任鵬， 張偉， 劉建華， 黃威

(1.江蘇科技大學(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003； 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 高速撞擊研究中心， 黑龍江 哈爾濱 150080)

?

高強(qiáng)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(xué) 船舶與海洋工程學(xué)院， 江蘇 鎮(zhèn)江 212003； 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 高速撞擊研究中心， 黑龍江 哈爾濱 150080)

為了實(shí)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)室范圍內(nèi)的高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波加載，在現(xiàn)有非藥式水下沖擊波加載裝置的基礎(chǔ)上，對(duì)加載水艙的結(jié)構(gòu)進(jìn)行了改進(jìn)，并利用實(shí)驗(yàn)和仿真相結(jié)合的方法對(duì)非藥式高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波等效加載特性進(jìn)行了研究，分析了飛片及活塞的質(zhì)量對(duì)加載沖擊波強(qiáng)度和衰減時(shí)間常數(shù)的影響規(guī)律，確定了該方法所產(chǎn)生的高強(qiáng)度水下沖擊波加載特性。進(jìn)而利用該裝置對(duì)0.5 mm厚鋁合金靶板進(jìn)行了水下沖擊波加載實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，改進(jìn)后的非藥式水下爆炸沖擊波等效加載裝置能夠?qū)δ繕?biāo)結(jié)構(gòu)進(jìn)行有效的高強(qiáng)度水下沖擊波加載。

爆炸力學(xué)； 非藥式水下沖擊波； 沖擊波強(qiáng)度； 等效加載

0　引言

近年來(lái)隨著海洋爭(zhēng)端的日趨增多，海軍作為維護(hù)國(guó)家海洋領(lǐng)土安全的重要組成力量越來(lái)越受到各國(guó)的重視。但隨著現(xiàn)代精確制導(dǎo)武器的高速發(fā)展，海軍艦艇的生命力也受到了極大的考驗(yàn)?；诖?，各海軍強(qiáng)國(guó)對(duì)各類艦艇結(jié)構(gòu)的抗爆抗沖擊性能及侵徹穿甲問題均進(jìn)行了大量的研究[1]。水下爆炸試驗(yàn)因其特殊性，對(duì)實(shí)施環(huán)境及實(shí)施單位都有嚴(yán)格的要求，這在很大程度上限制了艦艇結(jié)構(gòu)抗沖擊毀傷研究的大規(guī)模進(jìn)行。同時(shí)，由于水下爆炸的危險(xiǎn)性高，可重復(fù)性低，導(dǎo)致實(shí)驗(yàn)過程中相關(guān)參數(shù)的測(cè)量無(wú)法全面而準(zhǔn)確的獲得，從而增加了實(shí)驗(yàn)的不確定性?；谝陨显颍墨I(xiàn)[2-3]于21世紀(jì)初在Taylor的一維水下沖擊波理論基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)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(shù)型衰減的水下沖擊波。文獻(xiàn)[4]利用該種非藥式水下沖擊波加載技術(shù)對(duì)復(fù)合材料靶板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)及抗沖擊防護(hù)性能進(jìn)行了研究。Espinosa等[5-6]在文獻(xiàn)[2-3]的研究基礎(chǔ)上對(duì)非藥式水下爆炸沖擊波加載裝置進(jìn)行了改進(jìn)，設(shè)計(jì)出了含內(nèi)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(shí)現(xiàn)了對(duì)水下沖擊波作用下氣背固支靶板動(dòng)態(tài)變形的實(shí)時(shí)測(cè)量，該裝置能夠?qū)Υ蟪叽缃Y(jié)構(gòu)進(jìn)行有效地水下爆炸沖擊波加載。Asaro等基于反力墻設(shè)計(jì)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(duì)更大尺寸的結(jié)構(gòu)進(jìn)行加載測(cè)試，但由于實(shí)驗(yàn)器材要求較高，導(dǎo)致普及程度不高，同時(shí)該裝置也無(wú)法進(jìn)行相應(yīng)的靶板動(dòng)態(tài)變形測(cè)量[7]。國(guó)內(nèi)方面，張偉等[8-9]對(duì)非藥式水下爆炸沖擊波加載進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和仿真研究，設(shè)計(jì)出了可進(jìn)行低強(qiáng)度水下爆炸沖擊波加載的模擬器，并得到了相應(yīng)的水下沖擊波加載規(guī)律；榮吉利等[10-11]也對(duì)等效水下沖擊波加載進(jìn)行了研究，并結(jié)合數(shù)字散斑對(duì)測(cè)試靶板的動(dòng)態(tài)變形進(jìn)行了測(cè)量。但由于模擬器結(jié)構(gòu)的限制，上述研究中的沖擊波加載裝置對(duì)高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波進(jìn)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(duì)高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波等效加載所產(chǎn)生的水下沖擊波加載規(guī)律進(jìn)行了研究，確定了非藥式水下爆炸高強(qiáng)度沖擊波加載裝置的實(shí)驗(yàn)特性，為后續(xù)實(shí)驗(yàn)室范圍內(nèi)的艦艇結(jié)構(gòu)水下抗爆抗沖擊實(shí)驗(yàn)研究奠定基礎(chǔ)。

1　實(shí)驗(yàn)原理及主體設(shè)計(jì)

1.1非藥式水下沖擊波加載原理

炸藥在水下爆炸后會(huì)產(chǎn)生以聲速進(jìn)行傳播的水下沖擊波，20世紀(jì)40年代末，Cole等根據(jù)戰(zhàn)時(shí)及戰(zhàn)后所積累的大量實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，得出了至今仍廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐的水下爆炸沖擊波經(jīng)驗(yàn)計(jì)算公式。該公式認(rèn)為以TNT等炸藥所組成的球形及圓柱形藥包會(huì)在水中產(chǎn)生以指數(shù)形式進(jìn)行衰減的爆炸沖擊波[12]：

p(t)=p0e-t/θ，

(1)

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

1.2主體設(shè)計(jì)

為了能夠?qū)崿F(xiàn)高強(qiáng)度水下沖擊波等效加載，對(duì)已有加載水艙進(jìn)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(shí)驗(yàn)裝置的基本構(gòu)成。其中驅(qū)動(dòng)裝置為一級(jí)輕氣炮，通過發(fā)射飛片正撞擊水艙端部的活塞，在水艙中x=0處產(chǎn)生呈指數(shù)型衰減的水下沖擊波，該沖擊波在水艙中沿x方向傳播，進(jìn)而對(duì)水艙另一端部的目標(biāo)靶板進(jìn)行加載。飛片撞擊活塞在x=0處產(chǎn)生的水下沖擊波壓力峰值僅與飛片的撞擊速度有關(guān)，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(zhì)量(kg)；mp1為基本活塞質(zhì)量(kg)，大小為0.265 kg；vf飛片的撞擊速度(m/s)，通過激光測(cè)速儀獲得[11，13]；k的量綱為1.

圖1　非藥式高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波加載實(shí)驗(yàn)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(zhǎng)度為500 mm，加載水艙內(nèi)徑為66 mm，壁厚為12 mm. 測(cè)試靶板通過6個(gè)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(xiàn)過大的拉伸變形而導(dǎo)致的靶板面內(nèi)位移，在靶板外側(cè)增加了一個(gè)15 mm厚的高強(qiáng)度環(huán)形夾具。水艙的主體材料為強(qiáng)度較高的S-7鋼，飛片及活塞的材料為45#鋼，具體材料參數(shù)見表1，其中n為硬化指數(shù)，C為應(yīng)變率常數(shù)。

由于水下爆炸沖擊波具有峰值上升時(shí)間短、壓力峰值大、衰減迅速等特點(diǎn)[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(duì)實(shí)驗(yàn)過程中的水下爆炸等效沖擊波載荷進(jìn)行測(cè)量。該傳感器響應(yīng)時(shí)間小于1 μs，固有頻率大于150 kHz，測(cè)量范圍為0～400 MPa，可以滿足實(shí)驗(yàn)的要求。根據(jù)奈奎斯特采樣定理，示波器的采樣頻率設(shè)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(shí)驗(yàn)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(guān)材料參數(shù)

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

2　非藥式水下高強(qiáng)沖擊波加載特性

2.1有效性驗(yàn)證

非藥式水下沖擊波的兩個(gè)主要參量分別為加載沖擊波的峰值載荷和對(duì)應(yīng)的衰減時(shí)間常數(shù)θ. 由文獻(xiàn)[6]和文獻(xiàn)[9]可知，對(duì)于帶內(nèi)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(chǎn)生的初始沖擊波峰值大小，對(duì)應(yīng)的水下沖擊波的衰減時(shí)間常數(shù)主要取決于飛片和活塞的質(zhì)量。對(duì)于高強(qiáng)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(dǎo)致的沖擊波散射，因此其沖擊波厚度，即衰減時(shí)間常數(shù)應(yīng)大于文獻(xiàn)[9]所給出的值。

圖3　實(shí)驗(yàn)測(cè)得的水下沖擊波歷程Fig.3　The pressure history from experiment

基于文獻(xiàn)[10]和文獻(xiàn)[13]的研究結(jié)果，實(shí)驗(yàn)過程中并未安裝A傳感器。圖3為實(shí)驗(yàn)獲得的飛片質(zhì)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(chǎn)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(cè)得的沖擊波歷程。由這兩圖可見，沖擊波的衰減曲線相對(duì)紊亂，并未出現(xiàn)明顯的指數(shù)形式衰減趨勢(shì)，圖3(b)甚至出現(xiàn)了二次峰值。這是由于沖擊波傳播到靶板位置處，出現(xiàn)了反射現(xiàn)象，從而導(dǎo)致了沖擊波疊加造成的。圖4中數(shù)值仿真得到的沖擊波傳播歷程可以明顯地觀測(cè)到該沖擊波反射重疊現(xiàn)象。沖擊波反射導(dǎo)致的衰減趨勢(shì)紊亂現(xiàn)象在文獻(xiàn)[10]中同樣出現(xiàn)。

相對(duì)于C傳感器位置，水艙中間艙壁上B傳感器測(cè)得的沖擊波衰減歷程趨勢(shì)更為明顯。由圖3(c)和圖3(d)可見，水下沖擊波在10 μs之內(nèi)從零值達(dá)到了峰值載荷，然后以指數(shù)形式進(jìn)行衰減。對(duì)于同一測(cè)量位置，當(dāng)vf為138.89 m/s時(shí)，對(duì)應(yīng)的水下沖擊波峰值要明顯大于vf為110.72 m/s時(shí)所對(duì)應(yīng)的沖擊波峰值。同時(shí)可以發(fā)現(xiàn)，沖擊波在衰減過程中出現(xiàn)了不同程度的擾動(dòng)，這是由于加載水艙中的環(huán)境并非半無(wú)限自由水域，水艙壁會(huì)對(duì)沖擊波產(chǎn)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(qiáng)度較高，因此反射波造成的擾動(dòng)較大，當(dāng)沖擊波衰減趨于結(jié)束時(shí)，該擾動(dòng)明顯減??；圖3(b)中沖擊波峰值強(qiáng)度達(dá)到了170 MPa，相應(yīng)的其反射沖擊波強(qiáng)度也相應(yīng)加大，這導(dǎo)致在沖擊波的整個(gè)衰減過程中擾動(dòng)要明顯高于圖3(c). 文獻(xiàn)[10]中也認(rèn)為密閉容器壁的反射是造成該沖擊波擾動(dòng)的主要原因。同時(shí)活塞在受到飛片的撞擊后其內(nèi)部的應(yīng)力波會(huì)產(chǎn)生震蕩，也會(huì)對(duì)沖擊波的衰減產(chǎn)生一定程度的影響。但水下沖擊波按指數(shù)形式進(jìn)行衰減的總體趨勢(shì)不會(huì)因此改變。

2.2沖擊波強(qiáng)度

基于以上分析，利用AUTODYN-2D對(duì)高強(qiáng)度水下沖擊波的加載規(guī)律進(jìn)行數(shù)值仿真研究。采用Euler-Lagrange耦合算法，對(duì)流體介質(zhì)的波動(dòng)及與水艙的相互作用進(jìn)行耦合計(jì)算。其中，水介質(zhì)及附近區(qū)域定義為Euler網(wǎng)格，艙壁結(jié)構(gòu)定義為L(zhǎng)agrange網(wǎng)格，水介質(zhì)采用均布網(wǎng)格劃分。仿真模型的幾何尺寸與圖1所示完全相同，對(duì)應(yīng)的材料參數(shù)如表1所示。

數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)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(shí)驗(yàn)測(cè)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(shí)驗(yàn)結(jié)果保持了良好的一致性，進(jìn)而驗(yàn)證了數(shù)值仿真的有效性。

圖4給出了mf為0.241 kg、vf為109.08 m/s時(shí)，撞擊活塞得到的壓力波波陣面仿真進(jìn)程，其中時(shí)間零點(diǎn)為飛片撞擊活塞起點(diǎn)。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(jìn)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(zhì)量mp分別為0.318 kg和0.610 kg時(shí)，4種不同質(zhì)量飛片在不同撞擊速度條件下產(chǎn)生的初始沖擊波峰值p0和加載位置處沖擊波峰值p1的關(guān)系。

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

由圖5可見，當(dāng)mf一定時(shí)，隨著vf的增加，柱形加載水艙中產(chǎn)生的初始沖擊波峰值p0相應(yīng)增加，同時(shí)加載位置處的沖擊波峰值p1也相應(yīng)增大，且呈線性關(guān)系，即存在

p1=k′p0.

(4)

通過擬合可得到不同質(zhì)量飛片和活塞所對(duì)應(yīng)的斜率k′.

圖6為擬合得到的k′隨無(wú)量綱飛片質(zhì)量變化曲線，其中mp為0.318 kg. 由該圖可見，當(dāng)活塞質(zhì)量一定時(shí)，k′與無(wú)量綱飛片質(zhì)量呈線性關(guān)系。對(duì)于本文所研究的兩種質(zhì)量活塞，所呈線性關(guān)系的斜率近似相同，僅是截距不同。這說(shuō)明活塞對(duì)加載位置處的沖擊波峰值存在影響，且高質(zhì)量活塞對(duì)應(yīng)的截距較小。該現(xiàn)象與帶內(nèi)散射角的水下爆炸沖擊波加載水艙所產(chǎn)生的沖擊波加載規(guī)律相似。進(jìn)而得到k′的計(jì)算公式為

(5)

式中：r和s均為無(wú)量綱常數(shù)。擬合可得，當(dāng)活塞質(zhì)量為0.318 kg時(shí)，r=0.570，s=0.070；當(dāng)活塞質(zhì)量為0.610 kg時(shí)，r=0.496，s=0.074.

圖6　仿真得到的k′隨無(wú)量綱飛片質(zhì)量變化關(guān)系Fig.6　Numerical relation between k′ and dimensionless flyer plate mass

綜上，結(jié)合(2)式、(3)式和(5)式可知，當(dāng)活塞質(zhì)量分別為0.318 kg和0.610 kg時(shí)，柱形水下沖擊波加載水艙在加載位置處產(chǎn)生的p1計(jì)算公式為

(6)

為了驗(yàn)證預(yù)測(cè)計(jì)算公式的準(zhǔn)確性，利用高強(qiáng)度水下沖擊波等效加載裝置進(jìn)行了一系列的沖擊波加載實(shí)驗(yàn)，其中沖擊波的測(cè)量位置如圖2所示，具體實(shí)驗(yàn)參數(shù)見表2.

不同工況條件下高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波等效加載裝置在加載位置處產(chǎn)生的水下沖擊波壓力峰值與利用(6)式計(jì)算得到的沖擊波預(yù)測(cè)峰值比較如圖7所示。由該圖可見，對(duì)于兩種不同質(zhì)量的活塞，在不同工況條件下，所產(chǎn)生的加載位置處水下沖擊波峰值與預(yù)測(cè)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(guān)系。這說(shuō)明(6)式能夠有效計(jì)算柱形水下沖擊波加載裝置對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)加載的水下沖擊波峰值大小。

表2　水下沖擊波加載實(shí)驗(yàn)對(duì)應(yīng)參數(shù)

2.3衰減時(shí)間常數(shù)

衰減時(shí)間常數(shù)作為水下爆炸沖擊波的另一個(gè)重要參數(shù)，可與沖擊波初始峰值結(jié)合計(jì)算得到對(duì)應(yīng)的水下沖擊波沖量，進(jìn)而對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)的抗沖擊防護(hù)性能進(jìn)行評(píng)估。由文獻(xiàn)[2]和文獻(xiàn)[13]可知，飛片及活塞的質(zhì)量是影響非藥式水下沖擊波衰減時(shí)間常數(shù)大小的主要因素。由于實(shí)驗(yàn)測(cè)得的沖擊波衰減歷程存在一定程度的擾動(dòng)，因此利用仿真結(jié)果對(duì)水下沖擊波衰減時(shí)間常數(shù)進(jìn)行研究。圖8為數(shù)值仿真得到的不同質(zhì)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(zhì)量增加，對(duì)應(yīng)的沖擊波峰值增大，這是由于衰減時(shí)間常數(shù)不同導(dǎo)致的，進(jìn)而擬合得到對(duì)應(yīng)的水下沖擊波衰減時(shí)間常數(shù)分別為67.52 μs、121.31 μs和163.52 μs.

基于以上分析，對(duì)兩種不同質(zhì)量活塞在不同質(zhì)量飛片撞擊下的衰減時(shí)間時(shí)間常數(shù)進(jìn)行研究。圖9為活塞質(zhì)量分別為0.318 kg和0.610 kg時(shí)，對(duì)應(yīng)的水下沖擊波衰減時(shí)間常數(shù)隨飛片質(zhì)量變化而產(chǎn)生的變化趨勢(shì)。由該圖可見，在該飛片質(zhì)量范圍內(nèi)，mp為0.318 kg和0.610 kg的兩種活塞所對(duì)應(yīng)的沖擊波衰減時(shí)間常數(shù)均呈線性分布，且活塞質(zhì)量的變化對(duì)該衰減時(shí)間常數(shù)大小的改變影響不大。

圖9　衰減時(shí)間常數(shù)與飛片質(zhì)量的關(guān)系Fig.9　Relation between the decay time constant and the mass of flyer plate

3　高強(qiáng)度水下沖擊波加載測(cè)試

利用高強(qiáng)度水下爆炸沖擊波等效加載裝置對(duì)0.5 mm厚的5A06鋁合金靶進(jìn)行水下沖擊波加載實(shí)驗(yàn)，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(shí)間常數(shù)由上可知約為63.35 μs. 靶板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)情況如圖10所示，靶板在沖擊波的作用下出現(xiàn)了明顯的塑性變形。在邊界處出現(xiàn)的塑性鉸在靶板變形為類球冠后匯聚，進(jìn)而在中心位置拉伸出現(xiàn)了一個(gè)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?duì)睢?/p>

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(xiàn)明顯的拉伸變形情況，這說(shuō)明靶板并未出現(xiàn)因夾持邊界拉伸變形而導(dǎo)致的靶板整體變形偏大現(xiàn)象，進(jìn)而證明了高強(qiáng)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(jié)論

本文針對(duì)非藥式高強(qiáng)水下爆炸沖擊波加載特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和仿真研究，得到了以下結(jié)論：

1)確定了一定工況范圍內(nèi)著靶沖擊波載荷峰值的計(jì)算公式，并確定了對(duì)應(yīng)的衰減時(shí)間常數(shù)，為進(jìn)一步研究艦艇典型結(jié)構(gòu)的抗爆抗沖擊防護(hù)性能奠定了基礎(chǔ)。

2)實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，在本文研究的工況范圍內(nèi)，高強(qiáng)水下爆炸沖擊波等效加載裝置能夠?qū)δ繕?biāo)靶板進(jìn)行有效的水下沖擊波加載，為實(shí)驗(yàn)室范圍內(nèi)艦艇局部結(jié)構(gòu)高強(qiáng)度水下沖擊波加載測(cè)試提供了一種可靠的實(shí)驗(yàn)方法。

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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(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)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