實尺度艦船艙內炮彈靜爆試驗方法

杜志鵬，張磊，趙鵬鐸

海軍研究院，北京100161

0 引 言

艦炮曾經是海戰中使用的主要武器，但隨著反艦導彈技術的發展，艦炮似乎逐步退出了海戰舞臺的中心。但近年來，電磁軌道炮異軍突起，使傳統艦炮武器的發展迎來了新的機遇。鑒于艦船未來可能遭受艦炮的攻擊，應積極發展應對此類威脅的防護措施。艦船防護一般分為主動防護和被動防護2種。與反艦導彈不同，炮彈基本上無需制導，也就難以采取隱身措施或采取炮彈干擾等主動防護措施，故需要更加重視提高艦船的被動防護能力，以增強其被炮彈擊中后的抗損性［1］。

通常，艦炮可發射多種炮彈，如榴彈、穿甲彈、半穿甲彈、燃燒彈、照明彈、發煙彈等，其中，對艦船具有殺傷力的炮彈主要是榴彈、穿甲彈和半穿甲彈。上述3種炮彈均可穿透艦船外板進入艙室內部再爆炸，并在封閉空間內形成爆炸沖擊波和大量高速破片。對于典型驅逐艦，榴彈的裝藥量最大，其可穿透十幾毫米的外板，因此威力最大。炮彈對艦船造成毀傷的整個作用過程機理復雜，主要涉及如下過程：艦炮炮彈穿甲；爆炸形成沖擊波和高速破片；沖擊波和高速破片聯合毀傷艦船結構、設備、人員和重要艙室。國外學者對上述毀傷過程開展了大量理論、試驗和仿真方法的研究，并形成了標準和規范以指導艦船設計。我國以往主要從毀傷威力的角度開展艦炮爆炸試驗和仿真研究，很少從艦船防護的角度進行相關研究，從而制約了相關的性能評估和防護設計技術的發展。

盡管如此，國外文獻大多偏重機理研究，例如，光板在單純爆炸沖擊波載荷下的試驗研究［2］和加筋板在沖擊波載荷下的試驗研究［3］。國內則多采用縮比模型方法開展研究。例如，侯海量和朱錫等［4-6］利用18和33 g的TNT裝藥，對1∶4縮比艙室模型進行了靜爆試驗，以研究艙內爆炸時的沖擊載荷及其作用過程，分析提出了艙內爆炸載荷在角隅處聚集、結構在角隅處撕裂的失效模式；孔祥韶等［7］采用雙層艙室結構模型進行了不同藥量時的艙內爆炸試驗，研究了3種不同角隅連接結構型式對沖擊波在角隅匯聚情況的影響。對于少數實尺度爆炸試驗，主要是從戰斗部毀傷的角度進行試驗設計，而對艙室爆炸強度的等效性尚未進行過充分分析［8］。

本文將以提高在艦炮攻擊下艦船艙室損傷特性的等效性為目標，開展實尺度艦船艙內炮彈靜爆試驗方法和數據分析方法的研究，以提出爆源、艙室結構、設備和人體模型的簡化方法及設計制作要求，并得出艙內靜爆沖擊波超壓、準靜態超壓、結構應變等數據的處理方法，最后給出一次實尺度艦船艙內炮彈靜爆試驗獲得的艙室結構損傷特性。

1 試驗方法

戰斗部靜爆試驗方法已有較成熟的標準，如GJB5232.X-2004《戰術導彈戰斗部靶場試驗方法［9］》、GJB 6390.X-2008《面殺傷導彈戰斗部靜爆威力試驗方法［10］》等。上述標準都是從戰斗部威力的角度給出的試驗方法，對于從艦船損傷角度開展的試驗，其試驗流程和測量方法基本相同，主要是在上述試驗方法的基礎上進一步對爆源、艙室結構模型、設備模型、人體模型等進行分析，以提出適合的設計和制作方法。

1.1 爆 源

為測試艦船艙室結構抗炮彈爆炸的性能，應首選采用與其抗爆指標接近的實彈作為爆源。我國現有炮彈的威力與指標可能存在差別，通過計算對比，對爆源當量的誤差宜控制在10%以內。以下是具體的分析過程。

艦船抗爆性能試驗采用的爆源應能較好地反映敵方炮彈爆炸攻擊的模式和威力。炮彈在艙內爆炸主要產生3種載荷：沖擊波超壓、準靜態超壓和破片。相比于導彈和炸彈，炮彈裝藥量較小，威力有限。此外，爆炸破片對結構主要產生厘米級的小穿孔，主要對設備人員造成殺傷，基本不會影響整個艙室結構的強度；沖擊波峰值高但持續時間短，主要產生初期的局部花瓣破口和板架邊界撕裂，對整個艙室結構強度的破壞起次要作用；爆炸沖擊波過后的爆轟產物在密閉的艙室空間內不斷積聚，形成準靜態超壓，該超壓雖然幅值較低，但持續時間較長，作用面積大，對整個艙室結構強度產生主要影響。因此，進行抗爆校核評估時，應以準靜態超壓載荷作為爆源威力的主要指標，以沖擊波超壓載荷作為次要參考指標。

英國勞氏軍船規范［11］對于內部爆炸主要考核準靜態超壓對艙壁的破壞效應，目的是限制爆炸損傷擴展到毗鄰的艙室。該規范認為，“沖擊波和準靜態超壓都會造成結構失效。一般來說，若武器具有足夠的當量通過沖擊波造成損傷，則其也會在準靜態超壓下受到損傷。故對于一般的設計，可以采用準靜態超壓作為失效載荷的判據?！?/p>

根據勞氏軍船規范，準靜態超壓Pqs（單位：MPa）可通過式（1）計算［11］。

式中：We為等效TNT當量，kg；V為艙室體積，m3。

對于典型驅護艦，水線以上艙室的面積為16～100 m2，按照2.5 m層高、75%空間率計算，艙室體積為30～187.5 m3。炮彈等效TNT當量約為0.5～10 kg。圖1所示為爆源當量和艙室體積變化對準靜態超壓的影響。

由圖1可以看出，爆源當量變化對壓力的影響較小。對于體積平均值為100 m3的艙室，爆源當量在5～6 kg之間（增加20%），壓力由0.26 MPa增加到0.3 MPa（增加了15%），故對爆源當量的誤差宜控制在10%以內。若目標炮彈等效TNT當量為5 kg，則試驗時的爆源可采用的等效TNT當量為（5±0.5）kg為宜。

目前，國外發展比較成熟的主炮包括俄羅斯的AK-130型雙管130 mm艦炮、美國的Mk45型127 mm艦炮、意大利的“奧托”127 mm艦炮、英國的Mk8型單管114 mm艦炮、法國的緊湊型單管100 mm艦炮、意大利的“奧托”單管76 mm艦炮以及俄羅斯的AK-176M單管76 mm艦炮等。我國艦炮炮彈以130和76 mm為主，與國外同類艦炮的威力相當，可作為艙室結構抗爆性能試驗的爆源。但應根據抗爆試驗威脅武器的威力，在充分計算分析的基礎上，選取適合的炮彈作為爆源。若我國現有炮彈威力與目標相差較大，需專門設計制造專用爆源。

1.2 艙室模型

1.2.1 船體結構模型設計

1）模型材料和強構件設計。

船體艙室結構模型應能反映實船的結構強度，因此，船體結構模型的材料、強構件尺寸應與原型的相同。強縱桁、強橫梁、強肋骨、強扶強材在炮彈艙內爆炸載荷作用下自身變形較小，對整體強度起主要支撐作用，因此模型應與原型相同。

2）模型普通構件設計。

普通的縱骨、肋骨和扶強材強度較低，在爆炸載荷作用下與板一起變形，故可以簡化等效為強度相同的平板。但這些加筋材有一定的止裂功能，因而在可能產生破口、裂紋的部位應與原型的相同。

3）對焊接的要求。

焊接形式對船體結構抗爆強度的影響顯著。根據勞氏軍船規范，結構抗爆強度采用填角焊焊接的高度為2.5 m、厚度為4 mm的鋼板作為標準值R4N。而不同的板架強度換算公式為［11］

式中：h為板厚；l為板的短邊長；Kj為焊接系數；Km為鋼板材料系數。具體如表1和表2所示。

表1 焊接形式系數Table 1 Corfficients of welding form

表2 鋼板材料系數Table 2 Coefficients of plate material

鑒于焊接形式是一項重要的抗爆影響因素，與鋼板材料力學性能對抗爆的影響處于同一個量級，故需規定艙室模型的焊接材料與焊接工藝應與原型相同。

4）開口設計。

艙室是一個相對密閉的空間，炮彈在內部爆炸產生的能量在此空間內不斷集聚形成準靜態超壓，從而對結構造成破壞。若有開口，能量則會泄出，從而影響準靜態超壓對結構的破壞效果。根據文獻［12］中的試驗及量綱分析結果，推導出艙室內準靜態超壓Ps(t)時域曲線如式（3）所示［12］。

式中：PQ為準靜態超壓峰值，Pa；c為時間衰減系數，s-1，并由式（4）確定。

式中：αe為泄壓面積比，即開口面積除以艙室內表面積；As為艙室內表面積，m2。

準靜態超壓作用持續時間t由式（5）表示為［12］

式中：P0為標準大氣壓力。

由式（5）可見，準靜態超壓持續時間τ與c成反比。也就是說，在艙室體積一定的情況下，開口面積越大，準靜態超壓持續時間就越小。因此，在艙室模型上應將實際艙室的門、窗的開口反映出來。對于中等大小艙室的長和寬，均按4 m計算，則0.5 m2的開口面積占總面積的1%。如果要使此項誤差小于1%，超過0.5 m2的開口應在模型中反映出來。

1.2.2 設備模型設計

1）設備對艙室結構抗爆的影響。

炮彈艙內爆炸沖擊波、準靜態超壓和破片都會受艙內設備的影響。設備對沖擊波和破片有遮擋效應，但對準靜態超壓有增強效應。而準靜態超壓是對結構損傷作用最大的載荷。因此，為體現設備所占用的艙內空間，對于設備總體積超過艙室體積10%的艙室，應在模型中布置設備模型。

2）設備模型的材料。

由于模擬設備主要是為占據空間，使內爆準靜態超壓與原型的保持一致，故設備模型可采用與原型不同的材料。

3）設備模型固定位置。

由于模擬設備主要是為占據空間，故位置可與原型的不一致。尤其是當原型艙室中設備與爆源距離較近時，為避免設備被炸飛而破壞艙室內布置的測量傳感器和纜線，以及減小爆炸沖擊波在設備上反射帶來的不確定性，應將設備模型布置在距離爆源至少1 m以外的位置。

1.2.3 人體模型

如果需要考察炮彈在艙內爆炸對人體的殺傷效果，可在艙內或相鄰艙室內布置人體模型。其中假人模型具有與人體相同的質量和剛度分布，可用于模擬人體在爆炸沖擊波作用下的運動響應，并可以反映人體被爆炸破片命中的情況。動物可模擬人體的生物學損傷，可用于觀察各類組織器官受沖擊波和破片貫穿的傷情。等效靶面積和強度與人體有一定的等效關系，且便于使用，可用于評估人體受傷程度。沙袋、水袋可用來收集貫穿人體破片的數量和形狀。

各種人體模型的設置不應影響艙室結構抗爆性能的效果。當人體模型與爆源接近時，沖擊波的反射或人體模型的破碎會影響艙室結構載荷。

2 試驗結果數據處理方法

2.1 沖擊波超壓數據的處理方法

1）沖擊波峰值修正。

根據對實彈艙內靜爆試驗結果的分析可知,實測得到的沖擊波數據因傳感器尺寸等因素影響，會導致沖擊波峰值被抹平，故需對其進行修正，如圖2所示。圖中：A，B，C分別為原始數據中沖擊波超壓起始點、峰值點和衰減至一半峰值的點；C′為修正后的沖擊波峰值點；E和F分別為C′和B對應的時間。

根據空中爆炸沖擊波傳播理論，沖擊波波峰為強間斷，并隨時間呈指數衰減，如式（3）所示。

因此，將壓力時域數據的縱坐標轉換為對數后，式（3）可改寫為

由此可見，取對數后，可用直線擬合壓力時域數據，將擬合得到的壓力時域線延長直至沖擊波到達時刻，即可得到理論上的沖擊波峰值。但由于沖擊波波陣面實際上仍有一定的厚度，所以不可能在沖擊波到達時刻立即達到峰值。根據給出的近似方法［12］，可取沖擊波到達時刻與原始測試得到的沖擊波超壓峰值時刻的中間時刻作為沖擊波峰值時刻。因此，將擬合得到的壓力時域線延長，直至修正后的峰值時刻，即可得到修正后的沖擊波峰值。

2）破片激波干擾修正。

炮彈艙內爆炸將產生沖擊波和大量四處飛散的破片。破片飛散速度可達1 000 m/s以上，超過了空氣中的聲速340 m/s，故在破片周圍會產生具有較高強度的激波。當破片掠過壓力傳感器時，激波會對傳感器造成干擾，如圖3所示。

根據沖擊波理論［13］，沖擊波時域衰減規律可由式（7）表示。

式中：Pi(t)為沖擊波超壓擬合數據，Pa；PMAX為通過原始數據擬合得到的沖擊波超壓峰值，Pa；cη為通過原始數據擬合得到的沖擊波超壓衰減系數。因此，可采用指數函數擬合，獲取光滑的沖擊波超壓曲線。

2.2 準靜態超壓數據處理方法

根據文獻［12］的實驗及量綱分析結果，推導得到艙室內準靜態超壓時域表達式如下：

式中：PQMAX為通過原始數據擬合得到的準靜態超壓峰值，Pa；cs為通過原始數據擬合得到的準靜態超壓衰減系數。

2.3 結構應變數據的處理方法

由于炮彈爆炸時艙室結構的應變往往較大，故屬于大應變測量。理論上，應變測試電路輸出的電壓與應變片應變不是線性關系。在小應變測量范圍，電壓與應變可以近似為線性，以便于使用。但當應變較大時，該誤差則不可忽略［14］。

式中：Er為應變計算誤差；ΔR為應變片電阻變化量；R為應變片電阻，Ω；k為應變片靈敏度系數；ε為應變片的應變。

當k=2和ε=0.1時，應變計算誤差Er為10%。因此，若要確保誤差小于10%，應在應變ε超過0.1時，按如下非線性關系計算電壓與應變［14］：

式中：ΔUg為輸出電壓，mV；U為供電電壓，mV。

2.4 其他數據處理方法

1）爆炸破片速度。

國軍標GJB 3197-1998中關于炮彈試驗方法（402破片速度方法）規定，利用測速靶數據處理分析得出破片速度。

2）加速度數據處理方法。

加速度數據主要用于在炮彈艙內爆炸沖擊環境下對相鄰艙室的結構、設備和人員沖擊安全性進行評估。對于加速度數據，可按照HJB 550-2012《水面艦艇沖擊環境測量方法》的規定，將其轉換為沖擊響應譜。

3 艙室典型損傷特征

實彈爆炸試驗表明，艙室結構在炮彈爆炸沖擊波與破片的作用下呈現為3種損傷模式。

3.1 局部花瓣破口

在炮彈爆距為0～0.5 m的實彈和等效裸炸藥試驗中，均發生了板架損傷模式I，即局部花瓣破口，如圖4所示。

局部花瓣破口的形成機理是：在近距離爆炸破片和沖擊波的聯合作用下，板架中心載荷遠高于邊界處，故中心板架材料先于邊界受到剪力破壞而出現破口，但邊界的材料尚未失效；隨后，破口處裂紋在后續沖擊波的作用下繼續擴展，形成花瓣，高速卷曲形成破口；當花瓣開裂遇到加筋材阻礙時，若花瓣動能高于加筋材的應變能，則連同加筋材一起開裂，若低于加筋材的應變能，則截止于加筋處。根據試驗數據，局部破口的發生條件是爆距小于0.25倍板架寬。這里的板架指強骨材與艙壁甲板圍成的板和弱加筋區域。

3.2 板架沿邊界剪切斷裂

在炮彈1 m爆距實彈和等效裸炸藥試驗中，均發生了板架損傷模式Ⅱ，即邊界剪切斷裂，如圖5所示。

板架整體沿邊界剪切斷裂的形成機理是：當爆距較大時，整個板架受到強度較均勻的壓力載荷作用，即使破片造成板架局部穿孔，沖擊波強度仍不足以將其拓展形成花瓣；板架整體受壓形成對邊界的剪切，當作用于板架的總能量超過邊界處材料的應變能時發生斷裂。

3.3 板架大變形

在所有工況試驗中，爆源對面艙壁均發生了板架大變形的損傷模式Ⅲ，如圖6所示。

板架大變形的形成條件是：當爆距較遠時，整個板架受到較均勻的壓力載荷作用，破片穿孔處未拓展形成花瓣，而且整個板架邊界尚未達到斷裂極限。

Yuan 和 Tan［15］總結了近 40 多年以來矩形板架爆炸變形破損的研究成果，其將大變形和邊界剪切斷裂的損傷模式采用無量綱的比沖量作為判據，如圖7所示。圖中，γ表示板的長寬比，w0/h為板變形量與板厚之比。

由此，本文進一步將花瓣破口進行補充，從而形成板架結構在炮彈戰斗部載荷作用下的變形與破損模式判據，如表3所示。

表3中，等效比沖量I*由式（11）表示［15］：

表3 板架結構破損模式判據Table 3 Criteria for failure modes of grillage structure

式中：為比沖量；h為板厚；σy為屈服強度；ρ為材料密度。

在進行艙室結構損傷效應分析時，首先根據上表判斷板架所屬的損傷模式，然后計算損傷程度。對于邊界剪切斷裂損傷模式，破損范圍就是整個艙壁，故無需再進行計算，對于花瓣破口的損傷模式，則需要判斷破口大小。

4 結 語

本文提出了采用實尺度艦船艙室模型進行炮彈艙內靜爆試驗的方法。該方法對爆源當量、船體模型和試驗結果的分析方法進行了詳細規定，可使試驗結果更好地反映實船內炮彈爆炸對船體結構、設備和人員的毀傷特性。采用該試驗方法開展了實船艙內炮彈靜爆試驗，根據不同爆源當量和不同爆距的試驗結果分析，總結提出了艙室結構的3種損傷模式及其判據，包括大變形、邊界剪切斷裂和花瓣破口。其中，花瓣破口是以往文獻并未明確提出的一種典型破損模式，其判據包括2個方面：一是爆距小于0.25倍板架寬；二是爆炸能量大于板的彎曲塑性變形能。本文將前人總結的矩形板架結構爆炸變形損傷模式進行了拓展，結果可為艦船抗爆校核評估與防護設計提供參考。

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