大型艦船在水下接觸爆炸下的毀傷與防護研究綜述*

金 鍵，朱 錫，侯海量，李 典，陳鵬宇，高圣智

（1. 中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 622661；2. 海軍工程大學艦船與海洋學院，湖北 武漢 430033）

在兩次世界大戰(zhàn)的海戰(zhàn)場上，魚、水雷等水中兵器發(fā)揮了巨大的戰(zhàn)斗效能。據(jù)統(tǒng)計，一戰(zhàn)中，被魚、水雷擊沉的艦船占被擊沉艦船總數(shù)的49%；二戰(zhàn)中，被魚、水雷擊沉的艦船占38.5%，其中被潛射魚雷擊沉的各國航母多達19 艘[1]。隨著水中兵器的不斷發(fā)展，如自導魚雷、火箭助推魚雷、超空泡魚雷以及機動水雷、自掩埋水雷、反獵水雷等技術的進步，現(xiàn)代艦船面臨的生存威脅更是呈現(xiàn)出立體化、隱蔽化和精確化等特點。二戰(zhàn)后，美國海軍有近20 艘艦船被擊傷，其中有15 艘是魚雷、水雷造成的[2]。1988 年，美軍當時最先進的導彈護衛(wèi)艦“羅伯茨”號在前往海灣地區(qū)執(zhí)行護航任務途中碰觸一枚蘇制老式M08 水雷，船體左舷被炸開8 m 的破口并引發(fā)持續(xù)近7 h 的大火，如圖1(a)所示。在1991 年的海灣戰(zhàn)爭中，美國“的黎波里”號兩棲攻擊艦發(fā)生了水雷接觸爆炸，其右舷被撕開了近9 m 的破口，如圖1(b)所示。同年，美國“普林斯頓”號導彈巡洋艦觸發(fā)兩枚水雷，致使船體結構產生嚴重損傷，如圖1(c)所示。在1982 年的馬島戰(zhàn)爭中，英國核動力潛艇“征服者”號發(fā)射兩枚魚雷擊沉了阿根廷海軍艦隊當時的旗艦“貝爾格拉諾將軍”號巡洋艦，并造成323 名海軍將士喪生，如圖2 所示。一系列海戰(zhàn)案例充分展示了水下接觸爆炸對艦船的巨大毀傷威力。

圖1 水雷接觸爆炸[2]Fig. 1 Mines underwater contact explosions[2]

圖2 魚雷水下接觸爆炸Fig. 2 Torpedoes underwater contact explosions

作為艦載飛機的搭載平臺，大型艦船因其昂貴的造價與巨大的戰(zhàn)略威脅，成為作戰(zhàn)對方重點打擊的對象。即使已擁有相當完善的針對各型反艦武器的主動防御體系，美、英等海軍強國仍然非常注重大型艦船的被動防御能力（結構性防護），并一直堅持采用抗爆船體結構的設計思想[3]，并通過對二戰(zhàn)時期被損艦船的毀傷研究以及戰(zhàn)后開展的大量艦船水下爆炸試驗，積累了豐富的艦船抗爆抗沖擊設計經驗。直至目前，美國仍堅持首制艦需通過水下抗爆試驗才可服役的規(guī)定，并在每個財年都消耗巨資對已經退役和沒有修理價值的艦船進行“沉船”試驗，如圖3 所示；傳統(tǒng)的英國海軍航母也十分重視結構性防護，因此也有“防護型航母”的別稱，如“光輝”級、“皇家方舟”和“鷹”級。這類航母將相當一部分重量都分配給防護結構用于加強裝甲和增加隔艙，以保證航母遭受直接打擊時的生存能力。并且，在水下防護結構的設計論證階段即不惜成本建造實尺寸艙段進行水下爆破試驗。有資料顯示，美、英兩國的航母水下防護結構可抵御近900 kg TNT 裝藥在吃水中部附近的接觸爆炸沖擊[4]。其他擁有海軍的國家，如日本、德國、意大利、法國、荷蘭、韓國和澳大利亞等國，也都十分重視艦船的結構抗爆效能，并較早開始了水下爆炸的相關研究。

我國在水下爆炸的研究工作中，緊跟國際熱點，積極追趕，取得了豐碩的研究成果。近年來，隨著我國海軍建設的大力發(fā)展，對各型艦船抗爆抗沖擊的需求愈發(fā)突出，為此學者們針對艦船水下爆炸問題的開展了更加深入的研究，基本清晰了水下爆炸的基本過程、物理現(xiàn)象和載荷特性，較為全面的掌握了水下爆炸載荷下艦船結構的響應與毀傷機理，并對艦船的抗爆抗沖擊方法開展了有益的探索[5-7]。但我國大型艦船的發(fā)展起步較晚，基本沿用了蘇聯(lián)的設計經驗，對于大型艦船在水下接觸下的毀傷機理以及具體防護措施的研究還不夠深入。為此，本文以大型艦船的水下防護結構為綜述對象，簡要概述各國海軍艦船水下防護結構形式的發(fā)展歷程，分析水下接觸爆炸下的毀傷載荷以及對水下防護結構的毀傷機理，總結基于具體結構和不同毀傷元的防護措施，并針對目前研究中的不足提出尚待進一步探討的問題。

圖3 水下接觸爆炸毀傷試驗Fig. 3 Damage experiments of underwater contact explosions

1 水下接觸爆炸載荷

在水下爆炸情況下，艦船可能遭遇炸藥爆轟、沖擊波、滯后流、氣泡脈動載荷、水射流、空化載荷、高速破片以及多種載荷的聯(lián)合毀傷。這些載荷在強度、作用時間、動態(tài)特性和空間分布上均有較大區(qū)別，對艦船的毀傷效果也各不相同，這給定義不同水下爆炸場景帶來了困難。尤其是對于接觸爆炸與近場爆炸的區(qū)分，一直以來并沒有明確的定義，學者們對此也有許多不同意見。一般認為接觸爆炸并不是傳統(tǒng)意義上的與結構相接觸的爆炸。有學者根據(jù)水下爆炸的具體現(xiàn)象，將膨脹至最大尺寸的爆轟氣團與目標結構相接觸的情況籠統(tǒng)歸納為水下近場爆炸，但并沒有具體再劃分接觸爆炸與近場非接觸的范圍[8]。之所以希望對水下爆炸的范圍進行明確區(qū)分，主要目的是為學界達成共識，便于開展學術交流，快速抓住問題本質，不致混淆概念。因此，這是一項具有意義并且重要的工作。Cole[9]在對水下爆炸現(xiàn)象進行研究時，將結構在十倍裝藥半徑（R/r0，爆心距結構的距離與藥包半徑的比值）范圍內的爆炸歸納為水下接觸爆炸，但是并沒有給出明確的劃分依據(jù)；而周章濤等[10]認為在6 倍裝藥半徑以內的爆炸為水下接觸爆炸，因為在此范圍內，水下爆炸產生的沖擊波具有非常明顯的強非線性，對結構的局部毀傷作用更加顯著。牟金磊等[11]在研究不同藥量與爆距對加筋板結構破壞的影響時，根據(jù)結構的毀傷模式對水下接觸爆炸進行了定義，并以比例爆距（R/W1/3，W為炸藥當量）小于0.4 作為水下接觸爆炸的判別條件。

圖4 水下近距與接觸爆炸下的主要毀傷載荷Fig. 4 Major damage loading generated by underwater closerange and contact explosions

筆者認為可以以水下爆炸對結構毀傷的主要作用載荷類型作為單一判定依據(jù)。如圖4 所示：在水下接觸爆炸情況下，結構毀傷的主要載荷是強沖擊波與初始爆轟，對鋼結構材料具有明顯的絕熱剪切破壞作用，此時的船體外板形成了初始的破口，沖擊波與爆轟產物從破口處傳入船體內部，并對內部結構造成毀傷；而水下近場爆炸最顯著的特點是存在水射流載荷，即在爆炸沖擊波作用于結構之后，爆轟氣團形成的氣泡在船體邊界的影響下形成了氣泡射流并對船體結構實施沖擊。兩種情景下的載荷特性有顯著的差別，可作為區(qū)分水下接觸爆炸與水下近距爆炸的判別依據(jù)之一。

對于水下近場和遠場爆炸下的沖擊載荷，Zamyshlyayev[12]對其進行了詳細的分析和總結。而在水下接觸爆炸范圍內，沖擊載荷的相關理論是缺失的，目前尚無有效的測量和評估方法。這主要是因為該范圍內沖擊載荷的壓力峰值非常大，且具有強非線性，而目前的傳感器和測試技術很難對其定量測試。張顯丕等[13]和盛振新等[14]嘗試采用新型的測量技術對水下接觸爆炸范圍內的載荷特性進行了研究，為水下接觸爆炸載荷定量分析提供一定的技術支撐。作為艦船結構響應與毀傷特性的輸入條件，水下接觸爆炸載荷的輸出特性還需要在未來的研究工作中進一步深入開展。

當魚雷、水雷等水中兵器對艦船實施水下接觸爆炸時，裝藥的化學能轉化為沖擊波和爆轟產物以及戰(zhàn)斗部殼體碎片的動能。在炸藥的爆轟階段，船體外板首先會發(fā)生絕熱剪切破壞，并形成初始破口，繼而在爆轟產物的膨脹下發(fā)生凹陷變形，當破口邊緣的變形位移達到一定程度時，由于環(huán)向應變達到斷裂應變極限而發(fā)生大面積的花瓣開裂[15]。在以上過程中，戰(zhàn)斗部殼體破片以及在船體外板上形成的大量二次碎片將一同向船體內部侵徹。結構性的缺失將降低整船的剩余強度，艙室涌入的海水也會進一步影響船的穩(wěn)性，嚴重情況下甚至使艦船喪失不沉性。另外，船體內部結構還會受到沖擊波和高速破片的聯(lián)合毀傷，這對內部重要艙室（如動力艙、彈藥艙等）是一個重大威脅。文獻[16-17]提出在船體結構形成破口后，被爆轟氣團排開的水將加速沖擊船體內部結構，從而形成對船體結構毀傷的涌流砰擊載荷。而在張倫平等[18]開展的陸上（裝藥放置在水箱中）和水中接觸爆炸對比試驗中發(fā)現(xiàn)（如圖5 所示），多艙防護結構在這兩種情況下的毀傷情況基本相同，不論是外板破口尺寸、液艙外板破損半徑、水密艙內板最大變形撓度還是結構的總吸能都非常相近。在水箱內的接觸爆炸試驗中，氣泡載荷將很快潰散，并不會產生后續(xù)的涌流砰擊載荷。這也說明了水下接觸爆炸下產生的涌流砰擊載荷對結構的毀傷作用很小。

因此，本文將以水下接觸爆炸所產生的初始爆轟和沖擊波作為對艦船結構毀傷作用的主要載荷。需要注意的是，以上所述的對船體結構的水下接觸爆炸載荷，只是發(fā)生在船體舷側處的初始毀傷載荷。當爆炸沖擊波、爆轟產物以及高速破片繼續(xù)作用于后續(xù)結構時，還會形成多種載荷類型，并對結構產生不同的毀傷效果，這部分內容將在后續(xù)更詳細的闡述。

圖5 多艙防護結構在陸上水中接觸爆炸試驗[18]Fig. 5 Experiment on multicompartment protective structure subjected to underwater contact explosion on land[18]

2 水下防護結構的發(fā)展

早期的艦船缺乏足夠的水下防護能力，主要依靠舷側水線附近的重裝甲防護帶抵御航深較淺的魚雷。在意識到水下爆炸巨大的破壞威力后，才開始探索抵御魚雷、水雷接觸爆炸毀傷的防護措施。最初的水下防護結構是在原有艦船的基礎上加裝防雷水艙，與舷側裝甲帶及船體外板相連，這便是水下舷側防雷艙結構的雛形。這種防雷水艙可明顯增大艦船的空間，提高艦船的穩(wěn)性，但也大大增加了航行阻力。圖6 所示為日本“長門”號戰(zhàn)列艦，兩側鼓出的便是防雷水艙。圖7 所示為美國“薩拉托加”號航母加裝防雷水艙前、后的船體橫剖面圖。

到二戰(zhàn)時期，對水下爆炸的破壞機理和水下舷側結構的防護效能有了進一步的認識，并逐漸形成了較為完整的多艙防護設計思想。圖8 所示為英、美二戰(zhàn)時期大型艦船的“三艙式”方案水下防護結構示意圖。

在二戰(zhàn)的后期，美國海軍航母多艙式的防護結構設計思想得到進一步鞏固。并在原來基礎上增加了一層隔艙，形成了“四艙式”方案。圖9(a) 和9(b) 分別為“倫道夫”號和“中途島”號航母的中橫剖面圖。而日本的設計方案與英美的設計方案有所不同，在采用了多艙防護方案的同時，仍堅持在水下舷側設置延伸至船底的厚裝甲帶，并設置防雷水艙，如圖9(c)所示。

圖6 日本“長門”號戰(zhàn)列艦(1936 年)Fig. 6 JPN Nagato battleship (1936)

圖8 三艙式水下防護結構[19]Fig. 8 Three-compartment underwater protective structure[19]

二戰(zhàn)后，美國對艦船水下舷側結構防護效能的追求有增無減。通過對大量俘獲艦船的水下爆炸毀傷試驗，進一步掌握了多艙防護結構的毀傷機理，并在“福萊斯特”級航母的設計建造中，對水下防護結構作出了很大改進，如圖10 所示。與“中途島”號相比，主要有4 個方面的變化。第一，分隔艙數(shù)量增加至5 層，其寬度幾乎占掉了近30%的水下艦體寬度。第二，用于多艙分隔的縱艙壁設置成傾斜式。這種設計可以增加有效防護面積，以更大限度發(fā)生變形吸能。第三，第一層隔艙變?yōu)榱丝张摚o靠舷側的雙液艙后移至第二、三層隔艙內，如圖13 所示。第四，取消了原舷側水線附近區(qū)域的裝甲帶，這是因為早期航母的主要防御對象還是大口徑艦炮發(fā)射的慣性穿甲炮彈，而隨著安裝大口徑艦炮的戰(zhàn)列艦逐漸退出歷史舞臺，舷側加厚裝甲防護的結構也逐漸被取消，轉而在舷側水線以上和上層建筑中設置抗穿甲結構以抵御反艦導彈的攻擊。

圖9 二戰(zhàn)后期各型航母水下防護結構[19]Fig. 9 The underwater protection structure of various aircraft carriers in the later period of world war II[19]

圖10 美國“福萊斯特”級（1952 年）[19]Fig. 10 USS “Forrestal”class (1952)[19]

在美國“小鷹”級航母的設計中，基本沿用了“福萊斯特”級航母的水下舷側防護結構形式，并對其船底的水下防護結構進行了加強。圖11 所示的“美國”號航母在船底設置了雙層防護艙。這主要是因為自導技術的進步，使得魚雷鉆入船底實施水下爆炸的成功率大大增加，因此，船底結構受到來自水中武器的毀傷威脅也相應提高。

圖12 所示為英國CAV-01 型航母（未實際建造）的中橫剖面圖。在該型航母初步設計時，大量借鑒了美國“小鷹”級改進型“肯尼迪”號（CV67）航母舷側防護結構的設計方案。全艦大量使用了高性能鋼材料以降低防護結構在全艦的重量中的比例。另外，注意到CAV-01 型在靠近舷側的第三層隔艙內（液艙）設置了密集

圖11 美國“美國”號(1961 年)[19]Fig. 11 USS United State (1961)[19]

的層間結構。這種層間結構可以在變形破壞過程中產生吸能效果，從而提高舷側多艙防護結構的防護效能。

圖12 英國CAV-01 型航母（1965 年設計稿）[4]Fig. 12 UK“CAV-01”aircraft carriers (buleprint-1965)[4]

圖13 英、美海軍多型航母舷側防護結構[4]Fig. 13 Schematic of broadside protection structure of multi-type aircraft carriers of UK and USS[4]

圖13 所示為英、美海軍多型航母舷側防護結構示意圖，其主要信息包括各層艙壁的厚度、縱隔壁間距以及艙內填充物。通過對比可以發(fā)現(xiàn)其中的3 個設計特點。（1）除了英國的“鷹”號以外，其他各型航母均采用了雙層液艙的設計方案；（2）二戰(zhàn)之后的英、美航母都將液艙設置在距舷側的第二層以后，而將靠近舷側的第一層設置為空艙；（3）最內層液艙后壁的厚度顯著大于液艙前壁的厚度。這是因為在前后壁等厚度情況下，不論是沖擊波還是破片載荷作用，液艙后壁的變形程度都要大于前壁，盡管后壁距離爆源更遠。另外值得注意的是，美國的“肯尼迪”號航母在最內層艙室中填充了泡沫材料以達到在水下接觸爆炸中發(fā)生變形吸能的目的。有資料顯示，英國的CVA-01 型航母在初始設計中參考了“肯尼迪”號的泡沫艙設計方案，但因在抗沖擊試驗中發(fā)現(xiàn)泡沫容易引起火災、毒氣等二次損傷而在最終設計稿中取消[4]。

以上資料反映了傳統(tǒng)海軍強國在近一個多世紀中針對大型艦船水下防護結構的改進與演變歷程。對這些成熟的設計方案加以學習和借鑒，有益于快速提高我國艦船的水下抗爆能力，從而提高艦船的生命力及戰(zhàn)斗力。但在學習借鑒的過程中，應避免“依葫蘆畫瓢”，需充分理解各部分結構的設計原則，清晰主要載荷的毀傷機理，掌握各結構的防護機理，從而建立完善的艦船水下結構防護體系。

3 舷側多艙結構的毀傷與防護機理

因水下多艙防護結構的主要防御對象是水中魚雷和水雷，所以工程上也稱其為防雷艙結構。“水下多艙防護結構”中的“多艙”具體是指位于艦船舷側的多艙隔艙，這主要是因為魚、水雷的攻擊方式所決定的。水雷是在作戰(zhàn)海域中投放的防御性武器，在對艦船的接觸爆炸毀傷中，其引爆方式多由艦船舷側直接碰撞造成。魚雷則為主動攻擊型武器，在投放之前需根據(jù)目標艦船的排水量預先設置定深以最大程度發(fā)揮戰(zhàn)斗部裝藥的爆炸威力。若定深過大，容易使魚雷從船底穿過而錯失引爆機會。因此，選擇艦船的舷側作為魚雷的攻擊點具有更高的成功率。這也是各國對艦船舷側的抗爆能力不斷加強的原因。這種通過在水下舷側設置具有3～5 層防護隔艙以抵御水中兵器接觸爆炸破壞作用的防護措施已得到廣泛認可。下文將以大型艦船水下舷側防護結構作為研究對象，簡要概述其在水下接觸爆炸下的毀傷破壞過程及防護機理。

圖14 所示為典型三艙式防護結構的破壞過程示意圖[20]。靠近舷側的第一層為空艙，它可以為接觸爆炸時舷側外板的變形提供空間，并衰減爆炸產生的沖擊波壓力。同時也為涌入艙內的爆轟氣團提供了膨脹空間，因而又稱為膨脹空艙。第二層艙室為液艙（可以是水艙或重油艙），使武器戰(zhàn)斗部爆炸產生的破片和外板破裂所形成的二次碎片在高速穿入液艙后迅速降速，因而稱為吸收液艙。另外，在受到爆炸沖擊波作用時，艙內液體的存在相當于增加了液艙的整體慣性力，其抗爆能力也得到了增強[21]。同時，當沖擊波經過液艙中的不同介質交界面而發(fā)生反射與透射后，其強度也有所衰減。第三層又為空艙，因其水密性的要求，也被稱為水密艙。它一方面可供防御縱壁發(fā)生大變形吸能，另一方面為防御縱壁損壞后形成的沖擊壓力作第二次緩沖，以保護防水縱壁免遭破壞。總體來看，舷側多艙防護結構是利用較大的縱深空間將爆炸產生的能量逐步耗散，最終達到保護內部重要艙室的目的[22]。

4 舷側多艙防護結構的毀傷特性研究現(xiàn)狀

艦船舷側多艙防護結構中包括眾多結構構件，其結構形式非常復雜，不同構件在水下接觸爆炸下所受典型載荷以及破壞模型不盡相同。圖15 給出了美國加利福尼亞號戰(zhàn)列艦舷側多艙防護結構在水下接觸爆炸下的損傷示意圖。為了搞清楚多艙防護結構在水下接觸爆炸載荷下的損傷特性，許多學者對此進行了研究。

朱錫等[23]較早的開展了對舷側防雷艙結構的水下抗爆性能研究。通過對比試驗發(fā)現(xiàn)，液艙的存在可有效抵御破片的侵徹破壞，且經局部加強的防雷艙結構，其防護效能更強。試驗結果充分說明了液艙在多艙防護結構中的重要性以及結構強度匹配的必要性。在此試驗的基礎上，張振華等[24]總結了防雷艙各層防護結構的破壞模式。在水下接觸爆炸載荷作用下，舷側外板依次會發(fā)生剪切沖塞、凹陷變形和花瓣開裂這三種典型破壞模型；液艙外板的破壞則由破片侵側產生破口并伴隨花瓣開裂；而液艙內板和防御縱壁的破壞模式相似，在爆炸能足夠的情況下，均會發(fā)生塑形大變形及板架開裂花瓣的翻轉，具體破壞模式如圖16 所示。

圖14 水下多艙防護結構破壞過程示意圖[20]Fig. 14 Schematic diagram of failure process of underwater multi-compartment protection structure

圖15 美國加利福尼亞號戰(zhàn)列艦舷側損傷Fig. 15 Side damage on the USS California

張振華等[24]還分析了防雷艙結構的防護機理，并提出了能量流的概念，即水下爆炸產生的能量在流向內部結構時由于多層防護結構吸能而逐層衰減。通過對各層防護結構吸能率的計算得出板架結構的塑性大變形是最主要的吸能方式（占總吸能的一半以上），液體對破片動能的吸收是第二主要方式，而結構的花瓣開裂翻轉所吸收的能量很少。這一結論與陳衛(wèi)東等[15,25]的研究結果有所差別，他們發(fā)現(xiàn)液體對破片動能的吸收是主要吸能方式，而結構的塑性大變形次之。這可能是因為兩者試驗模型的不同導致的，前者是針對具有加筋結構的防雷艙縮尺模型，而后者是通過板組成的簡化的多層防護結構模型。Zhang 等[26]在徐定海等[27]對多艙防護結構水下接觸爆炸試驗的基礎上，進一步分析了沖擊波在多艙防護結構中的衰減過程，并對外層板破口尺寸、花瓣撕裂和塑性變形等破壞現(xiàn)象進行了討論。張倫平等[18]也對多艙防護結構開展了一系列的水下接觸爆炸試驗，分析了藥量、關鍵結構的厚度、艙室寬度等因素對結構吸能的影響。其中在對有、無膨脹艙內隔板的對比試驗中發(fā)現(xiàn)，內隔板對外板的裂紋擴展有良好的抑制作用。但同時由于內隔板在膨脹艙形成通道而使后續(xù)結構變形增大。這也可以理解為上下隔板約束了爆炸能量的傳遞方向，使作用在液艙前壁上的載荷更加集中。而在實尺寸情況下，裝藥的質量較大，爆炸毀傷范圍相比一個板格的寬度要大的多，內隔板對爆炸能量的約束影響較小。郭百森[28]在對多艙防護結構水下接觸爆炸下的數(shù)值仿真研究中也分析了內隔板的作用，認為舷側外板在爆炸沖擊載荷下的動響應通過內隔板傳遞給了與其相連的液艙前壁，這容易造成液艙前壁的變形破壞。并針對這一問題提出利用半圓弧波紋板替換原內隔平板，使其容易發(fā)生變形而減少傳遞至液艙外板的應力。這種結構形式在前文的圖7（a）所示的“倫道夫”號航母的水密艙內隔板中也有類似的設計。隨著聚能裝藥的發(fā)展，爆炸成型彈丸戰(zhàn)斗部被廣泛應用于水中兵器[29-30]。聚能裝藥在爆轟的過程中將形成一個高速的大質量侵徹體，因其較大的動能而具有很強的侵徹能力。對此，王長利等[31]開展了多艙防護結構在聚能裝藥水下接觸爆炸下的毀傷試驗，通過對比發(fā)現(xiàn)：在相同爆炸當量條件下，爆破型裝藥僅對第一層空艙產生破壞，而聚能型裝藥形成的侵徹體可造成液艙前后板的穿孔和較大變形。這種爆炸形成彈丸戰(zhàn)斗部對利用含水夾層作為防護手段的水下艦艇的毀傷威脅更為顯著[32]。舷側多艙防護結構的毀傷威脅主要來自水中武器，但也存在受到反艦導彈攻擊的可能，例如反艦導彈通過掠海飛行攻擊舷側多艙防護結構的水上部分。這種攻擊模式下，反艦導彈戰(zhàn)斗部往往依靠自身動能穿透舷側外板，在舷側空艙內實施艙內爆炸。對此，Kong 等[33]開展了模擬戰(zhàn)斗部在多艙防護結構的舷側空艙內的爆炸毀傷試驗。試驗結果表明：沖擊波與高速破片的協(xié)同作用對多艙防護結構中的加筋板架具有明顯的毀傷增強效應。另外，通過對比發(fā)現(xiàn)，橫艙壁之間的開孔可以有效引導沖擊波的傳播，從而減小了其他方向上結構的損傷。

圖16 防雷艙各層防護結構的破壞模型[24]Fig. 16 Failure mode of each defensive bulkhead in broadside defense cabin[24]

以上所述多為試驗研究，對于由眾多板架組成的多艙防護結構，即便是縮尺模型或者簡化模型，其制作過程也較為復雜，而且還需在水下實施。這給開展多艙防護結構的系列試驗帶來了困難。而數(shù)值仿真方法具有高效經濟的優(yōu)勢，并且這種優(yōu)勢還體現(xiàn)在物理過程的可視化上，因而被廣泛應用于水下爆炸的研究。很多學者對水下接觸爆炸數(shù)值仿真方法的可行性進行了探索。例如Zhang 等[34]、楊文山等[35]使用的基于無網格理論的SPH 方法和于詩源[36]、唐廷等[37]使用的基于多物質流固耦合理論的ALE 方法，通過與試驗結果的比較都在一定程度上說明了這些數(shù)值仿真方法的有效性。在此基礎上，影響多艙防護結構防護效能的眾多因素（如艙壁厚度[38]、隔艙寬度[39-40]、液艙位置[41-42]、艙內液位高度[28,43]以及艙壁間層間結構[44,45]等）被廣泛研究，并為工程設計提供了一定的參考。需要注意的是，對多艙防護結構的整體性數(shù)值仿真與試驗結果仍存在較大的誤差。其結構的毀傷與載荷的傳播在數(shù)值仿真中很難被兼顧，尤其是多艙防護結構中的內部結構毀傷情況及其所受載荷特性。例如在使用ALE 算法對多艙防護結構的水下接觸爆炸情況進行數(shù)值仿真中，當舷側外板破壞時，產生大變形的結構單元需被刪除以避免單元畸變而導致計算程序停止。這樣的算法顯然會在一定程度上減小內部結構所受的破片載荷。因此，對多艙防護結構水下接觸爆炸的數(shù)值仿真方法準確性的探索仍需要進一步開展。同時，在使用數(shù)值方法研究多艙防護結構中的某一結構時，應避免“以偏概全”的算法驗證，而應對此目標結構開展針對性的驗證。

總體而言，水下接觸爆炸載荷與舷側多艙防護結構之間的相互作用問題是非常復雜的。它不僅涉及多種結構，還涉及多種流體介質。其結構所受載荷形式多樣，導致結構的毀傷特性也存在較大差別。為了更詳細的敘述多艙防護結構在水下接觸爆炸下毀傷，下文將以多艙防護結構中的部分結構（船體外板、舷側空艙、防護液艙等）作為研究對象，闡述其在主要載荷作用下的毀傷機理以及相應的防護措施。

5 船體外板的毀傷與防護研究現(xiàn)狀

5.1 船體外板的毀傷和破口尺寸的估算

船體外板在遭受水下接觸爆炸攻擊后，將產生嚴重的局部破口損傷，其毀傷過程可以分為兩個階段[46]：第一個階段是破口形成階段，炸藥在爆轟過程中對板架結構產生絕熱剪切破壞從而形成初始破口；第二個階段是破口的擴展階段，炸藥爆轟后形成高溫高壓的爆轟氣團，在持續(xù)的膨脹過程中，板架結構會沿著破口繼續(xù)開裂、凹陷，并產生大面積塑性變形。船體外板在水下接觸爆炸下的破口大小直接影響到艦船的穩(wěn)性和不沉性，因此，在艦船結構初始設計階段根據(jù)外板和加筋的基本屬性和參數(shù)預報破口尺寸是艦船生命力評估的首要問題。

水下接觸爆炸下的船體外板破口尺寸與爆炸點位置、戰(zhàn)斗部類型、裝藥質量和船體板架的結構形式、尺寸和材料等多種因素有關。因此，通過理論推導準確計算復雜板架結構在水下接觸爆炸下的破口尺寸是很困難的。各國艦船設計人員往往根據(jù)經驗公式對此加以估算。吉田隆通過對二戰(zhàn)期間日本海軍艦船在實戰(zhàn)中的損傷實例進行統(tǒng)計總結，得到了船體板架在水下接觸爆炸下的破口半徑經驗公式[47]：

式中：R為破口半徑，m；W為藥包等效TNT 當量，kg；δ 為外板相當厚度，mm；a為結構特征系數(shù)，對于空中接觸爆炸取0.62，對于水下接觸爆炸取為1。也有文獻認為該結構特征系數(shù)是指外板結構形式，即有加筋的平板取0.62，而平板取1。該經驗公式是基于二戰(zhàn)時期日本海軍艦船的毀傷建立的，當時的艦船結構多采用鉸接的連接形式，并且鋼材韌性相對目前的要低。因此，其估算精度不足，公式中的經驗系數(shù)有待重新測定。

前蘇聯(lián)海軍也同樣根據(jù)裝藥質量和板厚來估算破口尺寸[48]：

式中，Lp為破損長軸長度，m；G為裝藥的TNT 當量，kg；h為外板厚度，m；K0為經驗系數(shù)。劉潤泉等[49]通過多組加筋板水下接觸爆炸模型試驗擬合出該經驗系數(shù)可取為0.37。

以上兩個經驗公式都沒有充分考慮加強筋對破口尺寸的限制作用。為此，朱錫等[50]引入了板架結構中橫、縱加強筋的相對剛度這一參數(shù)，考慮了舷側外板上縱骨與艙內隔板對破口裂紋的擴展作用并將式(2)修正為：

式中：I為加強筋的相對剛度，m3；K0、α 為修正系數(shù)，根據(jù)模型試驗結果擬合得出K0=0.063, α=0.153。需要指出的是，模型試驗是將加筋板架水平放置于水面，藥包放置于水下一側并與結構相接觸。這種情況下，爆炸產生的能量幾乎全部作用在板架上。而艦船水下舷側接觸爆炸情況下，爆炸產生的爆轟氣團在膨脹過程中會在自由液面處散逸部分氣泡能，爆轟氣團推動破口開裂、凹陷等能力有所衰減。因此，使用該經驗公式估算舷側破口尺寸應該是偏大的。

文獻[51]給出了計及爆點水深的破口尺寸經驗公式：

式中：p0為爆心處靜水絕對壓力，MPa。該公式中并沒有涉及結構尺寸的相關參數(shù)，其合理性存疑。而水深對接觸爆炸破口尺寸的影響，Keil[52]得出了不同結論。通過對固支平板水下接觸爆炸的系列試驗發(fā)現(xiàn)水深對破口尺寸幾乎沒有影響，而裝藥質量與平板厚度才是影響破口尺寸的關鍵因素。并在此基礎上給出了平板在水下接觸爆下的破口半徑公式和產生破口的臨界藥量公式：

式中：t為板厚，m；Wcri為臨界藥量。

Rajendran 等[53]則進一步分析了材料強度參數(shù)對破口尺寸的影響，在理論推導過程中將板材料的本構關系假設為理想剛塑性，并考慮了平板的中面薄膜拉伸應變且忽略了平板在局部隆起和花瓣開裂過程中的能量耗散，其計算公式如下：

式中：W為裝藥TNT 當量，kg；ETNT為單位質量TNT 包含的能量（MJ/kg），密度為1 630 kg/m3的TNT 為4.44 MJ/kg；t為板厚，m；σy為材料的靜態(tài)屈服應力，MPa；εf為材料的失效應變；η 為裝藥能量轉化為板變形能的百分比，目標對象為高強度低碳鋼可取為0.123 6。

5.2 防護措施

總體而言，針對舷側外板的防護措施較少。為保證艦船產生破口而涌入海水后仍保持足夠的不沉性以及起降艦載機所必須的船體穩(wěn)定，需要對船體空間進行合理的水密分隔。而直接限制破口尺寸的有效措施是在外板上設置較強的加筋結構。從以上經驗公式來看，外板越厚，破口尺寸越小。但若以增加板厚來追求更小的破口尺寸并不合理，因為這不僅大大增加了結構的重量，而且會在接觸爆炸下產生更大質量的結構碎片。因此，有的設計思路認為：舷側外板在滿足結構強度要求的情況下應該盡量設計的薄些，以降低所形成破片的質量和尺寸，從而減小高速破片對內部艙室的侵徹毀傷效果。另外，在舷側外板內側噴涂聚脲材料[54-55]可以起到一定的止裂作用，并且可以有效減少破片的飛散。聚脲涂料是一種典型的彈性聚合物材料[56]，具有彈性模量高、抗拉強度和韌性好等力學優(yōu)點，并且可通過噴涂的方式直接與鋼結構粘結，施工工藝簡單。因而具有良好的抗爆抗沖擊性能和應用前景。研究人員在對具有聚脲涂層的目標結構進行抗爆試驗中發(fā)現(xiàn)：將聚脲噴涂在金屬板的背爆面時，可以有效減少鋼板的變形撓度，鋼板的變形速度峰值也有很大程度的衰減，并且可以有效阻止鋼板結構上形成的碎片飛散，涂層厚度越大，抗爆效果越明顯[57-58]。

6 舷側空艙載荷特性及防護措施研究現(xiàn)狀

6.1 舷側空艙載荷特性

舷側外板在炸藥爆轟下形成初始破口后，爆轟產物開始膨脹，形成的爆炸沖擊波分別向水中和膨脹空艙內傳播，使外板破口發(fā)生徑向擴展。由于水介質的慣性遠大于空氣介質，爆炸產物在膨脹空艙內的擴散速度遠大于水中，從而產生“腔吸效應”。大量爆轟產物灌入膨脹空艙，形成準靜態(tài)壓力，使舷側空艙內的各壁板產生鼓脹變形。吳林杰等[59]通過防雷艙水下接觸爆炸模型試驗測到了舷側空艙內的沖擊載荷，其載荷特性在時間尺度上可分為氣團膨脹擴散階段和脈動平穩(wěn)兩個階段，如圖17 所示。在氣團膨脹擴散階段，結構承受的載荷為瞬態(tài)沖擊載荷，其特征是沖擊壓力較大，但作用時間很短；脈動平穩(wěn)階段，隔離艙壁結構承受的載荷以緩慢衰減的準靜態(tài)氣壓為主，伴以壓力的小幅波動，其壓力值相對較小，但作用時間較長。在其試驗中測到的準靜態(tài)壓力的比沖量是沖擊波載荷的數(shù)倍。

陳鵬宇等[60]對膨脹空艙內的毀傷載荷進行了更細致的劃分，其載荷特性在空間分布上根據(jù)爆炸沖擊波的反射特性劃分為正反射區(qū)、馬赫反射區(qū)和角隅匯聚區(qū)，如圖18 所示。正反射區(qū)作用載荷由初始瞬態(tài)脈沖載荷和后續(xù)逐漸衰減的準靜態(tài)氣壓載荷疊加而成；馬赫反射區(qū)作用載荷則以準靜態(tài)氣壓為主；角隅部位由于沖擊波匯聚效應的影響，也會產生多次較強的沖擊，如圖19 所示。爆炸沖擊波以及形成的一系列反射波聯(lián)合準靜態(tài)壓力極易使空艙內的結構在邊緣處產生撕裂。并通過數(shù)值仿真方法擬合得出了膨脹艙準靜態(tài)氣壓pe的計算公式：

圖17 舷側空艙內典型測點壓力時程曲線[59]Fig. 17 Pressure-time histories of typical measuring points on side empty cabin

式中，A為常數(shù)，表征氣泡能占水下爆炸總能量的比例，取0.47；β 為修正系數(shù)，表征進入膨脹艙氣泡能的比例，取0.5；γ 為比熱比，取1.4；V為膨脹空艙的總容積；e為裝藥的比內能，當裝藥為TNT 時，取4.765 kJ/kg；me為裝藥的相當TNT 當量。

圖18 膨脹艙壁載荷特性區(qū)域分布[60]Fig. 18 Distribution of load characteristics on isolate bulkhead[60]

圖19 載荷簡化模型[60]Fig. 19 Simplified models of load[60]

6.2 防護措施

根據(jù)水下接觸爆炸下舷側空艙內的毀傷載荷特性，有以下幾點防護措施可以緩解結構的毀傷程度。

（1）結構性加強。由于沖擊波和準靜態(tài)壓力容易使空艙內的結構在邊緣處發(fā)生撕裂，因此，有必要在板緣處予以加強。

（2）泄壓。泄壓的防護設計思想主要是指以空間距離衰減耗散爆炸產物、沖擊波強度和能量，以空間容積耗散、降低準靜態(tài)壓力，從而達到保護重要艙室結構的目的。3.2 節(jié)中提到了在船體內部隔板上設置泄壓孔以允許爆炸產生的高溫高壓氣體釋放到艦船內的非關鍵空間。由于直接在肋骨間設置泄壓孔會影響艦船的整體水密性分隔，因此泄壓孔的具體做法是在艙壁外側安裝一定厚度的特種鋼制蓋，當爆炸沖擊波使空艙內壓增大時，鋼制蓋即脫落，使沖擊波壓縮的空氣由此泄出，降低艙室內壓，從而起到保護內層艙室的作用。沖擊波泄出孔與空艙防護結構的配合使用可以對沖擊波載荷的防護起到很好的效果，沖擊波壓力將在空艙中迅速衰減，這樣可以減輕內部艙室艙壁或防護水艙外板所承擔的壓力[9]。另外，更有效的措施是在舷側外板上設置泄壓板，讓爆轟氣團釋放至外界大氣中。但是泄壓板的工藝設計有一定的難度。資料顯示，日本海軍的“大鳳”號航空母艦就采用了這種形式的泄壓板設計，從實戰(zhàn)結果來看，這種設計對艦船舷側防護是有效果的。

（3）水霧抑爆。水霧對抑制爆炸沖擊波有著積極的作用。不僅在煤礦瓦斯抑爆中得到良好的應用[61]，而且在艦船抗爆設計上也有很好的應用前景[62]。通過現(xiàn)代雷達預警和自動水霧噴灑系統(tǒng)相結合可以很好的發(fā)揮水霧抑爆在艦船被動防御體系中的作用。水霧抑爆的防護機理主要有三個方面：①在爆炸沖擊波的傳播路徑上設置其他介質相，利用沖擊波在不同介質交界面上的入射、反射衰減耗散沖擊波能量；②當沖擊波作用于液滴時，液滴發(fā)生破碎、拋灑和飛散，從而實現(xiàn)沖擊波能向液體動能的轉化；③在沖擊波作用于液滴的過程中，液體發(fā)生霧化、蒸發(fā)吸熱，從而實現(xiàn)對沖擊波能的吸收。除此以外，水霧還可以減緩或熄滅沖擊波作用后的后續(xù)化學反應，稀釋爆炸后的氣體密度，防止產生二次爆炸或者次生火災[63-64]。Willauer 等[65]和陳鵬宇等[66]學者開展的水霧在密閉艙室中的爆炸試驗證實了水霧對艙內爆炸沖擊波的衰減作用。美國馬里蘭州海軍實驗室進行的一系列水霧抑爆試驗表明[67]：在安裝水霧噴射裝置的防雷艙室中，爆炸產生的初始沖擊波超壓峰值、沖量和準靜態(tài)壓力在水霧的作用下均有顯著的衰減。

7 液艙結構的毀傷與防護研究現(xiàn)狀

作為大型艦船多艙防護結構中的重要組成部分，液艙的設計應用非常巧妙，一方面艦船本來就有裝載的需要，另一方面對爆炸沖擊波與高速破片都有良好的抵御作用。如前文所述，液艙的前板所受載荷有三種，分別是沖擊波、高速破片和準靜態(tài)氣壓。相較沖擊波和破片載荷，準靜態(tài)壓力主要對周圍的橫隔艙壁以及上下甲板產生毀傷，而由于液艙較大的慣性質量使得準靜態(tài)壓力對其作用效果十分有限。因此，下文以沖擊波和破片作為液艙結構的主要毀傷載荷進行總結。

7.1 沖擊波載荷對液艙的破壞作用

爆炸沖擊波作用于液艙時，首先使液艙前板產生向后的動響應，同時，板后液體也將一起運動，這相當于前板的慣性力得到了增加，因此，前板的變形量相較于背空板要小的多。李思宇等[68]通過數(shù)值仿真方法對比了有無液體時液艙結構的破壞模式及吸能模式，并研究了液艙內水層厚度對液艙總吸能的影響。其次，爆炸沖擊波在空氣—鋼界面與鋼—液體界面透射進入艙內液體并作用于液艙后板，使得后板向后運動，同時向艙內反射稀疏波，稀疏波將導致艙內液體形成部分負壓區(qū)從而發(fā)生蒸發(fā)，最終在后板附近形成空穴，空穴的潰滅將再次向四周輻射沖擊波并作用在液艙結構上。這一現(xiàn)象通常在水下近距爆炸中發(fā)生，稱為二次加載[10,69]，其本質是沖擊波作用下的流固耦合效應[70]。杜志鵬等[21]認為，后板在沖擊波作用下的運動所產生的稀疏波將使液艙內的壓力降低，從而實現(xiàn)防護液艙對爆炸沖擊波的防護和阻斷的功能。另外，他們通過對防護液艙前、后板在近距爆炸載荷作用下的響應機理進行了理論分析，推導出了液艙前、后板的響應計算公式，計算結果表明：液艙后板的速度響應要大于前板，因此，液艙后板更容易破損。

7.2 破片載荷對液艙的破壞作用

當高速破片撞擊并侵徹液艙時，破片的速度因為液體的阻力得到顯著衰減。與此同時，艙內液體中會形成強烈的壓力波和液體流，破片的動能通過液體傳遞給結構壁面，從而使液艙產生嚴重的毀傷破壞，這種現(xiàn)象稱為水錘效應[71-73]（Hydrodynamic Ram）。Kwon 等[74]將彈丸侵徹液艙的過程分為撞擊、進入、開坑、空化和穿出5 個階段，根據(jù)結構屬性的不同，這5 個階段也不一定全部發(fā)生。如果結構足夠抵抗彈丸侵徹，那么只會發(fā)生撞擊；如果彈丸不能順利穿出，那么只會發(fā)生前4 個階段。

在水錘效應過程中，有三種典型的載荷在液艙中形成，分別是初始沖擊載荷、拖拽載荷和空泡潰滅載荷。初始沖擊載荷是由破片撞擊液面所形成的沖擊波，其以撞擊點為中心，呈半球形向外輻射。McMillen[75]通過彈丸侵徹水艙試驗發(fā)現(xiàn)：隨著與彈道之間角度的增大，距離撞擊點相同長度處的測點壓力峰值逐漸減小。這說明初始沖擊波在液體中的傳播并不是均勻的，彈丸頭部的沖擊波壓力最大，其傳播速度更快，在傳播一段距離后，波陣面最終呈現(xiàn)出半橢球形。初始沖擊波的壓力上升沿非常陡峭，但作用時間相對較短[76]，隨傳播距離的增大，壓力峰值顯著下降。初始沖擊波的載荷特性（壓力峰值與正壓作用時間）與彈丸的初速、質量和侵徹面積等因素相關。Dear 等[72]給出了球形彈丸侵徹蓄液結構所產生初始沖擊波的峰值壓力和正壓作用時間計算公式。唐廷等[77]則采用一維平面波理論推導了大質量片狀破片撞擊液艙所形成的激波載荷的計算方法，并指出：破片速度與沖擊波峰值成正比，速度越快，峰值越大。而破片速度不會影響沖擊波的衰減規(guī)律，沖擊波的衰減規(guī)律與破片的厚度相關。破片越厚，沖擊波的正壓作用時間越長。另外，液艙內的液位也會對初始沖擊波產生影響。在部分裝載時，由于自由液面反射稀疏波的原因會使沖擊波的壓力峰值以及正壓作用時間相比滿艙狀態(tài)要有所降低[78]。在實驗中所測到初始沖擊波往往有多個峰值，壓力時程曲線呈現(xiàn)出振蕩形式[79-80]，利用高清攝影技術拍攝到的初始沖擊波畫面也展示出間距很小的多個波陣面[81]。Disimile 等[80]認為這是由于彈丸在侵徹過程中的自身振動所造成的，彈丸在液體中持續(xù)運動，而沖擊波是由這個移動體不斷產生的。拖拽壓力載荷是由彈丸在液體中侵徹、開坑導致液體發(fā)生位移所形成的壓力場。這類似于水下爆炸過程中的滯后流載荷，也可以直觀理解為液體對結構壁面的擠壓載荷。相比初始沖擊波，拖拽載荷的壓力峰值并不大，但是其持續(xù)時間較長。McMillen 等[76]在實驗中發(fā)現(xiàn)：在遠離彈道附近處的傳感器并不能測到拖拽壓力，只有在距離彈道較近處才有壓力的上升。Disimile 等[80]在對比不同材料彈丸在侵徹蓄液結構時的載荷特性時發(fā)現(xiàn)：鎢制彈丸比鋼制彈頭產生的拖拽壓力峰值要大，而鋼制彈丸產生的拖拽壓力峰值要比鋁制彈頭情況下的要大。空泡潰滅載荷則是由彈丸或破片尾部形成的空泡潰滅所形成的。空泡的產生主要是由彈丸侵徹并排開液體所產生的。當彈丸速度足夠快時，彈丸周圍的液體甚至能夠蒸發(fā)并保持汽態(tài)，這也是空泡形成的一個原因[76]。彈丸的動能部分傳遞給周圍的液體，初始空泡在慣性力的作用下繼續(xù)膨脹發(fā)展，在膨脹至空泡最大尺寸后發(fā)生潰滅，從而向外輻射空泡潰滅壓力。這一過程與水下爆炸中的氣泡脈動是相似的，其空泡潰滅壓力的強度與空泡最大尺寸相關[82]。Field[73]指出在靠近空泡坍塌中心處的壓力甚至可以達到1 GPa，但在壓力波到達初始空泡半徑之前便會發(fā)生非常顯著的衰減。

水錘效應過程中的每一個階段都會以不同形式、不同程度的對結構產生破壞[83]。Varas 等[78]通過高速攝影觀察到，當初始沖擊波到達結構壁面時，結構開始發(fā)生變形。在開坑和空化兩個階段，結構的變形過程持續(xù)時間更久，遠大于第一個沖擊階段。在此階段，液體向周圍壁面加速運動，使結構發(fā)生大的塑性變形。因此，開坑與空化階段是結構發(fā)生變形的主要階段，彈丸或破片在液體中的開坑和空泡的膨脹發(fā)展是造成蓄液結構破壞的主要原因。Artero-Guerrero 等[84]則對此結論提出了限制條件，他們認為：只有當蓄液結構尺寸與彈丸侵徹所形成的最大空泡尺寸接近時，空泡的膨脹才是才是水錘毀傷作用的主要影響因素；而當蓄液結構足夠大時，空泡的膨脹并不是最嚴重的毀傷形式。空泡潰滅壓力是水錘效應過程中最復雜的問題，盡管許多學者對空泡的形成、膨脹和潰滅問題開展了大量的研究[82,85]，但是許多問題還沒有被完全解決，尤其是空泡潰滅壓力作用下結構的動響應問題，仍有待開展進一步的研究。

在破片載荷的毀傷作用下，蓄液結構呈現(xiàn)鼓脹變形的破壞模式，即各壁面都是發(fā)生向外的變形或破壞。尤其需要說明的是前板的變形破壞，其最終變形方向是與破片速度方向相反的。這是因為高速在撞擊前板時，前板發(fā)生絕熱剪切穿孔，變形區(qū)域限制在穿孔附近較小范圍之內。而破片進入液體后所形成初始沖擊波和壓力流的作用方向是與破片速度方向相反的，且這兩種載荷對前板變形的作用更加顯著，從而造成前板的反方向變形。另外，與沖擊波作用下的液艙破壞情況類似，在破片侵徹下，液艙后板的變形程度往往要大于液艙前板。這是因為在初始沖擊波和后續(xù)壓力流的作用下，液艙后板已經具有了預應力。在破片速度足夠快情況下，液艙后板向外變形并伴有沖塞穿孔，嚴重情況下甚至產生向外的花瓣破壞并伴有裂紋撕裂擴展和大塑性變形。

7.3 沖擊波與破片聯(lián)合作用下液艙結構的動響應

相比于沖擊波或破片載荷單獨作用下的毀傷效應，沖擊波與破片載荷聯(lián)合作用下結構的毀傷機制更加復雜。在戰(zhàn)斗部爆炸過程中，炸藥的化學能轉化為沖擊波和爆轟產物以及破片的動能。在近場爆炸情況下，沖擊波與破片幾乎同時作用于結構。近年來，許多學者發(fā)現(xiàn)在戰(zhàn)斗部近距爆炸下沖擊波與破片載荷對目標結構存在毀傷疊加和增強效應。Lepp?nen[86]開展了對混凝土結構在沖擊波與破片載荷作用下的試驗與數(shù)值仿真研究，結果表明：聯(lián)合毀傷載荷比破片單獨作用時對混凝土塊內部造成的毀傷更加嚴重。在此基礎上，Nystr?m 等[87]通過數(shù)值仿真研究得出了更進一步的結論：沖擊波與破片聯(lián)合沖擊下混凝土結構的毀傷比沖擊波與破片分別單獨作用造成的毀傷之和還要嚴重。類似的結果也被Marchand 等[88]、Zhang 等[89]和Hu 等[90]等學者所報道。而當沖擊波與破片載荷作用于液艙結構時，其前、后板的動響應有很大區(qū)別。液艙前板在受到沖擊波載荷時，其變形方向是向內的；而在破片侵徹下，前板的變形方向是向外的。當沖擊波與破片載荷聯(lián)合作用液艙時，沖擊波作用于前板的外表面，而破片侵徹形成的壓力脈沖作用于前板的內表面，兩者的作用力方向是相反的。因此，沖擊波與破片載荷的疊加增強效果并不會在液艙前板上展現(xiàn)。從液艙后板在沖擊波與破片載荷作用下的受力情況來看，兩種載荷使后板產生的變形方向是一致的。目前，在公開的文獻資料中，針對液艙結構在沖擊波與破片載荷聯(lián)合作用下的毀傷研究很少。

7.4 防護措施

液艙本身就是對爆炸沖擊波和高速破片的防護設計，在明確了液艙結構所受毀傷載荷和相應防護機理的基礎上，一些更進一步的防護措施被學者們提出。

對于爆炸沖擊波而言，液體介質能夠有效降低沖擊波的壓力峰值和沖量，因而被廣泛應用于彈藥庫[91-93]、車輛[94-95]、艦船[42,96]等重要目標的防護。Zakrajsek 等[97-98]和Bornstein 等[94,99]提出液體對爆炸沖擊波的防護機理主要依賴于液體的蒸發(fā)、動量轉化和阻抗差異。在實際的應用中，蓄液結構往往僅作為臨時存儲容器，在炸藥爆轟過程中破碎飛散以最大程度發(fā)揮液體對爆炸能量的轉化效率。從這一耗散機理來說，液艙并沒有充分發(fā)揮其防護功能，因為舷側多艙結構內的空間受限，艙內液體對爆炸能的吸收有限，主要還是依靠大體積液體增加液艙慣性力從而提高抗爆能力以及阻抗差異衰減沖擊波超壓。張弩等[100]通過數(shù)值仿真方法對比了單層、雙層液艙對水下接觸爆炸的防護效果，綜合對比結構變形、結構吸能和載荷強度后得出：雙層液艙結構比單層液艙結構的防護效果更好。蔡思淵等[101]提出在液艙中設置空氣隔層或者設置波紋夾芯板隔層，研究結果表明：在同等質量下，設置隔層能有效減小液艙后板的變形。并且，設置波紋夾芯板隔層的液艙結構吸能最大，防護能力最強。一些應用于其他目標結構的沖擊波防護措施也可為液艙防護提供參考。如Chen 等[102]為了提高作戰(zhàn)人員對爆炸沖擊波毀傷的抵御能力，提出了液壓能定向釋放技術。具體方法是將裝有水的橡膠軟管鋪設在凱夫拉防彈面板前，在沖擊波作用下，軟管中的水可從底部泄漏（如圖20 所示）。在其試驗中，液壓能定向釋放技術可使沖擊波的的峰值壓力下降達97%。還有學者嘗試通過改變容器中的儲存介質以試圖更好的降低沖擊波載荷。McCallum 等[103]通過數(shù)值仿真發(fā)現(xiàn)：相比大體積水，充氣的水可以顯著降低沖擊波的壓力峰值。對此，Grujicic 等[104]認為這一防護機理主要依賴于充氣水中較小的水中聲速，并指出聲速在充氣率為10%的水中小于50m/s，在這種可壓縮介質中，聲速的減小可以降低初始沖擊波下結構的動響應。而在Bornstein 等[99]開展的爆炸脹膜試驗（explosion bulge die test）中發(fā)現(xiàn)（如圖21 所示）：相比常態(tài)水，充氣水試驗工況下的鋼板變形量甚至更大。兩種截然相反的結論很有可能是因為目標結構與水箱防護結構之間的距離不同產生的。當水箱緊靠在目標結構前端時，其防御機制主要還是依靠水的飛散對爆炸能的轉化。因此，具有更大質量的常態(tài)水比充氣水對近距爆炸載荷的防御更具優(yōu)勢。另外，Bornstein 等[99]還嘗試在容器中加入剪切增稠液體以探索其對爆炸沖擊波的衰減效果，具體做法是在水中按1∶1 質量加入玉米粉，這種液體比普通水具有更大密度和更強的抗拉強度。試驗結果表明：剪切增稠液體試驗工況下鋼板變形比普通水情況要小，但防護效果的提升有限，試驗中鋼板的變形量僅下降了約3%。

圖20 液壓能定向釋放技術[102]Fig. 20 Hydraulic energy redirection andrelease technology[102]

針對高速破片侵徹蓄液結構時造成的水錘效應破壞，Townsend 等[105]提出了兩種有效措施：一種是在液艙中設置多層薄的空氣擋板（如圖22 所示）；另一種是使用低壓壓縮空氣在整個液艙內產生均勻分布的氣泡。兩種措施的原理都是通過沖擊波與反射波之間的相互影響來降低沖擊波的壓力，并有效的提高艙內液體的可壓縮性以緩解液體向結構壁面?zhèn)鬟f動能的效率，兩種措施均可使艙內液體中心區(qū)域的沖擊波壓力峰值下降約40～60%，同時結構的破損程度也得到了緩解。Disimile 等[106]利用多組三角形結構以反射彈體侵徹液艙時產生的激波（如圖23所示），并降低其對后續(xù)結構的破壞作用。試驗結果表明：安裝消波裝置后作用在液艙后板上的沖擊波壓力峰值約為單純液艙的60%。孔祥韶等[107]提出了在液艙內部敷設橡膠材料組成復合防護液艙的方案，試驗與數(shù)值仿真結果表明：復合防護液艙提高了液艙抗爆防御效果，液艙前板、后板最大變形分別減小了23%和8%，結構應變降低了30%，沖擊波峰值降低約19%。Artero-Guerrero 等[84]則認為削弱沖擊波雖能在一定程度上降低蓄液結構的破壞，但并不是最有效的方法。因為對于小尺寸蓄液結構，沖擊階段并不是“水錘效應”毀傷最嚴重的階段，而空泡的膨脹才是造成蓄液結構變形毀傷的最主要原因。為此，他們提出利用蜂窩鋁夾芯層填充水艙，這樣不僅可以利用芯層的變形進行吸能，還可以有效限制空泡在液體中發(fā)展，如圖24 所示。其試驗結果表明：設置蜂窩鋁夾芯層的水艙在彈丸侵徹下可使結構的膨脹體積降低達54%。在蓄液結構中設置泡沫、橡膠墊等吸能材料的方法也被Zapel[108]、Copland[109]、Bless 等[110]、Liu 等[111]開展過，其有效性均在試驗中得以驗證。仲強等[112-113]則從降低彈速角度提出將液艙前板設置為陶瓷夾芯抗彈面板（如圖25 所示），利用高強度和高硬度的陶瓷芯層的變形、破碎和翻轉運動等消耗彈體的動能。以此降低彈體的入水速度，從而提高液艙結構對高速侵徹體的防護能力。另外，Bless[114]還嘗試在蓄液結構的面板上焊接加強筋的方式以限制裂紋擴展，面板上的加強筋可為破口的擴展提供約束和限制，從而有效減小結構的毀傷。

圖21 充氣水箱對目標結構的防護[99]Fig. 21 Protection of aerated watercontainer on target structure[99]

圖22 薄的空氣擋板示意圖[105]Fig. 22 Schematic of the impact tank with thin air filled baffles[105]

圖23 三角架作為消波結構[106]Fig. 23 Bars of triangular used as mitigation memebers[106]

圖24 蓄液結構填充蜂窩夾芯鋁[84]Fig. 24 Fluid filled tank installed with honeycomb structure[84]

圖25 陶瓷/液艙復合結構[112]Fig. 25 Sketch of ceramic/fluid cabin composite structrues[112]

8 需進一步研究的問題

（1）在水中兵器裝藥質量一定的前提下，何種爆距對艦船結構的毀傷效果最大，即如何最大程度實現(xiàn)水中兵器的作戰(zhàn)效能，這一直是眾多學者討論的問題。在攻擊目標艦船時，是通過水下接觸爆炸產生強沖擊波和爆轟氣團對艦船造成局部破口損傷，還是充分利用水下近場爆炸產生的氣泡能對艦船造成總體毀傷？這是一個亟待回答的問題。對此，筆者認為需要結合目標艦船的排水量以及合理的毀傷評估兩個方面。對于大型水面艦船，以目前常規(guī)水中兵器的裝藥量，幾乎很難在近場爆炸下使船體產生嚴重的中拱變形，這種情況下，無疑是接觸爆炸更能起到毀傷作用。另外需要考慮的是針對艦船結構的毀傷評估，比如，針對中型艦船在接觸爆炸和近場爆炸毀傷分別造成的兩種典型破壞模式，哪一種破壞模式對艦船的生命力帶來更嚴重的威脅。值得提出的是，艦船的運動狀態(tài)或許也應該考慮在內。因為當艦船處在高速運動狀態(tài)時，水下近場爆炸下氣泡射流的形成很大程度上依賴于船體邊界，是否有足夠的時間使氣泡射流得以完全發(fā)展并成功作用于船體結構。綜上所述，開展近距范圍內船體結構在不同爆距下的毀傷研究對于水中兵器的毀傷威力的評估以及艦船結構抗毀傷能力評估具有重要意義。

（2）相比艦船水下舷側防護結構，水下船底防護結構的研究相對滯后。這主要和早期魚雷的攻擊方式有關。隨著現(xiàn)代水中兵器制導技術的不斷發(fā)展，船底板也成為魚雷攻擊的重點部位，而船底防護結構的空間明顯受限，沒有舷側那么大的利用空間，其對水下近距爆炸的防護能力較弱。船底處的龍骨是船體最重要的承重結構，一旦龍骨受損，艦船的總縱彎曲強度將嚴重削弱。不僅如此，船底處的水下爆炸威力比在舷側處更強。這是因為船底板在強沖擊波和爆轟氣團膨脹擠壓作用后，還承受后期氣泡涌流的沖擊載荷。當在水下舷側附近發(fā)生爆炸時，一部分氣泡能會在自由液面溢散，而在船底板爆炸，所有的氣泡能幾乎都作用船體結構，這種毀傷方式比舷側接觸爆炸更為嚴重。另外，船底龍骨附近的近距爆炸不僅可以使位于爆炸中心的艙段船底板架產生較大變形破壞，而且也會使相鄰的船底產生激烈的動載荷。因此，開展艦船雙層板架結構在接觸爆炸下的毀傷與防護研究，有利于提高艦船總體的抗毀傷能力，補齊短板，護住軟肋。

（3）一般的重型魚雷對中小型艦船實施水下近距接觸爆炸時，幾乎會是毀滅性的打擊。因其排水量較小、空間有限，很難在艦船水下部分設置大尺度的防護結構，更多的還是依賴主動防御體系（如預警規(guī)避、設置假目標、反魚雷武器等），但這并不意味著中小型艦船的水下結構防護可以被忽略，對于小當量的魚水雷、恐怖小艇、蛙人攜帶的簡易爆炸物以及艦船碰撞等問題仍具有重要意義。如何有效提高中小型艦船的水下抗爆能力仍是一個巨大的挑戰(zhàn)。

9 結 語

本文中以大型艦船水下舷側多艙防護結構為研究對象，系統(tǒng)地綜述了多艙防護結構在水下接觸爆炸下的毀傷與防護。首先介紹了多國海軍大型艦船水下防護結構的發(fā)展歷程，指出了多艙防護結構在歷次升級中的設計特點。其次對典型的三艙式舷側防護結構中的內部各艙室進行了功能性說明，明確了基本的防護機理和設計要求。然后概述了針對舷側多艙防護結構整體性毀傷的相關試驗和數(shù)值計算研究工作。在此基礎上，詳細分析了局部具體結構在主要作用載荷下毀傷機理，并總結了相應的防護措施。最后提出了目前防護結構存在的不足以及有待進一步探索的問題。這可為艦船的水下防護設計提供參考，以期提高我國大型艦船的結構抗毀傷能力。