遭受水下爆炸的艦船縮比模型毀傷評估

程素秋，陳高杰，王樹樂

遭受水下爆炸的艦船縮比模型毀傷評估

程素秋，陳高杰，王樹樂

（中國人民解放軍 海軍91439部隊，遼寧 大連 116041）

對某型艦船縮比模型遭受水下爆炸的彈塑性動力響應(yīng)進行數(shù)值仿真與實爆試驗研究，基于總縱強度毀傷和局部塑性變形的表征參數(shù)進行毀傷等級評估。結(jié)果表明，加速度響應(yīng)和毀傷等級隨沖擊因子增大而增大，局部響應(yīng)與船體振型相關(guān)，局部塑性變形毀傷等級最高時總縱強度毀傷等級并不是最高。研究成果可為實船爆炸試驗評估提供參考。

振動與波；艦船縮比模型；水下爆炸；動力響應(yīng)；數(shù)值模擬

遭受水下爆炸的艦船結(jié)構(gòu)彈塑性動力響應(yīng)研究對于提高現(xiàn)役艦船的生命力和戰(zhàn)斗力，具有重要意義。因?qū)嵈ㄔ囼灥木揞~經(jīng)費、超長周期和不可重復(fù)等特點，在實際研究中常用縮比模型爆炸試驗來做先期研究。1984年，Rentz用試驗手段研究加筋平板在水下爆炸作用下的動態(tài)響應(yīng)，并進行了數(shù)值計算［1］。1988年，Gifford等對具有初始裂紋焊接厚板的動態(tài)響應(yīng)作了一系列試驗研究［2］。胡俊波等提出了改進型沖擊因子的計算方法，并經(jīng)某目標抗水下爆炸試驗驗證［3］。陳輝等利用整船縮比模型試驗，得到?jīng)_擊環(huán)境參數(shù)與水下爆炸載荷間的關(guān)系［4］。朱錫等對水面艦艇防雷艙結(jié)構(gòu)模型進行了一系列水下抗爆能力試驗［5］。張海鵬等研究對大縮尺比船模，使用畸變模型實現(xiàn)對原型總縱強度準確預(yù)測的方法［6］。秦健等基于π定律提出了在水下爆炸作用下加筋板模型動態(tài)響應(yīng)的相似預(yù)報方法［7］。程素秋等對某典型艙段模型進行水下爆炸試驗，研究了模型結(jié)構(gòu)所遭受的載荷及其動態(tài)響應(yīng)［8］。高浩鵬等設(shè)計了多層隔振系統(tǒng)用于水下爆炸試驗時測量設(shè)備抗沖擊防護［9］。張曉陽等采用頻域法和時域法對液壓螺栓有接觸應(yīng)力時抗沖擊性能進行仿真［10］。

1　艦船縮比模型設(shè)計

以某型艦為母船，按總縱強度相似原則，對母船作簡化，并忽略母船艦載設(shè)備對其質(zhì)量分布的影響。縮比模型（以下簡稱船模）共分8個艙，縮比因子1：20，不另行配重。其中艏艙較長（是其它艙室的兩倍長），其余艙室長度一樣。船模共設(shè)7道橫艙壁，2層平臺和中縱艙壁，平臺2與船底外底板組成雙層底，雙層底內(nèi)還有兩道縱旁艙壁加強，甲板、平臺1、平臺2的板厚4 mm，其余結(jié)構(gòu)的板厚3 mm，模型結(jié)構(gòu)總質(zhì)量約m=429.4 kg，材料選用普通船用鋼Q235；內(nèi)部結(jié)構(gòu)示意圖見圖1。兩端分別設(shè)有水密間，可以保證模型在殼體破裂后仍能浮在水面。

圖1　某型艦船縮比模型結(jié)構(gòu)剖面圖

2　數(shù)值仿真研究

2.1有限元模型建立

計算時考慮重力因素和殼板的應(yīng)變率強化效應(yīng)。有限元模型中船體網(wǎng)格由59 034個殼單元（S4R）組成，水域網(wǎng)格由3 615 054個聲學(xué)單元（AC3D8R）組成。結(jié)構(gòu)與水域間用TIE約束法模擬流固耦合，采用ABAQUS/EXPLICIT求解器（聲固耦合法）計算。船模和外部水域的有限元模型分別如圖2、圖3所示。

圖2　結(jié)構(gòu)有限元模型

圖3　流體模型圖

圖4　Q235鋼的動態(tài)力學(xué)性能參數(shù)

通過擬合得到：D=271.6，取ρ=7 800 kg/m3。E=2.1×1011Pa，材料極限應(yīng)變?nèi)ˇ舊=0.3。

炸藥采用 Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態(tài)方程［12］。JWL描述爆壓P和單位體積內(nèi)能e及爆炸產(chǎn)物體積V之間的關(guān)系，即

式中 A=373.77 GPa；B=3.747 1 GPa；R1=4.15；R2=0.9；ω=0.35；η=ρ/ρ0、ρ0=1.63 g/cm3、ρ為爆炸產(chǎn)物密度；TNT的e=6.0 GJ/m3。爆速為6 930 m/ s，爆壓為21 GPa。

2.2計算工況

取計算工況和實爆試驗工況完全相同。船模爆炸試驗是在某海域的近海岸完成，試驗場景如圖7所示。炸藥為1 kg RDX球形藥包和6 kg TNT球形藥包。對船模進行了七次水下爆炸，每次試驗時選用的藥包、布放距離、龍骨沖擊因子詳見表1，最后一次為毀傷試驗，沒有進行測量。

表1　船模計算工況表

2.3船模測點分布

船模上布設(shè)包括自由場壓力、加速度和應(yīng)變等測點。試驗前在船模上要按照預(yù)定位置裝好傳感器。加速度、應(yīng)變測點位置及標號如圖5、圖6所示，應(yīng)變片貼在平臺1與平臺2間的內(nèi)壁上。

圖5　平臺2加速度測點位置

圖6　底部加速度測點位置

圖7　船模爆炸試驗場景

3　船模結(jié)構(gòu)彈塑性動力響應(yīng)分析

3.1水下爆炸沖擊波載荷分析

Cole和Zamyshlyayev相繼提出了計算水下沖擊波載荷的經(jīng)驗公式（2）與（3），來計算沖擊波壓力P（t）、峰值壓力Pm等。其中：W為藥量/kg，R為爆心距觀測點的距離/m，R0為藥包的初始半徑/m，早期的沖擊波以指數(shù)形式衰減，當(dāng)t＞θ以后，沖擊波的衰減變慢，以近似于時間倒數(shù)的關(guān)系衰減。

圖8和圖9表示自由場壓力曲線，圖中是實測曲線與計算曲線的對比，二者趨勢基本相符，但實測曲線較計算曲線更復(fù)雜，所包含的載荷更豐富，反映了自由面截斷和海底反射效應(yīng)（注：工況3與工況4選擇工況3；工況5與工況6選擇工況5）。自由場壓力峰值對比見表2。

圖8　仿真計算與實爆試驗的自由場壓力對比

3.2船模在水下爆炸作用下的動響應(yīng)規(guī)律

船模爆炸試驗的沖擊因子是按照炸藥當(dāng)量由小到大，爆距從遠及近的原則而設(shè)計的，為便于對比，前三次試驗使用相同的藥包，后三次試驗藥包一樣。另外，工況1和工況2、工況3和工況4的沖擊因子基本相同，工況5和工況6只是藥包距船模水平距離不同；工況3和工況5只是藥包TNT當(dāng)量不同，這是為考察單一因素作用下的船模動響應(yīng)規(guī)律而設(shè)置的。

從表3中數(shù)據(jù)可知，同一測點在相同沖擊因子作用下的響應(yīng)也是有差異的，工況2、4中各測點響應(yīng)值明顯高于工況1、3（個別值偏離大的是因其零漂現(xiàn)象引起的）；同一工況中各測點的動響應(yīng)也是不同的，離爆源越近，響應(yīng)值越大，由于藥包布放時偏向船模首部，因此首部測點的響應(yīng)值要大于尾部測點；距離爆源位置差不多時，船模底部中間處的響應(yīng)值要大于首尾兩端及1/4處；平臺2上的響應(yīng)要小于底部。這是由于艦船是具有結(jié)構(gòu)振型的，初始傳遞到船底的沖擊波作為船底動能的一部分，以剛體運動的形式出現(xiàn)，其余爆炸能量則引起艦船結(jié)構(gòu)以不同結(jié)構(gòu)振型作振蕩變形。當(dāng)沖擊能量在船體結(jié)構(gòu)中向上傳播時，高頻分量會因結(jié)構(gòu)振型的作用而衰減，而低頻振型的響應(yīng)就變得更加突出。

圖9　測點BOTTOM-2-L在各次工況中的加速度時間歷程比對

4　船模結(jié)構(gòu)在水下爆炸作用下的毀傷評估

水面艦船在水下爆炸作用下的毀傷，可分為總體毀傷和局部毀傷?？傮w毀傷又分為：總縱強度毀傷和剩余總縱強度毀傷。前者是由中近場大當(dāng)量水

下沖擊波和氣泡脈動壓力作用下艦艇結(jié)構(gòu)產(chǎn)生鞭狀運動、及近距爆炸產(chǎn)生的沖擊振動與底部負壓區(qū)使艦艇產(chǎn)生中垂?fàn)顟B(tài)的迭加作用等引起。后者是在接觸爆炸作用下造成艦艇的局部破口，引起艦艇結(jié)構(gòu)間接的總體毀傷，屬于艦艇結(jié)構(gòu)破損剩余強度。水面艦船局部毀傷又可分為：局部破損毀傷和局部塑性變形毀傷。前者是由近距或接觸爆炸作用下引起

的；后者是由非接觸爆炸作用下引起的。針對表1所列的工況，船模的毀傷形式有兩種：總縱強度毀傷和局部塑性變形毀傷。

表2　自由場壓力峰值對比

表3　船模爆炸試驗的加速度峰值統(tǒng)計

4.1總縱強度毀傷計算

式中Mu1為完好船體梁計算剖面彈性極限彎矩值；Mq1為計算狀態(tài)對應(yīng)的船體梁剖面所受靜、動外力合成作用彎矩的最大設(shè)計值。即

其中Ms1為完好艦艇靜水彎矩值，Me1為氣泡載荷附加彎矩值，Md1為最大設(shè)計沖擊振動彎矩值。

4.2局部塑性變形毀傷計算

假設(shè)加筋板結(jié)構(gòu)為四周固支，在爆炸載荷作用下加筋板結(jié)構(gòu)發(fā)生大撓度變形，考慮到結(jié)構(gòu)邊界產(chǎn)生塑性鉸線，最終變形的撓曲面可近似為正弦曲面。其撓曲面函數(shù)可取為

（1）板架邊界塑性鉸彎曲變形能U1

（2）板架彎曲變形能U2

（3）板架伸長變形能U3

（4）結(jié)構(gòu)初始動能Ek

相對于結(jié)構(gòu)響應(yīng)時間，沖擊波持續(xù)時間非常短，可近似認為炸藥的沖擊波能全部被結(jié)構(gòu)吸收。在非接觸水下爆炸條件下，可假設(shè)沖擊波為平面波，由沖擊波的能流密度表達式得到結(jié)構(gòu)吸收的沖擊波能，即沖擊波作用后結(jié)構(gòu)的初始動能

（6）能量守恒原理

根據(jù)能量守恒原理有U1+U2+U3=Ek。將式（6）—式（10）和參數(shù)代入，進行求解可以得到中心撓度w0，進而可以得到整個加筋板結(jié)構(gòu)的變形場。即

4.3局部塑性變形算例分析

實爆試驗結(jié)果表明，舷側(cè)板架（上）的變形較嚴重，因此取該板架作為局部撓曲變形的分析對象。

對比表4和表5，發(fā)現(xiàn)同一工況針對不同參數(shù)的評估結(jié)果是不同的。評估時針對不同參數(shù)可分別作結(jié)論，然后綜合全部評估結(jié)果衡量后得出在某個沖擊因子下會達到的效果及量級。圖10是工況7的數(shù)值模擬與實爆試驗的塑性變形對比。對比圖中由變形情況可知，數(shù)值模擬與實爆試驗結(jié)果基本相符。

表4　船?？偪v強度抗毀傷等級評估結(jié)果

表5　舷側(cè)板架局部撓曲變形毀傷等級評估結(jié)果

圖10　船模在工況7后的塑性變形對比

5　結(jié)語

對某型艦船縮比模型遭受水下爆炸時的彈塑性動力響應(yīng)進行數(shù)值仿真與一系列實爆試驗研究。基于總縱強度毀傷和局部塑性變形對該模型進行了毀傷評估。結(jié)果表明，加速度響應(yīng)和毀傷等級隨沖擊因子增大而增大，局部響應(yīng)與船體振型相關(guān)，局部塑性變形毀傷等級最高時總縱強度毀傷等級并不是最高。研究成果可為實船爆炸試驗評估提供參考。

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Damage Evaluation of a Ship Scaled Model Subjected to Underwater Explosion

CHENG Su-qiu，CHEN Gao-jie，WANG Shu-le
（91439 Unit of PLA，Dalian 116041，Liaoning China）

The dynamic response of a ship scaled model subjected to underwater explosion is studied using numerical simulation and realistic explosion tests.Based on the characteristic parameters of longitudinal strength and local plastic distortion，the grade evaluation of anti-deflection capability of the model is conducted.The results show that the acceleration response and damage grade increase with the shock factors，and the local response is related to the vibration mode.When the damage grade based on the local plastic distortion reaches the highest value，the damage grade based on longitudinal strength is not necessarily the highest.The result is of significance for evaluation of ship shock tests.

vibration and wave；ship scaled model；underwater explosion；dynamic response；numerical simulation

U663.85

ADOI編碼：10.3969/j.issn.1006-1335.2016.03.015

1006-1355（2016）03-0070-06

2015-06-10

程素秋（1968-），遼寧省丹東市，女，碩士，高級工程師，從事水下爆炸試驗仿真與評估工作。E-mail：csq4028@sina.com