船體典型結構局部強度考核試驗模型設計

王 軍 孫 豐 陳 舸 祝祥剛

（哈爾濱工程大學 船舶工程學院 哈爾濱 150001）

0 引 言

我國近20年的艦船遠場爆炸領域的研究已基本解決沖擊波與結構相互作用的問題。在遠場爆炸中，主要為沖擊波與結構在彈性范圍內(nèi)的相互作用，采用雙漸近法，可把求解的誤差控制在30%左右。對于非接觸的中近場爆炸，主要是沖擊波與結構相互作用產(chǎn)生片空化現(xiàn)象，出現(xiàn)氣、液、固耦合效應。近場爆炸板架大變形求解困難。對于在爆炸沖擊作用下艦船板架的局部強度，規(guī)范中并沒有考核標準，并且對于梁及板架的動力響應求解需要通過試驗來驗證，因此有必要對艦船板架的局部強度進行試驗研究。

國內(nèi)開展的實船水下爆炸試驗不多，主要是進行模型相似性研究，其中包括船體梁在近距爆炸沖擊波作用下動態(tài)響應的相似律研究［1］和彈塑性結構水下爆炸相似律研究［2］等，大部分都是在大尺度縮比模型下開展的試驗分析［3-5］。但如果縮尺比較大，模型相似律問題還沒有得到完全解決，換算到實船上的結果的準確性便無法保證，其試驗結果難以衡量實際艦船的抗爆能力。因此，有必要研究為實現(xiàn)不同試驗目的而開展最佳試驗方案。

1 試驗模型設計

我國目前進行實船爆炸試驗來考核艦船的抗爆抗沖擊性能尚有一定的難度。要完成艦船的局部強度考核，可以采用適中縮比模型進行機理性試驗，得到典型結構動力響應的計算方法；再通過小縮比板架、艙段乃至實尺度艙段試驗對理論計算方法進行驗證。此方法可以認為是艦船型號研制和強度考核的可行之路［6-8］。

1.1 試驗模型

本文提出的試驗方案是根據(jù)某艦船結構按1∶4進行設計的局部板架和構件的縮比模型。實際艦船艙段中縱桁長17 m、實肋板長1 m，雙層底間高1.2 m。

由實船幾何尺度可得出縮比模型尺寸。其中模型1和模型2分別取艦船兩個橫艙壁間的縱桁和實肋板；模型3取兩個艙段間的一根主向梁與交叉構件組成十字交叉梁結構進行試驗，模型3中兩者的耦合效應可較好驗證實船板架結構中交叉梁系的結構動力響應；模型4取船底兩個艙段之間的雙層底板架結構進行試驗，試驗方案中的模型包括船體的典型結構；同時，模型的總體尺度不大，較易開展破壞試驗，模型4中結構的變形量與變形范圍都可以較好地模擬實船結構。四個模型的具體結構如圖1～圖4所示。其中，縱桁和實肋板都是梁模型，只是幾何尺寸不同，所以圖1和圖2類似。

圖1 模型1 縱桁

圖2 模型2 實肋板

圖3 模型3 十字交叉梁

圖4 模型4 雙層底板架

1.2 邊界固定裝置

圖5 邊界條件模擬試驗裝置結構三視圖

圖6 邊界條件模擬試驗裝置立體圖

用于模擬兩端剛性固定的結構三視圖如下頁圖5所示，圖中給出邊界條件模擬試驗裝置的具體尺寸。圖6為空間立體結構圖，此裝置中的大面積板材在水中沿板面法線方向運動過程中會產(chǎn)生巨大阻力，同時由于垂向質(zhì)量吸附柵格的存在，即使裝置運動，其產(chǎn)生的附加質(zhì)量也會很大，進一步加大整個結構的運動阻尼，從而大大削弱整個結構彎曲、扭轉及垂向的運動，并能很好地模擬模型兩端剛性固定的邊界條件。

邊界條件模擬試驗裝置利用鋼板在水中沿板面法向運動產(chǎn)生巨大附加質(zhì)量的原理，通過結構產(chǎn)生的附加質(zhì)量來代替模型實際受到的邊界約束，原理圖如圖7（a）所示。該結構由垂向平板、水平平板、加強板及支撐構件組成。經(jīng)分析可知，當模型受到中部正下方爆炸沖擊載荷時，計算時主要是考慮模型平面內(nèi)的彎曲運動和垂向的平移運動，此時只需要計算出兩塊平板在各自法線方向的附加質(zhì)量，便可得出此裝置對模型動力響應的影響。垂向約束力由水平板的附加慣性力提供，而彎曲運動約束反力矩由垂向平板的附加慣性力矩來提供，如圖7（b）所示。

圖7 邊界條件模擬試驗裝置原理圖

2 模型浮態(tài)設計

縮比試驗模型需要在水池中進行水下爆炸試驗，因此各個模型擁有必要的浮態(tài)是進行試驗的前提。試驗要求模型在水中所受浮力大于模型結構自身的重力，從而能夠浮于水面；又因為縮比試驗模型相對體積較小，操作靈活，無需對每個模型進行全面的浮態(tài)分析，而只需要保證自身提供的浮力大于自身的重力。

對于模型自身質(zhì)量大于自身提供浮力的試驗模型，通過外加牽引等措施，可使模型浮于水面。各模型與流場裝配后獲得的浮態(tài)結果如圖8～圖11所示。

圖8 縱桁浮態(tài)

圖9 實肋板浮態(tài)

圖10 十字交叉梁浮態(tài)

圖11 雙層底板架浮態(tài)

3 數(shù)值仿真分析

3.1 工況設置

試驗擬對試驗方案的四個模型分別進行三個工況的水下爆炸試驗，各個工況都是在模型正下方爆炸，藥量8 kg，爆距由遠及近分別為10 m、8 m、5 m，對應的沖擊因子分別為0.28、0.35、0.57。試驗時選取的炸藥包藥量和炸藥包距模型的距離應根據(jù)實船要求按式（1）、式（2）予以確定［9］:

式中:Wm和Rm分別表示模型試驗的藥包TNT當量和爆距，Wp和Rp分別表示考核實船的藥包TNT當量和爆距，λ為模型縮尺比，在本文設計的縮比試驗模型中λ取為4。

根據(jù)以上兩式，換算到實船后對應的藥量為512 kg，爆距分別為 40 m、32 m、20 m，對應的實船水下爆炸沖擊因子為0.57、0.71、1.13，如表1所示。

表1 縮比模型水下爆炸工況設置

3.2 數(shù)值計算結果

3.2.1 縮比模型計算結果

在ABAQUS軟件中基于聲固耦合分析方法，對各個縮比模型按照表1的工況進行仿真計算，工況1的毀傷效果如圖12～圖15所示。

圖12 縱桁應力云圖

圖13 實肋板應力云圖

圖14 十字交叉梁應力云圖

圖15 雙層底板架應力云圖

由模型應力云圖可知，縱桁最大應力為412 MPa，最大應力出現(xiàn)在縱桁兩端；實肋板的最大應力為276MPa，最大應力出現(xiàn)在實肋板兩端；十字交叉梁的最大應力為325 MPa，在縱桁和實肋板交叉處應力最大；板架的最大應力為360MPa。同樣，在縱桁和實肋板交叉處應力較大。縱桁結構較為細長，其長度方向只有縱骨加強，因此強度弱且應力較大。十字交叉梁由于帶板的面積較大，受到?jīng)_擊波壓力的面積大，而結構相對板架薄弱，所以產(chǎn)生較實肋板大的應力。

由模型的等效塑性應變云圖16～圖19可知，縱桁最大塑性應變?yōu)?.06，實肋板的最大等效塑性應變?yōu)?.04，十字交叉梁的最大等效塑性應變?yōu)?.04，板架的最大等效塑性應變?yōu)?.02。從數(shù)值仿真結果來看，縱桁變形最大的原因是由于結構只有縱向加強筋。實肋板、十字交叉梁及板架的最大塑性應變較為一致，最大變形的位置也都發(fā)生在兩端。實肋板兩端塑性變形嚴重而中間基本無變形，是由于在兩端靠近邊界的位置產(chǎn)生兩個塑性鉸所致。

圖16 縱桁塑性應變

圖17 實肋板塑性應變

圖18 十字交叉梁塑性應變

圖19 雙層底板架塑性應變

綜上所述，在工況1的作用下，所有模型塑性變形均較小，未發(fā)生整體破壞。

圖20～圖23為工況2模型的等效塑性應變云圖?？v桁最大塑性應變?yōu)?.08，實肋板的最大等效塑性應變?yōu)?.05，十字交叉梁的最大等效塑性應變?yōu)?.07，板架的最大等效塑性應變?yōu)?.04，各模型發(fā)生最大應變的位置與工況1相同。隨著爆距減小，沖擊因子增大，梁模型的沖擊響應開始明顯大于板架的響應。簡單的梁模型由于只有帶板和加強筋來提高抗彎剛度，沒有板架整體剛度高，所以響應偏大。使用梁模型來考核板架局部強度相對保守，但安全性較佳。

圖20 縱桁塑性應變

圖21 實肋板塑性應變

圖22 十字交叉梁塑性應變

圖23 雙層底板架塑性應變

在工況2的作用下，縮比模型的等效塑性應變均小于0.2，可以認為未達到失效破壞的程度，因此繼續(xù)縮小爆距，加大沖擊響應。

圖24～圖27為工況3模型的等效塑性應變云圖。工況3的沖擊因子已經(jīng)達到0.57，從等效塑性應變云圖可以看出:模型發(fā)生較大變形，縱桁和實肋板扭曲變形較大，最大塑性應變達到0.17和0.13。十字交叉梁的肋板兩端部分發(fā)生嚴重變形。最大等效塑性應變達到0.12，而且局部已經(jīng)出現(xiàn)屈曲變形。若以此作為艦船局部強度考核參考，則在沖擊因子為0.57船體正下方的水下爆炸中，局部結構破壞嚴重?？s比板架相對于梁的響應較小，但最大等效塑性應變已達到0.1，沿長度方向的縱桁響應相對較小，但肋板兩端也出現(xiàn)較大塑性應變。

圖24 縱桁塑性應變

圖25 實肋板塑性應變

圖26 十字交叉梁塑性應變

圖27 雙層底板架塑性應變

在縮比模型試驗中，沖擊因子達到0.57，模型發(fā)生較大損壞，換算到實船后沖擊因子已經(jīng)達到1.13。因此較保守的估計，沖擊因子為1.13時艦船底部板架發(fā)生局部破壞，局部強度部分喪失。

通過以上數(shù)值計算結果，結合梁的結構變形，可確定模型1和模型2可驗證梁在爆炸沖擊載荷作用下塑性動力響應的理論分析方法，同時驗證本試驗采用的模擬梁兩端剛性固定邊界條件方法的有效性；對模型3的十字交叉梁、計算位移響應及塑性變形，可驗證實船板架結構中交叉梁系的結構動力響應分析方法；計算模型4雙層底板架結構的應力和塑性變形，可對艦船局部強度考核的理論分析提供基礎。

3.2.2 實船仿真結果對比

為驗證縮比模型計算結果的有效性，對實船采取表1中實船對應工況進行計算。工況1模型的應變云圖如圖28～圖29所示。

圖28 外板塑性應變

圖29 梁結構塑性應變

圖中外板的最大等效塑性應變?yōu)?.03，典型梁結構最大塑性應變?yōu)?.1，但出現(xiàn)在端部尖角結構處，絕大部分區(qū)域塑性應變小于0.03，這與縮比模型試驗的工況1結果較為一致。

工況2模型的應變云圖如圖30～圖31所示。工況2外板的最大等效塑性應變?yōu)?.04，典型梁結構最大塑性應變?yōu)?.16；隨著沖擊因子的加大，工況3外板的最大等效塑性應變?yōu)?.07，如圖32～圖33所示，典型梁結構最大塑性應變?yōu)?.17。

圖30 外板塑性應變

圖31 梁結構塑性應變

圖32 外板塑性應變

圖33 梁結構塑性應變

由此可見，梁結構已嚴重變形，且底板加強筋塑性變形超過0.2，發(fā)生較大塑性破壞，這與縮比模型得出的計算結果較為接近。

在不同工況下，各模型塑性應變與實船比較如表2所示，實船外板的等效塑性應變比模型1～模型3計算值偏小。

表2 不同工況下各模型塑性應變與實船比較

可見，用本文設計的縮比模型進行試驗來考核實船局部強度偏于保守，但模型4與實船結果較為接近，因此，縮比板架模型考核實船的局部強度精度最高［10-11］。

4 結 論

試驗方案中取實船艙段模型中典型結構，包括艙段之間縱桁、實肋板、交叉梁系及雙層底板架結構，利用設計的邊界條件模擬試驗裝置來達到試驗過程中的模型兩邊剛性固定的邊界條件，考察近場爆炸下船體結構的局部損傷，得出如下結論:

（1）工況1和工況2縮比模型計算結果均未達到失效破壞程度，等效塑性應變均小于0.2。工況3時船底部板架發(fā)生局部破壞，局部強度部分喪失。

（2）模型1和工況2的縱桁和實肋板梁模型，在水下爆炸作用下的動力響應，可驗證梁在爆炸沖擊載荷作用下塑性動力響應的理論分析方法；十字交叉梁塑性變形，可驗證實船結構中板架結構中交叉梁系的結構動力響應分析方法；雙層底板架結構的塑性變形，可對艦船局部強度考核的理論分析提供基礎。

（3）縮比模型數(shù)值計算結果與實船仿真結果較為接近。本文設計縮比模型試驗方案，可以使試驗模型的結構變形、動應變及變形范圍與實際船體變形規(guī)律保持一致，并能較好地反映實船的局部強度。

［1］李海濤，朱錫，張振華.水下爆炸球面沖擊波作用下船體梁的剛塑性動響應特性［J］.工程力學，2010，27（10）:202-207.

［2］馮麟涵，劉世明，曹宇，等.彈塑性結構水下爆炸相似律研究［J］.中國艦船研究，2010，5（5）:1-5.

［3］趙繼波，譚多望，李金河，等.含鋁炸藥水中爆炸沖擊波相似律適應性探索［J］.高壓物理學報，2010，24（5）:388-394.

［4］張振華，汪玉.艦艇結構在水下爆炸沖擊作用下?lián)p傷響應的相似問題研究框架及其工程應用［J］.海軍工程大學學報，2010，22（6）:78-82.

［5］張效慈.水下爆炸試驗相似準則［J］.船舶力學，2007，11（1）:108-118.

［6］CHEN Yong，TONG Z P，HUA H X，et al.Experimental investigation on the dynamic response of scaled ship model with rubber sandwich coatings subjected to underwater explosion［J］.International Journal of Impact Engineering，2009，36（2）:318-328.

［7］JEN C Y.Coupled acoustic-structural response of optimized ring-stiffened hull for scaled down submerged vehi cle subject to underwater explosion ［J］.Theoretical and Applied Fracture Mechanics，2009，52（2）:96-110.

［8］LI Jian，RONG Ji-li.Experimental and numerical investigation of the dynamic response of structures subjected to underwater explosion［J］.European Journal of Mechanics-B/Fluids，2012，32:59-69.

［9］謝建林.瞬態(tài)載荷作用下彈塑性結構動響應相似性研究［D］.哈爾濱:哈爾濱工程大學，2008:11-18.

［10］宋亞玲，吳劍國，林勇.基于熱點應力法的船舶結構疲勞分析系統(tǒng)開發(fā)［J］.船舶，2012（3）:34-39.

［11］趙武浩，顏世文.基于共同規(guī)范的散貨船艙口角隅疲勞強度評估［J］.船舶，2011（4）:29-32.