艙段結構在氣泡射流作用下的毀傷效果*

崔 杰，張阿漫，郭 君，李世銘，黃 超

(1.哈爾濱工程大學船舶工程學院，黑龍江 哈爾濱150001;2.中國工程物理研究院流體物理研究所沖擊波物理與爆轟物理重點實驗室，四川 綿陽621900)

水下爆炸載荷主要由2 個階段構成:沖擊波階段和氣泡階段。當爆炸物在水中引爆之后，首先對艦船造成損傷的是沖擊波載荷。沖擊波具有壓力峰值大，持續時間短的特點，將嚴重威脅到艦船結構的局部強度［1-3］。除沖擊波外，占炸藥總能量接近一半的氣泡能對結構的毀傷同樣不可忽視。第1 次氣泡脈動的壓力峰值比沖擊波小很多，但持續時間長，因此沖量可與沖擊波的沖量相比擬。由氣泡運動引起的脈動壓力、滯后流載荷具有低頻特性，對艦船造成總體破壞，危及艦船的總縱強度，造成艦船在中橫剖面處斷裂，且氣泡坍塌形成的高速射流還將引起艦船結構的局部毀傷。因此水下爆炸氣泡載荷對船體結構的破壞作用不容忽視。

為探尋氣泡載荷對結構的毀傷程度，首先要研究氣泡載荷的破壞形式。氣泡載荷對結構的破壞主要表現為脈動壓力和氣泡坍塌形成的射流對結構的毀傷。相關研究［4-5］已表明，氣泡脈動壓力將誘使艦船總體結構產生“鞭狀效應”，進而造成總體毀傷。而對于氣泡射流的研究，主要是用數值方法和一些簡單的物理實驗來研究氣泡的動態特性［6-13］，很少做過相關的實船結構爆炸實驗來探究氣泡載荷的毀傷能力。

實際上，氣泡與自由面、水中結構等之間的相互作用非常復雜，艦船結構在氣泡射流作用下的毀傷效果研究有較大的難度。因此，本文中，采用實驗手段，以船舶實尺度艙段結構為實驗模型，對不同沖擊因子的爆炸沖擊載荷作用下船舶局部結構的塑性動態響應進行研究，分析氣泡射流對結構的毀傷效果以及射流的影響范圍。

1 實 驗

1.1 實驗模型

以某型船的艙段結構為例，長為L、寬為B、高為H 的實驗模型方案如圖1 所示。艙段模型包括底部縱桁、橫向實肋板、縱骨等結構，是船體主要的承力結構，承載著大型設備，較容易遭到水雷等水下武器的攻擊，是艦船抗爆抗沖擊研究的重要對象。實際船舶僅有外底板受沖擊波載荷，而其他部位不直接受到沖擊波載荷的作用，因此，本實驗的浮態選為僅使外底板沒于水面以下，艙段的其他部位浮于水面以上，在此種浮態下，艙段水下爆炸實驗的工況和實船遭受沖擊載荷作用下的工況最接近，如圖2 所示。

圖1 艙段實驗模型Fig.1 Model of the cabin trial

圖2 艙段最終浮態Fig.2 Final floating condition of cabin

1.2 實驗工況及測點布置

實驗炸藥均布置在艙段模型中間實肋板正下方，藥包布置及測點設置如圖3 所示，圖中5 個測點均位于外底板。為了便于比較，雙層底從龍骨到舭部分為a、b、c、d 等4 個沿船長方向的縱向區域。工況1～2 位于艙段正下方水位較深處，而工況3 ～4 位于靠近龍骨下方水位較淺處。各工況的TNT 當量W、距自由面距離h、爆距l 及沖擊因子C 如表1 所示。

表1 各實驗工況炸藥布置Table 1 Dynamite arrangement of each case

圖3 工況及艙內測點設置Fig.3 Experimental conditions and lay out of the strain gaging point

2 實驗結果分析

2.1 氣泡脈動周期

在各工況下測試了炸藥水中爆炸時產生氣泡的第1 次脈動周期Tb，工況1 ～2 中的第1 次氣泡脈動周期實驗值分別為293.7 和390.3 ms，與水下爆炸氣泡周期預測經驗公式計算的280.3 和373.9 ms 基本吻合。工況3 計算值為453.9 ms，與實測值398.4 ms 誤差較大，是因為計算氣泡第1 次脈動周期的方法是以自由場中氣泡脈動為基礎，由于工況3 的爆點距結構物比較近，氣泡脈動過程中，受到結構的吸引，使氣泡的脈動過程不穩定，加速了氣泡的坍塌。工況4 中，氣泡溢出沒能測得第1 次氣泡脈動周期。由于氣泡的最大半徑與藥包的質量以及爆心的初始深度有關，該工況下炸藥入水較淺，由氣泡最大半徑經驗公式可得氣泡最大半徑為2.9 m，大于炸藥入水深度2.2 m，氣泡未膨脹到最大值就溢出了水面，因而無法產生氣泡脈動。

2.2 射流現象分析

圖4 ～5 給出了工況2 ～3 中測點E 的應變和實驗測得的水中壓力曲線。圖4 中壓力信號采集到的多次信號脈沖表明工況2 中氣泡完成了數次脈動過程。相比之下，工況3 中只有第1 次氣泡脈動較明顯，表現為圖5 壓力曲線中幅值較小的第2 次脈沖信號。兩圖中壓力信號的不同可以解釋為工況2 藥包位置較工況3 深，氣泡在完全脫離水體之前有足夠的時間完成數次脈動過程，而工況3 中氣泡在第1次脈動周期之后，氣泡的大部分都浮出水面。再比較圖4 ～5 的應變信號，由初始沖擊波作用引起的塑性應變工況3 大于工況2。進入第1 次氣泡脈動階段時，雖然結構都呈現應變脈沖的動態響應，但是應變曲線中都沒有階躍，表明塑性變形程度并沒有增加。結合表2 工況2 ～3 中氣泡脈動周期與圖4 ～5中應變及壓力信號可以發現，由初始沖擊波引起的應變峰值與由第1 次氣泡脈動引起的應變峰值時間差和對應工況第1 次氣泡脈動周期基本吻合，該時間差值與對應的水中壓力曲線也吻合，驗證了實驗測得信號的有效性。

圖4 工況2 中應變及水中壓力曲線Fig.4 Strain and water pressure curves in case 2

圖5 工況3 中應變及水中壓力曲線Fig.5 Strain and water pressure curves in case 3

需要注意的是，工況2 測點E 的應變曲線中，在2.23 和2.52 s 左右結構均出現了幅值較大的應變階躍，而且該時刻的階躍值較因初始沖擊波作用產生的應變階躍值大，而對應時刻的氣泡脈動壓力與沖量都較第1 次氣泡脈動小得多。因此可以得出，應變的階躍現象不是由于單純的氣泡脈動載荷產生的。

為分析該階躍的成因，由Geers-Hunter 模型［14］計算得出工況2 中在前2 個氣泡脈動周期結束時，氣泡上升的距離為3.70 m，此時氣泡距離艙段底部小于2.20 m，與氣泡半徑相當，由邊界效應，氣泡坍塌將產生指向艙底的射流，據此推斷，應變階躍是射流沖擊載荷引起的。工況3 中未出現應變階躍，這是由于在氣泡上浮至水面、大部分氣泡脫離水體的過程中，結構的阻擋使得少量氣體滯留在模型底部水中，盡管也能形成射流，但能量卻小得多。雖然工況3 中并無明顯的階躍，但是射流沖擊載荷對外底板結構的影響依然明顯，該影響表現為應變信號中最后2 次幅值較小的信號脈沖，分別在工況3 中7.56與7.80 s 左右。

圖6 為工況4 測點E 的應變信號，與圖4 ～5 中應變信號不同的是，圖中只有2 次信號脈沖:第1 次明顯是初始沖擊波產生的，第2 次則發生在3.63 s左右。工況4 中氣泡溢出并沒有完整的氣泡脈動過程，由于藥包放置較淺，大部分的氣泡能以水柱的形式射出水面，只有很小一部分氣泡被結構阻擋在模型底部水中，是這一小部分氣泡載荷的作用使結構產生了第2 次應變脈沖。3.63 s 之后沒有氣泡載荷再作用于艙段外底，表現為沒有脈動信號的出現。通過工況2 ～4 的應變信號對比可以得出，氣泡射流沖擊載荷對船體結構造成的動態響應非常劇烈。

圖6 工況4 應變曲線Fig.6 Strain curve in case 4

2.3 射流影響范圍分析

圖7 為工況2 中A、B、C、D 等4 個典型測點的應變曲線。測點B 所在的外底板區域b 位于藥包正上方，受到氣泡射流沖擊載荷的直接作用，因此階躍幅值較其他幾個測點明顯。由于測點B 與測點E都位于區域b，且關于藥包位置對稱，結合圖4 測點E 應變曲線，可以看出兩者應變變化趨勢基本一致。測點A、C 分別位于測點B 所在板格的旁邊2 個板格，由于偏離藥包正上方，因此結構動態響應較測點B小，但依然能從應變信號中看出小幅的應變階躍。結合圖3，可以發現，船體外板板格受射流沖擊作用影響較大的區域為區域a、b。由此可以推斷，相對于中遠場中氣泡脈動載荷會引起整船的“鞭狀運動”，中近場水下爆炸產生射流沖擊載荷只是對船體局部結構造成損傷。

2.4 外板變形情況分析

所有工況實驗結束之后，雙層底外板變形情況如圖8 所示。由圖中可以觀察到，艙段外板僅有位于區域a、b 中間的4 個板格發生了較明顯的塑性變形，這與射流影響范圍分析得出的結論一致。其中，測點B 所在板格撓度最大，為9.6 cm，測點E 所在板格最大撓度為8.7 cm。而測量得到區域a 中部2 個板格的最大撓度為3.8 cm。

由表1 可知，工況1 ～2 中藥包距區域b 較近，而工況3 ～4 中藥包距區域a 較近。若僅從沖擊因子的角度考慮，區域a 外板變形程度應較區域b 大，然而實際上并非如此，說明外板肯定還受到了除沖擊波以外其他形式的載荷作用。由前節分析，該載荷即為射流沖擊載荷。

另外，仔細觀察區域a、b 中間的板格，其變形模式有不同之處。區域a 在板格邊緣出現方形的塑性鉸線，如圖8(b)。塑性鉸線范圍內板格變形曲率相對較平緩。而區域b 并無較清晰的塑性鉸線，且中間兩板格呈現變化較為連續的“大鼓包”的變形模式。區域a 最大凹陷處位于板格中央，區域b 最大凹陷均在靠近實肋板的縱骨上。區域a 與區域b 不同的外板變形情況正好體現出射流沖擊載荷特性與沖擊波載荷特性的區別:在中近場水下爆炸作用下，整個船體外板將受到球面波作用，區域a 中將2 塊板格尺寸相對較小，可以近似認為板格受到均布面載荷作用，因此產生了較為明顯的塑性鉸變形;而射流沖擊載荷作用范圍小，能量較為集中，工況2 下，射流集中作用于區域b 中間實肋板附近，導致最大變形位置并非在板格中心點。這種變形模式的不同再一次驗證了前節中的結論。

圖7 工況2 典型測點應變曲線Fig.7 Strain curves of typical measuring points in case 2

圖8 外板變形情況Fig.8 Plastic deformation of the out plate

3 結 論

針對實尺度艙段模型進行了水下爆炸實驗，測量了水中壓力與艙段外板結構的動應變、塑性變形，通過分析不同沖擊因子的水中壓力、外底板應變及變形情況得到以下結論:

(1)實驗測量得到了水中壓力值、氣泡脈動周期以及結構動態應變信號，數據有效程度較高，實驗結果可靠。

(2)不僅僅只有近邊界氣泡才會威脅到船體局部強度，本次實驗工況2 中，船體距藥包較遠，但依然受到了射流沖擊載荷的影響，因此中近場的水下爆炸需要考慮射流可能造成的影響。

(3)射流沖擊載荷對船體結構的毀傷效果與沖擊波載荷有較大區別:沖擊波載荷使板格出現方形的塑性鉸線，塑性鉸線范圍內板格變形曲率較小;射流沖擊載荷使板格呈現出變化較為連續的“大鼓包”變形模式，而且在某些情況下，射流沖擊載荷引起的結構響應比沖擊波載荷引起的響應更強烈。由射流影響范圍以及外板變形情況來看，射流沖擊載荷對結構的影響范圍較為集中，而且程度相當劇烈。

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