水霧對艙內裝藥爆炸載荷的耗散效能試驗研究

陳鵬宇， 侯海量， 劉貴兵， 朱錫， 張國棟

(1.海軍工程大學 艦船工程系， 湖北 武漢 430033； 2.92941部隊， 遼寧 葫蘆島 125000)

0 引言

隨著反艦武器的快速發展，防護方法也趨于多元化。對爆炸沖擊載荷的被動式防護作為艦船防御的最后一層防護手段，有著重要的研究價值。在艦船防護方面，導彈穿透艦船舷側外板在艙內爆炸，是艦艇結構受到的最重要沖擊載荷形式[1]。目前艦艇抗爆主要設計思想有兩種：一種是泄爆；另一種是隔爆。泄爆主要是指膨脹泄壓，即通過設置膨脹空艙、長走廊等結構形式，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壓力，從而達到保護重要艙室結構的目的[2]。隔爆則是主要針對爆炸沖擊波而言，分為兩種方法：一種是增設抗爆吸能結構以衰減耗散爆炸載荷的沖擊能量[3-4]；另一種是在爆炸沖擊波的傳遞途徑上設置其他介質相，利用沖擊波在不同介質間界面上的入射、反射等現象導致的能量轉化，衰減耗散沖擊波能量[5-6]。

在沖擊波傳播途徑中噴射水霧以實現抗爆正是第2種隔爆方法的延伸，這種方法被稱為水霧抑爆防護方法[7-8]。與一般的介質相隔爆方法相比，其區別在于氣液兩相混合介質中液滴呈霧狀彌散分布，氣體與液體(簡稱氣液)兩相界面更多且無明顯的層狀特征，沖擊波的傳播和耗散過程更為復雜。在艦船防雷艙室中安裝水霧抑爆裝置可以在遭受導彈穿甲艙內爆炸毀傷時衰減沖擊波超壓和較小準靜態壓力[9-10]，進而達到減輕對艦船結構和內部儀器毀傷的效果。

炸藥在相對密閉的空間內爆炸時會產生沖擊波超壓載荷和準靜態超壓載荷兩種形式的破壞，這兩種破壞形式有著較大區別，沖擊波超壓作用時間短但其幅值很大，準靜態超壓作用時間相對較長但其幅值較小，因而其毀傷效應區別較大[1,11]。在密閉空間裝藥爆炸研究中，超壓和準靜態超壓的測試和評估有著重要價值[12]。在國內外開展與水霧抑爆相關的研究中，Jourdan等[13]從試驗和數值模擬兩方面研究了直徑約為120 μm、250 μm、500 μm的密集液滴對沖擊波馬赫數在1.1～1.8的沖擊波衰減作用，在沖擊波馬赫數為1.5時作用于500 μm水霧區的超壓衰減近65%，經過250 μm水霧區時的超壓衰減45%，經過120 μm水霧區則無明顯的超壓衰減。Schwer等[14]和Thomas[15]研究證實了在爆炸中使用噴水抑爆可以使大液滴破碎成細小霧滴，直接導致沖擊波的衰減，減緩或熄滅沖擊波作用后續化學反應，稀釋爆炸后的氣體密度，防止產生二次爆炸或者次生火災。謝波等[16]開展了大型通道內主動式水霧抑爆方式的試驗研究，發現沖擊波在通過水霧區后和其后的一定距離范圍內均發生不同程度的強度衰減，且沖擊波衰減率在一定范圍內與單位空間內水霧的密度呈正比。美國馬里蘭州海軍實驗室進行了一系列水霧抑爆的試驗[17]，在安裝水霧噴射裝置的防雷艙室中，進行梯恩梯(TNT)當量分別為0.9 kg、2.2 kg和3.2 kg工況下有無水霧的對比試驗，結論表明初始沖擊波超壓峰值、沖量和準靜態壓力在水霧作用下均發生衰減效應；準靜態壓力在TNT當量分別為0.9 kg、2.2 kg和3.2 kg時分別減少40%、47%和40%；初始超壓和準靜態壓力都出現延遲現象，這些試驗表明水霧的使用對減小高爆沖擊波超壓具有顯著效果。Philippe等[18]通過試驗測量空爆、水墻和固定墻壁等工況，結果表明水墻對爆源的衰減效果明顯，衰減效果和水量與藥量的比重、爆源和水墻的距離以及和水墻厚度都有關系，試驗測量到的超壓衰減率為20%～80%，沖量衰減率約為20%. 此外，Willauer等[19]開展了水霧抑制艙內爆炸超壓和準靜態壓力試驗研究，分別采集預噴射水霧艙室和無水霧艙室爆后超壓及準靜態壓力數據，艙室尺寸為6.1 m×6.1 m×4.9 m，控制水霧密度為70 g/m3，液滴索特爾平均直徑為54 μm(索特爾平均直徑是指液霧內部所有霧滴體積與總表面積的比值[20])，爆源采用50 lb(約22.7 kg)TNT和相同當量的Destex炸藥，TNT試驗中測量到沖量、沖擊波超壓和準靜態壓力衰減率分別為40%、36%和35%，Destex炸藥試驗中的數據分別為43%、25%和33%. Holborn等[21]對核廢料艙內氫燃爆的水霧抑爆作用建立了分型模型。Ren等[22]和Cao等[23]分別對水霧抑爆在甲烷燃爆速度的抑制效果和鹽水霧的抑爆效果進行了分析和研究。由此可見，水霧對艙內爆炸載荷毀傷能力的抑制機理和效果有著繼續開展深入研究的價值和意義。

為了探討水霧對艦船艙內爆炸載荷的衰減作用，本文利用模擬艙內爆炸的試驗對比分析有水霧和無水霧工況，研究水霧對沖擊波峰值的衰減作用和對準靜態壓力的削弱作用。

1 試驗設計

水霧抑爆的艙內爆炸試驗在開口的小艙室內進行，用以模擬導彈半穿甲艙內爆炸， 模型內部體積為990 mm×224 mm×464 mm，約為某型艦厚壁艙室結構的1/10縮比模型，忽略內部薄壁結構。模型壁厚為8 mm，沒有完全按照縮比比例是因為此試驗僅為研究艙內沖擊波載荷特性而忽略了結構在爆炸載荷作用下的響應，避免爆炸作用下模型發生變形，所以設計壁厚大于縮比壁厚。頂部開口直徑為80 mm，艙室模型如圖1所示，用以模擬導彈穿甲后的舷側開口。爆源采用TNT裝藥，試驗藥量分別為13.5 g和27.5 g，爆源由雷管引爆，懸掛固定于艙室中心位置，實物模型和安裝方式如圖2所示。噴霧設備分別安裝在艙室兩側，每側3個噴頭，噴頭安裝方法和噴霧效果如圖3所示。試驗采用空爆試驗和噴霧試驗對比，噴霧試驗時先預噴水霧10 s后再進行爆源引爆。

2 艙內爆炸仿真傳播過程

以27.5 g TNT在模型艙內爆炸的數值仿真為例，描述沖擊波在艙內的傳播規律；數值計算使用通用商業有限元仿真軟件LS-DYNA建立了試驗的等比例模型，并采用流體與固體耦合算法模擬爆炸沖擊波與結構模型的相互作用(關鍵字CONSTRAINED_LAGRANGE_IN_SOLID)，流體歐拉網格控制在10 mm×10 mm×10 mm，結構網格控制在14 mm×14 mm×14 mm，其計算結果如圖4所示。由圖4可見，發生爆炸瞬間迅速形成高能氣團并迅速擴展，擴展趨勢為柱形藥沿環向呈圓狀擴展，沿徑向則由于聚能現象擴展速度更快。由于艙內3個維度距離有限且各不相同，沖擊波首先觸碰到間距最小的寬向壁面并產生反射波，隨后撞擊上下面發生反射，此時反射波與長度方向正在擴展的入射波發生疊加、生成強度更高的馬赫波，到達角隅位置的初始沖擊波正是長度方向的入射波和另外兩個方向的反射波疊加形成的馬赫波作用。如圖4(b)～圖4(d)所示為二維平面內入射波和反射波疊加的壓力圖。

根據沖擊波的傳播規律，艙內爆炸時沖擊波總是向開闊空間方向傳播，因此圖4給出了模型內部結構尺寸最大的二維平面，以展示內部壓力變化過程。從圖4中明顯可見沖擊波傳播的階段性過程：圖4(a)～圖4(c)為爆炸后沖擊波的擴展階段，在波陣面位置由于形成疊加的馬赫波而呈現出更高的壓強，而中間位置的高壓氣團逐漸擴散，內部壓強也迅速降低，甚至會出現負壓狀態。三向疊加馬赫波達到角隅位置，再次發生復雜反射效應，此時產生角隅位置最大峰值。沖擊波抵達兩側壁面反射疊加，并由角隅位置向兩側中心位置擴展，兩側中心處迅速生成新的高壓區域并逐漸向區域中心擴展，隨著擴展區域增大，壓強隨之減小，如圖4(d)～圖4(h)所示。兩側反射沖擊波在區域中軸位置接觸，壓強逐漸增大，在上下邊中點處擴展開來，如圖4(i)～圖4(o)所示。沖擊波繼續向中間匯聚，壓縮到一定程度后繼而向兩側擴展，并在接觸壁面的位置形成新的高壓區域，如圖4(o)、圖4(p)所示，此階段近似為艙內準靜態壓強階段。綜上所述可知，沖擊波在艙內的發展趨勢為膨脹—壓縮—再膨脹—再壓縮的反復過程，沖擊波壓縮和膨脹的位置為艙內兩側角隅和壁面處以及艙內中心位置，膨脹和壓縮必然是相繼間隔式的發生，且隨著發生次數的增大，沖擊波壓強逐漸減小并趨于準靜態壓力。

如圖5所示為27.5 g TNT藥量下仿真計算輸出的測點1和測點2壓力曲線。測點1在模型半側的中心位置，測點2在模型角隅位置，如圖1和圖6所示。

在爆源爆炸擴展到測點時為測點的初始高壓，仿真計算中測點1在0.06 ms時刻達到最大峰值為1.59 MPa，之后在爆炸沖擊波膨脹擴散到兩端后再多次反射作用于測點1，因此后續觀測到多次較弱的后續沖擊波作用，其中在1.32 ms時刻達到0.82 MPa. 測點2由于角隅匯聚疊加現象在0.508 ms時刻出現3.01 MPa的峰值，同樣由于沖擊波的擴散反射作用，測點2也出現了多次后續沖擊波作用，在1.1 ms時刻沖擊波再次反射匯聚作用于角隅位置，其超壓峰值約為0.88 MPa，在2.53 ms時刻測點2沖擊波的峰值超壓為0.77 MPa. 在此時刻后，模型內部到達相對穩定狀態，準靜態超壓約為0.25 MPa.

3 試驗結果及分析

試驗中測點與爆源在模型中的相對關系如圖1和圖6所示，其中爆源在模型中心位置懸掛固定，測點在結構角隅位置，采用壁壓式壓電壓力傳感器采集信號。沖擊波在角隅位置會發生匯聚效應，產生更為復雜的載荷特性，為了研究角隅位置載荷特點和艙內準靜態壓力在水霧環境中的衰減情況，此處測點1位置為艙內半側中心點，測點2選取角隅位置測量沖擊波壓力。

試驗工況設置如表1所示，試驗裝藥由柱狀藥塊切割得到，由于藥柱的切割誤差和損耗，實際藥量與設計工況略有區別。

表1 艙內爆炸試驗工況

工況1和工況2中角隅壓力測點2的壓力與時間曲線分別如圖7和圖8所示。圖7中初始沖擊波及角隅匯聚的峰值壓力在0.56 ms時刻達到1.87 MPa最大峰值，隨后在2.06 ms時刻出現1.29 MPa峰值，分析其原因為艙室內部反射多次匯聚作用于角隅位置，在3.5～5.0 ms時刻出現較為穩定的準靜態壓力。

由圖8可知，角隅位置的初始沖擊波在0.58 ms時刻達到最大峰值，超壓為1.28 MPa，在隨后壓力曲線中明顯觀察到后續的波峰沒有明顯凸起，壓力曲線起伏平緩，在1.58 ms和3.12 ms時刻有較為平緩的起伏波峰，隨后其角隅的超壓值逐漸趨于0.

比較工況1和工況2在測點2的試驗測量結果可知，工況1明顯觀察到沖擊波反射匯聚的二次作用，初始沖擊波作用時間段過后其壓力曲線依然出現振蕩波峰，工況2的初始匯聚沖擊波最大峰值較工況1從1.87 MPa削弱到1.28 MPa，且初始沖擊波過后沒有觀察到較強的二次反射沖擊波作用，壓力曲線較為平緩。分析工況1和工況2結果產生差異的原因，在工況2艙室內彌散水霧耗散作用下，艙內沖擊波的壓力衰減比工況1沒有水霧時要快，同時由于試驗工況采用的TNT裝藥量相對較小，初始沖擊波壓力很快衰減至大氣壓附近，即如圖8后半段曲線所示。

工況3和工況4下角隅壓力測點2的壓力與時間曲線分別如圖9和圖10所示。在圖7和圖9中，工況1和工況3還與數值仿真計算輸出的測點2壓力數據進行了對比。由于有限元網格特征尺寸的限制，仿真計算的沖擊波峰值在初始時刻衰減較快，測點2的仿真計算初始峰值與試驗結果相比較小，但因為初始沖擊波峰值附近的脈寬很小，對沖擊波超壓比沖量的影響不大，所以可以認為仿真計算中出現的削峰現象對仿真計算結果整體的準確性影響可以忽略，仿真計算結果與試驗吻合較好，驗證了第2節中基于仿真計算的沖擊波傳播過程分析。

相比于工況1和工況2，由于裝藥量的增加，初始沖擊波、反射沖擊波和準靜態壓力均有所增加，其結果如表2所示，表2中衰減率都是在藥量相同的工況中進行比較計算得出的。

表2 試驗數據及衰減效果

由表2中峰值的衰減數據不難發現，水霧對沖擊波峰值和準靜態壓力的衰減都有一定程度的作用。由表2中數據可知，隨著藥量增加，初始沖擊波超壓峰值的衰減率從31.55%降低到26.47%，反射沖擊波超壓峰值衰減率從72.87%降低到27.27%，準靜態壓力衰減率從77.78%降低到31.82%. 從中可推測出，在噴霧量相同工況下，裝藥量越大，噴霧對沖擊波和準靜態壓力的衰減效果越差。分析其原因，相同噴霧量得到的是相同液滴濃度和液滴直徑，由于具有相對一樣的分布特點，其單位體積的彌散水霧能吸收耗散的能量應有一個上限閾值，因此隨著藥量增加，爆炸沖擊波能量的總能量增加，彌散水霧的吸能閾值在爆炸能量中所占的比例不斷下降，導致其相對吸能效果不斷降低。

關于水霧對沖擊波的衰減作用，從能量和動力學的角度分析都有著充分的理論依據：1)從能量角度來看，沖擊波在傳播過程中，氣動力推動液滴加速，液滴逐漸發生變形、破碎和拋散，此過程中沖擊波能量會有一部分轉化為液滴動能，因此沖擊波強度和能量會發生衰減。液滴尺寸越小，則其更易被氣動力加速，故能量轉化的效率更高，其沖擊波衰減率更大。2)從動力學角度來看，彌散的小液滴和空氣形成了氣液兩相混合介質，液滴與空氣接觸面形成兩種介質的傳遞界面，沖擊波在到達每一個界面時必然會發生透射、反射、繞射、衍射等現象，在界面傳遞過程中必然發生能力形式的轉化。

4 結論

本文進行了水霧抑爆的艙內爆炸試驗研究，對比分析了13.5 g和27.5 g TNT艙內爆炸有水霧和無水霧工況下典型位置的峰值超壓和準靜態超壓，得到水霧抑制艙內爆炸載荷的規律。得到以下結論：

1)艙內爆炸沖擊波的傳播過程具有一定規律性，沖擊波始終向空間開闊的方向擴展，并且在艙壁端面和艙室內反射波相遇處多次發生壓縮和膨脹過程，隨著傳播路徑和反射次數的增加，峰值壓力發生自然衰減，趨向于達到準靜態壓力狀態。

2)在13.5 g和27.5 g TNT裝藥的水霧抑爆艙內爆炸試驗中，水霧的存在對艙內爆炸載荷的超壓峰值衰減和準靜態壓力的削弱有著明顯效果。

3)在文中所設試驗工況下，噴霧液滴分布特性相同，隨著裝藥量增加，其水霧對沖擊波和準靜態壓力的衰減效果不斷降低，其中27.5 g TNT工況角隅位置的初始沖擊波超壓峰值衰減率為26.47%，反射沖擊波超壓峰值衰減率達到27.27%，準靜態壓力衰減率達到31.82%.

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