近場爆炸載荷作用下加筋板應變響應研究

沈曉樂，任俊杰，周學濱

(1.中國人民解放軍91439部隊， 遼寧 大連 116041； 2.大連海洋學校， 遼寧 大連 160023)

加筋板格是船體結構的主要組成部分，研究加筋板格在爆炸載荷作用下的動態響應對研究全船的抗毀傷能力具有重大的工程意義。祝偉等[1]采用沖量相等的方法將爆炸沖擊載荷等效為三角波、正弦波、矩形波，研究表明加筋板結構形式對加筋板抵抗爆炸載荷能力影響較為明顯，但是三種載荷形式不能完全模擬沖擊波的加載過程，也沒有考慮氣泡載荷對結構的影響。邵建軍等[2]基于相似理論研究了炸藥沉底爆炸的能量傳播規律，但沒有研究結構對能量傳遞的影響。牟金磊等[3-5]通過模型試驗驗證了爆炸載荷作用下加筋板毀傷模式，并將每種模式根據載荷強弱和加筋板強度進行細分，但沒有分析沖擊波和氣泡載荷的作用對結構的影響。王海坤[5]利用非線性有限元程序LS-DYNA，模擬計算不同形式加筋板在水下接觸爆炸荷載作用下的動力響應，分析認為加筋板具有分散爆炸沖擊波的作用，加筋板抵抗爆炸沖擊波沖擊的能力更強。

本文通過實驗研究了在沖擊波和氣泡載荷聯合作用下加筋板結構的響應過程，并通過改變爆源相對位置分析其對結構的影響，對研究近距離爆炸沖擊波和氣泡載荷對結構的破壞有一定的借鑒意義。

1 試驗設計

1) 載荷分析

裝藥在水下爆炸后，形成的爆炸產物對艦船結構的作用主要有兩種：一種是水下爆炸沖擊波；另一種是沖擊波過后的氣泡脈動壓力。對于TNT裝藥沖擊波能約占總能量的53%，其他能量約占47%，主要為氣泡能[6-7]。氣泡半徑R通常按下式估算：

(1)

式中：W為TNT裝藥量，H為爆源深度。

2) 試驗設計及測點布置

爆源為10 g TNT球形裝藥，爆源位置與加筋板的幾何中心對應。為充分考慮沖擊波載荷與氣泡脈動載荷對加筋板的作用，爆源與加筋板間距設置為1倍氣泡半徑。如圖1所示的兩種工況爆源深度均為水下1米，爆源到自由面的距離約為3倍氣泡半徑，以減小自由面對氣泡載荷的影響，其中氣泡半徑按(1)式估算。工況1加筋板位于爆源上方0.3 m；工況2加筋板位于爆源下方0.3 m。

圖1 工況示意圖

板長2 m、寬1.5 m，加筋板格0.3 m×0.5 m，加筋板厚度2 mm，縱向加強筋采用角鋼，為連續構件，腹板高30 mm、厚2 mm，面板寬20 mm、厚2 mm；橫向加強筋采用扁鋼代替，為間斷構件，腹板高20 mm，厚2 mm；試驗共布置16個測點，以記錄在爆炸載荷作用下加筋板典型部位的應變響應，考慮到模型的對稱性，只對模型的1/4進行測點布置，在個別對稱測點設置驗證測點，以驗證相同位置的響應情況，如圖2所示。

3) 試驗記錄儀器

電阻應變計：采用日本共和動態電阻應變計，測量橋路采用1/4橋，動態測量范圍0～10 000 με，誤差±5%。

采集設備：NI應變采集系統，采樣頻率為20 kHz。

試驗數據采集的情況如下：應變片傳感器→電纜傳輸信號→NISCXI-1314T前端橋盒→NISCXI-1520應變輸入模塊→NIPXI-6143采集模塊。

圖2 測點布置圖

2 試驗結果分析

在試驗設計工況下，炸藥在水下爆炸后爆轟產物首先產生向周圍水介質輻射的沖擊波壓力，沖擊波壓力最先到達加筋板，并逐漸由板格中心向周圍輻射。在這個過程中加筋板板格受沖擊波壓力作用產生瞬時的應變響應，見圖3-圖5。由于沖擊波載荷的脈寬較短，對加筋板的作用類似于脈沖載荷，作用力消失后加筋板在周圍水介質和自身的阻尼作用下做隨機振動并逐步轉化為接近于自身頻率的振動并最終停止。隨著爆轟產物向外運動并最終停止擴展，爆炸產生的氣泡達到最大值并開始收縮。此時由于加筋板的存在，自由場狀態的氣泡中心的上升和收縮運動轉變為向加筋板靠近同時攜帶高速水射流的收縮運動。由于氣泡中心向加筋板靠近、甚至是直接接觸，導致作用在結構上的氣泡脈動壓力大幅增加，同時氣泡運動帶來的水射流載荷也作用在結構上。從圖3-圖5可以看出氣泡和射流載荷聯合作用使結構產生的瞬態應變響應幅值與沖擊波產生的應變響應幅值在同一量級，并且響應的時間更長。

2.1 沖擊波載荷作用與氣泡載荷對結構的損傷分析

通過前文的分析認為在近距離水下爆炸載荷作用下，結構不僅會承受沖擊波載荷作用，同時受到氣泡脈動載荷以及氣泡潰滅引起的射流的沖擊作用。為了定量對比沖擊波及氣泡相關載荷對結構的損傷的影響，以工況1條件下1號測點為例，從圖3中可以看出在沖擊波作用下瞬態應變響應達到1 647 με，然后回到379 με，并在該值附近震蕩；隨著第一次氣泡脈動載荷到達，結構瞬態應變達到1 817 με，經歷一個階段的震蕩后最終塑性變形達到1 594 με。氣泡載荷使結構的塑性變形提高了1 215 με，較沖擊波階段379 με的塑性變形更大，使得在該測點的整個響應過程中結構的塑性變形呈現明顯的“階梯”狀。

測點1的應變響應作為爆炸載荷作用于結構的典型曲線，可以很好地表征結構的沖擊響應過程。為更進一步量化沖擊波和氣泡載荷對結構響應的影響表1和表2分別列出了所有測點的特征值。通過表1的特征值可以看出結構的沖擊波應變響應峰值遠大于沖擊波引起的結構塑性應變值，同樣氣泡載荷引起的應變瞬態響應峰值也遠大于其引起的結構塑性應變值。以表1為例，排除個別測點不確定因素干擾，工況1中所有測點的沖擊波作用瞬態應變響應均值1 646 με遠大于沖擊波作用引起的塑性應變均值153 με，同樣氣泡載荷作用引起的瞬態應變響應均值1 843 με遠大于其引起的塑性應變均值308 με。但是沖擊波和氣泡載荷引起的結構的瞬態應變響應均值和塑性應變均值相差不大。因此氣泡載荷階段對結構的整體塑性變形也有一定的貢獻，可以認為在設計工況下氣泡載荷可以使結構產生塑性變形，且對結構產生與沖擊波載荷同等程度的損傷。

圖3 工況1測點1應變響應曲線

圖4 工況1測點4應變響應曲線

圖5 工況1測點6應變響應曲線

測點編號沖擊波峰值應變/με塑性應變/με氣泡脈動應變με塑性變形/με11 6473791 8171 59423 3501881 73661931 974241 8104094774341 37917251 92774983361 441407565971 5091901 30533581 3873961 8938891 7873524 0156101 8572633 08548112 0793812 368529121 8002672 394318131 1511762 370464141 112101 72430151 131401 78796161 413132 15774平均值1 6461531 843308

表2 工況2各測點應變響應值

2.2 加筋板不同測點應變響應頻域分析

在水下爆炸試驗中，沖擊載荷幅值大，作用時間短，載荷的頻率覆蓋范圍寬。加筋板受自身結構特征的影響，受沖擊激勵后會表現出自身固有的振動特性。

圖6為加強筋上測點6和板格中心測點8的應變響應頻域圖，從圖中可以看到加強筋上的測點8的頻域響應存在明顯兩個響應峰值。由于結構及水介質阻尼作用，應變信號的優勢頻率主要集中在500 Hz以下，表現為中低頻的特征，結構的高頻響應不明顯。加強筋并不直接承受沖擊載荷，而是作為板材的支撐件，起到增強結構強度的作用。加強筋的響應更多地反映的是整個加筋板的整體振動特性。

圖6 加強筋與板梁交匯處測點應變響應頻域曲線

表3列出了工況1中測點1、6、8三個測點相同方向上的前兩階振動優勢頻率。從表3可以看出不同測點的優勢頻率不盡相同。同一板格當中不同測點的優勢頻率成分也不同，局部測點更多地反映的是結構的局部振動響應特征；而縱向加強筋作為加筋板的強力構件能夠更好地反映結構的整體振動特性。

表3 不同測點優勢頻率

3 結論

1) 近場水下爆炸作用實驗結果表明沖擊波和氣泡載荷作用使結構產生的應變響應幅值在同一量級，且氣泡載荷作用下結構應變響應持續時間更長。

2) 加筋板上所有測點在接近一倍氣泡半徑爆距條件下，沖擊波和氣泡載荷引起的結構的瞬態應變響應均值相差不大，兩種載荷均可以使結構產生塑性變形，且結構的損傷程度基本相同。

3) 同一板格當中不同測點的優勢頻率成分不同，局部測點更多地反映結構的局部沖擊響應特征；而縱向加強筋作為加筋板的強力構件能夠更好地反映結構的整體沖擊響應特性。