水下爆炸载荷主要由2 个阶段构成:冲击波阶段和气泡阶段。当爆炸物在水中引爆之后，首先对舰船造成损伤的是冲击波载荷。冲击波具有压力峰值大，持续时间短的特点，将严重威胁到舰船结构的局部强度［1-3］。除冲击波外，占炸药总能量接近一半的气泡能对结构的毁伤同样不可忽视。第1 次气泡脉动的压力峰值比冲击波小很多，但持续时间长，因此冲量可与冲击波的冲量相比拟。由气泡运动引起的脉动压力、滞后流载荷具有低频特性，对舰船造成总体破坏，危及舰船的总纵强度，造成舰船在中横剖面处断裂，且气泡坍塌形成的高速射流还将引起舰船结构的局部毁伤。因此水下爆炸气泡载荷对船体结构的破坏作用不容忽视。 为探寻气泡载荷对结构的毁伤程度，首先要研究气泡载荷的破坏形式。气泡载荷对结构的破坏主要表现为脉动压力和气泡坍塌形成的射流对结构的毁伤。相关研究［4-5］已表明，气泡脉动压力将诱使舰船总体结构产生“鞭状效应”，进而造成总体毁伤。而对于气泡射流的研究，主要是用数值方法和一些简单的物理实验来研究气泡的动态特性［6-13］，很少做过相关的实船结构爆炸实验来探究气泡载荷的毁伤能力。 实际上，气泡与自由面、水中结构等之间的相互作用非常复杂，舰船结构在气泡射流作用下的毁伤效果研究有较大的难度。因此，本文中，采用实验手段，以船舶实尺度舱段结构为实验模型，对不同冲击因子的爆炸冲击载荷作用下船舶局部结构的塑性动态响应进行研究，分析气泡射流对结构的毁伤效果以及射流的影响范围。 1 实 验 1.1 实验模型 以某型船的舱段结构为例，长为L、宽为B、高为H 的实验模型方案如图1 所示。舱段模型包括底部纵桁、横向实肋板、纵骨等结构，是船体主要的承力结构，承载着大型设备，较容易遭到水雷等水下武器的攻击，是舰船抗爆抗冲击研究的重要对象。实际船舶仅有外底板受冲击波载荷，而其他部位不直接受到冲击波载荷的作用，因此，本实验的浮态选为仅使外底板没于水面以下，舱段的其他部位浮于水面以上，在此种浮态下，舱段水下爆炸实验的工况和实船遭受冲击载荷作用下的工况最接近，如图2 所示。 图1 舱段实验模型Fig.1 Model of the cabin trial 图2 舱段最终浮态Fig.2 Final floating condition of cabin 1.2 实验工况及测点布置 实验炸药均布置在舱段模型中间实肋板正下方，药包布置及测点设置如图3 所示，图中5 个测点均位于外底板。为了便于比较，双层底从龙骨到舭部分为a、b、c、d 等4 个沿船长方向的纵向区域。工况1～2 位于舱段正下方水位较深处，而工况3 ～4 位于靠近龙骨下方水位较浅处。各工况的TNT 当量W、距自由面距离h、爆距l 及冲击因子C 如表1 所示。 表1 各实验工况炸药布置Table 1 Dynamite arrangement of each case注:按实际炸药量计算的冲击因子为壳板冲击因子。工况 W/kg h/m l/m C 1 6 10.9 10.0 0.24 2 8 7.0 5.9 0.48 3 8 3.6 3.2 0.88 4 6 2.2 1.8 1.35 图3 工况及舱内测点设置Fig.3 Experimental conditions and lay out of the strain gaging point 2 实验结果分析 2.1 气泡脉动周期 在各工况下测试了炸药水中爆炸时产生气泡的第1 次脉动周期Tb，工况1 ～2 中的第1 次气泡脉动周期实验值分别为293.7 和390.3 ms，与水下爆炸气泡周期预测经验公式计算的280.3 和373.9 ms 基本吻合。工况3 计算值为453.9 ms，与实测值398.4 ms 误差较大，是因为计算气泡第1 次脉动周期的方法是以自由场中气泡脉动为基础，由于工况3 的爆点距结构物比较近，气泡脉动过程中，受到结构的吸引，使气泡的脉动过程不稳定，加速了气泡的坍塌。工况4 中，气泡溢出没能测得第1 次气泡脉动周期。由于气泡的最大半径与药包的质量以及爆心的初始深度有关，该工况下炸药入水较浅，由气泡最大半径经验公式可得气泡最大半径为2.9 m，大于炸药入水深度2.2 m，气泡未膨胀到最大值就溢出了水面，因而无法产生气泡脉动。 2.2 射流现象分析 图4 ～5 给出了工况2 ～3 中测点E 的应变和实验测得的水中压力曲线。图4 中压力信号采集到的多次信号脉冲表明工况2 中气泡完成了数次脉动过程。相比之下，工况3 中只有第1 次气泡脉动较明显，表现为图5 压力曲线中幅值较小的第2 次脉冲信号。两图中压力信号的不同可以解释为工况2 药包位置较工况3 深，气泡在完全脱离水体之前有足够的时间完成数次脉动过程，而工况3 中气泡在第1次脉动周期之后，气泡的大部分都浮出水面。再比较图4 ～5 的应变信号，由初始冲击波作用引起的塑性应变工况3 大于工况2。进入第1 次气泡脉动阶段时，虽然结构都呈现应变脉冲的动态响应，但是应变曲线中都没有阶跃，表明塑性变形程度并没有增加。结合表2 工况2 ～3 中气泡脉动周期与图4 ～5中应变及压力信号可以发现，由初始冲击波引起的应变峰值与由第1 次气泡脉动引起的应变峰值时间差和对应工况第1 次气泡脉动周期基本吻合，该时间差值与对应的水中压力曲线也吻合，验证了实验测得信号的有效性。 图4 工况2 中应变及水中压力曲线Fig.4 Strain and water pressure curves in case 2 图5 工况3 中应变及水中压力曲线Fig.5 Strain and water pressure curves in case 3 需要注意的是，工况2 测点E 的应变曲线中，在2.23 和2.52 s 左右结构均出现了幅值较大的应变阶跃，而且该时刻的阶跃值较因初始冲击波作用产生的应变阶跃值大，而对应时刻的气泡脉动压力与冲量都较第1 次气泡脉动小得多。因此可以得出，应变的阶跃现象不是由于单纯的气泡脉动载荷产生的。 为分析该阶跃的成因，由Geers-Hunter 模型［14］计算得出工况2 中在前2 个气泡脉动周期结束时，气泡上升的距离为3.70 m，此时气泡距离舱段底部小于2.20 m，与气泡半径相当，由边界效应，气泡坍塌将产生指向舱底的射流，据此推断，应变阶跃是射流冲击载荷引起的。工况3 中未出现应变阶跃，这是由于在气泡上浮至水面、大部分气泡脱离水体的过程中，结构的阻挡使得少量气体滞留在模型底部水中，尽管也能形成射流，但能量却小得多。虽然工况3 中并无明显的阶跃，但是射流冲击载荷对外底板结构的影响依然明显，该影响表现为应变信号中最后2 次幅值较小的信号脉冲，分别在工况3 中7.56与7.80 s 左右。 图6 为工况4 测点E 的应变信号，与图4 ～5 中应变信号不同的是，图中只有2 次信号脉冲:第1 次明显是初始冲击波产生的，第2 次则发生在3.63 s左右。工况4 中气泡溢出并没有完整的气泡脉动过程，由于药包放置较浅，大部分的气泡能以水柱的形式射出水面，只有很小一部分气泡被结构阻挡在模型底部水中，是这一小部分气泡载荷的作用使结构产生了第2 次应变脉冲。3.63 s 之后没有气泡载荷再作用于舱段外底，表现为没有脉动信号的出现。通过工况2 ～4 的应变信号对比可以得出，气泡射流冲击载荷对船体结构造成的动态响应非常剧烈。 图6 工况4 应变曲线Fig.6 Strain curve in case 4 2.3 射流影响范围分析 图7 为工况2 中A、B、C、D 等4 个典型测点的应变曲线。测点B 所在的外底板区域b 位于药包正上方，受到气泡射流冲击载荷的直接作用，因此阶跃幅值较其他几个测点明显。由于测点B 与测点E都位于区域b，且关于药包位置对称，结合图4 测点E 应变曲线，可以看出两者应变变化趋势基本一致。测点A、C 分别位于测点B 所在板格的旁边2 个板格，由于偏离药包正上方，因此结构动态响应较测点B小，但依然能从应变信号中看出小幅的应变阶跃。结合图3，可以发现，船体外板板格受射流冲击作用影响较大的区域为区域a、b。由此可以推断，相对于中远场中气泡脉动载荷会引起整船的“鞭状运动”，中近场水下爆炸产生射流冲击载荷只是对船体局部结构造成损伤。 2.4 外板变形情况分析 所有工况实验结束之后，双层底外板变形情况如图8 所示。由图中可以观察到，舱段外板仅有位于区域a、b 中间的4 个板格发生了较明显的塑性变形，这与射流影响范围分析得出的结论一致。其中，测点B 所在板格挠度最大，为9.6 cm，测点E 所在板格最大挠度为8.7 cm。而测量得到区域a 中部2 个板格的最大挠度为3.8 cm。 由表1 可知，工况1 ～2 中药包距区域b 较近，而工况3 ～4 中药包距区域a 较近。若仅从冲击因子的角度考虑，区域a 外板变形程度应较区域b 大，然而实际上并非如此，说明外板肯定还受到了除冲击波以外其他形式的载荷作用。由前节分析，该载荷即为射流冲击载荷。 另外，仔细观察区域a、b 中间的板格，其变形模式有不同之处。区域a 在板格边缘出现方形的塑性铰线，如图8(b)。塑性铰线范围内板格变形曲率相对较平缓。而区域b 并无较清晰的塑性铰线，且中间两板格呈现变化较为连续的“大鼓包”的变形模式。区域a 最大凹陷处位于板格中央，区域b 最大凹陷均在靠近实肋板的纵骨上。区域a 与区域b 不同的外板变形情况正好体现出射流冲击载荷特性与冲击波载荷特性的区别:在中近场水下爆炸作用下，整个船体外板将受到球面波作用，区域a 中将2 块板格尺寸相对较小，可以近似认为板格受到均布面载荷作用，因此产生了较为明显的塑性铰变形;而射流冲击载荷作用范围小，能量较为集中，工况2 下，射流集中作用于区域b 中间实肋板附近，导致最大变形位置并非在板格中心点。这种变形模式的不同再一次验证了前节中的结论。 图7 工况2 典型测点应变曲线Fig.7 Strain curves of typical measuring points in case 2 图8 外板变形情况Fig.8 Plastic deformation of the out plate 3 结 论 针对实尺度舱段模型进行了水下爆炸实验，测量了水中压力与舱段外板结构的动应变、塑性变形，通过分析不同冲击因子的水中压力、外底板应变及变形情况得到以下结论: (1)实验测量得到了水中压力值、气泡脉动周期以及结构动态应变信号，数据有效程度较高，实验结果可靠。 (2)不仅仅只有近边界气泡才会威胁到船体局部强度，本次实验工况2 中，船体距药包较远，但依然受到了射流冲击载荷的影响，因此中近场的水下爆炸需要考虑射流可能造成的影响。 (3)射流冲击载荷对船体结构的毁伤效果与冲击波载荷有较大区别:冲击波载荷使板格出现方形的塑性铰线，塑性铰线范围内板格变形曲率较小;射流冲击载荷使板格呈现出变化较为连续的“大鼓包”变形模式，而且在某些情况下，射流冲击载荷引起的结构响应比冲击波载荷引起的响应更强烈。由射流影响范围以及外板变形情况来看，射流冲击载荷对结构的影响范围较为集中，而且程度相当剧烈。 Supported by the National Natural Science Foundation of China(50939002，50809018，50779007，10976008)

文章来源：固体力学学报 网址: http://gtlxxb.400nongye.com/lunwen/itemid-27244.shtml

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