底部近距離爆炸下艙段模型毀傷試驗研究*

伍星星，汪 俊，劉建湖，劉國振，王海坤

（中國船舶科學研究中心， 江蘇 無錫 214082）

水面艦船在遭受魚雷、水雷攻擊后的損傷破壞響應一直是艦船領域工作者較為關注的問題，近年來，隨著試驗技術、理論分析、仿真計算水平的不斷向前推進，水面艦船的水下爆炸研究已從中遠場爆炸開始轉向近場爆炸研究。劉建湖[1]采用激光干涉測速儀(velocity interferometer system for any reflector，VISAR)和同時分幅掃描超高速光電攝影測量技術，測量了近場接觸爆炸范圍內（6 倍藥包半徑以內）沖擊波的傳播及其衰減規律，建立了近場接觸爆炸范圍內水下爆炸計算模型；周章濤等[2]結合試驗和數值結果，分析了水下近距爆炸范圍內沖擊波傳播、空化閉合及再加載效應，揭示了近距爆炸下水下流固耦合機理；在結構毀傷效應方面，研究對象基本為簡單板及加筋板結構，朱錫等[3]開展了典型板架模型在近距離及接觸爆炸作用下破口毀傷試驗研究，指出結構形式及加筋對板架的破壞具有一定的影響，同時對水下接觸爆炸下的破口長度公式進行了改進；Nurick 等[4]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[5]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[6]得到了水下接觸爆炸載荷下空背圓板的破口半徑公式。也有學者[7-10]對含水雙層底在近距爆炸下的響應進行了研究，通過開展試驗與數值研究，獲取了含水雙層底結構近距爆炸下毀傷過程及典型破壞模式。此外，吳庭翱等[11]對水下接觸爆炸下多艙防護結構的舷側外板結構（背空板）、液艙結構及夾芯結構的響應現狀進行了進展研究，對現階段接觸爆炸下的主要研究成果進行了歸納總結；姚熊亮等[12]圍繞水下爆炸氣泡及其對結構毀傷研究，從試驗研究、理論研究、數值研究等方面進行了總結，指出近場爆炸下氣泡對結構的毀傷特性研究較少，氣泡射流載荷的形成對艦船的破壞規律、氣泡在不完整邊界下形成的腔吸現象等亟需研究。現階段關于水下近距離爆炸下結構的研究基本集中在簡單結構方面，對于大尺度艙段模型在近距離爆炸下的毀傷響應鮮有報道，尤其是底部方位爆炸。基于此，本文中主要對底部近距離爆炸下艙段模型毀傷進行試驗研究。

1 試驗模型

1.1 試驗模型

試驗模型為典型的水面艦船艙段模型，長度為15 m，寬度為3 m，高度為3.8 m，吃水1 m，模型主要分為5 個艙段。其中中間艙段為試驗艙，長度為3 m，兩端依次為過渡艙、附加艙，中間試驗段橫剖面如圖1 所示，模型內部結構如圖2 所示。在垂向方向，模型中間試驗段主要包含含水雙層底、甲板、上層建筑等典型結構。試驗段雙層底高度為0.18 m，雙層底結構板厚均為3 mm，舷側外板板厚為3 mm，舷側強肋骨、肋骨、縱桁采用T 形加筋。加筋尺寸主要有兩類：一類面板厚度為4 mm，長度為40 mm，腹板厚度為2 mm，長度為100 mm；另一類面板厚度為2 mm，長度為40 mm，腹板厚度為2 mm，長度為20 mm。各層甲板、上層建筑甲板厚度為2.5～3.5 mm，同樣采用T 形加筋進行加強。試驗過程中為避免焊接加工工藝對試驗結果帶來影響，模型中試驗段破壞區域板厚保證大于3 mm。艙段模型總質量為14.2 t，排水量為37.8 t，雙層底壓載水量約9.5 t，兩端附加艙段艙室通過注水配載14.1 t。

模型采用Q345B 鋼加工，Q345B 鋼是一種應變率效應明顯的低碳鋼，靜態屈服強度為358 MPa，抗拉強度為539 MPa，斷后延伸率為34%，斷面收縮率為71.9%，不同應變率下Q345B 鋼應力應變曲線如圖3 所示。

圖2 模型內部結構示意圖Fig. 2 The inner structure of the cabin model

圖3 Q345B 鋼不同應變率下的應力應變曲線Fig. 3 Stress-strain curves of Q345B at different strain rates

1.2 測點布置

為探究近場爆炸下艙段模型的沖擊環境分布規律，本次試驗中布置了加速度、中頻振子等測點，測點分布如圖4 所示。其中加速度測點12 個，中頻振子測點4 個，基本布置在甲板、艙壁等強力構件支撐處。加速度測點采用符號A 或AG 表示，A 表示測點位于甲板，AG 表示測點位于艙壁，測點符號后第1 個數字表示測點所在甲板位置，第2 個數字表示該測點位于該層甲板第幾測點。中頻振子數據主要用以驗證加速度測點精度，采用符號M 表示，符號后數字與加速度測點表示一致。試驗中加速度傳感器、放大器采樣頻率為50 kHz，所有測試儀器均在計量有效期內，所有測點均布置在船舯部位。

圖4 艙段模型中加速度、中頻振子測點布置示意圖Fig. 4 Layout of measuring points for acceleration, intermediate frequency oscillator

1.3 試驗工況

試驗主要用于探索底部近場爆炸下艙段模型的毀傷特性，試驗工況如表1 所示。試驗主要分為兩類：一類為底部近場爆炸試驗；另一類為對比試驗，主要用于進一步說明底部爆炸對艙段模型的毀傷特性。通過開展試驗工況2～3 中遠場底部爆炸沖擊環境試驗，借以說明底部近場爆炸下艙段模型的沖擊環境分布規律；通過開展試驗工況4 中的近場舷側爆炸試驗，進一步突出底部近場爆炸下的毀傷特性。此外尤需說明的是，工況1、工況4 都會對模型形成較大的影響，因此1.1 節中試驗模型共加工2 個，分別用于試驗工況1 和試驗工況4。工況1 和工況4 中藥包的布放位置如圖5 所示。

表1 試驗工況表Table 1 Experimental cases

2 底部近距離爆炸試驗結果分析

圖5 藥包布置位置Fig. 5 The charge positions

2.1 艙段模型結構破損情況分析

底部近距離爆炸后,艙段模型的整體毀傷效果如圖6 所示。試驗后，艙段模型試驗段毀傷較為嚴重，從外部毀傷來看，雙層底結構在強沖擊波作用下，正對爆心區域發生大范圍撕裂，同時產生較為明顯的凹陷變形，弧度類似于拋物線形，凹陷區域的終止位置大體位于試驗段橫艙壁位置處。位于水線與甲板01 之間的舷側外板及其舷側肋骨發生較為明顯的褶皺變形，表明爆炸過程中舷側外板板格及舷側外板加筋發生了大范圍的失穩屈曲。這主要是由于底部爆炸下，試驗段舷側區域在沖擊波及后續爆轟產物加載過程中基本處于受壓狀態，受壓狀態下板格及加筋易產生屈曲失穩。與此同時，模型整體發生較為明顯的整體隆起變形。采用兩端牽線法進行測量，其中水線位置（圖中白線位置）處最大隆起變形為29.0 cm，位于船舯區域，模型試驗段該位置平均隆起高度為22.5 cm，過渡段平均隆起高速為16.5 cm。在甲板01 位置，最大隆起高度為32.0 cm，位于船舯區域，模型試驗段該位置平均隆起高度為30.5 cm，過渡段平均隆起高速為25.5 cm。從艙段模型毀傷試驗結果來看，在縱向方向，變形毀傷區域基本集中在試驗段橫艙壁之間；在垂向方向，變形毀傷區域基本集中在甲板02 下方，甲板01 上方區域仍存在較為明顯塑性變形；在橫向方向，左舷、右舷方向變形毀傷基本呈對稱關系。

底部爆炸下艙段模型的破口區域如圖7 所示，外板破口大體呈菱形，破口縱向（船長）長度為78 cm，同時橫向（船寬）方向破口外延形成一條長裂縫，裂縫一端沿著與橫隔板相交處撕裂，另一端沿著板格1/3 位置撕裂。內底板的破壞模式更為復雜，爆心附近的板格發生撕裂，部分完全脫離內底板飛向甲板2，部分多邊撕裂，向上隆起，同時內底板在船舯方向撕裂，形成長裂縫，裂縫止于舷側強肋骨。此外，雖然外板產生破口，但外板整體基本保持完整，并未形成大質量破片。

圖6 底部近距離爆炸后艙段模型整體毀傷結果Fig. 6 The damage result of the cabin model after bottom close-in underwater explosion

圖7 底部破口形狀結果Fig. 7 The shape of the bottom crevasse

內底具體變形破壞見圖8 所示。在爆心正對附近區域，內底板整體隆起變形較大，同時板格在與肋板交接位置基本發生撕裂，其中有2 塊板格四邊發生完全撕裂，形成大質量破片撞擊內底板上方甲板（甲板2），有3 塊板格三邊完全撕裂；遠離爆心一定距離處，板格中間區域形成褶皺，發生屈曲失穩變形；但當進一步靠近舷側、橫艙壁位置時，在強邊界作用下，板格變形破壞程度進一步加強，當靠近橫艙壁時，板格與板格、橫艙壁間存在局部撕裂，在靠近舷側區域時，尤其是舷側與橫艙壁交接位置處，板格完全屈曲破壞，發生較為明顯的極度凹凸不平扭轉變形，同時與之相連的舷側強肋骨發生失穩，部分還與板格產生撕裂。

圖8 內底板破壞變形結果Fig. 8 The damage results of inner bottom plates

考慮到藥包距離內底板為0.38 m，藥包質量為2 kg，沖擊波首先需作用于船體外板，底部爆炸形成的沖擊波難以對內底板板格直接撕裂形成大質量破片，因此試驗中板格破片的形成很大可能是底部爆炸形成的水射流作用引起的。

甲板2 位于雙層底上方，是破壞最為嚴重的一層甲板，具體毀傷破壞見圖9 所示。甲板2 整體向上隆起變形，最大隆起變形為36 cm，位于艙室正中心。甲板2 下方加筋破壞較為嚴重，部分加筋扭曲撕裂，部分加筋屈曲，部分還存在被破片二次擊穿，部分與橫艙壁連接加筋出現局部撕裂，加筋的破壞導致加筋對甲板2 的支撐作用減弱，從而引起甲板2 局部區域失穩，導致甲板2 在隆起變形變心過程中甲板板格呈現局部的凹凸不平。

圖9 甲板2 毀傷破壞結果Fig. 9 The damage results diagram of deck 2

甲板1 整體向上隆起變形，其中中間隆起變形高度最大，局部甲板板格存在明顯的屈曲失穩，在與橫艙壁交接處（靠近爆心側）形成較為明顯的塑性鉸，與之相連的艙壁存在局部失穩，加筋出現屈曲變形，類似現象同樣存在舷側外板及其加筋區域。同時甲板位置存在兩處較為明顯的破片擊穿痕跡，具體結果如圖10 所示。

圖10 甲板1 毀傷破壞結果Fig. 10 The damage results of deck 1

2.2 底部近距離爆炸沖擊環境結果分析

本節主要對底部爆炸下艙段模型非破損區域的沖擊環境進行分析，依據獲取的加速度時程曲線，通過進行零漂處理，再積分獲取測點的速度、位移時程曲線，典型測點加速度曲線如圖11 所示，其中圖11（a）～11（c）為加速度測點時程曲線，圖11（d）為中頻陣子時程曲線。從圖中可以看出，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，因此高頻信號最為豐富，中頻振子由于本身自帶高頻濾波作用，因此時程曲線較為光滑。此外，還可看出，測點位置還存在明顯的二次加載作用，如圖11（a）～（b）紅框所示，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，表明底部近距離爆炸下沖擊載荷成分及結構破損機理十分復雜。

對于加速度峰值，可發現，在縱向（船長）方向，越靠近船舯位置（爆心正對位置），加速度峰值越大；在垂向方向（船高），加速度峰值先降低后升高。

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，對比結果如圖12 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（綠色圈點）吻合較好。這說明本實驗中加速度測量結果可信度較高。

圖13 所示為測點沖擊譜變化規律示意圖，各測點沖擊譜在低頻段表現明顯的等位移性質、中頻段表現等速度性質、高頻段表現等加速度性質，對于船舯部位測點，出現較為明顯的雙峰特性。對比垂向方向各測點沖擊譜可以看出，各測點譜位移、譜速度、譜加速度相差不大；對比橫向方向各測點沖擊譜可以看出，越靠近船舯位置（爆心位置），譜位移、譜速度、譜加速度值越大。

3 進一步探討

3.1 底部近距離爆炸沖擊環境特性分析

將底部近距離爆炸、底部中遠場爆炸下艙段模型的沖擊環境數據進行對比，從而可以進一步獲取底部近距離爆炸下沖擊環境變化規律及特性。圖14 所示為同一測點在不同爆炸工況下的沖擊譜曲線示意圖，其中藍色表示的是底部近距離爆炸工況（工況1）；紅線表示的是工況2 試驗數據；綠色表示的是工況3 試驗數據。綜合對比可發現：在中高頻段，底部近距離爆炸下測點的沖擊譜曲線變化趨勢基本與中遠場爆炸一致；而在低頻階段，底部近距離爆炸下的譜位移要遠高于中遠場爆炸工況。主要原因如下：

（1）底部近距離爆炸下，艙段模型結構吸收的沖擊能量較多，模型產生明顯的剛體位移及整體彎曲變形，導致低頻階段測點的譜位移相較中遠場工況大；

圖11 典型測點加速度、速度、位移曲線Fig. 11 The acceleration, velocity, displacement history time curves of typical points

（2）雖然底部近距離爆炸可對爆心附近結構造成局部撕裂破壞，但爆炸沖擊能量在向船體其他部位傳遞時，模型各層甲板對爆炸沖擊的高頻信號仍具有很強的率波作用，因此試驗中各測點在不同試驗工況下的中高頻段的沖擊譜值仍基本一致。

圖12 中頻振子修正下的測點沖擊譜Fig. 12 The diagram of shock spectrum with intermediate frequency oscillator correcting

圖13 典型測點處沖擊譜變化規律Fig. 13 The diagram of typical point shock spectrum tendency

3.2 底部近距離爆炸特有毀傷模式分析

本節主要對比近距離底部爆炸（工況1）、舷側爆炸下試驗結果（工況4），以此獲取底部近距離爆炸下典型破壞模式。圖15 所示為舷側爆炸后艙段模型變形毀傷示意圖，在爆心正對區域產生一長條形破口，長202 cm，寬67 cm，基本呈對稱狀態。模型變形撕裂區域縱向方向基本位于試驗段橫艙壁之間，并在橫艙壁處形成較為明顯的塑性鉸邊界；垂向方向模型變形撕裂向下最長延伸至內底下方第二道縱隔板位置，向上最長延伸至甲板2 上方16 cm 處，破口區域基本集中在內底與甲板2 之間，甲板2～甲板01 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。結合2.1 節分析，綜合對比可發現近距離底部爆炸下艙段模型的特有毀傷模式主要如下：

（1）由爆炸沖擊力、重力耦合作用引起的模型整體隆起變形；

（2）爆心正對區域模型的撕裂，并伴有局部凹陷大變形；

（3）舷側外板的大范圍屈曲失穩，形成多條褶皺。

圖14 測點沖擊譜Fig. 14 Shock spectra at typical measuring points

圖15 舷側近距離爆炸下艙段模型毀傷結果Fig. 15 The cabin model damage after shipboard close-in underwater explosion

3.3 底部近距離爆炸破壞毀傷效能分析

依據前文中的試驗結果，從毀傷效能的角度來綜合對比底部近距離爆炸、舷側近距離爆炸對艙段模型的毀傷效果。2 種攻擊方式下，艙段模型均出現撕裂破口區域、塑性大變形區域、屈曲失穩區域等，單純比較某一破壞模式難以真實反映艙段模型的綜合毀傷效果。基于此，為綜合考慮各種破壞模式影響，主要采用計算剩余強度的方式來比較底部近距離爆炸、舷側爆炸對艙段模型的綜合毀傷效果。

本節的分析主要通過數值模擬，計算模型主要包括底部爆炸后艙段計算模型、舷側爆炸后艙段計算模型，剩余強度的計算主要通過Abaqus 顯示動力學分析軟件，在艙段模型兩端施加角速度，并提取兩端反彎矩作用力，彎矩時程曲線的峰值即視為模型的剩余強度。由于試驗后艙段模型毀傷較為嚴重，各種變形毀傷模式錯綜復雜，完整再建毀傷后的艙段模型基本難以實現。基于此，需進行簡化，簡化原則主要如下：

（1）對于模型中間破口區域，相應位置板和加筋應刪除；出現兩邊及以上邊界撕裂的內底板板格，則將破損區域單元全部刪除。對于舷側外板、內底板大裂縫，則將裂縫處單元刪除。

（2）模型中間區域雙層底整體變形、甲板變形應模擬，考慮到變形較為復雜，建立相應幾何模型再進行網格劃分難度較大，本文中采用多分析步進行實現，先采用第一分析步進行初始變形施加，通過在變形區域（舷側外板、甲板）施加壓力載荷，使其破壞模式、破壞量值與試驗相當，第二步再進行極限強度分析。

底部爆炸、舷側爆炸后艙段模型的剩余強度計算結果如圖16 所示，中拱狀態下底部爆炸后模型、舷側爆炸后模型的剩余極限強度分別為3.88、8.81 MN·m，中垂狀態下底部爆炸后模型、舷側爆炸后模型的剩余極限強度分別為4.78、6.23 MN·m。綜合對比可看出，本次試驗中，同樣爆距下，2.0 kg TNT 藥量底部爆炸對艙段模型的綜合毀傷效果要大于2.8 kg TNT 藥量舷側爆炸。相比而言，在此爆炸爆距下，底部爆炸對艙段模型的綜合毀傷效果相對舷側爆炸可提高40%以上。底部爆炸之所以具有很強的毀傷效能，其機理主要在于：

（1）底部爆炸時能充分利用氣泡能量，一方面底部爆炸時艙段模型所受浮力與氣泡Bjerknes 力同方向，另一方面底部爆炸時氣泡容易產生射流，而舷側方位爆炸時，氣泡容易浮出水面而發生潰滅，氣泡能難以得到有效利用；

（2）模型底部結構相對平整，而舷側通常具有一定的曲率，底部爆炸時結構的吸能效率相較而言更高，因此底部爆炸時綜合毀傷效果較大。

圖16 舷側爆炸、底部爆炸后剩余強度對比Fig. 16 Residual ultimate strength contrasting between broadside and bottom explosions

4 結 論

通過開展底部近距離爆炸下艙段模型毀傷試驗，獲取了艙段模型結構破損區域試驗數據、非破損區域的沖擊環境試驗數據，通過與底部中遠場爆炸試驗、舷側近距離爆炸試驗結果對比，得出以下結論：

（1）在沖擊環境方面，底部近距離爆炸下非破損區域測點中高頻段的沖擊譜曲線變化趨勢基本與中遠場爆炸一致，但在低頻階段，底部近距離爆炸下的譜位移要遠高于中遠場爆炸工況；

（2）底部近距離爆炸下艙段模型的特有毀傷模式主要包括由爆炸沖擊力、重力耦合作用引起的模型整體隆起變形、爆心正對區域模型的撕裂，并伴有局部凹陷大變形、舷側外板的大范圍屈曲失穩，形成多條褶皺等3 個基本特點；

（3）相比舷側方位爆炸，底部爆炸由于能充分利用氣泡能量和模型結構特性，對艙段模型具有更強的毀傷效果；

（4）底部近距離爆炸下載荷特性十分復雜，氣泡與破損邊界的相互耦合機理還尚待研究。