多層防護結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸試驗

孔祥韶，徐維錚，鄭 成，吳衛(wèi)國，吳國民

（1.高性能船舶技術(shù)教育部重點實驗室（武漢理工大學(xué)），武漢430063；2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，船舶、海洋與結(jié)構(gòu)工程系，武漢430063；3.中國艦船研究設(shè)計中心，武漢443003）

多層防護結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸試驗

孔祥韶1，2，徐維錚1，2，鄭 成1，2，吳衛(wèi)國1，2，吳國民3

（1.高性能船舶技術(shù)教育部重點實驗室（武漢理工大學(xué)），武漢430063；2.武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，船舶、海洋與結(jié)構(gòu)工程系，武漢430063；3.中國艦船研究設(shè)計中心，武漢443003）

艦船舷側(cè)多層防護結(jié)構(gòu)的主要作用是抵御反艦武器對內(nèi)部結(jié)構(gòu)的破壞。文章通過反艦武器戰(zhàn)斗部模型在艦船舷側(cè)防護結(jié)構(gòu)內(nèi)部爆炸的模擬試驗，研究了戰(zhàn)斗部內(nèi)爆作用下防護結(jié)構(gòu)的破壞模式、多層防護結(jié)構(gòu)防御沖擊波和高速破片的效果以及內(nèi)部結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)，對比分析了空艙和水艙在戰(zhàn)斗部接近爆炸作用下的變形和破壞情況。通過對試驗數(shù)據(jù)的分析發(fā)現(xiàn)在戰(zhàn)斗部接近爆炸載荷作用下，水艙內(nèi)板的動態(tài)響應(yīng)出現(xiàn)了“二次加載”現(xiàn)象。

多層防護結(jié)構(gòu)；破片；沖擊波；戰(zhàn)斗部；抗爆試驗；破壞模式

0 引 言

各種高性能的半穿甲反艦導(dǎo)彈已成為水面艦船的主要威脅，其主要攻擊特點是掠海飛行、穿透艦船舷側(cè)外板進入艙室內(nèi)部爆炸，其戰(zhàn)斗部對艦船結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)包括爆炸破片和沖擊波，兩者具有一定的相關(guān)性[1-4]。國內(nèi)外學(xué)者通過試驗和數(shù)值計算的方法研究了沖擊波和破片耦合作用對結(jié)構(gòu)的損毀情況，Marchand等[5]發(fā)現(xiàn)沖擊波和破片的耦合作用對結(jié)構(gòu)的破壞程度遠大于二者單獨作用所產(chǎn)生的破壞程度之和；Lepp?nen[6]研究了沖擊波和破片對混凝土塊的聯(lián)合作用效果、破壞深度及毀傷模式；Nystr?m[7]采用數(shù)值計算方法對比分析了鋼筋混凝土墻在沖擊波載荷、破片打擊以及沖擊波和破片耦合作用下的響應(yīng)，研究發(fā)現(xiàn)由破片產(chǎn)生的損傷發(fā)生在破片接觸結(jié)構(gòu)之后的0.2ms內(nèi)，使得結(jié)構(gòu)完整性受到破壞從而降低了結(jié)構(gòu)在沖擊波載荷作用下的抗變形能力；Kong等[8]對戰(zhàn)斗部爆炸破片分布進行了數(shù)值計算研究；侯海量等[9]對爆炸沖擊波和高速破片聯(lián)合作用下艙室結(jié)構(gòu)的破壞模式進行了試驗研究。

鑒于反艦武器爆炸對結(jié)構(gòu)的嚴(yán)重毀傷作用，大型水面艦船均設(shè)有舷側(cè)多層防護結(jié)構(gòu)[10-11]，主要作用是防御爆炸毀傷對內(nèi)部重要艙室的破壞。從防護功能來看，多層結(jié)構(gòu)從內(nèi)到外分為三層[12]，如圖1所示。最外層空艙利用開闊的空間使沖擊波衰減（圖1中A-C艙），通過在橫向艙壁上設(shè)置開孔引導(dǎo)沖擊波沿船長方向擴散；第二層一般為液艙（G艙），主要作用是衰減沖擊波強度[13]并吸收高速破片[14-18]；第三層艙室又為空艙（H艙），以再次阻隔沖擊波對內(nèi)層防御主縱艙壁的破壞作用。從防護結(jié)構(gòu)的布置位置來看，其主要作用是防御水下武器對艦船結(jié)構(gòu)的毀傷。

本文借鑒艦船上的防護結(jié)構(gòu)形式，設(shè)計加工了多層防護結(jié)構(gòu)模型和戰(zhàn)斗部模型，開展了戰(zhàn)斗部模型在多層防護結(jié)構(gòu)內(nèi)部爆炸的模擬試驗，研究了半穿甲內(nèi)爆式反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部內(nèi)爆作用下防護結(jié)構(gòu)的破壞模式、多層防護結(jié)構(gòu)防御沖擊波和高速破片的效果以及內(nèi)部結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)。

圖1 艦船舷側(cè)防護結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 A sketchmap of broadside protective structures of a warship

1 試驗?zāi)Ｐ?/h2>

1.1 多層防護結(jié)構(gòu)模型

模型總長為5m，沿長度方向有三個艙室，中間艙室的長度為2m，左右兩邊艙室的長度為1.5m；從下到上分為三層艙室，每層艙室的高度為0.6 m；防護結(jié)構(gòu)模型寬度為2.2m，從外到內(nèi)分為四層艙室，分別為第一層空艙（0.6m）、水艙（0.6m）、第二層空艙（0.5m）及人員通道（空艙），模型的示意圖如圖2（a）所示；為了便于描述，模型在高度方向上的水平板架定義為01～04甲板（從上到下）。在多層防護結(jié)構(gòu)模型舷側(cè)外板中部開有直徑為200mm的圓孔，模擬反艦武器對舷側(cè)外板的穿孔，在試驗過程中用于吊放戰(zhàn)斗部模型。圖2（b）中防護結(jié)構(gòu)除舷側(cè)外板的縱向板架分別為液艙外板、液艙內(nèi)板、防御縱壁和水密縱艙壁。防御縱壁為5mm厚鋼板，未設(shè)置加強筋。第一層空艙內(nèi)的艙室布置情況如圖2（c）所示，橫艙壁2（TB2）上設(shè)置了開孔，用以引導(dǎo)沖擊波沿長度方向傳播。液艙的橫艙壁設(shè)置位置與第一層空艙的橫艙壁位置相對應(yīng)，均設(shè)置流水通孔。第二層空艙和人員通道未設(shè)置橫艙壁。模型結(jié)構(gòu)的板厚、縱向和橫向骨材的尺寸如表1所示。多層防護結(jié)構(gòu)模型結(jié)構(gòu)采用Q235鋼焊接加工，在模型加工過程中，為了控制焊接變形，板上的加筋采用雙面間斷焊，板間采用連續(xù)焊的方式，焊縫均沿模型長度方向。

戰(zhàn)斗部在結(jié)構(gòu)內(nèi)部爆炸時，橫艙壁上的開孔將引導(dǎo)爆炸沖擊波沿船長縱深方向傳播，給沖擊波的衰減提供較大的空間。為了對比橫艙壁上開孔對爆炸沖擊波傳播的影響，在模型設(shè)計時戰(zhàn)斗部爆炸點所在艙室（艙室3）的一側(cè)橫艙壁上預(yù)留了泄爆孔，直徑為200mm，如圖3所示，而對應(yīng)的另一側(cè)橫艙壁為完整加筋板。

圖2 多層防護結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Sketch ofmulti-layer protective structure

表1 試驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)的尺寸/mmTab.1 Dimension of experimental structure

圖3 艙室3一側(cè)橫艙壁上的開孔Fig.3 Venting hole on the transverse bulkhead of Cabin 3

1.2 戰(zhàn)斗部爆炸破片速度及等效裝藥

反艦武器戰(zhàn)斗部對艦船結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)主要包括爆炸破片和沖擊波，兩者具有一定的相關(guān)性，爆炸沖擊波和高速破片耦合對結(jié)構(gòu)的破壞具有疊加增強效應(yīng)，即兩者聯(lián)合對結(jié)構(gòu)的破壞程度大于兩者單獨對結(jié)構(gòu)所產(chǎn)生的破壞程度之和[5]。戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量或破片效應(yīng)將對爆炸沖擊波的能量產(chǎn)生影響。

1.2.1 戰(zhàn)斗部模型概況

在試驗中，為了綜合考察多層防護結(jié)構(gòu)在爆炸沖擊波和破片群耦合載荷作用下的響應(yīng)，設(shè)計并制作了圓柱形帶殼戰(zhàn)斗部模型，如圖4所示。殼體材料為Q235低碳鋼，殼體的內(nèi)徑為110 mm，高度為160mm，殼體厚度為6mm，殼體質(zhì)量為4 100 g。殼體內(nèi)裝有TNT炸藥，裝藥量為1 900 g，裝填系數(shù)約為31.7%。

1.2.2 圓柱形殼體的破片速度

在戰(zhàn)斗部爆炸過程中，Gurney能量EG反映了裝藥對金屬殼體的驅(qū)動能力[20]，與殼體材料相關(guān)的Gurney能量表達式如下：

式中：D為爆速；γ為多方系數(shù)，取γ≈3；σy=235 MPa為殼體材料的屈服應(yīng)力。P0是爆轟壓力，P0=PCJ（ρ0/ρCJ）γ，其中Chapman-Jouguet壓力PCJ=ρ0D2/（γ+ 1 ），Chapman-Jouguet密度PCJ=（γ+ 1 ）ρ0/γ。

1.2.3 殼體對爆炸沖擊波的影響

圖4 戰(zhàn)斗部模型Fig.4 Model of anti-ship weapon’swarhead

殼體破碎時殼體與爆炸產(chǎn)物的總動量為[3]：

則戰(zhàn)斗部中裝藥的動量為：

對于相同尺寸的圓柱形裸裝藥，其動量可由下式表示：

對于有限長的圓柱形裝藥，vG的表達式是[18]：

如果不考慮殼體的影響，即M=0，則圓柱形裸裝藥膨脹的Gurney速度為：

式中：Rc和Lc分別是圓柱形裝藥的半徑和長度，E0為單位質(zhì)量炸藥的總能量，E0=D2/2（γ2- ）1。

由（4）式和（5）式可得：

Hutchinson[3]提出爆炸沖擊波產(chǎn)生的沖量與爆炸產(chǎn)物的初始動量成正比，則戰(zhàn)斗部中裝藥的質(zhì)量與等效裸藥的質(zhì)量之比與動量之比的表達式相同，即

（9）式說明裝藥量為C、殼體厚度為t0、密度為ρ的圓柱形戰(zhàn)斗部爆炸時，由于殼體的影響，其裝藥產(chǎn)生的爆炸沖量與質(zhì)量為CEB的裸裝藥產(chǎn)生的爆炸沖量相當(dāng)，即CEB為等效裸裝藥質(zhì)量。

對于TNT炸藥，由文獻[21]中的數(shù)據(jù)，其爆速D=6 860m/s，ρ0=1 630 kg/m3；當(dāng)γ=3時爆轟壓力P0由（1）式可計算得到戰(zhàn)斗部殼體破碎形成破片的速度為，

根據(jù)戰(zhàn)斗部模型的尺寸和殼體材料的特性，試驗中所采用的戰(zhàn)斗部裝藥的等效裸藥量為1.054 kg。

1.2.4 等效裝藥的爆炸載荷計算

當(dāng)爆炸發(fā)生在相對封閉的艙室中時，初始沖擊波將在壁面多次反射和匯聚，并形成持續(xù)時間相對較長的準(zhǔn)靜態(tài)壓力。Anderson等[22]提出了非敞開環(huán)境中沖擊波載荷特性的計算公式，通過試驗數(shù)據(jù)擬合了封閉艙室中最大準(zhǔn)靜態(tài)壓力，其計算公式如下：

其中：E/P0V≤350。式中：E為炸藥釋放的總能量，P0為環(huán)境大氣壓力，V代表爆炸所在艙室的容積。

當(dāng)E/P0V＞350時，準(zhǔn)靜態(tài)壓力的計算公式如下：

準(zhǔn)靜態(tài)壓力的持續(xù)時間為，

上式的適用范圍是0≤aeffA/V2/3≤0.324 6。其中a0為大氣環(huán)境中的聲速。aeffA=Avent，A為封閉艙室的內(nèi)表面積，Avent為艙室上的開孔面積，aeff為開孔率。

根據(jù)本文所涉及試驗的具體參數(shù)，由（12）式可得到爆炸發(fā)生之后艙室內(nèi)部的最大準(zhǔn)靜態(tài)壓力為5.88 MPa。由（13）式得到準(zhǔn)靜態(tài)壓力的持續(xù)時間為0.064 s。但隨著結(jié)構(gòu)發(fā)生破損，破口處的泄爆作用會十分顯著，準(zhǔn)靜態(tài)壓力持續(xù)時間也會大大降低。

2 測點布置及試驗方法

多層防護結(jié)構(gòu)模型上布置了動態(tài)應(yīng)變測試點和加速度測試點。動態(tài)應(yīng)變測點 （采用15%大應(yīng)變計）布置在舷側(cè)外板、爆炸點所在艙的橫艙壁、液艙內(nèi)板和外板上，主要測量結(jié)構(gòu)在導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部模型爆炸下的應(yīng)變響應(yīng)以及結(jié)構(gòu)破壞情況；加速度測點（過載極限量程為±12 500 g）布置在最內(nèi)層人員通道的02甲板及防御縱艙壁板上，用于評估人員通道內(nèi)的沖擊環(huán)境和測量導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部爆炸時人員通道內(nèi)的加速度量值。圖5為試驗?zāi)Ｐ偷臏y點布置圖（S：動態(tài)應(yīng)變測點；A：加速度測點），舷側(cè)外板上的動態(tài)應(yīng)變測點的布置情況如圖5（a）所示，其中測點S1布置在液艙外板，測點S2-S5依次布置在液艙內(nèi)板上。加速度測點A1布置在人員通道02甲板上；在防御縱艙壁上布置加速度測點A2-A4，如圖5（b）所示。

在試驗過程中，戰(zhàn)斗部模型放置在第一層空艙中部，以模擬半穿甲反艦武器穿透舷側(cè)外板在第一層空艙內(nèi)部爆炸。為了測量戰(zhàn)斗部爆炸后破片的速度，在靠近戰(zhàn)斗部的舷側(cè)外板開孔處布置破片測速網(wǎng)，試驗的現(xiàn)場布置如圖6所示。

圖 5多層防護結(jié)構(gòu)測點布置圖Fig.5 Scheme ofmeasuring points’arrangementonmulti-layer protective structure

圖6 試驗現(xiàn)場布置Fig.6 The arrangementof experimental test

多層防護結(jié)構(gòu)模型的第二層艙室為水艙，在試驗開始前，第二層所有艙室中注滿水。同時，為了進行對比分析，在最外層爆炸點所在艙室3的下方艙室5中注滿水，其余艙室為空艙，如圖7所示。

圖7 充水艙室位置示意圖Fig.7 Sketch of arrangementofwater cabin

3 試驗結(jié)果及分析

3.1 防護結(jié)構(gòu)模型破壞情況

戰(zhàn)斗部模型在復(fù)合多層防護結(jié)構(gòu)內(nèi)部爆炸時，產(chǎn)生的高速破片群和沖擊波對結(jié)構(gòu)造成了嚴(yán)重的損毀，如圖8（a）所示。測量外板變形的測點的布置如圖8（b）所示，舷側(cè)外板出現(xiàn)從上到下的貫穿破口，并向外翻轉(zhuǎn)約45度，最大變形為1.36m；沿長度方向上的撕裂長度達2m。舷側(cè)外板的撕裂位置靠近模型左右對稱中心線，外板上有大量的破片穿孔。外板與02和03甲板連接處出現(xiàn)了局部的撕裂破口。外板上加強筋的焊接位置未被撕開，連接完好，加筋與板變形協(xié)調(diào)。橫向加筋出現(xiàn)了明顯的褶皺屈曲。

圖8 防護結(jié)構(gòu)整體破壞及變形圖Fig.8 Damage and deformation ofmulti-layer protective structure

01甲板的破壞情況如圖9所示，01甲板向上突出，變形損毀嚴(yán)重，與舷側(cè)外板連接處被撕裂，甲板上出現(xiàn)大量破片穿孔。從破損和變形情況來看，屬于典型的沖擊波和破片耦合破壞模式。01甲板與水艙外板的連接處保持完好，未見撕裂破口。

02甲板在爆炸沖擊波和高速破片的作用下破壞損毀嚴(yán)重，從爆炸中心所對應(yīng)的位置處撕裂并向上翻轉(zhuǎn)，變形最大處與水艙外板貼合在一起。02甲板與水艙外板連接處的焊縫被撕裂。

圖9 01和02甲板的破壞圖Fig.9 Picture of destroyed 01 and 02 decks

水艙外板的破壞情況如圖10（a）所示。水艙外板被高速破片損毀嚴(yán)重，出現(xiàn)了大量的破片穿孔，幾乎連接成貫穿破口。但水艙外板在爆炸沖擊波的作用下并未出現(xiàn)向內(nèi)變形的情況，在未破損的位置反而出現(xiàn)了向外變形，變形量不大。導(dǎo)致這種現(xiàn)象的原因主要有以下兩點：（1）首先，水艙外板在受到爆炸沖擊波作用下的響應(yīng)將引起板后液體一起運動，這時，由于板后水的參與，相當(dāng)于外板的慣性力增加了，其抗爆能力得到增強。其次，當(dāng)液體擾動引起的液體中的沖擊波作用在水艙內(nèi)板上，內(nèi)板表面將反射沖擊波，同時內(nèi)板的運動又將引起內(nèi)板附近水中反射稀疏波并產(chǎn)生空穴，將水艙內(nèi)壓力減小；（2）當(dāng)高速破片穿透水艙外板進入艙內(nèi)液體時，艙內(nèi)液體出現(xiàn)空腔并產(chǎn)生遠高于沖擊波強度的壓力。液體內(nèi)的壓力作用方向與沖擊波作用方向相反，即由內(nèi)向外作用在水艙外板上。所以水艙外板出現(xiàn)了向外的變形。

圖10 水艙破壞圖Fig.10 Rupture and damage ofwater cabin

水艙內(nèi)板的試驗記錄照片如圖10（b）所示，在戰(zhàn)斗部模型爆炸載荷作用下，水艙內(nèi)板并沒有出現(xiàn)焊縫撕裂和穿孔的情況。

圖11 橫向艙壁的變形破壞Fig.11 Deformation and rupture of transverse bulkheads 2 and 3

當(dāng)艙室內(nèi)爆發(fā)生時，沖擊波和高速破片群對橫艙壁產(chǎn)生了嚴(yán)重的破壞作用，如圖11所示。戰(zhàn)斗部模型所在艙室的橫艙壁結(jié)構(gòu)型式不同，左側(cè)橫艙壁中央位置開了直徑為200 mm的圓孔，右側(cè)橫艙壁為完整的加筋板結(jié)構(gòu)，未開泄爆孔。

圖11（a）反映了開有泄爆孔的艙壁的破壞情況，橫艙壁發(fā)生嚴(yán)重的扭曲變形，與其它結(jié)構(gòu)相連的焊縫幾乎被整體撕裂，只有與02甲板的連接焊縫未被完全撕開。相鄰艙室的橫艙壁1從模型結(jié)構(gòu)上脫落，并飛出50余米，如圖12所示，其原因主要是爆炸產(chǎn)生的沖擊波和準(zhǔn)靜態(tài)壓力通過開有泄爆孔的艙壁而直接作用在相鄰艙室的艙壁上，導(dǎo)致其焊縫處發(fā)生撕裂并飛出。橫艙壁結(jié)構(gòu)發(fā)生嚴(yán)重的扭曲變形，并有多處破片穿孔。

圖12 橫艙壁1的破壞 Fig.12 Damage of transverse bulkhead 1

圖13 橫艙壁4的變形和穿孔Fig.13 Deformation and rupture of transverse bulkhead 4

圖11（b）反映了橫艙壁3的破壞情況，在爆炸沖擊波和高速破片作用下，橫艙壁發(fā)生嚴(yán)重的扭曲變形，與其它結(jié)構(gòu)相連的焊縫被整體撕裂，從而完全脫落。橫艙壁4的變形和穿孔如圖13所示，該橫艙壁與甲板、水艙外板、舷側(cè)外板相連處的結(jié)構(gòu)保持完整，未出現(xiàn)焊縫撕裂的情況。這是因為作用在該橫艙壁上的沖擊波壓力不足以使連接處發(fā)生撕裂破壞。該橫艙壁上出現(xiàn)大量的破片穿孔，主要是戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的高速破片和結(jié)構(gòu)破壞產(chǎn)生的二次破片造成的。

對比圖11和圖13中橫艙壁的破壞情況，橫艙壁上的開孔對爆炸沖擊波的傳播有明顯的“導(dǎo)向”作用，沖擊波可通過開孔向相鄰艙室傳播，減少對內(nèi)部結(jié)構(gòu)的破壞。

3.2 空艙與水艙在戰(zhàn)斗部接近爆炸載荷下變形的對比分析

為了驗證防護液艙對結(jié)構(gòu)抗爆性能的影響，在多層防護結(jié)構(gòu)的最外層艙室設(shè)置了對稱結(jié)構(gòu)，艙室1為空艙，艙室5中充滿水，模擬導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的模型放置在艙室3的中部，以對空艙（艙室1）和水艙（艙室5）提供相等的爆炸沖擊波和破片沖擊載荷輸入。

在戰(zhàn)斗部模型爆炸沖擊作用下，空艙毀傷嚴(yán)重，毀傷效果如圖14所示。與爆炸點接近的空艙艙壁從中部被完全撕裂并向上翻起，變形的最大值為0.6m，沿長度方向上的撕裂尺寸達到1.5m。空艙遠離爆炸點的加筋板結(jié)構(gòu)（01甲板）被戰(zhàn)斗部破片和二次破片貫穿，造成多處穿孔；并在沖擊波壓力載荷作用下發(fā)生整體變形。通過測量，該艙壁的最大變形量達到0.135 m。

圖14 空艙毀傷效果Fig.14 Damaged empty cabin

液艙的毀傷效果如圖15所示，靠近爆炸點的充水艙結(jié)構(gòu)（03甲板）在大量破片的沖擊下造成局部毀傷，出現(xiàn)集中破孔，液艙底部發(fā)現(xiàn)有大量破片沉淀，如圖16。除了局部破壞的位置外，該艙壁的變形朝向爆炸點，變形量不大，為0.1m。遠離爆炸點的結(jié)構(gòu)（04甲板）沒有破片穿孔出現(xiàn)，僅發(fā)生向下的局部塑性變形，最大變形量為0.06 m。

圖15 充水艙毀傷效果Fig.15 Damaged water cabin

3.3 防護結(jié)構(gòu)模型動態(tài)應(yīng)變測試結(jié)果

圖17為水艙外板和水艙內(nèi)板上測點的動態(tài)應(yīng)變—時間歷程曲線。液艙外板上測點S1的動態(tài)應(yīng)變?nèi)鐖D17（a）所示，在爆炸載荷作用下，S1所在的液艙外板出現(xiàn)了多次應(yīng)變增加過程，最終的塑性應(yīng)變超過4 000（με）。測點S2～S5依次布置在液艙內(nèi)板上，且與爆炸發(fā)生點的距離依次增加。從圖17（b）～（e）可以看出，液艙內(nèi)板上的各測點在初始響應(yīng)開始之后有明顯的“二次響應(yīng)”出現(xiàn)，其中測點S3～S5的“二次響應(yīng)”明顯。從爆炸載荷作用的過程來分析，液艙內(nèi)板的應(yīng)變包括結(jié)構(gòu)響應(yīng)和艙內(nèi)液體對內(nèi)板的壓力作用。結(jié)構(gòu)響應(yīng)到達時間早，是以結(jié)構(gòu)內(nèi)應(yīng)力波的形式傳播至測點處。而艙內(nèi)液體對內(nèi)板的壓力作用是液艙外板變形和破片群穿入液體中的效果。從動態(tài)應(yīng)變測試結(jié)果可以看出，液艙內(nèi)板上的各測點均產(chǎn)生了塑性變形，包括離爆炸點較遠的S5點。由此可以發(fā)現(xiàn)，液艙的作用是將液艙外板受到的局部載荷轉(zhuǎn)變?yōu)樽饔妹娣e較大、以液體內(nèi)壓力形式傳遞的載荷，以艙壁的塑性變形和艙內(nèi)液體運動來消耗爆炸能量。

圖16 水艙底部沉淀破片F(xiàn)ig.16 Depositing fragments at the bottom ofwater cabin

圖17 液艙外板和內(nèi)板的應(yīng)變測點時程曲線Fig.17 Dynamic strain-time curve ofwater cabin plate

3.4 防護結(jié)構(gòu)人員通道內(nèi)的沖擊響應(yīng)

戰(zhàn)斗部模型內(nèi)爆載荷下多層防護結(jié)構(gòu)各測點的沖擊響應(yīng)測試結(jié)果如圖18-21所示。戰(zhàn)斗部模型爆炸瞬間，在艙室內(nèi)產(chǎn)生了強烈的沖擊，振動加速度量值很大。測點1的加速度峰值為10 095.6g，測點2的加速度峰值為9 949.8g，測點4的加速度峰值為3 527.8g，測點5的加速度峰值為2 212.2g。從各測點的加速度時程曲線的對比來看，測點1出現(xiàn)了兩次持續(xù)時間很短且峰值很大的加速度響應(yīng)，而測點2出現(xiàn)了一個峰值，這種響應(yīng)特性的產(chǎn)生原因尚不能確定，有待進一步研究。但除此之外的測點處結(jié)構(gòu)加速度響應(yīng)規(guī)律明確，各測點的加速度響應(yīng)大多分布在-2 000g到2 000g之間，如各圖中紅色虛線范圍內(nèi)所示。從變化趨勢來看，當(dāng)爆炸在艙室內(nèi)部發(fā)生時，測點1隨即出現(xiàn)沖擊加速度響應(yīng)，且響應(yīng)量值在初始一段時間內(nèi)有所增加。從加速度測點布置來看，測點1垂向布置在人員通道的02甲板上，測點2布置在防御縱艙壁的01和02甲板之間，測點3和4在防御縱艙壁的02和03甲板之間。測點2和測點3在沖擊到達之后的很短時間內(nèi)就出現(xiàn)了較大的加速度量值，由于測點4相對其它測點離爆炸點的距離較遠，響應(yīng)也略小。從加速度響應(yīng)過程的分析來看，甲板是沖擊傳遞的主要途徑，由于存在撕裂和翻轉(zhuǎn)，甲板平面內(nèi)傳遞的沖擊量值很大，導(dǎo)致在防御縱艙壁上出現(xiàn)了較大的沖擊響應(yīng)。本文采用Kelly-Richman濾波法對試驗采集得到的加速度數(shù)據(jù)進行了處理，并繪制了各測點的沖擊譜曲線，如圖18-21中的（b）圖所示。

圖18 測點1的沖擊響應(yīng)Fig.18 Shock responses of test point1

圖19 測點2的沖擊響應(yīng)Fig.19 Shock responses of test point2

圖20 測點3的沖擊響應(yīng)Fig.20 Shock responses of test point 4

圖21 測點4的沖擊響應(yīng)Fig.21 Shock responses of test point 4

4 結(jié) 論

本文開展了多層防護結(jié)構(gòu)艙內(nèi)爆炸模型試驗，模擬了導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部在艦船的舷側(cè)防護結(jié)構(gòu)的內(nèi)部爆炸的過程，研究了在高速破片和沖擊波耦合作用下防護結(jié)構(gòu)的破壞模式、多層防護結(jié)構(gòu)防御沖擊波和高速破片的效果以及內(nèi)部結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)，得到以下幾點結(jié)論和建議：

（1）本文的多層艙室結(jié)構(gòu)試驗?zāi)Ｐ途杀′摪搴附佣伞榱丝刂坪附幼冃危Ｐ图庸r骨材與板之間采用雙面間斷焊、板間采用連續(xù)焊的方式。從試驗結(jié)果來看，并未出現(xiàn)明顯的加強筋與板之間焊縫失效的情況，板的撕裂也不是從焊縫處發(fā)生。結(jié)構(gòu)爆炸試驗?zāi)Ｐ偷募庸げ捎帽疚牡奶幚矸绞绞强尚械摹?/p>

（2）戰(zhàn)斗部在艙室內(nèi)部爆炸時產(chǎn)生的準(zhǔn)靜態(tài)壓力載荷持續(xù)時間相對較長，甚至大于結(jié)構(gòu)響應(yīng)時間，而破片的空間分布主要跟戰(zhàn)斗部的姿態(tài)和形式有關(guān)，內(nèi)爆情況下艙室結(jié)構(gòu)將受到?jīng)_擊波和破片群的耦合作用。破片打擊到艙室結(jié)構(gòu)時在壁面上產(chǎn)生密集穿孔，對艙壁結(jié)構(gòu)的斷面造成毀傷，同時結(jié)構(gòu)在爆炸壓力作用下發(fā)生整體的變形，導(dǎo)致穿孔的貫通，從而使結(jié)構(gòu)斷面發(fā)生整體破壞并產(chǎn)生翻轉(zhuǎn)。艙內(nèi)爆炸壓力和破片群對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的破壞相互影響，并不是簡單的二者作用效果的疊加，在評估艦船結(jié)構(gòu)爆炸毀傷時須考慮兩種載荷的耦合破壞效應(yīng)；

（3）從橫艙壁破壞的對比分析來看，在橫艙壁上設(shè)置開孔（泄爆孔）可有效地引導(dǎo)爆炸沖擊波沿艦船長度方向傳播，利用長度方向上開闊的空間降低艙室內(nèi)部的爆炸壓力；在抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計時，也可將部分結(jié)構(gòu)進行弱化處理，在內(nèi)爆炸載荷下形成破口泄爆，從而達到保護重要艙室結(jié)構(gòu)的目的；

（4）水艙在多層防護結(jié)構(gòu)中起著至關(guān)重要的作用。首先，防護水艙內(nèi)的液體能有效的吸收高速破片，阻止破片穿入內(nèi)部艙室；其次，水艙內(nèi)的水對外板結(jié)構(gòu)有一定的支撐作用，降低了外板的變形和破壞程度；

（5）戰(zhàn)斗部在艙室內(nèi)部爆炸時，沖擊波和破片直接作用在艙室結(jié)構(gòu)上，除了被破壞的結(jié)構(gòu)之外，在較遠的位置將產(chǎn)生嚴(yán)重的沖擊，從試驗結(jié)果來看沖擊加速度的量值很大，且各層甲板是沖擊傳遞的主要路徑。高量值的沖擊將對艦員生命安全和艦載設(shè)備造成嚴(yán)重的危害，在設(shè)計時應(yīng)采取相應(yīng)的抗沖擊減振措施。

致謝

感謝海軍工程大學(xué)朱錫教授、侯海量博士、劉潤泉老師和余氫老師對本文試驗工作給予的指導(dǎo)和支持。

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Experiment of amulti-layer protective structure under an inner explosion

KONG Xiang-shao1,2,XUWei-zheng1,2,ZHENG Cheng1,2,WUWei-guo1,2,WU Guo-min3
(1.Key Laboratory of High Performance Ship Technology(Wuhan University of Technology),Ministry of Education,Wuhan 430063,China;2.Departments of Naval Architecture,Ocean and Structural Engineering,School of Transportation,Wuhan University of Technology,Wuhan 430063,China;3.China Ship Development&Design Center,Wuhan 430064,China)

The main function of the multi-layer protective structure of a warship is to prevent the inner cabin from being destroyed by the anti-ship weapons.In this paper,through an experimental testwhere the model of an anti-ship weapon’swarhead explodeswithin the protection structures of a ship,the failure patterns of the protection structures under the explosion ofwarhead,the protection effect of the compositemulti-layer structures from shock wave and high velocity fragments and the shock responses of the inner structures are investigated.Through the analysis of the test data,it is found that the fluid pressure in the liquid cabin oscillates and that the dynamic response of the inner panel of the water tank indicates the secondary loading phenomenon.

multi-layer protection structure;fragments;shock wave;warhead;anti-explosion test;failure pattern

U661.72

：Adoi:10.3969/j.issn.1007-7294.2017.01.010

2016-06-20

國防基礎(chǔ)研究項目（B1420133057）；國家自然科學(xué)基金青年基金項目（51409202）；中央高校基本科研業(yè)務(wù)費專項資金資助（2015-yb-005）

孔祥韶（1983-），男，博士，講師，E-mail：kongxs@whut.edu.cn；

吳衛(wèi)國（1960-），男，學(xué)科首席教授，博士生導(dǎo)師，E-mail：mailjt@163.com。

1007-7294（2017）01-0076-14