水下舷側多層防護隔艙接觸爆炸毀傷載荷特性分析*

陳鵬宇,侯海量,吳林杰,朱 錫

(海軍工程大學艦船工程系,湖北武漢430033)

水下舷側多層防護隔艙接觸爆炸毀傷載荷特性分析*

陳鵬宇,侯海量,吳林杰,朱 錫

(海軍工程大學艦船工程系,湖北武漢430033)

為探討水下多層防護隔艙結構設計,以典型三艙式結構為對象,利用Dytran軟件分析了水下接觸爆炸下舷側多層防護隔艙中膨脹空艙內的毀傷載荷特性,得到了載荷的簡化模型,并擬合出膨脹艙壓力載荷脈動平穩階段準靜態氣壓值的計算公式。結果表明,膨脹空艙內的毀傷載荷特性在時間尺度上可分為氣團膨脹擴散階段和脈動平穩兩個階段;在空間分布上,主要分為正反射區和馬赫反射區,正反射區作用載荷由初始瞬態脈沖載荷和后續逐漸衰減的準靜態氣壓載荷疊加而成,馬赫反射區作用載荷則以準靜態氣壓為主。

水下接觸爆炸;爆炸載荷;準靜態氣壓;毀傷載荷特性

隨著水下制導技術的發展,艦艇遭遇水下接觸爆炸的危險越來越大。一旦遭遇水下接觸爆炸,普通船體板架結構通常會產生大面積破口[1-2]。水下舷側多層防雷隔艙結構是大型水面艦艇抵御魚水雷接觸爆炸或水下近場非接觸爆炸的典型結構形式,通常設置3～5層艙室,分別為空艙或者液艙,其主要目的是為了預防魚水雷在舷側接觸爆炸或水下近場非接觸爆炸造成的船體破壞,其次是抵御由爆炸產生的高速破片的侵徹穿甲破壞。

由于防雷艙結構自身為多層結構,加之艙室內具有多種介質,它在水下接觸爆炸載荷作用下的動響應及破損問題十分復雜,雖然二戰期間多國曾對這類問題作過系統研究,但由于軍事保密的原因,這方面的可查閱的國外文獻極少,主要集中在水下接觸、非接觸爆炸載荷下,簡單結構的動態響應[3]和破壞問題研究。我國的研究主要集中在模型的性能實驗研究[4-6]、能量角度的抗爆機理分析[7]和流固耦合分析[8-10]。通過這些研究,學者們逐漸認識到水下接觸爆炸下防雷艙結構受到的毀傷載荷包括爆炸產物和高速破片兩大類[11],并認為設置膨脹空艙的主要目的是預備一定空間讓爆炸產物膨脹,降低作用到內部結構的沖擊波峰值壓力,吸收液艙則主要是通過液體吸收戰斗部爆炸后所產生的高速破片來抵御侵徹穿甲[4]。唐廷等[10]指出,高速破片載荷對液艙的撞擊將在水中產生壓力波,傳播至液艙后板時即導致液艙后板的變形與破壞,并采用一維平面波理論推導得到了大破片撞擊液艙產生的壓力波形式及影響因素[12];隨后,孔祥韶等[13]采用數值模擬計算分析了單、雙發破片侵徹液艙引起的沖擊波及其疊加現象。然而,水下接觸爆炸下艦艇結構將承受爆炸產物、沖擊波和大量高速破片侵徹等多種載荷的作用,目前關于這些載荷作用形式、強度、傳播規律等特性及其影響因素的研究十分有限。

為進一步揭示多層防雷隔艙結構的防護機理,本文中以多層防雷隔艙結構模型的抗爆實驗研究為基礎,采用流固耦合有限元分析方法,分析水下接觸爆炸下多層防雷艙結構中爆炸產物、沖擊波的傳播過程及載荷特性。

1 有限元分析模型

1.1 計算模型

采用有限元程序MSC.Dytran對文獻[1]中模型3(見圖1)在水下接觸爆炸下爆炸產物、沖擊波的傳播過程、強度特性及影響因素進行模擬分析。

圖1 結構橫剖面圖與有限元模型(單位:mm)Fig.1 Transverse section of the structure and the FEM model(unit:mm)

防雷艙結構全部用殼單元進行模擬;空氣、炸藥和水采用多材料歐拉求解器(MMHYDRO)進行分析計算;流固耦合作用采用考慮失效的一般耦合方法;考慮歐拉域之間不同材料的流動,當由防雷艙結構組成的耦合面失效后,不同艙室內的流體物質會發生相互流動。采用自適應接觸分析方法考慮結構大變形后相互之間的接觸作用。

為了分析防雷艙結構內外空氣與水介質與結構的耦合作用,拉格朗日結構單元尺寸設為8 mm×8 mm,歐拉單元尺寸設為40 mm×40 mm×40 mm,共設置5個歐拉域,如圖2所示。第1個歐拉域為防雷艙外部的空氣和水域(圖中第1個歐拉域的尺寸未按比例繪制),用來模擬防雷艙結構外部的水和空氣;第2～5個歐拉域分別為第1至5層艙室內的介質?？张搩葹榭諝?液艙內為水和空氣,液面高度為0.55 m,上面留有高度為0.06 m的空氣。

圖2 歐拉域設置示意圖(單位:mm)Fig.2 Sketch of Euler region(units:mm)

1.2 材料特性

防雷艙結構中4 mm厚的甲板和防御縱壁為低合金船用鋼,其余材料均為普通船用鋼,采用雙線性彈塑性本構模型,材料的應變率效應由Cowper-Symonds模型描述,動態屈服強度σd為:

式中:σ0為靜態屈服強度,E為楊氏模量,Eh為應變硬化模量,εp為有效塑性應變,˙ε為等效塑性應變率;D、n為常數。材料失效模型采用最大塑性應變失效。計算中材料參數如表1所示。

表1 結構材料參數Table 1 Material parameters for the structure

對于水下接觸爆炸作用下防雷艙結構的動態響應數值計算來說,涉及到空氣、水、炸藥和船體結構鋼4種物質(或材料)。假設空氣為理想氣體,其狀態方程為:

式中:p為壓力,初始壓力設為1.0×105Pa;ρ為密度,初始密度設為1.184 8 kg/m3;e為內能,設為211 kJ/kg;γ為比熱比,設為1.4。假設水為可壓縮但是無黏性無旋性的流體,它的狀態方程由多項式給出

式中:k為體積模量;ρ0為水的參考密度。取k=2.2 GPa,ρ0=1 000 kg/m3。設TNT炸藥的密度為1 717 kg/m3,比內能為4.765 MJ/kg。為減少計算量,忽略炸藥的爆轟過程和初始膨脹過程,采用理想高壓氣團(γ=1.4)等效模擬炸藥初始狀態,空氣的質量和內能和炸藥一樣,密度調整為105 kg/m3?？諝獾某跏級毫τ晒?2)可以計算得到為200 MPa[10]。

2 模擬結果及分析

2.1 爆炸產物膨脹過程及膨脹艙壁所受載荷特性

為獲得膨脹空艙中爆炸產物膨脹過程及膨脹艙壁所受的載荷特性,取膨脹艙壁前歐拉單元的壓力作為膨脹艙壁實際承受的壓力,得爆炸產物在空艙中膨脹時對膨脹艙壁形成的壓力如圖3、4所示。圖3所示為膨脹艙壁上的壓力分布云圖隨時間變化的情況,圖中看出壓力分布大致可分為中心區、遠場區和角隅匯聚區3個部分。

圖3 作用于膨脹艙壁的壓力載荷(裝藥量300 g TNT)Fig.3 Pressure on isolate bulkhead(300 g TNT)

在膨脹艙壁上設置8個沖擊波壓力觀測點(見圖5):測點P1～P4位于膨脹艙壁中橫剖面上,P2～P4位于正反射區,其余測點位于馬赫反射區;P1、P7、P8位于角隅部位。各點壓力時程曲線如圖6所示。

圖4 膨脹空艙中橫剖面的壓力變化歷程(裝藥量300 g TNT)Fig.4 Variation history of pressures on the mid transverse section of the void cabin(300 g TNT)

圖5 膨脹艙壁承受壓力典型測點布置圖(單位:mm)Fig.5 Pressure-measuring point arrangement on isolate bulkhead(unit:mm)

圖6 膨脹艙壁典型測點壓力歷程圖Fig.6 Variation of measuring points on isolate bulkhead

由圖3、4可知,裝藥爆炸后,舷側外板迅速破損,爆炸產生的高壓氣團向膨脹空艙中擴散;由于膨脹空艙寬度較小,爆炸產物和沖擊波在遇到隔離艙壁并發生反射,很快又會遇到外板,如此來回振蕩幾次后在膨脹空艙寬度上趨于均勻化,隨后爆炸產物和沖擊波以類似于平面波的形式在外板和膨脹艙壁間擴散。爆炸產物和沖擊波,在t=0.2 ms左右分別到達膨脹艙壁和空艙底部,形成反射和角隅匯聚;t= 0.4,0.6 ms左右分別到達空艙頂部和兩端,并分別在隔離艙壁與底部、甲板、橫艙壁形成的角隅區產生會聚;隨后高壓氣團在空艙內反復脈動數次后,逐漸形成相對穩定的準靜態壓力(t=2.0 ms)。

因此,類似于艙內爆炸下艙室板架承受的壓力載荷特性[14],從時間尺度上隔離艙壁承受的壓力載荷可分為氣團膨脹擴散階段和脈動平穩兩個階段(見圖6～7),其中氣團膨脹擴散階段,結構承受的載荷為瞬態沖擊載荷,其特征是沖擊壓力較大,但作用時間很短;脈動平穩階段,隔離艙壁結構承受的載荷以緩慢衰減的準靜態氣壓為主,伴以壓力的小幅波動,其壓力值相對較小,但作用時間較長。

從空間分布上看,對于隔離艙壁中部區域(圖5中區域A),一方面沖擊波入射角φ0較小,將產生正反射,另一方面由于外板破壞形成的向內撓曲變形花瓣與隔離艙壁形成的相對封閉區域對爆炸產物及沖擊波的阻擋作用,氣團膨脹擴散階段將產生一個相對高壓區,而脈動平穩階段其壓力略低于其他區域,其作用載荷由初始瞬態脈沖載荷和后續逐漸衰減的準靜態氣壓載荷疊加而成(見圖6(a)和(d)),因而其載荷特性可簡化為尖三角載荷加梯形載荷(如圖7(a)所示),其中p1、i1分別為氣團膨脹擴散階段作用在隔離艙壁上的超壓和比沖量,p2為準靜態壓力值,t2為準靜態氣壓平衡穩定時間,可由脈動平穩階段各測點壓力線形擬合推算得到。其余部位,一方面由于外板向內撓曲花瓣的阻擋作用,入射沖擊波相對較小,另一方面距離爆炸點相對較遠(圖5中區域B),沖擊波入射角φ0較大,將發生馬赫反射,沖擊壓力較小,其作用載荷以準靜態氣壓為主,如圖6(b)、(e)所示,其載荷特性簡化見圖7(b)。角隅部位由于沖擊波匯聚效應的影響,也會產生多次較強的沖擊,見圖6(a)、(d)中的P1點壓力歷程曲線和圖6(c)、(f)的P7點壓力歷程曲線。由于膨脹空艙角隅部位的沖擊載荷位于板架的邊緣,受液艙中側向彌散作用的影響,對后方防護結構的影響較小。

圖7 載荷簡化模型Fig.7 Simplified model of the load

因此,忽略區域B中氣團到達時間差別、角隅部位多次沖擊載荷的作用以及區域A、B的準靜態氣壓差,隔離艙壁承受的載荷可分為氣團膨脹擴散階段的沖擊載荷和脈動平穩階段的準靜態氣壓兩類,前者僅作用在中部正反射區,后者作用于整個艙壁。

2.2 氣團膨脹擴散階段的沖擊載荷強度

根據爆炸沖擊波理論[15],裝藥在剛性地表爆炸時,爆炸產物是向半無限空間擴散的,沖擊波強度相當于2倍裝藥在無限空間中爆炸沖擊波強度。裝藥在水下舷側接觸爆炸,其外側為水介質,內側為船體外板和膨脹空艙。由于空氣的可壓縮性遠大于水,爆炸產物主要向膨脹空艙中擴散,類似于地表裝藥的爆炸,沖擊波遇到隔離艙壁后將發生反射。由于水中兵器裝藥通常較大,而膨脹空艙寬度較小,因此正規反射區在φ0≤40°的范圍內(見圖5),其反射沖擊波超壓Δpr為:

式中:p0為大氣壓,Δpm為初始沖擊波峰值超壓。正規反射區在氣團膨脹擴散階段受到的沖擊強度i1(見圖7(a))為:

式中:α為影響因子,iG為液面爆炸比沖量。由于膨脹空艙寬度相對較小以及外板撓曲變形花瓣的阻擋作用,反射沖擊波很快又遇到外板,并來回振震蕩數次,初始沖擊波和后續振蕩波將相互疊加,使得正規反射區在氣團膨脹擴散階段受到的沖擊強度i1達初始沖擊反射比沖量ir的2～3倍,因此α值建議取2.5。表2為各點初始沖擊波強度理論值與計算值。

表2 初始沖擊波強度i1理論值與計算值Table 2 Theoretical value and simulation value of the initial shock wave intensity

2.3 準靜態氣壓

由圖6可知,在正反射區和馬赫反射區,膨脹艙都受到逐漸衰減的準靜態氣壓的作用。取5 ms附近時間段各測點的平均壓力(見表3),從而求出t=5 ms時刻不同裝藥量下,膨脹艙的準靜態氣壓pe。從表3可以看出,不同藥量下,由于外板向內撓曲花瓣對反射沖擊波和高壓氣體的阻擋作用,P2～P4測點的準靜態氣壓要普遍小于其余測點(如圖3(f)所示),在外板破口的正對區域形成一個低壓區,而其余區域壓力則相對偏高。

表3 5 m s時膨脹艙各測點的平均準靜態壓力Table 3 Average quasi-static pressure on measuring points at 5 ms

由于空氣的可壓縮性和密度遠小于水,裝藥爆炸后爆炸產物向膨脹空艙的擴散速度遠大于向水中的膨脹速度。艙內壓力增大,假設爆炸產物為理想氣體,且其狀態的變化服從絕熱條件下的狀態方程,再根據所求的pe值進行擬合修正,得出膨脹艙準靜態氣壓pe的計算公式:

式中:A為常數,表征氣泡能占水下爆炸總能量的比例,取0.47;β為修正系數,表征進入膨脹艙氣泡能占氣泡能的比例,取0.5;取γ=1.4;V為膨脹空艙總容積,本文中取0.166 m3;e為裝藥比內能,取4.765 kJ/kg;me為裝藥的TNT當量。公式計算與計算結果比較見圖8。

圖8 準靜態氣壓公式計算與計算結果Fig.8 Formula calculation and simulation results of quasi-static pressure

3 結 論

采用有限元軟件分析了水下接觸爆炸下舷側多層防護隔艙結構中膨脹艙的沖擊載荷特性,并擬合出膨脹艙脈動平穩階段的準靜態氣壓的計算公式,有以下結論。

(1)膨脹空艙內的毀傷載荷特性在時間尺度上可分為氣團膨脹擴散階段和脈動平穩2個階段:氣團膨脹擴散階段,結構承受的載荷為瞬態沖擊載荷,其特征是沖擊壓力較大,但作用時間很短;脈動平穩階段,隔離艙壁結構承受的載荷以緩慢衰減的準靜態氣壓為主,伴以壓力的小幅波動,其壓力值相對較小,但作用時間較長。

(2)膨脹空艙內的毀傷載荷特性在空間分布上可按入射角劃分為正反射區和馬赫反射區2個區域:正反射區作用載荷由初始瞬態脈沖載荷和后續逐漸衰減的準靜態氣壓載荷疊加而成;馬赫反射區作用載荷則以準靜態氣壓為主;角隅部位由于沖擊波匯聚效應的影響,也會產生多次較強的沖擊。

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Analysis of the damage load of the underwater contact explosion on multi-layered defend cabins

Chen Pengyu,Hou Hailiang,Wu Linjie,Zhu Xi
(Department of Naval Architecture Engineering,Naval University of Engineering,Wuhan430033,Hubei,China)

To improve the design of the underwater multi-layered protective bulkhead structure,we carried out several simulations to investigate the characteristics of the damaging load on the void cabin with a multi-layered protective bulkhead subjected to underwater contact explosion.We adopted a typical three-tank structure model for our examination of the characteristics,conducted their analysis using the Dytran software,obtained a simplified model of the load,and derived by fitting the calculation formula of the quasi-static pressure of the load in the smooth pulse stage in the void cabin.The results from the calculation show that the damaging load in the void cabin can be characterized as two stages on a time scale,i.e.the air expansion diffusion stage and the smooth pulse stage,and as two areas in spatial distribution,i.e.the normal reflection area and the Mach reflection area.The loads on the normal reflection area are the initial shock-wave load followed by the quasi-static gas pressure and those on the Mach reflection area are mainly quasi-static gas pressure.

underwater contact explosion;explosion load;quasi-static pressure;characteristics of damaging load

O383.1國標學科代碼:1303525

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0283-08

(責任編輯 王小飛)

2015-07-20;

:2015-11-11

國家自然科學基金項目(51209211,51479204,51679246)

陳鵬宇(1990- ),男,博士研究生;

:侯海量,hou9611104@163.com。