艙室結構在戰(zhàn)斗部艙內爆炸作用下毀傷特性的實驗研究

李 營，張 磊，杜志鵬，趙鵬鐸，任憲奔，方岱寧

（1.北京理工大學 先進結構技術研究院，北京 100081；2.海軍研究院，北京 100161）

0 引 言

反艦導彈、艦炮是艦船面臨的重要水上武器威脅，其毀傷艦船結構的主要途徑是侵徹舷側外板后進入艙室內部爆炸，即艙內爆炸[1]。在艙內爆炸作用下，艦艇結構承受爆炸沖擊波和爆炸破片的聯合載荷作用，會發(fā)生較為嚴重的損傷、甚至造成艦毀人亡的災難[2]。艦船結構設計時如何評估艙內爆炸的毀傷特性及有針對性地開展結構設計，成為學術界和艦船設計者廣泛關心的問題。

國內外學者高度關注艙內爆炸作用下的艦船結構毀傷問題。西方海軍強國由于軍事保密等原因，公開發(fā)表的艦船艙內爆炸方面的文獻非常少：美國UFC海陸空三軍通用規(guī)范[3]對內爆炸載荷簡化方法進行了敘述；Aderson等[4]給出了內爆炸準靜態(tài)壓力的計算公式；芬蘭海軍[5]也高度關注內爆炸作用下艦船結構的變形，并對使用Abaqus軟件采用簡化載荷進行了艦船評估。在國內，侯海量等[6-7]分析了艙內爆炸載荷的特點，并通過數值仿真手段討論了結構的破壞模式，研究表明艙內爆炸時角隅處載荷強度遠大于其他位置，艙內結構破壞的主要模式為沿角隅位置發(fā)生撕裂等；Yu等[8]研究了箱型梁對艙內爆炸作用的剩余極限強度的影響。

在艦船設計領域應用極為廣泛的勞式船級社規(guī)范[9]中明確規(guī)定，內爆炸載荷包含沖擊波（包含準靜態(tài)壓力）及爆炸破片。上述研究主要采用的是數值分析方法，艙內爆炸毀傷的實驗數據較少。另外，研究主要關注了爆炸沖擊波的影響，沒有考慮爆炸沖擊波與破片群的聯合作用，毀傷特性及毀傷模式的預測也需要實驗驗證。

本文設計了典型多艙結構模型，開展了多艙結構在艙內爆炸作用下毀傷特性的實驗研究，并用高速攝像機記錄了爆炸毀傷過程。分析了爆炸破片和沖擊波載荷特點，塑性變形、毀傷模式等。研究結論為艦船結構抗艙內爆炸設計提供了參考。

1 實驗設置

1.1 實驗模型

模型由3個4 m×2 m×2.5 m的艙室組成，共計12 m×2 m×2.5 m，材料為Q345鋼。上甲板厚10 mm，下甲板厚 5 mm，橫縱艙壁均為 4 mm，強骨材采用 T 型材（200×80×8×6），弱骨材采用 L 型鋼（60×20×4×5）。扶強材、橫梁、縱桁等加強結構連接部分采用肘板加強。

戰(zhàn)斗部選用直徑為130mm、長度為450 mm的圓柱形戰(zhàn)斗部，內部裝藥為TNT約6.23 kg，外部殼體厚度為20 mm。采用端部雷管引爆戰(zhàn)斗部。戰(zhàn)斗部橫向放置，放置在1號艙室2號橫艙壁中心處，高度1.25 m。艙室和戰(zhàn)斗部模型示意圖如圖1所示，其中單艙幾何模型圖如圖1（a）所示，3艙室三維模型如圖 1（b）所示，戰(zhàn)斗部幾何模型如圖 1（c）所示。

圖1 艙室及戰(zhàn)斗部模型Fig.1 Model of cabin and warhead

1.2 實驗測量

實驗采用日本NAC/HX-3高速相機記錄戰(zhàn)斗部爆炸毀傷艙室的物理過程，采樣頻率設置為每秒6 000幀。壓力采用ICP型的PCB/101A02壁面反射壓力傳感器測量，量程為34.5 MPa。高速采集儀采用Genesis，采樣頻率設置為1 MHz。為避開破片密集作用區(qū)，分別在3個艙室后艙壁中心各設置1個壓力傳感器，壓力傳感器設置如圖2所示。此外，還設置了通斷網靶測量爆炸破片的初始速度。

圖2 測點布置Fig.2 Position of gauge points

根據以往經驗，帶破片戰(zhàn)斗部的壓力測量是實驗測量的難點。測量導線外套金屬軟管提高電磁屏幕效果，另外將金屬軟管放入厚壁鋼管中防護內部導線。經反復預備實驗測試，該設置對提高近場爆炸壓力測量的有效數據率有明顯效果。

2 實驗結果及分析

2.1 物理過程

因高速相機采用手動觸發(fā)，對零時刻的判斷與數據采集系統(tǒng)并未完全同步。物理過程分析以首次看見火光作為初始時刻，整個物理過程如圖3所示。

0 ms時，從1號門縫隙可見較弱火光，分析為戰(zhàn)斗部內部裝藥爆轟，戰(zhàn)斗部殼體開始破裂，爆轟產物瀉出。

1.17 ms時，上甲板出現火光，表明破片已侵徹上甲板，結合戰(zhàn)斗部距離上甲板距離為1.25 m，推測爆炸破片速度約為1 068 m/s。在此之前，后艙壁后方已經出現光亮，表明此時戰(zhàn)斗部前端大質量破壞也已經侵徹后艙壁。

3.67 ms時，2號艙室艙門縫隙出現火光，1號橫艙壁開始出現火光，判斷為破片運動到1號橫艙壁，并發(fā)生了侵徹作用。結合戰(zhàn)斗部距離1號橫艙壁距離為4m，推測爆炸破片速度約為1 089 m/s，與通過甲板火光推測的破片初速度較為接近。上甲板上方形成火球，直徑約為1.5 m。

8.67 ms時，1號橫艙壁出現大量破孔，多處有火光及煙霧瀉出。前艙壁外板出現明顯變形，但豎向加強筋此時依然起到了剛性邊界作用，前艙壁尚未發(fā)生明顯整體變形，表面變形成波浪狀起伏。1號艙門已經與艙壁發(fā)生了分離，開始飛出。2號艙門也已經開始和艙壁發(fā)生分離，但尚未飛出。上甲板火球進一步變大，直徑約為1.8 m。

11.17 ms時，4號橫艙壁開始有火光，表明破片侵徹了4號艙壁，結合戰(zhàn)斗部與4號艙壁的距離約為8 m，計算得到平均速度約為716 m/s。表明戰(zhàn)斗部爆炸破片侵徹多層艙壁后，速度有了較為明顯的降低。1號艙壁開始發(fā)生整體變形，1號橫艙壁與前艙壁的交界處也開始發(fā)生變形。前艙壁豎向加強筋開始發(fā)生彎曲變形，板和加強筋的變形梯度減小。此時，上甲板火球直徑增大為約2.2 m。

16.17 ms時，1號橫艙壁整體塑性變形基本形成。前艙壁豎向加強筋發(fā)生更為明顯的彎曲變形，板與豎向加強筋變形梯度進一步降低。1號艙門與2號艙壁整體飛出，且1號艙門位于2號艙門前方。此時，上甲板火球直徑進一步增大約2.4 m。

圖3 戰(zhàn)斗部艙內爆炸毀傷過程Fig.3 Process of warhead internal blast

2.2 艙內爆炸載荷分析

2.2.1 爆炸破片載荷

圖4為測速靶網的測量數據。Point1和Point2分別為爆炸破片撞斷前后通斷靶網的時刻，通過計算兩者的時間間隔和固定距離，可以計算得到爆炸破片的速度。前后靶網之間的距離為0.35 m，時間間隔為0.343 ms，則爆炸破片速度約為1 020.4 m/s，與分析高速攝影得到的速度值差異較小。而point3和point4分別為前后測速靶網在爆炸沖擊波和破片作用下，導線瞬時接通。

圖5為部分回收破片。破片形態(tài)差異較大，大多呈條狀，部分破片斷口呈藍色，說明在爆轟、侵徹過程中，彈體發(fā)生了溫度升高造成部分殼體材料融化?；厥盏钠破尸F剪切、拉伸和拉剪混合3種典型破壞模式，大致比例分別為20%、50%和30%。

圖4 通斷網靶信號Fig.4 Signal of velocity targets

圖5 部分回收破片Fig.5 Recovered fragments

2.2.2 沖擊波載荷

圖6（a）為測點G1處的沖擊波及沖量時間歷程曲線。測點處沖擊波壓力與空中自由場壓力明顯不同，沖擊波壓力脈寬較大，且呈現多峰性。最大沖擊波壓力出現在第3個峰值處（6.73 ms），約為11.28 MPa。測點沖量在3 ms后迅速升高，12 ms后緩慢上升，最終達到51.62 kPa.s。約8 ms時，由于1號艙艙門飛出，測點處壓力開始迅速呈指數降低，并逐漸與外界大氣壓均衡。

圖6（b）為測點G2處的沖擊波及沖量時間歷程曲線。沖擊波峰值上升迅速，達到峰值（6.92 MPa）后迅速下降，此后經歷了若干個較小峰值。但此后進入一個較長時間的準靜態(tài)壓力階段，準靜態(tài)壓力約為1.2 MPa。約14.5 ms時，由于2號艙艙門飛出，壓力迅速呈指數下降，并逐漸與外部環(huán)境大氣壓均衡。

圖6 測點處的沖擊波及沖量時間歷程曲線Fig.6 Time history of pressure and impulse of gauge points

由于2號艙門飛出時間晚于1號艙門，所以2號艙室內的準靜態(tài)壓力維持時間也長于1號艙室。測點沖量值最終達到17.2 kPa.s。無論是沖擊波峰值還是沖量值，G2測點均明顯小于G1測點，說明1號艙室內的整體爆炸沖擊波強度遠大于2號艙室。3號艙室內無明顯沖擊波壓力。

2.3 艙室結構毀傷特性

2.3.1 橫艙壁毀傷特性

圖7為1號艙壁塑性變形及破壞模式。整體發(fā)生較大塑性變形，右側有明顯的塑性鉸線，塑性鉸線中間部分沿著加強筋。左側則由于加強筋較強，中間區(qū)域并未形成明顯的塑性鉸線，僅在上下角隅處形成較短的塑性鉸線。由于豎向加強筋較強，限制了塑性結構的變形，在加強筋頂部艙壁發(fā)生了撕裂。

橫艙壁與前艙壁、后艙壁交界處強度較弱，未能作為強邊界限制塑性變形的發(fā)展，也發(fā)生了較大塑性變形。艙壁中心附近區(qū)域有29處大小不一的破片穿孔，左右邊緣區(qū)域破片穿孔明顯少于中間區(qū)域，與圓柱形戰(zhàn)斗部爆炸破片飛散特性吻合[10]。

2號橫艙壁是距離戰(zhàn)斗部最近的艙壁，毀傷也最顯著，如圖8所示?？梢钥闯觯?號艙壁出現了花瓣狀破口，在高度方向約為120 cm，寬度方向約為100 cm。中間豎向加筋發(fā)生了斷裂，兩側的加筋發(fā)生了塑性撓曲，并未斷裂，僅在上端與上甲板連接處發(fā)生撕裂。艙壁板發(fā)生破壞，并在兩側沿豎向加強筋撕裂，可以明顯分辨出的有6瓣向后卷曲。兩側豎向筋有效地限制了花瓣狀破口沿橫向的發(fā)展。中間的加強筋雖然斷裂，但依然有較高強度，限制了花瓣狀破口在豎向的發(fā)展。

2.3.2 上、下甲板毀傷特性

圖7 1號橫艙壁失效模式Fig.7 Failure mode of No.1 bulkhead

圖8 2號橫艙壁失效模式Fig.8 Failure mode of No.2 bulkhead

如圖9所示，下甲板與2號艙壁連接處出現撕裂并形成較大破孔，撕裂區(qū)域長度約為82 cm。通過破壞形態(tài)，結合戰(zhàn)斗部爆炸破片分布規(guī)律，分析原因為戰(zhàn)斗部徑向區(qū)域破片較為密集，造成了破片穿孔連接，進而發(fā)生撕裂。破片作用區(qū)域集中在甲板中間區(qū)域，且越靠近2號艙壁的區(qū)域，破片穿孔越密集。

下甲板加強筋出現較大塑性變形，加強筋中心區(qū)域有明顯較大撓曲，加強筋與前后艙壁連接處均發(fā)生拉伸失效。

圖9 下甲板失效模式Fig.9 Failure mode of lower deck

如圖10所示，下視圖可以看出，上甲板出現較多密集孔洞。橫向加強筋被高速破片侵徹斷裂，縱向加強筋出現少量破片撞擊痕跡。上視圖可以看出，上甲板在2號橫艙壁連接處發(fā)生撕裂，與下甲板破壞形態(tài)類似，也是高速破片群密集穿孔型形成的。破片較為密集地分布于圖中2條虛線之間，進一步論證了爆炸破片主要集中在戰(zhàn)斗部徑向方向，且越遠離2號橫艙壁的區(qū)域，破片越稀少。局部穿孔的放大圖可以看出，穿孔剖面呈現金屬光澤，且伴有藍色，說明高速破片穿甲過程中上甲板局部塑性溫升產生了融化，推測可能發(fā)生了絕熱剪切。

2.3.3前、后艙壁毀傷特性

爆炸中艙的前后艙壁均發(fā)生較明顯的塑性變形，如圖11所示。后艙壁發(fā)生較為明顯的塑性變形，1號艙門和2號艙門吹飛，并發(fā)生較為明顯的塑性變形。由于3號和4號艙壁僅有局部破片穿孔，并未發(fā)生破損，沖擊波并未進入3號艙室，3號艙門依然完整（圖中艙門3打開，并未飛出）。

1號艙門安裝位置右上方出現裂紋，裂縫路徑上有一個破片穿孔。分析裂紋產生主要有2個原因，分別是角隅處本身有一定的應力集中，破片穿孔造成局部結構弱化，為裂紋的產生創(chuàng)造了條件。

后艙壁失效模式如圖12所示。可以看出結構破壞主要集中在1號艙室，2號艙室后壁有3個破片穿孔，3號后艙壁無明顯變形。1號艙室后壁靠近2號橫艙壁區(qū)域有一個較大破口，破口裂紋長度約50cm。根據戰(zhàn)斗部端部起爆時破片飛散特點，分析其為端頭大質量破片侵徹作用造成的[11]。

1號艙室后艙壁底部外板出現了裂紋，原因為局部塑性變形較大，而加筋剛度較大限制了板的變形，造成了局部塑性變形梯度較大，應力明顯大于周圍區(qū)域，形成了裂紋。

3 結 論

圖10 上甲板失效模式Fig.10 Failure mode of upper deck

圖11 前艙壁的失效模式Fig.11 Failure mode of front bulkhead

通過開展多艙室模型艙內爆炸實驗，分析了爆炸物理過程、爆炸沖擊波與破片載荷特點，探討了多艙室結構的失效模式和毀傷特點，得到以下主要結論：

（1）艙內爆炸作用下結構受爆炸沖擊波與破片群聯合作用，且艙內爆炸載荷包含明顯的準靜態(tài)壓力段；

（2）緊貼戰(zhàn)斗部的艙壁發(fā)生花瓣狀破口并將壓力瀉到相鄰艙室，較近結構受沖擊波與破片聯合作用效果明顯；

（3）加強筋較好地限制了爆炸破口，但在板變形梯度較大的地方易產生裂紋；

圖12 后艙壁失效模式Fig.12 Failure mode of back bulkhead

（4）內爆炸作用下普通艙門是艙室結構薄弱環(huán)節(jié)，須重點關注。