水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓載荷特性＊

吳林杰，侯海量，朱 錫，陳鵬宇，田萬平

（1．海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033；2．海軍工程大學訓練部，湖北武漢430033）

水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓載荷特性＊

吳林杰1，侯海量1，朱 錫1，陳鵬宇1，田萬平2

（1．海軍工程大學艦船工程系，湖北武漢430033；2．海軍工程大學訓練部，湖北武漢430033）

采用模型實驗方法，研究了近自由面水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓載荷特性。根據實驗模型的破壞結果和壓力測試結果，分析了水下爆炸產物與防雷艙舷側空艙的相互作用過程以及水下爆炸產物的壓力變化規律。研究表明：防雷艙舷側空艙的載荷可分為沖擊波載荷、準靜態壓力載荷和負壓載荷3種，防雷艙舷側空艙的破壞主要由沖擊波載荷和準靜態壓力載荷造成，并且準靜態壓力載荷的比沖量是沖擊波載荷的數倍，而負壓載荷對防雷艙舷側空艙破壞的影響可忽略不計。

水下爆炸；舷側空艙；防護結構；載荷特性

［9］，結合實驗場地（爆炸筒）條件，按照12．5∶1的縮比，設計如圖1所示的實驗模型，其組成構件從左至右依次為：固定壓條、外板、密封圈、舷側空艙框架、密封圈、液艙前板、密封圈、液艙框架、密封圈、液艙后板、密封圈、水密艙框架、密封圈、封閉蓋板。

實驗模型采用Q235鋼制作。固定壓條、空艙框架（包括舷側空艙框架和水密艙框架）、液艙框架和封閉蓋板的尺寸如圖2所示。外板、液艙前板和液艙后板長1 360mm，寬960mm，厚度分別為1．40、0．94和2．68mm。密封圈厚4mm，其正視圖同圖2（a），采用橡膠制作。在空艙框架頂部開3個螺孔（見圖2（b）），用以安裝PCB壓電傳感器，傳感器型號為102B03，量程為69MPa。安裝傳感器時，其測壓端面與空艙框架側板內表面平齊。液艙內注入80%的水（見圖2（c））。

圖1 實驗模型Fig．1 Experimental model

圖2 實驗模型工裝件設計圖（單位：mm）Fig．2 Design drawings of experimental model components（unit：mm）

為保證空艙和液艙的水密性，必須擰緊螺栓，從而使密封圈被壓薄，因此空艙和液艙的實際內部空間尺寸約為1 200mm×800mm×126mm。

2 實驗實施

由于此項實驗需要耗費較多的人力和物力，故僅進行了兩次實驗，即55和110g裝藥（TNT）在水下0．32m深處的外板正中心接觸爆炸。

實驗在直徑為5m的爆炸筒內進行。預先在外板、液艙前板和液艙后板上繪制間距為5cm的白色正交網格線，按圖1裝配實驗模型，并安裝壓力傳感器；然后，吊起實驗模型，將其8角用鋼索固定，使外板中心距爆炸筒底約1．68m、距爆炸筒壁約2．50m，同時將模型頂部調至水平；接著，通過液艙框架頂部的注水管向液艙內注水，當水從液艙框架側壁小螺孔（見圖2（c）中的側視圖）流出時，停止注水，并用螺絲將該螺孔堵住，此時液艙剛好注入80%的水；將圓柱形TNT裝藥套上氣球（避免藥柱被水浸濕）并固定在外板中心處；隨后，向爆炸筒內注水，使水面在外板中心上方約0．32m處，此時實驗準備完畢，如圖3所示；最后，所有實驗人員撤出爆炸筒，緊閉爆炸筒門，起爆炸藥，并采集壓力測試數據。

3 實驗結果

在僅改變藥量的條件下，先后進行了兩次實驗。第1次實驗采用55g藥量，第2次實驗采用110g藥量。

3．1 模型破壞結果

圖3 實驗模型實物Fig．3 Actual experimental model

在55和110g藥量近水面接觸爆炸下，實驗模型的破壞情況分別如圖4、圖5所示，外板、液艙前板和液艙后板的破壞情況分別如圖6、圖7所示，在爆炸筒底、舷側空艙內和液艙內搜集到的破片如圖8、圖9所示。

圖4 55g裝藥近水面接觸爆炸下模型的破壞Fig．4 Experimental model damaged by underwater contact explosion of 55g charge

圖5 110g裝藥近水面接觸爆炸下模型的破壞Fig．5 Experimental model damaged by underwater contact explosion of 110g charge

由圖4和圖5可見，在55和110g裝藥近水面接觸爆炸下，實驗模型的外板和液艙前板均產生了花瓣形大破口，在爆炸筒底均有一個內徑約等于藥柱直徑、外徑約16cm、厚度約0．94mm的圓環狀大破片，推斷其來源于液艙前板。

圖6 55g裝藥近水面接觸爆炸下鋼板的破壞Fig．6 Steel plates damaged by underwater contact explosion of 55g charge

觀察圖6和圖7，從整體上看，實驗模型的外板和液艙前板在破口以外的區域向外凸起，花瓣向里翻轉，且花瓣尖端出現反向折彎現象。液艙后板沒有破口，而是發生向里的凹陷大變形。液艙后板的中心撓度最大，且其下部的撓度比上部大。在55和110g藥量下液艙后板的最大撓度分別約為26和54mm。

圖7 110g裝藥近水面接觸爆炸下鋼板的破壞Fig．7 Steel plates damaged by underwater contact explosion of 110g charge

圖8 55g裝藥近水面接觸爆炸下形成的破片Fig．8 Fragments formed in underwater contact explosion of 55g charge

圖9 110g裝藥近水面接觸爆炸下形成的破片Fig．9 Fragments formed in underwater contact explosion of 110g charge

陳海龍等［12］提出了破口半徑Rb與破損半徑Rd的概念（如圖10所示），用以區分破口尺寸和破損范圍，本文中沿用這兩個概念。由圖6可知，在55g藥量下：外板的破口半徑和破損半徑分別約為18．5和29．0cm；液艙前板的破口半徑與破損半徑近似相同，約為28．0cm。由圖7可知，在110g藥量下：外板的破口半徑和破損半徑分別約為22．5和33．5cm；液艙前板的破口半徑和破損半徑也近似相同，約為42．0cm。

對爆炸筒底、舷側空艙內和液艙內搜集的破片質量進行統計，結果列于表1，其中w為裝藥質量。

圖10 破口半徑Rb與破損半徑Rd的概念Fig．10 Concept of damaged radius Rband crevasse radius Rd

表1 破片質量Table 1 Mass of fragments

3．2 壓力測試結果

采用DHDAS動態信號采集分析系統采集壓力信號，采樣率為1MHz。實驗后3＃傳感器被破片擊中而損壞，只有1＃和2＃傳感器測得壓力數據。圖11和圖12分別顯示了55和110g藥量下1＃和2＃傳感器所測壓力曲線。

圖11 55g裝藥近水面接觸爆炸下兩個傳感器測得的壓力曲線Fig．11 Pressure curves measured by two sensors in underwater contact explosion of 55g charge

圖12 110g裝藥近水面接觸爆炸下兩個傳感器測得的壓力曲線Fig．12 Pressure curves measured by two sensors in underwater contact explosion of 110g charge

4 舷側空艙的載荷特性

張婧等［7］從仿真和實驗兩方面對水下接觸爆炸下防雷艙結構的破壞進行了研究。與張婧等［7］的研究相比，本文中的實驗對象也是三艙防護模型，與張婧等實驗的最大區別在于：他們將實驗模型沉入較深的水中，以確保炸藥爆炸后在水中產生的超壓不發生泄漏；而本課題組將實驗模型的小部分露出水面，炸藥爆炸后在水中產生的超壓將在自由水面發生泄漏，從而考慮了自由水面對水下爆炸氣泡與實驗模型的影響。從工程角度上看，本實驗工況更符合水面艦船遭受魚雷攻擊的實際情況。

在本實驗中，當55或110g裝藥在水下0．32m處爆炸時，其裝藥比例沉深h／w1／3（h為裝藥在水下的深度，單位m；w為裝藥質量，單位kg）均小于1，由裝藥比例沉深與氣泡脈動次數的關系［13］可知，55或110g裝藥在水下0．32m處爆炸所產生的氣泡脈動次數均不足1次。換言之，55或110g裝藥在水下0．32m處爆炸時，爆炸產物氣體會噴出水面而不會形成完整的氣泡脈動。然而，在張婧等［7］的實驗中，當200或400g裝藥在大于2．50m的水深處爆炸時，其裝藥比例沉深均大于4，炸藥爆炸產生的氣泡脈動次數在3次以上，從而導致其實驗結果與本研究存在差別。

在張婧等［7］的研究中，200g裝藥下實驗模型的外板和液艙前板的破口如圖13所示。可見，在液艙前板破口范圍內有一塊尚未完全脫落的圓環形大破片。據此可知：本實驗中在爆炸筒底發現的圓環形大破片（見圖8（a）和圖9（a））確實來自液艙前板，其中間圓孔是由產生于外板的圓形沖塞破片高速撞擊而形成，其四周邊緣則是由外板開裂形成花瓣的尖端高速撞擊而“剪切”形成；圖6（b）和圖7（b）所示的液艙前板破口主要是由外板開裂形成的花瓣“刨挖”而形成。

綜合分析本文中實驗模型的破壞結果和壓力測試結果可知，當55或110g裝藥在水下0．32m處與實驗模型接觸爆炸時，在水下爆炸氣泡與實驗模型的相互作用過程中，水下爆炸氣泡的運動和舷側空艙內的壓力變化可分為3個階段：沖擊波載荷階段、準靜態壓力載荷階段、負壓載荷階段，如表2所示。

圖13 文獻［7］中200g裝藥水下爆炸下鋼板的破口Fig．13 Crevasse of steel plates damaged by underwater explosion of 200g charge from Ref．［7］

表2 壓力曲線的3個階段Table 2 Three phases of pressure curve

第1階段：外板在水下接觸爆炸瞬間發生沖塞破壞，沖塞破片向舷側空艙內高速運動，爆炸產物氣體一邊向舷側空艙涌入，一邊在水中形成半球狀氣泡；舷側空艙內原有的空氣受到壓縮，舷側空艙各壁面先后受到沖擊波載荷作用。由圖11和圖12可見，此階段舷側空艙內的壓力呈現出峰值很大、時間很短的沖擊波特性，故稱此階段為沖擊波載荷階段。

第2階段：在圖11和圖12的局部放大圖中可見若干個反射波，并且在此階段舷側空艙內的壓力呈現出峰值較小、時間較長的準靜態壓力特性，表明沖擊波在舷側空艙內不斷地反射而使舷側空艙內的壓力逐漸趨于均勻；與此同時，水中的氣泡逐漸膨脹，氣泡內部壓力逐漸減小，當舷側空艙內部壓力比外部氣體壓力高時，氣體就會向舷側空艙外側逸出，從而使舷側空艙內、外的氣壓差減小，并導致外板逐漸向外鼓起（見圖6（a）和圖7（a））；當水中氣泡膨脹到某一時刻時，舷側空艙內的氣體超壓減小至零，之后進入第3階段。由于在此階段舷側空艙內的氣體壓力呈現出準靜態壓力特性，故將此階段稱為準靜態壓力載荷階段。

第3階段：當舷側空艙內的氣體超壓減小至零之后，由于慣性水會繼續向外運動，水中氣泡將“過度”膨脹，使氣泡內部壓力小于周圍水的靜壓力；舷側空艙內的氣體繼續向外逸出，使舷側空艙內的超壓峰值變為負值，故將此階段稱為負壓載荷階段。由外板的沖塞破片和開裂花瓣撞擊形成的大質量圓環形大破片和少量小破片正是在這一階段隨著逸出的氣流運動到舷側空艙外側，并最終掉落在爆炸筒底。盡管舷側空艙內的超壓為負值，但是舷側空艙內的氣體向外逸出，表明外板內側壓力比外側壓力大，此壓差推動外板向外凸起。舷側空艙內的超壓為負值之后，液艙前板內側的水壓力明顯比外側的氣體壓力大，此壓差推動液艙前板向外凸起。氣泡膨脹到某一時刻，其頂部將與水面上的空氣相連通，若此時氣泡內部壓力低于大氣壓力，則水面上的空氣將流向氣泡內部。隨后，與水面上空氣相連通的氣泡逐漸坍塌，被推開的水逐漸回流并填充空穴。由于外板在爆炸沖擊波作用下產生破口，爆炸產物氣體向舷側空艙涌入，導致水中氣泡的膨脹速度與自由場水下爆炸相比減小，因而水向外流動的慣性將減小，從而推斷氣泡膨脹的最大半徑也會減小。舷側空艙內形成負壓載荷的根本原因是水中氣泡的“過度”膨脹，由于氣泡膨脹歷時較長，因此負壓載荷階段相比準靜態壓力載荷階段持續的時間要長得多。

由以上分析可知，防雷艙舷側空艙的破壞主要是由沖擊波載荷和準靜態壓力載荷造成，并且由表2可見準靜態壓力載荷的比沖量是沖擊波載荷的數倍，而負壓載荷對防雷艙舷側空艙的影響可以忽略。

5 結 論

采用模型實驗的方法，研究了近自由面水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙的內壓載荷特性。根據實驗模型的破壞結果和壓力測試結果，分析了水下爆炸產物與防雷艙舷側空艙的相互作用過程以及水下爆炸產物的壓力變化規律。研究表明：在近自由面水下接觸爆炸下，防雷艙舷側空艙的內壓載荷可分為沖擊波載荷、準靜態壓力載荷和負壓載荷3種，防雷艙舷側空艙的破壞主要由沖擊波載荷和準靜態壓力載荷造成，并且準靜態壓力載荷的比沖量是沖擊波載荷的數倍，而負壓載荷對防雷艙舷側空艙的影響可忽略不計。

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Internal load characteristics of broadside cabin of defensive structure subjected to underwater contact explosion

Wu Linjie1，Hou Hailiang1，Zhu Xi1，Chen Pengyu1，Tian Wanping2

（1．Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，Hubei，China；2．Administrative Office of Training，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，Hubei，China）

By carrying out model experiments，we investigated the internal load characteristics of the broadside cabin of the defensive structure subjected to underwater contact explosion near the free surface．According to the damage of the experimental models and the pressure profile measured by sensors，we described the interaction between underwater explosion products and the broadside cabin of the defensive structure，and analyzed the pressure change of gas in the broadside cabin of the structure．The results show that the gas pressure in the broadside cabin of the structure can be divided into the shock wave phase，the quasi－static pressure phase and the negative pressure phase，and the broadside cabin is damaged mostly by the shock wave and quasi－static pressure．In addition the specificimpulse of the quasi－static pressure is several times bigger than that of the shock wave，and the effect of the negative pressure on the damage of the broadside cabin is negligible．

underwater explosion；broadside cabin；defensive structure；load characteristics

O383．3國標學科代碼：13035

A

10．11883／1001－1455（2017）04－0719－08

1 實驗模型

（責任編輯 王 影）

2015－12－10；

2016－05－03

國家自然科學基金項目（51479204）

吳林杰（1987－ ），男，博士研究生；通信作者：侯海量，hou9611104＠163．com。

在現代海戰中，大型艦船遭受魚雷、水雷等武器的近場或接觸爆炸破壞后，其生命力將受到嚴重威脅，因此往往在大型艦船水下舷側部位設計防雷艙結構。在水下武器的近場或接觸爆炸下，船體結構在前期爆炸沖擊波的作用下產生破口，形成不完整邊界，致使水下爆炸氣泡處于復雜的流場環境——既有自由液面，又有產生初始破口的船體結構，此外氣泡還受反射沖擊波的作用［1］。氣泡在自由液面、不完整邊界以及反射沖擊波的作用下將產生“腔吸現象”、反射流、對射流等強非線性力學特征，因此水下爆炸氣泡與船體結構的相互作用問題成為近年來的研究熱點和難點。目前，國內外的相關研究主要集中在水下近場爆炸作用下簡單規則結構的破壞形式上［26］，而對于水下爆炸氣泡與具有初始破口船體結構的相互作用問題，相關報道則十分少見。由于水下接觸爆炸載荷與防雷艙結構的相互作用問題非常復雜，盡管國內學者在防雷艙結構研究中取得了一些成果［711］，為防雷艙結構設計提供了參考，但是對水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙內的壓力載荷特性仍未獲得清晰的認識。鑒于采用數值和理論方法研究此問題十分困難，本文中采用實驗方法開展研究，旨在進一步揭示水下接觸爆炸下防雷艙舷側空艙內的壓力載荷特性。