崔 杰，張阿漫，郭 君，李世銘，黃 超

(1.哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱150001;2.中國工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點實驗室，四川 綿陽621900)

水下爆炸載荷主要由2 個階段構(gòu)成:沖擊波階段和氣泡階段。當(dāng)爆炸物在水中引爆之后，首先對艦船造成損傷的是沖擊波載荷。沖擊波具有壓力峰值大，持續(xù)時間短的特點，將嚴(yán)重威脅到艦船結(jié)構(gòu)的局部強度［1-3］。除沖擊波外，占炸藥總能量接近一半的氣泡能對結(jié)構(gòu)的毀傷同樣不可忽視。第1 次氣泡脈動的壓力峰值比沖擊波小很多，但持續(xù)時間長，因此沖量可與沖擊波的沖量相比擬。由氣泡運動引起的脈動壓力、滯后流載荷具有低頻特性，對艦船造成總體破壞，危及艦船的總縱強度，造成艦船在中橫剖面處斷裂，且氣泡坍塌形成的高速射流還將引起艦船結(jié)構(gòu)的局部毀傷。因此水下爆炸氣泡載荷對船體結(jié)構(gòu)的破壞作用不容忽視。

為探尋氣泡載荷對結(jié)構(gòu)的毀傷程度，首先要研究氣泡載荷的破壞形式。氣泡載荷對結(jié)構(gòu)的破壞主要表現(xiàn)為脈動壓力和氣泡坍塌形成的射流對結(jié)構(gòu)的毀傷。相關(guān)研究［4-5］已表明，氣泡脈動壓力將誘使艦船總體結(jié)構(gòu)產(chǎn)生“鞭狀效應(yīng)”，進(jìn)而造成總體毀傷。而對于氣泡射流的研究，主要是用數(shù)值方法和一些簡單的物理實驗來研究氣泡的動態(tài)特性［6-13］，很少做過相關(guān)的實船結(jié)構(gòu)爆炸實驗來探究氣泡載荷的毀傷能力。

實際上，氣泡與自由面、水中結(jié)構(gòu)等之間的相互作用非常復(fù)雜，艦船結(jié)構(gòu)在氣泡射流作用下的毀傷效果研究有較大的難度。因此，本文中，采用實驗手段，以船舶實尺度艙段結(jié)構(gòu)為實驗?zāi)Ｐ?，對不同沖擊因子的爆炸沖擊載荷作用下船舶局部結(jié)構(gòu)的塑性動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行研究，分析氣泡射流對結(jié)構(gòu)的毀傷效果以及射流的影響范圍。

1 實 驗

1.1 實驗?zāi)Ｐ?/h3>

以某型船的艙段結(jié)構(gòu)為例，長為L、寬為B、高為H 的實驗?zāi)Ｐ头桨溉鐖D1 所示。艙段模型包括底部縱桁、橫向?qū)嵗甙?、縱骨等結(jié)構(gòu)，是船體主要的承力結(jié)構(gòu)，承載著大型設(shè)備，較容易遭到水雷等水下武器的攻擊，是艦船抗爆抗沖擊研究的重要對象。實際船舶僅有外底板受沖擊波載荷，而其他部位不直接受到?jīng)_擊波載荷的作用，因此，本實驗的浮態(tài)選為僅使外底板沒于水面以下，艙段的其他部位浮于水面以上，在此種浮態(tài)下，艙段水下爆炸實驗的工況和實船遭受沖擊載荷作用下的工況最接近，如圖2 所示。

圖1 艙段實驗?zāi)Ｐ虵ig.1 Model of the cabin trial

圖2 艙段最終浮態(tài)Fig.2 Final floating condition of cabin

1.2 實驗工況及測點布置

實驗炸藥均布置在艙段模型中間實肋板正下方，藥包布置及測點設(shè)置如圖3 所示，圖中5 個測點均位于外底板。為了便于比較，雙層底從龍骨到舭部分為a、b、c、d 等4 個沿船長方向的縱向區(qū)域。工況1～2 位于艙段正下方水位較深處，而工況3 ～4 位于靠近龍骨下方水位較淺處。各工況的TNT 當(dāng)量W、距自由面距離h、爆距l(xiāng) 及沖擊因子C 如表1 所示。

表1 各實驗工況炸藥布置Table 1 Dynamite arrangement of each case

圖3 工況及艙內(nèi)測點設(shè)置Fig.3 Experimental conditions and lay out of the strain gaging point

2 實驗結(jié)果分析

2.1 氣泡脈動周期

在各工況下測試了炸藥水中爆炸時產(chǎn)生氣泡的第1 次脈動周期Tb，工況1 ～2 中的第1 次氣泡脈動周期實驗值分別為293.7 和390.3 ms，與水下爆炸氣泡周期預(yù)測經(jīng)驗公式計算的280.3 和373.9 ms 基本吻合。工況3 計算值為453.9 ms，與實測值398.4 ms 誤差較大，是因為計算氣泡第1 次脈動周期的方法是以自由場中氣泡脈動為基礎(chǔ)，由于工況3 的爆點距結(jié)構(gòu)物比較近，氣泡脈動過程中，受到結(jié)構(gòu)的吸引，使氣泡的脈動過程不穩(wěn)定，加速了氣泡的坍塌。工況4 中，氣泡溢出沒能測得第1 次氣泡脈動周期。由于氣泡的最大半徑與藥包的質(zhì)量以及爆心的初始深度有關(guān)，該工況下炸藥入水較淺，由氣泡最大半徑經(jīng)驗公式可得氣泡最大半徑為2.9 m，大于炸藥入水深度2.2 m，氣泡未膨脹到最大值就溢出了水面，因而無法產(chǎn)生氣泡脈動。

2.2 射流現(xiàn)象分析

圖4 ～5 給出了工況2 ～3 中測點E 的應(yīng)變和實驗測得的水中壓力曲線。圖4 中壓力信號采集到的多次信號脈沖表明工況2 中氣泡完成了數(shù)次脈動過程。相比之下，工況3 中只有第1 次氣泡脈動較明顯，表現(xiàn)為圖5 壓力曲線中幅值較小的第2 次脈沖信號。兩圖中壓力信號的不同可以解釋為工況2 藥包位置較工況3 深，氣泡在完全脫離水體之前有足夠的時間完成數(shù)次脈動過程，而工況3 中氣泡在第1次脈動周期之后，氣泡的大部分都浮出水面。再比較圖4 ～5 的應(yīng)變信號，由初始沖擊波作用引起的塑性應(yīng)變工況3 大于工況2。進(jìn)入第1 次氣泡脈動階段時，雖然結(jié)構(gòu)都呈現(xiàn)應(yīng)變脈沖的動態(tài)響應(yīng)，但是應(yīng)變曲線中都沒有階躍，表明塑性變形程度并沒有增加。結(jié)合表2 工況2 ～3 中氣泡脈動周期與圖4 ～5中應(yīng)變及壓力信號可以發(fā)現(xiàn)，由初始沖擊波引起的應(yīng)變峰值與由第1 次氣泡脈動引起的應(yīng)變峰值時間差和對應(yīng)工況第1 次氣泡脈動周期基本吻合，該時間差值與對應(yīng)的水中壓力曲線也吻合，驗證了實驗測得信號的有效性。

圖4 工況2 中應(yīng)變及水中壓力曲線Fig.4 Strain and water pressure curves in case 2

圖5 工況3 中應(yīng)變及水中壓力曲線Fig.5 Strain and water pressure curves in case 3

需要注意的是，工況2 測點E 的應(yīng)變曲線中，在2.23 和2.52 s 左右結(jié)構(gòu)均出現(xiàn)了幅值較大的應(yīng)變階躍，而且該時刻的階躍值較因初始沖擊波作用產(chǎn)生的應(yīng)變階躍值大，而對應(yīng)時刻的氣泡脈動壓力與沖量都較第1 次氣泡脈動小得多。因此可以得出，應(yīng)變的階躍現(xiàn)象不是由于單純的氣泡脈動載荷產(chǎn)生的。

為分析該階躍的成因，由Geers-Hunter 模型［14］計算得出工況2 中在前2 個氣泡脈動周期結(jié)束時，氣泡上升的距離為3.70 m，此時氣泡距離艙段底部小于2.20 m，與氣泡半徑相當(dāng)，由邊界效應(yīng)，氣泡坍塌將產(chǎn)生指向艙底的射流，據(jù)此推斷，應(yīng)變階躍是射流沖擊載荷引起的。工況3 中未出現(xiàn)應(yīng)變階躍，這是由于在氣泡上浮至水面、大部分氣泡脫離水體的過程中，結(jié)構(gòu)的阻擋使得少量氣體滯留在模型底部水中，盡管也能形成射流，但能量卻小得多。雖然工況3 中并無明顯的階躍，但是射流沖擊載荷對外底板結(jié)構(gòu)的影響依然明顯，該影響表現(xiàn)為應(yīng)變信號中最后2 次幅值較小的信號脈沖，分別在工況3 中7.56與7.80 s 左右。

圖6 為工況4 測點E 的應(yīng)變信號，與圖4 ～5 中應(yīng)變信號不同的是，圖中只有2 次信號脈沖:第1 次明顯是初始沖擊波產(chǎn)生的，第2 次則發(fā)生在3.63 s左右。工況4 中氣泡溢出并沒有完整的氣泡脈動過程，由于藥包放置較淺，大部分的氣泡能以水柱的形式射出水面，只有很小一部分氣泡被結(jié)構(gòu)阻擋在模型底部水中，是這一小部分氣泡載荷的作用使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了第2 次應(yīng)變脈沖。3.63 s 之后沒有氣泡載荷再作用于艙段外底，表現(xiàn)為沒有脈動信號的出現(xiàn)。通過工況2 ～4 的應(yīng)變信號對比可以得出，氣泡射流沖擊載荷對船體結(jié)構(gòu)造成的動態(tài)響應(yīng)非常劇烈。

圖6 工況4 應(yīng)變曲線Fig.6 Strain curve in case 4

2.3 射流影響范圍分析

圖7 為工況2 中A、B、C、D 等4 個典型測點的應(yīng)變曲線。測點B 所在的外底板區(qū)域b 位于藥包正上方，受到氣泡射流沖擊載荷的直接作用，因此階躍幅值較其他幾個測點明顯。由于測點B 與測點E都位于區(qū)域b，且關(guān)于藥包位置對稱，結(jié)合圖4 測點E 應(yīng)變曲線，可以看出兩者應(yīng)變變化趨勢基本一致。測點A、C 分別位于測點B 所在板格的旁邊2 個板格，由于偏離藥包正上方，因此結(jié)構(gòu)動態(tài)響應(yīng)較測點B小，但依然能從應(yīng)變信號中看出小幅的應(yīng)變階躍。結(jié)合圖3，可以發(fā)現(xiàn)，船體外板板格受射流沖擊作用影響較大的區(qū)域為區(qū)域a、b。由此可以推斷，相對于中遠(yuǎn)場中氣泡脈動載荷會引起整船的“鞭狀運動”，中近場水下爆炸產(chǎn)生射流沖擊載荷只是對船體局部結(jié)構(gòu)造成損傷。

2.4 外板變形情況分析

所有工況實驗結(jié)束之后，雙層底外板變形情況如圖8 所示。由圖中可以觀察到，艙段外板僅有位于區(qū)域a、b 中間的4 個板格發(fā)生了較明顯的塑性變形，這與射流影響范圍分析得出的結(jié)論一致。其中，測點B 所在板格撓度最大，為9.6 cm，測點E 所在板格最大撓度為8.7 cm。而測量得到區(qū)域a 中部2 個板格的最大撓度為3.8 cm。

由表1 可知，工況1 ～2 中藥包距區(qū)域b 較近，而工況3 ～4 中藥包距區(qū)域a 較近。若僅從沖擊因子的角度考慮，區(qū)域a 外板變形程度應(yīng)較區(qū)域b 大，然而實際上并非如此，說明外板肯定還受到了除沖擊波以外其他形式的載荷作用。由前節(jié)分析，該載荷即為射流沖擊載荷。

另外，仔細(xì)觀察區(qū)域a、b 中間的板格，其變形模式有不同之處。區(qū)域a 在板格邊緣出現(xiàn)方形的塑性鉸線，如圖8(b)。塑性鉸線范圍內(nèi)板格變形曲率相對較平緩。而區(qū)域b 并無較清晰的塑性鉸線，且中間兩板格呈現(xiàn)變化較為連續(xù)的“大鼓包”的變形模式。區(qū)域a 最大凹陷處位于板格中央，區(qū)域b 最大凹陷均在靠近實肋板的縱骨上。區(qū)域a 與區(qū)域b 不同的外板變形情況正好體現(xiàn)出射流沖擊載荷特性與沖擊波載荷特性的區(qū)別:在中近場水下爆炸作用下，整個船體外板將受到球面波作用，區(qū)域a 中將2 塊板格尺寸相對較小，可以近似認(rèn)為板格受到均布面載荷作用，因此產(chǎn)生了較為明顯的塑性鉸變形;而射流沖擊載荷作用范圍小，能量較為集中，工況2 下，射流集中作用于區(qū)域b 中間實肋板附近，導(dǎo)致最大變形位置并非在板格中心點。這種變形模式的不同再一次驗證了前節(jié)中的結(jié)論。

圖7 工況2 典型測點應(yīng)變曲線Fig.7 Strain curves of typical measuring points in case 2

圖8 外板變形情況Fig.8 Plastic deformation of the out plate

3 結(jié) 論

針對實尺度艙段模型進(jìn)行了水下爆炸實驗，測量了水中壓力與艙段外板結(jié)構(gòu)的動應(yīng)變、塑性變形，通過分析不同沖擊因子的水中壓力、外底板應(yīng)變及變形情況得到以下結(jié)論:

(1)實驗測量得到了水中壓力值、氣泡脈動周期以及結(jié)構(gòu)動態(tài)應(yīng)變信號，數(shù)據(jù)有效程度較高，實驗結(jié)果可靠。

(2)不僅僅只有近邊界氣泡才會威脅到船體局部強度，本次實驗工況2 中，船體距藥包較遠(yuǎn)，但依然受到了射流沖擊載荷的影響，因此中近場的水下爆炸需要考慮射流可能造成的影響。

(3)射流沖擊載荷對船體結(jié)構(gòu)的毀傷效果與沖擊波載荷有較大區(qū)別:沖擊波載荷使板格出現(xiàn)方形的塑性鉸線，塑性鉸線范圍內(nèi)板格變形曲率較小;射流沖擊載荷使板格呈現(xiàn)出變化較為連續(xù)的“大鼓包”變形模式，而且在某些情況下，射流沖擊載荷引起的結(jié)構(gòu)響應(yīng)比沖擊波載荷引起的響應(yīng)更強烈。由射流影響范圍以及外板變形情況來看，射流沖擊載荷對結(jié)構(gòu)的影響范圍較為集中，而且程度相當(dāng)劇烈。

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