水下舷側(cè)多層防護(hù)隔艙接觸爆炸毀傷載荷特性分析*

陳鵬宇,侯海量,吳林杰,朱 錫

(海軍工程大學(xué)艦船工程系,湖北武漢430033)

水下舷側(cè)多層防護(hù)隔艙接觸爆炸毀傷載荷特性分析*

陳鵬宇,侯海量,吳林杰,朱 錫

(海軍工程大學(xué)艦船工程系,湖北武漢430033)

為探討水下多層防護(hù)隔艙結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì),以典型三艙式結(jié)構(gòu)為對(duì)象,利用Dytran軟件分析了水下接觸爆炸下舷側(cè)多層防護(hù)隔艙中膨脹空艙內(nèi)的毀傷載荷特性,得到了載荷的簡(jiǎn)化模型,并擬合出膨脹艙壓力載荷脈動(dòng)平穩(wěn)階段準(zhǔn)靜態(tài)氣壓值的計(jì)算公式。結(jié)果表明,膨脹空艙內(nèi)的毀傷載荷特性在時(shí)間尺度上可分為氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段和脈動(dòng)平穩(wěn)兩個(gè)階段;在空間分布上,主要分為正反射區(qū)和馬赫反射區(qū),正反射區(qū)作用載荷由初始瞬態(tài)脈沖載荷和后續(xù)逐漸衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷疊加而成,馬赫反射區(qū)作用載荷則以準(zhǔn)靜態(tài)氣壓為主。

水下接觸爆炸;爆炸載荷;準(zhǔn)靜態(tài)氣壓;毀傷載荷特性

隨著水下制導(dǎo)技術(shù)的發(fā)展,艦艇遭遇水下接觸爆炸的危險(xiǎn)越來(lái)越大。一旦遭遇水下接觸爆炸,普通船體板架結(jié)構(gòu)通常會(huì)產(chǎn)生大面積破口[1-2]。水下舷側(cè)多層防雷隔艙結(jié)構(gòu)是大型水面艦艇抵御魚(yú)水雷接觸爆炸或水下近場(chǎng)非接觸爆炸的典型結(jié)構(gòu)形式,通常設(shè)置3～5層艙室,分別為空艙或者液艙,其主要目的是為了預(yù)防魚(yú)水雷在舷側(cè)接觸爆炸或水下近場(chǎng)非接觸爆炸造成的船體破壞,其次是抵御由爆炸產(chǎn)生的高速破片的侵徹穿甲破壞。

由于防雷艙結(jié)構(gòu)自身為多層結(jié)構(gòu),加之艙室內(nèi)具有多種介質(zhì),它在水下接觸爆炸載荷作用下的動(dòng)響應(yīng)及破損問(wèn)題十分復(fù)雜,雖然二戰(zhàn)期間多國(guó)曾對(duì)這類問(wèn)題作過(guò)系統(tǒng)研究,但由于軍事保密的原因,這方面的可查閱的國(guó)外文獻(xiàn)極少,主要集中在水下接觸、非接觸爆炸載荷下,簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)[3]和破壞問(wèn)題研究。我國(guó)的研究主要集中在模型的性能實(shí)驗(yàn)研究[4-6]、能量角度的抗爆機(jī)理分析[7]和流固耦合分析[8-10]。通過(guò)這些研究,學(xué)者們逐漸認(rèn)識(shí)到水下接觸爆炸下防雷艙結(jié)構(gòu)受到的毀傷載荷包括爆炸產(chǎn)物和高速破片兩大類[11],并認(rèn)為設(shè)置膨脹空艙的主要目的是預(yù)備一定空間讓爆炸產(chǎn)物膨脹,降低作用到內(nèi)部結(jié)構(gòu)的沖擊波峰值壓力,吸收液艙則主要是通過(guò)液體吸收戰(zhàn)斗部爆炸后所產(chǎn)生的高速破片來(lái)抵御侵徹穿甲[4]。唐廷等[10]指出,高速破片載荷對(duì)液艙的撞擊將在水中產(chǎn)生壓力波,傳播至液艙后板時(shí)即導(dǎo)致液艙后板的變形與破壞,并采用一維平面波理論推導(dǎo)得到了大破片撞擊液艙產(chǎn)生的壓力波形式及影響因素[12];隨后,孔祥韶等[13]采用數(shù)值模擬計(jì)算分析了單、雙發(fā)破片侵徹液艙引起的沖擊波及其疊加現(xiàn)象。然而,水下接觸爆炸下艦艇結(jié)構(gòu)將承受爆炸產(chǎn)物、沖擊波和大量高速破片侵徹等多種載荷的作用,目前關(guān)于這些載荷作用形式、強(qiáng)度、傳播規(guī)律等特性及其影響因素的研究十分有限。

為進(jìn)一步揭示多層防雷隔艙結(jié)構(gòu)的防護(hù)機(jī)理,本文中以多層防雷隔艙結(jié)構(gòu)模型的抗爆實(shí)驗(yàn)研究為基礎(chǔ),采用流固耦合有限元分析方法,分析水下接觸爆炸下多層防雷艙結(jié)構(gòu)中爆炸產(chǎn)物、沖擊波的傳播過(guò)程及載荷特性。

1 有限元分析模型

1.1 計(jì)算模型

采用有限元程序MSC.Dytran對(duì)文獻(xiàn)[1]中模型3(見(jiàn)圖1)在水下接觸爆炸下爆炸產(chǎn)物、沖擊波的傳播過(guò)程、強(qiáng)度特性及影響因素進(jìn)行模擬分析。

圖1 結(jié)構(gòu)橫剖面圖與有限元模型(單位:mm)Fig.1 Transverse section of the structure and the FEM model(unit:mm)

防雷艙結(jié)構(gòu)全部用殼單元進(jìn)行模擬;空氣、炸藥和水采用多材料歐拉求解器(MMHYDRO)進(jìn)行分析計(jì)算;流固耦合作用采用考慮失效的一般耦合方法;考慮歐拉域之間不同材料的流動(dòng),當(dāng)由防雷艙結(jié)構(gòu)組成的耦合面失效后,不同艙室內(nèi)的流體物質(zhì)會(huì)發(fā)生相互流動(dòng)。采用自適應(yīng)接觸分析方法考慮結(jié)構(gòu)大變形后相互之間的接觸作用。

為了分析防雷艙結(jié)構(gòu)內(nèi)外空氣與水介質(zhì)與結(jié)構(gòu)的耦合作用,拉格朗日結(jié)構(gòu)單元尺寸設(shè)為8 mm×8 mm,歐拉單元尺寸設(shè)為40 mm×40 mm×40 mm,共設(shè)置5個(gè)歐拉域,如圖2所示。第1個(gè)歐拉域?yàn)榉览着撏獠康目諝夂退?圖中第1個(gè)歐拉域的尺寸未按比例繪制),用來(lái)模擬防雷艙結(jié)構(gòu)外部的水和空氣;第2～5個(gè)歐拉域分別為第1至5層艙室內(nèi)的介質(zhì)。空艙內(nèi)為空氣;液艙內(nèi)為水和空氣,液面高度為0.55 m,上面留有高度為0.06 m的空氣。

圖2 歐拉域設(shè)置示意圖(單位:mm)Fig.2 Sketch of Euler region(units:mm)

1.2 材料特性

防雷艙結(jié)構(gòu)中4 mm厚的甲板和防御縱壁為低合金船用鋼,其余材料均為普通船用鋼,采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型,材料的應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述,動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度σd為:

式中:σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度,E為楊氏模量,Eh為應(yīng)變硬化模量,εp為有效塑性應(yīng)變,˙ε為等效塑性應(yīng)變率;D、n為常數(shù)。材料失效模型采用最大塑性應(yīng)變失效。計(jì)算中材料參數(shù)如表1所示。

表1 結(jié)構(gòu)材料參數(shù)Table 1 Material parameters for the structure

對(duì)于水下接觸爆炸作用下防雷艙結(jié)構(gòu)的動(dòng)態(tài)響應(yīng)數(shù)值計(jì)算來(lái)說(shuō),涉及到空氣、水、炸藥和船體結(jié)構(gòu)鋼4種物質(zhì)(或材料)。假設(shè)空氣為理想氣體,其狀態(tài)方程為:

式中:p為壓力,初始?jí)毫υO(shè)為1.0×105Pa;ρ為密度,初始密度設(shè)為1.184 8 kg/m3;e為內(nèi)能,設(shè)為211 kJ/kg;γ為比熱比,設(shè)為1.4。假設(shè)水為可壓縮但是無(wú)黏性無(wú)旋性的流體,它的狀態(tài)方程由多項(xiàng)式給出

式中:k為體積模量;ρ0為水的參考密度。取k=2.2 GPa,ρ0=1 000 kg/m3。設(shè)TNT炸藥的密度為1 717 kg/m3,比內(nèi)能為4.765 MJ/kg。為減少計(jì)算量,忽略炸藥的爆轟過(guò)程和初始膨脹過(guò)程,采用理想高壓氣團(tuán)(γ=1.4)等效模擬炸藥初始狀態(tài),空氣的質(zhì)量和內(nèi)能和炸藥一樣,密度調(diào)整為105 kg/m3?？諝獾某跏?jí)毫τ晒?2)可以計(jì)算得到為200 MPa[10]。

2 模擬結(jié)果及分析

2.1 爆炸產(chǎn)物膨脹過(guò)程及膨脹艙壁所受載荷特性

為獲得膨脹空艙中爆炸產(chǎn)物膨脹過(guò)程及膨脹艙壁所受的載荷特性,取膨脹艙壁前歐拉單元的壓力作為膨脹艙壁實(shí)際承受的壓力,得爆炸產(chǎn)物在空艙中膨脹時(shí)對(duì)膨脹艙壁形成的壓力如圖3、4所示。圖3所示為膨脹艙壁上的壓力分布云圖隨時(shí)間變化的情況,圖中看出壓力分布大致可分為中心區(qū)、遠(yuǎn)場(chǎng)區(qū)和角隅匯聚區(qū)3個(gè)部分。

圖3 作用于膨脹艙壁的壓力載荷(裝藥量300 g TNT)Fig.3 Pressure on isolate bulkhead(300 g TNT)

在膨脹艙壁上設(shè)置8個(gè)沖擊波壓力觀測(cè)點(diǎn)(見(jiàn)圖5):測(cè)點(diǎn)P1～P4位于膨脹艙壁中橫剖面上,P2～P4位于正反射區(qū),其余測(cè)點(diǎn)位于馬赫反射區(qū);P1、P7、P8位于角隅部位。各點(diǎn)壓力時(shí)程曲線如圖6所示。

圖4 膨脹空艙中橫剖面的壓力變化歷程(裝藥量300 g TNT)Fig.4 Variation history of pressures on the mid transverse section of the void cabin(300 g TNT)

圖5 膨脹艙壁承受壓力典型測(cè)點(diǎn)布置圖(單位:mm)Fig.5 Pressure-measuring point arrangement on isolate bulkhead(unit:mm)

圖6 膨脹艙壁典型測(cè)點(diǎn)壓力歷程圖Fig.6 Variation of measuring points on isolate bulkhead

由圖3、4可知,裝藥爆炸后,舷側(cè)外板迅速破損,爆炸產(chǎn)生的高壓氣團(tuán)向膨脹空艙中擴(kuò)散;由于膨脹空艙寬度較小,爆炸產(chǎn)物和沖擊波在遇到隔離艙壁并發(fā)生反射,很快又會(huì)遇到外板,如此來(lái)回振蕩幾次后在膨脹空艙寬度上趨于均勻化,隨后爆炸產(chǎn)物和沖擊波以類似于平面波的形式在外板和膨脹艙壁間擴(kuò)散。爆炸產(chǎn)物和沖擊波,在t=0.2 ms左右分別到達(dá)膨脹艙壁和空艙底部,形成反射和角隅匯聚;t= 0.4,0.6 ms左右分別到達(dá)空艙頂部和兩端,并分別在隔離艙壁與底部、甲板、橫艙壁形成的角隅區(qū)產(chǎn)生會(huì)聚;隨后高壓氣團(tuán)在空艙內(nèi)反復(fù)脈動(dòng)數(shù)次后,逐漸形成相對(duì)穩(wěn)定的準(zhǔn)靜態(tài)壓力(t=2.0 ms)。

因此,類似于艙內(nèi)爆炸下艙室板架承受的壓力載荷特性[14],從時(shí)間尺度上隔離艙壁承受的壓力載荷可分為氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段和脈動(dòng)平穩(wěn)兩個(gè)階段(見(jiàn)圖6～7),其中氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段,結(jié)構(gòu)承受的載荷為瞬態(tài)沖擊載荷,其特征是沖擊壓力較大,但作用時(shí)間很短;脈動(dòng)平穩(wěn)階段,隔離艙壁結(jié)構(gòu)承受的載荷以緩慢衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓為主,伴以壓力的小幅波動(dòng),其壓力值相對(duì)較小,但作用時(shí)間較長(zhǎng)。

從空間分布上看,對(duì)于隔離艙壁中部區(qū)域(圖5中區(qū)域A),一方面沖擊波入射角φ0較小,將產(chǎn)生正反射,另一方面由于外板破壞形成的向內(nèi)撓曲變形花瓣與隔離艙壁形成的相對(duì)封閉區(qū)域?qū)Ρóa(chǎn)物及沖擊波的阻擋作用,氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段將產(chǎn)生一個(gè)相對(duì)高壓區(qū),而脈動(dòng)平穩(wěn)階段其壓力略低于其他區(qū)域,其作用載荷由初始瞬態(tài)脈沖載荷和后續(xù)逐漸衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷疊加而成(見(jiàn)圖6(a)和(d)),因而其載荷特性可簡(jiǎn)化為尖三角載荷加梯形載荷(如圖7(a)所示),其中p1、i1分別為氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段作用在隔離艙壁上的超壓和比沖量,p2為準(zhǔn)靜態(tài)壓力值,t2為準(zhǔn)靜態(tài)氣壓平衡穩(wěn)定時(shí)間,可由脈動(dòng)平穩(wěn)階段各測(cè)點(diǎn)壓力線形擬合推算得到。其余部位,一方面由于外板向內(nèi)撓曲花瓣的阻擋作用,入射沖擊波相對(duì)較小,另一方面距離爆炸點(diǎn)相對(duì)較遠(yuǎn)(圖5中區(qū)域B),沖擊波入射角φ0較大,將發(fā)生馬赫反射,沖擊壓力較小,其作用載荷以準(zhǔn)靜態(tài)氣壓為主,如圖6(b)、(e)所示,其載荷特性簡(jiǎn)化見(jiàn)圖7(b)。角隅部位由于沖擊波匯聚效應(yīng)的影響,也會(huì)產(chǎn)生多次較強(qiáng)的沖擊,見(jiàn)圖6(a)、(d)中的P1點(diǎn)壓力歷程曲線和圖6(c)、(f)的P7點(diǎn)壓力歷程曲線。由于膨脹空艙角隅部位的沖擊載荷位于板架的邊緣,受液艙中側(cè)向彌散作用的影響,對(duì)后方防護(hù)結(jié)構(gòu)的影響較小。

圖7 載荷簡(jiǎn)化模型Fig.7 Simplified model of the load

因此,忽略區(qū)域B中氣團(tuán)到達(dá)時(shí)間差別、角隅部位多次沖擊載荷的作用以及區(qū)域A、B的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓差,隔離艙壁承受的載荷可分為氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段的沖擊載荷和脈動(dòng)平穩(wěn)階段的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓兩類,前者僅作用在中部正反射區(qū),后者作用于整個(gè)艙壁。

2.2 氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段的沖擊載荷強(qiáng)度

根據(jù)爆炸沖擊波理論[15],裝藥在剛性地表爆炸時(shí),爆炸產(chǎn)物是向半無(wú)限空間擴(kuò)散的,沖擊波強(qiáng)度相當(dāng)于2倍裝藥在無(wú)限空間中爆炸沖擊波強(qiáng)度。裝藥在水下舷側(cè)接觸爆炸,其外側(cè)為水介質(zhì),內(nèi)側(cè)為船體外板和膨脹空艙。由于空氣的可壓縮性遠(yuǎn)大于水,爆炸產(chǎn)物主要向膨脹空艙中擴(kuò)散,類似于地表裝藥的爆炸,沖擊波遇到隔離艙壁后將發(fā)生反射。由于水中兵器裝藥通常較大,而膨脹空艙寬度較小,因此正規(guī)反射區(qū)在φ0≤40°的范圍內(nèi)(見(jiàn)圖5),其反射沖擊波超壓Δpr為:

式中:p0為大氣壓,Δpm為初始沖擊波峰值超壓。正規(guī)反射區(qū)在氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段受到的沖擊強(qiáng)度i1(見(jiàn)圖7(a))為:

式中:α為影響因子,iG為液面爆炸比沖量。由于膨脹空艙寬度相對(duì)較小以及外板撓曲變形花瓣的阻擋作用,反射沖擊波很快又遇到外板,并來(lái)回振震蕩數(shù)次,初始沖擊波和后續(xù)振蕩波將相互疊加,使得正規(guī)反射區(qū)在氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段受到的沖擊強(qiáng)度i1達(dá)初始沖擊反射比沖量ir的2～3倍,因此α值建議取2.5。表2為各點(diǎn)初始沖擊波強(qiáng)度理論值與計(jì)算值。

表2 初始沖擊波強(qiáng)度i1理論值與計(jì)算值Table 2 Theoretical value and simulation value of the initial shock wave intensity

2.3 準(zhǔn)靜態(tài)氣壓

由圖6可知,在正反射區(qū)和馬赫反射區(qū),膨脹艙都受到逐漸衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓的作用。取5 ms附近時(shí)間段各測(cè)點(diǎn)的平均壓力(見(jiàn)表3),從而求出t=5 ms時(shí)刻不同裝藥量下,膨脹艙的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓pe。從表3可以看出,不同藥量下,由于外板向內(nèi)撓曲花瓣對(duì)反射沖擊波和高壓氣體的阻擋作用,P2～P4測(cè)點(diǎn)的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓要普遍小于其余測(cè)點(diǎn)(如圖3(f)所示),在外板破口的正對(duì)區(qū)域形成一個(gè)低壓區(qū),而其余區(qū)域壓力則相對(duì)偏高。

表3 5 m s時(shí)膨脹艙各測(cè)點(diǎn)的平均準(zhǔn)靜態(tài)壓力Table 3 Average quasi-static pressure on measuring points at 5 ms

由于空氣的可壓縮性和密度遠(yuǎn)小于水,裝藥爆炸后爆炸產(chǎn)物向膨脹空艙的擴(kuò)散速度遠(yuǎn)大于向水中的膨脹速度。艙內(nèi)壓力增大,假設(shè)爆炸產(chǎn)物為理想氣體,且其狀態(tài)的變化服從絕熱條件下的狀態(tài)方程,再根據(jù)所求的pe值進(jìn)行擬合修正,得出膨脹艙準(zhǔn)靜態(tài)氣壓pe的計(jì)算公式:

式中:A為常數(shù),表征氣泡能占水下爆炸總能量的比例,取0.47;β為修正系數(shù),表征進(jìn)入膨脹艙氣泡能占?xì)馀菽艿谋壤?取0.5;取γ=1.4;V為膨脹空艙總?cè)莘e,本文中取0.166 m3;e為裝藥比內(nèi)能,取4.765 kJ/kg;me為裝藥的TNT當(dāng)量。公式計(jì)算與計(jì)算結(jié)果比較見(jiàn)圖8。

圖8 準(zhǔn)靜態(tài)氣壓公式計(jì)算與計(jì)算結(jié)果Fig.8 Formula calculation and simulation results of quasi-static pressure

3 結(jié) 論

采用有限元軟件分析了水下接觸爆炸下舷側(cè)多層防護(hù)隔艙結(jié)構(gòu)中膨脹艙的沖擊載荷特性,并擬合出膨脹艙脈動(dòng)平穩(wěn)階段的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓的計(jì)算公式,有以下結(jié)論。

(1)膨脹空艙內(nèi)的毀傷載荷特性在時(shí)間尺度上可分為氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段和脈動(dòng)平穩(wěn)2個(gè)階段:氣團(tuán)膨脹擴(kuò)散階段,結(jié)構(gòu)承受的載荷為瞬態(tài)沖擊載荷,其特征是沖擊壓力較大,但作用時(shí)間很短;脈動(dòng)平穩(wěn)階段,隔離艙壁結(jié)構(gòu)承受的載荷以緩慢衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓為主,伴以壓力的小幅波動(dòng),其壓力值相對(duì)較小,但作用時(shí)間較長(zhǎng)。

(2)膨脹空艙內(nèi)的毀傷載荷特性在空間分布上可按入射角劃分為正反射區(qū)和馬赫反射區(qū)2個(gè)區(qū)域:正反射區(qū)作用載荷由初始瞬態(tài)脈沖載荷和后續(xù)逐漸衰減的準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷疊加而成;馬赫反射區(qū)作用載荷則以準(zhǔn)靜態(tài)氣壓為主;角隅部位由于沖擊波匯聚效應(yīng)的影響,也會(huì)產(chǎn)生多次較強(qiáng)的沖擊。

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Analysis of the damage load of the underwater contact explosion on multi-layered defend cabins

Chen Pengyu,Hou Hailiang,Wu Linjie,Zhu Xi
(Department of Naval Architecture Engineering,Naval University of Engineering,Wuhan430033,Hubei,China)

To improve the design of the underwater multi-layered protective bulkhead structure,we carried out several simulations to investigate the characteristics of the damaging load on the void cabin with a multi-layered protective bulkhead subjected to underwater contact explosion.We adopted a typical three-tank structure model for our examination of the characteristics,conducted their analysis using the Dytran software,obtained a simplified model of the load,and derived by fitting the calculation formula of the quasi-static pressure of the load in the smooth pulse stage in the void cabin.The results from the calculation show that the damaging load in the void cabin can be characterized as two stages on a time scale,i.e.the air expansion diffusion stage and the smooth pulse stage,and as two areas in spatial distribution,i.e.the normal reflection area and the Mach reflection area.The loads on the normal reflection area are the initial shock-wave load followed by the quasi-static gas pressure and those on the Mach reflection area are mainly quasi-static gas pressure.

underwater contact explosion;explosion load;quasi-static pressure;characteristics of damaging load

O383.1國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼:1303525

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0283-08

(責(zé)任編輯 王小飛)

2015-07-20;

:2015-11-11

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(51209211,51479204,51679246)

陳鵬宇(1990- ),男,博士研究生;

:侯海量,hou9611104@163.com。