构设计363.2.1水平分叉型结构373.2.2Y型结构403.2.3半圆型结构44V3.2.4483.352第四章534.1优化设计的基本概念 534.2534.3544.4具有抗冲击性能舰船舷侧结构的优化设计564.4.1尺寸优化574.4.2形状优化614.564第五章655.1655.2船舯三舱段有限元模型 655.3665.3.1优化设计变量675.3.2约束条件695.3.3目标函数705.3.4优化问题的数学描述705.4优化算法与实现途径 705.4.1遗传优化算法715.4.2模型响应预报725.5785.5.1板厚优化785.5.2形状优化805.5.3综合优化805.5.4优化结果对比815.681第六章结束语82参考文献84致 谢88攻读硕士学位期间已发表或录用的论文89VI第一章绪论1.1研究背景和研究目标近年来，我国的领海权益不断遭受一些邻国的侵犯，甚至有部分争端还在不断2003年钓鱼岛海域的撞船事件更让中日关系一度紧绷；与韩国在东海和黄海都存在领海争端，相比于与日本的争端，争议面积还要大2万平方公里；与越南、菲律宾、马来西亚和文莱等国在南沙群岛的领土争端更是可以追溯到十九世纪七十年代，目前被侵占的岛屿多达40多个。作为一个不主张武力解决争端问题的大国，军事力量作为一种震慑力量在掌控领海争端问题的格局上起着至关重要的作用。在军事冲突期间，在一线执行战斗任务的舰队可能会遭到各式各样的水面战斗武器的攻击，其中以反舰导弹、反雷达导弹以及鱼雷为威胁水面舰艇生命力的主要杀伤武器。当受到这些武器攻击的时候，即使结构距离爆炸中心有一定距离，其舰船的结构、设备和人员也可能会承受不同程度不可逆的伤害。特别是近年来，随着科技发展，水下兵器的打击力度、打击精度、打击手段都逐渐强化和丰富，一旦设备或结构遭到破坏，轻则丧失战斗力，重则舰毁人亡。军事力量在面对这些战争中的主要威胁时，作战能力是一方面，更重要的是遭受此类冲击载荷作用时船体的抵抗能力。举一个例子，1982年英国驱逐舰谢菲尔德号在马岛海战中被一枚掠海飞行的导弹击中了舷侧，并因此舰沉大海，而在二战时美国的一艘小排水量舰艇在遭受了日本四颗炸弹和五架装满炸弹的神风飞机击中仍旧顺利返航。由此可见，开展水下爆炸载荷作用机理、结构在水下爆炸作用下的响应机理以及结构抗冲击性能理论、优化设计等领域的理论及实验研究对提高舰船生命力至关重要，具有举足轻重的现实意义和应用价值。水下爆炸是指在水下发生的作用时间极短的，且在极小体积内发生极大能量转化的过程，主要可以分为接触爆炸和非接触爆炸。接触爆炸主要是会造成结构的局部破损，影响舰船生命力，如错误！未找到引用源。所示；非接触爆炸主要是导致结构发生重大变形、各类设备严重及大范围破坏，严重时会产生舰船结构的破坏，1-21第二，冲击所引起的结构位移过大，破坏设备的正常工作环境，导致设备失效；第三，爆炸强度大，致使结构损坏。因此，对结构速度、加速度、结构位移等动态响应特征的研究对于优化舰船的性能和生命力有着十分重要的作用。与此同时，舰船的抗冲击防护和优化研究也是舰船抗冲击性能研究的一个非常重要的内容，它主要涵盖了舰船结构抗爆的防护机理和试验研究以及新型的抗冲击结构研究两个部分。事实证明，吸能效果好、制造工艺简、结构质量轻并且能够满足强度等各方面设计要求的新型结构能够很大程度地提高舰船的抗冲击能力。而如何设计出这样的结构是目前舰船研究的一个热点问题。图1-1水下接触爆炸产生的局部毁伤Figure1-1LocalDamageCausedbyContactExplosion图1-2水下非接触爆炸产生的大面积变形及局部毁伤Figure1-2DeformationandDamageCausedbyNon-contactExplosion2目前对于水下爆炸及对结构作用的方法主要有三种：理论研究、实验研究以及同时，由于水下爆炸冲击波和舰体结构存在耦合且水下爆炸问题自身就存在许多复杂影响因素，企图使用解析法通过建立精确的数学模型来研究此类问题是十分困难的。相反，通过实验法的研究可以获取相对精确可靠的实验数据，但鉴于舰船自身昂贵的造价以及单个样本对于普遍适用性结论极其局限性的贡献，实验法的研究也无法系统进行。不过近几年来，计算机技术有了快速发展，硬件性能也有大幅度的提升，高精度的数值仿真得到了越来越多学者的关注，逐渐成为水下爆炸冲击响应研究的最主要的方法。本文主要针对实际工程问题，综合考虑水下爆炸问题和优化问题。一方面对于舰船舷侧结构在瞬时载荷作用下的响应进行研究，同时对已提出的抗冲击结构进行研究和对比，解决满足强度稳性要求下的船舶抗冲击性能的优化问题；另一方面展开对于舰船舷侧抗冲击结构形状优化的研究，探索新型轻量化的舷侧抗冲击结构，这对于提高舰船的各项性能具有重要意义。1.2国内外研究现状1.2.1水下爆炸载荷研究现状在水下爆炸的理论研究方面，RobertHughCole于1948年出版的《Underwater1941年到1946年间美国的相关研究成果为基础，详细地解释了水下爆炸的基本现象、物理和化学变化特性、水下爆炸载荷的传播过程和分布特点、水下爆炸的试验研究方法以及水下爆炸的破坏过程，除此之外还在理论层面探讨了水下爆炸的机理。B.V.Zamyshlyaev紧接其后，于1973年出版了著作《DynamicLoadsinUnderwaterExplosion》[2,3]，其中Zamyshlyaev推导给出了不同情况水下爆炸的载荷公式。在实验数据缺乏的环境之下，Cole和Zamyshlyaev的半理论半经验公式被沿用至今，仍然是现今理论研究的一个重要基础。与理论并行的试验研究也一直是水下爆炸研究的重要手段，是水下爆炸最直接的数据获取来源，可以获得准确可靠的结果。目前水下爆炸的试验研究方法主要有高速摄影技术和水下爆炸载荷测试技术。高速摄影技术主要用于水下爆炸气泡脉动3过程的研究，AkioKira通过该技术研究了大剂量球形爆炸物水下爆炸的现象以及水下冲击波的传播轨迹[4]；KenjiMurata精确测量了水下爆炸这一现象[5]；H.G.Snay通过高速摄影技术获得了气泡产生以及脉动过程的资料，研究了半无限水介质中水下爆炸的流体力学[6]；John.M.Brett进行了1kg至5kg药当量水下爆炸的高速摄影试验数的研究数据，得到了随装药深度增加，气泡脉动周期、最大半径都呈减小趋势，使用半理论半经验的计算方法得到了冲击波压力随距离变化的公式[1];Slike对深水无限介质中爆炸载荷的分布特性进行了研究[9]；Swisdak研究了装药密度和装药半径对压力变化的影响[10]；钱胜国等人提出了从爆炸能量溢出与爆深的关系修正Cole冲击波压力公式的观点[11]；王中黔等人进行了一系列集中药包水下爆炸的测试，研究了冲击波压力和水深的关系，回归得到10m水深单药包裸露爆炸冲击波压力计算公式[12]。随着计算机技术的迅速发展，水下爆炸载荷的数值研究方法逐渐成为主流的研究方法之一。爆炸力学的问题通常可以采用双曲型偏微分方程组来描述，比普通的流体力学问题和结构动力学问题要复杂许多。为了使数值模拟能够求解此类问题，必须将连续的微分方程组离散，方法主要有有限差分法和有限元法。其中有限元法由于运动方程独立于网格形状以及便于编程计算的特点在水下爆炸载荷的研究中得Klaseboer[14]、鲁传敬[15]、刘榕海[16]等人对气泡的形成和脉动过程进行了数值模拟，研究了该过程气泡半径、脉动周期以及能量变化等动力特性。Chan[17]、Britt[18]、王继海[19]等人对冲击波的产生和传播过程进行了数值模拟，研究了水下爆炸的冲击效应和反射变化。1.2.2水下爆炸载荷作用下的舰船结构动响应研究现状水下爆炸载荷的研究表明，水下爆炸会形成冲击波、气泡脉动和空化效应，作用在结构上的载荷主要包括两个阶段：冲击波载荷和气泡脉动载荷。试验研究领域主要包含了水下爆炸载荷对简单结构的动态响应试验以及对实船动态响应的试验研究。在对简单结构的动态响应试验研究问题上，Rajendran[20,21]、Ramajeyathilagam[22]、Houlston[23,24]、张效慈[25]等人分别就不同强度、不同材料、不4同形状的矩形板、圆柱壳等局部结构进行了系列试验研究，获得了应变、位移等参因此相关资料相对少见，现有的资料包括1992上的六次爆炸试验、意大利对一艘2500吨驱逐舰的实船爆炸试验以及国内对某舰船的非接触爆炸试验，获取的数据结果主要包括加筋板在载荷作用下的动态响应分布情况、舰船在震荡效应下的振型和频率以及爆炸对于总纵强度和局部强度的影响。和水下爆炸载荷的研究相同，数值模拟在结构响应的研究中也占有非常重要的位置。水下爆炸对于结构局部的作用往往可以反映爆炸载荷对结构响应的本质，而舰船水下的结构大都可以看作是板梁组合的结构，因此在数值模拟方法的研究中许多都是针对板梁结构的。其中Ramajeyathilagam对于矩形板在不同药当量、不同距离下的瞬态非线性动力响应进行了模拟，并与实验研究结果较为吻合[22]；Rajendran在模拟结果的基础上利用半解析的方法回归了矩形板[20]和圆柱壳[21]的应变分布函数；吴有生等人考虑了发生大变形时的应变关系和中面力的影响，用能量法提出了适用非接触爆炸的单向加筋的板架塑性变形的能量公式[26]。与此同时，也有不少学者也引入了具体的船舶结构进行研究，姚熊亮研究了双层壳结构在冲击载荷下动态响应的分布情况[27]；陈永念使用流固耦合的方法得到了舰船各个部分在载荷作用下的吸能贡献[28]；马欣等人研究了双层底结构单元的抗冲击性能[29]。1.2.3舰船抗冲击结构优化设计研究现状船体结构是舰船生命力的基础，更安全的整船结构设计以及船体局部抗冲击结构的布置都将非常有效地提高舰船的生命力。在越来越强大的水中武器攻击之下，研究和采用新型抗冲击的结构形式已经成为舰船研究的一个热点。当下，各国的研究机构都在提高舰船结构及设备的抗冲击性能上加大研究力度。在单舷侧船体的抗冲击结构的研究上，KitamuraO提出了骨架板和波纹板的设计，并进行了模型试验[30]；Santosa研究了比强度大、比刚度大、比吸能大的蜂窝夹层板结构[31]；LeeJW和PetershagenH提出了NOAHS和NOAHSⅡ两种新式双壳设计[32]；Niessen提出了双层隔壁以及箱式纵桁的结构设计[33]；Guruprasad研究了一种用于吸能的牺牲覆层结构，该结构用具有比强度大、比刚度大、比吸能大的优点[34]；国内，王自力[35]、张延昌[36]、赵桂平[37]等人研究了夹层板在防护结构中的应用；姚熊亮设计了Y型夹层板吸能结构形式[38]，胡志强等人对Y型结构的耐撞性进行了研究[39,40]；蔺晓红等5人对不同形式的吸能结构进行了对比[41]；王自力、顾永宁、姜金辉等人还提出了多种耐撞单壳、双壳结构[42,43,44]。1.3船舶优化设计需要解决的两个问题1.3.1计算成本较高优化设计方法是一种以迭代计算作为寻找最优设计的数学方法，在船舶领域中的应用主要依靠计算机仿真技术和最优化数值方法两个部分。前者对于船舶类的大型复杂结构设计，即便计算机技术发展相当迅猛，但对于大型结构，特别是复杂结构来说，随着模型的增大以及单元网格的加密，应用有限元法或计算流体力学等数值计算方法在仿真过程就需要花费相当的时间成本，再加上后者寻优所需的迭代过程会随着设计变量、约束条件的增多以及随着问题的非线性增强大幅增加，无疑时间成本将是非常巨大的。同时，考虑到现今学科的交融，多目标和多学科的综合优化问题更将放大这一问题。针对这一问题，主要的解决办法有两种，一种是进行模型简化，将有限元模型通过各种力学分析进行简化，然后尽量使用较少、较规则的结构化单元；另一种是进行结构分解，按照结构部位将船舶划分为多个模块，各个模块在分析、计算和优化过程中相互独立，这样一来分析的时间就会大大减小。1.3.2参数化建模较困难优化设计方法是一种基于计算机技术和优化算法的反复迭代过程，在每一次的迭代过程中，结构的参数甚至是模型的形状都需要做出相应调整，若在这个过程中全部采用人工操作，不仅效率低下，而且容易出现细节上的错误。因此，寻优迭代过程中建模、有限元分析和结果判断等工作最好可以由计算机自动化实现，避免人为的干预。目前，有限元计算分析与数值判断的工作已有成熟的仿真计算软件（例如Abaqus、Nastran、Ansys和Fluent等）和优化平台（例如Optistruct、iSIGHT等）来实现，然而对于自动花建模这一问题，在优化中还是一个难点。不过，现今主要的几款数值仿真软件的前处理工具均具有强大的编程功能，如Abaqus的Python语言，Patran的PCL语言以及Ansys的APDL语言等，都为用户提供了使用程序与软件交互的平台，这就为优化过程中的参数化建模提供了一个便6利条件。1.4本文的主要研究内容水下爆炸的过程非常复杂，它与炸药的类型、药量的多少、爆距的大小、水下的环境等都有着非常紧密的联系。在研究水下爆炸载荷的形成时，通常简化为三个阶段：炸药的爆轰阶段、冲击波的产生和传播阶段、气泡的形成和脉动阶段。舰船承受水下爆炸攻击时，结构在极短的时间内遭受巨大冲击载荷作用，会出现非常复杂的非线性动态响应过程，属于大变形问题，具有很强的非线性。因此，进行舰船在承受水下爆炸载荷时的抗冲击性能的研究必须从炸药爆炸和以及结构非线性响应两个方向入手。本文从这两个方面着手进行舰船抗冲击舷侧的研究。具体的研究思路为：水下爆炸理论及数值模拟方法研究、水面舰船结构在水下爆炸载荷冲击下的动态响应研究、舰船新型抗冲击结构方案设计、抗冲击结构优化设计研究。各章节介绍的内容主要包括：第二章主要对水下爆炸载荷的基本理论和数值模拟方法进行了研究。该章节根据炸药爆轰理论、冲击波理论以及气泡动力学理论模拟了水下爆炸载荷对于结构的ABAQUS对于水下爆炸载荷进行了数值模拟。载荷主要分为两个部分施加的结构上，首先作用在结构上的是炸药爆轰产生的冲击波载荷，随后是由气泡脉动产生的射流载荷。第三章主要对水面舰船在水下爆炸载荷冲击下的动态响应进行了数值模拟。提取了受冲击局部结构的位移、速度、加速度等典型响应特征，分析了爆距对舷侧结构冲击响应的影响。同时，对舷侧各部分结构塑性变形能量吸收特点进行了研究，在结构变形吸能理论的基础上，对当前提出的几种抗冲击的吸能结构设计进行了研究。通过有限元进行数值模拟，对比了传统结构形式和新型抗冲击结构形式的动态响应特征以及吸能特点，比较了几种结构形式的抗冲击效果。第四章主要对传统舷侧结构形式以及几种新型抗冲击舷侧结构形式进行尺寸优化和形状优化。对比其优化后在结构动态响应和吸能水平上的变化，归纳总结几种抗冲击结构形式最优解的材料分布规律。第五章主要介绍Y型舷侧吸能结构在舰船舷侧上的应用以及考虑到舰船对轻量ABAQUS大型非线性有限元软件中建立船体三舱段有限元模型，在建模过程中引入参数化建模技术实现建模自动化；使用7ABAQUS/EXPLICIT求解器进行非线性有限元分析；在优化流程中引入试验设计和近似模型进行响应的预报，并在此基础上通过优化算法进行优化，改变了板厚的布置以及Y型构件的形状，实现船体轻量化及抗爆性能的双向提升。8第二章水下爆炸载荷及计算方法研究2.1引言水下爆炸载荷作为舰船设备与结构冲击动态响应计算的输入条件，是舰船设备冲击环境与舰船结构抗冲击性能研究的重要前提和基础，为准确描述舰船设备与舰船结构在水下爆炸载荷作用时的力学行为与力学性能，首先要对水下爆炸载荷进行细致的研究。水下爆炸是指在极短的时间内，在水下的极小体积或面积内发生极大能量转换的过程。这个过程中包含了极其复杂的物理现象和化学变化，在研究水下爆炸时，往往将其全过程划分为三个阶段：第一个阶段为装药爆轰阶段；第二个阶段为冲击波产生和传播阶段；第三个阶段为气泡形成和脉动阶段。装药的爆轰的阶段是一个化学反应传输的过程，它伴随着快速能量释放，化学能迅速转变为其他形式能。这个阶段主要涵盖了化学反应动力学过程以及流体力学运动过程，此二者相互耦合，相互作用，相互影响。当炸药在水介质中爆炸时，爆炸产物迅速向周围运动。包裹密度、压力骤然升高，形成了初始的冲击波。在冲击波沿介质传播开之后，爆炸产物仍然在水下以气泡的形式存在着，并伴随着反复的膨胀与压缩，产生附加的气泡脉动压力，在一次爆炸中，这种气泡脉动可以多达十几次。通常，在水下爆炸的过程中，冲击波的压力峰值很大，但持续的时间较短，一般情况下在几十到数百毫秒的量级，因而容易造成舰船及水下结构的局部变形；相较于冲击波阶段，气泡脉动阶段压力的峰值较低，但持续的时间相对较长，这个阶段的爆炸载荷容易使结构发生共振，造成总体结构的损伤。由于水下爆炸这一过程涉及了复杂的物理化学变化，因此对其进行详尽的理论研究或是通过建立数学模型的方式获取解析解基本是不可能的。除去这个部分，目前主要在进行水下爆炸研究的方法有三种：试验研究法、半理论半经验计算法以及计算机数值模拟方法。水下爆炸试验是对水下爆炸现象的动态变化过程最直接、最全面、最完整、最准确的记录，通过水下爆炸试验可以获得水下爆炸载荷分布和变化的特点，但由于试验受水下各种环境因素的影响，单一或者个别的水下爆炸试验9研究很难对结论进行有力的佐证，而该项试验极其昂贵，又无法经常性地采用，因此始终缺乏此类研究的成果。在1948年美国学者Cole总结了相关的研究成果提出了Cole半理论半经验公式，该公式反映了水下爆炸载荷分布的特点及随时间变化的规律，便于使用且具有较好的计算精度，时至今日仍被理论学者广泛使用，但是该公式仍具有一定局限性，它只能获得水下爆炸时水中各点的载荷分布情况，而无法近年来，随着计算机仿真技术的迅速发展以及计算机硬件水平的不断提高，通过数值模拟的方法对水下爆炸过程进行仿真成为了可能，通过非线性有限元的技术进行数值模拟得到的结果相对全面也较为精确，已经成为国际上水下爆炸载荷以及舰船结构响应研究的主要方法。在本章节中，主要介绍了炸药爆轰理论以及冲击波基本理论，较为全面地阐述了水下爆炸的过程和载荷分布的特点，为后面在结构上施加水下爆炸载荷做了一个很好的铺垫。2.2冲击波及炸药爆轰基本理论2.2.1冲击波理论当在流体中形成压缩波时，其波阵面后的扰动比波阵面前的扰动传播更快，这些扰动会在波头处堆积。流体介质从未被扰动的状态到被压缩状态的变化是在很薄的区域内发生的，而且几乎是在瞬时间完成的，因此在许多情况下会采用间断模型描述这个物理过程，这里的间断就是冲击波。基于连续假定的流体力学方程组在冲击波两侧的连续流动区域仍然适用，但在冲击波波头处不再适用，因此在考虑这一问题时，要以冲击波上的量作为边界条件。冲击波前的原始爆炸物与其后方的爆轰P和比体积V变化的化学反应进程变量是一个包含很多分量的矢量，其中的每一个分量都代表某一反应道的反应进程变量。同时，将冲击波视作一个强间断面的假设可以避免复杂的化学反应过程，用来表征化学反应进行的程度，对原始爆炸物有0，对爆轰产物有1。即只涉及0与1这两个状态的物质的能量关系，而与处在01过程的物质行10为无关。令比热力学能e的函数为e(P,V,)，那么e(0)(P,V)e(P,V,

(2-1)(P,V)e(P,V

(2-2)在考虑间断条件时，由质量守恒、动量守恒和能量守恒三大守恒定律可以推导出冲击波两侧各个物理量的相互关系。如果用下标0表示冲击波前方的物理量，用下标j表示冲击波后方的各物理量，那么可以得到冲击波的三个基本关系式：质量守恒关系：单位时间内流入单位波面的质量与流出单位波面的质量守恒。0)juj)

(2-3)动量守恒关系：单位时间内动量的变化等于单位面积上的作用力。0u0uj)

(2-4)能量守恒关系：单位时间单位面积上的能量变化等于单位面积力做的功。m(IjI0)Pjuj

(2-5)式中为物质密度，P为压力，u为质点速度，vw为冲击波波速，I为单位时间单位质量物质的总内能。引入物质的比体积V1，式(2-4)可以写作：0 j20 j

u)2

2(v

u)2PP

(v

u)2(v

u)20w 0jw jm2

V)

(2-6)j 0 jw j

0w 0

0 j式(2-6)即为Rayleighvw和波阵面一侧的状态已知时，另一侧的PV关系是线性的。根据式(2-5)还可以推知：(P,V)e(0)(P,V)1(PP)(v

v)

(2-7)2 j 0 0 j式(2-7)被称为冲击波的Hugoniot曲线。同时，在介质的状态方程给出的条件下，只要已知波后密度、速度、压力和波速四个物理量中的一个，就可以根据冲击波的关系求出其他三个。2.2.2爆轰波的CJ理论爆轰波是一种沿爆炸物传播的强冲击波。当爆炸物受到强烈的冲击作用时，会立即发生高速化学反应，形成高温、高压的爆轰产物并在此过程中放出大量热能，这些能量又被用来支持爆轰波对下一层爆炸物进行冲击压缩。最初对于爆轰波的研究始于1881年Berthelot和对于气相爆炸物的观察。19世纪末20世纪初，Chapman和Jouguet论，简称为爆轰波的CJ理论。该理论中有几个假设：第一，把爆轰波视为一个强间断面；第二，爆轰波通过后化学反应瞬间完成并放出化学反应热，反应产物处于热化学平衡及热力学平衡状态；第三，流动是一维的，不考虑热传导、热辐射以及粘滞摩擦等耗散效应；第四，爆轰波阵面传播过程是定常的。CJ理论将爆轰波视为带有化学反应的冲击波，它的波阵面是由处于前沿的冲击波波阵面与其后的高速化学反应区构成的，它将未爆轰的原始爆炸物与爆轰终了的爆轰产物分隔开来。冲击波波阵面的前端是原始爆炸物，高速化学反应区的末端平面，也就是CJ平面之后，为化学反应过程基本完成后形成的爆轰产物，也就是说CJ2-1所示。图2-1爆轰波波阵面示意图Figure2-1SchematicDiagramofDetonationFront爆轰波与冲击波类似，在其波阵面上仍然满足质量守恒、动量守恒以及能量守恒。设爆轰波传播速度为vwvwu0的速vwuj的速度流出，如果以下标0表示波阵面前原始爆炸物的参j12质量守恒关系：单位时间内流入单位波阵面的质量与流出单位波阵面的质量守恒。0)juj)

(2-8)动量守恒关系：单位时间内作用在介质上的冲量与其动量的改变守恒。uj)u0)juj)

2(vu)2

0(vwu0uj)

(2-9)00w 0(v

u)I

P(v

u)1(v

u)(v

u)20w 00 0w

0 2w

0 w 0

(2-10)(v

u)I

P(v

u)1(v

u)(v

u)2jw j j jw j两边同时除以质量m，即：

2w j w jIPV

1(v

u)2I

PV

1(v

u)2

其中：

0 00 2w 0

j jj

2w j(0) (0)IjI0(e

(P,V)Qj)(e

(P,V))(e

(P,V)e

(P,V))

(2-12)V1上面式中为物质密度，P为压力，u为质点速度，vw为爆轰波波速， 为比体积，Ie根据式(2-8)和式(2-9)可以得到：vwu0Vj

(2-13)uju0Vj)Vj

(2-14)当u00时，式(2-10)和式(2-11)可以写作：vwVj

(2-15)ujVj)Vj

(2-16)13根据式(2-10)、式(2-15)和式(2-16)可以推导出：(P,V)e(0)(P,V)1(PP)(v

v)Q

(2-17)2 j 0 0 j 0式(2-14)即为爆轰波传播的Rayleigh线，式(2-17)为爆轰波的Hugoniot方程，也称为放热的Hugoniot方程。Chapman首先提出，稳定爆轰的状态对应于Rayleigh线和Hugoniot曲线的相切点处，随后Jouguet进一步阐明爆轰波相对波后产物的传播速度与声速相同，即：vwujc

(2-18)式(2-18)即为爆轰波稳定传播的CJ条件。由该式可知，爆轰波波阵面后方的稀疏波不会传入爆轰反应区之中，因此反应区域内所释放的能量不会发生损失，全部将会用来支持爆轰波的定常传播。2.3水下爆炸载荷的半理论半经验计算方法自从二次世界大战以来，人们就逐渐重视起对水下爆炸的研究。比较早期的研究成果是1948年美国学者Cole出版的《Underwater1941年到1946年间美国的相关研究成果为基础，详细地解释了水下爆炸的基本现象、物理和化学变化特性、水下爆炸载荷的传播过程和分布特点、水下爆炸的试验研究方法以及水下爆炸的破坏过程，除此之外还在理论层面探讨了水下爆炸的机理。根据大量水下爆炸载荷的测试结果可以发现，水下爆炸过程尽管十分复杂，但依然存在许多共性特征：首先，炸药在水下发生爆轰时，周围水介质上的压力变化具有突跃性。即爆炸中心的压力在爆炸发生的瞬间就会增大到峰值，形成冲击波的波前，以数倍于声速的速度沿径向传播。随后冲击波强度会迅速衰减，大致按照指数规律下降，距离爆炸中心越远，冲击波载荷越小。第二，距离爆炸中心较近的区域波阵面的最大压力下降很快，而较远的区域较缓，接近于线性变化，波形也不断地拉宽。第三，初始阶段的冲击波，波阵面上的压力可高达1.01011Pa，传播速度可达2.0107Pa接近声速，其压力变化特征可以近似地按照声学传播规律计算。14最后，气泡脉动载荷的峰值越为冲击波峰值压力的百分之十到百分之二十，但其持续时间较冲击波长。虽然峰值与持续时间不尽相同，但此二者冲量相近，因此绝不能够忽视气泡脉动阶段载荷的破坏作用。2.3.1冲击波作用阶段基于这些共性特征的存在，Cole的《水下爆炸》中介绍了三种理论：基尔克乌特-别泽(Kirkwood-Beth)传播理论、基尔克乌特-布林克里(Kirkwood-Brinkley)传播理理根据完全不同，并且在做数值计算时采用的炸药填充密度和爆炸热不同，无法进行几种理论相对精度和主要限制等因素的直接比较。相对于几种冲击波的理论而言，工程上，人们更倾向于使用由相似理论得到的经验公式。Cole给出的冲击波压力计算公式使用指数衰减的曲线描述冲击波压力，其结果与基尔克乌特-布林克里理论的计算结果以及试验数据样本都吻合得较好，是世界公认的计算冲击波压力的经典公式，表达式如式(2-19)所示。te

(0t) (2-19)式中，是冲击波波阵面上的最大压力(MPa)，最大压力和时间常数同装药质量W(kg)以及监测点与炸药中心的距离R(m)有关，可以由式(2-20)和式(2-21)计算得到。PW

13

(2-20)m R 1WW3

13

103

(2-21)R 式中，W为装药质量(kg)，R为监测点与炸药中心的距离(m)，即爆距。公式中的参数、与炸药的属性有关，取值如表2-1所示。15表2-1几种炸药在冲击波公式中的试验参数 C-48.11.060.027-0.13TNT84-0.23PBXW-11510-0.21装药类型 根据表2-1给出的参数可知，在无限深的自由流场中，TNT球形炸药水下爆炸生成的冲击波在水中传播时，波阵面上的最大压力和时间常数分别如式(2-22)和式(2-23)所示：11.131W 3W 53.3R

(2-22) 1W0.084W3131

103

(2-23)R 作用时间等因素相关，其作用幅值随距作用时间增大而减小，呈指数衰减趋势，示意图如图2-2所示。图2-2冲击波载荷随时间变化曲线16Figure2-2LoadCurveofShock但当爆距足够大时，水中的冲击波压力峰值很小，当冲击波峰值压力小于2107Pa时，冲击波峰值随着距离呈线性衰减的趋势。PP R'm 0P'P R

(2-24)m 0m式中，和P'分别是与爆炸中心距离Rm

和R'处的冲击波最大压力，是该处的静水压力。2.3.2气泡脉动阶段当冲击波离去之后，爆炸产物在水中仍然以气泡的形式存在着并且继续膨胀，由于包裹周围的水体介质存在惯性运动，气泡即使在压力降到与周围环境的静压相同时也不会停止膨胀，也就是产生了所谓的过度膨胀，直至达到脉动过程中的最大半径。此时，气泡内的气体压力已经低于周围环境水体介质的静压力，因而周围的水体开始反向运动，沿径向向中心压缩气泡。同过度膨胀的过程一样，在水体介质的惯性运动作用之下，气泡会在这个过程中被过度压缩，气泡内的压力又高于周围环境水体的静压力，一直到气泡内气体的弹性阻止气泡继续压缩而达到新的平衡，至此完成了气泡脉动的第一个循环。由于气泡压力大于周围环境的静压，上述的气泡膨胀和压缩的过程将会反复持续地循环，这个炸药水下爆炸后产生的气泡反复膨几乎是爆炸总能量的一半左右，这个能量会随着热传递和激波效应不断减小，因此气泡脉动的幅值也会不断减小。气泡脉动阶段气泡的变化过程如图2-3所示。17图2-3气泡脉动过程示意图Figure2-3SchematicDiagramofBubblePulsation气泡脉动的周期可以根据式(2-25)计算：1H35H356

(2-25)式中，T为气泡脉动的周期(s)，H为水下药包的爆炸深度(m)。在大多数的情况下，气泡在脉动过程中无法维持球状。当气泡位于结构表面附近发生压缩时，结构表面会对气泡产生强烈的吸引作用。因此在压缩过程中气泡的变形会使远离结构表面一段的气泡周围的水介质发生运动，形成一股速度极高的射其过程如图2-4所示。18图2-4结构表面附近气泡射流的形成过程Figure2-4TheFormationofBubbleJetintheVicinityofARigidBoundary2.4本章小结分别从质量守恒、动量守恒和能量守恒几个基本关系式推导出了冲击波各个影响因素间的等式关系，给出了冲击波的Reyleigh线和Hugoniot曲线；利用相似性的理论再次阐述了爆轰波的特点及传播过程，介绍了爆轰波的CJ理论；在此基础上介绍了水下爆炸的两个主要阶段，给出了Cole提出的半理论半经验计算公式，为使用有限元程序模拟水下爆炸载荷对结构作用提供了可靠的理论基础。19第三章船舶舷侧结构抗爆性能研究对于船体结构来说，舷侧是最薄弱的部分，它承受着剪力、扭矩以及局部载荷等。特别是单舷侧的结构，根据IACS的《正式安全评估规程》中的部分统计数据，外板破损在船舶事故中占有很大比例。在对散货船的统计中，由于船体破损而造成的沉没和灭失事故中，有63%是由于舷侧的板破损造成的。因此为增大船舶安全航行的可靠性，有学者提出了双壳式的舷侧结构。此种结构即使在发生外壳破裂的情况下，内壳仍然可以抵挡倒灌的海水，同时增加了船体梁的剪切刚度，减小了舷侧结构的失效概率，还为施工、检测、维修等人工作业提供了人员通道。虽然在船舶重量上有所增加，但出于安全性等各方面的考量，水面舰船也借鉴了这一双壳式的舷侧结构。本章使用有限元方法对传统的在两层舷侧板间布置水平隔板的结构以及几种布置新型抗冲击隔板的舷侧结构做了对比，研究隔板形式对于舰船舷侧抗冲击性能的影响。3.1传统双壳舷侧结构水下爆炸载荷下的响应传统的双舷侧结构采用在内外舷侧板间使用水平的横隔板相连的形式，这种形式能够简单有效地提供内外舷侧板之间的支撑，同时结构工艺简单容易实现，耗材较少经济适用。在考虑双壳结构的舷侧部分遭受爆炸载荷作用的问题时，由于船身大部分区域不会发生塑性变形，其主要的作用是作为碰撞区域可变形结构的边界，并不是计算中关注的要点，同时，还会由于其本身结构的庞大和繁琐带来非常大的人工成本和计算机工作量，因此，在研究过程中，可以仅对承受冲击载荷的舷侧部位建立详细的有限元模型，并采用合适的边界条件来模拟庞大的舱段部分对舷侧结构的影响。这样的模型简化处理既能够保证模型的计算精度又能够提高计算效率。在双舷侧船舶的舷侧结构中，其构成部分主要包括了舷侧内板、舷侧外板、肋板以及连接舷侧内外两板的纵向构件横隔板。在对爆炸响应的研究中，主要讨论沿纵向布置的横隔板的形式对于舷侧结构吸能水平的影响。203.1.1有限元模型概述在对局部舷侧结构的研究中，本文采用某舰船的舷侧结构布置形式，假定不考9m6m1m的区块作为研究区域进行建模。模型的X向沿船宽方向，Y向沿船体的型深方向，Z向沿船长方向。内外两舷侧间距为处布置位置处沿船长布置水平横隔板。具体布置如图3-1所示（图中未显示Z=9m图3-1传统双壳舷侧结构布置示意图Figure3-1SchematicDiagramofTraditionalSideStructureDesign材料的本构模型为理想弹塑性模型，杨氏模量E为210GPa，屈服应力y为355MPa，泊松比为0.3。结构各部分的板厚布置如表3-1所示，结构总体积为1.926m3。21表3-1传统双壳舷侧结构各部分构件板厚布置Table3-1ThicknesslayoutofTraditionalsidestructuredesign构件名称板材厚度t(mm)结构体积V（m3）舷侧外板120.648肋板80.288水平横隔板100.450舷侧内板100.540结构载荷为500kgTNT距船体舷侧外板10m爆炸的冲击波载荷。冲击波载荷是根据Cole在《水下爆炸》一书中给出的指数衰减的冲击波压力计算经验公式计算得来的，公式中参数的选取有赖于炸药的类型，对于TNT炸药来讲，在无限深的自由流场中冲击波载荷的计算公式如式(3-1)-界条件。载荷及边界条件如图3-1所示。P53.3W131

106

(3-1)m R 1WW3131

103

(3-2)R t tP41106et

(3-3)图3-2有限元模型载荷及边界条件示意图22Figure3-2LoadsandBoundaryConditionsofFEModel在对结构进行网格划分时，结构网格撒种密度约为0.3m，均采用四边形结构化网格。结构含节点2215个，单元2448个，单元类型为S4R。在进行有限元分析时选用ABAQUS/EXPLICIT求解器进行显示动力分析，计算时长为0.03s。3.1.2模型响应对于承受爆炸载荷的结构，往往在结构受爆的局部会在很短的时间内产生很大的变形，同时在作用点上会作用非常大的加速度。对于吸能水平的研究我们关注的主要有五个方面：(1)舷侧外板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应；(2)舷侧内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应；(3)结构的整体变形情况及最大形变；(4)结构各部分的吸能贡献；1、舷侧外板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应舷侧外板在承受爆炸载荷时作为船体结构最外层的结构，首先受到冲击波载荷的冲击。外板对于载荷的响应直接影响到之后载荷在舷侧结构中的传递，因此选取舷侧外板受爆中心处的节点，研究其加速度、速度和位移的响应。舷侧外板受爆中心点处三个方向上加速度响应的时历曲线如图3-3-图3-5所示。23图3-3舷侧外板中心点处X方向加速度响应时历曲线Figure3-3X-directionAccelerationoftheCentralNodeonOuterShell图3-4舷侧外板中心点处Y方向加速度响应时历曲线Figure3-4AccelerationoftheCentralNodeonOuterShell24图3-5舷侧外板中心点处Z方向加速度响应时历曲线Figure3-5Z-directionAccelerationoftheCentralNodeonOuterShell从上面三幅图中可以看到，在受冲击方向的加速度峰值最大，在冲击波载荷作用万分之一秒内加速度就达到了260000m/s2以上，但在不到万分之五秒内，加速度就变为0，并开始震荡。在Y方向和Z方向上，加速度的响应较X方向滞后，分别在0.01s左右才开始出现较明显的加速度响应，这主要是由于外板在经受横向载荷后发生变形所导致的另外两向的节点加速度，因此较X向的响应略微滞后。舷侧外板受爆中心点处三个方向上速度响应的时历曲线如图3-6-图3-8所示。图3-6舷侧外板中心点处X方向速度响应时历曲线25Figure3-6X-directionoftheCentralNodeonOuterShell图3-7舷侧外板中心点处Y方向速度响应时历曲线Figure3-7oftheCentralNodeonOuterShell图3-8舷侧外板中心点处Z方向速度响应时历曲线Figure3-8Z-directionoftheCentralNodeonOuterShell26对比上面三条时历曲线可以发现，节点在X方向的速度在千分之一秒内就达到最大值96.46m/s，但同样，速度曲线在达到峰值后也迅速衰减，之后在0上下波动，但相对峰值波动较小。其余两个方向的速度在0.01s很小，基本可以忽略。舷侧外板受爆中心点处三个方向上位移响应的时历曲线如图3-9-图所示。图3-9舷侧外板中心点处X方向位移响应时历曲线Figure3-9X-directionDisplacementoftheCentralNodeonOuterShell27图3-10舷侧外板中心点处Y方向位移响应时历曲线Figure3-10DisplacementoftheCentralNodeonOuterShell图3-11舷侧外板中心点处Z方向位移响应时历曲线Figure3-11Z-directionDisplacementoftheCentralNodeonOuterShell通过观察上面三条位移时历曲线可以发现，位移从开始到0.006s都是单调递增28的，在0.006161s时达到最大值0.307m，之后发生小幅回落，维持在0.29m左右。说明舷侧外板在这个变形过程中主要发生了塑性变形。其余两个方向位移极小，可以忽略不计，不予考虑。2、舷侧内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应舷侧内板相对于外板来说，除了提供船体梁刚度的贡献之外，在双壳结构中主要起到了一个安全裕度的储备作用。当外板失效时，内板仍能保证船舱内不进水，保证船体安全。因此，对于具有抗冲击的船舶舷侧的设计来说，在遭受冲击波载荷作用时，外板会作为主要承受载荷的构件，使得内板尽可能小地变形，即使外板因冲击而破损，内板也不至于因为变形过大而造成船体稳性的丧失。X方向的响应，因此，在研究内板受爆中心点处的各个响应时，仅考虑X方向。舷侧内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应如图3-12-图3-14所示，图中同时给出舷侧外板受爆中心点处的曲线以便对比。图3-12舷侧内板/外板中心点处X方向加速度响应时历曲线Figure3-12X-directionAccelerationoftheCentralNodeonOuter/InnerShell29图3-13舷侧内板/外板中心点处X方向速度响应时历曲线Figure3-13X-directionoftheCentralNodeonOuter/InnerShell图3-14舷侧内板/外板中心点处X方向位移响应时历曲线Figure3-14X-directionDisplacementoftheCentralNodeonOuter/InnerShell在加速度的时历曲线中可以看出，在冲击波作用初期，内外两板上中心处节点的加速度响应是有很大差别的，外板处在初始时刻便出现峰值，内板中心处加速度30峰值出现在0.0005s后，而这两者在数值上也差了4.3倍。速度时历曲线上，两板中心点处的速度在0.0035s为外板的2/3，达到峰值的过程也较缓。从位移的时历曲线上看，二者的变形相差有0.1m。从上面几个方面的对比可以看出内板在外板的保护之下，对于冲击载荷的响应较外板小，但其受保护的程度除了与外板相关，还与布置在两壳间的隔板与肋板有很大的关系。3、结构的整体变形情况及最大形变船舶舷侧在承受冲击波载荷作用时，载荷在结构上的作用事实上是一个动态的过程。对于双舷侧结构来说，内外两层壳体被支撑的肋板及隔板分隔成了许多箱型的空间。当载荷作用与舷侧外板时，结构的响应过程如图3-15-图3-21所示。图3-150.000307s时刻结构应力分布图Figure3-15StressContours(t=0.307ms)31图3-160.000919s时刻结构应力分布图Figure3-16StressContours(t=0.919ms)0.307ms

图3-170.003033s时刻结构应力分布图Figure3-17StressContours(t=3.033ms)32图3-180.003775s时刻结构应力分布图Figure3-18StressContours(t=3.775ms)图3-190.005586s时刻结构应力分布图Figure3-19StressContours(t=5.586ms)33图3-200.020117s时刻结构应力分布图Figure3-20StressContours(t=20.117ms)图3-210.03s时刻结构应力分布图Figure3-21StressContours(t=30ms)通过对于结构经受爆炸冲击波载荷作用过程的观察可以发现，载荷作用初期结构上响应的变化是最剧烈的，应力的分布也变化得最快。当冲击载荷最初作用在结34构上时，支撑构件是最早出现屈服的地方。随后，依次是舷侧外板、舷侧内板。随着时间的累积，载荷作用的区域逐渐沿十字向四周散去，然后又返回中心，如此循环往复。不过在这个波传播的过程中不难发现应力在Y方向，也就是短边上变化得较长边上快，这是由于短边的支撑刚度较大的原因。到0.02s在整个过程中，舷侧外板的最大变形为0.5115m，舷侧内板的最大变形为0.2057m。4、结构各部分的吸能贡献对于一个抗冲击问题的研究来讲，仅研究结构在爆炸载荷下的动态响应是不足够的，还需要对于结构的吸能水平进行研究。本文对组成舷侧结构的四个部分的吸能情况作了分析，分别提取了时间历程内舷侧外板、舷侧内板、水平横隔板以及肋板的单元塑性变形能以及单元动能。其具体情况如表3-2所示。表3-2舷侧各个部分的吸能水平及吸能贡献Table3-2Energyabsorptionlevelofeachpartofsidestructure舷侧组成部分结构塑性变形能(108J)结构动能(106J)结构内能(108J)吸能贡献(%)舷侧整体结构11.44221.58511.659100舷侧外板7.1599.5987.25562.23舷侧内板0.5955.8680.6545.60水平横隔板2.4753.3272.50921.52肋板1.2132.7921.24110.65根据表3-2给出的结果不难看出，在冲击波载荷作用下，外板是最主要的吸能21.52%；再次是肋板，吸能贡献10.65%；最后是舷侧内板，其吸能水平仅为舷侧结构吸能水平的5.6%。这也充分说明了内板在抗冲击的结构中得到了充分的保护。5、结构的比吸能对于一个船舶结构而言，单纯的比较吸能的水平并不一定能得到工程期望的结果。因为在一定范围内，吸能的水平很大程度上与板材选取的厚度成正比，然后船35舶结构作为一种水面结构，对于质量始终是有要求的，并且耗材的多少直接决定了工程的造价，这在实际生产过程中是非常现实也是决定性的一个因素。特别是对于因此在抗冲击的结构研究中，提出了比吸能的概念，即结构单位体积内能量的吸收水平，其表达式如式(3-4)所示。/V

(3-4)式中，为比吸能，单位为J/m3；为结构的吸能水平，单位为J；V为结构体积，单位为m3。对于本文中沿舷侧纵向布置水平横隔板的传统双舷侧结构模型来说，其各部分结构的比吸能如表3-3所示。表3-3舷侧结构各部分构件的比吸能Table3-3Specificenergyabsorptionofeachpartofsidestructure构件名称结构吸能水平（108J）结构体积V（m3）结构比吸能（108J/m3）舷侧整体结构11.6591.9266.053舷侧外板7.2550.64811.196肋板1.2410.2884.309水平横隔板2.5090.4505.575舷侧内板0.65380.5401.2113.2具有抗冲击性能的舰船舷侧结构设计对于具有抗冲击性能的舷侧结构，以往学者也有过一些研究。从单舷侧结构的波纹板、骨架板以及各种夹层板的提出，到双舷侧结构的半圆结构、Y型结构、内36外肋骨交叉布置的NOAHS设计、加装吸能圆管的NOAHSⅡ设计、以及组合多种吸能结构形式的新型抗冲击结构。本文为研究纵向布置的横隔板的形式对于舷侧结构抗冲击性能的影响，选取了分叉型、Y型以及半圆型的结构替代传统双舷侧结构中的水平横隔板，从动力学响应以及吸能的角度来评价几种具有抗冲击性能的舷侧结构设计。3.2.1水平分叉型结构1、有限元模型水平分叉型结构的设计不改变支撑构件与外板的连接方向，将水平隔板在中点处沿型深方向分为两支。其结构形式如图3-22所示。图3-22水平分叉型舷侧结构示意图Figure3-22Horizontal-bifurcationDesignofSideStructure2、模型响应同传统的舷侧结构一样，对于水平分叉型的结构设计，研究也主要关注以下几个方面：(1)舷侧外板/内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应舷侧外板/内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应如图3-23-图3-25所示。37图3-23水平分叉型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向加速度响应Figure3-23X-directionAccelerationoftheCentralNodeonOuter/InnerShell对于布置水平分叉型隔板的舷侧结构来讲，外板中心处在0时刻的加速度值较传统舷侧的设计高，为438034m/s2，随后在0.029s时出现了沿-X方向的极大值，为

m/s2；内板中心处在0.036s时沿-X方向出现极值93113m/s2。图3-24水平分叉型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向速度响应Figure3-24X-directionvelocityofthecentralnodeonouter/innershell外板中心处速度峰值出现在0.0012s239.645m/s，内板中点处速度峰38值出现在0.0033s时，幅值为47m/s。图3-25水平分叉型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向位移响应Figure3-25X-directiondisplacementofthecentralnodeonouter/innershell外板中心点处的位移在爆炸载荷作用后0.0042s达到极大值0.5444m，之后在0.515m0.0057s后达到极大值0.0919m，之后在0.075m附近小幅变化。(2)结构外板/内板的最大形变外板最大变形为0.5444m，内板最大变形为0.1103m。(3)结构各部分的吸能贡献布置水平分叉型隔板的舷侧结构各个部分的吸能水平及贡献如表3-4所示。表3-4水平分叉型舷侧结构各个部分的吸能水平及吸能贡献Table3-4Energyabsorptionlevelofeachpartofsidestructure舷侧组成部分结构塑性变形能(108J)结构动能(106J)结构内能(108J)吸能贡献(%)舷侧整体结构9.94426.92210.213100舷侧外板5.25110.7695.35952.47舷侧内板0.12151430.1721.69水平分叉型隔板3.48177823.55934.85肋板1.09132271.12310.99通过表3-4给出的数据可以看到，此型结构外板吸能的贡献超过50%，其次是39隔板、肋板，内板吸能的贡献仅为1.69%。(4)结构的比吸能表3-5给出了各个结构比吸能的情况，可以看到，舷侧外板、隔板、肋板三部分构件与内板的比吸能相差一个量级，说明内板单位体积所吸收的能量叫其他构件小；其他三部分构件中，仍然可以看出，外板是舷侧结构中最主要的吸能构件。表3-5水平分叉型舷侧结构各部分构件的比吸能表3-6Specificenergyabsorptionofeachpartofsidestructure构件名称结构吸能水平（108J）结构体积V（m3）结构比吸能（108J/m3）舷侧整体结构10.2132.3314.383舷侧外板5.3590.6488.270肋板1.1230.2883.900水平分叉型隔板3.5590.8554.163舷侧内板0.1720.5400.3193.2.2Y型结构1、有限元模型Y型结构的设计是使用一个横置的Y型隔板取代水平隔板，目前已有学者论证了该型结构在船舶发生碰撞时的耐撞性，并已经有一些实际工程的应用。本章中Y3-26所示。40图3-26Y型舷侧结构示意图Figure3-26Y-bifurcationDesignofSideStructure2、模型响应Y型的结构设计，研究也主要关注以下几个方面：(1)舷侧外板/内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应舷侧外板/内板受爆中心点处的加速度、速度及位移响应如图3-27-图3-29所示。41图3-27Y型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向加速度响应Figure3-27X-directionAccelerationoftheCentralNodeonOuter/InnerShell对于布置Y型隔板的舷侧结构来讲，外板中心点处的加速度峰值同传统的舷侧结构一样，都出现在初始的时刻，数值上同水平分叉型结构相同，为438034m/s2；内板中心点处加速度相对于外板较小，始终呈现小幅震荡的形式。图3-28Y型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向速度响应Figure3-28X-directionoftheCentralNodeonOuter/InnerShell42外板中心处速度峰值出现在0.0012s241.745m/s，内板中点处速度峰值出现在0.0021s时，幅值为46m/s。图3-29Y型结构舷侧外板/内板受爆中心点处的X向位移响应Figure3-29X-directionDisplacementoftheCentralNodeonOuter/InnerShell外板中心点处的位移在爆炸载荷作用后0.0039s达到极大值0.5973m，之后在0.545m左右小幅变化；内板中心点处位移于载荷作用0.0044s后达到极大值0.118363m，之后在0.1m附近小幅波动。(2)结构外板/内板的最大形变舷侧外板的最大变形为0.5973m，内板的最大变形为0.1397m。(3)结构各部分的吸能贡献表3-7中给出了布置Y型隔板的舷侧结构各个部分构件的吸能水平和贡献