船體典型結(jié)構(gòu)局部強(qiáng)度考核試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

王 軍 孫 豐 陳 舸 祝祥剛

（哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院 哈爾濱 150001）

0 引 言

我國(guó)近20年的艦船遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸領(lǐng)域的研究已基本解決沖擊波與結(jié)構(gòu)相互作用的問(wèn)題。在遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸中，主要為沖擊波與結(jié)構(gòu)在彈性范圍內(nèi)的相互作用，采用雙漸近法，可把求解的誤差控制在30%左右。對(duì)于非接觸的中近場(chǎng)爆炸，主要是沖擊波與結(jié)構(gòu)相互作用產(chǎn)生片空化現(xiàn)象，出現(xiàn)氣、液、固耦合效應(yīng)。近場(chǎng)爆炸板架大變形求解困難。對(duì)于在爆炸沖擊作用下艦船板架的局部強(qiáng)度，規(guī)范中并沒(méi)有考核標(biāo)準(zhǔn)，并且對(duì)于梁及板架的動(dòng)力響應(yīng)求解需要通過(guò)試驗(yàn)來(lái)驗(yàn)證，因此有必要對(duì)艦船板架的局部強(qiáng)度進(jìn)行試驗(yàn)研究。

國(guó)內(nèi)開(kāi)展的實(shí)船水下爆炸試驗(yàn)不多，主要是進(jìn)行模型相似性研究，其中包括船體梁在近距爆炸沖擊波作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的相似律研究［1］和彈塑性結(jié)構(gòu)水下爆炸相似律研究［2］等，大部分都是在大尺度縮比模型下開(kāi)展的試驗(yàn)分析［3-5］。但如果縮尺比較大，模型相似律問(wèn)題還沒(méi)有得到完全解決，換算到實(shí)船上的結(jié)果的準(zhǔn)確性便無(wú)法保證，其試驗(yàn)結(jié)果難以衡量實(shí)際艦船的抗爆能力。因此，有必要研究為實(shí)現(xiàn)不同試驗(yàn)?zāi)康亩_(kāi)展最佳試驗(yàn)方案。

1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)

我國(guó)目前進(jìn)行實(shí)船爆炸試驗(yàn)來(lái)考核艦船的抗爆抗沖擊性能尚有一定的難度。要完成艦船的局部強(qiáng)度考核，可以采用適中縮比模型進(jìn)行機(jī)理性試驗(yàn)，得到典型結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)的計(jì)算方法；再通過(guò)小縮比板架、艙段乃至實(shí)尺度艙段試驗(yàn)對(duì)理論計(jì)算方法進(jìn)行驗(yàn)證。此方法可以認(rèn)為是艦船型號(hào)研制和強(qiáng)度考核的可行之路［6-8］。

1.1 試驗(yàn)?zāi)Ｐ?/h3>

本文提出的試驗(yàn)方案是根據(jù)某艦船結(jié)構(gòu)按1∶4進(jìn)行設(shè)計(jì)的局部板架和構(gòu)件的縮比模型。實(shí)際艦船艙段中縱桁長(zhǎng)17 m、實(shí)肋板長(zhǎng)1 m，雙層底間高1.2 m。

由實(shí)船幾何尺度可得出縮比模型尺寸。其中模型1和模型2分別取艦船兩個(gè)橫艙壁間的縱桁和實(shí)肋板；模型3取兩個(gè)艙段間的一根主向梁與交叉構(gòu)件組成十字交叉梁結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)，模型3中兩者的耦合效應(yīng)可較好驗(yàn)證實(shí)船板架結(jié)構(gòu)中交叉梁系的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)；模型4取船底兩個(gè)艙段之間的雙層底板架結(jié)構(gòu)進(jìn)行試驗(yàn)，試驗(yàn)方案中的模型包括船體的典型結(jié)構(gòu)；同時(shí)，模型的總體尺度不大，較易開(kāi)展破壞試驗(yàn)，模型4中結(jié)構(gòu)的變形量與變形范圍都可以較好地模擬實(shí)船結(jié)構(gòu)。四個(gè)模型的具體結(jié)構(gòu)如圖1～圖4所示。其中，縱桁和實(shí)肋板都是梁模型，只是幾何尺寸不同，所以圖1和圖2類(lèi)似。

圖1 模型1 縱桁

圖2 模型2 實(shí)肋板

圖3 模型3 十字交叉梁

圖4 模型4 雙層底板架

1.2 邊界固定裝置

圖5 邊界條件模擬試驗(yàn)裝置結(jié)構(gòu)三視圖

圖6 邊界條件模擬試驗(yàn)裝置立體圖

用于模擬兩端剛性固定的結(jié)構(gòu)三視圖如下頁(yè)圖5所示，圖中給出邊界條件模擬試驗(yàn)裝置的具體尺寸。圖6為空間立體結(jié)構(gòu)圖，此裝置中的大面積板材在水中沿板面法線方向運(yùn)動(dòng)過(guò)程中會(huì)產(chǎn)生巨大阻力，同時(shí)由于垂向質(zhì)量吸附柵格的存在，即使裝置運(yùn)動(dòng)，其產(chǎn)生的附加質(zhì)量也會(huì)很大，進(jìn)一步加大整個(gè)結(jié)構(gòu)的運(yùn)動(dòng)阻尼，從而大大削弱整個(gè)結(jié)構(gòu)彎曲、扭轉(zhuǎn)及垂向的運(yùn)動(dòng)，并能很好地模擬模型兩端剛性固定的邊界條件。

邊界條件模擬試驗(yàn)裝置利用鋼板在水中沿板面法向運(yùn)動(dòng)產(chǎn)生巨大附加質(zhì)量的原理，通過(guò)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的附加質(zhì)量來(lái)代替模型實(shí)際受到的邊界約束，原理圖如圖7（a）所示。該結(jié)構(gòu)由垂向平板、水平平板、加強(qiáng)板及支撐構(gòu)件組成。經(jīng)分析可知，當(dāng)模型受到中部正下方爆炸沖擊載荷時(shí)，計(jì)算時(shí)主要是考慮模型平面內(nèi)的彎曲運(yùn)動(dòng)和垂向的平移運(yùn)動(dòng)，此時(shí)只需要計(jì)算出兩塊平板在各自法線方向的附加質(zhì)量，便可得出此裝置對(duì)模型動(dòng)力響應(yīng)的影響。垂向約束力由水平板的附加慣性力提供，而彎曲運(yùn)動(dòng)約束反力矩由垂向平板的附加慣性力矩來(lái)提供，如圖7（b）所示。

圖7 邊界條件模擬試驗(yàn)裝置原理圖

2 模型浮態(tài)設(shè)計(jì)

縮比試驗(yàn)?zāi)Ｐ托枰谒刂羞M(jìn)行水下爆炸試驗(yàn)，因此各個(gè)模型擁有必要的浮態(tài)是進(jìn)行試驗(yàn)的前提。試驗(yàn)要求模型在水中所受浮力大于模型結(jié)構(gòu)自身的重力，從而能夠浮于水面；又因?yàn)榭s比試驗(yàn)?zāi)Ｐ拖鄬?duì)體積較小，操作靈活，無(wú)需對(duì)每個(gè)模型進(jìn)行全面的浮態(tài)分析，而只需要保證自身提供的浮力大于自身的重力。

對(duì)于模型自身質(zhì)量大于自身提供浮力的試驗(yàn)?zāi)Ｐ?，通過(guò)外加牽引等措施，可使模型浮于水面。各模型與流場(chǎng)裝配后獲得的浮態(tài)結(jié)果如圖8～圖11所示。

圖8 縱桁浮態(tài)

圖9 實(shí)肋板浮態(tài)

圖10 十字交叉梁浮態(tài)

圖11 雙層底板架浮態(tài)

3 數(shù)值仿真分析

3.1 工況設(shè)置

試驗(yàn)擬對(duì)試驗(yàn)方案的四個(gè)模型分別進(jìn)行三個(gè)工況的水下爆炸試驗(yàn)，各個(gè)工況都是在模型正下方爆炸，藥量8 kg，爆距由遠(yuǎn)及近分別為10 m、8 m、5 m，對(duì)應(yīng)的沖擊因子分別為0.28、0.35、0.57。試驗(yàn)時(shí)選取的炸藥包藥量和炸藥包距模型的距離應(yīng)根據(jù)實(shí)船要求按式（1）、式（2）予以確定［9］:

式中:Wm和Rm分別表示模型試驗(yàn)的藥包TNT當(dāng)量和爆距，Wp和Rp分別表示考核實(shí)船的藥包TNT當(dāng)量和爆距，λ為模型縮尺比，在本文設(shè)計(jì)的縮比試驗(yàn)?zāi)Ｐ椭笑巳?。

根據(jù)以上兩式，換算到實(shí)船后對(duì)應(yīng)的藥量為512 kg，爆距分別為 40 m、32 m、20 m，對(duì)應(yīng)的實(shí)船水下爆炸沖擊因子為0.57、0.71、1.13，如表1所示。

表1 縮比模型水下爆炸工況設(shè)置

3.2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

3.2.1 縮比模型計(jì)算結(jié)果

在ABAQUS軟件中基于聲固耦合分析方法，對(duì)各個(gè)縮比模型按照表1的工況進(jìn)行仿真計(jì)算，工況1的毀傷效果如圖12～圖15所示。

圖12 縱桁應(yīng)力云圖

圖13 實(shí)肋板應(yīng)力云圖

圖14 十字交叉梁應(yīng)力云圖

圖15 雙層底板架應(yīng)力云圖

由模型應(yīng)力云圖可知，縱桁最大應(yīng)力為412 MPa，最大應(yīng)力出現(xiàn)在縱桁兩端；實(shí)肋板的最大應(yīng)力為276MPa，最大應(yīng)力出現(xiàn)在實(shí)肋板兩端；十字交叉梁的最大應(yīng)力為325 MPa，在縱桁和實(shí)肋板交叉處應(yīng)力最大；板架的最大應(yīng)力為360MPa。同樣，在縱桁和實(shí)肋板交叉處應(yīng)力較大。縱桁結(jié)構(gòu)較為細(xì)長(zhǎng)，其長(zhǎng)度方向只有縱骨加強(qiáng)，因此強(qiáng)度弱且應(yīng)力較大。十字交叉梁由于帶板的面積較大，受到?jīng)_擊波壓力的面積大，而結(jié)構(gòu)相對(duì)板架薄弱，所以產(chǎn)生較實(shí)肋板大的應(yīng)力。

由模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D16～圖19可知，縱桁最大塑性應(yīng)變?yōu)?.06，實(shí)肋板的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.04，十字交叉梁的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.04，板架的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.02。從數(shù)值仿真結(jié)果來(lái)看，縱桁變形最大的原因是由于結(jié)構(gòu)只有縱向加強(qiáng)筋。實(shí)肋板、十字交叉梁及板架的最大塑性應(yīng)變較為一致，最大變形的位置也都發(fā)生在兩端。實(shí)肋板兩端塑性變形嚴(yán)重而中間基本無(wú)變形，是由于在兩端靠近邊界的位置產(chǎn)生兩個(gè)塑性鉸所致。

圖16 縱桁塑性應(yīng)變

圖17 實(shí)肋板塑性應(yīng)變

圖18 十字交叉梁塑性應(yīng)變

圖19 雙層底板架塑性應(yīng)變

綜上所述，在工況1的作用下，所有模型塑性變形均較小，未發(fā)生整體破壞。

圖20～圖23為工況2模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。縱桁最大塑性應(yīng)變?yōu)?.08，實(shí)肋板的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.05，十字交叉梁的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.07，板架的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.04，各模型發(fā)生最大應(yīng)變的位置與工況1相同。隨著爆距減小，沖擊因子增大，梁模型的沖擊響應(yīng)開(kāi)始明顯大于板架的響應(yīng)。簡(jiǎn)單的梁模型由于只有帶板和加強(qiáng)筋來(lái)提高抗彎剛度，沒(méi)有板架整體剛度高，所以響應(yīng)偏大。使用梁模型來(lái)考核板架局部強(qiáng)度相對(duì)保守，但安全性較佳。

圖20 縱桁塑性應(yīng)變

圖21 實(shí)肋板塑性應(yīng)變

圖22 十字交叉梁塑性應(yīng)變

圖23 雙層底板架塑性應(yīng)變

在工況2的作用下，縮比模型的等效塑性應(yīng)變均小于0.2，可以認(rèn)為未達(dá)到失效破壞的程度，因此繼續(xù)縮小爆距，加大沖擊響應(yīng)。

圖24～圖27為工況3模型的等效塑性應(yīng)變?cè)茍D。工況3的沖擊因子已經(jīng)達(dá)到0.57，從等效塑性應(yīng)變?cè)茍D可以看出:模型發(fā)生較大變形，縱桁和實(shí)肋板扭曲變形較大，最大塑性應(yīng)變達(dá)到0.17和0.13。十字交叉梁的肋板兩端部分發(fā)生嚴(yán)重變形。最大等效塑性應(yīng)變達(dá)到0.12，而且局部已經(jīng)出現(xiàn)屈曲變形。若以此作為艦船局部強(qiáng)度考核參考，則在沖擊因子為0.57船體正下方的水下爆炸中，局部結(jié)構(gòu)破壞嚴(yán)重?？s比板架相對(duì)于梁的響應(yīng)較小，但最大等效塑性應(yīng)變已達(dá)到0.1，沿長(zhǎng)度方向的縱桁響應(yīng)相對(duì)較小，但肋板兩端也出現(xiàn)較大塑性應(yīng)變。

圖24 縱桁塑性應(yīng)變

圖25 實(shí)肋板塑性應(yīng)變

圖26 十字交叉梁塑性應(yīng)變

圖27 雙層底板架塑性應(yīng)變

在縮比模型試驗(yàn)中，沖擊因子達(dá)到0.57，模型發(fā)生較大損壞，換算到實(shí)船后沖擊因子已經(jīng)達(dá)到1.13。因此較保守的估計(jì)，沖擊因子為1.13時(shí)艦船底部板架發(fā)生局部破壞，局部強(qiáng)度部分喪失。

通過(guò)以上數(shù)值計(jì)算結(jié)果，結(jié)合梁的結(jié)構(gòu)變形，可確定模型1和模型2可驗(yàn)證梁在爆炸沖擊載荷作用下塑性動(dòng)力響應(yīng)的理論分析方法，同時(shí)驗(yàn)證本試驗(yàn)采用的模擬梁兩端剛性固定邊界條件方法的有效性；對(duì)模型3的十字交叉梁、計(jì)算位移響應(yīng)及塑性變形，可驗(yàn)證實(shí)船板架結(jié)構(gòu)中交叉梁系的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析方法；計(jì)算模型4雙層底板架結(jié)構(gòu)的應(yīng)力和塑性變形，可對(duì)艦船局部強(qiáng)度考核的理論分析提供基礎(chǔ)。

3.2.2 實(shí)船仿真結(jié)果對(duì)比

為驗(yàn)證縮比模型計(jì)算結(jié)果的有效性，對(duì)實(shí)船采取表1中實(shí)船對(duì)應(yīng)工況進(jìn)行計(jì)算。工況1模型的應(yīng)變?cè)茍D如圖28～圖29所示。

圖28 外板塑性應(yīng)變

圖29 梁結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變

圖中外板的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.03，典型梁結(jié)構(gòu)最大塑性應(yīng)變?yōu)?.1，但出現(xiàn)在端部尖角結(jié)構(gòu)處，絕大部分區(qū)域塑性應(yīng)變小于0.03，這與縮比模型試驗(yàn)的工況1結(jié)果較為一致。

工況2模型的應(yīng)變?cè)茍D如圖30～圖31所示。工況2外板的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.04，典型梁結(jié)構(gòu)最大塑性應(yīng)變?yōu)?.16；隨著沖擊因子的加大，工況3外板的最大等效塑性應(yīng)變?yōu)?.07，如圖32～圖33所示，典型梁結(jié)構(gòu)最大塑性應(yīng)變?yōu)?.17。

圖30 外板塑性應(yīng)變

圖31 梁結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變

圖32 外板塑性應(yīng)變

圖33 梁結(jié)構(gòu)塑性應(yīng)變

由此可見(jiàn)，梁結(jié)構(gòu)已嚴(yán)重變形，且底板加強(qiáng)筋塑性變形超過(guò)0.2，發(fā)生較大塑性破壞，這與縮比模型得出的計(jì)算結(jié)果較為接近。

在不同工況下，各模型塑性應(yīng)變與實(shí)船比較如表2所示，實(shí)船外板的等效塑性應(yīng)變比模型1～模型3計(jì)算值偏小。

表2 不同工況下各模型塑性應(yīng)變與實(shí)船比較

可見(jiàn)，用本文設(shè)計(jì)的縮比模型進(jìn)行試驗(yàn)來(lái)考核實(shí)船局部強(qiáng)度偏于保守，但模型4與實(shí)船結(jié)果較為接近，因此，縮比板架模型考核實(shí)船的局部強(qiáng)度精度最高［10-11］。

4 結(jié) 論

試驗(yàn)方案中取實(shí)船艙段模型中典型結(jié)構(gòu)，包括艙段之間縱桁、實(shí)肋板、交叉梁系及雙層底板架結(jié)構(gòu)，利用設(shè)計(jì)的邊界條件模擬試驗(yàn)裝置來(lái)達(dá)到試驗(yàn)過(guò)程中的模型兩邊剛性固定的邊界條件，考察近場(chǎng)爆炸下船體結(jié)構(gòu)的局部損傷，得出如下結(jié)論:

（1）工況1和工況2縮比模型計(jì)算結(jié)果均未達(dá)到失效破壞程度，等效塑性應(yīng)變均小于0.2。工況3時(shí)船底部板架發(fā)生局部破壞，局部強(qiáng)度部分喪失。

（2）模型1和工況2的縱桁和實(shí)肋板梁模型，在水下爆炸作用下的動(dòng)力響應(yīng)，可驗(yàn)證梁在爆炸沖擊載荷作用下塑性動(dòng)力響應(yīng)的理論分析方法；十字交叉梁塑性變形，可驗(yàn)證實(shí)船結(jié)構(gòu)中板架結(jié)構(gòu)中交叉梁系的結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)分析方法；雙層底板架結(jié)構(gòu)的塑性變形，可對(duì)艦船局部強(qiáng)度考核的理論分析提供基礎(chǔ)。

（3）縮比模型數(shù)值計(jì)算結(jié)果與實(shí)船仿真結(jié)果較為接近。本文設(shè)計(jì)縮比模型試驗(yàn)方案，可以使試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷慕Y(jié)構(gòu)變形、動(dòng)應(yīng)變及變形范圍與實(shí)際船體變形規(guī)律保持一致，并能較好地反映實(shí)船的局部強(qiáng)度。

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