沈超, 張磊, 周章濤, 劉建湖

(1.中國船舶科學(xué)研究中心, 江蘇 無錫 214082; 2.軍事科學(xué)院國防工程研究院 工程防護(hù)研究所, 河南 洛陽 471023)

0 引言

當(dāng)水面艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)遭到水中兵器近距離或接觸爆炸攻擊時,爆炸沖擊波、爆轟產(chǎn)物、結(jié)構(gòu)物之間強(qiáng)烈耦合,存在著復(fù)雜的液體-固體氣相互作用過程[1-2]。特別是在接觸爆炸時,沖擊波壓力峰值從藥包表面的10 GPa量級迅速衰減到300 MPa量級,物理參數(shù)變化劇烈,流體和結(jié)構(gòu)受到劇烈壓縮產(chǎn)生強(qiáng)非線性耦合效應(yīng)[3-5];艦船外板在強(qiáng)沖擊作用下破損形成飛片毀傷內(nèi)部結(jié)構(gòu);爆轟產(chǎn)物通過破口隨進(jìn)擴(kuò)散演化加劇艙內(nèi)結(jié)構(gòu)的破壞。針對水下近距和接觸爆炸引起的這一系列復(fù)雜作用過程,目前尚沒有準(zhǔn)確可靠的機(jī)理分析和載荷評估計算方法,嚴(yán)重制約了艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計與評估能力的提高。

在水下爆炸沖擊波與結(jié)構(gòu)流體-固體(以下簡稱流-固)耦合作用研究方面,Taylor平板理論[6]是該方向的開創(chuàng)性理論工作。Taylor平板理論忽略板內(nèi)應(yīng)力波的傳播過程,假定入射波全部反射,僅考慮平板的慣性效應(yīng),得到結(jié)構(gòu)濕表面的流-固耦合作用載荷及結(jié)構(gòu)運動時程。國內(nèi)外學(xué)者基于該理論發(fā)展了多種水下爆炸的計算方法。唐廷等[7]、代利輝等[8]分別研究了背氣板和固支方板在水下爆炸載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)。李海濤等[9]以Taylor平板理論為基礎(chǔ)推導(dǎo)了平板在全入射角度下的沖擊波壁壓載荷計算公式,并結(jié)合試驗結(jié)果對壁壓載荷進(jìn)行修正,提出了計算有限尺度平板壁壓的經(jīng)驗公式。這些研究大多以沖擊波的聲學(xué)假設(shè)為基礎(chǔ),尚未考慮近距及接觸爆炸時水介質(zhì)劇烈壓縮的情況。

在爆炸載荷作用下板架結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)方面,Kambouchev等[10-11]研究了空爆載荷作用下的流-固耦合問題,考慮空氣的可壓縮性,得到了極重板和極輕板受任意強(qiáng)度爆炸沖擊載荷下的響應(yīng)。Ghoshal等[12]針對水下近場爆炸作用下的自由剛性平板問題,考慮平板前后介質(zhì)的可壓縮性,對不同沖擊強(qiáng)度、平板厚度以及板后邊界情況開展理論及數(shù)值研究,發(fā)現(xiàn)沖量傳遞比、最大動量以及空化的形成均與流-固耦合參數(shù)及板后狀態(tài)有關(guān)。蘇標(biāo)等[13]、崔雄偉等[14]開展了水下爆炸試驗,測量得到了結(jié)構(gòu)物壁壓響應(yīng),定性描述了雙層加筋板架結(jié)構(gòu)在小藥量(10 g TNT)爆炸載荷作用下的損傷結(jié)果和損傷模式。劉聰?shù)萚15]、張梁[16]基于有限元方法分別計算了板架結(jié)構(gòu)和舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)在不同藥量爆炸載荷下的載荷分布以及響應(yīng),獲得了爆炸載荷的流-固耦合作用對板架類結(jié)構(gòu)爆炸毀傷特性的影響規(guī)律。彭依云等[17]建立了板架結(jié)構(gòu)在近場水下爆炸沖擊載荷作用下動力學(xué)分析模型,獲得了不同加筋形式對板架變形響應(yīng)的影響規(guī)律。雖然國內(nèi)外學(xué)者開展了大量研究工作,但當(dāng)前理論研究工作仍大多以聲學(xué)假設(shè)的流-固耦合為主,在水下近距和接觸爆炸載荷與板架結(jié)構(gòu)的流-固研究方面還存在以下問題:1)由于試驗實施難度較大,板架結(jié)構(gòu)在水下近距乃至接觸爆炸載荷作用下動態(tài)響應(yīng)的試驗研究還很少;2)已有的水下試驗研究大多是小藥量(10 g TNT左右)試驗,且主要是對試驗現(xiàn)象的描述,總結(jié)的規(guī)律也以定性為主,同時由于試驗測試手段有限,無法對板架結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)機(jī)理開展更為深入的研究;3)由于相關(guān)試驗研究工作的缺失,已有的理論分析及數(shù)值仿真結(jié)果缺少充足的試驗數(shù)據(jù)驗證,分析得到的結(jié)論可靠性和說服力均不足。

水下近距和接觸爆炸飛片載荷方面,公開報道的文獻(xiàn)很少,現(xiàn)有的研究主要以試驗為主。吳林杰等[18]、侯海量等[19]開展了舷側(cè)多艙結(jié)構(gòu)的模型試驗,對試驗后的不同結(jié)構(gòu)構(gòu)件形成的飛片進(jìn)行了統(tǒng)計。李茂等[20]基于圓柱裝藥TNT爆炸試驗研究了裝藥驅(qū)動下預(yù)置飛片的飛散特性。水下近距及接觸爆炸載荷作用下飛片形成機(jī)理以及飛片載荷定量描述方面的研究工作亟待展開。

艦船防護(hù)結(jié)構(gòu)一般為板架結(jié)構(gòu),開展板架結(jié)構(gòu)在水下近距和接觸爆炸載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)規(guī)律的研究是評估現(xiàn)有防護(hù)結(jié)構(gòu)防護(hù)能力以及優(yōu)化防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計的基礎(chǔ)。本文以某水面船防護(hù)結(jié)構(gòu)的膨脹艙為原型進(jìn)行板架模型縮比設(shè)計,設(shè)計的板架結(jié)構(gòu)能夠還原膨脹艙的主要特征,包括外板、橫隔板及水平隔板的布局、外板上加強(qiáng)筋等。依藥量和爆距不同進(jìn)行7個工況的水下接觸或接觸爆炸試驗。采用光子多普勒測速(PDV)系統(tǒng)測量模型不同位置處的速度時程,收集試驗產(chǎn)生的飛片,并對試驗后板架的破口形態(tài)進(jìn)行記錄。試驗后結(jié)合數(shù)值方法對試驗結(jié)果進(jìn)行分析,對水下近距和接觸爆炸載荷作用下板架結(jié)構(gòu)形成飛片的機(jī)理、結(jié)構(gòu)上不同位置處的速度分布規(guī)律及不同藥量下的加載效應(yīng)等開展研究,以獲得板架結(jié)構(gòu)在水下近距和接觸爆炸載荷作用下的動態(tài)響應(yīng)規(guī)律。

1 近距水下爆炸試驗?zāi)Ｐ图霸囼灢贾?/h2>

1.1 試驗?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計原則

對于大多數(shù)水面艦船而言,魚雷的攻擊距離處于6倍裝藥半徑之外。某水面船的船側(cè)具有防護(hù)結(jié)構(gòu),只有采用近距或接觸爆炸的方式才有可取得較大毀傷,因此以某水面船防護(hù)結(jié)構(gòu)為原型開展試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計,并遵循以下設(shè)計原則:

1)以某水面船防護(hù)結(jié)構(gòu)的膨脹艙為原型;

2)反映舷側(cè)膨脹艙的主要特征:外板、橫隔板及水平隔板的布局、外板上加強(qiáng)筋。

1.2 試驗布置

試驗裝置由模型安裝框架、板架模型試件、水箱和飛片收集裝置等組成。試驗時,首先將模型試件焊接到安裝框架上,然后在模型試件的迎爆面焊接一鐵質(zhì)薄殼水箱,待水箱焊接完成后注滿水即可開展爆炸試驗。試驗布置俯視圖及現(xiàn)場照片分別如圖1、圖2所示。

圖1 試驗布置俯視圖Fig.1 Vertical view of tentative layout

圖2 試驗布置現(xiàn)場照片F(xiàn)ig.2 Test setup

1.3 試驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

1.3.1 試驗?zāi)Ｐ?/p>

試驗?zāi)Ｐ偷脑O(shè)計高度為1.0 m,由于本文試驗主要關(guān)注的是板架結(jié)構(gòu)在水下爆炸載荷下的動態(tài)響應(yīng),模型的邊界區(qū)域允許發(fā)生塑性變形,依次長度方向取11跨,即長度為1 650 m,模型及支撐板格的總厚度為157 mm,則板架模型的有效試驗范圍(長×寬)為1 650 mm×1 000 mm。試驗過程中,考慮到模型需要焊接到試驗框架上,模型面板邊界預(yù)留 30 mm的焊接區(qū)域,因此模型的整體尺寸(長×寬)為1 710 mm×1 060 mm。

板架模型僅模擬舷側(cè)的膨脹艙外板及隔板組成的結(jié)構(gòu),不模擬膨脹艙內(nèi)板的情況,模型加工時采用滿焊方式,材料為Q235鋼。設(shè)計的模型示意圖如圖3和圖4所示,板架模型的具體尺寸參數(shù)如下:

1)模型總尺寸為1 710 mm×1 060 mm×157 mm,其中面板有效受載面積1 650×1 000 mm,面板四邊各預(yù)留30 mm焊接區(qū)。

2)橫隔板之間的間距為150 mm;

3)豎隔板之間的間距為250 mm;

4)膨脹艙外板厚度為3 mm;

5)豎隔板、橫隔板的厚度均為2 mm;

1.3.2 安裝框架及水箱

板架模型試驗過程中需要采用PDV測量板架結(jié)構(gòu)典型測點的速度,因此整個模型試驗在陸地上進(jìn)行,必須設(shè)計板架模型的安裝框架裝置及水箱。

圖3 試驗板架模型工程圖(尺寸單位:mm)Fig.3 Engineering drawing of experimental grillage (dimensional unit: mm)

1.3.2.1 安裝框架

綜合考慮試驗藥量、安裝框架強(qiáng)度等參數(shù),框架模型外觀總體尺寸(長×寬×厚)為2 050 mm×1 400 mm×250 mm,內(nèi)部試件安裝尺寸(長×寬×厚)為1 650 mm×1 000 mm×250 mm。邊框?qū)挾?200 mm,直接承受爆炸載荷的板材厚度為30 mm,其余板材厚度為20 mm,框架材料為16Mn鋼。安裝框架工程圖以及板架模型與安裝框架的配合分別如 圖5和圖6所示。

圖4 試驗板架實物背爆面照片F(xiàn)ig.4 Back of the test grillage

1.3.2.2 水箱

水箱寬度應(yīng)滿足從水箱壁面上發(fā)射回來的沖擊波到達(dá)板架模型表面時,入射沖擊波的指數(shù)階段應(yīng)已經(jīng)在模型表面作用完成。經(jīng)計算水箱寬度為 500 mm,板材厚度為2 mm,材料為Q235鋼。試驗?zāi)Ｐ?、水箱及安裝框架焊接完成的狀態(tài)如圖7所示,試驗時水箱內(nèi)注滿水,水深1 m。

1.3.2.3 飛片收集裝置

飛片收集裝置包括飛片收集層和支架,由PE泡沫板、大芯板(楊木芯)及鋼板3層結(jié)構(gòu)組成。

2 試驗工況及測量方案

2.1 試驗工況

板架模型試驗按照爆距(藥包中心距板架迎爆面的垂直距離)和藥量(裝藥均為TNT)的差異,共進(jìn)行7個工況的水下近距和接觸爆炸試驗,試驗工況如表1所示。

試驗藥包爆投影位置均處于加筋鋼板外板小板格中心,即對應(yīng)于圖8中A點。

2.2 試驗測試內(nèi)容及測點布置

2.2.1 板架結(jié)構(gòu)速度測點

為獲得近距和接觸爆炸載荷作用下板架模型結(jié)構(gòu)面板、豎隔板、橫隔板、T形加強(qiáng)筋等典型構(gòu)件的速度分布,設(shè)置8個PDV測點。正對藥包的面板上設(shè)置1個測點(D1),離藥包最近的橫隔板、豎隔板、T形加強(qiáng)筋上各設(shè)置1個測點(D2,D3,D4),其余分別以藥包為中心在面板上由近及遠(yuǎn)設(shè)置4個測點(D5,D6,D7,D8),測點位置如圖9所示。圖9中1#～9#表示豎隔板,①～⑧表示橫隔板,I#～I(xiàn)II#表示T形加強(qiáng)筋。

2.2.2 飛片收集及破口勘驗

各工況試驗結(jié)束后對收集的飛片進(jìn)行統(tǒng)計,確定飛片的數(shù)量及質(zhì)量等參數(shù)。各工況試驗后,勘驗?zāi)Ｐ偷钠瓶谛螤罴俺叽?拍照記錄試驗結(jié)果。

2.2.3 主要測試儀器及測試原理

試驗需采用的主要測試儀器為PDV測速儀。物體每運動775 nm(探測光波長的一半),會產(chǎn)生一個干涉信號,示波器采集干涉信號在時域上的分布。通過數(shù)據(jù)處理軟件對干涉信號的時域分布進(jìn)行一定的處理即可得到物體的速度時程,特別適合用于測量物體在強(qiáng)沖擊載荷作用下的速度響應(yīng)。試驗采用的PDV測速儀測速范圍為0～2 200 m/s。

3 試驗結(jié)果

3.1 試驗結(jié)果概況

本次試驗共進(jìn)行7個工況的水下近距和接觸爆炸試驗。得到板架結(jié)典型測點處速度時程曲線 80條,收集到飛片總計65塊。125 g藥包及500 g藥包作用下板架模型典型的破壞狀態(tài)如圖10所示。對于125 g藥量的工況,板架模型以爆心投影點為中心產(chǎn)生了破口,板架與安裝框的之間連接完好,未發(fā)生明顯撕裂破壞,模型的橫、豎隔板均發(fā)生了屈曲。500 g藥量工況時,板架模型破壞嚴(yán)重,在安裝框架的下邊緣出現(xiàn)了嚴(yán)重的撕裂。以500 g藥包、爆距為一倍藥包半徑(工況7)為例,板架模型在下框架邊界處的撕裂達(dá)到7跨的范圍。

圖5 試驗?zāi)Ｐ桶惭b框架(尺寸單位:mm)Fig.5 Installation frame of test model (dimensional unit: mm)

圖6 板架模型與安裝框架的配合圖Fig.6 Assembly drawing of grillage and installation frame

圖7 板架模型、水箱及框架裝配圖Fig.7 Assembly drawing of grillage, water tank, and installation frame

表1 試驗工況

圖8 炸藥在板架模型上投影位置Fig.8 Explosive projection position on the grillage

圖9 板架模型PDV測點位置示意圖Fig.9 Schematic diagram of PDV measuring points on the grillage

圖10 不同藥量板架模型典型破壞情況Fig.10 Typical damage conditions of the grillage with different charges

試驗后收集各工況板架形成的飛片,飛片在數(shù)量、形狀、質(zhì)量方面均存在較大的隨機(jī)性。板架破口范圍內(nèi)的結(jié)構(gòu)并不一定都形成了飛片,很大一部處于類似花瓣開裂的形狀仍連接在模型上。工況72次試驗結(jié)束后收集到的飛片如圖11所示。

圖11 工況7試驗后收集到的飛片F(xiàn)ig.11 Fragments collected under test condition 7

3.2 板架變形及破損狀態(tài)

板架結(jié)構(gòu)在各工況爆炸載荷作用后的結(jié)構(gòu)變形及破損狀態(tài)如圖12所示,其中部分進(jìn)行2次試驗的工況由于2次試驗后板架結(jié)構(gòu)變形基本相同,這里以其中一次試驗為例。

圖12 各工況下板架變形及破損狀態(tài)Fig.12 Deformation and damage conditions of the grillage with different test conditions

除工況1外,模型均出現(xiàn)了破口,破口首先出現(xiàn)在靠近藥包投影點的T形筋根部,隨爆距減小和藥量增大而逐漸擴(kuò)大。125 g藥量,爆距小于2R0時,會形成飛片;500 g藥量的所有工況均會形成飛片。

3.3 板架結(jié)構(gòu)速度響應(yīng)

7個工況下板架結(jié)構(gòu)各8個測點在近距或接觸爆炸載荷下的速度響應(yīng)時程曲線如圖13所示。如2.2.1節(jié)所述:D1、D5、D6、D7、D8測點位于板架結(jié)構(gòu)面板上,距藥包投影點距離分別為0 mm、150 mm、250 mm、300 mm以及450 mm;D2、D3、D4分別位于離藥包最近的橫隔板、豎隔板、T形加強(qiáng)筋上。

圖13 各工況下板架8個測點速度時程曲線Fig.13 Velocity curve versus time of 8 points on grillages under each test condition

由圖13可以看出,除個別工況的個別測點外,各速度測點均出現(xiàn)了速度平臺或峰值,說明測試記錄的時長內(nèi)基本完整記錄了水下爆炸加載的過程。通過對比面板和非面板上的測點速度時程可以發(fā)現(xiàn),加強(qiáng)筋和橫、豎隔板上測點的加速度明顯小于面板上的測點。此外,在藥量相同而爆距由遠(yuǎn)及近時,藥包投影點對應(yīng)的D1測點速度峰值有顯著增加,而面板上其他測點(D5～D8)的速度峰值增大卻不會如此明顯,表明隨著爆距的減小,爆炸載荷的局部加載效應(yīng)會越加明顯。

4 試驗結(jié)果分析

4.1 板架模型試驗結(jié)果的數(shù)值輔助分析

4.1.1 板架試驗的數(shù)值模型

考慮到板架模型試驗的對稱性,建立1/2流-固耦合數(shù)值計算模型如圖14所示,計算域尺寸為1 000 mm×1 100 mm×1 000 mm,水域和空氣域采用歐拉網(wǎng)格,結(jié)構(gòu)采用拉格朗日網(wǎng)格,流體單元在藥包附近及流-固耦合界面處進(jìn)行加密,網(wǎng)格尺寸為毫米級。模型中結(jié)構(gòu)單元數(shù)為32.8萬,流體域單元數(shù)為138萬,流體域外邊界采用無反射邊界。設(shè)置與試驗對應(yīng)的速度測點,用于記錄該點處速度時程。水介質(zhì)采用Gruneisen狀態(tài)方程,空氣采用Linear Polynomial狀態(tài)方程,炸藥(TNT)采用JWL狀態(tài)方程,鋼板采用Johnson-Cook材料模型。

圖14 板架試驗的數(shù)值計算模型Fig.14 Numerical model of grillage test

4.1.2 試驗與數(shù)值計算結(jié)果的對比

采用4.1.1節(jié)的數(shù)值計算模型,對各試驗工況進(jìn)行數(shù)值計算,通過試驗結(jié)合數(shù)值計算結(jié)果來闡述水下近距和接觸爆炸載荷作用下板架模型的動態(tài)響應(yīng)規(guī)律。以下以工況4為例對比試驗與數(shù)值計算結(jié)果。典型破口的數(shù)值計算與試驗的對比結(jié)果如圖15所示。

圖15 工況4試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.15 Comparison between test and numerical results under test condition 4

從圖15中可以看出,二者破口的形態(tài)基本相似,主要破壞形式均是出現(xiàn)在橫、豎隔板圍成區(qū)域內(nèi)的面板和T形加強(qiáng)筋的剪切破壞。

圖16 工況4測點D1速度時程試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比Fig.16 Comparison of velocity curves of test and numerical results under test condition 4

工況4D1測點的速度時程試驗與數(shù)值計算結(jié)果對比如圖16所示,從圖16中可以看出,速度時程曲線趨勢一致。表2給出了該工況各速度峰值的試驗與數(shù)值結(jié)果對比,其中,D1、D5、D6、D7為板架面板上的測點,D2、D3、D4為T形加強(qiáng)筋和橫、豎隔板上的測點。從表2中可以看出,面板上的測點偏差在9%以內(nèi),但T形加強(qiáng)筋和隔板上測點的偏差較大。

表2 工況4各測點速度峰值試驗與數(shù)值對比

通過對比相應(yīng)測點的速度試驗曲線(見圖13(d))可以發(fā)現(xiàn),對于隔板上的D3、D4點,主要是試驗測點測試時間太短,沒有測量到隔板速度的最大值,而對于T形加強(qiáng)筋上的D2點,分析該速度測點的試驗曲線可以發(fā)現(xiàn)速度在60 μs左右出現(xiàn)加速拐點,可能是因為T形筋在加速運動過程中發(fā)生偏轉(zhuǎn),PDV的激光測點發(fā)生偏移導(dǎo)致后續(xù)數(shù)據(jù)缺失的緣故。

為進(jìn)一步驗證上述結(jié)論,表3給出了板架試驗工況2～工況7測點D1速度峰值的數(shù)值計算與試驗結(jié)果的對比,從表中可以看出,除工況2和工況7的速度峰值相對偏差為11%,其余各工況的偏差均在10%以內(nèi)。綜上,通過對比分析可以發(fā)現(xiàn),試驗所得結(jié)果基本具有一般性,可用于分析板架結(jié)構(gòu)在近距和接觸爆炸載荷下的動態(tài)響應(yīng)規(guī)律,同時采用本文的數(shù)值計算模型也可以輔助研究水下爆炸的流-固耦合作用過程。

表3 各工況D1測點速度峰值試驗與數(shù)值對比

4.2 飛片的形成機(jī)理

圖17和圖18給出了兩種典型工況的模型破壞形態(tài)及模型上不同構(gòu)件的速度分布云圖。從模型的破壞結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),無論是撕裂破壞還是剪切破壞,均出現(xiàn)在加強(qiáng)筋處或橫、豎隔板等強(qiáng)構(gòu)件處。為分析形成這種破壞的原因,給出了在流-固耦合過程中板架上不同構(gòu)件處的速度分布,可以發(fā)現(xiàn):近距和接觸爆炸條件下,板架面板的運動速度極其不均勻,速度在爆心投影點處最大,以爆心投影點為中心沿著板面向外迅速衰減,加強(qiáng)筋及隔板的存在使得面板運動速度存在間斷,容易首先在加強(qiáng)筋、隔板處形成撕裂或剪切破壞形成飛片。

圖17 工況2破口出現(xiàn)區(qū)域及模型速度分布Fig.17 Damage area and velocity distribution under test condition 2

圖18 工況3破口出現(xiàn)區(qū)域及模型速度分布Fig.18 Damage area and velocity distribution under test condition 3

4.3 爆距對結(jié)構(gòu)破壞及飛片特性的影響

通過數(shù)值計算,對比分析125 g藥量3種爆距工況下板架變形及結(jié)構(gòu)間速度的傳遞演化過程。工況2的模型破壞及各結(jié)構(gòu)件的速度云圖如圖19所示,從圖19中可以看出,沖擊波作用到板架上后,板件上各構(gòu)件的運動速度并不一致,初始階段(0～275 μs)面板的速度明顯大于加強(qiáng)筋及隔板的速度,加強(qiáng)筋及隔板對面板運動的阻礙作用明顯,面板出現(xiàn)局部的變形,后續(xù)隨著T形加強(qiáng)筋、橫豎隔板的加速運動,板架上各構(gòu)件的運動速度趨于一致。此時板架整體表現(xiàn)為拉伸破壞狀態(tài),這與模型試驗該工況最終的沿加強(qiáng)筋處撕裂破壞結(jié)果一致。

圖19 工況2模型破壞過程及各結(jié)構(gòu)件速度分布云圖Fig.19 Damage process and velocity contours under test condition 2

工況3模型破壞及各結(jié)構(gòu)件的速度云圖如 圖20所示。由圖20可見,由于爆距較小,初始階段水下爆炸載荷的作用及板架的變形破壞局部效應(yīng)明顯,結(jié)構(gòu)面板在爆心投影點附近的區(qū)域發(fā)生大變形而后沿加強(qiáng)筋處出現(xiàn)破壞,破口外圍的結(jié)構(gòu)的運動類似于花瓣開裂的運動過程。

圖20 工況3模型破壞過程及各結(jié)構(gòu)件速度分布云圖Fig.20 Damage process and velocity contours under test condition 3

圖21 工況4破口出現(xiàn)區(qū)域及模型速度分布Fig.21 Damage process and velocity contours under test condition 4

工況4的模型破壞及各結(jié)構(gòu)件的速度云圖如 圖21所示,由于藥包與結(jié)構(gòu)直接接觸,起爆后爆心投影點附近的面板發(fā)生了局部剪切破壞形成飛片,剪切區(qū)外圍的結(jié)構(gòu)以隔板處為固定端呈花瓣開裂運動,且在運動的過程中有拉伸撕裂飛出的趨勢。

4.4 不同爆距下板架結(jié)構(gòu)的速度分布規(guī)律

對于水下近距和接觸爆炸條件下的流-固耦合作用加載導(dǎo)致結(jié)構(gòu)動響應(yīng)的問題,探明板面上距爆心投影點不同距離處的速度分布是后續(xù)結(jié)構(gòu)變形運動的基礎(chǔ),因此對不同爆距下板面上的速度分布進(jìn)行分析。

圖22給出了板架模型在125 g藥量下各試驗工況面板上的速度分布,速度測點距爆心投影點的距離h以藥包半徑R0進(jìn)行無量綱化。從圖22中可以看出,不同爆距下結(jié)構(gòu)速度的差異主要在h/R0≤6的范圍內(nèi),爆距越小,結(jié)構(gòu)速度分布的局部效應(yīng)越明顯,說明爆炸載荷的局部加載效應(yīng)也越明顯。

圖22 板架模型距爆心投影點不同距離處速度分布Fig.22 Velocity distribution of points on the grillage versus the relative distance from the projection point

(1)

式中:v為板上不同位置處的速度;A0、B0、α為擬合參數(shù)。

擬合參數(shù)見表4,擬合效果見圖22中擬合曲線,從圖表中可以看出,在藥量不變時,板架表面的速度分布均滿足以爆心投影點為中心向外呈指數(shù)衰減的規(guī)律。

表4 板架模型試驗速度擬合參數(shù)

4.5 不同藥量下的加載特性

圖23給出了板架模型在125 g藥量及500 g藥量爆炸作用下的速度分布對比,距爆心投影的距離h以藥包半徑R0進(jìn)行了無量綱化。從圖23中可以看出,在爆距4R0工況下,125 g藥包和500 g藥包爆炸載荷導(dǎo)致的正入射點處結(jié)構(gòu)速度峰值基本相當(dāng)。這主要是因為對沖擊波載荷而言在相同的距徑比(爆距/藥包半徑)下,入射沖擊波的峰值基本相當(dāng),差異主要體現(xiàn)在時間衰減常數(shù)不同。但是由于沖擊波在結(jié)構(gòu)及氣泡(爆轟產(chǎn)物)之間發(fā)生了來回反射導(dǎo)致結(jié)構(gòu)與氣泡之間水域的空化,截斷了后續(xù)沖擊波衰減段的繼續(xù)加載,因此導(dǎo)致不同藥量下結(jié)構(gòu)速度的差異不大。對于爆距為2R0的工況,有著類似的結(jié)果。但對于爆距為R0工況,不同藥量下結(jié)構(gòu)速度差異比較明顯,主要是結(jié)構(gòu)與藥包之間的水域空化不充分,藥量越大、加載效應(yīng)越明顯。

圖23 不同藥量下板架模型距爆心投影點不同相對距離處速度分布對比Fig.23 Velocity distribution of points versus the relative distance from the projection point with different charges

5 結(jié)論

為獲得水下近距和接觸爆炸載荷作用下板架結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)規(guī)律,本文以XX艦側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的膨脹艙為原型設(shè)計了板架試驗?zāi)Ｐ?。依藥量和爆距不同共進(jìn)行了7個工況的水下近距和接觸爆炸試驗。采用PDV測量得到了模型不同位置處的速度時程,收集了試驗產(chǎn)生的飛片,并對試驗后板架的破口形態(tài)進(jìn)行了記錄。之后結(jié)合數(shù)值仿真對試驗結(jié)果進(jìn)行了分析,揭示了水下近距和接觸爆炸載荷作用下板架結(jié)構(gòu)形成飛片的機(jī)理,對結(jié)構(gòu)上不同位置處的速度分布規(guī)律及不同藥量下的加載效應(yīng)進(jìn)行了討論。得到以下主要結(jié)論:

1)通過試驗與數(shù)值計算的相互校驗,速度計算結(jié)果與試驗結(jié)果的偏差可基本保持在10%以內(nèi),驗證了建立的數(shù)值計算模型的有效性以及試驗結(jié)果的一般性。

2)飛片的形成機(jī)理:近距和接觸爆炸條件下,板架面板的運動速度極其不均勻,速度在爆心投影點處最大,以爆心投影點為中心沿著板面向外迅速衰減,加強(qiáng)筋及隔板的存在使得面板運動速度在該處存在間斷,容易首先在加強(qiáng)筋、隔板處剪切或撕裂破壞形成飛片。飛片的形成與藥量、爆距、結(jié)構(gòu)形式(面板、加強(qiáng)筋及隔板的強(qiáng)弱、分布)均有密切關(guān)系。

3)試驗獲得了水下近距和接觸爆炸載荷下板架模型面板上的速度分布,其速度在板面以爆心投影點為中心沿板面向外呈指數(shù)衰減趨勢。不同爆距下結(jié)構(gòu)速度的差異主要在h/R0≤6的范圍內(nèi),爆距越小,結(jié)構(gòu)速度分布的局部效應(yīng)越明顯。

4)對比不同藥量對結(jié)構(gòu)的加載效應(yīng)發(fā)現(xiàn):當(dāng)爆距大于2倍裝藥半徑后,不同藥量在相同的距徑比下,板架結(jié)構(gòu)上正入射點處速度峰值基本相當(dāng)。