舷側近距離爆炸下艙段模型毀傷試驗研究*

伍星星，劉建湖，汪 俊，王海坤，杲 濤，劉國振

（中國船舶科學研究中心，江蘇 無錫 214082）

水下近距離爆炸可對艦船結構形成嚴重打擊，是近年來水下爆炸研究的難點和熱點問題，學者們針對水下近距離爆炸開展了較多的試驗研究、理論研究和數值模擬等，取得了較為豐碩的成果。朱錫等[1]開展了水下接觸爆炸下水面艦艇舷側防雷艙結構模型抗爆試驗；唐廷等[2]采用Dytran 有限元分析軟件對水面艦艇舷側防雷艙結構的防護機理進行了數值分析，對水下近距離爆炸下沖擊波載荷、氣泡脈動載荷作用機理進行了分析；吳林杰等[3]通過開展小模型機理性試驗，對舷側近距離爆炸下空艙的載荷特性進行了測量，對爆轟產物與結構的相互作用下進行了研究；張倫平等[4]對舷側防雷艙接觸爆炸下耗能計算方法進行了研究；Nurick 等[5]采用試驗方法，對固支薄板在接觸爆炸下的響應進行研究，發現了板的沖塞、凹陷、開裂和花瓣翻轉現象，并發現在薄板的沖塞階段產生了一個半徑與炸藥和薄板接觸半徑基本相同的圓形破口；Wierzbicki 等[6]對接觸爆炸下固支圓板的花瓣開裂過程進行了理論分析和試驗研究，考慮了應變率效應，基于能量原理得到了破口半徑的計算方法；Rajendran 等[7]得到了水下接觸爆炸載荷下空背圓板的破口半徑公式；陳娟等[8]開展了水下近場爆炸下雙層底板架結構毀傷試驗，獲取了含水雙層底板架典型破壞模式；楊棣等[9]開展了水下近場及接觸爆炸作用下雙層底結構損傷試驗。上述研究成果雖然獲取了水下近距離爆炸下簡單結構的毀傷破壞模式及評估方法，但對于近距離爆炸下結構的毀傷機理揭示較少，姚熊亮等[10]指出近距離水下爆炸下，強沖擊波首先使得船體結構產生撕裂破壞，隨后，水下爆炸氣泡在具有初始破口的船體附近運動，對船體結構造成二次毀傷，最終導致船體結構形成致命毀傷。對水下爆炸氣泡的研究較多[11-14]，但現階段匱乏的是氣泡與初始破口不完整邊界相互耦合機理問題研究，這也是近距離水下爆炸下一大難點。基于此，本文中設計大尺度艙段模型，通過開展大尺度艙段模型水下近距離爆炸試驗，借以發現新現象、新機理，從而為后續更好揭示水下近距離爆炸下艙段模型的毀傷機理提供支撐。

1 試 驗

1.1 試驗模型

圖1 模型結構示意圖Fig. 1 Schematics of whole structure of cabin model

試驗中藥量為2.8 kg TNT，爆距0.18 m，爆點縱向（船長方向）位于船舯，垂向處于水線下方0.44 m，水平距離舷側平直板0.125 m，具體位置如圖2 所示。

1.2 測點布置

本次試驗中共布置加速度、中頻振子、應變片等3 類測點，其中加速度計、中頻振子用于測量艙段模型的沖擊環境分布規律，具體測點位置如圖3 所示，加速度測點12 個，中頻振子測點4 個，基本布置在甲板、艙壁等強力構件處，試驗中加速度傳感器采用BK4371，放大器為BK2635，采樣頻率為50 K，儀器均在計量有效期內。應變片采用BE120-3BB，應變測點主要用于測量艙段模型典型結構位置的沖擊響應，測點位置如圖4 所示，共布置測點22 個，所有測點采用半橋接法，粘貼好的應變片涂好703 膠密封。所有測點均布置于船舯部位。

圖2 藥包布置位置示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the location of charge

圖3 艙段模型中縱剖面加速度、中頻振子測點布置示意圖Fig. 3 Schematic diagram of the measuring positions of acceleration, intermediate frequency oscillator

圖4 艙段模型中縱剖面應變測點布置示意圖Fig. 4 Schematic diagram of the positions of strain measurement

2 試驗結果分析

2.1 結構破損情況分析

舷側近距離爆炸后艙段模型的整體毀傷效果如圖5 所示，模型局部毀傷效應較為明顯。從縱向（船長方向）來看，變形毀傷區域基本集中在試驗段橫艙壁之間，其中舷側破口基本處在肋位17～23（試驗段肋位編號如圖3～4 所示），大變形區域基本集中在肋位23～25、肋位15～17，并在橫艙壁處（肋位15、25）形成明顯的塑性鉸邊界；從垂向來看，模型撕裂區域向下最長延伸至內底下方第2 道縱隔板位置，向上最長延伸至2 甲板上方16 cm 處，破口區域基本集中在內底與2 甲板之間，2 甲板～01 甲板下方舷側部分板格發生了局部較為明顯的塑性變形，上層建筑基本未變形。外板的破口形狀近似長條形，基本呈對稱狀態，破口尺寸長202 cm、寬67 cm。靠近雙層底破口區域存在較為明顯的三條裂縫，裂縫1 位于試驗段正中間（肋位20），長68 cm，開口最大寬度30 cm；裂縫2 位于肋位19，長12 cm，開口寬5 cm；裂縫3 位于肋位18，長46 cm，開口寬12 cm；3 條裂縫的撕裂基本沿著橫隔板位置，但產生的機理存在一定的差異，裂縫1 主要是在拉伸、彎曲的作用耦合下形成的，裂縫2～3 主要是在剪切的作用下形成的。破口外圍區域存在一明顯的塑性鉸邊界，塑性鉸邊界大體呈橢圓形，在靠近舷側區域、雙層底向艙室內部凹陷，并在中間位置（肋位20）撕裂。

圖5 模型整體變形結果Fig. 5 Deformation of cabin model

圖6 所示為雙層結構內部破壞示意圖，結合圖5（b）可以看出，試驗后靠近爆心區域雙層底中間沿著裂縫1 撕裂，兩側向內凹陷。從內部來看，靠近舷側爆心區域雙層底毀傷最嚴重，如圖7 所示的A 區域，部分內底板板格在舷側外板及強肋骨的帶動下，與肋板發生撕裂；部分板格四周出現撕裂，這主要是由于外部雙層底向內凹陷，引起部分雙層底內板板格處于平面內壓縮狀態，內底板板格開始屈曲失穩，發生褶皺隆起變形，板格邊界撕裂，同時邊界交接處還形成較為明顯的部分尖角變形模式。圖7 所示的雙層底B 區域，內底板板格出現局部失穩，產生局部隆起變形，未出現邊界撕裂。圖7 所示的雙層底C 區域，板格幾乎未形成較為明顯的塑性變形，內底板板格仍具有較強的承載能力。

圖6 雙層底模型內部破壞結果Fig. 6 Fracture of inner double bottom structure

圖7 雙層底模型整體變形破壞示意圖Fig. 7 Schematic of the whole fracture and deformation of double bottom structure

圖8 所示為2 甲板破壞示意圖，2 甲板是雙層底上方第1 道甲板，試驗后毀傷較嚴重。2 甲板隆起變形較為明顯，隆起變形區域基本位于圖9 所示青色區域內，越靠近舷側區域，隆起變形越明顯。同時，2 甲板形成較為明顯的2 個破口，破口具體位置如圖9 所示，破口1 縱向方向限制在一個肋位內，橫向基本撕裂至船舯，破口基本沿著加筋位置撕裂；破口2 縱向方向跨過肋位3，橫向基本撕裂至船舯，破口撕裂位置具有一定的隨機性。兩破口周邊加筋毀傷較為嚴重，基本沿著加筋沿焊縫處發生翻轉貼合至甲板。此外，2 甲板在與橫艙壁的交接處，部分加筋出現部分撕裂，主要是由于2 甲板整體隆起變形引起的。

圖8 2 甲板變形破壞結果Fig. 8 The whole damage and deformation of deck 2

2 甲板加筋破壞模式較為豐富，部分加筋在焊縫處發生偏轉，直接貼合至2 甲板；部分加筋出現撕裂破壞，加筋與甲板撕裂或者加筋面板與腹板撕裂；部分加筋受到二次破片載荷攻擊，呈現被擊穿或者凹陷變形破壞模式。

2.2 破片分析

舷側近距離爆炸下，艙段模型形成了較多的破片，通過對比發現，模型的破片主要由爆心正對區域的舷側外板及加筋破壞形成，共搜集到破片近80 枚，破片總質量5.6 kg，最大破片質量0.76 kg，如圖10 所示。爆炸形成的破片可對艙室內部結構造成一定的損傷，在2 甲板區域可發現多處被破片碰撞擊穿的痕跡，在碰撞過程中破片自身發生較大變形，因此收集到的破片基本呈扭曲狀態。

圖9 2 甲板破口位置示意圖Fig. 9 Schematics of the detail positions of crevasse on deck 2

圖10 破片對結構毀傷結果Fig. 10 Structure damage by flying fragments

2.3 結構應變測試結果

試驗中共布置雙向應變片測點22 個，但由于結構遭受到爆炸沖擊載荷，部分測點未測量到有效信號。對應變數據進行頻譜分析可知，測點響應基本在300 Hz 內，如圖11 所示，因此對應變數據采用300 Hz 通濾波處理，典型測點應變時程曲線如圖12 所示，測點在經歷應變峰值后，最后基本趨于一個穩定值，即殘余塑性應變，表1 記錄了有效數據各測點的應變峰值及塑性應變值。從測量結果來看，艙段模型的變形主要集中在試驗段，尤其是2 甲板，塑性應變峰值超過10－2。從縱向來看（船長方向），除試驗段外，過渡段及附加段的變形較小，測量獲取的應變峰值為1 538×10－6，塑性應變最大值為401×10－6；從垂向來看（船高），試驗段1 甲板中間區域還出現一定的塑性變形，塑性應變為2 512×10－6，模型甲板1 出現局部中間隆起變形，在1 甲板以上區域，模型幾乎未變形。綜合2.1 節試驗破損狀況，可以看出舷側近距離爆炸對艙段模型的毀傷效果基本為局部毀傷。

圖11 典型應變測點頻譜曲線示意圖Fig. 11 Typical spectral-frequency curves

圖12 典型應變測點時程曲線示意圖Fig. 12 Typical strain-time curves

結合表1 中應變測點數據進一步分析，對于2 甲板，如圖6 所示，由于2 甲板處在爆點上方第一層甲板，因此破壞最嚴重，2 甲板試驗段區域測點（E2-3～6 測點）應變峰值及塑性應變均超過10－2，2 甲板過渡段測點2 的應變峰值與塑性應變值結果相當，測點2 縱向（X方向）應變值均大于橫向（Y方向）應變值，表明2 甲板過渡在爆炸過程中主要承受縱向方向拉伸作用；1 甲板位于2 甲板上方，根據試驗勘查結果來看，該甲板并未產生明顯隆起塑性變形，結合表1 測量數據，從縱向方向來看，1 甲板位于橫艙壁測點附近的測點塑性應變要大于試驗段中心、過渡段中心測點，這主要是由于橫艙壁作為應力波向上傳遞的主要構件，艙壁及其附近區域甲板承載更多的沖擊載荷，類似現象同樣可在01 甲板出現。從垂向方向來看，綜合對比肋位27 測點應變值，測點塑性應變值隨著高度的增加呈先減小而后增加的變化趨勢，01 甲板測點應變峰值及塑性應變增加的原因主要是由于上層建筑在沖擊響應過程中的鞭狀效應引起的。

表1 應變測點結果Table 1 Results for strain measuring points

2.4 沖擊環境分析

艙段模型的沖擊環境主要利用加速度測量數據進行分析，舷側爆炸時，由于炸藥距離水面較近，氣泡在形成過程中浮出水面導致破裂，因此加速度時程曲線上未能反映氣泡脈動載荷二次加載作用。對加速度曲線進行指數修正、零漂處理，再進行積分依次獲取測點的速度、位移時程曲線，圖13 表示的是典型測點加速度、速度、位移時程曲線。可以看出，測點加速度曲線為高頻振蕩曲線，其中艙壁位移由于處在壓縮狀態，且承擔著上下甲板間力的傳遞作用，因此高頻信號最豐富，中頻振子由于本身自帶高頻濾波作用，因此時程曲線較光滑。此外，還可以看出，測點位置還存在明顯的二次加載作用，以測點A01-2 為例，測點速度峰值出現在第2 個速度負峰值，主要是由于測點在遭受首次沖擊后，再次遭受第二次“再加載”載荷。二次加載的載荷可由結構的撕裂毀傷抖動、破口處涌進水流的碰撞、未知因素引起的高速水流撞擊等引起。同時還發現，越靠近爆心位置，測點加速度、速度峰值越大。

對測點加速度進行分析，得到測點沖擊譜，同時利用同一位置測點中頻陣子數據進行驗證，對比結果見圖14 所示，結果表明，由測點加速度計算得到的沖擊譜值與中頻振子加速度峰值吻合較好，說明本實驗中加速度測量結果可信度較高。

圖15 所示為測點沖擊譜變化規律。在低頻階段，氣泡浮出水面發生破裂，測點低頻段響應峰值并未出現中遠場水下爆炸下氣泡脈動周期倍頻現象，測點峰值所對應的1 Hz 頻率也非艙段模型一階固有頻率，低頻階段各測點并未表現出明顯的等位移段；中頻段測點垂向方向測點4 表現出了明顯的多峰特性，各峰值所對應的頻率與測點所在甲板（艙壁之間）的一階（12 Hz）、二階（25 Hz）、三階（100 Hz）彎曲頻率值基本吻合；高頻階段各測點表現出等加速度特性。在垂向方向，各測點沖擊譜譜值基本呈現先減小后增大趨勢，這與上層建筑在中遠場沖擊環境下的變化趨勢基本一致；在縱向（見圖15（b）），越靠近爆源位置，中高頻段速度譜值、加速度譜值越大，但低頻段的譜位移并未表現出明顯變化趨勢。

圖13 典型測點加速度、速度、位移曲線Fig. 13 Acceleration, velocity, displacement curves corresponding to the typical measuring points

圖14 中頻振子修正下的測點沖擊譜Fig. 14 Shock spectrum with intermediate frequency oscillator correcting

圖15 測點沖擊譜變化規律Fig. 15 Typical point shock spectrum tendency

3 進一步探討

3.1 舷側近距離爆炸下模型破壞新模式

在本次試驗中，模型內部多處位置遭受到不明高速水流沖擊，如圖16 所示，橫艙壁垂向加筋在遭受水流沖擊后，腹板、面板沿水流沖擊方向凹陷，出現局部失穩；舷側縱骨加筋向內底板方向凹陷，該肋位加筋基本喪失縱向承載能力；2 甲板加筋破壞尤為明顯，一處加筋位置直接發生翻轉直至貼合至甲板表面，多處位置加筋在向內變形過程中直接撕裂破壞，有的與甲板直接脫裂撕開，有的與加筋面板直接撕裂脫開，可見水流具有較高的速度。

圖16 高速水流對模型的沖擊毀傷情況Fig. 16 Damage failure model from water jetting

試驗中雖然發現了水流對結構的破壞毀傷，但水流的形成機理現階段尚未掌握，還需后續持續研究。本次試驗藥量2.8 kg，氣泡半徑約2 m，但由于距離自由面較近，氣泡較早發生潰滅，水流肯定不是由傳統研究的氣泡收縮失穩形成的射流。文獻[10]中指出，水下爆炸氣泡在與非完整邊界耦合作用過程中，受自由液面、反射沖擊波等多因素作用，將產生“腔吸現象”、反射流、對射流等強非線性載荷。在本次試驗中，近距離爆炸下舷側外板將產生初始破口，隨后氣泡將與帶有初始破口的舷側外板進行耦合作用，水流的形成很可能是由于氣泡在與非完整邊界、自由面耦合過程中形成的，但具體形成機理還需后續持續進一步研究。

圖17 舷側爆炸外板破壞模式分布圖Fig. 17 Schematic of failure models of shipboard plates subjected to explosive loading

3.2 舷側外板毀傷模式分析

依據艙段模型毀傷試驗結果，舷側近距離爆炸下舷側外板的破壞過程如圖17 所示。藥包起爆后，爆心正對2 塊板格（圖中紅色區域）在強沖擊波等載荷作用下，撕裂形成破片群（從試驗后外板勘驗及回收破片發現）；同時舷側外板開始凹陷變形，并在舷側強加筋、甲板、內底板等強力構件交接處開始撕裂，形成長裂縫，如圖中藍色線條所示；舷側大加筋下方外板最終內凹并向下方彎曲，舷側大加筋上方外板內凹卻向上方彎曲，同時雙層底下方區域沿著中間撕裂。

本次試驗爆距為2.4 倍藥包半徑，屬于接觸爆炸范疇（6 倍藥包半徑以內），但其破壞模式與藥包純接觸爆炸下存在一定差異：

（1）純接觸爆炸下，爆心正對區域沖塞形成與藥包直徑尺寸相近的大質量飛片，而本次試驗中雖然形成較多數量破片，但并未發現該類型的沖塞破片；

（2）純接觸爆炸下，破口四周基本呈花瓣型開裂，而本次試驗中外板基本沿著強加筋交接處撕裂。

另外，本文結果與文獻[15]中艙段模型兩次近場爆炸下（爆距為10 倍藥包半徑、14 倍藥包半徑工況）毀傷模式存在一定的差異，文獻[15]中兩次試驗后艙段模型外板幾乎保持完整，未見明顯板格形成破片飛出，但裂縫的形成與本文試驗相近，基本都是沿著強加筋交接處撕裂。

綜合對比可以發現，隨著近距爆距的改變，舷側外板的破壞模式逐漸從中心沖塞飛片、四周花瓣開裂向中心撕裂破片、四周沿強加筋邊界處撕裂再向沿強加筋邊界處撕裂改變。

3.3 舷側外板破口尺寸估算方法

式中：d為爆距，m；x，y為板格范圍，m；

計算結果如表2 所示，依據結果來看，板格A1、A2、B1、B2、B3 發生破壞，A3 接近發生破壞，此計算結果表明，舷側外板的破口橫跨6 個肋位，Lp=1.8 m，與試驗測量結果2.02 m 偏差在10%以內，說明建立的板格能量計算方法可用于后續工程評估。

圖18 板格區域劃分示意圖Fig. 18 Schematic of division of the shipboard plate

表2 計算結果Table 2 Calculated results

4 結 論

通過開展大尺度艙段模型舷側近距離爆炸水下爆炸試驗，依據試驗后獲取的艙段模型破壞模式、典型部位沖擊環境數據、典型部位動態響應等數據，綜合對比分析得到如下結論：

（1）舷側近距離爆炸可在爆心所在位置對艙段模型造成較為嚴重的毀傷破壞，如舷側外板的撕裂破壞、內底板撕裂、加筋的撕裂屈曲失穩等，但毀傷范圍較為有限，艙段模型的毀傷以局部破壞為主；

（2）舷側近距離水下爆炸下可形成較為明顯的水射流載荷，但水射流載荷形成機理還需進一步研究；

（3）本文中基于板格能量方法建立的近距離舷側外板破口計算公式，與試驗結果偏差基本在10%以內，相較于先前計算方法有了較大改進，可用于后續舷側近距離爆炸下舷側外板破口評估計算；

（4）從加速度時程曲線來看，近距離爆炸下局部位置存在明顯的二次“再加載”效應，主要是由于結構的撕裂毀傷抖動、破口處涌進水流的碰撞、水流撞擊等因素造成。