高強度水下爆炸等效沖擊波加載特性研究

任鵬， 張偉， 劉建華， 黃威

(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 江蘇 鎮江 212003； 2.哈爾濱工業大學 高速撞擊研究中心， 黑龍江 哈爾濱 150080)

?

高強度水下爆炸等效沖擊波加載特性研究

任鵬1,2， 張偉2， 劉建華1， 黃威2

(1.江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院， 江蘇 鎮江 212003； 2.哈爾濱工業大學 高速撞擊研究中心， 黑龍江 哈爾濱 150080)

為了實現實驗室范圍內的高強度水下爆炸沖擊波加載，在現有非藥式水下沖擊波加載裝置的基礎上，對加載水艙的結構進行了改進，并利用實驗和仿真相結合的方法對非藥式高強度水下爆炸沖擊波等效加載特性進行了研究，分析了飛片及活塞的質量對加載沖擊波強度和衰減時間常數的影響規律，確定了該方法所產生的高強度水下沖擊波加載特性。進而利用該裝置對0.5 mm厚鋁合金靶板進行了水下沖擊波加載實驗。實驗結果表明，改進后的非藥式水下爆炸沖擊波等效加載裝置能夠對目標結構進行有效的高強度水下沖擊波加載。

爆炸力學； 非藥式水下沖擊波； 沖擊波強度； 等效加載

0　引言

近年來隨著海洋爭端的日趨增多，海軍作為維護國家海洋領土安全的重要組成力量越來越受到各國的重視。但隨著現代精確制導武器的高速發展，海軍艦艇的生命力也受到了極大的考驗?；诖?，各海軍強國對各類艦艇結構的抗爆抗沖擊性能及侵徹穿甲問題均進行了大量的研究[1]。水下爆炸試驗因其特殊性，對實施環境及實施單位都有嚴格的要求，這在很大程度上限制了艦艇結構抗沖擊毀傷研究的大規模進行。同時，由于水下爆炸的危險性高，可重復性低，導致實驗過程中相關參數的測量無法全面而準確的獲得，從而增加了實驗的不確定性?；谝陨显?，文獻[2-3]于21世紀初在Taylor的一維水下沖擊波理論基礎上設計出了非藥式水下爆炸沖擊波模擬裝置，并用該裝置成功模擬出了呈指數型衰減的水下沖擊波。文獻[4]利用該種非藥式水下沖擊波加載技術對復合材料靶板的動態響應及抗沖擊防護性能進行了研究。Espinosa等[5-6]在文獻[2-3]的研究基礎上對非藥式水下爆炸沖擊波加載裝置進行了改進，設計出了含內錐角的模擬器，并依托非藥式水下爆炸沖擊波加載裝置成功實現了對水下沖擊波作用下氣背固支靶板動態變形的實時測量，該裝置能夠對大尺寸結構進行有效地水下爆炸沖擊波加載。Asaro等基于反力墻設計出了另一種類型的非藥式水下爆炸沖擊波加載模擬器，該模擬器可以對更大尺寸的結構進行加載測試，但由于實驗器材要求較高，導致普及程度不高，同時該裝置也無法進行相應的靶板動態變形測量[7]。國內方面，張偉等[8-9]對非藥式水下爆炸沖擊波加載進行了實驗和仿真研究，設計出了可進行低強度水下爆炸沖擊波加載的模擬器，并得到了相應的水下沖擊波加載規律；榮吉利等[10-11]也對等效水下沖擊波加載進行了研究，并結合數字散斑對測試靶板的動態變形進行了測量。但由于模擬器結構的限制，上述研究中的沖擊波加載裝置對高強度水下爆炸沖擊波進行模擬加載的難度較大，從而限制了非藥式水下爆炸沖擊波加載的使用范圍。

本文對高強度水下爆炸沖擊波等效加載所產生的水下沖擊波加載規律進行了研究，確定了非藥式水下爆炸高強度沖擊波加載裝置的實驗特性，為后續實驗室范圍內的艦艇結構水下抗爆抗沖擊實驗研究奠定基礎。

1　實驗原理及主體設計

1.1非藥式水下沖擊波加載原理

炸藥在水下爆炸后會產生以聲速進行傳播的水下沖擊波，20世紀40年代末，Cole等根據戰時及戰后所積累的大量實驗數據，得出了至今仍廣泛應用于工程實踐的水下爆炸沖擊波經驗計算公式。該公式認為以TNT等炸藥所組成的球形及圓柱形藥包會在水中產生以指數形式進行衰減的爆炸沖擊波[12]：

p(t)=p0e-t/θ，

(1)

式中：p(t)為瞬時水下沖擊波壓力；p0為炸藥爆炸產生的水下沖擊波峰值；θ為以指數形式衰減所對應的衰減時間常數，即壓力從峰值p0衰減到p0/e所需的時間。非藥式水下爆炸沖擊波加載裝置能夠有效產生以(1)式形式衰減的水下沖擊波[2]。

1.2主體設計

為了能夠實現高強度水下沖擊波等效加載，對已有加載水艙進行了改造，去除了水艙中的散射角。圖1為非藥式水下爆炸沖擊波加載實驗裝置的基本構成。其中驅動裝置為一級輕氣炮，通過發射飛片正撞擊水艙端部的活塞，在水艙中x=0處產生呈指數型衰減的水下沖擊波，該沖擊波在水艙中沿x方向傳播，進而對水艙另一端部的目標靶板進行加載。飛片撞擊活塞在x=0處產生的水下沖擊波壓力峰值僅與飛片的撞擊速度有關，可以描述為

(2)

式中：

k=1.08-0.07mp/mp1；

(3)

ρw為水的密度(kg/m3)；cw為水中聲速(m/s)；mp為活塞質量(kg)；mp1為基本活塞質量(kg)，大小為0.265 kg；vf飛片的撞擊速度(m/s)，通過激光測速儀獲得[11，13]；k的量綱為1.

圖1　非藥式高強度水下爆炸沖擊波加載實驗裝置示意圖Fig.1　Schematic diagram of experimental set-up for high strength non-explosive underwater explosion shock loading

改造后的主加載水艙長度為500 mm，加載水艙內徑為66 mm，壁厚為12 mm. 測試靶板通過6個M10的螺栓與加載水艙連接，為了防止沖擊過程中螺栓孔徑向出現過大的拉伸變形而導致的靶板面內位移，在靶板外側增加了一個15 mm厚的高強度環形夾具。水艙的主體材料為強度較高的S-7鋼，飛片及活塞的材料為45#鋼，具體材料參數見表1，其中n為硬化指數，C為應變率常數。

由于水下爆炸沖擊波具有峰值上升時間短、壓力峰值大、衰減迅速等特點[12]。因此，本文選用QSY8109型高頻壓電式壓力傳感器配合電荷放大器及Tektronix示波器對實驗過程中的水下爆炸等效沖擊波載荷進行測量。該傳感器響應時間小于1 μs，固有頻率大于150 kHz，測量范圍為0～400 MPa，可以滿足實驗的要求。根據奈奎斯特采樣定理，示波器的采樣頻率設置為5 MHz. 壓力傳感器的安裝位置分別為撞擊端面距離A傳感器20 mm、距離B傳感器250 mm和距離C傳感器480 mm處的艙壁上，實驗過程中傳感器通過螺紋與加載水艙相連，具體如圖1和圖2所示。

表1　相關材料參數

圖2　傳感器安裝位置Fig.2　Installation locations of pressure sensor

2　非藥式水下高強沖擊波加載特性

2.1有效性驗證

非藥式水下沖擊波的兩個主要參量分別為加載沖擊波的峰值載荷和對應的衰減時間常數θ. 由文獻[6]和文獻[9]可知，對于帶內散射角的加載水艙，飛片的撞擊速度vf決定了加載水艙本身能夠產生的初始沖擊波峰值大小，對應的水下沖擊波的衰減時間常數主要取決于飛片和活塞的質量。對于高強度水下爆炸沖擊波等效加載，由于加載水艙沒有散射角而導致的沖擊波散射，因此其沖擊波厚度，即衰減時間常數應大于文獻[9]所給出的值。

圖3　實驗測得的水下沖擊波歷程Fig.3　The pressure history from experiment

基于文獻[10]和文獻[13]的研究結果，實驗過程中并未安裝A傳感器。圖3為實驗獲得的飛片質量mf為0.241 kg、vf為110.72 m/s和mf為0.226 kg、vf為138.89 m/s分別正撞擊23 mm厚和12 mm厚活塞產生的水中沖擊波歷程曲線。其中圖3(a)和圖3(b)為水艙靠近靶板處的C傳感器測得的沖擊波歷程。由這兩圖可見，沖擊波的衰減曲線相對紊亂，并未出現明顯的指數形式衰減趨勢，圖3(b)甚至出現了二次峰值。這是由于沖擊波傳播到靶板位置處，出現了反射現象，從而導致了沖擊波疊加造成的。圖4中數值仿真得到的沖擊波傳播歷程可以明顯地觀測到該沖擊波反射重疊現象。沖擊波反射導致的衰減趨勢紊亂現象在文獻[10]中同樣出現。

相對于C傳感器位置，水艙中間艙壁上B傳感器測得的沖擊波衰減歷程趨勢更為明顯。由圖3(c)和圖3(d)可見，水下沖擊波在10 μs之內從零值達到了峰值載荷，然后以指數形式進行衰減。對于同一測量位置，當vf為138.89 m/s時，對應的水下沖擊波峰值要明顯大于vf為110.72 m/s時所對應的沖擊波峰值。同時可以發現，沖擊波在衰減過程中出現了不同程度的擾動，這是由于加載水艙中的環境并非半無限自由水域，水艙壁會對沖擊波產生反射造成的。其中由圖3(c)可知，在沖擊波衰減初始階段由于沖擊波強度較高，因此反射波造成的擾動較大，當沖擊波衰減趨于結束時，該擾動明顯減??；圖3(b)中沖擊波峰值強度達到了170 MPa，相應的其反射沖擊波強度也相應加大，這導致在沖擊波的整個衰減過程中擾動要明顯高于圖3(c). 文獻[10]中也認為密閉容器壁的反射是造成該沖擊波擾動的主要原因。同時活塞在受到飛片的撞擊后其內部的應力波會產生震蕩，也會對沖擊波的衰減產生一定程度的影響。但水下沖擊波按指數形式進行衰減的總體趨勢不會因此改變。

2.2沖擊波強度

基于以上分析，利用AUTODYN-2D對高強度水下沖擊波的加載規律進行數值仿真研究。采用Euler-Lagrange耦合算法，對流體介質的波動及與水艙的相互作用進行耦合計算。其中，水介質及附近區域定義為Euler網格，艙壁結構定義為Lagrange網格，水介質采用均布網格劃分。仿真模型的幾何尺寸與圖1所示完全相同，對應的材料參數如表1所示。

數值仿真結果與實驗結果比較如圖3(c)和圖3(d)所示，仿真得到的沖擊波歷程與實驗測得的沖擊波曲線吻合良好。重要特征，如沖擊波峰值及衰減過程均與實驗結果保持了良好的一致性，進而驗證了數值仿真的有效性。

圖4給出了mf為0.241 kg、vf為109.08 m/s時，撞擊活塞得到的壓力波波陣面仿真進程，其中時間零點為飛片撞擊活塞起點。由該圖可見，沖擊波波陣面在傳播過程中保持了良好的平面性，沖擊波沿著傳播方向進行衰減。

圖4　沖擊波波陣面歷程Fig.4　Time histories of the shock wave front

圖5為活塞質量mp分別為0.318 kg和0.610 kg時，4種不同質量飛片在不同撞擊速度條件下產生的初始沖擊波峰值p0和加載位置處沖擊波峰值p1的關系。

圖5　水下爆炸沖擊波加載峰值與初始峰值的關系Fig.5　Relationship between initial shock wave strength and loading shock wave strength

由圖5可見，當mf一定時，隨著vf的增加，柱形加載水艙中產生的初始沖擊波峰值p0相應增加，同時加載位置處的沖擊波峰值p1也相應增大，且呈線性關系，即存在

p1=k′p0.

(4)

通過擬合可得到不同質量飛片和活塞所對應的斜率k′.

圖6為擬合得到的k′隨無量綱飛片質量變化曲線，其中mp為0.318 kg. 由該圖可見，當活塞質量一定時，k′與無量綱飛片質量呈線性關系。對于本文所研究的兩種質量活塞，所呈線性關系的斜率近似相同，僅是截距不同。這說明活塞對加載位置處的沖擊波峰值存在影響，且高質量活塞對應的截距較小。該現象與帶內散射角的水下爆炸沖擊波加載水艙所產生的沖擊波加載規律相似。進而得到k′的計算公式為

(5)

式中：r和s均為無量綱常數。擬合可得，當活塞質量為0.318 kg時，r=0.570，s=0.070；當活塞質量為0.610 kg時，r=0.496，s=0.074.

圖6　仿真得到的k′隨無量綱飛片質量變化關系Fig.6　Numerical relation between k′ and dimensionless flyer plate mass

綜上，結合(2)式、(3)式和(5)式可知，當活塞質量分別為0.318 kg和0.610 kg時，柱形水下沖擊波加載水艙在加載位置處產生的p1計算公式為

(6)

為了驗證預測計算公式的準確性，利用高強度水下沖擊波等效加載裝置進行了一系列的沖擊波加載實驗，其中沖擊波的測量位置如圖2所示，具體實驗參數見表2.

不同工況條件下高強度水下爆炸沖擊波等效加載裝置在加載位置處產生的水下沖擊波壓力峰值與利用(6)式計算得到的沖擊波預測峰值比較如圖7所示。由該圖可見，對于兩種不同質量的活塞，在不同工況條件下，所產生的加載位置處水下沖擊波峰值與預測值吻合良好，水下沖擊波峰值隨著飛片撞擊速度的增加而增大，與飛片的撞擊速度趨于線性關系。這說明(6)式能夠有效計算柱形水下沖擊波加載裝置對目標結構加載的水下沖擊波峰值大小。

表2　水下沖擊波加載實驗對應參數

2.3衰減時間常數

衰減時間常數作為水下爆炸沖擊波的另一個重要參數，可與沖擊波初始峰值結合計算得到對應的水下沖擊波沖量，進而對目標結構的抗沖擊防護性能進行評估。由文獻[2]和文獻[13]可知，飛片及活塞的質量是影響非藥式水下沖擊波衰減時間常數大小的主要因素。由于實驗測得的沖擊波衰減歷程存在一定程度的擾動，因此利用仿真結果對水下沖擊波衰減時間常數進行研究。圖8為數值仿真得到的不同質量飛片以110 m/s的速度正撞擊0.610 kg活塞，在水艙軸線方向中部B傳感器位置得到的沖擊波衰減歷程曲線。由該圖可見，3種工況條件下得到的水下沖擊波曲線，其沖擊波峰值有較大差異，隨著飛片質量增加，對應的沖擊波峰值增大，這是由于衰減時間常數不同導致的，進而擬合得到對應的水下沖擊波衰減時間常數分別為67.52 μs、121.31 μs和163.52 μs.

基于以上分析，對兩種不同質量活塞在不同質量飛片撞擊下的衰減時間時間常數進行研究。圖9為活塞質量分別為0.318 kg和0.610 kg時，對應的水下沖擊波衰減時間常數隨飛片質量變化而產生的變化趨勢。由該圖可見，在該飛片質量范圍內，mp為0.318 kg和0.610 kg的兩種活塞所對應的沖擊波衰減時間常數均呈線性分布，且活塞質量的變化對該衰減時間常數大小的改變影響不大。

圖9　衰減時間常數與飛片質量的關系Fig.9　Relation between the decay time constant and the mass of flyer plate

3　高強度水下沖擊波加載測試

利用高強度水下爆炸沖擊波等效加載裝置對0.5 mm厚的5A06鋁合金靶進行水下沖擊波加載實驗，其中mp為0.309 kg，mf為0.260 kg，vf為105.26 m/s.由(6)式可知，靶板受到的加載沖擊波壓力約為80.13 MPa，沖擊波衰減時間常數由上可知約為63.35 μs. 靶板的動態響應情況如圖10所示，靶板在沖擊波的作用下出現了明顯的塑性變形。在邊界處出現的塑性鉸在靶板變形為類球冠后匯聚，進而在中心位置拉伸出現了一個微小的破孔(見圖10(d))，該破孔在水下沖擊波的作用下撕裂成花瓣狀。

圖10　水下沖擊波作用下靶板的典型破壞過程Fig.10　Typical failure process of a monolithic plate under underwater shock loading

圖11為水下沖擊波加載后靶板的形貌。由該圖可見，靶板的螺栓孔徑向并未出現明顯的拉伸變形情況，這說明靶板并未出現因夾持邊界拉伸變形而導致的靶板整體變形偏大現象，進而證明了高強度水下爆炸等效沖擊波加載裝置的有效性。

圖11　靶板加載后形貌Fig.11　The appearance of panel after shock loading

4　結論

本文針對非藥式高強水下爆炸沖擊波加載特性進行了實驗和仿真研究，得到了以下結論：

1)確定了一定工況范圍內著靶沖擊波載荷峰值的計算公式，并確定了對應的衰減時間常數，為進一步研究艦艇典型結構的抗爆抗沖擊防護性能奠定了基礎。

2)實驗結果表明，在本文研究的工況范圍內，高強水下爆炸沖擊波等效加載裝置能夠對目標靶板進行有效的水下沖擊波加載，為實驗室范圍內艦艇局部結構高強度水下沖擊波加載測試提供了一種可靠的實驗方法。

References)

[1]ZHANG W, Deshpande V S, Evans A G, et al. The resistance of metallic plates to localized impulse [J]. Journal of the Mechanics and Physics of Solids, 2008, 56(5): 2074-2091.

[2]Deshpande V S, Heaver A, Fleck N A. An underwater shock simulator [J]. Proceeding of The Royal Society A, 2006, 462(2067): 1021-1041.

[3]Mcshane G J, Deshpande V S, Fleck N A. Underwater blast response of free-standing sandwich plates with metallic lattice cores[J]. International Journal of Impact Engineering, 2010,37(11):1138-1149

[4]Avachat S, Zhou M. Effect of facesheet thickness on dynamic response of composite sandwich plates to underwater impulsive loading[J]. Experimental Mechanics, 2012, 52(1): 83-93.

[5]Espinosa H D, Lee S, Moldovan N. A novel fluid structure interaction experiment to investigate deformation of structural elements subjected to impulsive loading [J]. Experimental Mechanics, 2006, 46(6): 805-824.

[6]Latourte F, Wei X D, Feinberg Z D, et al. Design and identification of high performance steel alloys for structures subjected to underwater impulsive loading [J]. International Journal of Solids and Structures,2012, 49(13): 1573-1587.

[7]Huson P, Asaro R J, Stewart L, et al. Non-explosive methods for simulating blast loading of structures with complex geometries [J]. International Journal of Impact Engineering, 2010, 38: 546-557.

[8]Ren P, Zhang W, Guo Z T, et al. Numerical simulation for deformation of multi-layer steel plates under underwater impulsive loading[J]. Journal of Harbin Institute of Technology, 2012, 19(2): 99-103.

[9]任鵬，張偉，黃威，等.水下爆炸沖擊波載荷作用下氣背固支圓板的變形及應變場分析[J]. 船舶力學, 2013, 17(11):1339-1344.

REN Peng, ZHANG Wei, HUANG Wei, et al. Deformation mode and strain field analysis of clamped air-back circular plate subjected to underwater explosive loading[J]. Journal of Ship Mechanics, 2013, 17(11):1339-1344. (in Chinese)

[10]項大林，榮吉利，何軒, 等.等效水下爆炸沖擊加載裝置的設計研究[J]. 兵工學報, 2014, 35(6): 857-863.

XIANG Da-lin, RONG Ji-li, HE Xuan, et al. Development of an equivalent equipment on underwater explosion impulsive loading [J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(6): 857-863. (in Chinese)

[11]項大林,榮吉利,何軒,等.基于三維數字圖像相關方法的水下沖擊載荷作用下鋁板動力學響應研究[J]. 兵工學報, 2014, 35(8):1210-1217.

XIANG Da-lin, RONG Ji-li, HE Xuan, et al. Dynamics analysis of AL plate subjected to underwater impulsive loads based on 3D DIC[J]. Acta Armamentarii, 2014, 35(8):1210-1217.(in Chinese)

[12]Cole R P. Underwater explosions [M]. Princeton, New Jersey: Princeton University Press, 1948.

[13]任鵬，張偉，黃威,等.非藥式水下爆炸沖擊波加載裝置研究[J]. 爆炸與沖擊, 2014, 34(3): 334-339.

REN Peng, ZHANG Wei, HUANG Wei, et al. Research on non-exlolsive underwater shock loading device[J]. Exolosion and Shock Wave, 2014, 34(3): 334-339. (in Chinese)

Characteristics of High Strength Underwater Explosion Equivalent Shock Loading

REN Peng1,2, ZHANG Wei2, LIU Jian-hua1, HUANG Wei2

(1.School of Naval Architecture & Ocean Engineering, Jiangsu University of Science and Technology, Zhenjiang 212003, Jiangsu, China；2.Hypervelocity Impact Research Center, Harbin Institute of Technology, Harbin 150080, Heilongjiang, China)

The structure of water chamber is modified for high strength underwater shock loading in laboratory on the basis of the non-explosive underwater shock wave loading device. The loading characteristics of the non-explosive high strength underwater equivalent shock wave are studied using the combined experimental and numerical methods. The dependences of shock wave strength and decay constant on the flyer plate and piston mass are investigated, and the expression of shock wave strength is established. The underwater shock loading experiments for 0.5 mm thick aluminium alloy target plate are carried out by using the modified device. The experimental results indicate that the improved device could effectively simulate high strength underwater shock loading.

explosion mechanics； non-explosive underwater shock wave； shock wave strength； equivalent shock loading

2014-07-07

國家自然科學基金項目(11372088)

任鵬(1984—)，男，講師，博士。 E-mail：r_peng@126.com

O347

A

1000-1093(2015)04-0716-07

10.3969/j.issn.1000-1093.2015.04.021