懸掛式矩形水墻對爆炸沖擊波削減效果的實驗研究

張波濤 岳亞軍 姜林

[關鍵詞]懸掛式矩形水墻；爆炸沖擊波：水墻厚度；削減效果

0引言

爆炸產生的沖擊波對建筑物和民用基礎設施構成了巨大威脅。為了減輕爆炸產生的危害，必須制定有效的防爆措施。在爆炸物周圍設置懸掛式矩形水墻是一種潛在方法。主要原因是水的價格低廉、來源廣泛；并且相關研究表明，水介質能夠減輕爆炸產生的沖擊效果。

水介質有細水霧、水幕（水簾）、水體墻以及懸掛式水墻等多種使用形態，它們的削波減爆機制與水介質的使用形態相關。細水霧通過動能、破碎能、顯熱、潛熱（蒸發）4種方式吸收爆炸產生的能量，其中，潛熱吸能是細水霧削減爆炸沖擊波的主要機制。Willauer等在密閉艙室中開展了細水霧對高能炸藥TNT和Destex爆炸抑制效果的實驗。結果表明：細水霧使TNT和Destex的沖量、峰值壓力和準靜態壓力分別降低了40%、36%、35%和43%、25%、33%。陳鵬宇等在艦艙的縮比模型中開展了細水霧減爆實驗研究，對比分析了有水霧和無水霧工況下13.5g和27.5gTNT艙內爆炸典型位置的峰值壓力和準靜態壓力。結果表明：水霧的存在對艙內爆炸載荷的峰值壓力和準靜態壓力均有明顯的削弱效果。水幕（水簾）是指以一定的速度向特定方向運動的超過一定密度的一群液滴，其減爆機制與細水霧相同。李鈺陽和胡洋等開展了水幕衰減爆炸沖擊波的數值仿真研究。結果表明：水幕對爆炸沖擊波峰值壓力和溫度均有明顯的減弱效果。然而，使用細水霧、水幕（水簾）抑爆技術時需要綜合考慮各種因素，要保證噴出的液滴既能有效抑制爆炸威力，又不能對結構設施造成二次損害，這在工程應用中具有較大難度。

水體墻是以水為主體，并用各種形式的容器儲存、構建而成的防爆墻。與剛性墻不同的是，水體墻在爆炸中被破壞，因為爆炸波的部分能量被轉化為水的動能，這種現象被稱為動量提取。由于加載的時間尺度太小，水沒有足夠的時間進行分解和蒸發，動量提取和沖擊波的反射、繞射被認為是水體墻主要的減爆機制。Zhang等使用裝滿水的矩形塑料容器開展了水體墻減爆實驗。研究發現：水體墻能夠有效削減沖擊波峰值壓力，并且削減效果與Zhou等采用剛性墻數值仿真計算出的結果非常接近。這一發現表明，水體墻的主要削減機制類似于剛性墻，可以反射、繞射以及偏轉爆炸沖擊波。Bornstein等進行了一系列小規模爆炸實驗，以評估水體墻對裝甲車的防護效果。研究發現，水體墻可以有效地減輕鋼板變形。此外，Bornstein等認為，水體墻的主要減爆機制是動量提取。

目前，對于懸掛式矩形水墻的研究非常有限。懸掛式矩形水墻通常放置在爆炸物的一側，并與爆炸物保持一定的距離，從而減輕水墻后方的爆炸載荷。Zakrajsek等開展了水體墻以及懸掛式水墻對爆炸沖擊波削減效果的實驗。研究發現：水體墻和懸掛式水墻對峰值壓力的削減均達到40%以上：其中，設置懸掛式水墻時，峰值壓力的削減效果最佳，可達到81%。Son等利用爆轟激波管研究了3mm厚的懸掛式水墻對沖擊波的衰減效果，發現設置水墻時爆炸沖擊波峰值壓力和沖量分別降低了82%和75%。然而，在上述的研究中，并沒有關于懸掛式矩形水墻減爆機制的研究。由于測量和觀察的困難，目前尚不清楚懸掛式矩形水墻近場位置爆炸沖擊波與水墻的相互作用過程，且未能對水墻后方的壓力時程曲線進行詳細解釋。

基于水平激波管搭建了沖擊波與懸掛式矩形水墻相互作用的實驗平臺，開展了馬赫數Ma=1.44和Ma=1.92的入射沖擊波分別與2、4mm和6mm厚的水墻相互作用的實驗。通過高速紋影測試系統記錄沖擊波作用下水墻的運動過程，研究水墻厚度對水墻破碎效果以及運動速度的影響。通過壓力測試系統記錄水墻后方的壓力變化，并結合紋影圖對壓力一時間曲線進行詳細分析。最后，量化水墻厚度對沖擊波峰值壓力和峰值沖量的削減效果。以期為懸掛式矩形水墻防爆系統的設計提供參考。

1實驗設計

1.1實驗平臺

采用長度5.2m、內徑60mm的水平激波管。實驗平臺主要由沖擊波發生系統和矩形水墻生成系統組成，如圖1所示。

沖擊波發生系統主要包括高壓氣瓶、水平激波管和膜片。激波管由高壓段（長1.3m）和低壓段（長3.9m）組成。通過膜片將高壓段和低壓段分割開來。高壓氣瓶為高壓段提供高壓驅動力，當高壓段的壓力超過膜片的極限時，膜片就會破裂成孔，同時生成的沖擊波會向低壓段傳播。水墻生成系統由水墻發生裝置、蓄水箱、水泵、過濾器和水管等組成，可以生成連續不斷的懸掛式矩形水墻。

圖2為水墻發生裝置，主要材質為玻璃鋼和304不銹鋼，總體尺寸200mmx300mmx500mm，壁厚2mm。水墻發生裝置包括盛水箱、漏斗和導流板3個部分，在漏斗出口處加裝120mm長的導流板，能夠將湍流轉捩為層流。水墻寬度約280mm，距激波管口約60mm。通過改變導流板間距可以改變水墻厚度T。圖3為生成的懸掛式矩形水墻。

1.2測試系統

高速紋影測試系統由激光光源、光源狹縫、刀口、反射鏡以及高速攝影機等組成，系統布局如圖4所示。采用日本Photorn公司生產的Fastcam MiniAX200型高速攝影機，參數見表1。兩個主反射鏡Mi與M，之間的距離為5m，主反射鏡焦距為300mm。激光光源通過3mm的狹縫和反射鏡后，在M和M，之間形成平行光；M2通過反射鏡聚焦于刀口；最后，通過高速攝影機記錄檢測區域的圖像。

壓力測試系統主要由壓力傳感器、信號放大器、數據采集器、計算機和配套的信號電纜組成，系統布局如圖5所示。

受水墻附近的空間限制，典型的鉛筆式壓力傳感器不能在不破壞水面流動的情況下使用。美國PCB公司的113821系列的壓電式壓力傳感器測得的壓力接近鉛筆式壓力傳感器。因此，使用此類型的壓電式壓力傳感器代替鉛筆式壓力傳感器。壓力傳感器PT1、PT2分別布置在距離激波管出口800mm和400mm處，用于確定入射沖擊波馬赫數。采用1.6mm厚的硬紙膜和1.5mm厚的PET聚酯薄膜可獲得相應馬赫數的入射沖擊波，詳細參數見表2。壓力傳感器PT3、PT4分別布置在激波管正前方110mm和160mm處，即水墻后方50mm和100mm處，用于測量水墻后方的壓力。采用江蘇聯能技術有限公司的YE5859型信號放大器；荷蘭TiePie公司的HS6型數據采集器，選用1MHz的采樣頻率。采集到的信號使用計算機保存。

1.3實驗方案

共開展了8組實驗，包括2組空白實驗（T=0mm）和6組正式實驗，實驗工況見表3。

2結果與分析

2.1空白實驗

圖6為無水墻時高速攝影機拍攝的沖擊波（Ma=1.92）傳播過程紋影圖。為了便于記錄，規定沖擊波剛到達激波管口時為0mso圖6中：當t=0ms時，到達激波管口的沖擊波為平面波，且波陣面較為平整；但在靠近激波管管壁處，沖擊波的波陣面具有一定的弧度，這是因為沖擊波離開激波管口時發生了衍射。隨著時間的推移，衍射效果越來越明顯，弧形沖擊波的占比也越來越大。在t=0.05ms時，波陣面的形狀已經完全變成弧形。同時，靠近激波管口處觀察到渦環。渦環是沖擊波后高速氣流在激波管口處分離并卷起產生的。當t為0.10～0.40ms時，沖擊波持續向右側擴散，最后超出視場范圍。

圖7為無水墻時測點PT3和PT4的壓力一時間曲線。可以看出，該曲線為典型的沖擊波超壓曲線。為了便于比較，將各工況的時間數據進行偏移，使時間原點為測點PT3壓力開始上升時刻。

由圖7可得到無水墻時測點PT3和PT4處的峰值壓力，并利用式（1）計算得到對應的峰值沖量結果如表4所示

2.2沖擊波與矩形水墻的相互作用

2.2.1水墻運動過程分析

圖8為Ma=1.92的入射沖擊波與厚度T=2mm的矩形水墻相互作用的紋影照片。高速攝影機的拍攝畫面為二維投影圖像。通過對圖像進行分析和處理，可以獲得水墻在投影平面的位移曲線，如圖9所示。

結合圖8和圖9進行分析。可以看出，沖擊波作用下水墻運動過程可以分為以下4個階段：

1）初始運動階段，即0～0.10ms。0.05ms時，沖擊波的演變過程與無水墻時一致。0.10ms時，入射沖擊波到達界面I（由空氣傳播到水墻），并在水墻內部產生了一個微弱的透射波。由于水墻相對較薄、透射波強度較弱，照片并未在水墻內部顯示出透射波。此過程中，水墻的運動形態并未發生變化。

2）加速運動階段，即0.10～0.25ms。0.15ms時，產生向管口方向運動的反射波，這是阻抗失配引起的，空氣的聲阻抗414kg/（m2·s）比水的聲阻抗1.5 x106 kg/（m2·s）低幾個數量級，沖擊波的能量只有一小部分被傳輸到水墻中，大部分被水墻反射，這也是水墻內部形成的透射波比較微弱的原因。在此過程中，水膜內部形成的透射波將會到達界面II（由水墻傳播到空氣），并反射回拉伸波（稀疏波），界面II附近的水在此拉伸力的作用下會向空氣中噴射水流，產生Richtmyer-Meshkov（R-M）不穩定性現象。0.20～0.25ms時，反射波繼續向管口方向運動：同時，波后的高速氣流作用于水墻，水墻發生破碎并形成水滴，在界面II出現明顯的小凸起，且凸起集中在水墻的中間部分。這是受Ray-leigh-Taylor（R-T）不穩定性的影響，當沖擊波后高速氣流（輕流體）作用于水墻（重流體）時，水墻受到氣動力的作用，由于此日寸的氣動力大于空氣阻力，水墻會向右側加速運動。

3）穩定運動階段，即0.25～0.85 ms。0.30～0.40ms時，沖擊波后高速氣流和渦環共同作用于水墻，界面II的不穩定性現象更加明顯，中心凸起變得更大。此外，在0.35ms時發現水墻后方出現2個球形的沖擊波。關于此現象，最初有2個觀點：其一，是運動的水墻壓縮空氣形成的壓縮波；其二，為二次反射波作用于水墻時產生的透射波。對于以上2個觀點進行了如下分析：假設水墻后方的沖擊波是運動的水膜壓縮空氣產生，水墻后方僅能形成一個球面波，顯然此觀點不正確：二次反射波在0.50ms時與水墻發生相互作用，產生的相應透射波也應在0.50ms后，由此認為觀點二也不正確。后經分析認為，水墻后方的2個球形沖擊波是繞射波，沖擊波與水墻相互作用的過程中，反射波的波長不斷增加，當波長大于水墻寬度時，會在水墻兩側形成繞射波。由于矩形水墻的中軸線與入射沖擊波的中軸線不完全重合，入射沖擊波到達水墻兩側的時間不同，導致觀察到2個繞射波。繞射波僅在水墻兩側運動，因此對水墻后的流動并沒有影響。此外，在水墻后方還觀察到微弱的壓縮波。壓縮波是由水墻后方的擾動空氣產生的，在波后高速氣流和渦環的作用下，水墻像一個快速運動的活塞，壓縮空氣。0.45～0.85ms時，二次反射波、波后高速氣流以及渦環共同作用于水墻，并驅動水墻向后運動，水膜的破碎程度加劇。在此過程中，水墻受到的氣動力與空氣阻力相等，做勻速運動，運動速度達到最大，約為183m/s。

4）減速運動階段，即0.85～1.20ms。水墻持續向后運動，在空氣阻力的作用下，水滴發生二次破碎并形成細水霧，水墻表面出現了局部霧化現象。且隨著時間的推移，水墻逐漸超出紋影儀的可視范圍。在此過程中，水墻受到的氣動力小于水膜受到的空氣阻力，開始做減速運動。

2.2.2水墻厚度對水墻運動過程的影響

圖8、圖10和圖11為Ma=1.44和Ma=1.92的沖擊波分別與不同厚度的水墻相互作用的紋影圖。不僅可觀察到反射波、繞射波、微弱的壓縮波，還可觀察到水墻的變形、破碎以及霧化的全過程。研究還發現，當入射沖擊波馬赫數一定時，隨著水墻厚度的增加，水墻變形和破碎的效果逐漸減弱，主要表現在：水墻越厚，液滴的擴散范圍越小，且拋撒距離逐漸減小。

圖12（a）為沖擊波與矩形水墻相互作用的位移情況。水墻均經歷了初始運動階段、加速運動階段和穩定運動階段，且水膜運動到測點PT3和PT4處時均處于穩定運動階段。由于高速攝影機所記錄的照片范圍有限，并不是所有工況下的水墻都能夠被觀察到減速運動階段。圖12（b）為水墻穩定運動階段的速度。隨著水墻厚度的增加，水墻的運動速度逐漸減小。這是因為，隨著水墻厚度的增加，空氣阻力會逐漸增大，進而造成水墻運動速度減小。

2.3壓力一時間曲線

2.3.1壓力一時間曲線分析

測點PT3和PT4處Ma=1.92的入射沖擊波與T=2 mm的矩形水墻相互作用時的壓力一時間曲線見圖13 （a）和圖13（b）o可以看出，測點PT3和PT4的壓力曲線上升時間分別為64和45而典型沖擊波超壓曲線的上升時間應為7～12，這說明沖擊波作用于矩形水墻時水墻后方不會產生沖擊波。在圖8中，水墻后方并未觀察到透射波；而且，繞射波僅在水墻兩側運動，對水墻后的流動并沒有影響。分析認為，矩形水墻后方的壓力變化與沖擊波的反射、透射以及繞射現象無關。

圖13（a）和圖13（b）中，T=2mm時測點PT3和PT4的壓力曲線變化趨勢基本一致。結合圖8僅對測點PT3的壓力變化進行分析。可以發現，壓力一時間曲線具有2個作用階段。0～0.278 ms為壓力作用的第一階段。該階段壓力的持續時間為0.278ms，而水墻運動到測點PT3所用的日寸間約為0.250ms（圖8中0.10～0.35ms），兩者的相對誤差約為10%。由此認為，該階段的壓力變化是水墻向后運動過程中產生的壓縮波引起的。而壓縮波的強度又取決于水墻的運動速度，因此第一階段的壓力變化取決于水墻的運動速度。0.278～0.440ms為壓力作用的第二階段。很顯然，該階段的壓力變化是水墻沖擊造成的，水墻在沖擊波后高速氣流的作用下加速至一定的速度，具有較大的動量（即動量提取效應），水墻運動到測點PT3時（圖8中0.35ms）引起該階段的壓力變化，這說明第二階段的壓力變化取決于受沖擊水墻所具有的動能。

2.3.2峰值壓力和峰值沖量

圖13為Ma =1.92和Ma=1.44的沖擊波分別與2、4mm和6mm厚的水墻相互作用的壓力一時間曲線。可以看出，壓力一時間曲線均具有壓縮波作用階段和水墻沖擊階段。將壓縮波作用階段與水墻沖擊階段進行對比發現，水墻沖擊階段產生的峰值壓力均高于壓縮波作用階段，沖量變化也主要由水墻沖擊引起。由此可見，水墻后方的壓力變化主要取決于水墻的沖擊作用。這說明水墻近場位置動量提取為懸掛式矩形水墻的主要減爆機制。

表5為有水墻時測點PT3和PT4的峰值壓力和峰值沖量。其中，峰值壓力為水墻沖擊階段產生，峰值沖量為壓縮波作用階段和水墻沖擊階段疊加產生，可利用式（1）計算得到。由表5可知，當沖擊波馬赫數相同時，峰值壓力隨水墻厚度的增加而增加。這是因為當水墻厚度增加時，盡管水墻的運動速度會減小，但質量成倍增加（水墻的質量與厚度成正比關系），進而導致受沖擊水墻具有的動能增加，該階段的壓力峰值也隨之增加。紋影圖也可做出詳細的解釋，當水墻運動到測點PT3和PT4位置時，隨著水墻厚度的增加，水墻的破碎程度逐漸減弱，這表明水墻破碎時耗散的能量逐漸減少，因而產生的峰值壓力更大。測點PT3和PT4處，峰值沖量的變化規律與峰值壓力的變化規律基本相同，均隨水墻厚度的增加而增加。

2.4削減效果

表6為測點PT3和PT4處的峰值壓力削減率Ki和峰值沖量削減率K2。削減率為正，表示水墻對沖擊波峰值壓力（峰值沖量）具有削減效果；削減率為負，則表示水墻具有增強效果。

峰值壓力削減率

表6中，水墻在測點PT3和PT4處均對沖擊波峰值壓力具有明顯的削減效果。水墻越薄，對峰值壓力的削減效果越顯著。峰值壓力的最大削減率為64.57%，但Ma=1.44的沖擊波作用于4mm和6mm厚的水墻時，反而會對峰值壓力有增大效果。

此外還發現，在測點PT3處，僅2mm厚的水墻對峰值沖量有削減效果；在測點PT4處，水墻對Ma=1.92的沖擊波具有明顯的削減效果，且水墻越薄，對峰值沖量的削減效果越明顯，最大削減率達到41.10%。由此可見，水墻對峰值沖量的削減效果受目標與水墻間距的影響，當目標距離水墻太近時，并不能達到削減峰值沖量的效果。

3結論

利用水平激波管搭建沖擊波與懸掛式矩形水墻相互作用的實驗平臺。開展Ma=1.44和Ma=1.92的入射沖擊波分別與2、4mm和6mm厚水墻相互作用的實驗。通過高速紋影測試系統記錄沖擊波作用下水墻的運動過程。通過壓力測試系統記錄水墻后方50mm和100mm處的壓力變化。研究表明：

1）在水墻近場位置，沖擊波作用下水墻具有初期運動階段、加速運動階段、穩定運動階段和減速運動階段，水墻沖擊作用大多發生在穩定運動階段，并且此階段運動速度達到最大。

2）水墻越薄．水墻的變形和破碎效果越顯著，水墻的穩定運動速度越大。

3）將壓力一時間曲線與紋影圖相結合進行分析，在水墻近場位置，水墻后方的壓力變化與沖擊波的反射、透射以及繞射現象無關，主要取決于水墻產生的沖擊作用，即動量提取為懸掛式矩形水墻的主要減爆機制。

4）水墻越厚，沖擊波作用于水墻時產生的峰值壓力和峰值沖量越大。

5）矩形水墻對沖擊波峰值壓力具有明顯的削減效果，隨著水墻厚度的減小，對峰值壓力的削減效果逐漸增加，最大削減率為64.57%。但沖擊波馬赫數較小、水墻厚度較大時，水墻對峰值壓力反而有增強效果。水墻對峰值沖量的削減效果并不明顯，且受目標與水墻間距的影響。