古 濱，岳永威，李夢(mèng)陽(yáng)

(1．西華大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，四川 成都610039;

2．哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

小水線面雙體船沖擊試驗(yàn)響應(yīng)測(cè)量方案

古 濱1，岳永威2，李夢(mèng)陽(yáng)2

(1．西華大學(xué)建筑與土木工程學(xué)院，四川 成都610039;

2．哈爾濱工程大學(xué)船舶工程學(xué)院，黑龍江哈爾濱150001)

基于以數(shù)值仿真結(jié)果預(yù)報(bào)指導(dǎo)試驗(yàn)方案的思路，對(duì)典型小水線面雙體船結(jié)構(gòu)進(jìn)行實(shí)體建模，運(yùn)用聲固耦合算法模擬了其在水下爆炸試驗(yàn)工況下的沖擊響應(yīng)，總結(jié)得出影響試驗(yàn)沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)的各關(guān)鍵爆炸參數(shù)，包括爆炸攻角、爆炸藥量、爆炸方位及爆炸水深變化時(shí)雙體船沖擊響應(yīng)分布規(guī)律，為相關(guān)雙體船型抗沖擊試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置及響應(yīng)趨勢(shì)提供預(yù)報(bào)和參考。

抗沖擊試驗(yàn);雙體船;沖擊響應(yīng);響應(yīng)規(guī)律;測(cè)點(diǎn)布置

0 引言

水面艦船抗爆抗沖擊生命力技術(shù)主要研究手段主要包括理論解析、數(shù)值仿真以及實(shí)船或模型試驗(yàn)3種方法［1～3］。理論解析法可針對(duì)一些簡(jiǎn)單結(jié)構(gòu) (梁、薄板)進(jìn)行分析，對(duì)于大型復(fù)雜結(jié)構(gòu)并不適用;數(shù)值仿真由于無(wú)法完全客觀真實(shí)的模擬艦船沖擊響應(yīng)的實(shí)際物理環(huán)境，計(jì)算結(jié)果可對(duì)艦船設(shè)計(jì)起到預(yù)報(bào)預(yù)估作用，并不能完全取代艦船真實(shí)抗沖擊響應(yīng);實(shí)船及模型試驗(yàn)所測(cè)得的結(jié)果真實(shí)可靠，但經(jīng)費(fèi)昂貴，試驗(yàn)難度大。鑒于此，我國(guó)海軍目前主要采用數(shù)值仿真與試驗(yàn)相結(jié)合的方法，用數(shù)值指導(dǎo)試驗(yàn)方案設(shè)計(jì)，用有限的試驗(yàn)數(shù)據(jù)修正數(shù)值方法，這也是發(fā)展中國(guó)家海軍較為普遍的研究技術(shù)路線。

艦船遭受攻擊后的沖擊響應(yīng)是研究其抗爆性能的關(guān)鍵，如何在有限試驗(yàn)中合理布置測(cè)點(diǎn)并采集到有意義的沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)，是船體抗沖擊試驗(yàn)方案中的重要環(huán)節(jié)之一［4～5］。對(duì)此問(wèn)題，目前國(guó)內(nèi)學(xué)者鮮有研究。小水線面雙體船作為一種新型的高性能水面艦船，由于其甲板面積寬、艙容大、具有良好的快速性、操縱性等優(yōu)點(diǎn)，已經(jīng)逐漸成為海軍裝備系統(tǒng)的重要船型之一，對(duì)其抗爆性能的研究也提上日程。因此，本文將對(duì)典型雙體船結(jié)構(gòu)進(jìn)行有限元建模，使用聲固耦合算法模擬水中沖擊波載荷與結(jié)構(gòu)的相互作用，計(jì)算小水線面雙體船在不同水下爆炸工況下的沖擊響應(yīng)，分析各爆炸參數(shù)對(duì)其沖擊響應(yīng)規(guī)律的影響，為相關(guān)船型的抗沖擊試驗(yàn)數(shù)據(jù)測(cè)量方案設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。

1 計(jì)算模型

基于工程圖紙利用通用程序Ansys對(duì)典型雙體船進(jìn)行實(shí)體建模。有限元模型主要用到的是殼單元和梁?jiǎn)卧?，殼單元主要用于模擬船體上的甲板、舷側(cè)板、艙壁板和底板等，梁?jiǎn)卧饕糜谀M結(jié)構(gòu)的中橫梁、加強(qiáng)材、肋骨框架、甲板縱桁、艙壁桁材和船底縱桁等構(gòu)件。此外，在對(duì)艦船進(jìn)行水下爆炸數(shù)值分析時(shí)，舷外流場(chǎng)將直接對(duì)艦船產(chǎn)生重力、阻尼和慣性等方面的影響，因此合理建立舷外流場(chǎng)模型也十分重要。根據(jù)相關(guān)文獻(xiàn)的結(jié)論［6］，本研究取流場(chǎng)半徑是結(jié)構(gòu)半徑的4倍，圖1為雙體船及其舷外流場(chǎng)有限元模型。

圖1 雙體船及其流場(chǎng)有限元模型Fig.1 Catamaran and flow field finite element model

雙體船在水下爆炸載荷后將于流場(chǎng)一起產(chǎn)生振蕩運(yùn)動(dòng)，因此必須對(duì)與流場(chǎng)接觸的雙體船結(jié)構(gòu)進(jìn)行邊界條件的設(shè)定，從而確保數(shù)值實(shí)驗(yàn)結(jié)果的精確性。本文通過(guò)ABAQUS中的INTERACTION選項(xiàng)菜單中的*TIE關(guān)鍵字，分別定義結(jié)構(gòu)與流場(chǎng)接觸的部位為主面，相應(yīng)流場(chǎng)的面為從面，對(duì)應(yīng)于ABAQUS軟件中的綁定約束邊界條件，即將主從面束縛在一起。此時(shí)，在從屬面上的每個(gè)節(jié)點(diǎn)被約束為與在主控面上距它最接近的點(diǎn)具有相同的運(yùn)動(dòng)，所有平移和轉(zhuǎn)動(dòng)自由度本約束，可以客觀地描述結(jié)構(gòu)與沖擊波作用的物理環(huán)境。

2 試驗(yàn)工況模擬

藥包在水中爆炸后首先產(chǎn)生沖擊波，接著是氣泡脈動(dòng)壓力，關(guān)于沖擊波階段和氣泡膨脹與收縮階段的壓力模擬，Geers and Hunter已經(jīng)得出了很好的估算公式，本文就基于Geers and Hunter的載荷模型［7］，計(jì)算并確定ABAQUS中的載荷模擬曲線。為了更加全面考核雙體船在水下爆炸載荷作用下的動(dòng)響應(yīng)，本節(jié)利用聲固耦合算法［8］，設(shè)定了大量不同工況對(duì)雙體船承受爆炸載荷的結(jié)構(gòu)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值計(jì)算，系統(tǒng)全面地分析雙體船典型部位的動(dòng)響應(yīng)，總結(jié)出結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)規(guī)律，為沖擊試驗(yàn)的響應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置方案提供依據(jù)。圖2為工況設(shè)置示意圖，具體設(shè)置參數(shù)如表1所示。

圖2 雙體船設(shè)計(jì)工況示意圖Fig.2 Catamaran designed condition diagram

表1 雙體船抗沖擊試驗(yàn)工況說(shuō)明Tab.1 Ctamaran anti-shock experiment condition explain

3 計(jì)算結(jié)果分析

3.1 爆炸藥量對(duì)雙體船沖擊響應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置的影響

本節(jié)基于工況M1～M4的計(jì)算結(jié)果，以主甲板為參考對(duì)象，總結(jié)沖擊響應(yīng)隨藥包質(zhì)量變化的規(guī)律曲線，這里的4種工況的藥包位置均為船體正下方，且爆距均為50 m，藥量分別為175，200，250和390 kg TNT當(dāng)量。主甲板考核測(cè)點(diǎn)在4種工況下的Mises應(yīng)力響應(yīng)時(shí)歷曲線，如圖3所示。

圖3 各工況下主甲板應(yīng)力響應(yīng)時(shí)歷曲線Fig.3 Main deck stress response time history curve of each condition

由圖3可看出，結(jié)構(gòu)的應(yīng)力響應(yīng)隨著藥包質(zhì)量的增大而愈發(fā)劇烈，對(duì)同一節(jié)點(diǎn)的考察其應(yīng)力時(shí)歷曲線的形狀大致相同，因此可用各曲線的應(yīng)力響應(yīng)峰值表示其沖擊響應(yīng)。圖4給出了各工況下測(cè)點(diǎn)的應(yīng)力峰值隨藥量的變化曲線。由圖中可以看出，隨著藥量的增加，船體結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)隨爆炸藥量似呈線性規(guī)律遞增。

圖4 雙體船沖擊響應(yīng)隨爆炸藥量變化曲線Fig.4 Catamaran shock response changed curve with explosion dosage

3.2 爆炸水深對(duì)雙體船沖擊響應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置的影響

為了更形象地說(shuō)明水下藥包爆炸深度對(duì)船體沖擊響應(yīng)的影響，本節(jié)利用M5～M8工況的計(jì)算結(jié)果，以雙體船潛體的底部外板一測(cè)點(diǎn)為參考對(duì)象，給出其4種工況下的Mises應(yīng)力相應(yīng)時(shí)歷曲線，如圖5所示。

圖5 各工況潛體應(yīng)力響應(yīng)時(shí)歷曲線Fig.5 Subbody stress response time history curve of each condition

由圖5可以看出，隨著藥包深度的增加，船體結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)減弱，通過(guò)這點(diǎn)可以說(shuō)明沖擊波載荷對(duì)船體的損傷程度隨著爆距的減小而增大。由于本文設(shè)置的工況均屬于中遠(yuǎn)場(chǎng)爆炸，爆炸深度對(duì)船體的影響通過(guò)典型部位節(jié)點(diǎn)的時(shí)歷曲線只能給出定性的結(jié)論。為了進(jìn)一步說(shuō)明爆炸水深對(duì)沖擊響應(yīng)的影響，本節(jié)給出潛體底部測(cè)點(diǎn)的譜速度隨爆炸水深變化曲線如圖6所示。從圖中可看出，隨著爆炸深度的增加，潛體底部結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)隨爆炸水深似呈拋物線規(guī)律衰減。

圖6 雙體船沖擊響應(yīng)隨藥包水深變化曲線Fig.6 Catamaran shock response changed curve with explosion water depth

3.3 爆炸攻角對(duì)雙體船沖擊響應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置的影響

當(dāng)炸藥在船下不同攻角處發(fā)生爆炸時(shí)，船體的響應(yīng)會(huì)發(fā)生很大差異。藥量為250 kg的炸藥在中橫剖面下45°攻角處爆炸時(shí)，船體的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程如圖7所示，圖為Von.Mises應(yīng)力分布云圖。

圖7 爆炸攻角45°時(shí)船體動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程Fig.7 Hull dynamic response process under explosion attack angel 45°

圖7(a)中，t=0.03 s時(shí)，沖擊波到達(dá)船體開始出現(xiàn)局部響應(yīng);圖7(b)中，t=0.09 s時(shí)，船體呈現(xiàn)出整體響應(yīng)的特征;圖7(c)中，t=0.21 s時(shí)，船體近似處于平衡狀態(tài)，應(yīng)力響應(yīng)值較小，t=0.33 s時(shí)，船體振動(dòng)響應(yīng)變大，Mises應(yīng)力的最大值出現(xiàn)在船舯右下潛體與支柱交界處，船體左片體的對(duì)應(yīng)位置的應(yīng)力與之相比較小，這與藥包位于船體正下方時(shí)不同，攻角的存在導(dǎo)致的船體響應(yīng)顯示出非對(duì)稱性。

本節(jié)基于M9～M12工況的計(jì)算結(jié)果，在雙體船潛體底部位置分別選取20個(gè)單元并記錄其Mises應(yīng)力值，然后用其平均值來(lái)表現(xiàn)潛體底部結(jié)構(gòu)的平均應(yīng)力，總結(jié)雙體船沖擊響應(yīng)隨爆角的變化規(guī)律，如圖8所示。從圖中可看出，船體結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)隨著爆角的增大而增大，在90°爆角時(shí)達(dá)到最大。因此在進(jìn)行艦船極端工況沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)采集時(shí)，可將試驗(yàn)方案取為90°爆炸攻角，即藥包位于船體正下方。

圖8 雙體船沖擊響應(yīng)隨爆炸攻角變化曲線Fig.8 Catamaran shock response changed curve withexplosion attack angel

3.4 爆炸方位對(duì)雙體船沖擊響應(yīng)測(cè)點(diǎn)布置的影響

本節(jié)基于工況M13～M19的計(jì)算結(jié)果，總結(jié)了藥包位置沿船長(zhǎng)變化時(shí)雙體船沖擊響應(yīng)的規(guī)律，具體做法是選取計(jì)算結(jié)果中的典型位置的20個(gè)單元，考察其應(yīng)力值，并且將其平均應(yīng)力值作為該典型位置的應(yīng)力，繪制曲線。定義無(wú)量綱參數(shù)d為爆心到船中的距離與船長(zhǎng)之比。圖9給出了平均應(yīng)力隨d值的變化曲線。

式中:r為爆心到船中的距離，m;L為船長(zhǎng)，m。

圖9 雙體船沖擊響應(yīng)隨爆炸方位變化曲線Fig.9 Catamaran shock response changed curve with explosion place

從圖9曲線可以看出:當(dāng)d在0～0.2范圍內(nèi)變化時(shí)，結(jié)構(gòu)應(yīng)力隨d的變化而遞減的趨勢(shì)比較明顯;而當(dāng)d在0.2之后，應(yīng)力變化不太明顯。因此在進(jìn)行沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)采集時(shí)，當(dāng)爆距距船中距離在1/5船長(zhǎng)內(nèi)，沖擊響應(yīng)點(diǎn)應(yīng)該多取，而當(dāng)爆距距船中距離在1/5～1/2船長(zhǎng)內(nèi)，沖擊響應(yīng)測(cè)點(diǎn)考核點(diǎn)可以少取。

4 結(jié)語(yǔ)

本文通過(guò)對(duì)典型小水線面雙體船進(jìn)行實(shí)體建模，利用數(shù)值仿真手段模擬了其在水下爆炸試驗(yàn)工況下的沖擊響應(yīng)，通過(guò)總結(jié)影響試驗(yàn)沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)的各關(guān)鍵爆炸參數(shù)，包括爆炸攻角、爆炸藥量、爆炸方位及爆炸水深變化時(shí)雙體船沖擊響應(yīng)規(guī)律，為相關(guān)雙體船型抗沖擊試驗(yàn)測(cè)點(diǎn)布置及響應(yīng)趨勢(shì)提供預(yù)報(bào)和參考，主要得出以下結(jié)論:

1)雙體船結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)隨爆炸藥量的增加似呈線性規(guī)律遞增;

2)隨著爆炸水深的增加，雙體船結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)似呈拋物線規(guī)律衰減;

3)雙體船結(jié)構(gòu)的應(yīng)力隨著爆炸攻角的增大而增大，在90°爆角結(jié)構(gòu)響應(yīng)最為激烈，因此在進(jìn)行艦船極端工況沖擊響應(yīng)數(shù)據(jù)采集時(shí)，可將試驗(yàn)方案取為90°爆炸攻角;

4)當(dāng)爆炸方位沿船長(zhǎng)變化時(shí)，爆距距船中距離在1/5船長(zhǎng)內(nèi)，沖擊響應(yīng)變化趨勢(shì)明顯，測(cè)量點(diǎn)應(yīng)該多取，而當(dāng)爆距距船中距離在1/5～1/2船長(zhǎng)內(nèi)，沖擊響應(yīng)變化不大，測(cè)點(diǎn)可以少取。

［1］張阿漫，王詩(shī)平，白兆宏，等．不同環(huán)境下氣泡脈動(dòng)特性實(shí)驗(yàn)研究［J］．力學(xué)學(xué)報(bào)，2011，43(1):71 －83．

ZHANG A-man，WANG Shi-ping，BAI Zhao-hong，et al．Experimental study on bubble pulse features under different

circumstances［J］．Chinese Journal of Theoretical and Applied Mechanics．2011，43(1):71 －83．

［2］張阿漫，姚熊亮．近自由面水下爆炸氣泡的運(yùn)動(dòng)規(guī)律研究［J］．物理學(xué)報(bào)，2008，57(1):339 －353．

ZHANG A-man，YAO Xiong-liang．Thelaw ofthe underwater explosion bubble motion near free surface［J］．Acta Physica Sinica．2008，57(1):339 －353．

［3］岳永威，王超，等．軍用雙體船抗沖擊特性數(shù)值研究［J］．中國(guó)艦船研究，2012，7(1):29 ～34．

YUE Yong-wei，WANG Chao，et al．Numerical investigation on shock resistance of military catamaran［J］．Chinese Journal of Ship Research，2012，7(1):29 －34．

［4］朱錫，白雪飛，等．船體板架在水下接觸爆炸作用下的破口試驗(yàn)［J］．中國(guó)造船，2003，44(1):46 －52．

ZHU Xi，BAI Xue-fei，et al．Crevasse experiment research of plate membrance in vessels subjected to underwater contact explosion［J］．Shipbuilding of China，2003，44(1):46－52．

［5］浦金云，邱金水．艦船生命力［M］．北京:海潮出版社．2006，9．

PU Jin-yue，QIU Jin-shui．Warship survivability［M］．Beijing:Ocean Tidal Press．2006，9．

［6］張振華，朱錫，等．船舶在遠(yuǎn)場(chǎng)水下爆炸載荷作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的數(shù)值計(jì)算方法［J］．中國(guó)造船，2003(12):56－59．

ZHANG Zhen-hua，ZHU Xi，et al．Numerical analysis of ship dynamic response due to shock waves induced by longdistance underwater explosion［J］．Shipbuilding of China．2003(12):56－59．

［7］GEERS T L，HUNTER K S．An integrated wave-effects model for an underwater explosion bubble［J］．Journal of the Acoustical Society of America，2002，111(4):1584－1601．

［8］KITAMURA O．FEM approach to the simulation of collision and grounding damage［J］．Marine Structures，2002，15(5):403－428．

Research on measuring scheme of shock response in small waterline area catamaran anti-shock experiment

GU Bin1，YUE Yong-wei2，LI Meng-yang2
(1．College of Architecture and Civil Engineering，Xihua University，Chengdu 610039，China;
2．College of Shipbuilding Engineering，Harbin Engineering University，Harbin 150001，China)

Based on the idea of numerical simulation results directing the experiment scheme，typical small waterline area catamaran entity model was established，and the shock response of underwater explosion experimental condition was simulated by acoustic-structure coupling method．Then each explosion key parameter which mainly influence the shock response results besides explosion attack angle，explosion dosage，explosion place and explosion water depth was summarized，catamaran shock response distribution changed law with the variation of each explosion parameter was revealed，it can be the significant forecast and reference for measuring points setting and shock response trend of relevant catamaran hull anti-shock experiment．

anti-shock experiment;catamaran;shock response;response law;measuring points setting

古濱(1961－)，男，副教授，研究方向?yàn)榛A(chǔ)力學(xué)。

U661．44

A

1672－7649(2013)05－0025－05

10.3404/j.issn.1672－7649.2013.05.006

2012－05－25;

2013－01－11

牽引動(dòng)力國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室項(xiàng)目資助(TPL1108)