魚(yú)雷爆炸作用下潛艇鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)仿真分析

郭志榮, 陸文俊, 金曉宇

魚(yú)雷爆炸作用下潛艇鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)仿真分析

郭志榮, 陸文俊, 金曉宇

(海軍士官學(xué)校 兵器系, 安徽 蚌埠, 233012)

為了提高魚(yú)雷水下近場(chǎng)爆炸對(duì)潛艇的毀傷效果, 分析爆炸載荷作用下潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)規(guī)律,文中從能量疊加關(guān)系出發(fā), 將爆炸載荷按時(shí)間順序分解為沖擊波載荷、氣泡脈動(dòng)載荷和氣泡低壓載荷3個(gè)階段。建立單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng), 分析三階段載荷與潛艇結(jié)構(gòu)振動(dòng)之間的能量疊加關(guān)系, 并基于對(duì)載荷的分析, 對(duì)不同能量結(jié)構(gòu)的潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)進(jìn)行仿真。仿真結(jié)果與試驗(yàn)數(shù)據(jù)吻合較好, 說(shuō)明單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)能夠定性描述魚(yú)雷在潛艇中部近水場(chǎng)爆炸時(shí), 潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)的能量疊加關(guān)系。文中工作可為分析魚(yú)雷近場(chǎng)水下爆炸載荷作用下的潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)毀傷效果提供理論依據(jù)。

魚(yú)雷; 潛艇; 水下爆炸; 鞭狀運(yùn)動(dòng); 單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)

0 引言

魚(yú)雷攻擊潛艇發(fā)生近場(chǎng)水下爆炸, 在特定的工況下, 氣泡脈動(dòng)載荷誘發(fā)的鞭狀運(yùn)動(dòng)會(huì)危及潛艇的總體強(qiáng)度, 甚至直接將其折斷[1-2]。圓柱殼作為潛艇典型的結(jié)構(gòu)形式, 因其在水下爆炸作用下的載荷及毀傷特性一直受到學(xué)者們的關(guān)注[3]。李玉節(jié)等[4]針對(duì)船體梁模型, 在計(jì)算船體鞭狀運(yùn)動(dòng)時(shí)考慮剪切變形的影響, 在彈性范圍內(nèi)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。宗智等[5-7]在此基礎(chǔ)上考慮塑性變形的影響, 采用剛塑性理論求解鞭裝響應(yīng)過(guò)程中塑性變形起主導(dǎo)作用的中間時(shí)期, 分析了潛艇在水下爆炸載荷下的鞭狀運(yùn)動(dòng)特性。董海等[8]將船體梁模型和雙重漸近近似法結(jié)合在一起, 采用變截面梁模型計(jì)算結(jié)構(gòu)響應(yīng), 而用雙重漸近近似法計(jì)算流體載荷, 對(duì)結(jié)構(gòu)的時(shí)域和頻域響應(yīng)均進(jìn)行了深入的分析。在實(shí)驗(yàn)研究方面, Brett等[9]對(duì)水中圓柱殼進(jìn)行了小當(dāng)量水下爆炸試驗(yàn), 得到近場(chǎng)爆炸載荷作用下圓柱殼動(dòng)響應(yīng), 發(fā)現(xiàn)氣泡載荷的作用大于沖擊波載荷; 2008年其又采用試驗(yàn)與數(shù)值方法, 開(kāi)展了圓殼柱在水下爆炸載荷作用下的毀傷特性研究, 分析了氣泡與結(jié)構(gòu)相互作用及氣泡載荷對(duì)圓柱殼的沖擊毀傷影響[10]。朱錫等[11-12]分別通過(guò)縮比模型實(shí)驗(yàn)研究了水面艦艇在水下爆炸作用下的鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng), 發(fā)現(xiàn)氣泡作用是結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重總體破壞的主要因素。黃曉明等[13]針對(duì)圓殼柱水下爆炸鞭狀響應(yīng)進(jìn)行試驗(yàn)研究, 發(fā)現(xiàn)圓殼柱響應(yīng)分為氣泡滯后流引起的剛體運(yùn)動(dòng)和1階垂向運(yùn)動(dòng)為主的彈性振動(dòng)兩部分。汪浩等[14]基于MSC/Dytran研究了水下爆炸氣泡作用下內(nèi)加強(qiáng)筋圓柱殼結(jié)構(gòu)毀傷機(jī)理, 并探討了結(jié)構(gòu)參數(shù)、藥包位置等變量對(duì)結(jié)構(gòu)變形及毀傷模式的影響。

已有的文獻(xiàn)對(duì)潛艇結(jié)構(gòu)的毀傷特性, 多是按照物理性質(zhì)將水下爆炸載荷分解為沖擊波載荷與氣泡載荷兩部分。沖擊波載荷用經(jīng)驗(yàn)公式來(lái)描述[15], 由于其時(shí)間作用非常短, 已有研究多認(rèn)為其對(duì)結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)貢獻(xiàn)較小而加以忽略。而實(shí)際上, 沖擊波作用后結(jié)構(gòu)的響應(yīng)狀態(tài)應(yīng)為氣泡脈動(dòng)階段結(jié)構(gòu)響應(yīng)的初始值, 能否忽略沖擊波對(duì)結(jié)構(gòu)的影響, 具體誤差如何尚待研究。氣泡載荷結(jié)構(gòu)對(duì)整體響應(yīng)的研究多采用氣泡動(dòng)力學(xué)公式來(lái)描述, 使用較多的是Vernon氣泡模型[16], 其可控的主要變量為藥量與距離。但當(dāng)藥量改變后, 載荷的強(qiáng)度與頻率同時(shí)改變, 氣泡動(dòng)力學(xué)模型沒(méi)有指出影響結(jié)構(gòu)響應(yīng)疊加效果的主要因素。針對(duì)此, 文中按照時(shí)間順序, 對(duì)水下爆炸一個(gè)氣泡脈動(dòng)周期內(nèi)的載荷進(jìn)行分解與描述, 引入不同能量輸出結(jié)構(gòu)中的沖擊波能和氣泡能, 采用單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)替代氣泡動(dòng)力學(xué)模型, 來(lái)分析三階段載荷與潛艇結(jié)構(gòu)振動(dòng)之間的能量疊加關(guān)系, 為分析魚(yú)雷近場(chǎng)水下爆炸載荷作用下的潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)毀傷效果提供理論依據(jù)。

1 載荷分解與描述

典型的水下爆炸中某一點(diǎn)處的自由場(chǎng)壓力曲線如圖1所示。對(duì)于氣泡脈動(dòng)一個(gè)周期內(nèi)的載荷, 按照其特征和時(shí)間順序可分為3個(gè)階段。第1階段, 主要描述了壓力方向?yàn)檎某跏茧A段載荷, 與傳統(tǒng)的沖擊波載荷不同, 文中定義的第1階段載荷不但包含了沖擊波載荷, 還包含了爆炸氣泡初始膨脹時(shí)的輻射壓力。由于精確計(jì)算載荷何時(shí)降至0值較為復(fù)雜, 且意義不大, 作為一種簡(jiǎn)化處理, 取水下爆炸氣泡第1個(gè)脈動(dòng)周期的前10%作為第1階段載荷, 稱為沖擊波階段載荷。第2階段, 是幅值較小但壓力方向?yàn)樨?fù)的氣泡低壓載荷階段, 其時(shí)間范圍為0.1～0.9周期。第3階段為氣泡脈動(dòng)載荷階段, 其時(shí)間范圍為0.9～1.1周期。

圖1 水下爆炸載荷特性示意圖

水下爆炸現(xiàn)象傳統(tǒng)上被視為2個(gè)似乎并不相干的過(guò)程: 沖擊波過(guò)程和氣泡過(guò)程, 這使得氣泡過(guò)程初始條件的選取較為困難。Thomas等[15]將2個(gè)階段處理為同一個(gè)物理現(xiàn)象, 第1個(gè)階段為第2個(gè)階段提供初始條件。

定義水下爆炸作用下流場(chǎng)中某點(diǎn)處的Geers- Hunter載荷曲線為

式中:為爆炸藥量;為測(cè)點(diǎn)距爆心的距離;為爆心處水深。

根據(jù)Geers-Hunter載荷函數(shù)載荷分段分解方法, 對(duì)于氣泡脈動(dòng)1個(gè)周期內(nèi)的載荷, 引入沖擊波能當(dāng)量和氣泡能當(dāng)量, 則可得到能夠表達(dá)不同能量輸出結(jié)構(gòu)特性的水下爆炸載荷函數(shù)

式中:Geers-Hunter為載荷函數(shù);a為沖擊波能當(dāng)量系數(shù);b為氣泡能當(dāng)量系數(shù);為爆炸藥量;bubble為炸藥爆炸氣泡的脈動(dòng)周期;為爆深。

2 典型水下整體結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)仿真

為驗(yàn)證仿真結(jié)果, 設(shè)計(jì)了試驗(yàn)方法與仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。耐壓殼體是潛艇結(jié)構(gòu)中最重要的部分, 也是決定潛艇結(jié)構(gòu)低階固有頻率的主要結(jié)構(gòu)。文中以某型潛艇耐壓殼為原型, 采用加肋圓柱殼形式, 建立潛艇結(jié)構(gòu)試驗(yàn)?zāi)Ｐ? 按照能夠反映潛艇結(jié)構(gòu)振動(dòng)基本特性和頻率相似的原則進(jìn)行模型設(shè)計(jì)。試驗(yàn)?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計(jì)目標(biāo)是其垂向1階濕模態(tài)頻率在14～31.5 Hz范圍內(nèi), 試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)見(jiàn)表1。沿模型長(zhǎng)度方向布置了10個(gè)縱向應(yīng)變測(cè)點(diǎn), 測(cè)點(diǎn)布置如圖2所示。

表1 圓柱殼體試驗(yàn)?zāi)Ｐ驮O(shè)計(jì)參數(shù)

圖 2 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置圖

試驗(yàn)藥量為10 g TNT, 藥包爆炸位置均位于模型中部, 爆距為1.0 m。在該距離上可以忽略氣泡低壓載荷對(duì)結(jié)構(gòu)的影響, 僅考慮沖擊波階段載荷和氣泡脈動(dòng)載荷造成的結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)。

使用球面波假設(shè), 將沖擊波階段載荷和氣泡一次脈動(dòng)載荷作為流體壓力載荷輸入到軟件中。ABAQUS軟件的流固耦合為聲固耦合, 即將流體視為聲學(xué)單元, 其流固耦合理論方程參見(jiàn)式(4), 軟件按照散射波公式最終將流體載荷計(jì)算成結(jié)構(gòu)受力。有限元模型及球面波加載示意如圖3所示。

式中: M, K和F分別為質(zhì)量矩陣、剛度矩陣和載荷矩陣,下標(biāo)s代表結(jié)構(gòu), f代表流體; R為流固耦合矩陣, 代表流固耦合界面上每個(gè)節(jié)點(diǎn)處的有效面積, 它將界面上的流體壓力轉(zhuǎn)換成結(jié)構(gòu)所受載荷; 為流體密度; U和P分別代表節(jié)點(diǎn)位移矩陣和流體聲學(xué)壓力矩陣。

由圖4可見(jiàn), 在模型振動(dòng)1個(gè)半周期(100 ms)內(nèi), 計(jì)算值與試驗(yàn)值吻合較好, 特別是點(diǎn)與點(diǎn)處的應(yīng)變峰值誤差較小,點(diǎn)應(yīng)變峰值略有差別, 主要是由于計(jì)算中忽略了氣泡低壓載荷部分; 在100 ms之后應(yīng)變曲線相差較大, 主要是由于試驗(yàn)中, 模型振動(dòng)受水的阻尼作用而衰減, 但在仿真計(jì)算中沒(méi)有考慮阻尼的影響。在1.0 m爆距下, 忽略氣泡低壓載荷的結(jié)果是可以接受的。使用分解的沖擊波階段載荷和氣泡脈動(dòng)載荷對(duì)10 g TNT炸藥爆距1.0 m時(shí)的模型仿真計(jì)算, 能夠準(zhǔn)確反映結(jié)構(gòu)響應(yīng)過(guò)程。

圖4 模型中部縱向應(yīng)變計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果比較曲線

保持藥量與爆距不變, 人為改變氣泡載荷出現(xiàn)的時(shí)間, 即人為指定bubble時(shí)間, 計(jì)算氣泡脈動(dòng)的加載時(shí)間對(duì)響應(yīng)結(jié)果的影響。計(jì)算結(jié)果見(jiàn)圖5及表2。

圖5 不同氣泡脈動(dòng)加載時(shí)間應(yīng)變曲線

表2 不同氣泡脈動(dòng)加載時(shí)間應(yīng)變仿真結(jié)果

由圖5及表2可見(jiàn), 氣泡脈動(dòng)載荷的加載時(shí)間對(duì)響應(yīng)結(jié)果有著十分顯著的影響。當(dāng)氣泡脈動(dòng)載荷介于模型1階垂向振動(dòng)的3/4～5/4周期內(nèi), 初始振動(dòng)均得到了增強(qiáng), 應(yīng)變峰值增大(/的數(shù)值大于1), 其氣泡脈動(dòng)載荷發(fā)生在模型固有振動(dòng)的1個(gè)整周期(58 ms)時(shí), 脈動(dòng)載荷與初始振動(dòng)的疊加效果最大, 其后振動(dòng)的應(yīng)變峰值也最大。當(dāng)氣泡脈動(dòng)載荷介于模型1階垂向振動(dòng)的1/4～3/4周期內(nèi)時(shí), 初始振動(dòng)受到了削弱, 其后模型振動(dòng)的應(yīng)變峰值降低(/的數(shù)值小于1)。值得說(shuō)明的是, 實(shí)際計(jì)算中1/2周期的點(diǎn)的應(yīng)變峰值略有變化, 這是由于對(duì)信號(hào)作濾波處理的影響。由于沖擊波階段載荷沒(méi)有改變, 因此表2中將點(diǎn)峰值統(tǒng)一為267 με。

3 能量疊加簡(jiǎn)化模型

參考上節(jié)的仿真結(jié)果, 文中研究魚(yú)雷在潛艇中底部爆炸可等同為炸藥在細(xì)長(zhǎng)船體結(jié)構(gòu)中底部爆炸的情況, 其整體響應(yīng)主要為1階垂向振動(dòng), 因此可用模型中點(diǎn)處的運(yùn)動(dòng)來(lái)描述整個(gè)模型的運(yùn)動(dòng)狀態(tài), 進(jìn)而使用1個(gè)質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)來(lái)定性的描述不同階段載荷對(duì)結(jié)構(gòu)振動(dòng)的能量疊加關(guān)系。

質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)如圖6(a)所示, 則質(zhì)點(diǎn)在初始脈沖載荷作用下的運(yùn)動(dòng)如圖6(b)所示, 為一個(gè)正弦曲線。暫時(shí)不考慮質(zhì)點(diǎn)的質(zhì)量與彈簧的剛度, 僅將質(zhì)點(diǎn)振動(dòng)的頻率設(shè)為潛艇結(jié)構(gòu)的1階濕模態(tài)振動(dòng)頻率, 則質(zhì)點(diǎn)的振動(dòng)與魚(yú)雷水下爆炸作用下結(jié)構(gòu)模型中部測(cè)點(diǎn)的應(yīng)變曲線對(duì)應(yīng)(參見(jiàn)圖4)。

圖6 質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)及質(zhì)點(diǎn)運(yùn)動(dòng)示意圖

初始沖擊波階段載荷賦予整個(gè)系統(tǒng)1個(gè)初始的動(dòng)能, 質(zhì)點(diǎn)開(kāi)始按照其固有頻率作往復(fù)振動(dòng), 振幅的大小體現(xiàn)了沖擊波階段載荷作用的效果。在振動(dòng)過(guò)程中, 系統(tǒng)的動(dòng)能與勢(shì)能相互轉(zhuǎn)化, 在振動(dòng)峰值處, 勢(shì)能最大, 動(dòng)能為零; 在平衡位置時(shí), 動(dòng)能最大, 勢(shì)能為零。氣泡脈動(dòng)載荷能量與質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)能量可能產(chǎn)生疊加, 造成其后振動(dòng)幅值的增加, 也可能相互抵消, 造成振動(dòng)幅值的減弱。能量的疊加或抵消取決于氣泡脈動(dòng)載荷作用時(shí), 質(zhì)點(diǎn)的運(yùn)動(dòng)速度方向與載荷方向?yàn)橥蚧蚍聪?。兩者同向時(shí), 能量疊加; 兩者反向時(shí), 能量抵消。

能量疊加或抵消的程度取決于系統(tǒng)動(dòng)能的大小, 即質(zhì)點(diǎn)速度的大小, 速度越大, 疊加或抵消的程度越大; 動(dòng)能越小, 能量疊加或抵消的程度越小。由于氣泡脈動(dòng)載荷為脈沖載荷, 其方向與造成系統(tǒng)開(kāi)始振動(dòng)的沖擊波階段載荷的方向始終一致(如圖7), 則對(duì)于系統(tǒng)而言發(fā)生能量抵消的區(qū)間為1/4～3/4周期, 發(fā)生能量疊加的區(qū)間為3/4～5/4周期, 在平衡位置時(shí)系統(tǒng)的動(dòng)能最大, 則能量疊加與抵消的效果也最好。

圖 7 氣泡脈動(dòng)載荷與初始振動(dòng)的能量疊加與抵消區(qū)間

4 質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)仿真分析

4.1 沖擊波能當(dāng)量的影響

保持周期和氣泡載荷不變, 研究沖擊波能當(dāng)量對(duì)響應(yīng)的影響, 計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表3(如圖4所示、、點(diǎn)的位置)。計(jì)算結(jié)果用質(zhì)點(diǎn)彈簧的系統(tǒng)模型可以得到合理的解釋, 沖擊波能越大, 則造成的初始振動(dòng)的能量越大,點(diǎn)的應(yīng)變峰值也越高, 在氣泡脈動(dòng)載荷的強(qiáng)度與時(shí)間不變時(shí), 相應(yīng)的最大應(yīng)變峰值也越高。同時(shí)由于沖擊波能量的增加, 其與氣泡能的比值也增加, 則疊加關(guān)系不變時(shí), 最終/的比值則有所減小?？梢?jiàn)沖擊波階段載荷對(duì)于結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)的影響是不可忽視的, 其賦予系統(tǒng)的初始能量作為整個(gè)響應(yīng)的基礎(chǔ), 對(duì)最大響應(yīng)峰值的影響是直接的。

表3中第1行代表了沖擊波能量為0時(shí), 單獨(dú)脈動(dòng)載荷造成的應(yīng)變峰值為374 με。與沖擊波階段載荷造成的初始振動(dòng)應(yīng)變峰值267 με比較可見(jiàn), 單獨(dú)氣泡脈動(dòng)造成的模型振動(dòng)峰值比單獨(dú)沖擊波階段載荷造成的模型振動(dòng)峰值稍大, 但仍處于同一量級(jí)。由此可見(jiàn), 二者之間的疊加關(guān)系對(duì)于結(jié)構(gòu)響應(yīng)峰值的影響至關(guān)重要。

表3 不同沖擊波能當(dāng)量應(yīng)變仿真結(jié)果

4.2 氣泡能當(dāng)量的影響

改變氣泡能當(dāng)量, 考察氣泡能當(dāng)量對(duì)計(jì)算結(jié)果的影響, 計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表4。

表4 不同氣泡能當(dāng)量應(yīng)變仿真結(jié)果

表4的計(jì)算結(jié)果也可以用質(zhì)點(diǎn)彈簧的系統(tǒng)模型來(lái)進(jìn)行解釋, 沖擊波能不變, 則初始振動(dòng)的能量也不變, 氣泡脈動(dòng)載荷作用的時(shí)間不變, 則疊加關(guān)系也變化較小, 當(dāng)氣泡能增加時(shí), 相應(yīng)最大應(yīng)變峰值也越高。同時(shí)由于氣泡能量的增加, 其與沖擊波能量的比值也增加, 則疊加關(guān)系不變時(shí), 最終的/比值增大。

使用基于時(shí)間分解的載荷對(duì)加筋圓柱殼模型在水下爆炸作用下的整體響應(yīng)仿真表明, 單獨(dú)沖擊波階段載荷與氣泡脈動(dòng)載荷造成的結(jié)構(gòu)整體響應(yīng)應(yīng)變峰值在同一量級(jí), 影響響應(yīng)結(jié)果的關(guān)鍵因素是兩階段載荷的能量疊加關(guān)系, 這種疊加關(guān)系可以使用單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)來(lái)定性描述。

4.3 氣泡低壓載荷的影響

使用同樣的方法對(duì)10 g TNT在水中1.5 m深處, 距模型0.5 m爆距時(shí)的工況進(jìn)行仿真計(jì)算, 當(dāng)載荷僅考慮沖擊波階段載荷和氣泡脈動(dòng)載荷時(shí), 所得結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比如圖8所示。由圖可見(jiàn), 仿真結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果的差異主要在于點(diǎn)的峰值仿真結(jié)果略大于試驗(yàn)結(jié)果,點(diǎn)與點(diǎn)應(yīng)變峰值仿真結(jié)果明顯小于試驗(yàn)結(jié)果。

圖8 未考慮氣泡低壓載荷時(shí)模型中部縱向應(yīng)變仿真曲線

采用質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)模型來(lái)分析, 可見(jiàn)在試驗(yàn)中, 沖擊波載荷作用后, 氣泡脈動(dòng)載荷發(fā)生前, 系統(tǒng)的能量得到了增強(qiáng), 體現(xiàn)在點(diǎn)的應(yīng)變峰值較點(diǎn)增加較多。這段時(shí)間內(nèi)的載荷只能為氣泡低壓載荷, 可見(jiàn)對(duì)于0.5 m爆距工況, 氣泡低壓載荷的影響不能忽略。

使用式(2)中的低壓階段載荷計(jì)算方法得到10 g TNT在水中1.5 m處, 0.5 m爆距工況時(shí)的氣泡低壓載如圖9所示。加入低壓載荷后該工況的仿真計(jì)算結(jié)果如圖10所示?？梢?jiàn), 加入低壓載荷后, 仿真計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果在第1.5個(gè)周期內(nèi)吻合良好, 由于爆距近、響應(yīng)強(qiáng), 模型振動(dòng)在1.5個(gè)周期后的衰減十分強(qiáng)烈。在該工況下, 對(duì)于1.5個(gè)周期后的結(jié)構(gòu)響應(yīng), 必須考慮阻尼的影響。

圖9 10 g TNT 0.5 m爆距時(shí)的氣泡低壓載荷

圖10 考慮氣泡低壓載荷時(shí)模型中部縱向應(yīng)變仿真曲線

圖9中, 低壓載荷方向?yàn)樨?fù), 其壓力值為中間大, 兩端小, 基本上相對(duì)于氣泡最大半徑時(shí)刻對(duì)稱。氣泡最大半徑時(shí)刻為28 ms處, 接近模型振動(dòng)的1/2周期點(diǎn), 將氣泡低壓載荷作用時(shí)間標(biāo)于圖10中, 可知在前1/4周期時(shí)間內(nèi)存在能量抵消, 因而點(diǎn)的應(yīng)變峰值較未加入時(shí)小。從總的效果看, 在前1/4和后1/4周期的能量抵消區(qū)內(nèi), 低壓載荷幅值較小, 而在1/4～3/4周期的能量疊加區(qū)內(nèi), 低壓載荷幅值較大, 因此, 總的效果體現(xiàn)為能量的疊加。加入低壓載荷后的點(diǎn)應(yīng)變峰值1 785 με大于未加入低壓載荷的應(yīng)變峰值1 348 με。

使用質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)具體分析氣泡低壓載荷對(duì)系統(tǒng)能量的影響, 由于氣泡低壓載荷的作用方向與沖擊波階段載荷相反, 因此其與系統(tǒng)初始振動(dòng)的疊加區(qū)間也與氣泡脈動(dòng)載荷相反, 如圖11所示。并且氣泡低壓載荷的作用時(shí)間較長(zhǎng), 因而在其整個(gè)作用時(shí)間內(nèi)既經(jīng)歷了與系統(tǒng)能量的疊加, 也經(jīng)歷了能量的抵消過(guò)程。對(duì)于最終總能量的影響, 則需要具體分析。

圖11 氣泡低壓載荷與系統(tǒng)能量疊加與抵消區(qū)間分布

5 結(jié)束語(yǔ)

文中從能量疊加關(guān)系出發(fā), 將魚(yú)雷水下爆炸載荷按時(shí)間順序分解為沖擊波階段載荷、氣泡低壓載荷及氣泡脈動(dòng)載荷3個(gè)階段?；谳d荷的分解, 建立了單質(zhì)點(diǎn)彈簧系統(tǒng)來(lái)定性描述3階段載荷與潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)間的能量疊加關(guān)系, 該方法能夠描述不同能量結(jié)構(gòu)的整體響應(yīng), 模型試驗(yàn)驗(yàn)證了仿真計(jì)算的準(zhǔn)確性, 為分析魚(yú)雷近場(chǎng)水下爆炸載荷作用下的潛艇結(jié)構(gòu)鞭狀運(yùn)動(dòng)毀傷效果提供理論依據(jù), 對(duì)提高魚(yú)雷對(duì)潛艇的毀傷效果提供了理論指導(dǎo)與方法保障。但文中對(duì)鞭狀運(yùn)動(dòng)的最優(yōu)求解問(wèn)題目前仍停留在線彈性范圍內(nèi), 同時(shí)只有細(xì)長(zhǎng)梁在中部爆炸工況下才適合用質(zhì)點(diǎn)彈簧的運(yùn)動(dòng)來(lái)模擬模型中部的運(yùn)動(dòng), 質(zhì)點(diǎn)質(zhì)量、彈簧剛度以及各階段載荷對(duì)系統(tǒng)等問(wèn)題都有待進(jìn)一步研究給出精確的數(shù)學(xué)描述。同時(shí), 如何將鞭狀運(yùn)動(dòng)的最優(yōu)求解擴(kuò)展到塑性范圍, 以及進(jìn)一步考慮材料的應(yīng)變率效應(yīng)和系統(tǒng)的阻尼等對(duì)鞭狀運(yùn)動(dòng)運(yùn)動(dòng)響應(yīng)的影響, 都值得作進(jìn)一步的深入分析。

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Simulation Analysis of the Whipping Response of a Submarine Subjected to the Torpedo Explosion

GUOZhi-rong, LU Wen-jun, JIN Xiao-yu

(Department of Weaponry Engineering, Naval Petty Officer Academy, Bengbu 233012, China)

To improve the damaging effect of a near-field underwater explosion caused by a torpedo on a submarine, the whipping response law of a submarine structure under an explosive load is analyzed. In this study, based on the energy superposition relationship, the explosive load can be divided into three stages: shock wave stage load, bubble pulsating load, and bubble low-pressure load; these can be arranged according to the explosive levels. The particle-spring system is established to analyze the energy superposition between each load stage and submarine structure vibrations. The submarine whipping response based on different energy constructions is simulated based on load disassembly. The simulation results are in good agreement with the sea trial data, indicating that the particle-spring system has significant advantages in a qualitative analysis of the submarine energy superposition owing to the torpedo near-field underwater explosives. The proposed method can be used as a theoretical reference for analyzing the damaging effect of a submarine structure whipping response of near-field underwater explosions caused by a torpedo.

torpedo; submarine; underwater explosion; whipping response; particle-spring system

郭志榮, 陸文俊, 金曉宇. 魚(yú)雷爆炸作用下潛艇鞭狀運(yùn)動(dòng)響應(yīng)仿真分析[J]. 水下無(wú)人系統(tǒng)學(xué)報(bào), 2021, 29(5): 609-615.

TJ630.1; TQ560

A

2096-3920(2021)05-0609-007

10.11993/j.issn.2096-3920.2021.05.014

2020-06-24;

2020-12-07.

郭志榮(1976-), 男, 博士, 副教授, 主要從事兵器工程研究.

(責(zé)任編輯: 楊力軍)