王長(zhǎng)利,馬 坤,周 剛,初 哲,王可慧,陳春林,趙 南,李名銳,馮 娜

(西北核技術(shù)研究所,陜西 西安 710024)

為了提高現(xiàn)代艦船的抗爆抗沖擊能力，保證艦船在受到水下兵器攻擊條件下所產(chǎn)生的破損或毀傷程度被控制在允許的范圍內(nèi)，通常在舷側(cè)設(shè)置防雷艙結(jié)構(gòu)[1]。

針對(duì)防雷艙的抗爆機(jī)理、毀傷模式以及設(shè)計(jì)優(yōu)化，已有了大量研究。朱錫等[2]、張振華等[3]、蓋京波[4]、張婧[5]針對(duì)空艙+液艙+空艙的防雷艙結(jié)構(gòu)，研究了抗沖擊防護(hù)方法與抗爆機(jī)理，徐定海等[6]通過(guò)實(shí)驗(yàn)分析了膨脹艙及液艙對(duì)載荷的衰減作用。孔祥韶等[7]研究了破片在液艙中的運(yùn)行規(guī)律以及液艙對(duì)破片的防護(hù)機(jī)理。伴隨著聚能型裝藥的使用，聚能裝藥對(duì)艦船的威脅與日俱增[8]。聚能裝藥在水中爆炸會(huì)產(chǎn)生高速侵徹體、沖擊波以及氣泡載荷，多個(gè)載荷共同作用于結(jié)構(gòu)，將對(duì)結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重毀傷。

目前，在接觸爆炸作用下艦船防雷艙結(jié)構(gòu)的毀傷研究主要集中在爆破型裝藥上，防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥作用下的毀傷處在起步與探索階段。獲得防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機(jī)理，對(duì)于指導(dǎo)水面艦艇的抗爆設(shè)計(jì)及生命力評(píng)估具有重要意義。本文中，通過(guò)實(shí)驗(yàn)以及數(shù)值模擬，開(kāi)展不同防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷研究，探討沖擊波在多介質(zhì)結(jié)構(gòu)中的傳播規(guī)律以及結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理，擬對(duì)防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 防雷艙模型

圖1 典型防雷艙結(jié)構(gòu)Fig.1 Typical structure of cabin near shipboard

圖2 簡(jiǎn)化防雷艙結(jié)構(gòu)Fig.2 Simplified structure of cabin near shipboard

圖1為典型防雷艙結(jié)構(gòu)，四層三艙的防護(hù)結(jié)構(gòu)縱深尺寸通常為4～5 m。根據(jù)某艦船舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，防雷艙結(jié)構(gòu)縱深尺寸為4.5 m，三艙室縱深尺寸相同，由外向內(nèi)各層裝甲鋼板的厚度分別為24、13、32、16 mm[9]。

由于防雷艙整體結(jié)構(gòu)并不規(guī)則，要建立準(zhǔn)確的縮比模型非常困難，本文中對(duì)實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行了一定的簡(jiǎn)化，如圖2所示。鋼板尺寸為500 mm×500 mm，材料為Q235鋼。裝藥在薄壁安裝筒中，距離模擬外殼40 mm。從距離裝藥由近及遠(yuǎn)，依次為空艙前板、空艙后板、液艙后板、防御縱壁以及多層后效靶板。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計(jì)了液艙加寬模型以及液艙后板加厚模型，結(jié)構(gòu)中各部分厚度見(jiàn)表1。

表1 防雷艙結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Parameters of cabin near shipboard (Unit: mm)

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

模擬防雷艙結(jié)構(gòu)在裝藥水下爆炸作用下的毀傷實(shí)驗(yàn)平臺(tái)，由雷管、起爆藥柱(JH-14)、實(shí)驗(yàn)裝藥、模擬防雷艙結(jié)構(gòu)及壓力測(cè)量系統(tǒng)等組成。實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)組成及測(cè)點(diǎn)布局如圖3所示，在空艙前板及空艙后板表面上距離爆心軸線(xiàn)50 mm處的安裝PVDF壓力傳感器，測(cè)量結(jié)構(gòu)壁面反射壓力。

聚能裝藥直徑為36 mm，裝藥殼體材料為L(zhǎng)Y-12，高度為42 mm，內(nèi)部裝藥為B炸藥(w(TNT)∶w(RDX)=40∶60)，裝藥當(dāng)量為94 g TNT，藥型罩為紫銅，采用變壁厚設(shè)計(jì)。爆破型裝藥直徑為36 mm，裝藥殼體材料為L(zhǎng)Y-12，高度為40 mm，裝藥當(dāng)量為94 g TNT。裝藥由電雷管及起爆藥柱起爆，實(shí)驗(yàn)用裝藥及安裝結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖3 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)Fig.3 Sketch of experimental setup

圖4 實(shí)驗(yàn)用裝藥Fig.4 Explosives used in experiments

實(shí)驗(yàn)共4發(fā)：實(shí)驗(yàn)1采用爆破型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為某艦船原型縮比模型；實(shí)驗(yàn)2采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)與實(shí)驗(yàn)1相同，對(duì)比不同裝藥模式對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷；實(shí)驗(yàn)3采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為液艙加寬型；實(shí)驗(yàn)4采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為液艙后板加厚型，考核結(jié)構(gòu)變化的影響。結(jié)構(gòu)參數(shù)見(jiàn)表1。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

實(shí)驗(yàn)后，結(jié)構(gòu)的破壞情況如圖5所示。實(shí)驗(yàn)1中，空艙前板及后板發(fā)生撕裂，液艙后板發(fā)生大撓度塑性變形，未見(jiàn)穿孔。實(shí)驗(yàn)2、3、4中，空艙前板及后板破壞情況與實(shí)驗(yàn)1類(lèi)似，液艙后板、防御縱壁以及后效靶板發(fā)生了不同程度的穿孔。具體破壞情況見(jiàn)表2。

圖5 結(jié)構(gòu)的破壞情況Fig.5 Damage of structure in experiments

序號(hào)結(jié)構(gòu)形式空艙厚度/mm液艙厚度/mm空艙前板空艙后板/mm液艙后板/mm防御縱壁/mm箱體及后效/mm裝藥類(lèi)型1原型167167花瓣撕裂50×80孔洞內(nèi)部凹陷--爆破型2原型167167圓形撕裂?20撕裂孔9×17孔12×17孔貫穿5.8后效聚能型3液艙增寬167250-10×35橢圓孔10×23孔8×14孔凹坑未透聚能型4液艙后板加厚167167多邊形撕裂9×18孔洞?10孔10×16孔貫穿1.8后效聚能型

3 結(jié)果分析

3.1 爆破型裝藥對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷

從實(shí)驗(yàn)1的結(jié)果(見(jiàn)圖5(a))看，在爆破型裝藥水下爆炸作用下，空艙前板產(chǎn)生了嚴(yán)重的撕裂，空艙后板/液艙前板發(fā)生多處穿孔，中心孔徑較大，周?chē)加行】准皼_擊痕跡。液艙后板產(chǎn)生塑性變形，并未造成穿孔或撕裂，防雷艙結(jié)構(gòu)的后部除少量變形外，基本完好。

空艙前板為2.7 mm厚Q235鋼板，可以視為薄板，爆炸源端面距離空艙前板40 mm，可以作為接觸爆炸考慮。圖6為爆破型裝藥爆炸作用下防雷艙的破壞過(guò)程，可以看出，空艙前板受高強(qiáng)度爆炸沖擊波及高速運(yùn)動(dòng)的高溫高壓爆炸產(chǎn)物的作用，產(chǎn)生大孔徑開(kāi)孔，透過(guò)空艙前板的沖擊波及破片對(duì)空艙后板產(chǎn)生沖擊，使空艙后板中間形成圓孔，圓孔周?chē)幕ò隇楸怏w運(yùn)動(dòng)的結(jié)果。透過(guò)空艙后板的破片及沖擊波進(jìn)入液艙后，在水的作用下，破片速度發(fā)生了衰減，能量基本耗盡，無(wú)法對(duì)液艙造成穿孔，隨著壓力的傳播，衰減后的沖擊波繼續(xù)與液艙后板發(fā)生作用，產(chǎn)生一定的塑性變形。由此可見(jiàn)，針對(duì)防雷艙結(jié)構(gòu)，一定爆炸當(dāng)量的爆破型裝藥會(huì)對(duì)防雷艙的空艙造成破壞，而防雷艙后部結(jié)構(gòu)將保持完好。

3.2 聚能型裝藥對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷

圖7為聚能裝藥對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷過(guò)程(實(shí)驗(yàn)2)的數(shù)值模擬結(jié)果，從圖中可以看出：膨脹空艙外板受到爆炸沖擊作用產(chǎn)生較大的向內(nèi)破孔，聚能戰(zhàn)斗部形成的侵徹體在膨脹空艙中運(yùn)動(dòng)，侵徹體因運(yùn)動(dòng)方向各部分存在速度梯度而不斷拉長(zhǎng)，整體結(jié)構(gòu)變得細(xì)長(zhǎng)；侵徹體進(jìn)入液艙后，由于水介質(zhì)的空化作用，侵徹體穿越水介質(zhì)后繼續(xù)作用于液艙后板，穿透液艙后，侵徹體速度為1 km/s左右，在穿透液艙后板后侵徹體又穿透了4層后效靶板才停止運(yùn)動(dòng)。該模擬結(jié)果同實(shí)驗(yàn)結(jié)果一致。

圖6 沖擊波對(duì)防雷艙的破壞過(guò)程(實(shí)驗(yàn)1)的數(shù)值模擬Fig.6 Simulation results on shock wave induced damage process of cabin near shipboard (experiment 1)

圖7 聚能戰(zhàn)斗部毀傷防雷艙結(jié)構(gòu)過(guò)程(實(shí)驗(yàn)2)的數(shù)值模擬Fig.7 Simulation results on shock wave induced damage process of cabin near shipboard (experiment 2)

在實(shí)驗(yàn)2、3、4中，聚能裝藥對(duì)不同結(jié)構(gòu)防雷艙和后效靶都產(chǎn)生了穿孔，孔徑為聚能裝藥直徑的1/3～1/2，模擬結(jié)構(gòu)受壓力作用而產(chǎn)生塑性變形，向內(nèi)側(cè)凹陷。對(duì)于實(shí)驗(yàn)2，侵徹體穿透防雷艙后，穿透3塊總計(jì)厚度為5.8 mm鋼板。

(1)空艙外板的毀傷模式

在聚能型裝藥作用下，空艙外板的毀傷與爆破型裝藥相似，發(fā)生了圓形或花瓣型的撕裂，模擬外殼不僅受到了聚能侵徹體的破壞，而且還受到炸藥爆轟產(chǎn)物及水下爆炸沖擊波的作用，其穿孔破壞形式可以歸類(lèi)為瓣裂穿孔。

(2)空艙后板的破壞模式

如圖8所示，空艙后板上均呈現(xiàn)了直徑10～20 mm中心孔洞，周邊布滿(mǎn)小穿孔，有金屬沉積在穿孔表面，孔洞前后均有明顯的材料熔化、飛濺的痕跡，顯示了高速撞擊下材料的類(lèi)流體性質(zhì)?？张摵蟀宓钠茐臑榫勰芮謴伢w、空艙前板形成的飛片以及爆轟產(chǎn)物共同作用的結(jié)果。中心穿孔主要為侵徹體造成，侵蝕過(guò)程中，侵徹體將靶板材料擠向旁邊，造成穿孔孔徑大于侵徹體直徑。

圖8 空艙后板的破壞模式Fig.8 Failure mode of backward plate in the first cabin

(3)液艙后板的破壞模式

如圖9所示，液艙后板中心有橢圓形穿孔，并有較大中心位移。分析認(rèn)為穿孔是由侵徹體造成的。聚能侵徹體通過(guò)液艙后，質(zhì)量及速度發(fā)生了一定的衰減，但由于液艙寬度有限，它穿過(guò)液艙后，侵徹體仍可對(duì)液艙后板造成穿孔。而靶板產(chǎn)生的破片及其他爆轟產(chǎn)物經(jīng)過(guò)液艙，速度被衰減，已無(wú)法對(duì)液艙后板造成破壞。由于侵徹體穿過(guò)液艙及液艙后板后，仍有剩余動(dòng)能，因此會(huì)對(duì)防御縱壁以及后效靶板造成穿孔。由此可見(jiàn)，聚能型裝藥可以對(duì)防雷艙產(chǎn)生穿孔破壞。

圖9 液艙后板的破壞模式Fig.9 Failure mode of backward plate in the second cabin

通過(guò)聚能型裝藥與爆破型裝藥的對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，可以看出，僅僅依靠裝藥水中爆炸沖擊波作用，相同當(dāng)量的爆破型裝藥并不能對(duì)防雷艙結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，結(jié)構(gòu)毀傷僅至液艙前板，而聚能型裝藥產(chǎn)生的侵徹體可以貫穿膨脹空艙、液艙及吸收艙，對(duì)整個(gè)結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較為嚴(yán)重的穿孔破壞，并造成液艙后板的結(jié)構(gòu)中心永久位移。

圖10 液艙后板的破壞簡(jiǎn)化模型Fig.10 Simplified model of backward plate in the second cabin

可以用圖10描述爆炸后的液艙后板的最終毀傷。其中，Wf為結(jié)構(gòu)中心永久位移，D為板貫穿孔徑。對(duì)于結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的大變形，其形成的原因包含兩個(gè)方面。一方面是激波的作用，在聚能裝藥爆炸后，水下爆炸沖擊波與高速侵徹體頭部激波將共同作用于模擬耐壓殼；另一方面是熱軟化效應(yīng)，侵徹體到達(dá)靶板時(shí)，其溫度很高(500～800 ℃)，導(dǎo)致靶板周?chē)牟牧习l(fā)生軟化，致使靶板在沖擊作用下更易變形。

靶板在聚能侵徹體作用下的穿孔問(wèn)題，其物理實(shí)質(zhì)為慣性和材料的塑性強(qiáng)度之間的相互動(dòng)態(tài)作用，此時(shí)板的破裂(或大撓度變形，大變形到一定程度可發(fā)展為破裂)為二維拉伸問(wèn)題。大變形的產(chǎn)生與靶板材料的塑性強(qiáng)度有關(guān)，基于雙向拉伸過(guò)程面積微元在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中質(zhì)量守恒，鄭哲敏[10]提出了與應(yīng)變率有關(guān)的量：

(1)

由此，得到的靶板斷裂的某個(gè)物理量xt的表達(dá)式為：

(2)

式中：ψ為靶板材料的斷面收縮率，這里用來(lái)表征板材的變形能力，即延性(或韌性)特性。

由此，確定侵徹體侵徹靶板過(guò)程產(chǎn)生的板的中心位移的表達(dá)式為：

(3)

基于前面的分析，侵徹體對(duì)靶板穿透并產(chǎn)生較大的中心位移應(yīng)至少包含兩種機(jī)制：激波作用和侵徹體造成靶板的熱軟化作用。

①激波的貢獻(xiàn)

若增加靶板中波動(dòng)效應(yīng)的傳播的影響，在上述公式的基礎(chǔ)上，可增加量綱一參量vj/cS和d/Ls0，以反映侵徹體作用時(shí)間和穿孔擾動(dòng)的傳播過(guò)程。因此，板的中心位移可表示為：

(4)

②熱軟化的貢獻(xiàn)

靶板的溫度升高包含兩種作用，即侵徹體穿孔產(chǎn)生的靶板溫度升高，以及侵徹體與靶板的熱交換。然后，這種溫升在靶板內(nèi)部由近及遠(yuǎn)進(jìn)行熱傳導(dǎo)。鋼是熱敏感材料，溫度升高使得其彈性模量和屈服強(qiáng)度發(fā)生較大的變化。

在上述公式的基礎(chǔ)上，可增加量綱一參量(ρjvjd2Ls0)/(κT0)(其中，κ為鋼的導(dǎo)熱系數(shù)，常溫下約為80 WJ/(m·K)。此時(shí)，只考慮熱軟化效應(yīng)，板的中心位移可表示為：

(5)

綜合上述分析，同時(shí)考慮兩種效應(yīng)時(shí)的靶板中心位移表達(dá)式為：

(6)

具體參數(shù)可根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果和具體的物理過(guò)程獲得。

3.3 沖擊波在多層介質(zhì)之間的傳播

為測(cè)量不同表面的壓力，將PVDF壓力傳感器布置在空艙前板和空艙后板上，傳感器敏感面距離裝藥軸線(xiàn)中心50 mm，如圖11所示。

圖11 PVDF傳感器布置圖Fig.11 Layout of PVDF sensors

典型壓力波形如圖12所示，其中p1、p2為空艙前板的壁面反射壓力，p3、p4為空艙后板的壁面反射壓力。

從結(jié)果上看，空艙前板的平均壓力峰值為600 MPa?？张摵蟀迳掀骄鶋毫Ψ逯禐? MPa，且有較長(zhǎng)的壓力平臺(tái)持續(xù)。從壓力測(cè)量結(jié)果上看，空艙對(duì)沖擊波起到了較好的衰減作用，沖擊波在空氣介質(zhì)中衰減較快，到達(dá)空艙后板時(shí)已經(jīng)很小，不能對(duì)空艙后板以及后面的液艙產(chǎn)生較大影響。

圖12 典型壓力波形Fig.12 Typical pressure waveform

裝藥在自由場(chǎng)中爆炸，形成的沖擊波由于球形傳播以及波后爆轟產(chǎn)物壓力的擾動(dòng)的影響，沖擊波強(qiáng)度在傳播過(guò)程中不斷衰減。當(dāng)沖擊波傳播至不同介質(zhì)面時(shí)，將發(fā)生透、反射。一方面，沖擊波由波阻抗高介質(zhì)傳播至波阻抗低介質(zhì)將透射低幅值沖擊波反射拉伸波，由波阻抗低介質(zhì)傳播至波阻抗高介質(zhì)將透射高幅值沖擊波，反射沖擊波；另一方面，沖擊波在鋼、水這類(lèi)介質(zhì)中傳播相比空氣介質(zhì)中傳播衰減程度相差較大，沖擊波在空氣介質(zhì)中傳播衰減較快。因此，爆破型裝藥與防雷艙結(jié)構(gòu)作用時(shí)，沖擊波的能量部分消耗于防雷艙最外層防護(hù)鋼板(空艙前板)上，隨后沖擊波強(qiáng)度在空艙的空氣層中大量衰減。

圖13為防雷艙空氣介質(zhì)中沖擊波的傳播情況。在圖13(a)中，裝藥爆炸形成沖擊波直接作用于最外層鋼板上，水中沖擊波峰值壓力約為600 MPa，高幅值沖擊波及水流沖擊作用導(dǎo)致了該層鋼板向內(nèi)破孔；在圖13(b)中，沖擊波隨后透過(guò)破壞的鋼板向內(nèi)傳播，由于內(nèi)部的空氣具有較強(qiáng)的衰減作用，空艙內(nèi)沖擊波峰值衰減至約4 MPa；在圖13(c)中，空艙中沖擊波再次通過(guò)空氣-鋼板-水介質(zhì)透射后，此時(shí)水中沖擊波強(qiáng)度約為7 MPa，在空艙的緩沖作用下，液艙中的沖擊波毀傷能力已經(jīng)大大降低；在圖13(d)中，液艙中沖擊波作用于液艙后板反射后，作用區(qū)壓力約為10 MPa；在圖13(e)中，空艙前板碎片撞擊空艙后板(液艙前板)時(shí)，此時(shí)水中沖擊波峰值約為30 MPa。由于水介質(zhì)的作用，防雷艙前板碎片將在液艙中速度衰減至零。從整個(gè)作用過(guò)程看，裝藥爆炸形成的沖擊波將對(duì)液艙后板造成破壞作用有限。

圖13 沖擊波在結(jié)構(gòu)中傳播的應(yīng)力云圖(聚能型裝藥)Fig.13 Stress nephogram of shock wave propagation in structure (shaped charge)

3.4 結(jié)構(gòu)變化的影響

針對(duì)典型防雷艙結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了液艙加寬型(實(shí)驗(yàn)3)以及液艙后板加厚模型(實(shí)驗(yàn)4)，由實(shí)驗(yàn)結(jié)果(見(jiàn)表2)，不論哪種模型，均對(duì)聚能裝藥的侵徹深度造成影響。在其他結(jié)構(gòu)不變的情況下，將液艙厚度從167 mm加寬至250 mm后，侵徹體穿透防御縱壁后，不能對(duì)后效靶造成穿孔。將液艙后板由3.6 mm加厚至8 mm后，穿透后效由5.8 mm降為1.8mm。

侵徹體對(duì)液艙后板及后效靶板的破壞取決與透過(guò)水介質(zhì)后的速度、質(zhì)量及形狀等因素。通常將1～3 km/s撞擊速度范圍的侵徹稱(chēng)為高速侵徹，聚能侵徹體侵徹靶板一般為高速侵徹。

一般情況下，在低速侵徹時(shí)，彈靶材料強(qiáng)度是影響侵徹作用的主要因素。隨著沖擊速度的提高，彈體和靶的變形將加劇，當(dāng)侵徹接觸界面上的壓力大于彈體材料或靶板材料的破壞強(qiáng)度，將出現(xiàn)破碎穿孔侵徹模式，材料強(qiáng)度和密度均對(duì)侵徹作用產(chǎn)生影響。進(jìn)一步提高侵徹速度，彈靶材料強(qiáng)度對(duì)侵徹的影響將變得很小，材料密度成為影響侵徹作用的主要因素，靶板的變形呈現(xiàn)顯著的流體行為特性。本文中，侵徹體速度范圍為1～3 km/s，屬于高速侵徹范疇。

長(zhǎng)桿侵徹體的侵徹模型有時(shí)也用于聚能侵徹的研究，對(duì)于半無(wú)限靶板的侵徹，Herrmann等[11]通過(guò)考慮第1階段和第2階段的侵徹效應(yīng)，發(fā)展了一種侵徹模型。對(duì)于半無(wú)限金屬靶板，該模型的量綱一侵徹深度可以表示為：

(7)

式中：P為侵徹深度，D為桿彈直徑，L為桿彈長(zhǎng)度，ρp為桿彈密度，v為彈體速度，Bmax為布氏硬度。

在167 mm液艙寬度實(shí)驗(yàn)中，聚能侵徹體穿越水介質(zhì)后，速度為1～1.1 km/s，仍有較強(qiáng)的侵徹能力，因此，穿過(guò)防御縱壁后，仍能穿透5.8mm后效鋼板。而將液艙加寬至250 mm后，聚能侵徹體穿越水介質(zhì)后，侵徹體頭部速度降至0.7 km/s，質(zhì)量也大為衰減，因此，僅能穿透防御縱壁，不能對(duì)后效靶板造成毀傷。當(dāng)液艙寬度不變，液艙后板厚度增加至8 mm，侵徹體穿過(guò)液艙后板后對(duì)后效靶板的毀傷能力也大大降低了?？梢?jiàn)，增加液艙寬度或增加液艙后板的厚度，均能有效地增加防雷艙的抗爆效果。

3.5 防雷艙在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機(jī)理

防雷艙在聚能裝藥水下爆炸作用下，空艙外板受聚能侵徹體、高強(qiáng)度爆炸沖擊波及高速運(yùn)動(dòng)的高溫、高壓爆炸產(chǎn)物的共同作用出現(xiàn)破壞?？张撏獍迤茐暮螅謴伢w及爆轟產(chǎn)物將繼續(xù)對(duì)內(nèi)層板架結(jié)構(gòu)產(chǎn)生作用。

空艙后板/液艙前板的破壞主要有3個(gè)方面的原因：一是聚能侵徹體及空艙外板接觸爆炸產(chǎn)生的飛片的穿透作用；二是沖擊波、爆轟產(chǎn)物的沖擊作用；三是舷側(cè)外部的水流向艙內(nèi)涌入對(duì)空艙后板/液艙前板產(chǎn)生的沖擊作用。來(lái)自聚能侵徹體及空艙外板破裂時(shí)產(chǎn)生的飛片足以將空艙后板擊穿，使它產(chǎn)生破口，之后空艙后板在爆轟產(chǎn)物和水流的作用下破口進(jìn)一步加劇，并發(fā)生花瓣開(kāi)裂。

空艙外板、空艙后板/液艙前板發(fā)生破壞之后，爆炸將繼續(xù)對(duì)防雷艙內(nèi)部各層產(chǎn)生作用，由于液艙中水的阻滯作用，將使前兩層產(chǎn)生的飛片速度大為降低，甚至降低為零，不能對(duì)液艙后板產(chǎn)生沖擊。但由于聚能侵徹體在透過(guò)空艙后板后仍有較高的動(dòng)能，并且由于水中的空化效應(yīng)，它將穿越水層，并繼續(xù)對(duì)液艙后板產(chǎn)生作用，造成液艙后板穿孔破壞。對(duì)爆炸沖擊波而言，液艙使爆炸的集中載荷變?yōu)榉植驾d荷，作用在液艙后板上，透過(guò)液艙后，沖擊波壓力降低，基本無(wú)法對(duì)液艙產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，僅僅產(chǎn)生較大的中心位移，液艙后板中心穿孔加塑性變形的破壞模式是沖擊波和侵徹體共同作用的結(jié)果。

最后，穿過(guò)液艙后板的聚能侵徹體到達(dá)防御縱壁，將對(duì)它繼續(xù)產(chǎn)生侵徹作用，如果剩余能量足夠，將繼續(xù)產(chǎn)生穿孔破壞，聚能裝藥爆炸產(chǎn)生的其他能量(飛片、沖擊波等)經(jīng)過(guò)過(guò)濾空艙的衰減到達(dá)防御縱壁(在本研究條件下)，基本無(wú)法對(duì)防御縱壁產(chǎn)生影響。

對(duì)于同當(dāng)量的裝藥而言，防雷艙結(jié)構(gòu)在爆破型裝藥作用下，空艙大大消減了沖擊波的傳播，而液艙阻隔了破片的侵徹，對(duì)爆破型裝藥有較好的防護(hù)效果。防雷艙在聚能型裝藥作用下，聚能侵徹體透過(guò)空艙、液艙以及過(guò)濾空艙后仍有剩余動(dòng)能，對(duì)防御縱壁以及一定厚度的后效靶板產(chǎn)生了破壞，防御縱壁及過(guò)濾空艙后板的穿孔為聚能裝藥直徑的1/3～1/2。

4 結(jié) 論

通過(guò)實(shí)驗(yàn)及數(shù)值計(jì)算，研究了沖擊波在多介質(zhì)結(jié)構(gòu)中的傳播規(guī)律以及防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機(jī)理，得到了結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)。具體獲得了以下結(jié)論。

(1)一定爆炸當(dāng)量的爆破型裝藥會(huì)對(duì)防雷艙的空艙造成破壞，防雷艙后部結(jié)構(gòu)將保持完好，結(jié)構(gòu)的毀傷因素主要為沖擊波及受其驅(qū)動(dòng)下的破片。沖擊波在鋼板、空氣、水組成的多層介質(zhì)之間產(chǎn)生了嚴(yán)重的衰減，不能夠?qū)Ψ览着摵蟛康慕Y(jié)構(gòu)造成毀傷。

(2)聚能裝藥作用下，結(jié)構(gòu)的破壞為聚能侵徹體、空艙前板形成的飛片以及爆轟產(chǎn)物共同作用的結(jié)果。液艙后板、防御縱壁及后效靶板為侵徹體造成的穿孔破壞，孔徑約為裝藥直徑的1/3～1/2。

(3)液艙后板的破壞模式為穿孔加中心位移，激波作用和熱軟化效應(yīng)是形成該模式的主要原因。

(4)對(duì)于同當(dāng)量的裝藥而言，防雷艙結(jié)構(gòu)對(duì)爆破型裝藥有較好的防護(hù)效果，在聚能型裝藥作用下，聚能侵徹體穿過(guò)空艙、液艙以及過(guò)濾空艙后仍有剩余動(dòng)能，對(duì)防御縱壁以及一定厚度的后效靶板產(chǎn)生了破壞。液艙加寬以及液艙后板加厚可以增強(qiáng)防雷艙的抗爆能力。