舰船作为现代海战中最重要的载体同时也是最容易受到攻击的对象，其生命力的提升是每个国家都需要研究的。在船体结构中，舱壁结构的作用十分关键，作为保护舱内重要的设备以及相关人员的人身安全的最后一道也是十分重要的屏障，其作用的重要性不言而喻。因此，对舱壁结构的冲击毁伤性能的研究具有非常重要的意义。

为了加强舰船舱壁的抗冲击毁伤性能，许多国内外研究学者都对舱壁结构进行了研究。基于冲击毁伤载荷中冲击波与高速破片的初始速度和衰减速率不同，大多数的研究主要是将毁伤载荷解耦成冲击波载荷的破坏和高速破片穿甲破坏分别研究。但近年来，人们逐渐意识到两者联合作用对结构的破坏具有叠加增强的效应。

因此，本文针对传统的单层舱壁结构并结合几种夹芯板结构舱壁，研究不同舱壁结构型式在冲击波与破片联合作用下的结构响应，从而为舰船舱壁结构的抗冲击毁伤性能提供参考，为船体舱壁结构型式的优化提供依据。

为研究各种类型舱壁的抗冲击性能，需要一些参数作为评判的依据，本文选取结构吸能与破片平均剩余速度为评判参数。

在冲击毁伤载荷作用下，舱壁结构会产生塑性变形以吸收破片动能和冲击波能量，即通过结构吸能来判断该结构抗冲击性能的优劣，从而达到保护舰船其他设计和结构的作用。

冲击毁伤载荷中破片具有非常高的初始速度，当破片穿过舱壁结构之后，如果其速度并没有减少很多而仍然维持在一个较高的速度，那么就会对结构后面的设备或结构造成损伤，对舰船的生命力仍然具有较大威胁。因此，较优的舱壁结构型式应该能够使破片的剩余速度尽量的小，以降低破片对舰船重要部分的毁伤特性。

除了以上两点，夹芯板舱壁结构还应该具有重量适当、成本合理、工艺可行且构件加工方便等经济性和工艺性的特点。

为了准确地对破片和冲击波联合作用下几种新型夹芯板舱壁结构动态响应过程进行数值模拟研究，数值模拟研究中材料模型类型和参数对数值仿真结果有较大影响。因此，舱壁材料选取 945 钢，舱壁厚度为 4 mm，采用弹塑性（DMAT/DMATEP）本构模型，材料参数如表 1 所示。TNT 炸药采用高能密度空气模拟，密度为 1 600 kg/m³，比内能为 4.19 GJ/m³。

表 1(Tab. 1)

表 1 破片和舱壁材料参数 Tab. 1 Material parameters of fragment and bulkhead 材料 密度/kg·m-3 弹性模量/105 MPa 泊松比 屈服应力/MPa 硬化参数/MPa 硬化指数 失效应变 破片 7 830 2.11 0.3 835 320 0.28 0.3 舱壁 7 770 2.05 0.32 440 220 0.26 0.3

表 1 破片和舱壁材料参数 Tab.1 Material parameters of fragment and bulkhead

在舱壁结构抗冲击性能数值模拟研究中，整体有限元计算模型：长为 9 m，宽为 8 m，高为 7.6 m；模型垂向上分为 3 个舱室，自下而上每个舱室高度分别为 2.35 m，2.45 m，2.8 m；其中中间舱室为炸药所在舱室；根据实际结构在每层甲板和舷侧结构上设计相应加强筋。整体有限元模型如图 1所示。

图 1 舱室结构有限元模型 Fig. 1 Finite element model of cabin structure

因为要考虑到高速破片和冲击波联合作用，为准确地模拟破片的侵彻问题，在高速破片的侵彻区域结构需要进行网格细化，舱壁结构细化区域和大小如图 2所示。

图 2 舱壁结构模型 Fig. 2 Bulkhead structure model

选取炸药量为 150 kg 的球形 TNT 炸药，炸药位置距离双层舱壁 1.75 m。炸药外部的战斗部壳体厚度为 25 mm。因为要模拟战斗部结构飞散过程，所以需要对导弹战斗部每对相邻节点设置绑定和分离应变，同时给战斗部表面单元施加外法线方向的压力或者给单元上的节点直接予以初速度。采用施加压力的方法，根据文献6施加单元上压力计算公式为：

式中：ρ_ω 为炸药密度，ρ_ω = 1 590 kg/m³；D_ω 为炸药爆速，D_ω = 1 590 m/s；γ 为炸药的绝热指数，γ = 3。而壳体内部压力为：

式中：r₀ 为壳体的初始半径；r 为壳体在膨胀过程中的瞬时内的半径。对于球形壳体，μ = 2。

与裸炸炸药相比，实际上战斗部爆炸后一部分炸药释放出来的能量消耗在壳体变形、破碎以及飞散，另一部分能量用于爆炸产物的膨胀和形成空气冲击波。因此，装壳炸药与裸炸相比，最后形成的空气冲击波的超压值和比冲量都会减少。因此在联合作用仿真时根据能量守恒可知质装药量为 W 的炸药所释放出来的总能量用于爆炸产物的内能和动能的增加，破片的飞散动能，即

其中：

爆炸产物的内能

爆炸产物的动能

壳体的动能

式中：Q_W 为炸药爆能；m_p 为壳体质量；a，b 为形状系数；对于球形装药分别为 2/3，3。μ_p 为壳体膨胀速度。将式（4）、式（5）和式（6）代入式（3）可整理出 μ_p 的表达式

式中：α 为装填系数， $\alpha = W/(W + {m_q})$ 。因而可得出在壳体破裂的瞬时的破裂半径 μ_p0 及破片的速度 r_p0。这时留给爆炸产物的能量就为 $W{Q_W} - {m_q}{\mu _{p0}}^2/2$ ，将式（7）代入，可得相应的炸药当量。本文中的炸药当量为 53.26 kg。

图 3为冲击波和侵彻联合作用下不同时刻舱壁结构应力云图。由图可得，0.000 8 s 时冲击波已经到达舱壁结构，距离爆心最近的舱壁板中心首先出现响应并逐渐向四周传递；0.001 s 时破片侵彻舱壁产生破口，结构破口周围出现较大应力，此时冲击波作用范围加大；之后冲击波在舱内发射和折射又重新汇聚成冲击波作用在舱壁结构上而导致破口被撕拉，破口形状大小均发生改变；联合作用下舱壁结构较大应力出现在舱壁破口、舱壁与甲板或舷侧接触处。

图 3 舱壁结构应力云图 Fig. 3 The stress cloud of the bulkhead

本文重点研究了冲击波和破片联合作用下的舱壁结构响应，因此在研究结构应力变化特征时选取能较好体现联合作用效果的区域为研究目标，同时又考虑到高速破片侵彻具有很强的局部性，因此选取破口边缘处节点研究应力变化的特征。

图 4 舱壁结构应力时间历程曲线 Fig. 4 Stress-time curve of the bulkhead

图 4为破口边缘处节点应力随时间变化曲线。由图可知，初始时刻冲击波和破片均没有到达舱壁结构，即舱壁结构应力为 0；随着冲击波载荷传播，舱壁结构前方空气受挤压作用，使舱壁结构应力缓慢上升；0.000 7 s 时，冲击波到达舱壁结构，结构应力迅速增加；0.001 s 时，破片侵彻舱壁结构，舱壁结构应力又再次上升，之后冲击波在舱室内反射和折射重新汇聚成新的冲击波再次作用到舱壁结构，对破口造成撕拉，使舱壁结构应力出现上下震荡。

图 5为舱壁板破口边缘处节点位移随时间变化曲线图。由图可得，在初始阶段，冲击波挤压舱壁结构前的空气，导致舱壁结构位移开始出现微小变化；当冲击波到达舱壁结构，舱壁结构会产生变形，随后破片侵彻舱壁结构，位移会再次迅速增大，之后回落；随着冲击波在舱内的反射作用重新形成新的冲击波作用到舱壁结构上，引起舱壁结构位移变化，在冲击波完全传播过结构后，位移会回落并最终趋于稳定。

图 5 舱壁结构位移时间历程曲线 Fig. 5 Displacement-time curve of the bulkhead

图 6为联合作用下破片平均剩余速度随时间变化曲线。每当有破片侵彻舱壁结构时破片总动能就会下降，而破片总质量不变，所以破片总动能只与破片平均剩余速度有关。由于破片是逐渐作用到舱壁结构上，因此破片平均剩余速度就会逐渐下降；当所有破片穿透结构之后，最终破片平均剩余速度保持不变，即为 987 m/s。

图 6 破片平均剩余速度时间历程曲线 Fig. 6 Residual velocity-time curve of the fragment

图 7为舰船舱壁各结构吸能随时间变化曲线。由图可知，在初始阶段由于破片和冲击波均没有作用到舱壁结构，舱壁结构吸能几乎一直为 0；随着冲击波传播，舱壁结构前空气受到挤压而使舱壁吸能开始缓慢增加；0.000 7 s 时，冲击波到达舱壁结构，舱壁结构吸能迅速增加，0.001 s 时开始有破片侵彻舱壁结构，舱壁结构吸能再次迅速上升，由于众多破片作用时间不同，吸能会在侵彻作用时间内不断上升；冲击波和破片载荷联合作用后，舱壁结构各构件吸能最终趋于平稳。对比图中曲线可知，舱壁板吸能为 1.86 MJ，占总吸能的 65.2%，为主要吸能构件。而舱壁结构型材吸能为 0.99 MJ，占总吸能的 34.8%，为次要吸能构件。

图 7 舱壁结构吸能时间历程曲线 Fig. 7 The energy absorption of bulkhead structure

目前，夹芯板双层舱壁结构抗冲击性能已经成为一个热点研究问题，本文在保持舱壁结构总质量不变的基础上，对不同型式夹芯板双层舱壁结构的抗冲击性能进行对比研究。3 种夹芯板双层舱壁结构有限元图如图 8所示。

图 8 夹芯板双层舱壁结构型式 Fig. 8 The structure form of sandwich

图 8中有限元计算模型中夹芯双层舱壁前后面板厚度均为 4 mm，间距为 0.25 m，为了满足夹芯板双层舱壁结构与典型舰船舱壁结构质量相等，3 种夹芯板双层舱壁结构中夹芯厚度不同，如表 2 所示。

表 2(Tab. 2)

表 2 夹芯厚度表 Tab. 2 The thickness of the sandwich 夹芯板型式 X 型夹芯 I 型夹芯 V 型夹芯 厚度/mm 2.00 3.86 2.00

表 2 夹芯厚度表 Tab.2 The thickness of the sandwich

图 9为 3 种不同型式夹芯板双层舱壁结构的吸能-时间曲线。由图可知，3 条曲线的变化趋势大体上一致。在初始时刻，由于破片和冲击波均没有作用到舱壁结构，舱壁结构吸能很小；0.000 7 s 时冲击波作用到结构上，夹芯板双层舱壁结构开始快速上升；0.001 s 时开始有破片侵彻作用到舱壁结构，3 种夹芯板双层舱壁结构吸能再次迅速上升，其上升幅度与该时刻下作用在舱壁结构的破片数量及其方向有关；此后由于冲击波在舱室内部的反射作用重新汇聚成新的冲击波作用在舱壁结构上，夹芯板双层舱壁结构吸能再度上升；当冲击波和破片作用结束后，夹芯板双层舱壁结构吸能趋于稳定不再变化。由图中 3 种夹芯板双层舱壁结构吸能曲线可知，V 型双层舱壁的结构吸能最多，而I型和X型夹芯板双层舱壁的结构吸能相对小一些，但均大于单层舱壁结构下的结构吸能，各种舱壁结构吸能值列于表 3中。

图 9 舱壁结构吸能时间历程曲线 Fig. 9 Curves of bulkhead energy absorption

表 3(Tab. 3)

表 3 舱壁结构吸能 Tab. 3 Bulkhead energy absorption 舱壁结构 单层 I 型 X 型 V 型 吸能/MJ 2.85 3.73 3.92 5.84

表 3 舱壁结构吸能 Tab.3 Bulkhead energy absorption

图 10为 3 种不同型式夹芯板双层舱壁结构破片平均剩余速度时间历程曲线。由图可知，3 条曲线的变化趋势一致。在初始时刻，炸药爆轰波驱动破片获得初始速度；破片没有作用到舱壁结构之前，破片平均剩余速度保持不变；当破片作用到舱壁结构时，破片平均剩余速度下降，下降幅度与该时刻下作用在舱壁结构的破片数量及其方向有关。破片全部穿透过舱壁结构后，破片剩余速度保持恒定；对比图中 3 种夹芯板双层舱壁结构破片平均剩余速度曲线可知，V 型双层舱壁下破片平均剩余速度最小，而 X 型和 I 型双层舱壁下破片的平均剩余速度稍微大一些，但均小于单层舱壁结构下破片平均剩余速度，各种舱壁结构下破片剩余速度列于表 4中。

图 10 破片平均剩余速度时间历程曲线 Fig. 10 Fragment's velocity curves

表 4(Tab. 4)

表 4 夹芯板厚度表 Tab. 4 The thickness of the sandwich 舱壁结构 单层 I 型夹芯板 X 型夹芯板 V 型夹芯板 破片平均剩余速度/m·s-1 987 974 957 925

表 4 夹芯板厚度表 Tab.4 The thickness of the sandwich

本文针对高速破片和冲击波载荷联合作用下，舱壁结构的抗冲击性能进行了数值仿真研究；对 3 种夹芯板双层舱壁结构（I 型、X 型、V 型）在高速破片和冲击波载荷联合作用下的抗冲击性能进行数值模拟研究，从而得到抗冲击性能最优的舱壁结构型式。通过本文研究得到了以下结论：

1）在高速破片与冲击波载荷联合作用在舱壁结构上时，在载荷未传递到结构时舱壁结构的仅受到空气挤压而只产生很微小的响应，冲击波传播作用到结构上引起结构发生变形，此后破片作用到舱壁结构上时，毁伤舱壁结构造成破口，而冲击波在舱内的反射和折射作用重新汇聚产生冲击波对结构产生二次损伤，尤其在破口处造成撕拉导致破口形状大小均发生变化；

2）针对 3 种夹芯板双层舱壁结构吸能，3 种夹芯板双层舱壁结构吸能均大于舰船典型单层舱壁结构的吸能。其中 V 型夹芯板双层舱壁结构是单层舱壁结构的吸能 2 倍，I 型和 X 夹芯板双层舱壁结构的吸能比单层舱壁结构吸能分别增加 30% 和 38%；

3）破片穿透 3 种夹芯板双层舱壁结构的平均剩余速度均小于破片穿透典型舰船单层舱壁结构的平均剩余速度。3 种夹芯板双层舱壁结构下，V 型夹芯板的剩余速度最小，为 925 m/s，X 型和 I 型分别为 957 m/s，974 m/s。

4）综合考虑，V 型夹芯板双层舱壁结构的破片平均剩余速度最小、结构吸能最大，可以得出冲击波和破片联合作用下 V 型夹芯板双层舱壁结构的抗冲击性能最优。