近爆载荷作用下液舱的吸能研究

Chinese Journal of Ship Research - - 目 次 -

1,李晓彬1,赵鹏铎2,胡翔1李思宇1 430063武汉理工大学 交通学院,湖北 武汉2 100073海军装备研究院,北京

摘 要:为研究近距爆炸载荷作用下液舱各部分的吸能情况,根据实验建立数值仿真模型,研究在有无液体、不同厚度比和不同水层厚度条件下舱室变形和各部分吸能的占比情况。结果表明,液体介质的存在改变了液舱的吸能模式,液舱总吸能主要受到舱室外壁厚度和水层厚度的影响,厚度比和水层厚度的变化对舱壁变形模式和爆炸能量在液舱各部分的占比有一定影响。对液舱各部分吸能机理的阐述,可作为液舱设计的参考依据。关键词:近距爆炸;防护液舱;冲击;吸能

0引言

大型水面舰船水下舷侧常设有防护水舱,主要作用是针对鱼雷和水雷的局部接触、近距离非接触爆炸,以及穿甲式、射流破甲式鱼雷在舱室内

部爆炸的情况,保护内部弹药舱、动力舱等重要舱室免遭破坏。开展冲击波作用下液舱的吸能研究,可为舰船防护液舱设计提供借鉴。对液舱抗爆问题的研究早在二战前后就已经开始,但由于其军事敏感性,国外公开的文献不

多[1-2 ]。国内对此类问题的研究开展较晚,朱锡等[3-4]对舰船水下多层防护结构进行了系列的水下接触爆炸模型的实验研究。杜志鹏等[5]在适当假设的基础上,对液舱壁在近爆6载荷作用下的响应进行了理论推导。张伦平等[ ]通过模型实验,分析了爆炸载荷能量与结构总吸能的比例关系,以及药量、结构参数对总吸能分配的影响。张婧等[7]通过数值仿真方法对三层板壳结构在水下爆炸作用下的动态响应进行了研究,并分析了液面高度的影响。唐廷等[8]采用流固耦合方法对实舱模型在水下接触爆炸载荷作用下的变形和破坏进行了研究。为了研究液舱对爆炸冲击波能量的吸收机理,基于能量守恒,拟对近爆载荷作用下,液舱吸收的爆炸能量进行理论研究。在模型实验的基础上,建立液舱在近爆载荷作用下的流固耦合模型,讨论有无液体、不同厚度比和不同水层厚度条件下,液舱舱壁的变形情况和各部分吸能比例的变化,为液舱设计提供相关依据。

1 液舱吸收的爆炸能量

施加在液舱外壁上的近爆载荷可以表示为[ 9 ] μ -1 p = p (1 - t/τ) m (1) p = pˉw(R w/R)cos2 α m式中:p 为作用在外板的最大压力;μ为装药形m 3,柱形为2,平面装药为1;pˉw状系数,球形为 为瞬时爆轰平均压力;R 为装药半径;R为炸药中w心与外板的垂直距离;α 为爆炸产物喷流角;t为某一时刻;τ 为正压持续时间。由式(1),根据冲量定理可得液舱外壁上任一点的比冲量

t τ 1 ae - t öμ i ( t )= p(t)dt =p 0 -è1 m μ τ ø

2 0  t  τ( )

液舱外壁表面受到爆炸冲击载荷作用时,其背面有水,需要考虑水体扰动的影响。水体的影响采用等效质量来描述,水的扰动随时间向纵深方向发展,因此等效质量的增加也随时间变化。 假设板后任一质点的水体与板同步运动,考虑厚度为 c0 τ 的水的响应,其中 c0 为水中声速,则受扰动质点的质量为 ( ρnhn + ρ0 c0 t ) ,根据动量守恒原理得到外壁由反射比冲量引起的速度响应为i ( t) p mτ t ö μ v ( t )= = 1 -ae1 - ρnhn + ρ0 c 0t μ( ρnhn + ρ0 c0 t) è τ ø (3) 0  t τ假设作用在结构表面的压力被完全吸收且转化为板和水体的初始动能,则作用到结构上的总能量可表示为i2 ( r t) 0τ l  0 4 E = dtdr ( ) 2( ρ h + c τρ ) n n 0 0式中,r 为载荷作用半径,取积分上限 l = 1/2L ,L为板的短边长度。式(4)表明,当考虑板后水体的扰动时,液舱的总体吸能减少了。将式(4)积分,可得液舱吸收的总能量的表达式为2 2 3 pˉ R τ arctan (l R) 5 w w E= ( ) (1 + R 3μ + 2μ2 )(hn μ2) ρn μ2 + c0 τρ0

2 仿真模型及方法验证 2.1 实验模型

500 mm 500 mm Q235实验模型是尺寸为 ´ 的钢板。钢板通过螺栓和框架夹具面板固定在钢制400 mm立方体爆炸筒的端面,立方体筒的尺寸为 ´ 400 mm 200 mm。为了模拟舰船液舱,需要在筒´内注水,因此在钢板和立方体筒端面之间附加一32层橡胶垫,以防止液体泄漏。每个钢板通过 个螺栓与立方体筒连接,保证四边固支的边界条

件。夹具面板四边预留一定宽度,用以固定钢板, 400 mm 400 mm。如因此钢板实际迎爆面积为 ´ 1图 所示,将液舱模型安置在事先做好的支架上,炸药通过绳子固定在液舱外壁的中心位置,爆200 mm。炸药类型选用TNT距为 炸药,药量为200 g,板厚为2.5 mm。

2.2 仿真参数及方法验证

基于实验模型,采用非线性动力分析软件AUTODYN 1/2 2)。理想气建立了 的对称模型(图体和水域采用欧拉流体单元建立,液舱内外壁用拉格朗日壳单元建立,采用全流固耦合算法计算。板采用四边固支边界条件,空气域设置流出20 mm边界条件。在外壁中心到边界处以 为间距11 2)。舱壁材料采用Q235设置 个测点(图 钢,考虑应变率强化效应,材料的动态流动应力采用J-C 1强度模型,具体材料参数如表 所示。其中, A ,B ,n ,c ,m为材料参数。 3 4图 为实验板实际变形,图 为仿真与实验得到的横截面挠度曲线的对比。对比结果表明,仿真结果与实验曲线的一致性较好,仿真结果稍大5.8%。靠近边界于实验结果,最大挠度值误差为处的板挠度差异较大,这是由于实验的边界条件不可能完全固支所致。说明采用本文的仿真模型 研究液舱的吸能问题时,得到的结论是可靠的。

3 液舱吸能研究 3.1 有无液体的影响

5 3ms图 为计算至 时,有无液体介质液舱舱壁的变形模式对比。可以看出,无液体时舱室外壁产生了整体塑性大变形,类似空背板的变形模式,而舱室内壁变形很小,对吸能的贡献很低;有液体时,舱室外壁仅发生局部的塑性变形,内壁在水体的扰动下产生了整体的塑性变形,且变形大于外壁,两者总体变形量小于无液体舱室。此时液舱内壁仍有速度,随着动能逐渐向变形能转化,液舱内壁最终也将发展为“中心鼓包”形式[10]。其原因为无液体介质时,舱室主要靠舱壁的变形吸收爆炸能量,这种情况下,舱室外壁相当于对冲击载荷起到了“阻断作用”,容易产生拉伸撕裂破坏[11];而有液体介质时,水的可压缩性使得作用在一部分介质上的压力以高速而有限的波动形式传递给其他质点,导致大量能量被水体吸收,并将一部分能量传递给液舱内壁。结果表明,液体介质通过自身的吸能降低了舱壁的变形量,并改变了其变形模式,通过将冲击载荷的吸收和弥散,将液舱内外壁有机联系起来。

6图 为有无液体介质时液舱在近爆载荷作用下的能量转化曲线。可以看出,无液体介质时,爆炸能量主要被舱室外壁吸收转化为其动能和变形能;有液体介质时,液舱整体的吸能降低了约60% ,其中舱壁吸收的爆炸能量仅为无液体介质11%左右,有超过70%的能量被水体吸收,外时的 4%的能量,内壁约吸收了26%的壁仅吸收了不到能量。被吸收的能量大部分转化为水体的动能和势能,部分转化为舱壁的动能和变形能。说明舱内液体改变了爆炸能量在液舱中的分散效果,由原先主要由外壁承担变为内外壁和液体共同承担,并通过三者之间的相互作用使大量能量通过水体的振动和激荡,最终以热能的形式消耗。

3.2 厚度比的影响

文献[5]和本文的研究都表明,在近爆载荷作用下,液舱内壁的变形大于液舱外壁,应考虑对内壁进行加厚处理。定义液舱内壁和外壁厚度的比值为厚度比。壁通过形变达到吸能效果,增加内壁的厚度势必会影响到爆炸能量在液舱中的弥散7效果,因此,需要对厚度比的影响进行探究。图1ms为计算至 时,不同厚度比液舱舱壁变形的对比。可以看出,厚度比的变化并未改变舱壁的整 体变形趋势,虽然该时刻舱壁尚未达到最终变形,但随着厚度比的提升,液舱内壁的变形发展速度逐渐减缓;液舱外壁的总变形量也略有降低,但由于外壁厚度不变,因此对吸能的影响较小。 8图 为不同厚度比的液舱吸能对比。可以看2∶3出,两者的变化规律基本一致。以厚度比为的能量曲线为例,在近爆载荷作用下,舱室外壁的0.1 ms 0.18 ms能量首先增加,在 时就达到峰值,约时外壁的动能全部转化,仅剩余变形能;水体中的0.06 ms 0.18 ms能量在 时开始迅速增加,约在 时到达峰值,此时冲击载荷已到达液舱内壁,内壁的0.26 ms能量开始上升; 时,水体和内壁之间的能量转换结束,内壁中能量基本稳定,而水体中能量1∶1呈平稳下降趋势。厚度比为 时,增加厚度比对液舱总的吸能和外壁吸能影响很小,但液舱内32%,当厚度比增加至1∶2壁吸能增加了约 时,液54%。舱内壁吸能增加了约 结果表明,增加内壁厚度有利于减小液舱内壁的变形,同时增加内壁的吸能效果,液舱设计时应考虑一定的厚度比。

3.3 水层厚度的影响

9 1ms图 为计算至 时,不同水层厚度时液舱舱壁的变形对比。可以看出,水层厚度对舱壁变100 mm形产生了较大的影响。当水层厚度由 增300 mm加至 时,液舱外壁变形量有先减小后增大的趋势,其变形模式也发生了改变。当水层较薄时,舱壁呈近似整体塑性大变形趋势,随着水层加厚,舱壁的中心隆起变形越来越明显,说明增加水层厚度使外壁的变形局部效应更加突出。液舱内壁在水层较薄时的变形迅速发展为中心隆起形式,水层厚度增加后,其变形发展趋势变缓,但随着水层厚度的继续增加,其变形趋势没有明显改变。水层较厚时,作用在液舱内壁上的冲击波近似为平面波,随着传播距离减小,载荷作用的局部效应逐渐增强,导致液舱内壁变形发展模式改变,进而对其最终变形量产生影响。10图 为不同水层厚度的液舱吸能对比。当水层厚度增加后,水体与液舱内壁的能量转换过100 mm程被逐渐推移。当水层厚度为 时,液舱吸 28.4%收的总吸能增加了约 ,其中液舱内壁的吸10%,水体的吸能占比有所下降;能占比增加了约 300 mm当水层厚度增加至 时,液舱的总吸能增加35.3%,而对舱内各部分吸能占比影响较小,了约 3%。薄水层和厚水层虽然都提上下波动不超过高了液舱整体吸能,但其吸能增加的原因不同。水体通过质点的运动吸收爆炸能量,水层厚度较小时水体扰动较为剧烈,且液舱内壁变形的迅速发展导致内壁吸能增加。增加水层厚度实际上是增加了受扰动的水体质点数量,进而提高了液舱5的总吸能。式( )表明,当水层厚度大于 c0 τ 时,多余的水体将不再对吸能有所影响。因此,在设计液舱时,应综合考虑依靠舱壁变形和水体扰动的吸能效果,选取合适的水层厚度。

4结论

上述研究表明: 1)有液体介质时,舱室吸收的爆炸能量相对于无液体介质时有所降低;当装药和爆距确定时,

液舱吸收的爆炸能量主要和外壁厚度以及水体厚度有关。2 )液体介质通过自身的吸能降低了外壁的变形量,并改变了其变形模式;液体介质改变了舱室的吸能模式,由单一的依靠外壁变形吸能转变为依靠内外壁变形和液体质点运动共同吸能。3)增加内壁厚度不影响液舱的总吸能和外壁的吸能效果,但对液舱内壁的吸能有所提升,同时减小了其变形发展的速度,有利于保护舱室的内部结构。4)水层厚度影响液舱总吸能和舱壁的变形模式,其厚度为 c0 τ 时可保证液舱的最大吸能效果。水层较薄时,液舱通过水体的激荡和内壁的变形提高了整体吸能;水层较厚时,振动水体质点的增加是改变液舱吸能的原因。

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图1 实验模型结构和实体图Fig.1 Test model structure and entity graph

Fig.4 4图 仿真与实验对比Contrast of simulation and experimental results

Fig.3 图3 液舱外壁变形Deformation of front bulkhead

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