多次水下爆炸对船体梁累积毁伤试验研究

唐正鹏 , 李翔宇

多次水下爆炸对船体梁累积毁伤试验研究

唐正鹏1,2, 李翔宇1

(1. 国防科技大学文理学院, 湖南 长沙, 410073; 2. 中国人民解放军91439 部队, 辽宁 大连, 116000)

针对船体梁累积毁伤问题, 开展了多次水下爆炸对船体梁的累积毁伤试验, 考察了爆炸距离、爆炸次数等参数对累积毁伤的影响规律, 基于船体梁挠跨比建立了毁伤等级模型。结果表明: 在中远场水下爆炸加载作用下, 船体梁不发生塑性变形; 在近场作用下, 船体梁会产生中部凹陷的局部塑性变形和整体中拱塑性弯曲变形; 随着爆炸距离的减小, 船体梁整体挠度值增大; 在相同工况下船体梁的累积挠度值与爆炸加载次数近似呈线性关系。

多次水下爆炸; 船体梁; 累积毁伤; 毁伤等级

0 引言

水下爆炸主要是利用爆炸产生的冲击波和爆轰产物形成的气泡脉动对目标进行毁伤[1-2]。随着目标防护能力不断的增强[3], 单次水下爆炸难以对舰船目标造成致命毁伤, 需要对舰船目标进行多次打击, 利用多次水下爆炸对舰船的累积毁伤效应, 达到对舰船的毁伤。

目前, 国内外关于多次水下爆炸对舰船目标累积毁伤的研究较少。张斐等[4]对多次水下爆炸作用下钢板动态响应进行了试验与数值仿真, 得到钢板的塑性变形历程规律。李海涛等[5]进行了水下爆炸作用下对称结构船体梁整体毁伤特性试验,得出在一定的爆炸范围内, 炸药在远距离多次爆炸比近距离一次爆炸所造成的梁结构中垂毁伤变形要大。Shin 等[6]通过试验研究了平板在反复砰击载荷作用下的塑性变形累积问题。Xu 等[7]进行了反复冲击下梁动态特性的试验, 对船只与浮冰多次碰撞的损伤进行评估。Zhou 等[8]对不同壁厚的金属圆柱壳进行了单次和二次爆炸试验, 讨论了二次爆炸载荷、隔爆距离和壁厚对圆柱壳结构变形和损伤的影响, 结果表明: 相同爆炸载荷作用下受第一次爆炸冲击的变形圆柱壳较未受损圆柱壳能够吸收更多的能量, 且防爆距离和壁厚对二次爆炸作用下圆柱壳结构的破坏模式和能量分布有显著影响。Yuen 等[9]在试验中通过改变炸药与四边形板的相对角度及炸药量, 研究爆炸载荷作用方向对四边形板动力响应的作用影响。Shamami等[10]采用试验方法研究了单层和多层金属板在5 次均匀爆炸载荷作用下的塑性响应, 主要讨论结构参数的变化对结构抗冲击性能的影响。Cheng等[11]研究了不同壁厚和间距的充液圆柱壳结构在反复爆炸载荷作用下的规律和动力响应特性, 主要分析壁厚和隔爆距离对结构抗爆性能的影响,通过试验确定了隔爆厚度和临界隔爆距离。

从多次水下爆炸结构累积毁伤的研究现状看,主要针对固支板或焊接结构在多次水下爆炸下的累积毁伤效应, 而对于以船体梁为目标的累积毁伤研究较少。文中进行了船体梁在多次水下爆炸下的动态响应试验研究, 获得多次爆炸下船体梁的累积毁伤特性, 研究成果可为舰船多次打击提供参考。

1 试验设计

1.1 船体梁模型

船体梁结构如图1 所示, 主要包含底板、侧板和横板, 其中底板和侧板通过钣金定形, 横板通过焊接与底板和侧板连接。板材为45#钢, 弹性模量2.06×105MPa, 屈服强度507 MPa, 泊松比0.3, 密度7.85×103kg/m3。

设计2 种规格船体梁, 参数见表1。以型号2 为例, 长×宽×高为750 mm×97.5 mm×50 mm, 横板、侧壁和底板厚度均为1.5 mm, 中间采用4 个横板将船体梁分成5 个舱室。船体梁上表面为开口状态, 船体梁自由漂浮, 吃水深度为30 mm, 四周用绳子固定, 如图2 所示。

图1 船体梁结构图Fig. 1 Structural diagram of hull girder

表1 2 种型号船体梁的尺寸规格Table 1 Dimensions of two types of hull girder

图2 船体梁水中布置图Fig. 2 Underwater layout of hull girder

试验采用炸药为黑索金(RDX)药柱, 直径为14.9 mm、高度12.3 mm、质量2.95 g。将黑索金药柱用硬线固定于船体梁正下方, 如图3 所示。

图3 RDX 药柱安装布置图Fig. 3 Installation layout of RDX grainl

1.2 测试装置

船体梁在水下爆炸作用下试验布置如图4 所示, 包括水箱、高速摄影相机、灯源、船体梁、炸药和测试装备等。水箱尺寸为2 m×2 m×2 m, 高速摄影记录水下爆炸气泡与结构的相互作用, 自由场压力传感器记录水中冲击波压力时程曲线。

图4 试验装置布置图Fig. 4 Layout of test device

1.3 试验工况

针对2 种型号船体梁设计了多组工况, 获得船体梁在多次水下爆炸载荷下动态响应过程和船体梁挠度值的累积变化。设计工况如表2 所示, 表中W为药柱质量;H为爆距; 冲击因子Q=W1/3/H;n为爆炸加载次数。对型号1 船体梁, 依次设定爆距分别为300, 200, 100 mm, 而后在爆距100 mm进行5 次累积试验。对型号2 船体梁, 在爆距100 mm进行5 次累积试验。

表2 试验工况Table 2 Test conditions

2 水下爆炸载荷分析

利用2 个自由场压力传感器记录水下爆炸冲击波压力时程曲线, 远测点P1和近测点P2到RDX药柱的距离分别为D1、D2, 压力传感器测点高度与炸药中心一致, 如图5 所示。

图5 压力传感器测点位置Fig. 5 Gauss points of pressure sensor

表3 给出了压力传感器测得的水中冲击波峰值压力,D为压力传感器距离爆心的距离,Pm为水中冲击波峰值压力,T为峰值压力到达时间。

表3 水中冲击波参数Table 3 Parameters of shock wave in water

图6 为传感器测量的水中冲击波压力时程曲线, 可以看出初始冲击波压力呈指数规律衰减。在药柱起爆0.4 ms 后测量到冲击波峰值压力, 计算得到冲击波速度约1 500 m/s。随后1 ms 出现的多次水中压力波峰为水中冲击波与水箱壁反射压力, 幅值约为初次冲击波压力峰值的25%。

3 试验现象及结果分析

3.1 试验现象

高速摄影记录水下爆炸气泡脉动过程如图7所示。0 ms 时刻, 起爆瞬间产生火光, 高速摄影开始记录。16.6 ms 为第1 次气泡脉动半径最大时刻, 根据库尔最大气泡半径估算公式, 计算出的气泡最大半径为0.221 7 m, 起始爆心距离船底0.3 m。气泡在其半径最大时刻, 未接触到船底。37 ms 左右, 气泡收缩到最小, 此刻为第1 次脉动周期, 与测量的第1 次气泡脉动自由场压力波峰时间38 ms 相近。

图6 不同测点自由场峰值压力时程曲线Fig. 6 Time history curves of free field peak pressure at different gauss points

图8 为高速摄影记录的水下爆炸过程中船体梁的动态响应过程, 工况为3 g 黑索金、100 mm 爆距, 其中, 图8(a)为起爆瞬间, 图8(b)为2 ms 时刻船体梁中部在爆炸载荷冲击波作用下向上弯曲,图8(c)为17.8 ms时刻船体梁整体挠度值达到最大,之后在惯性的作用下做整体向上运动。

图7 水中气泡脉动过程Fig. 7 Bubble pulsation process in water

图8 船体梁动态响应过程Fig. 8 Dynamic response of hull girder

3.2 船体梁毁伤模式及累积毁伤特性

3.2.1 船体梁毁伤模式

在2.95 g 黑索金、300 mm 爆距工况下, 船体梁整体与局部均未发生明显塑性变形。根据高速摄影结果分析, 爆炸产生的气泡未与船体梁底部接触, 第1 次气泡最大半径小于爆距, 爆炸产生的能量造成船体梁向上的刚体运动。在2.96 g 黑索金、200 mm 爆距工况下, 船体梁的破坏结果如图9所示, 高速摄影结果表明气泡半径与爆距大致相等, 船底中部板块在受到冲击波的作用下向舱内轻微变形, 船体梁整体没有发生弯曲塑性变形, 只有中部底板向舱内凹陷。

图9 爆距200 mm 时船体梁底部变形结果Fig. 9 Bottom deformation of hull girder at 200 mm

图10 爆距100 mm 时船体梁底部变形结果Fig. 10 Bottom deformation of hull girder at 100 mm

图11 受损船体梁静置水中照片Fig. 11 Photo of damaged hull girder standing in water

在2.96 g 黑索金、100 mm 爆距工况下, 船体梁的破坏结果如图10 所示。船底梁中间舱段底部首先在舱段边界处发生弯曲变形, 形成4 条塑性铰线, 塑性铰线逐渐向底板中心移动。当塑性铰线经过船体梁底板后, 锥体侧面保持斜率不变且呈现出刚性, 不再继续拉伸变形, 而锥顶平台面在中面力的作用下继续拉伸, 并继续发生塑性变形。高速摄影结果表明, 水下爆炸气泡半径约爆距的2 倍, 起爆后产生的水中冲击波到达船体梁中部使底板向舱内凹陷。水中冲击波载荷由中间向船体梁两端逐渐扩展作用于船上形成弯矩, 使船体梁整体发生中拱变形。船体梁最大挠度值42.98 mm,中间底板的最大挠度值16.25 mm。

3.2.2 船体梁累积毁伤特性分析

当第2 次水下爆炸后, 船体梁整体结构弯曲变形导致不能够自浮于水中。采用钢索悬挂的方式,控制船体梁吃水深度, 使每一次中部底板能够触碰到水, 并用硬线控制炸药的爆距, 保证船体梁在水面上能够受到水下爆炸加载作用, 如图11 所示。

图12 给出了1 号船体梁在累积5 次水下爆炸后整体变形结果。随着加载次数的增加, 其整体结构中拱弯曲变形程度不断增大, 说明在3 g 黑索金和100 mm 爆距工况下, 船体梁在多次水下爆炸载荷作用下有明显的累积效果。可以看出, 船体梁在1、2、3 次水下爆炸加载后中部形成弯曲塑性铰, 在第4 次爆炸加载后, 中部侧板发生褶皱屈曲,并在第5 次皱褶变形程度增大。在5 次水下爆炸加载过程中, 船体梁5 个舱段底板仅有中部舱段底板发生局部变形, 其余舱段底板仍保持平整状态。在多次水下爆炸加载过程中, 船体梁整体结构发生中拱变形, 中部舱段出现一个固定塑性铰,船体梁被中间塑性铰分为2 个刚性区段, 两端各自围绕中间舱段作刚体转动。

图12 1 号船体梁整体变形对比图Fig. 12 Comparison of overall deformation of No. 1 hull girder

图13 为1 号船体梁模型中部舱段底板局部变形图。300 mm 爆距时, 船体梁底部未出现明显塑性变形(见图3(a)); 200 mm 爆距时, 底部发生轻微弯曲变形(见图3(b)); 图13(c)～(g)为100 mm 爆距时累积5 次结果, 可看出随着水下爆炸加载次数的增加, 底板变形程度不断增大。中部底板在第1 次加载后, 底板在舱段边界处发生弯曲变形, 其变形程度较小, 塑性铰线和锥顶平台并不是很明显。第2 次加载后, 底板变形程度增大, 可明显看到形成的塑性铰线与锥顶平台, 同时底板的上下边界向内轻微凹陷。在第4 和第5 次加载后, 边界向内凹陷程度明显增大, 发生皱褶屈曲。

通过最大挠度值D与船体梁半长度L之比的挠跨比对船体梁毁伤等级进行划分, 船体梁毁伤等级划分如表4 所示。

图13 船体梁局部变形Fig. 13 Partial deformation of hull girder

图14 船体梁变形测量点位置Fig. 14 Position of deformation measuring points of hull girder

表5 船体梁变形测量值Table 5 Measured values of hull girder deformation

表4 船体梁毁伤等级程度划分Table 4 Classification of damage degree of hull girder

3.3 船体梁累积挠度值变化

在船体梁上设置5 个测量点来观测在多次水下爆炸过程中船体梁的整体与局部变形。测量点位置如图14 所示。测量数据如表5 所示, 其中α为船底板与水平面的夹角, 即船中部塑性铰的角度;Δ为中央底板的挠度值。

图15(a)和(b)为船体梁底板各位置挠度值, 可以看出, 1 号和2 号船体梁模型在5 次水下加载过程中, 船体梁模型的5 个舱段底部在水下爆炸载荷加载的作用下, 中央舱段发生变形形成塑性铰, 1、2、4、5 舱段底部保持不变形, 整体产生中拱弯曲变形。试验中2 种船体梁在2 次水下爆炸加载后不能自浮, 所以定义当船体梁中部塑性铰形成的角度大于0.16 rad 时, 船体梁发生较为严重的毁伤变形, 达到累积毁伤效果。图15(c)和(d)为船体梁整体挠度值和中部底板挠度值累积变化图, 可以看出, 在3 g 黑索金和100 mm 爆距工况下, 船体梁整体挠度值与局部底板挠度值变化与累积次数呈线性关系, 满足公式

2 种船体梁的模型尺寸与板厚不相同, 但是在相同工况下进行同等次数的累积水下爆炸加载,船体梁整体与局部变形的挠度值近似相等。模型1 的长度为750 mm, 模型2 的长度为1 000 mm, 在获得相同整体挠度值的情况下, 较小的1 号模型所产生的塑性铰旋转角度为0.45 rad, 而2 号模型的塑性铰旋转角度为0.294 rad, 可以看出较小的模型整体上弯曲变形程度更大。

图15 船体梁底板各位置挠度值以及累积变化图Fig. 15 Deflection value and cumulative change diagram of hull girder bottom plate at each position

4 结论

对船体梁在多次水下爆炸的累积毁伤进行了试验研究, 根据挠跨比定义船体梁累积毁伤等级模型, 探讨分析船体梁累积毁伤规律, 结论如下:

1) 对船体梁进行水下爆炸加载时, 船体梁的变形模式主要有局部的凹陷变形和整体的弯曲变形。当爆距大于1 倍气泡半径时, 船体梁的局部和整体均未发生明显的塑性变形。随着爆距的缩短,船体梁首先在中部底板发生凹陷形成锥顶平台,当爆距缩短到一定程度, 船体梁的中部形成塑性铰, 整体开始弯曲变形。

2) 2 种型号船体梁在药量3 g、爆距100 mm工况下进行5 次水下累积爆炸加载, 局部和整体的挠度值D与爆炸次数n近似呈线性关系, 且挠度值的大小基本相等。2 种船体梁在2 次水下爆炸后均达到中度毁伤等级, 不能自浮于水面。

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Experiments on Cumulative Damage to Hull Girders Subjected to Multiple
Underwater Explosions

TANG Zheng-peng1,2,LI Xiang-yu1

(1. College of Arts and Sciences, National University of Defense Technology, Changsha 410073, China; 2. 91439thUnit, The People’s Liberation of Army, Dalian 116000, China)

For the cumulative damage analysis of hull girders, cumulative damage tests on hull girders subjected to multiple underwater explosions were conducted and the factors affecting cumulative damage were considered, including explosion distance, explosion time, and other parameters. A damage level model for hull girders was established based on the ratio of deflection to the half-length of a hull girder. The results demonstrate that a hull girder does not undergo plastic deformation under the action of medium- and far-field underwater explosion loading. Under the action of near-field explosion loading, a hull girder produces two deformation modes: local plastic deformation of the middle depression and overall plastic bending deformation of the middle arch. With a decrease in the explosion distance, the overall deflection of the hull girder increases.Under the same conditions, the cumulative deflection of a hull girder is approximately linearly correlated with the cumulative loading time of an explosion.

multiple underwater explosions; hull girder; cumulative damage; damage level

TJ410; U661.7

A

2096-3920(2022)03-0364-07

10.11993/j.issn.2096-3920.2022.03.012

唐正鹏, 李翔宇. 多次水下爆炸对船体梁累积毁伤试验研究[J]. 水下无人系统学报, 2022, 30(3): 364-370.

2022-03-14;

2022-04-20.

国家自然科学基金项目资助(12172380).

唐正鹏(1993－), 男, 在读硕士, 主要研究方向为爆炸力学.

(责任编辑: 许 妍)