沖擊波與液滴相互作用特性研究

劉貴兵， 侯海量， 朱 錫

(1. 海軍工程大學 艦船工程系， 武漢 430033； 2. 中國人民解放軍 92941部隊， 遼寧 葫蘆島 125001)

沖擊波與液滴相互作用特性研究

劉貴兵1，2， 侯海量1， 朱 錫1

(1. 海軍工程大學 艦船工程系， 武漢 430033； 2. 中國人民解放軍 92941部隊， 遼寧 葫蘆島 125001)

為分析細水霧對艦船艙內爆炸強沖擊波的耗散作用與機理，采用有限元仿真方法建立二維空間內沖擊波作用于液滴的模型，分析沖擊波與液滴相互作用的過程，分析過程中壓力波以及液滴形態的變化。結論如下：高馬赫數沖擊波和低馬赫數沖擊波作用于液滴的破碎特性有兩種較為典型的模式，反射波和透射波的變化受沖擊波速度影響較大；低馬赫數沖擊波作用時，繞射波延伸較近，環流衍生成的低壓區面積較小，過程進行較為緩慢，高馬赫數沖擊波作用時則相反。液滴破碎歷程大致可分為四個階段：鈍化變形階段、“人”字形變形階段、拉長階段和破碎階段，各階段特征明顯；液滴的變形至破碎相比沖擊波的傳播過程呈現明顯滯后性，沖擊波傳播過程迅速，產生的氣動力持續影響液滴的形態變化。

沖擊波； 液滴破碎； 壓力波； 透射波； 反射波

導彈穿透舷側外板在艦艇艙內爆炸，是艦艇結構的最重要的毀傷載荷形式[1]，進行艙內爆炸下抗爆方法的研究與探索具有重要的理論價值和應用前景。目前艦艇抗爆設計主要有兩種方法：泄爆、隔爆。泄爆主要是指膨脹泄壓，即設置空艙、長走廊等以空間距離衰減耗散爆炸產物、沖擊波的強度和能量，以空間容積耗散降低準靜態氣壓的壓力，如水下爆炸防護結構中的膨脹空艙[2-3]，大中型艦艇舷側設置的長走廊等。

隔爆主要針對爆炸沖擊波而言，分為兩種思想：① 采用抗爆吸能結構耗散爆炸載荷的沖擊能量，以達到保護重要艙室的目的，例如，以角錐桁架、矩形蜂窩、四邊形蜂窩、波紋板等為芯層的多層夾芯板[4-6]，優化的加筋板[7]和雙層板架結構[8]，基于薄膜變形的柔性疊層板結構等；② 在爆炸沖擊波的傳遞途徑上設置其它介質相，利用沖擊波在不同介質間界面上的入射、反射等現象，耗散沖擊波能量，削弱沖擊波強度。一維波理論[9]表明，當多種介質按照“軟”“硬”相間的順序排列時可衰減透射壓力波的峰值強度和能量，波阻抗比越大，衰減效果就越好。例如，在水中設置空氣隔層衰減水下爆炸沖擊波[10-11]、在空氣中設置水層實現對空中爆炸沖擊波的阻隔[12-14]，其最典型的結合即艦船水下防護結構中設置的多層防護結構。

根據水和空氣的波阻抗差異,在沖擊波傳播途徑中噴射水霧實現隔爆的思想和上述第二種隔爆思想是一致的，其區別在于氣液兩相混合介質中液滴呈彌散分布，氣液兩相界面更多，無明顯的層狀特征，沖擊波的傳播更為復雜。

在以煤礦瓦斯抑爆應用為代表的弱沖擊波與液滴相互作用特性方面已有較多研究， Jourdan等[15]從實驗和數值模擬兩方面研究了直徑約為120 μm、250 μm、500 μm的密集液滴對馬赫數(Ma)在1.1～1.8的沖擊波的衰減作用。Chen等[16]通過二維模型仿真的方法分析了Ma=1.47的弱沖擊波與液柱的作用過程(Ma為沖擊波速度與聲速之比)。Gardner[17]從穩定性的角度說明了拋撒霧化的機理，薛社生等[18]從相似性的角度規律性地概括了液滴破碎的尺寸效應。Wierzba[19-21]觀察了弱沖擊波(Ma=1.05～1.28)作用下的液滴(直徑d=1～2 mm)的變形和破碎過程。Jalaal等[22]指出韋伯數(We)約為20～80的水滴的破碎過程包括(We為慣性力和表面張力之比)：液壁刺穿生成、破洞的消散、網狀液帶的形成、液帶的擴散和分離、形成穩定液滴碎片等一系列現象，并指出破碎液滴平均尺寸隨著奧托斯數的增加而減小的結論(奧托斯數為浮力與表面張力之比)?？傊?，與層狀多相介質類似，沖擊波在液滴表面也會發生入射和反射，導致液滴的壓縮；沖擊波在液滴背表面的反射，將導致液滴的破碎、飛散，而破碎液滴與空氣介質的切向速度差將導致氣液界面的不穩定，并使液滴進一步破碎和霧化[23-24]。

但是，瓦斯爆炸產生的激波強度較弱(峰值超壓通常在1 MPa以下)[25]，而常規反艦武器艙內爆炸是典型的強沖擊波，其爆轟產物的初始壓力高達100 MPa量級，幾倍裝藥半徑外沖擊波峰值超壓也在10 MPa量級。然而，關于強沖擊波與液滴的相互作用過程研究目前開展的較少。

為探討細水霧對艦船艙內爆炸強沖擊波的耗散作用與機理，本文從單個液滴模型為例，研究其壓力波和形態的變化，因此假設單個液滴變化過程中不受其他液滴的碰撞和干擾。采用動態非線性有限元，分析了強沖擊波與單個液滴的相互作用過程，給出了單個水滴中爆炸強沖擊波的入射、反射和繞射等微觀傳播現象、影響因素以及不同沖擊波強度下液滴的典型變形、破碎模式。

1 模型建立

艦船遭受到反艦武器攻擊發生艙內爆炸前，在艙室內部噴灑水霧，以達到抑制沖擊波和衰減其強度的作用，其宏觀模型如圖1所示。在進行有限元仿真模擬時，選取其中的一個液滴建立二維平面模型(見圖2)，二維模型能夠有效模擬平面內液滴破碎，直觀反映模型內部的壓力變化歷程以及液滴的形態變化及位置改變。單個液滴模型中，為研究其壓力波和形態的變化，假設其變化過程中不受其他液滴的碰撞和干擾。

爆炸源產生的沖擊波呈球形向外擴散，因此沖擊波作用于整個模型空間時是弧形沖擊波，而對于選取的二維液滴單元，由于其空間非常小，因此沖擊波作用相當于是平面波。運用有限元軟件LS-Dyna建立平面模型，歐拉域長l=40 mm，寬b=20 mm，液滴直徑d=2 mm。歐拉域上下邊界均采用對稱邊界設置，以模擬相鄰液滴間的相互影響，前后邊界為自由流入流出邊界，保證沖擊波可以正常作用于液滴。在歐拉域前距離為P的位置放置TNT當量為m的爆炸源，改變裝藥量m和爆距P以改變沖擊波分支超壓和正壓作用時間。

圖1 水霧抑爆宏觀模型

圖2 單個液滴微元模型

模型中空氣采用NULL材料模型及線性多項式狀態方程描述

P=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(1)

式中:P為壓力；E為單位體積內能，取2.525×105J/m3；μ=ρ/ρ0-1，ρ/ρ0為實際空氣密度與標準空氣密度之比，ρ0取1.225 kg/m3；C0～C6為多項式方程系數，當線性多項式狀態方程用于理想氣體模型時，C0=C1=C2=C3=C6=0，C4=C5=γ-1，γ=Cp/Cv為氣體的熱容比，取γ=1.4，其中，Cp為定壓比熱容，Cv為定容比熱容。

液滴采用Gruneisen狀態方程描述

(2)

式中:Gruneisen系數γ0=0.493 4，體積修正系數am=1.393 7；系數S1=2.56，S2=-1.986，S3=0.226 8，EV為單位體積內能，初始能量為E0=9.182×105J；μw=ρw/ρw0-1，ρw/ρw0為液滴的實際密度與標準密度之比；初始相對體積V0=1.0。此處，模型中微粒為直徑為2 mm的液滴，沖擊波在水中的速度為1 484 m/s。

由沖擊波的基本關系可知，沖擊波速度公式[26]為

(3)

式中:k為空氣絕熱指數，一般取為1.4；P0為一個標準大氣壓；ρ0為未收擾動的空氣密度；ΔPm為沖擊波峰值超壓，其為沖擊波傳播距離的函數，可由經驗公式[27]得到

(4)

(5)

式中,t+為正壓作用時間。

為分析不同強度沖擊波與液滴的相互作用過程和液滴的破碎模式，根據現有典型半穿甲導彈的裝藥特性，選取100 kg TNT作為爆源，分別取0.5 m、5.0 m爆距下的沖擊波作為入射沖擊波，計算沖擊波與液滴的相互作用過程。各工況下的比例距離、經驗公式入射超壓、正壓時間及空氣中計算沖擊波速度如表1所示。

表1 計算工況

2 沖擊波傳播過程分析

2.1 低馬赫數沖擊波

圖3為100 kg TNT在5.0 m處爆炸時(沖擊波馬赫數為2.52)，壓力波傳播過程的有限元分析結果。

沖擊波作用前液滴內壓強為一個大氣壓。仿真計算中沖擊波的初始峰值超壓為0.87 MPa，其在10.0 μs時刻遇到液滴后，迅速產生反射，液滴內部最大壓強迅速增大，11.0 μs時增至2.41 MPa，11.5 μs時增長到3.79 MPa，12.0 μs增長到最大值4.08 MPa。反射波接觸到液滴表面時沿入射波傳播方向的反方向擴散，輪廓線呈半圓狀，壓強由內到外依次遞減，形成明顯的局部高壓區；由于液滴內的聲速遠高于空氣中的聲速，可明顯觀察到透射波傳播快于空氣中的波速。透射波在液滴內部形成另一個高壓區，由于兩側稀疏波的作用，透射波壓強同樣呈現出由內到外依次遞減的規律呈鼻狀向液滴背面傳播，鼻翼寬度逐漸減小直至消失。

液滴兩側形成翼狀環流，環流包圍液滴區域并逐漸向液滴后部中間位置衍生。其傳播效果類似于沖擊波作用于障礙物，兩側會產生衍射波，并向中間衍生，向后擴展，逐漸形成半包圍的低壓區。衍射波在液滴后碰撞會產生局部高壓，壓強約為0.62 MPa。沖擊波繞過液滴繼續向前傳播，波陣面在液滴后形成局部凹陷，壓力降低。

2.2 高馬赫數強沖擊波

圖4為100 kg TNT在0.5 m處爆炸時(沖擊波馬赫數為17.32)，壓力波傳播過程的有限元分析結果。

由圖4可知，在高馬赫數沖擊波作用下液滴的變化與低馬赫數作用下有著較大的差異。仿真計算中沖擊波初始峰值超壓為29.95 MPa，在0.1 μs時刻沖擊波與液滴相遇；0.2 μs時刻，液滴內部最大壓強迅速增至1 301 MPa，并一直維持在1 000 MPa以上至1.0 μs左右。高馬赫數沖擊波作用初期，生成的月牙形壓力場右側波形不再外凸，而是內凹，由內到外依次是高壓區到低壓區。至0.4 μs時在稀疏波作用下月牙形壓力場尖角處形成缺口，內部高壓區逐漸分出反射波高壓區和透射波高壓區。

(a)t=10 μs

(b) t=11 μs

(c) t=11.5 μs

(d) t=12 μs

(e) t=12.2 μs

(f)t=12.4 μs

(g) t=13.2 μs

(h) t=13.6 μs

(i) t=14.3 μs

(j) t=17 μs

(k)t=22.8 μs

(l) t=31.2 μs

(m) t=41 μs

(n) t=78.1 μs

(a)t=0.2 μs

(b)t=0.4 μs

(c)t=0.5 μs

(d) t=0.7 μs

(e) t=0.9 μs

(f)t=1.0 μs

(g) t=1.1 μs

(h) t=1.3 μs

(i) t=2.0 μs

(j)t=3.4 μs

(k) t=5.3 μs

(l) t=6.5 μs

(m) t=7.4 μs

由式(3)可知，此時空氣中沖擊波傳播速度大于水中傳播速度，凹形內的透射波區域比起兩翼側的環流有明顯的滯后現象。環流先后擴展成長帶狀，有向內側衍生的趨勢，稀疏波逐漸使得透射波與環流間內凹變深，透射波逐漸凸出來并由寬變窄，由尖變盾，直至消失。兩翼環流的在液滴后方衍生出低壓區域，其壓強約為25 MPa左右。高馬赫數沖擊波作用過程十分迅速，整個過程約為8 μs左右，此過程較低馬赫數沖擊波更為劇烈。

2.3 沖擊波傳播過程

圖5為沖擊波與液滴相互作用過程示意圖。由圖5可知，沖擊波遇到液滴后會立即產生反射，反射波呈圓弧狀向反方向擴展，同時在液滴內部產生凸出的圓弧狀的透射波；另外隨著沖擊波沿液滴表面運動，由于受側面稀疏波的影響，在液滴兩側會出現兩個旋狀環流，環流產生后反射波壓力下降。透射波傳播到液滴背面，將反射稀疏波，壓力迅速減小。環流進一步發展，繞過液滴向向液滴后方運動，形成衍射波，兩側衍射波在液滴后方約1倍液滴直徑處相遇，壓力將短暫升高。

(a) 相遇前

(b) 相遇

(c) 波陣面越過液滴

分析表明波形變化與沖擊波速度有著密切關系，式(3)中令沖擊波速度等于水中聲速，即1 484 m/s，此時沖擊波馬赫數約為4.36，入射超壓ΔPm約為2.23 MPa時，沖擊波在水中和空氣中的傳播速度基本相似，此時比例距離為0.67。

對于不同強度的入射波，液滴的波形變化有一定的區別。其中，在低馬赫數沖擊波作用時入射波在空氣中的傳播速度小于液滴中透射波速度，透射波波形明顯超出入射波行進界面(如圖3(c))；相反，在高馬赫數沖擊波作用時入射波在空氣中速度大于液滴中透射波速度，此時透射波波形滯后于入射波行進界面(如圖4(d))；其間存在一定強度的沖擊波使得透射波傳播速度與入射波速度相同，計算可知此時沖擊波馬赫數約為4.36，入射超壓約為2.23 MPa。在低馬赫數沖擊波作用時，繞射波延伸較近，則環流衍生成的低壓區面積較小，過程進行較為緩慢；高馬赫數沖擊波作用時，繞射波延伸較遠，環流衍生的低壓區面積更大壓強更高，此過程歷時短，進行更加劇烈。

3 液滴的形態變化

3.1 低馬赫數沖擊波

弱沖擊波作用過程中，其形狀將略微壓扁呈非對稱球體并逐漸被拉伸展開，其位置會發生一定的變化。 Joseph等[29]試驗觀察到低馬赫數(Ma=2～4)下液滴(d=2～3 mm)形態的變化過程，液滴韋伯數、沖擊波馬赫數和本節研究均為同一量級。如圖6所示給出100 kg TNT在5.0 m處爆炸時(沖擊波馬赫數為2.52)的液滴形狀的變化過程。

由圖6可知，在弱沖擊波的作用下，液滴逐漸發生形狀和位置的變化，但其變化相對沖擊波的作用過程有一定延遲。沖擊波在10 μs時刻接觸液滴，但液滴在18 μs左右才開始發生微弱的壓縮形變。液滴的迎爆面出現壓扁現象，隨著壓扁程度的加劇，液滴呈半圓狀，背爆面逐漸變為扁平狀。隨后，液滴兩側逐漸尖化和變長，背爆面由凸變平直再內側凹陷，液滴呈現出類似于月牙的形狀，雖這兩側液體速度增大，中部逐漸凸出。在50 μs左右時，兩翼尖端開始拋灑出細小液滴。隨著兩翼速度的增大，中部凸出逐漸拉長呈花蕊狀，兩翼呈鉗狀。隨后兩翼翻向后側，此過程中兩翼不斷拋灑出小液滴。最后，花蕊狀液滴從莖處至兩端處都先后發生小液滴的拋灑成霧狀的現象。整個過程歷時約200 μs，直觀地觀察到在低馬赫數沖擊波作用下的液滴霧化的過程。

3.2 高馬赫數沖擊波

強沖擊波作用過程中，液滴形狀變化迅速，位移較大，并有明顯的空氣被壓縮的現象。如圖7所示為100 kg TNT在0.5 m處爆炸時(沖擊波馬赫數為17.32)的液滴的形狀變化過程。

由圖7可知，在強沖擊波作用下液滴的位移變化沒有明顯延時，由圖7可見沖擊波來流方向液滴附近氣體被明顯壓縮形成高密度高壓強氣體區域(圖7中圖形比例大小并不符合模型真實情況)。壓縮空氣的變形特征與壓力場的變形過程極為相似，液滴前方鈍粗的同時，附著在液滴表面的空氣也被壓縮變形。壓縮空氣在液滴兩側形成帶狀兩翼逐漸向后伸展，至1 μs液滴兩端形變成角狀端。至3 μs左右時液滴變形成月牙狀，開口角度逐漸增大，至7 μs左右時兩翼漸張開成蛇口狀，中間位置向后凸起。開口繼續增大，至9 μs左右兩翼向后側翻轉，中間向后凸起變長，兩翼向外側拓展形成帶狀液絲，液滴呈羊頭狀。12 μs時刻兩翼腰部袋裝液絲開始出現斷裂，在斷裂處逐漸出現小液滴的拋灑現象。

(a) t=18 μs

(b) t=26 μs

(c)t=35 μs

(d) t=50 μs

(e) t=80 μs

(f) t=94 μs

(g) t=113 μs

(h) t=126 μs

(i) t=138 μs

(j) t=143 μs

(k) t=150 μs

(l) t=164 μs

(m) t=177 μs

(n) t=187 μs

(o) t=193 μs

(a) t=0.3 μs

(b) t=0.4 μs

(c) t=0.5 μs

(d) t=0.7 μs

(e) t=0.9 μs

(f) t=1.7 μs

(g) t=3.0 μs

(h) t=6.0 μs

(i) t=7.0 μs

(j) t=10 μs

(k) t=12.0 μs

(l) t=13.0 μs

(m) t=14.0 μs

3.3 破碎過程分析

由上述，如圖8所示，液滴破碎歷程大致可分為四個階段：鈍化變形階段，液滴呈現一段曲率變小的形態變化；“人”字形變形階段，液滴一段黏連另一端分成兩根液柱，像倒下的“人”字；拉長階段，液滴黏連段變得更為細長；破碎階段，液滴由端至中相繼發生小液滴拋散。

(a) 鈍化變形階段

(b) “人”字形變形階段

(c) 拉長變形階段

(d) 液滴破碎階段

液滴的鈍化變形階段基本發生在沖擊波與液滴相遇初期，如圖5(b)所示階段，后續變形直至破碎呈現明顯的滯后性，發生在圖5(c)之后。沖擊波作用初期，液滴從左側開始發生變形，鈍化形成扁狀；受氣動力影響，液滴兩側空氣運動速度更大，因此液滴兩側向外延伸成“人”字形；“人”字形內側為低壓區外側為高壓區，繼續在氣動力的作用下，液滴被擠壓拉伸，“人”字形兩側液柱逐漸向內側靠攏，液滴前側被拉長成條狀；在破碎階段之前液滴端部相繼發生小液滴拋散現象，液滴變形最后發生集中的小液滴拋散的現象稱作液滴的破碎，此時液滴分散成不規則的若干各小液滴。

4 結 論

采用有限元仿真方法建立了二維空間內沖擊波作用于液滴的模型，分析了沖擊波與液滴相互作用的過程，分析過程中壓力波以及液滴形態的變化，得到如下結論：

(1) 高馬赫數沖擊波和低馬赫數沖擊波作用于液滴的破碎特性有兩種較為典型的模式。此作用過程大致分為三個階段：相遇前階段、作用中階段和相遇后階段。壓力波產生從相遇開始，液滴的鈍化變形發生在作用中階段，但是后續的變形均發生在相遇后階段。首先反射波和透射波的變化呈現出較大差異；高馬赫數沖擊波作用時環流衍生出的低壓區域面積遠大于低馬赫沖擊波；高馬赫數沖擊波傳播過程劇烈和作用時間較短。另外，在液滴形狀變化歷程上，相比高馬赫數的變化過程，低馬赫沖擊波作用下液滴的變形延時明顯，移動速度慢，破碎不徹底。

(2) 低馬赫數沖擊波作用時入射波在空氣中的傳播速度小于液滴中透射波速度，透射波波形明顯超出入射波行進界面；相反，在高馬赫數沖擊波作用時入射波在空氣中速度大于液滴中透射波速度，此時透射波波形滯后于入射波行進界面；沖擊波馬赫數約為4.36，入射超壓約為2.23 MPa時，使得透射波傳播速度與入射波速度相同。

(3) 在低馬赫數沖擊波作用時，繞射波延伸較近，則環流衍生成的低壓區面積較小，過程進行較為緩慢；高馬赫數沖擊波作用時，繞射波延伸較遠，環流衍生的低壓區面積更大壓強更高，此過程歷時短，進行更加劇烈。

(4) 液滴破碎歷程大致可分為四個階段：鈍化變形階段、“人”字形變形階段、拉長階段和破碎階段。沖擊波作用初期，液滴從左側開始發生變形，鈍化形成扁狀；受氣動力影響，液滴兩側空氣運動速度更大，因此液滴兩側向外延伸成“人”字形；“人”字形內側為低壓區外側為高壓區，繼續在氣動力的作用下，液滴被擠壓拉伸，“人”字形兩側液柱逐漸向內側靠攏，液滴前側被拉長成條狀；在破碎階段之前液滴端部相繼發生小液滴拋散現象，液滴變形最后發生集中的小液滴拋散的現象稱作液滴的破碎，此時液滴分散成不規則的若干各小液滴。

(5) 此外，沖擊波作用于液滴后液滴的變形至破碎相比沖擊波的傳播過程呈現明顯的滯后性，沖擊波傳播過程迅速，產生的氣動力持續影響液滴的形態變化。

[1] 侯海量，朱錫，梅志遠.艙內爆炸載荷及艙室板架結構的失效模式分析[J].爆炸與沖擊，2007，27(2)：151-158.

HOU Hailiang,ZHU Xi,MEI Zhiyuan.Study on the blast load and failure mode of ship structure subject to internal explosion[J].Explosion and Shock Waves,2007,27(2):151-158.

[2] 朱錫, 張振華, 劉潤泉, 等. 水面艦艇舷側防雷艙結構模型抗爆試驗研究[J]. 爆炸與沖擊, 2004,24(2): 133-139.

ZHU Xi,ZHANG Zhenhua,LIU Runquan,et al.Experimental study on the expolsion resistance on cabin near shipboard of surface warship subjected to underwater contact explosion[J].Explosion and Shock Waves,2004,24(2):133-139.

[3] 徐定海, 蓋京波, 王善. 防護模型在接觸爆炸作用下的破壞[J]. 爆炸與沖擊, 2008, 28(5):476-480.

XU Dinghai,GAI Jingbo,WANG Shan.Deformation and failure of layered defense models subjected to contact explosive load[J].Explosion and Shock Waves,2008,28(5):476-480.

[4] RADFORD D D, MCSHANE G J, DESHPANDE V S, et al. The response of clamped sandwich plates with metallic foam cores to simulated blast loading[J]. International Journal of Solids & Structures, 2006, 43(7/8): 2243-2259.

[5] FLECK N A, DESHPANDE V S. The resistance of clamped sandwich beams to shock loading[J]. Journal of Applied Mechanics, 2004, 71(3): 386-401.

[6] 張旭紅, 王志華, 趙隆茂. 蜂窩夾芯板受爆炸載荷作用下的動力響應[J]. 機械強度, 2010, 32(3):404-409.

ZHANG Xuhong,WANG Zhihua,ZHAO Longmao.Dynamic response of a clamped square sandwich plate with honeycomb core subjected to blast loading[J].Journal of Mechanical Strength,2010,32(3):404-409.

[7] 侯海量，朱錫，谷美邦.爆炸載荷作用下加筋板的失效模式分析及結構優化設計[J].爆炸與沖擊，2007，27(1)：26-33.

HOU Hailiang,ZHU Xi,GU Meibang.Study on failure mode of stiffened plate and optimized design of structure subjected to blast load[J].Explosion and Shock Waves,2007,27(1):26-33.

[8] MEI Zhiyuan, DENG Bo, REN Chunyu, et al. The analysis of dynamical characteristics of energy absorbing for double layers bulkhead subjected to blast loading[C]∥The 7th International Conference on Shock & Impact Loads on Structures.Beijing: Peoples Press, 2007: 401-408.

[9] 趙凱.分層防護層對爆炸波的衰減和彌散作用研究[D].合肥:中國科技大學，2007.

[10] 樊自建,沈兆武,馬宏昊,等.空氣隔層對水中沖擊波衰減效果的實驗研究[J].中國科學技術大學學報,2007,37(10):1306-1311.

FAN Zijian,SHEN Zhaowu,MA Honghao,et al.Experimental study on attenuation of underwater shock wave bu air interlayer[J].Journal of University of Science and Technology of China,2007,37(10):1306-1311.

[11] 姚熊亮, 楊文山, 初文華，等.水中空氣隔層衰減沖擊波性能研究[J].高壓物理學報，2011，25(2)：165-172.

YAO Xiongliang,YANG Wenshan,CHU Wenhua,et al.Research on performance of the underwater air buffer weakening shock wave[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2011, 25(2): 165-172.

[12] 趙漢中.在開闊空間中水對爆炸沖擊波的削波作用[J].爆炸與沖擊,2001,21(1):26-28.

ZHAO Hanzhong.Water effects on shock wave delay in free fields[J].Explosion and Shock Waves,2001,21(1):26-28.

[13] 趙漢中.在封閉結構中水對爆炸沖擊波的削波、減壓作用[J].爆炸與沖擊,2002,22(3):252-256.

ZHAO Hanzhong. Water mitigation effects on explosions in confined chambers[J].Explosion and Shock Waves,2002,22(3):252-256.

[14] 劉謀斌，宗智.水幕減爆防護技術數值仿真[J]. 應用科技，2010，37(9)：36-41.

LIU Moubin,ZONG Zhi.Numerical simulation of water mitigation of blasting effects[J].Applied Science and Technology,2010,37(9):36-41.

[15] JOURDAN G, BIAMINO L, MARIANI C.Attenuation of a shock wave passing through a cloud of water droplets[J].Shock Waves,2010,20(4):285-296.

[16] CHEN H, LIANG S M.Flow visualization of shock/water column interactions[J].Shock Waves,2008, 17(5): 309-321.

[17] GARDNER D R.Near-field dispersal modeling for liquid fuel:SAND90-0686[R].Air Explosive,1990.

[18] 薛社生，劉家驄，秦承森,等.燃料爆炸拋撒成霧的實驗研究[J].爆炸與沖擊，2001,21(4)：272-276.

XUE Shesheng,LIU Jiacong,QIN Chengsen,et al.Experimental and numerical investigation on explosive dispersal and cloud forming[J].Explosion and Shock Waves,2001,21(4):272-276.

[19] WIERZBA A, TAKAYAMA K. Experimental investigation of the aerodynamic breakup of liquid drops[J].AIAA Journal,1988,26(11):1329-1335.

[20] GEL’FAND B E, GUBIN S A, KOGARKO S M. Destruction of gryogenic liquid drops by shock waves[J].Dokl. Akad. Nauk SSSR,1972,26(6):1313-1316.

[21] GEL’FAND B E, GUBIN S A, KOGARKO S M. Various forms of drop fractionation in shock waves and their special characteristics[J]. Journal of Engineering Physics and Thermophysics,1974,27(1):119-126.

[22] JALAAL M, MEHRAVARAN K.Fragmentation of falling liquid droplets in bag breakup mode[J].International Journal of Multiphase Flow,2012,47:115-132.

[23] 岳中文, 顏事龍, 劉鋒.液體拋撒初期水霧運動速度的實驗研究[J].安徽理工大學學報(自然科學版)，2006，26(1)：61-63.

YUE Zhongwen,YAN Shilong,LIU Feng.An experimental study on veloctity of mist at initial stage of liquid dispersal[J]. Journal of Anhui University(Natural Science)，2006,26(1):61-63.

[24] 李斌. 激波驅動下液體與固體拋撒的實驗研究[D].南京：南京理工大學，2012.

[25] 王海燕，曹濤，周心權，等.煤礦瓦斯爆炸沖擊波衰減規律研究與應用[J].煤炭學報，2009，34(6)：778-782.

WANG Haiyan,CAO Tao,ZHOU Xinquan,et al.Research and application of attenuation law about gas explosion shock wave in coalmine[J].Journal of China Coal Society,2009,34(6):778-782.

[26] 侯海量，張成亮，朱錫,等.沖擊波和高速破片聯合作用下夾芯復合艙壁結構的毀傷特性[J].爆炸與沖擊，2015,35(1)：116-123.

HOU Hailiang,ZHANG Chengliang,ZHU Xi,et al.Damage characteristics of sandwich bulkhead under the impact of shock and high-velocity fragments[J].Explosion and Shock Waves,2015,35(1):116-123.

[27] 孫葉斌.爆炸作用與裝藥設計[M].北京：國防工業出版社，1987.

[28] 朱錫，張振華，梅志遠，等.艦船結構毀傷力學[M].北京：國防工業出版社，2013.

[29] JOSEPH D D, BELANGER J, BEAVERS G S.Breakup of a liquid drop suddenly exposed to a high-speed airstream[J].International Journal of Multiphase Flow, 1999,25(6/7):1263-1303.

Interaction between shock wave and a liquid droplet

LIU Guibing1，2, HOU Hailiang1, ZHU Xi1

(1. Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China;2. Unit 92941 of Chinese People’s Liberation Army, Huludao 125001, China)

Atomizing liquid droplets under the action of blast wave is used in industry and practice, but there are few studies on the interaction between strong blast wave and atomized liquid droplets, as this interaction has a positive effect on avoiding explosion shock of ship cabins. Here, the finite element method was used to simulate pressure change of strong shock wave acting on a single liquid droplet in a 2-dimensional space, and shape and location changes of the droplet. The breakup characteristics of the droplet were analyzed due to different explosive masses and explosion distances. The results showed that there are two typical modes of liquid droplet breakup, they are obvious different; the explosion distance and explosive mass have a decisive effect on the propagation speed of blast wave, and affect the breakup mode of droplet; the reflected blast wave and the transmitted wave in the model of high Mach number are obviously different from those in the model of low Mach number; the local low pressure area diffracted by vortex pair of high Mach number is much broader than that diffracted by vortex pair of low Mach number; the interaction process for high Mach number is more severe and lasts less time; compared with the process of blast shock wave propagation, the process of liquid droplet deforming has an obvious hysteresis, the former is more fast and the aerodynamic force produced continuously affects the shape change of the liquid droplet.

blast wave； liquid droplet breakup； pressure wave； transmitted wave； reflected blast wave； vortex pair

國家自然科學基金(51209211; 51479204)

2016-01-26 修改稿收到日期：2016-06-06

劉貴兵 男，碩士生，1992年生

侯海量 男，博士，高級工程師，1977年生

O344.7

A

10.13465/j.cnki.jvs.2017.13.007