0.   引言

随着水下结构物和航行体的日益增多，水下平台安全性问题受到越来越多的关注。目前，潜艇是世界各国使用最多的大型水下航行体，自1900年潜艇诞生以来，发生的水下碰撞事故已达百起之多，在潜艇总事故中占非常大的比例^[1]。艇体结构是保障潜艇各系统正常工作的基本平台，在战时及训练期间，潜艇处于十分复杂的环境中，如果艇体在触礁（浮冰）、搁浅和碰撞等意外事故中遭受撞击，将有可能导致潜艇丧失战斗力和生命力。随着周边国家对潜艇装备建设投入的加大以及潜艇自身静音性能的提高，在我国周边水下作战环境中发生碰撞的可能性逐渐增大^[1]。我国潜艇延续了俄罗斯的风格，采用双壳体结构；因此，研究分析双壳体潜艇舷间复合材料多层阵列结构在潜艇碰撞中的防护机理对于提高潜艇战斗力和生命力具有重要意义。

然而，由于碰撞问题的理论分析过于复杂且试验成本高昂，王自力^[2]认为目前对于水下结构平台碰撞问题的研究，有限元仿真分析方法仍然是对该问题开展初步研究的最有效途径。近年来，国内外学者在试验研究的基础上，结合有限元分析软件对潜艇碰撞问题展开研究，取得了较为系统的研究成果^[3-4]。孙登成等^[1]利用大型非线性有限元软件Ls-Dyna，从能量、碰撞力和冲击环境3个角度研究了碰撞的影响，结果表明，潜艇外壳及中间结构是吸能的主要结构。朱新阳等^[5]对撞击载荷作用下潜艇典型结构的单元损伤变形模式以及结构的动态响应进行了试验研究，结果表明，筋材的内置和外置对平板和壳体结构的损伤变形模式具有很大影响，但对加筋板和加筋圆柱壳模型结构整体的吸能特性并无太大影响。孙清磊等^[6]采用MSC.DYTRAN非线性瞬态有限元软件，对不同静水压力下，环肋圆柱壳受不同形状撞击体撞击的过程进行了数值仿真。梅志远等^[7]采用试验方法开展单双壳体结构缩比试验模型结构耐撞特性研究，并利用有限元仿真方法进行了对比分析。以上研究表明，碰撞试验方法只适用于潜艇局部结构或缩比模型的研究，对于潜艇实际结构模型的研究主要采用有限元仿真方法进行耐撞特性分析。学者们大多从动态响应特征以及损伤变形模式出发对潜艇耐撞特性进行研究。Zhou等^[8]设计了复合材料多层阵列结构，对结构进行低速碰撞试验并结合有限元软件ABAQUS进行数值分析，发现试验结果与有限元仿真结果吻合较好，验证了有限元仿真方法的准确性。

本文将在文献[8]的基础上，进一步分析复合材料多层阵列结构用于潜艇舷间防护的耐撞特性，针对双壳体舷间加装多层阵列结构前、后这2种舱段结构形式，利用有限元仿真方法对比分析防护前、后的舱段结构耐撞机理，着重探讨撞击载荷作用下多层阵列结构的防护作用。通过对防护前、后两种结构的耐撞特性分析，得到舷间阵列结构的防护特性，从而提高潜艇抵御碰撞冲击载荷的能力，使其在遭受碰撞冲击载荷后能将耐压壳体的损伤控制在合理范围之内。

1.   双壳体结构数值模型

1.1   几何模型及网格划分

目前，国内外中小型常规潜艇的排水量多为1 500~2 000 t，艇长约70~80 m。为更好地模拟和分析双壳体潜艇结构碰撞后的变形损伤特征与能量耗散特点，本文选取双壳体潜艇舯部舷侧具有代表性的主压载水舱舱段进行碰撞分析^[9]，主压载水舱舱段的简化计算模型如图 1（a）所示。

图  1  潜艇典型舱段结构模型

Figure  1.  Numerical simulation model of typical section of submarine

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双壳体潜艇主压载水舱舱段耐压壳结构的半径r=3 500 mm，舷间间距为800 mm，非耐压壳半径R=4 300 mm，肋骨间距L₁=600 mm，每隔2个肋位设置一档实肋板，舱段一共有12个肋位，总长L=7 200 mm。耐压壳的壳板厚度为28 mm，耐压壳上的肋骨尺寸为$\perp \frac{14 \times 224}{26 \times 80}$，非耐压壳壳板的厚度为9 mm，耐压壳与非耐压壳之间实肋板的厚度为7 mm。

由于碰撞冲击问题研究涉及结构和材料的高度非线性，因此，本文采用三维实体单元进行建模，以便能够较为精确地反映主压载水舱舱段环肋圆柱壳的结构动力学行为。本文采用大型商用有限元软件ABAQUS对小型潜艇主压载水舱段的环肋圆柱双壳体结构进行1:1等比例建模，以0.02 m大小的网格对舱段结构模型进行网格划分，有限元模型最终的实体单元数量为33 266个，结构模型如图 1（b）所示。

1.2   材料失效参数

环肋圆柱双壳体结构模型采用潜艇980高强度结构钢。对于潜艇980高强度结构钢，选用Johnson-Cook损伤失效本构模型来表征材料的断裂和失效，模型本构关系表达式如式（1）所示：

式中：A，B，n，C和m为模型参数；σ_eq为等效应力；ε_eq为等效应变；$\dot{\varepsilon}_{\mathrm{eq}}^{*}=\dot{\varepsilon}_{\mathrm{eq}} / \dot{\varepsilon}_{0}$，为无量纲化等效塑性应变率，其中$\dot{\varepsilon}_{\mathrm{eq}}$为等效应变率，$\dot{\varepsilon}_{\mathrm{0}}$为参考应变率；T^*=(T-T_r)(T_m-T_r)，为无量纲化温度，其中，T_r和T_m分别为参考温度和材料的熔点，T为当前温度。式（1）右边3项分别代表等效塑性应变、应变率和温度对流动应力的影响。

在Johnson-Cook断裂准则中，有效断裂应变ε_f如式（2）所示：

式中：D₁~D₅为材料常数；σ^*=σ_H/σ_eq，为应力三轴度，其中σ_H为平均应力。普通船用钢的常温失效应变约为0.2，考虑到舰艇高强度结构钢的特殊性，在材料损伤模型中将失效应变取为0.25。根据文献[10]对980钢在不同应变率、温度和应力三轴度下的力学性能研究，可得Johnson-Cook损伤失效本构模型和断裂准则的相关参数。其中，DP980钢的杨氏模量E=210 GPa，泊松比υ=0.3，密度ρ=7.8×10³ kg/m³，融化温度T_m=1 795 K，参考温度T_r=273 K。等效屈服应力σ_y=A=887 MPa，B=803 MPa，C=0.001，m=0，n=0.28；D₁=0.1，D₂=0.76，D₃=1.57，D₄=0.005，D₅=-0.84。

1.3   碰撞工况设置

潜艇碰撞问题属于典型的低速大质量冲击问题，具有速度低和冲击能量大的特点，在此类碰撞速度下，实际撞击区域周围流域的流固耦合效应较弱^[1]，故在数值模拟分析中暂不考虑舱段周围流体介质对结构损伤的影响。将撞击体简化为半径为2 m的半球形刚性冲击体，半球形冲击体的质量与舱段质量相同，为等质量1:1撞击，质量为155 t。由于现代常规潜艇在水下的航行速度分为2种：一种为巡航速度，多为5~7 kn；另一种为作战速度，需要保持较高的航速，可达20 kn以上，但不超过25 kn，故综合考虑潜艇可能遇到的各种环境，最终选择16 kn航速作为代表航速进行碰撞分析，即半球形冲击头的冲击速度为8 m/s，舱段结构受到撞击的位置为冲击头直接撞到实肋板这一类强构件上，撞击角度与轴线垂直。

2.   舷间阵列结构模型及其分布

Zhou等^[8]研究发现复合材料多层阵列结构具有良好的抗冲击性能，并通过对其吸能特性的分析得到了吸能特性最优的多层阵列结构。受其启发, 本文设想将其应用于双壳体潜艇舱段结构耐压壳和非耐压壳之间的舷间空间，探讨其对潜艇耐压壳体的防护特性。舷间阵列防护结构在非耐压壳板和耐压壳板之间采用螺栓连接；为了提高计算效率，在数值模型中使用Tie绑定约束将多层阵列结构与非耐压壳体和耐压壳体连接在一起。加装防护后的潜艇舱段结构设置图如图 2所示。

图  2  复合材料多层阵列结构设置图

Figure  2.  Schematic of composite multilayer array structure

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为了更清晰地了解复合材料阵列结构的结构特点，选取复合材料多层阵列典型局部结构模型进行介绍。复合材料多层阵列典型局部结构模型由4层复合材料层合面板和3层纤维缠绕复合材料实心球形阵列结构单元组成。复合材料面板由上至下分别为第1层至第4层，夹芯层结构单元由上至下分别为第1层至第3层。每层夹芯层均由纤维缠绕复合材料实心球形阵列结构单元按照一定的方向周期性排列组成，结构单元之间按等间距布置，如图 3所示。结构单元间的间距设计为150 mm，典型局部模型第1层和第3层夹芯层的结构单元按4×4在两个方向上阵列分布，第2层夹芯层的结构单元按3×3在两个方向上阵列分布，不同夹芯层结构单元沿垂向按交错布置设计。多层阵列结构的面板与纤维缠绕复合材料实心球形阵列结构单元之间采用螺栓连接，为了提高计算效率，在数值模型中使用Tie绑定约束的形式进行连接。

图  3  复合材料多层阵列结构典型局部模型

Figure  3.  Model of composite multilayer array structure

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纤维缠绕复合材料实心球形阵列结构单元的结构形式和材料制备工艺见文献[11]，纤维缠绕复合材料实心球形结构单元的主要设计参量包括：球形固体浮力芯材高度H=87 mm，半径X=45 mm，上下加载端面半径R_E=30 mm。由于内部球形固体浮力芯材表面型线特征的限制和约束，表层纤维缠绕角度过大容易出现纤维丝束的滑脱现象，纤维缠绕层数过多则容易导致上下端面纤维堆积过高。因此，基于纤维缠绕成型工艺的可实现性，内部球形固体浮力芯材表层复合材料的纤维缠绕角度在0°~20°之间，纤维缠绕层数为1~3层之间，相应的纤维缠绕厚度约为0.6~1.8 mm。初始设计方案中取纤维缠绕角度θ=20°，纤维缠绕层数为2层，纤维缠绕厚度t_e=1.2 mm]，纤维缠绕复合材料实心球形结构单元的主要尺寸参数如图 4（a）所示。层合面板由SW220垂直正交玻璃纤维布增强430LV乙烯基酯树脂层合板与船用Q235B抗冲击型钢质薄板混杂叠加而成，叠加形式为3层钢质薄板层之间夹2层复合材料层合板，采用工艺性较好的RTM真空成型工艺，成型后复合材料层的纤维树脂质量比为1:1，如图 4（b）所示。对混杂复合材料层合面板的结构参数进行设计，主要设计参量包括：船用Q235B钢质薄板厚度h_s=2 mm，复合材料层合板厚度h_c=2 mm，方形面板宽度L=700 mm，复合材料层合板总厚度为10 mm。

图  4  结构单元及复合材料层合板几何模型

Figure  4.  The geometric model of multilayer array and composite laminate

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3.   碰撞防护前后特性对比分析

3.1   结构变形损伤模式分析

在撞击点位于潜艇舱段强构件位置工况下对舱段结构防护前后的碰撞特性进行分析，首先对防护前后舱段结构的非耐压壳板及内部构件变形特征进行对比分析，防护前后潜艇舱段结构变形损伤演变过程剖面图如图 5所示，舱段结构整体模型最终变形损伤模式如图 6所示。对图 5（a）进行分析可知，防护前潜艇舱段结构模型撞击过程可分为3个阶段：第1阶段为0~7 ms，主要为非耐压壳板发生变形直至撕裂；第2阶段为7~30 ms，主要为耐压壳以及环向肋板肋骨吸收能量；第3阶段为30~50 ms，为回弹阶段。在碰撞冲击初始阶段，即0~7 ms阶段，主要以非耐压圆柱壳板的大压弯变形损伤来吸收冲击能量。当冲击响应时间达到7 ms时，非耐压壳板与环向肋板相接处出现撕裂破坏。随着冲击体压缩位移的不断增加，非耐压壳板撕裂破坏沿环向肋板向上下两侧扩展。随着冲击压缩进程的不断推进，环向肋板发生压缩塑性变形将载荷传递到潜艇舱段结构的耐压壳体上，从而造成耐压壳体的弯曲变形损伤，并导致环向肋骨的屈曲变形，结构损伤较为严重，如图 6（a）、图 6（c）所示。当碰撞过程进行到30 ms时，冲击体的速度衰减为0，碰撞过程进入结构回弹阶段，冲击压缩阶段潜艇舱段结构件吸收的可恢复弹性应变能得到释放，撞击体出现一定程度的回弹现象；进行到50 ms时，撞击体与结构开始分离。

图  5  防护前后结构单元损伤演变过程与破坏模式

Figure  5.  Damage evolution process and failure modes of protective and nonprotective structure element

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图  6  防护前后结构构件应力对比图

Figure  6.  Comparison of stress contours of structural members before and after protection

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对图 5（b）进行分析可知，防护后潜艇舱段结构模型撞击过程可分为2个阶段：第1阶段为0~16 ms，该阶段为各结构件变形吸能阶段；第2阶段为16~30 ms，为回弹阶段。防护后潜艇舱段结构模型在第1阶段，即碰撞冲击阶段，主要以非耐压圆柱壳板的小变形弯曲和防护结构模块的压缩损伤来吸收冲击能量。由于环向肋板间的防护结构模块起压缩承载和能量耗散的作用，随着冲击压缩进程的不断进行，环向肋板发生压缩塑性变形并将载荷传递到耐压壳体上，从而造成耐压壳体和环向肋骨的轻微变形损伤，如图 6（b）、图 6（d）所示。由于防护结构模块的协同承载和能量耗散作用，冲击载荷对潜艇舱段结构耐压壳体所造成的损伤得以减轻。当碰撞过程进行到16 ms时，碰撞过程进入回弹阶段，冲击压缩阶段舱段结构件吸收的可恢复弹性应变能得到释放，因而冲击体出现一定程度的回弹；进行到30 ms时，撞击体与结构开始分离。综合对比防护前后的结果表明，防护后的舱段结构损伤变形较小，相对于防护前具有较大的改善，复合材料多层阵列防护结构起到了积极的保护作用。

3.2   结构动态响应分析

为了更深入地研究结构的抗撞击性能，本文对舱段结构防护前后的撞击力—撞深以及能量—撞深之间的关系进行分析，撞击力—撞深历程曲线、能量—撞深历程曲线分别如图 7（a）和图 7（b）所示。

图  7  防护前后结构动态响应对比图

Figure  7.  Dynamic response of structural members before and after protection

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从图 7（a）可以看出，撞击力曲线表现出较强的非线性，存在明显的加载、卸载阶段。防护前结构的极限撞深比防护后的极限撞深要大，防护前的撞击力远小于防护后的撞击力，这说明加装阵列防护结构增加了舱段结构整体的刚度，结构的抵抗力大大提高。进一步观察曲线可以发现，防护前结构的撞击力在加载阶段发生了明显的震荡，说明结构构件发生了很明显的损伤，可能出现撕裂、屈曲等损伤，而防护后的结构撞击力在加载阶段并未出现明显震荡，说明结构未出现明显损伤。由图 7（b）可知，相同撞深下防护后结构的吸能明显高于防护前舱段结构的吸能，说明防护后舷侧结构具有优良的吸能特性。综合分析表明，加装防护结构后的结构抵抗力大幅提高，撞击力相对于防护前未出现明显的震荡，即防护后结构未出现明显损伤，相同撞深情况下吸收的能量得到大幅度提高，可认为该防护结构有效提高了舱段结构的耐撞性，起到了保护潜艇舱段耐压壳体的作用。

3.3   结构各构件吸能分布特征

受撞过程遵守能量守恒原理，撞击体的冲击动能由潜艇舱段结构系统吸收，结构碰撞吸收的总能量应包括各部分构件的弹性变形能、塑性变形能、沙漏能以及动能等几部分能量^[7]。其中构件的弹性变形能和动能在撞击结束后，绝大部分转化为塑性变形能或释放，而沙漏能所占比例较小，因而不作为分析的对象。对防护结构模块而言，其吸收能量主要依靠复合材料阵列结构面板及单元中的纤维断裂、基体开裂和浮力芯材的压溃等损伤模式进行能量吸收。根据撞击体速度的损失可以算出撞击体损失的动能即为结构吸收的总能量，撞击体速度的变化直接反映了其动能的变化，速度时间历程曲线如图 8所示。

图  8  防护前后速度时间历程曲线

Figure  8.  The time histories of impactor's velocity before and after protection

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由图 8可知，撞击体撞击防护前舱段结构的最终回弹速度为3.57 m/s，撞击防护后舱段结构的最终回弹速度为4.5 m/s，从而可由公式$E=\frac{1}{2} m v_{0}^{2}-\frac{1}{2} m v_{1}^{2}$（式中m为质量，v为速度）得到舱段结构防护前后吸收的总能量分别为3.97和3.39 MJ。对于未安装防护结构模块的潜艇舱段结构而言，主要吸能构件包括非耐压壳体、环向肋板及肋骨和耐压壳体；而对于安装防护结构模块的潜艇舱段结构而言，非耐压壳体、防护结构模块、环向肋板及肋骨和耐压壳体为主要吸能构件，各主要构件吸能特性如表 1所示。

表  1  防护前后结构主要构件吸能特性

Table  1.  The energy absorbing characteristic of major structural parts for the protective/nonprotective structure

模型种类	结构吸收总能量/MJ	非耐压壳体			环向肋板及肋骨			耐压壳体			防护结构模块
		塑性变形能 /MJ	所占比例 /%		塑性变形能 /MJ	所占比例 /%		塑性变形能 /MJ	所占比例 /%		损伤吸能 /MJ	所占比例 /%
防护前	3.97	1.47	37		2.02	50		0.49	13		—	—
防护后	3.39	1.85	54		0.81	23		0.12	3		0.61	20

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由表 1可知：对防护前潜艇舱段结构而言，非耐压壳板和环向肋板及肋骨吸收的能量分别占总吸收能量的37%和50%，耐压壳体吸收的能量占总吸收能量的13%；从防护后潜艇舱段结构吸收内能来看，在非耐压壳、环向肋板及肋骨、防护结构模块和耐压壳4个主要的受力承载构件中，前三者的能量吸收比例较大，分别为54%，23%和20%，耐压壳体吸收的能量占总吸收能量的3%。综合分析可知，防护前潜艇舱段结构的舷侧撞击区域刚度较低且变形空间较大，结构的吸能效果从大到小依次为环向肋板及肋骨、非耐压壳体、耐压壳，这是因为环向肋板及肋骨和非耐压壳体直接遭受冲击载荷作用产生了大变形塑性损伤，而耐压壳刚度较大，不易产生变形损伤。防护后潜艇舱段结构的舷侧撞击区域刚度较大且变形空间较小，冲击体的能量主要由非耐压壳体、环向肋板及肋骨和防护结构模块所吸收，耐压壳体吸收的能量极小。防护后耐压壳体受到冲击作用而发生塑性变形吸收的能量相对于防护前减少了75%，从而可认为耐压壳体得到了有效的保护，防护结构起到了积极的保护作用。

4.   结论

本文采用ABAQUS数值模拟方法对复合材料多层阵列结构在潜艇碰撞中的防护机理进行研究，从结构变形损伤模式、结构动态响应和结构吸能分布特征3个角度进行了分析，主要结论如下：

1）防护前的非耐压壳体及环向肋骨变形损伤较大，而防护后的非耐压壳体及环向肋骨的变形损伤较小，防护后结构损伤相对于防护前得到较大改善，防护结构起到了积极的保护作用。

2）加装防护结构后的舱段结构抵抗力大大提高，结构未出现明显损伤，相同撞深情况下吸收的能量得到大幅提高，可认为该防护结构有效增加了舱段结构的耐撞性，起到了保护潜艇耐压壳体的作用。

3）无防护结构模块潜艇舱段结构的舷侧撞击区域刚度较小且变形空间较大，结构的吸能效果从大到小依次为环向肋板及肋骨、非耐压壳、耐压壳。而防护后的舷侧撞击区域刚度较大且变形空间较小，撞击体的能量主要由非耐压壳、环向肋板及肋骨和防护结构模块所吸收，防护后耐压壳体受到冲击作用而发生塑性变形吸收的能量相对于防护前减少了75%，可认为耐压壳体得到有效保护。

4）本文研究分析了舷间复合材料多层阵列结构在潜艇碰撞中的防护作用，对于提高潜艇耐撞性及其生命力具有重要意义，研究成果具有一定的工程应用价值和学术意义。