负泊松比内凹蜂窝圆柱壳水下抗冲击响应研究.pdf

第4 5 卷第2 1 期2023年1 1 月舰船科学技术SHIP SCIENCEANDTECHNOLOGYVol.45,No.21Nov.,2023负泊松比内凹蜂窝圆柱壳水下抗冲击响应研究张翼1，余胜，刘加一，何红萱，张涛(1.中国舰船研究设计中心，湖北武汉4 30 0 6 4；2.华中科技大学船舶与海洋工程学院，湖北武汉4 30 0 7 4)摘要：基于Abaqus声固耦合法对水下爆炸工况下，负泊松比内凹蜂窝圆柱壳的抗冲击性能进行研究。主要分析双层圆柱壳外壳、内壳和肋板的最大变形、等效塑性应变、动能和内能结果，讨论了不同肋板间距工况对双层圆柱壳抗冲击响应的影响。结果表明，在肋板总重一定条件下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，外壳最大变形、等效塑性应变、动能、内能呈增大趋势；内壳和肋板最大变形、等效塑性应变、动能、内能呈减小趋势。关键词：水下爆炸；声固耦合法；内凹蜂窝圆柱壳；抗冲击响应中图分类号：U674.7+03.7文章编号：1 6 7 2-7 6 4 9(2 0 2 3)2 1-0 0 0 1-0 7Research on underwater impact responses of re-entrant honeycomb cylindrical shell(1.China Ship Design and Development Center,Wuhan 430064,China;2.School of Naval Architecture and Ocean Engineering,Abstract:The underwater impact responses of re-entrant negative Poissons ratio honeycomb cylindrical shell weresimulated based on the acoustic-structure coupling method in Abaqus.The maximum deformation,equivalent plastic strain,kinetic energy and internal energy of the outer shell,inner shell and ribs of the double-layer cylindrical shell were analyzed.The effects of distance of ribs on the anti-impact responses of the double-layer cylindrical shell were discussed.With a cer-tain total weight of ribs,increasing the distance and width of ribs,and reducing number of ribs,the maximum deformation,equivalent plastic strain,kinetic energy and internal energy of the outer shell showed an increasing trend.However,the max-imum deformation,equivalent plastic strain,kinetic energy and internal energy of the inner shell and ribs showed a decreas-ing trend.Key words:underwater explosion;acoustic-structure coupling method;re-entrant honeycomb cylindrical shell;anti-impact responses0引言舰艇的抗冲击性能与其生命力息息相关，在设计研发阶段，如何提高舰艇的水下爆炸抗冲击性能尤为重要。Abaqus声固耦合法用声学单元模拟水域，在计算中远场水下爆炸时，可在保证计算精度的同时提高计算效率-4 。负泊松比内凹蜂窝结构具有优异的抗冲击性能和能量吸收特性，并且在减轻结构重量方面具有显著优势，是一种集轻量化和抗冲击吸能于一体的新型轻质结构，可在实现舰艇轻量化的同时提高其抗冲击性能5-1 。收稿日期：2 0 2 2-1 1-0 1作者简介：张翼（1 9 8 6），男，硕士，高级工程师，研究方向为海洋动力工程。文献标识码：Awith negative poissons ratioZHANG Yil,YU Sheng,LIU Jia-yi,HE Hong-xuan,ZHANG Tao?Huazhong University of Science and Technology,Wuhan 430074,China)doi:10.3404/j.issn.1672-7649.2023.21.001本文设计一种具有负泊松比内凹蜂窝肋板的双层圆柱壳结构，并基于Abaqus声固耦合法对双层圆柱壳在水下爆炸工况下的抗冲击响应进行数值模拟。主要分析双层圆柱壳外壳、内壳和肋板的最大变形、等效塑性应变、动能和内能结果，讨论了不同肋板间距工况对双层圆柱壳抗冲击响应的影响，为双层圆柱壳的设计提供参考。1内凹蜂窝圆柱壳结构设计双层圆柱壳由内壳、外壳和肋板组成，如图1 所舰船科学技术示。图中圆柱壳长度L为5 m；内壳外径ri为3.5 2 m，间的焊接。双层圆柱壳有限元模型如图4 所示。内壳厚度为2 0 mm；外壳外径r为4.3m，外壳厚度为20mm；d 为肋板厚度，D为肋板间距。第4 5 卷L表1 水材料参数(a)整体模型口口图1 双层圆柱壳Fig.1 Double-layer cylindrical shell肋板为负泊松比内凹蜂窝结构，如图2 所示。常规内凹蜂窝结构单胞截面如图3所示，图中t为胞元壁厚，b为胞元宽度，h为胞元高度，为胞元夹角。由于内外壳半径不同，肋板内凹蜂窝不同单胞尺寸存在微小差异，以第2 层单胞为例，t为1 6 mm，h 为2 4 0 mm,为7 2.4，z为7 6.6，b,为2 9 5 mm，b z 为2 7 7 mm。Fig.2Diagrammatic sketch of ribshb/2(a)常规内凹蜂窝图3内凹蜂窝结构示意图Fig.3Diagrammatic sketch of re-entrant honeycomb2有限元模型建立根据双层圆柱壳几何模型建立有限元模型，双层圆柱壳有限元模型中内壳、外壳的网格尺寸为5 0 mm，并且沿厚度方向划分3层网格，肋板的网格尺寸为50mm，肋板每个胞元厚度方向至少划分3层网格。肋板与内外壳接触面使用Tie约束模拟肋板与内外壳之(b)局部放大图4 双层圆柱壳有限元模型Fig.4 Finite element model of double-layer cylindrical shell有限元模型包括水域和圆柱壳，水域由圆柱体和半球体组成，圆柱体半径为1 7.2 m、长为5 m，半球体半径为1 7.2 m。建立有限元模型时，水域采用声学单元，水域划分声学网格的相关材料参数见表1。圆柱壳材料为低碳钢，由于低碳钢是应变率敏感材料，采用Cowper-symbol应变率模型，低碳钢的材料参数见表2。Tab.1 Material parameters of water参数密度/kgm3体积模量/MPa表2 低碳钢材料参数Tab.2 Material parameters of Low-carbon steel参数图2 肋板示意图密度/kg/m3弹性模量/GPa泊松比静态屈服应力/MPa水域内部靠近圆柱壳的部分网格尺寸为1 0 0 mm，外部尺寸为8 0 0 mm，采用渐变四面体网格。水域与圆b柱壳的接触面设置Tie连接模拟流固耦合，流固耦合(b)本文内凹蜂窝模型如图5 所示。3不同肋板间距工况下双层圆柱壳抗冲击性能为了研究肋板间距对双层圆柱壳结构水下爆炸抗冲击性能的影响，设置不同肋板间距工况，见表3，为了保持肋板一定的总重量，不同肋板间距工况设置不同肋板宽度和肋板数量。水下爆炸工况为：炸药当量为5 0 kg，爆距为1 0 m，爆距点位于圆柱壳轴向对称面，爆距点与爆炸源点相数值10002140.4数值参数7860正切模量/MPa210失效应变0.3应变率参数C/s-!300应变率参数P数值2500.36405第4 5 卷张翼，等：负泊松比内凹蜂窝圆柱壳水下抗冲击响应研究3从图7 可看出，3种工况下外壳最大变形位置均发生在外壳迎爆面，且靠近爆距点。与工况3相比，工况1、工况2 最大变形会发生“分区”现象，即工况1、工况2 最大变形会发生在多组肋板之间的外壳区域，工况3只有2 个肋板，最大变形只发生在这2 个肋板之间的区域。从数值上看，工况1 工况3外壳最大变形有明显的增大，以工况1 为基准，工况2、工U,Magnitude376e+图5 水下爆炸流固耦合模型Fig.5 Fluid-structure coupling model of underwater explosion00表3不同肋板间距工况Tab.3 Different conditions of distance of ribs工况胞元壁厚/mm肋板间距/mm肋板宽度/mm肋板数量肋板总重/t工况116工况216工况316对位置如图6 所示。在Abaqus中水下爆炸工况通过修改关键字施加。7141000166710015030064215.5615.5615.56(a)工况1U,Magnitude4.932e+0100+00L(b)工况2U,Magnitude739e爆据点L/2R爆炸源点图6 水下爆炸工况示意图Fig.6 Diagrammatic sketch of underwater explosion3.1外壳水下爆炸抗冲击性能对比研究不同肋板间距对外壳水下爆炸抗冲击性能的影响。图7 为不同肋板间距工况下外壳的最大位移云图对比，图8 为不同肋板间距工况下，外壳动能曲线对比。图9 为不同肋板间距工况下外壳的最大等效塑性应变云图对比，图1 0 为不同肋板间距工况下，外壳内能曲线对比。表4 为不同肋板间距工况下外壳变形、动能、等效塑性应变和内能峰值计算结果汇总。(c)工况3图7 外壳最大变形云图Fig.7Maximum deformation of outer shell1.6x10%工况11.4108工况21.2108工况31.01088.01076.01074.01072.01070-2.010700.0050.0100.0150.0200.0250.030时间/s图8 外壳动能曲线Fig.8 Kinetic energy curve of outer shell舰船科学技术PEEQ表4 外壳计算结果汇总(Avg:75%)509e384e-802PEEQ(Avg:750%)1.821e-0+0.000e00(Avg:750%)PEEQ.321283.869e-03+0.000e+935+00图9 外壳最大等效塑性应变云图Fig.9 Maximum equivalent plastic strain of outer shell2.51092.010%1.5x10%5.0108000.0050.0100.0150.0200.0250.030时间/s图1 0 外壳内能曲线Fig.10 Internal energy curve of outer shell况3最大变形涨幅分别达到4 5.9%、1 2 9%。从图8 可看出，3种工况下，外壳动能在6 ms附近达到峰值，之后逐渐衰减到0。从数值上来看，工况1 工况3外壳的动能峰值逐渐增大，这与外壳的变形规律相吻合。从图9 可看出，3种工况下，外壳最大等效塑性应变位置均发生在外壳迎爆面，工况1、工况2 最大等第4 5 卷Tab.4 Summary of results of outer shell动能峰工况最大变形/mm涨幅涨幅值/mJ应变工况133.8工况249.3工况377.4(a)工况1效塑性应变发生在固支边界处和爆距点附近，工况3最大等效塑性应变则集中在爆距点附近。从数值上来看，工况1 工况3外壳最大等效塑性应变有明显增大，以工况1 为基准，工况2、工况3最大等效塑性应变涨幅分别达到2 0.5%、5 3.6%。从图1 0 可看出，3种工况下，外壳内能在1 0 ms附近达到峰值，之后趋于稳定。从数值上来看，工况1 工况3外壳的内能峰值逐渐增大，这与外壳的等效塑性应变变化规律相吻合。(b)工况2综上所述，针对本文的双层圆柱壳结构，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，外壳最大变形、等效塑性应变会明显变大，同时最大变形、等效塑性应变发生的区域逐渐集中，有由多变少的趋势。从能量的角度来看，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，外壳动能、内能呈增大趋势，且涨幅较大。(c)工况33.2内壳水下爆炸抗冲击性能对比研究不同肋板间距对内壳水下爆炸抗冲击性能的影响。图1 1 为不同肋板间距工况下内壳的最大位移云图对比，图1 2 为不同肋板间距工况下内壳动能曲线工况1工况2工况3等效塑性涨幅值/mJ基准1.0 9 1 0 基准1.5 1 1 0 2 基准1.4 0 1 0 基准45.9%1.2710*16.5%1.8210220.5%1.911036.4%129.0%1.5010*37.6%2.3210-253.6%2.481077.1%对比。图1 3为不同肋板间距工况下内壳的最大等效塑性应变云图对比，图1 4 为不同肋板间距工况下内壳内能曲线对比。表5 为不同肋板间距工况下，内壳变形、动能、等效塑性应变和内能峰值计算结果汇总。从图1 1 可看出，3种工况下内壳最大变形位置均发生在内壳迎爆面，与外壳最大变形发生位置相比，外壳最大变形发生在肋板间，内壳最大变形发生在内壳与肋板连接处。由于工况1 工况3肋板间距逐渐增大，相应地内壳最大变形发生的区域逐渐外扩，但从数值上看，工况1 工况3内壳最大变形有明显减小，以工况1 为基准，工况2、工况3最大变形减幅达到18.6%、6 1.3%。从图1 2 可看出，3种工况下内壳动能在3ms、7 m s 出现2 次峰值，且2 次峰值数值相差不大，在第2 次峰值后，逐渐衰减为0。从数值上看，工内能峰涨幅第4 5 卷张翼，等：负泊松比内凹蜂窝圆柱壳水下抗冲击响应研究U,Magnitude+2.043e+01+1.873e+01+1703+1L.533+PEEQ(Avg:75%)5.511e-5+3.40+1.703ee+o0+0.000e+0000.000e+00(a)工况1U,Magnitude1.660e+0(a)工况1PEEQ(Avg:75%)+3.737e-03+3.426e-03+6.+0.000e+00+3.(b)工况2U,Magnitude7.896e+008e(b)工况2PEEQ(Avg:75%)+7.243e-04+6.639e-04+6.036+0.000e+00+6.036e-05000e+00(c)工况3图1 1 内壳最大变形云图Fig.11Maximum deformation of inner shell510741073107u/21071X107000.0050.0100.0150.0200.0250.030时间/s图1 2 内壳动能曲线Fig.12 Kinetic energy curve of inner shell况1 工况3内壳动能峰值逐渐减小，这与内壳变形规律相吻合。从图1 3可看出，3种工况下内壳最大等效塑性应变位置均发生在内壳迎爆面，工况1、工况2最大等效塑性应变发生在固支边界处和内壳迎爆面中部，工况3最大等效塑性应变则集中在内壳迎爆面中部。从数值上来看，工况1 工况3内壳等效塑性应变有明显的减小趋势，以工况1 为基准，工况2、工况3等效塑性应变减幅达到32.1%、8 6.9%。从图1 4 可看(c)工况3图1 3内壳最大等效塑性应变云图Fig.13 Maximum equivalent plastic strain of inner shell 7108工况1工况2工况36x1085x108ru/4x108310821081x1080-110800.0050.0100.0150.0200.0250.030时间/s图1 4 内壳内能曲线Fig.14Internal energy curve of inner shell表5 内壳计算结果汇总Tab.5Summary of results of inner shell最大变动能峰工况涨幅形/mm值/mJ工况120.4基准4.5 2 1 0 7 基准5.5 1 1 0-3基准6.4 0 1 0 8工况216.6-18.6%2.25107-50.2%3.7410-3-32.1%4.1410*-35.3%工况37.9-61.3%1.3110771.0%7.2410-486.9%1.3310879.2%工况1工况2工况3涨幅应变等效塑性涨幅值/mJ基准内能峰涨幅6.出，3种工况下内壳内能在1 0 ms附近达到峰值，之后趋于稳定。从数值上看，工况1 工况3内壳的内能峰值逐渐减小，这与内壳等效塑性应变变化规律相吻合。综上所述，针对本文的双层圆柱壳结构，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，内壳最大变形、等效塑性应变会明显减小，最大变形发生在内壳与肋板连接处，最大等效塑性应变发生在固支边界处和内壳迎爆面中部。从能量的角度来看，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，内壳动能、内能呈减小趋势，且减幅较大。3.3肋板水下爆炸抗冲击性能对比研究不同肋板间距对肋板水下爆炸抗冲击性能的影响。图1 5 为不同肋板间距工况下肋板的最大位移云图对比，图1 6 为不同肋板间距工况下肋板动能曲线对比。图1 7 为不同肋板间距工况下肋板的最大等效塑性应变云图对比，图1 8 为不同肋板间距工况下肋板内能曲线对比。表6 为肋板间距不同时，肋板变形、动能、等效塑性应变和内能峰值结果汇总。从图1 5 可看出，3种工况下肋板最大变形均发生在肋板迎爆面，且靠近迎爆点的肋板变形更大。对比3种工况肋板的变形，工况1 工况3肋板最大变形逐渐减小。从图1 6 可看出，3种工况下肋板动能在7 ms附近出现峰值，之后逐渐衰减为0。工况1 工况3肋板动能峰值逐渐减小。从图1 7 可看出，工况1 工况3肋板等效塑性应变逐渐减小。从图1 8 可看出，3种工况下肋板内能在1 0 ms附近达到峰值，之后趋于稳定，工况1 工况3肋板的内能峰值逐渐减小。综上所述，针对本文的双层圆柱壳结构，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，肋板最大变形、等效塑性应变会明显减小。从能量的角度来看，在保证肋板总重一定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量，肋板动能、内能呈减小趋势，且减幅较大。4结语本文设计一种具有负泊松比内凹蜂窝肋板的双层圆柱壳结构，并基于ABaqus声固耦合法对双层圆柱壳在水下爆炸工况下的抗冲击性能进行数值模拟，主要分析双层圆柱壳外壳、内壳和肋板的最大变形、等效塑性应变、动能和内能等结果，讨论了不同肋板间距工况对双层圆柱壳抗冲击性能的影响。研究结果表明，针对本文的双层圆柱壳结构，在保证肋板总重一舰船科学技术u,Magnitude+3:283e+01+2.131e+01+1.979e+01+1.827e+011.676e+01+1.524e+01+1:372e+01+1.221e+01+1.069e+01+9.171e+00+7.654e+00+6.137e+00+4.620e+00U,Magnitude+1.800e+01+1.684e+01+1.569e+01+1:453e+01+1:338e+01+1.222e+01+1.107e+01+9.915e+00+8.760e+00+6.450e+00+7.605e+00+5.296e+00+4.141e+00U,Magnitude+9.049e+00+8.456e+00+Z.863e+00+7.271e+00+6.678e+00+6.085e+00+5.493e+00+4.900e+00+4.307e+00+3.715e+00+3.122e+00+2.529e+00+1.937e+00图1 5 肋板最大变形云图Fig.15Maximum deformation of ribs6x107工况！5x107工况2工况34107u/310721071107000.0050.0100.0150.0200.0250.030时间/s图1 6 肋板动能曲线Fig.16Kinetic energycurveof ribs定的情况下，增大肋板间距、增大肋板宽度、减少肋板数量：外壳最大变形、等效塑性应变会明显变大，同时最大变形、等效塑性应变发生的区域逐渐集中，第4 5 卷(a)工况1(b)工况2(c)工况3第4 5 卷张翼，等：负泊松比内凹蜂窝圆柱壳水下抗冲击响应研究PEEQ(Avg:750%)+6.610e-03+6.059e-03+5.508e-03+4.407e-03+4.958e-03+3.856e-03+3.305e-03+2.754e-03+2.203e-03+1.653e-03+1.102e-03+5.508e-04+0.000e+00(Avg:750%)PEEQ+5.465e-03+5.009e-03+4.554e-034.098e-0643666e-039.108e-044.554e-04+0.000e+00表6 肋板计算结果汇总Tab.6 Summary of results of ribs工况最大变涨幅动能峰涨幅等效塑性涨幅内能峰涨幅形/mm值/mJ工况122.8基准5.38 1 0 7 基准6.6 1 1 0-3基准3.1 0 1 0 8工况218.0-21.1%3.76107-30.1%5.4710-3-17.2%1.931037.7%工况39.060.5%2.88107-46.5%1.6310-3 75.3%1.0810%65.2%塑性应变会明显减小，最大变形发生在内壳与肋板连(a)工况1接处，最大等效塑性应变发生在固支边界处和内壳迎爆面中部；从能量的角度来看，内壳动能、内能呈减小趋势，且减幅较大；肋板最大变形、等效塑性应变会明显减小；从能量的角度来看，肋板动能、内能呈减小趋势，且减幅较大。应变值/mJ基准参考文献：1】姚熊亮，张阿漫，许维军.声固耦合方法在舰船水下爆炸中的应用J.哈尔滨工程大学学报，2 0 0 5(6)：7 0 7-7 1 2.(b)工况2PEEQ(Avg:750%)+1.492e-03+1.628e-03+1.356e-03+1.221e-03+1.085e-03+9.494e-04+8.138e-04+6:782e-04+5.425e-04+4.069e-04+2.713e-04+1.356e-04+0.000e+00图1 7 肋板最大等效塑性应变云图Fig.17Maximum equivalent plastic strain of ribs3.510%3.01082.510%2.01081.51081.01085.0107000.0050.0100.0150.0200.0250.030时间s图1 8 肋板内能曲线Fig.18 Internal energy curve of ribs有由多变少的趋势；从能量的角度来看，外壳动能、内能呈增大趋势，且涨幅较大；内壳最大变形、等效YAO Xiongliang,ZHANG Aman,XU Weijun.Application ofcoupled acoustic-solid method in ship underwater explosionJ.Journal of Harbin Engineering University,2005(6):707-712.【2】贺平，严勇.圆筒水下爆炸冲击响应.数字海洋与水下攻防,2 0 2 1,4(5):4 0 5-4 1 1.HE Ping,YAN Yong.Shock response of cylinder underwaterexplosionJ.Digital Ocean&Underwater Warfare,2021,4(5):405411.【3】朱云笛.水下爆炸载荷作用下无人艇结构动态响应及防护结构研究D.镇江：江苏科技大学,2 0 2 1.【4 岳博闻.近场水下爆炸对复合材料扫雷艇的损伤研究D哈尔滨：哈尔滨工业大学，2 0 2 0.(c)工况35 如姚永永.内凹负泊松比蜂窝的静动态力学性能研究D.太原：太原理工大学，2 0 2 1.6邓锦鄄.分层功能梯度蜂窝结构冲击动力学响应的研究D.西安：长安大学,2 0 1 9.7林杨康尧.三维内凹蜂窝夹芯板抗爆性能仿真与优化D.大工况1连：大连理工大学，2 0 1 9.工况2工况38 EBRAHIMI H,SOMEH L K,NORATO J,et al.Blast-re-silience of honeycomb sandwich panelsJ.International Jour-nal of Mechanical Sciences,2018,144:1-9.9 AHMED S,GALAL K.Effectiveness of FRP sandwich panelsfor blast resistanceJ.Composite Structures,2017,163:454464.10 韩会龙，张新春，王鹏.负泊松比蜂窝材料的动力学响应及能量吸收特性.爆炸与冲击,2 0 1 9,39(1):4 7-5 7.HAN 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