水下爆炸载荷作用下加肋圆柱壳应变响应研究.pdf

第 33 卷 第 1 期 2016 年 3 月 爆 破 BLASTING Vol 33 No 1 Mar 2016 doi 10 3963/ j issn 1001 -487X 2016 01 023 水下爆炸载荷作用下加肋圆柱壳应变响应研究 沈晓乐， 宋敬利， 李 琛 （中国人民解放军 91439 部队， 大连 116041） 摘 要 采用加肋圆柱壳结构模型模拟潜艇结构， 对其在水下爆炸冲击载荷作用下的响应过程进行试验研 究。结果表明 采用应变测量的方法对结构进行模态分析是可行的； 受附连水质量的影响， 加肋圆柱壳结构 的低阶湿模态频率较干模态频率显著下降； 在爆炸载荷作用下， 距离爆炸点越近结构承受的冲击作用越严 重， 越容易产生塑性破坏； 应变的最大响应是冲击波载荷和一次脉动压力载荷共同作用的结果， 第二次脉动 压力对结构的动态应变响应贡献不明显。 关键词 水下爆炸；应变响应；加肋圆柱壳 中图分类号 O382 文献标识码 A 文章编号 1001 -487X （2016） 01 -0114 -04 Experimental Study on Stiffened Cylindrical Shell Response to Underwater Explosion Loading SHEN Xiao-le， SONG Jing-li， LI Chen （Unit 91439 of PLA， Dalian 116041， China） Abstract The stiffened cylindrical shell was adopted to simulate submarine structure， and the response to under- water explosion was carried out by experimental test The result indicates that it is viable to make modal analysis by strain test The wet model frequency descends definitely owing to added water mass Due to the underwater explosion impulse， the nearer to explosion position， it is more easily to plastic collapse Both the explosion shock wave and first bubble pulse contribute to the largest strain response， while the later gas bubble impulsive pressure makes little influence Key words underwater explosion；strain response；stiffened cylindrical shell 收稿日期 2015 -11 -27 作者简介 沈晓乐 （1985 - ） ， 男，河南省舞阳县人， 工程师、 硕士， 主 要从事水下爆炸冲击毁伤测量研究，（E-mail） 417103793 qq com。 水下爆炸产生的冲击波与气泡脉动引起的压力 波是造成舰船破坏的 2 个主要因素， 冲击波的压力 峰值大， 但持续的时间短， 主要引起舰船结构的局部 破坏； 气泡引起的压力波峰值相对较小， 但是当气泡 脉动周期与舰船固有频率接近时能够激起结构的共 振响应。当爆炸的距离足够近时， 船体在这两种载 荷作用下的运动响应叠加， 将产生鞭状效应。当这 种效应达到一定幅值时， 有可能造成总体结构的破 坏 ［1-4］。王海坤等采用 2 阶 DAA 流固解耦技术， 对 水下爆炸载荷作用下不同药包方位、 不同爆距细长 体圆柱壳结构的鞭状响应进行分析研究 ［5］。何韫 如采用振动试验建模的方法来探索旋转壳体的干、 湿模态参数及其非线性振动特性以及附连水质量对 振动特性变化的影响 ［6］。已有的研究工作主要集 中在理论和仿真研究， 对于水下结构的鞭状运动响 应的试验研究则报道得较少。 由于水下爆炸作用涉及爆轰、 流固耦合等学科， 理论研究往往存在诸多不足。为了研究水下结构在 爆炸冲击载荷作用下的响应过程及规律， 采用加肋 圆柱壳结构模型模拟潜艇结构， 对其鞭状运动应变 响应进行水下爆炸试验研究。 1 试验设计 1 1 模型设计 根据目标潜艇结构的主尺度， 按照 1 25 的缩比 尺度设计模型， 主要的设计目标是使模型湿模态一 阶固有频率在 8 15 Hz 范围内， 按照频率相似原则 设计的加筋圆柱壳结构模型截面为圆形， 直径为 120 mm， 模型长度为 5 m， 壳板厚度为 2 mm， 均匀设 置 8 根外肋骨用来模拟舱壁， 肋骨间距为 60 cm， 肋 骨尺寸为 2 mm 10 mm， 采用 Q235 钢制造， 模型结 构如图 1 所示。 图 1 设计模型 Fig 1 Design model 1 2 测点布置及工况设计 模型共设置 8 个测点， 沿圆柱壳长度方向布置， 用于测量模型垂直方向上的应变响应， 测点布置如 图 2 所示， 其中 1 7 号测点设置于背爆面两个肋骨 中间部位。8 号测点设置在中部侧面， 测量模型水 平方向上的应变响应。爆源为 1 kg TNT 球状装药， 位于水面下 3 m， 模型正下方 1 m。 图 2 测点布置图 Fig 2 Gauges position 2 试验结果分析 2 1 模态分析 按照船体振动学理论 ［7］， 圆柱壳可简化为两端 自由支持的等截面梁结构， 通过经验公式计算结构 的低阶的干、 湿模态频率， 公式如下 fi μ2i 2π EI m （1） 式中fi为第 i 阶的固有频率， Hz； l 为梁的长度， m； E 为壳体材料弹性模量； I 为截面惯性矩； μi为第 i 阶的频率参数， 当 i 1、 2 时 μi分别为 4 730、 7 853； m 为单位长度的质量， kg； 当计算湿模态频率时， 需 计入附连水质量全浸没圆形剖面柱体垂向运动时单 位长度的附加水质量为 ma πρ0r2（2） 式中 ma为单位长度上的附加水质量， kg/ m； ρ0为 水的密度， kg/ m3； r 为计算剖面处的剖面半径， m。 按照式 （1） 、 式 （2） 计算得到的模型干模态一阶频率 为 30 5 Hz， 湿模态一阶频率为 12 3 Hz。采用力锤 法激振试件获得的结构干模态应变响应如图 3 所 示， 图 4 为该应变响应的 fft 变换频域曲线， 从图 4 可以明显看到一阶、 二阶模态响应频率为27 48 Hz、 7632 Hz。在水下爆炸载荷激励作用结构的模态响 应如图 5 所示， 从图 6 可以看到一阶、 二阶湿模态响 应频率 11 16 Hz、 59 83 Hz。不同于结构应变响应 的时域曲线反映结构各个测点的应变变化情况， 响 应曲线随测点位置变化而表现出较大的差异， 结构 的频域响应反应结构的固有属性， 不随测点变化而 变化， 以测点 3 曲线反映的结构模型干湿模态频率 理论计算结果与试验结果的比较见表 1。从表 1 中 可以看到受附连水质量的影响， 加肋环结构一、 二阶 模态频率下降； 用理论公式计算得到结构的低阶模 态频率与试验值相近， 因此在不具备试验条件的情 况下可以用经验公式对结构低阶频率进行估算。 图 3 干模态测点 3 应变时程曲线 Fig 3 Gauge 3 time history curve 图 4 干模态测点 3 频域曲线 Fig 4 Gauge 3 frequency curve 2 2 应变曲线分析 2 2 1 不同测点应变信号分析 图 7 图 8 显示了在同一工况下相邻两个测点 的应变变化情况， 其中测点 4 位于爆源正上方， 距离 爆源最近， 测点 3 作为其临近测点位于爆源斜上方。 511第 33 卷 第 1 期 沈晓乐， 宋敬利， 李 琛 水下爆炸载荷作用下加肋圆柱壳应变响应研究 从图 8 可以看出测点 4 产生了明显的塑性变形， 其 塑性变形为量 185 με， 而临近测点 3 没有产生塑性 变形。为了分析爆炸载荷结构整体应变响应沿圆柱 壳体长度方向上的变化特征， 考虑到结构相对爆源 位置的对称性， 选取 1 4 号测点峰峰值和最大响应 值作为特征参数来分析。从表 2 中可以看出 1 3 号测点随着与爆源距离的逐渐接近应变的最大响应 值逐渐增加， 而测点 4 峰峰值小于测点 3， 这是因为 测点 4 进入了塑性阶段， 由于材料的塑性强化效应， 导致响应幅值降低。材料产生塑性变形后在新的应 力平衡状态下产生鞭状振动响应。从图 6 应变响应 的频域曲线可以看出， 结构在冲击载荷作用下一阶 响应的包含的能量最大， 其他模态响应包含的能量 很小， 因此可以认为在工况下结构的一阶响应为结 构的主要响应模态， 同时在爆炸载荷作用下， 距离爆 炸点越近结构承受的冲击作用越严重， 越容易产生 塑性破坏。 表 1 结构的模态频率 Table 1 Model frequency 理论值实验值误差/ 一阶干模态30 527 48 11 0 二阶干模态84 276 32 10 3 一阶湿模态12 311 20 9 8 二阶湿模态50 559 80-15 6 图 5 湿模态测点 3 应变时程曲线 Fig 5 Wet model time history curve of gauge 3 图 6 湿模态测点 3 频域曲线 Fig 6 Wet model frequency curve of gauge 3 图 7 测点 3 应变时程曲线 Fig 7 Gauge 3 wet model time history curve 图 8 测点 4 应变时程曲线 Fig 8 Gauge 4 wet model time history curve 表 2 应变幅值随测点距离变化表 Table 2 Strain amplitude changing with distance 测点 1测点 2测点 3测点 4 测点到爆源距离/ m2 11 61 21 峰峰值/ με589 777914789 最大值/ με301 395463612 2 2 2 冲击波与脉动压力联合作用下应变响应 冲击波载荷和气泡脉动压力载荷是造成结构破 坏的两种主要因素， 两种载荷作用下的运动响应叠 加有可能造成结构更为严重的破坏。图 9 为试验记 录的自由场压力时程曲线， 通过压力时程曲线可以 很容易找到冲击波载荷与脉动压力载荷到达的时间 点， 从而以应变响应的起点为冲击波到达时刻， 以冲 击波与脉动压力到达的时间差在应变曲线上找到脉 动载荷作用的时间点。图 10 显示了载荷在应变时 程曲线上的作用时刻。通过图 10 可以清晰地看到， 应变的响应峰值在第一次气泡脉动压力之后。通过 模态分析可知， 结构一阶模态周期为 89 3 ms， 而从 压力时程曲线获取的冲击波正压作用时长为 0 22 ms， 气泡脉动正压作用时长为 3 5 ms， 可见无 论是冲击波载荷还是气泡脉动载荷的作用时间都远 小于结构的自振周期。而结构动力学理论表明当载 611爆 破 2016 年 3 月 荷的作用时间远小于结构的自振周期时， 结构的最 大响应出现在载荷作用之后 ［8］， 因此可以认为应变 的最大响应是冲击波载荷和一次脉动压力载荷共同 作用的结果。从图中还可以看出二次脉动压力出现 在最大响应之后， 但并未强化结构的应变响应， 而结 构整体表现为一阶振动的鞭状响应， 其响应在结构 阻尼和水阻尼联合作用下逐渐衰减， 因此可以认为 其对结构动力响应的贡献不大。 图 9 压力时程曲线 Fig 9 Pressure time history 图 10 测点 4 应变与压力到达时间对应曲线 Fig 10 Strain curve with pressure reach time 3 结论 通过试验研究， 得出以下结论 （1） 采用应变测量的方法对结构进行模态分析 是可行的。受附连水质量的影响， 加肋圆柱壳结构 的低阶湿模态频率较干模态频率显著下降。 （2） 在爆炸载荷作用下， 距离爆炸点越近结构 承受的冲击作用越严重， 越容易产生塑性破坏。材 料产生塑性变形后在新的应力平衡状态下产生鞭状 振动响应， 在本文试验工况下结构一阶响应为结构 的主要响应模式。 （3） 在水下爆炸这种短时强冲击载荷作用下， 应变的最大响应是冲击波载荷和一次脉动压力载荷 共同作用的结果， 二次脉动压力对结构的动态应变 响应贡献不明显。 参考文献 （References） ［1］ 刘云龙， 汪 玉， 张阿漫 基于二阶双渐近法的双层圆 柱壳在水下爆炸作用下的鞭状运动 ［j］ 爆炸与冲击， 2014， 34 （6） 691-700 ［1］ LIU Yun-long， WANG Yu， ZHANG A-man Whipping re- sponses of double cylindrical shell structures to underwa- ter explosion based on DAA2 ［j］ Explosion and Shock Waves， 2014， 34 （6） 691-700 （in Chinese） ［2］ 董 海， 刘建湖， 吴有生 水下爆炸气泡脉动作用下细 长加筋圆柱壳的鞭状响应分析 ［j］ 船舶力学，2007， 11 （2） 250-258 ［2］ DONG Hai， LIU jian-hu， WU You-sheng Whipping re- sponse analysis of slender stiffened cylindrical shell sub- jected to under water explosion with bubble pulse ［j］ journal of Ship Mechanics，2007， 11 （2） 250-258（in Chinese） ［3］ 朱 锡， 牟金磊， 洪江波， 等 水下爆炸气泡脉动特性 的试验研究 ［j］ 哈尔滨工程大学学报， 2007，28 （4） 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