樊寶順 程素秋 韓 峰

中國(guó)人民解放軍91439部隊(duì)96分隊(duì)，遼寧大連116041

艦船艙段模型在水下爆炸作用下的壁壓分析

樊寶順 程素秋 韓 峰

中國(guó)人民解放軍91439部隊(duì)96分隊(duì)，遼寧大連116041

對(duì)艦船艙段模型進(jìn)行了海上水下爆炸試驗(yàn)，試驗(yàn)的目的是測(cè)試藥包處于不同水下深度時(shí)，艙段模型龍骨處沖擊載荷的差別。試驗(yàn)時(shí)，測(cè)量了自由場(chǎng)壓力和壁壓。根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果，給出了自由場(chǎng)壓力與壁壓實(shí)測(cè)曲線(xiàn)。同時(shí)，采用正向超壓時(shí)間計(jì)算公式，和實(shí)測(cè)自由場(chǎng)沖擊波長(zhǎng)超壓時(shí)間以及自由場(chǎng)壓力峰值與壁壓峰值進(jìn)行了對(duì)比。最后利用matlab軟件對(duì)自由場(chǎng)壓力和壁壓進(jìn)行了定性分析。試驗(yàn)結(jié)果對(duì)海上水下爆炸理論分析和今后的海上水下爆炸試驗(yàn)均有一定參考價(jià)值。

艦船生命力；水下爆炸；艙段模型；自由場(chǎng)壓力；壁壓

1 引言

艦船抗沖擊試驗(yàn)通?？煞?種：模型實(shí)爆試驗(yàn)、整船實(shí)爆試驗(yàn)和數(shù)值仿真試驗(yàn)。整船實(shí)爆試驗(yàn)投資大、成本高、實(shí)施難度也相當(dāng)高，很難進(jìn)行重復(fù)性試驗(yàn)。仿真試驗(yàn)由于缺乏試驗(yàn)數(shù)據(jù)，在技術(shù)方面我國(guó)仍處于不斷發(fā)展與完善之中。艙段模型試驗(yàn)雖然不能提供真實(shí)的戰(zhàn)場(chǎng)環(huán)境，但仍能為整船實(shí)爆試驗(yàn)和仿真試驗(yàn)提供有價(jià)值的參考。國(guó)外海軍強(qiáng)國(guó)早期進(jìn)行艦船抗沖擊研究時(shí)，也是通過(guò)大量的模型試驗(yàn)來(lái)探究結(jié)構(gòu)載荷和沖擊響應(yīng)的測(cè)量分析方法［1-3］。

本文根據(jù)某一艦船艙段模型的海上爆炸試驗(yàn)自由場(chǎng)壓力和壁壓曲線(xiàn)，結(jié)合水下爆炸沖擊波作用下流體與結(jié)構(gòu)的相互作用理論，對(duì)模型底部龍骨處進(jìn)行了定性的壓力分析。

2 試驗(yàn)工況

本次模型海上爆炸試驗(yàn)在近海岸進(jìn)行，共引爆了10個(gè)TNT標(biāo)準(zhǔn)藥球，其中1 kg的藥球6個(gè)，6 kg的藥球4個(gè)。藥包與模型的水下位置如圖1所示。

圖1 藥包與模型的幾何相對(duì)位置

模型水下爆炸試驗(yàn)的目的之一是考察藥包位于水下不同深度爆炸時(shí)，模型底部龍骨處沖擊載荷的差別。模型吃水為0.6 m，上半部為長(zhǎng)方體，下半部為圓柱殼，半徑為0.6 m，吃水線(xiàn)剛好在長(zhǎng)方體與圓柱殼的分界處。在底部龍骨處布放了一個(gè)自由場(chǎng)壓力傳感器P1和一個(gè)壁壓傳感器B1，由于底部龍骨處無(wú)法打洞，壁壓傳感器B1的安裝位置偏向背爆面約20 cm，自由場(chǎng)壓力傳感器與壁壓傳感器的水平距離相差10 cm［4，5］。

表1列出了各次試驗(yàn)的工況，包括TNT藥量、水深、爆源與測(cè)點(diǎn)水平距離、爆源入水深度、爆源方位角等。

表1 試驗(yàn)工況數(shù)據(jù)表

3 試驗(yàn)結(jié)果與分析

3.1 模型底部壁壓分析

首先對(duì)10次爆炸產(chǎn)生的自由場(chǎng)沖擊波波長(zhǎng)進(jìn)行估算，采用正向超壓時(shí)間計(jì)算公式。

式中，W為爆源裝藥量（kg）；R為爆源與觀(guān)測(cè)點(diǎn)間距離（m）。

參照每次試驗(yàn)的實(shí)測(cè)值，求得正向超壓時(shí)間的平均值，聲速取1 500 m／s，則每次試驗(yàn)的自由場(chǎng)中沖擊波長(zhǎng)如表2所示。

表2 10次試驗(yàn)自由場(chǎng)沖擊波波長(zhǎng)統(tǒng)計(jì)估算表

由圖3實(shí)測(cè)曲線(xiàn)可知，壁壓波形比自由場(chǎng)壓力波形明顯變瘦，正向超壓時(shí)間明顯變小。根據(jù)文獻(xiàn)［6］的結(jié)果，壁面處超壓作用時(shí)間約為自由場(chǎng)的1／4，以第1次試驗(yàn)為例，則壁壓波長(zhǎng)λ約為0.127 m（表2中第8次沖擊波長(zhǎng)為最大，其壁壓波長(zhǎng)為0.25）。

對(duì)于模型下半部（圓柱殼），其結(jié)構(gòu)特征尺寸（直徑）D＝1.2 m。所以λ／D＝0.127／1.2＝0.105（對(duì)于第8次試驗(yàn)，該值為0.208）。

可見(jiàn)，在這種近距離、小藥量爆炸條件下，沖擊波的繞射不是主要特征，特別是在模型底部附近一定范圍內(nèi)，可以略去繞射的影響，僅受到輻射壓力的作用。也就是說(shuō)，安裝在底部中心的壁壓測(cè)點(diǎn)基本上可以略去繞射波的影響。表3的實(shí)測(cè)結(jié)果也證明了這一結(jié)論。

3.2 自由場(chǎng)壓力與壁壓實(shí)測(cè)峰值比較

表3總結(jié)了這10次試驗(yàn)測(cè)量的自由場(chǎng)壓力與壁壓峰值，并通過(guò)MATLAB編程計(jì)算出各次試驗(yàn)的壁壓理論值，同時(shí)比較了實(shí)測(cè)壁壓與自由場(chǎng)壓力的數(shù)據(jù)。

表3 自由場(chǎng)壓力與壁壓比較

由泰勒平板理論［6－8］中的式（9）進(jìn)行理論計(jì)算可得在迎爆面沖擊波直接入射時(shí)結(jié)構(gòu)峰值壓力為2倍入射沖擊波峰值壓力。

從表3中可以看出，當(dāng)爆源方位角α較?。ǎ?5°）時(shí)，壁壓僅為自由場(chǎng)壓力的0.376 4，這時(shí)泰勒平板理論完全不成立；當(dāng)爆源方位角α較大（＞40°）時(shí)壁壓除第8次試驗(yàn)外基本均為自由場(chǎng)峰值壓力的1.7～2倍；第9次試驗(yàn)結(jié)果更是與2倍十分接近，偏大可能是由于測(cè)量誤差造成的；當(dāng)爆源方位角α在15°～40°之間時(shí)，壁壓約為自由場(chǎng)壓力的0.8～1.3倍之間。

圖2 第10次試驗(yàn)龍骨中心處實(shí)測(cè)與理論計(jì)算壁壓曲線(xiàn)對(duì)比

3.3 自由場(chǎng)壓力與壁壓曲線(xiàn)比較

圖3為第5次試驗(yàn)龍骨中心處自由場(chǎng)壓力與壁壓曲線(xiàn)。爆源的方位角α為62.850 3°。由圖可以看出兩條曲線(xiàn)的典型特征：

圖3 第5次試驗(yàn)龍骨中心處自由場(chǎng)壓力（左）與壁壓（右）曲線(xiàn)

1）由于結(jié)構(gòu)反射的沖擊波作用，壁壓峰值比自由場(chǎng)壓力峰值大，且小于2倍。壁壓峰值約為自由場(chǎng)壓力峰值的1.705 7倍，

2）壁壓峰值的出現(xiàn)時(shí)間比自由場(chǎng)壓力峰值的出現(xiàn)時(shí)間滯后，壁壓峰值大約滯后150 μs。

3）壁壓曲線(xiàn)到達(dá)峰值后急劇衰減，使得曲線(xiàn)變瘦，自由場(chǎng)壓力曲線(xiàn)衰減變慢。自由場(chǎng)壓力曲線(xiàn)衰減到0的時(shí)間約為150 μs，而壁壓曲線(xiàn)衰減到0的時(shí)間則僅為20 μs。

4）自由場(chǎng)壓力曲線(xiàn)由于空泡的作用而出現(xiàn)明顯的負(fù)壓，而后的又一個(gè)峰值是由于模型外殼板的反射產(chǎn)生的。

5）壁壓曲線(xiàn)先受到模型殼板輻射壓力的影響產(chǎn)生一個(gè)小的波峰，隨后受到入射和反射沖擊波的作用產(chǎn)生大的波峰。這是由于安裝自由場(chǎng)壓力傳感器的原因在外板上焊接了一個(gè)桿，通過(guò)這個(gè)桿將沖擊波的作用先輻射到結(jié)構(gòu)中。

4 結(jié)論

本文對(duì)模型龍骨中心處水下爆炸的自由場(chǎng)壓力和壁壓進(jìn)行了定性分析，由分析可得出如下結(jié)論：

1）模型殼板的壁壓受爆源攻擊方位的影響很大。隨著攻擊角的增大壁壓峰值與自由場(chǎng)壓力的峰值越來(lái)越接近于2倍；攻擊角很小時(shí)泰勒平板理論將不再成立。

2）側(cè)面、背爆面與迎爆面的壁壓存在很大差異，且比迎爆面更為復(fù)雜。第1次試驗(yàn)的特殊性很好地證明了這一點(diǎn)，此方面還需要進(jìn)行深入的研究。

3）壁壓曲線(xiàn)與自由場(chǎng)壓力曲線(xiàn)相比有一個(gè)緩慢的上升過(guò)程，且衰減很快，使得曲線(xiàn)變瘦。

4）在近距離、小藥量爆炸工況下，模型背爆面的一定范圍內(nèi)，可忽略繞射波的影響，僅受到輻射波的作用。

［1］ P·庫(kù)爾.水下爆炸［M］.北京：國(guó)防工業(yè)出版社，1960.

［2］ REID W D.The response of ships to underwater explosions，AD A326738［R］.1997.

［3］ WANG S Z.Finite difference time domain approach to underwater acoustic scattering problems［J］.J Acoust soc Am，1996，99（4）：1924－1931.

［4］ 顧王明，黃駿德.圓柱殼受水下爆炸沖擊波作用的壁壓分析［J］.海軍工程大學(xué)學(xué)報(bào)，1989（4）：14－22.

［5］ 程素秋，樊寶順，薛飛，等.水下非接觸爆炸作用下的艙段模型動(dòng)態(tài)響應(yīng)［J］.爆炸與沖擊，2008，28（4）：360－366.

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［7］ 汪玉，華宏星.艦船現(xiàn)代沖擊理論及應(yīng)用［M］.北京：科學(xué)出版社，2005.

［8］ HUNG C F，HSU P Y，F(xiàn)UU H.Elastic shock response of an air－backed plate to underwater explosion［J］.International Journal of Impact Engineering，2005，31：151－168.

Wall Pressure Analysis of Cabin Model Subjected to Underwater Explosion

Fan Bao－shun Cheng Su－qiu Han Feng
The 91439thUnit of PLAN，Dalian 116041，China

A submersible cabin model was employed to undergo an underwater explosion test.The objective of this test was to measure the different shock loads at the keel of the cabin model with the charges in various water depths.When testing，free－field pressure and wall pressure were measured.A test curve of free－field pressure versus wall pressure was obtained from the actual measured data.Meanwhile，the free－field wave length and wall pressure peak value were calculated respectively by using the representative formula.The average of over－pressure period was then calculated.Besides，the free－field pressure and wall pressure were also analyzed comparatively by the Matlab software.The test results will be useful to the theoretic analysis of underwater explosion at sea and provide a reference for the further shock test of ships.

ship survivability；underwater explosion；cabin model；free－field pressure；wall pressure

U661.43

A

1673－3185（2009）05－20－03

2009-02-11

海軍專(zhuān)項(xiàng)建設(shè)項(xiàng)目

樊寶順（1959-），男，高級(jí)工程師。研究方向：水下爆炸試驗(yàn)與測(cè)量

程素秋（1968-），女，工程師。研究方向：水下爆炸仿真與測(cè)量。E-mail：csq4028@sina.com