李 營，張 磊，杜志鵬，趙鵬鐸，任憲奔，方岱寧

（1.北京理工大學(xué) 先進(jìn)結(jié)構(gòu)技術(shù)研究院，北京 100081；2.海軍研究院，北京 100161）

0 引 言

反艦導(dǎo)彈、艦炮是艦船面臨的重要水上武器威脅，其毀傷艦船結(jié)構(gòu)的主要途徑是侵徹舷側(cè)外板后進(jìn)入艙室內(nèi)部爆炸，即艙內(nèi)爆炸[1]。在艙內(nèi)爆炸作用下，艦艇結(jié)構(gòu)承受爆炸沖擊波和爆炸破片的聯(lián)合載荷作用，會發(fā)生較為嚴(yán)重的損傷、甚至造成艦毀人亡的災(zāi)難[2]。艦船結(jié)構(gòu)設(shè)計時如何評估艙內(nèi)爆炸的毀傷特性及有針對性地開展結(jié)構(gòu)設(shè)計，成為學(xué)術(shù)界和艦船設(shè)計者廣泛關(guān)心的問題。

國內(nèi)外學(xué)者高度關(guān)注艙內(nèi)爆炸作用下的艦船結(jié)構(gòu)毀傷問題。西方海軍強國由于軍事保密等原因，公開發(fā)表的艦船艙內(nèi)爆炸方面的文獻(xiàn)非常少：美國UFC海陸空三軍通用規(guī)范[3]對內(nèi)爆炸載荷簡化方法進(jìn)行了敘述；Aderson等[4]給出了內(nèi)爆炸準(zhǔn)靜態(tài)壓力的計算公式；芬蘭海軍[5]也高度關(guān)注內(nèi)爆炸作用下艦船結(jié)構(gòu)的變形，并對使用Abaqus軟件采用簡化載荷進(jìn)行了艦船評估。在國內(nèi)，侯海量等[6-7]分析了艙內(nèi)爆炸載荷的特點，并通過數(shù)值仿真手段討論了結(jié)構(gòu)的破壞模式，研究表明艙內(nèi)爆炸時角隅處載荷強度遠(yuǎn)大于其他位置，艙內(nèi)結(jié)構(gòu)破壞的主要模式為沿角隅位置發(fā)生撕裂等；Yu等[8]研究了箱型梁對艙內(nèi)爆炸作用的剩余極限強度的影響。

在艦船設(shè)計領(lǐng)域應(yīng)用極為廣泛的勞式船級社規(guī)范[9]中明確規(guī)定，內(nèi)爆炸載荷包含沖擊波（包含準(zhǔn)靜態(tài)壓力）及爆炸破片。上述研究主要采用的是數(shù)值分析方法，艙內(nèi)爆炸毀傷的實驗數(shù)據(jù)較少。另外，研究主要關(guān)注了爆炸沖擊波的影響，沒有考慮爆炸沖擊波與破片群的聯(lián)合作用，毀傷特性及毀傷模式的預(yù)測也需要實驗驗證。

本文設(shè)計了典型多艙結(jié)構(gòu)模型，開展了多艙結(jié)構(gòu)在艙內(nèi)爆炸作用下毀傷特性的實驗研究，并用高速攝像機記錄了爆炸毀傷過程。分析了爆炸破片和沖擊波載荷特點，塑性變形、毀傷模式等。研究結(jié)論為艦船結(jié)構(gòu)抗艙內(nèi)爆炸設(shè)計提供了參考。

1 實驗設(shè)置

1.1 實驗?zāi)Ｐ?/h3>

模型由3個4 m×2 m×2.5 m的艙室組成，共計12 m×2 m×2.5 m，材料為Q345鋼。上甲板厚10 mm，下甲板厚 5 mm，橫縱艙壁均為 4 mm，強骨材采用 T 型材（200×80×8×6），弱骨材采用 L 型鋼（60×20×4×5）。扶強材、橫梁、縱桁等加強結(jié)構(gòu)連接部分采用肘板加強。

戰(zhàn)斗部選用直徑為130mm、長度為450 mm的圓柱形戰(zhàn)斗部，內(nèi)部裝藥為TNT約6.23 kg，外部殼體厚度為20 mm。采用端部雷管引爆戰(zhàn)斗部。戰(zhàn)斗部橫向放置，放置在1號艙室2號橫艙壁中心處，高度1.25 m。艙室和戰(zhàn)斗部模型示意圖如圖1所示，其中單艙幾何模型圖如圖1（a）所示，3艙室三維模型如圖 1（b）所示，戰(zhàn)斗部幾何模型如圖 1（c）所示。

圖1 艙室及戰(zhàn)斗部模型Fig.1 Model of cabin and warhead

1.2 實驗測量

實驗采用日本NAC/HX-3高速相機記錄戰(zhàn)斗部爆炸毀傷艙室的物理過程，采樣頻率設(shè)置為每秒6 000幀。壓力采用ICP型的PCB/101A02壁面反射壓力傳感器測量，量程為34.5 MPa。高速采集儀采用Genesis，采樣頻率設(shè)置為1 MHz。為避開破片密集作用區(qū)，分別在3個艙室后艙壁中心各設(shè)置1個壓力傳感器，壓力傳感器設(shè)置如圖2所示。此外，還設(shè)置了通斷網(wǎng)靶測量爆炸破片的初始速度。

圖2 測點布置Fig.2 Position of gauge points

根據(jù)以往經(jīng)驗，帶破片戰(zhàn)斗部的壓力測量是實驗測量的難點。測量導(dǎo)線外套金屬軟管提高電磁屏幕效果，另外將金屬軟管放入厚壁鋼管中防護(hù)內(nèi)部導(dǎo)線。經(jīng)反復(fù)預(yù)備實驗測試，該設(shè)置對提高近場爆炸壓力測量的有效數(shù)據(jù)率有明顯效果。

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 物理過程

因高速相機采用手動觸發(fā)，對零時刻的判斷與數(shù)據(jù)采集系統(tǒng)并未完全同步。物理過程分析以首次看見火光作為初始時刻，整個物理過程如圖3所示。

0 ms時，從1號門縫隙可見較弱火光，分析為戰(zhàn)斗部內(nèi)部裝藥爆轟，戰(zhàn)斗部殼體開始破裂，爆轟產(chǎn)物瀉出。

1.17 ms時，上甲板出現(xiàn)火光，表明破片已侵徹上甲板，結(jié)合戰(zhàn)斗部距離上甲板距離為1.25 m，推測爆炸破片速度約為1 068 m/s。在此之前，后艙壁后方已經(jīng)出現(xiàn)光亮，表明此時戰(zhàn)斗部前端大質(zhì)量破壞也已經(jīng)侵徹后艙壁。

3.67 ms時，2號艙室艙門縫隙出現(xiàn)火光，1號橫艙壁開始出現(xiàn)火光，判斷為破片運動到1號橫艙壁，并發(fā)生了侵徹作用。結(jié)合戰(zhàn)斗部距離1號橫艙壁距離為4m，推測爆炸破片速度約為1 089 m/s，與通過甲板火光推測的破片初速度較為接近。上甲板上方形成火球，直徑約為1.5 m。

8.67 ms時，1號橫艙壁出現(xiàn)大量破孔，多處有火光及煙霧瀉出。前艙壁外板出現(xiàn)明顯變形，但豎向加強筋此時依然起到了剛性邊界作用，前艙壁尚未發(fā)生明顯整體變形，表面變形成波浪狀起伏。1號艙門已經(jīng)與艙壁發(fā)生了分離，開始飛出。2號艙門也已經(jīng)開始和艙壁發(fā)生分離，但尚未飛出。上甲板火球進(jìn)一步變大，直徑約為1.8 m。

11.17 ms時，4號橫艙壁開始有火光，表明破片侵徹了4號艙壁，結(jié)合戰(zhàn)斗部與4號艙壁的距離約為8 m，計算得到平均速度約為716 m/s。表明戰(zhàn)斗部爆炸破片侵徹多層艙壁后，速度有了較為明顯的降低。1號艙壁開始發(fā)生整體變形，1號橫艙壁與前艙壁的交界處也開始發(fā)生變形。前艙壁豎向加強筋開始發(fā)生彎曲變形，板和加強筋的變形梯度減小。此時，上甲板火球直徑增大為約2.2 m。

16.17 ms時，1號橫艙壁整體塑性變形基本形成。前艙壁豎向加強筋發(fā)生更為明顯的彎曲變形，板與豎向加強筋變形梯度進(jìn)一步降低。1號艙門與2號艙壁整體飛出，且1號艙門位于2號艙門前方。此時，上甲板火球直徑進(jìn)一步增大約2.4 m。

圖3 戰(zhàn)斗部艙內(nèi)爆炸毀傷過程Fig.3 Process of warhead internal blast

2.2 艙內(nèi)爆炸載荷分析

2.2.1 爆炸破片載荷

圖4為測速靶網(wǎng)的測量數(shù)據(jù)。Point1和Point2分別為爆炸破片撞斷前后通斷靶網(wǎng)的時刻，通過計算兩者的時間間隔和固定距離，可以計算得到爆炸破片的速度。前后靶網(wǎng)之間的距離為0.35 m，時間間隔為0.343 ms，則爆炸破片速度約為1 020.4 m/s，與分析高速攝影得到的速度值差異較小。而point3和point4分別為前后測速靶網(wǎng)在爆炸沖擊波和破片作用下，導(dǎo)線瞬時接通。

圖5為部分回收破片。破片形態(tài)差異較大，大多呈條狀，部分破片斷口呈藍(lán)色，說明在爆轟、侵徹過程中，彈體發(fā)生了溫度升高造成部分殼體材料融化?；厥盏钠破尸F(xiàn)剪切、拉伸和拉剪混合3種典型破壞模式，大致比例分別為20%、50%和30%。

圖4 通斷網(wǎng)靶信號Fig.4 Signal of velocity targets

圖5 部分回收破片F(xiàn)ig.5 Recovered fragments

2.2.2 沖擊波載荷

圖6（a）為測點G1處的沖擊波及沖量時間歷程曲線。測點處沖擊波壓力與空中自由場壓力明顯不同，沖擊波壓力脈寬較大，且呈現(xiàn)多峰性。最大沖擊波壓力出現(xiàn)在第3個峰值處（6.73 ms），約為11.28 MPa。測點沖量在3 ms后迅速升高，12 ms后緩慢上升，最終達(dá)到51.62 kPa.s。約8 ms時，由于1號艙艙門飛出，測點處壓力開始迅速呈指數(shù)降低，并逐漸與外界大氣壓均衡。

圖6（b）為測點G2處的沖擊波及沖量時間歷程曲線。沖擊波峰值上升迅速，達(dá)到峰值（6.92 MPa）后迅速下降，此后經(jīng)歷了若干個較小峰值。但此后進(jìn)入一個較長時間的準(zhǔn)靜態(tài)壓力階段，準(zhǔn)靜態(tài)壓力約為1.2 MPa。約14.5 ms時，由于2號艙艙門飛出，壓力迅速呈指數(shù)下降，并逐漸與外部環(huán)境大氣壓均衡。

圖6 測點處的沖擊波及沖量時間歷程曲線Fig.6 Time history of pressure and impulse of gauge points

由于2號艙門飛出時間晚于1號艙門，所以2號艙室內(nèi)的準(zhǔn)靜態(tài)壓力維持時間也長于1號艙室。測點沖量值最終達(dá)到17.2 kPa.s。無論是沖擊波峰值還是沖量值，G2測點均明顯小于G1測點，說明1號艙室內(nèi)的整體爆炸沖擊波強度遠(yuǎn)大于2號艙室。3號艙室內(nèi)無明顯沖擊波壓力。

2.3 艙室結(jié)構(gòu)毀傷特性

2.3.1 橫艙壁毀傷特性

圖7為1號艙壁塑性變形及破壞模式。整體發(fā)生較大塑性變形，右側(cè)有明顯的塑性鉸線，塑性鉸線中間部分沿著加強筋。左側(cè)則由于加強筋較強，中間區(qū)域并未形成明顯的塑性鉸線，僅在上下角隅處形成較短的塑性鉸線。由于豎向加強筋較強，限制了塑性結(jié)構(gòu)的變形，在加強筋頂部艙壁發(fā)生了撕裂。

橫艙壁與前艙壁、后艙壁交界處強度較弱，未能作為強邊界限制塑性變形的發(fā)展，也發(fā)生了較大塑性變形。艙壁中心附近區(qū)域有29處大小不一的破片穿孔，左右邊緣區(qū)域破片穿孔明顯少于中間區(qū)域，與圓柱形戰(zhàn)斗部爆炸破片飛散特性吻合[10]。

2號橫艙壁是距離戰(zhàn)斗部最近的艙壁，毀傷也最顯著，如圖8所示?？梢钥闯觯?號艙壁出現(xiàn)了花瓣狀破口，在高度方向約為120 cm，寬度方向約為100 cm。中間豎向加筋發(fā)生了斷裂，兩側(cè)的加筋發(fā)生了塑性撓曲，并未斷裂，僅在上端與上甲板連接處發(fā)生撕裂。艙壁板發(fā)生破壞，并在兩側(cè)沿豎向加強筋撕裂，可以明顯分辨出的有6瓣向后卷曲。兩側(cè)豎向筋有效地限制了花瓣狀破口沿橫向的發(fā)展。中間的加強筋雖然斷裂，但依然有較高強度，限制了花瓣狀破口在豎向的發(fā)展。

2.3.2 上、下甲板毀傷特性

圖7 1號橫艙壁失效模式Fig.7 Failure mode of No.1 bulkhead

圖8 2號橫艙壁失效模式Fig.8 Failure mode of No.2 bulkhead

如圖9所示，下甲板與2號艙壁連接處出現(xiàn)撕裂并形成較大破孔，撕裂區(qū)域長度約為82 cm。通過破壞形態(tài)，結(jié)合戰(zhàn)斗部爆炸破片分布規(guī)律，分析原因為戰(zhàn)斗部徑向區(qū)域破片較為密集，造成了破片穿孔連接，進(jìn)而發(fā)生撕裂。破片作用區(qū)域集中在甲板中間區(qū)域，且越靠近2號艙壁的區(qū)域，破片穿孔越密集。

下甲板加強筋出現(xiàn)較大塑性變形，加強筋中心區(qū)域有明顯較大撓曲，加強筋與前后艙壁連接處均發(fā)生拉伸失效。

圖9 下甲板失效模式Fig.9 Failure mode of lower deck

如圖10所示，下視圖可以看出，上甲板出現(xiàn)較多密集孔洞。橫向加強筋被高速破片侵徹斷裂，縱向加強筋出現(xiàn)少量破片撞擊痕跡。上視圖可以看出，上甲板在2號橫艙壁連接處發(fā)生撕裂，與下甲板破壞形態(tài)類似，也是高速破片群密集穿孔型形成的。破片較為密集地分布于圖中2條虛線之間，進(jìn)一步論證了爆炸破片主要集中在戰(zhàn)斗部徑向方向，且越遠(yuǎn)離2號橫艙壁的區(qū)域，破片越稀少。局部穿孔的放大圖可以看出，穿孔剖面呈現(xiàn)金屬光澤，且伴有藍(lán)色，說明高速破片穿甲過程中上甲板局部塑性溫升產(chǎn)生了融化，推測可能發(fā)生了絕熱剪切。

2.3.3前、后艙壁毀傷特性

爆炸中艙的前后艙壁均發(fā)生較明顯的塑性變形，如圖11所示。后艙壁發(fā)生較為明顯的塑性變形，1號艙門和2號艙門吹飛，并發(fā)生較為明顯的塑性變形。由于3號和4號艙壁僅有局部破片穿孔，并未發(fā)生破損，沖擊波并未進(jìn)入3號艙室，3號艙門依然完整（圖中艙門3打開，并未飛出）。

1號艙門安裝位置右上方出現(xiàn)裂紋，裂縫路徑上有一個破片穿孔。分析裂紋產(chǎn)生主要有2個原因，分別是角隅處本身有一定的應(yīng)力集中，破片穿孔造成局部結(jié)構(gòu)弱化，為裂紋的產(chǎn)生創(chuàng)造了條件。

后艙壁失效模式如圖12所示。可以看出結(jié)構(gòu)破壞主要集中在1號艙室，2號艙室后壁有3個破片穿孔，3號后艙壁無明顯變形。1號艙室后壁靠近2號橫艙壁區(qū)域有一個較大破口，破口裂紋長度約50cm。根據(jù)戰(zhàn)斗部端部起爆時破片飛散特點，分析其為端頭大質(zhì)量破片侵徹作用造成的[11]。

1號艙室后艙壁底部外板出現(xiàn)了裂紋，原因為局部塑性變形較大，而加筋剛度較大限制了板的變形，造成了局部塑性變形梯度較大，應(yīng)力明顯大于周圍區(qū)域，形成了裂紋。

3 結(jié) 論

圖10 上甲板失效模式Fig.10 Failure mode of upper deck

圖11 前艙壁的失效模式Fig.11 Failure mode of front bulkhead

通過開展多艙室模型艙內(nèi)爆炸實驗，分析了爆炸物理過程、爆炸沖擊波與破片載荷特點，探討了多艙室結(jié)構(gòu)的失效模式和毀傷特點，得到以下主要結(jié)論：

（1）艙內(nèi)爆炸作用下結(jié)構(gòu)受爆炸沖擊波與破片群聯(lián)合作用，且艙內(nèi)爆炸載荷包含明顯的準(zhǔn)靜態(tài)壓力段；

（2）緊貼戰(zhàn)斗部的艙壁發(fā)生花瓣狀破口并將壓力瀉到相鄰艙室，較近結(jié)構(gòu)受沖擊波與破片聯(lián)合作用效果明顯；

（3）加強筋較好地限制了爆炸破口，但在板變形梯度較大的地方易產(chǎn)生裂紋；

圖12 后艙壁失效模式Fig.12 Failure mode of back bulkhead

（4）內(nèi)爆炸作用下普通艙門是艙室結(jié)構(gòu)薄弱環(huán)節(jié)，須重點關(guān)注。