实尺度舰船舱内炮弹静爆试验方法

杜志鹏，张磊，赵鹏铎

海军研究院，北京100161

0 引 言

舰炮曾经是海战中使用的主要武器，但随着反舰导弹技术的发展，舰炮似乎逐步退出了海战舞台的中心。但近年来，电磁轨道炮异军突起，使传统舰炮武器的发展迎来了新的机遇。鉴于舰船未来可能遭受舰炮的攻击，应积极发展应对此类威胁的防护措施。舰船防护一般分为主动防护和被动防护2种。与反舰导弹不同，炮弹基本上无需制导，也就难以采取隐身措施或采取炮弹干扰等主动防护措施，故需要更加重视提高舰船的被动防护能力，以增强其被炮弹击中后的抗损性［1］。

通常，舰炮可发射多种炮弹，如榴弹、穿甲弹、半穿甲弹、燃烧弹、照明弹、发烟弹等，其中，对舰船具有杀伤力的炮弹主要是榴弹、穿甲弹和半穿甲弹。上述3种炮弹均可穿透舰船外板进入舱室内部再爆炸，并在封闭空间内形成爆炸冲击波和大量高速破片。对于典型驱逐舰，榴弹的装药量最大，其可穿透十几毫米的外板，因此威力最大。炮弹对舰船造成毁伤的整个作用过程机理复杂，主要涉及如下过程：舰炮炮弹穿甲；爆炸形成冲击波和高速破片；冲击波和高速破片联合毁伤舰船结构、设备、人员和重要舱室。国外学者对上述毁伤过程开展了大量理论、试验和仿真方法的研究，并形成了标准和规范以指导舰船设计。我国以往主要从毁伤威力的角度开展舰炮爆炸试验和仿真研究，很少从舰船防护的角度进行相关研究，从而制约了相关的性能评估和防护设计技术的发展。

尽管如此，国外文献大多偏重机理研究，例如，光板在单纯爆炸冲击波载荷下的试验研究［2］和加筋板在冲击波载荷下的试验研究［3］。国内则多采用缩比模型方法开展研究。例如，侯海量和朱锡等［4-6］利用18和33 g的TNT装药，对1∶4缩比舱室模型进行了静爆试验，以研究舱内爆炸时的冲击载荷及其作用过程，分析提出了舱内爆炸载荷在角隅处聚集、结构在角隅处撕裂的失效模式；孔祥韶等［7］采用双层舱室结构模型进行了不同药量时的舱内爆炸试验，研究了3种不同角隅连接结构型式对冲击波在角隅汇聚情况的影响。对于少数实尺度爆炸试验，主要是从战斗部毁伤的角度进行试验设计，而对舱室爆炸强度的等效性尚未进行过充分分析［8］。

本文将以提高在舰炮攻击下舰船舱室损伤特性的等效性为目标，开展实尺度舰船舱内炮弹静爆试验方法和数据分析方法的研究，以提出爆源、舱室结构、设备和人体模型的简化方法及设计制作要求，并得出舱内静爆冲击波超压、准静态超压、结构应变等数据的处理方法，最后给出一次实尺度舰船舱内炮弹静爆试验获得的舱室结构损伤特性。

1 试验方法

战斗部静爆试验方法已有较成熟的标准，如GJB5232.X-2004《战术导弹战斗部靶场试验方法［9］》、GJB 6390.X-2008《面杀伤导弹战斗部静爆威力试验方法［10］》等。上述标准都是从战斗部威力的角度给出的试验方法，对于从舰船损伤角度开展的试验，其试验流程和测量方法基本相同，主要是在上述试验方法的基础上进一步对爆源、舱室结构模型、设备模型、人体模型等进行分析，以提出适合的设计和制作方法。

1.1 爆 源

为测试舰船舱室结构抗炮弹爆炸的性能，应首选采用与其抗爆指标接近的实弹作为爆源。我国现有炮弹的威力与指标可能存在差别，通过计算对比，对爆源当量的误差宜控制在10%以内。以下是具体的分析过程。

舰船抗爆性能试验采用的爆源应能较好地反映敌方炮弹爆炸攻击的模式和威力。炮弹在舱内爆炸主要产生3种载荷：冲击波超压、准静态超压和破片。相比于导弹和炸弹，炮弹装药量较小，威力有限。此外，爆炸破片对结构主要产生厘米级的小穿孔，主要对设备人员造成杀伤，基本不会影响整个舱室结构的强度；冲击波峰值高但持续时间短，主要产生初期的局部花瓣破口和板架边界撕裂，对整个舱室结构强度的破坏起次要作用；爆炸冲击波过后的爆轰产物在密闭的舱室空间内不断积聚，形成准静态超压，该超压虽然幅值较低，但持续时间较长，作用面积大，对整个舱室结构强度产生主要影响。因此，进行抗爆校核评估时，应以准静态超压载荷作为爆源威力的主要指标，以冲击波超压载荷作为次要参考指标。

英国劳氏军船规范［11］对于内部爆炸主要考核准静态超压对舱壁的破坏效应，目的是限制爆炸损伤扩展到毗邻的舱室。该规范认为，“冲击波和准静态超压都会造成结构失效。一般来说，若武器具有足够的当量通过冲击波造成损伤，则其也会在准静态超压下受到损伤。故对于一般的设计，可以采用准静态超压作为失效载荷的判据。”

根据劳氏军船规范，准静态超压Pqs（单位：MPa）可通过式（1）计算［11］。

式中：We为等效TNT当量，kg；V为舱室体积，m3。

对于典型驱护舰，水线以上舱室的面积为16～100 m2，按照2.5 m层高、75%空间率计算，舱室体积为30～187.5 m3。炮弹等效TNT当量约为0.5～10 kg。图1所示为爆源当量和舱室体积变化对准静态超压的影响。

由图1可以看出，爆源当量变化对压力的影响较小。对于体积平均值为100 m3的舱室，爆源当量在5～6 kg之间（增加20%），压力由0.26 MPa增加到0.3 MPa（增加了15%），故对爆源当量的误差宜控制在10%以内。若目标炮弹等效TNT当量为5 kg，则试验时的爆源可采用的等效TNT当量为（5±0.5）kg为宜。

目前，国外发展比较成熟的主炮包括俄罗斯的AK-130型双管130 mm舰炮、美国的Mk45型127 mm舰炮、意大利的“奥托”127 mm舰炮、英国的Mk8型单管114 mm舰炮、法国的紧凑型单管100 mm舰炮、意大利的“奥托”单管76 mm舰炮以及俄罗斯的AK-176M单管76 mm舰炮等。我国舰炮炮弹以130和76 mm为主，与国外同类舰炮的威力相当，可作为舱室结构抗爆性能试验的爆源。但应根据抗爆试验威胁武器的威力，在充分计算分析的基础上，选取适合的炮弹作为爆源。若我国现有炮弹威力与目标相差较大，需专门设计制造专用爆源。

1.2 舱室模型

1.2.1 船体结构模型设计

1）模型材料和强构件设计。

船体舱室结构模型应能反映实船的结构强度，因此，船体结构模型的材料、强构件尺寸应与原型的相同。强纵桁、强横梁、强肋骨、强扶强材在炮弹舱内爆炸载荷作用下自身变形较小，对整体强度起主要支撑作用，因此模型应与原型相同。

2）模型普通构件设计。

普通的纵骨、肋骨和扶强材强度较低，在爆炸载荷作用下与板一起变形，故可以简化等效为强度相同的平板。但这些加筋材有一定的止裂功能，因而在可能产生破口、裂纹的部位应与原型的相同。

3）对焊接的要求。

焊接形式对船体结构抗爆强度的影响显著。根据劳氏军船规范，结构抗爆强度采用填角焊焊接的高度为2.5 m、厚度为4 mm的钢板作为标准值R4N。而不同的板架强度换算公式为［11］

式中：h为板厚；l为板的短边长；Kj为焊接系数；Km为钢板材料系数。具体如表1和表2所示。

表1 焊接形式系数Table 1 Corfficients of welding form

表2 钢板材料系数Table 2 Coefficients of plate material

鉴于焊接形式是一项重要的抗爆影响因素，与钢板材料力学性能对抗爆的影响处于同一个量级，故需规定舱室模型的焊接材料与焊接工艺应与原型相同。

4）开口设计。

舱室是一个相对密闭的空间，炮弹在内部爆炸产生的能量在此空间内不断集聚形成准静态超压，从而对结构造成破坏。若有开口，能量则会泄出，从而影响准静态超压对结构的破坏效果。根据文献［12］中的试验及量纲分析结果，推导出舱室内准静态超压Ps(t)时域曲线如式（3）所示［12］。

式中：PQ为准静态超压峰值，Pa；c为时间衰减系数，s-1，并由式（4）确定。

式中：αe为泄压面积比，即开口面积除以舱室内表面积；As为舱室内表面积，m2。

准静态超压作用持续时间t由式（5）表示为［12］

式中：P0为标准大气压力。

由式（5）可见，准静态超压持续时间τ与c成反比。也就是说，在舱室体积一定的情况下，开口面积越大，准静态超压持续时间就越小。因此，在舱室模型上应将实际舱室的门、窗的开口反映出来。对于中等大小舱室的长和宽，均按4 m计算，则0.5 m2的开口面积占总面积的1%。如果要使此项误差小于1%，超过0.5 m2的开口应在模型中反映出来。

1.2.2 设备模型设计

1）设备对舱室结构抗爆的影响。

炮弹舱内爆炸冲击波、准静态超压和破片都会受舱内设备的影响。设备对冲击波和破片有遮挡效应，但对准静态超压有增强效应。而准静态超压是对结构损伤作用最大的载荷。因此，为体现设备所占用的舱内空间，对于设备总体积超过舱室体积10%的舱室，应在模型中布置设备模型。

2）设备模型的材料。

由于模拟设备主要是为占据空间，使内爆准静态超压与原型的保持一致，故设备模型可采用与原型不同的材料。

3）设备模型固定位置。

由于模拟设备主要是为占据空间，故位置可与原型的不一致。尤其是当原型舱室中设备与爆源距离较近时，为避免设备被炸飞而破坏舱室内布置的测量传感器和缆线，以及减小爆炸冲击波在设备上反射带来的不确定性，应将设备模型布置在距离爆源至少1 m以外的位置。

1.2.3 人体模型

如果需要考察炮弹在舱内爆炸对人体的杀伤效果，可在舱内或相邻舱室内布置人体模型。其中假人模型具有与人体相同的质量和刚度分布，可用于模拟人体在爆炸冲击波作用下的运动响应，并可以反映人体被爆炸破片命中的情况。动物可模拟人体的生物学损伤，可用于观察各类组织器官受冲击波和破片贯穿的伤情。等效靶面积和强度与人体有一定的等效关系，且便于使用，可用于评估人体受伤程度。沙袋、水袋可用来收集贯穿人体破片的数量和形状。

各种人体模型的设置不应影响舱室结构抗爆性能的效果。当人体模型与爆源接近时，冲击波的反射或人体模型的破碎会影响舱室结构载荷。

2 试验结果数据处理方法

2.1 冲击波超压数据的处理方法

1）冲击波峰值修正。

根据对实弹舱内静爆试验结果的分析可知,实测得到的冲击波数据因传感器尺寸等因素影响，会导致冲击波峰值被抹平，故需对其进行修正，如图2所示。图中：A，B，C分别为原始数据中冲击波超压起始点、峰值点和衰减至一半峰值的点；C′为修正后的冲击波峰值点；E和F分别为C′和B对应的时间。

根据空中爆炸冲击波传播理论，冲击波波峰为强间断，并随时间呈指数衰减，如式（3）所示。

因此，将压力时域数据的纵坐标转换为对数后，式（3）可改写为

由此可见，取对数后，可用直线拟合压力时域数据，将拟合得到的压力时域线延长直至冲击波到达时刻，即可得到理论上的冲击波峰值。但由于冲击波波阵面实际上仍有一定的厚度，所以不可能在冲击波到达时刻立即达到峰值。根据给出的近似方法［12］，可取冲击波到达时刻与原始测试得到的冲击波超压峰值时刻的中间时刻作为冲击波峰值时刻。因此，将拟合得到的压力时域线延长，直至修正后的峰值时刻，即可得到修正后的冲击波峰值。

2）破片激波干扰修正。

炮弹舱内爆炸将产生冲击波和大量四处飞散的破片。破片飞散速度可达1 000 m/s以上，超过了空气中的声速340 m/s，故在破片周围会产生具有较高强度的激波。当破片掠过压力传感器时，激波会对传感器造成干扰，如图3所示。

根据冲击波理论［13］，冲击波时域衰减规律可由式（7）表示。

式中：Pi(t)为冲击波超压拟合数据，Pa；PMAX为通过原始数据拟合得到的冲击波超压峰值，Pa；cη为通过原始数据拟合得到的冲击波超压衰减系数。因此，可采用指数函数拟合，获取光滑的冲击波超压曲线。

2.2 准静态超压数据处理方法

根据文献［12］的实验及量纲分析结果，推导得到舱室内准静态超压时域表达式如下：

式中：PQMAX为通过原始数据拟合得到的准静态超压峰值，Pa；cs为通过原始数据拟合得到的准静态超压衰减系数。

2.3 结构应变数据的处理方法

由于炮弹爆炸时舱室结构的应变往往较大，故属于大应变测量。理论上，应变测试电路输出的电压与应变片应变不是线性关系。在小应变测量范围，电压与应变可以近似为线性，以便于使用。但当应变较大时，该误差则不可忽略［14］。

式中：Er为应变计算误差；ΔR为应变片电阻变化量；R为应变片电阻，Ω；k为应变片灵敏度系数；ε为应变片的应变。

当k=2和ε=0.1时，应变计算误差Er为10%。因此，若要确保误差小于10%，应在应变ε超过0.1时，按如下非线性关系计算电压与应变［14］：

式中：ΔUg为输出电压，mV；U为供电电压，mV。

2.4 其他数据处理方法

1）爆炸破片速度。

国军标GJB 3197-1998中关于炮弹试验方法（402破片速度方法）规定，利用测速靶数据处理分析得出破片速度。

2）加速度数据处理方法。

加速度数据主要用于在炮弹舱内爆炸冲击环境下对相邻舱室的结构、设备和人员冲击安全性进行评估。对于加速度数据，可按照HJB 550-2012《水面舰艇冲击环境测量方法》的规定，将其转换为冲击响应谱。

3 舱室典型损伤特征

实弹爆炸试验表明，舱室结构在炮弹爆炸冲击波与破片的作用下呈现为3种损伤模式。

3.1 局部花瓣破口

在炮弹爆距为0～0.5 m的实弹和等效裸炸药试验中，均发生了板架损伤模式I，即局部花瓣破口，如图4所示。

局部花瓣破口的形成机理是：在近距离爆炸破片和冲击波的联合作用下，板架中心载荷远高于边界处，故中心板架材料先于边界受到剪力破坏而出现破口，但边界的材料尚未失效；随后，破口处裂纹在后续冲击波的作用下继续扩展，形成花瓣，高速卷曲形成破口；当花瓣开裂遇到加筋材阻碍时，若花瓣动能高于加筋材的应变能，则连同加筋材一起开裂，若低于加筋材的应变能，则截止于加筋处。根据试验数据，局部破口的发生条件是爆距小于0.25倍板架宽。这里的板架指强骨材与舱壁甲板围成的板和弱加筋区域。

3.2 板架沿边界剪切断裂

在炮弹1 m爆距实弹和等效裸炸药试验中，均发生了板架损伤模式Ⅱ，即边界剪切断裂，如图5所示。

板架整体沿边界剪切断裂的形成机理是：当爆距较大时，整个板架受到强度较均匀的压力载荷作用，即使破片造成板架局部穿孔，冲击波强度仍不足以将其拓展形成花瓣；板架整体受压形成对边界的剪切，当作用于板架的总能量超过边界处材料的应变能时发生断裂。

3.3 板架大变形

在所有工况试验中，爆源对面舱壁均发生了板架大变形的损伤模式Ⅲ，如图6所示。

板架大变形的形成条件是：当爆距较远时，整个板架受到较均匀的压力载荷作用，破片穿孔处未拓展形成花瓣，而且整个板架边界尚未达到断裂极限。

Yuan 和 Tan［15］总结了近 40 多年以来矩形板架爆炸变形破损的研究成果，其将大变形和边界剪切断裂的损伤模式采用无量纲的比冲量作为判据，如图7所示。图中，γ表示板的长宽比，w0/h为板变形量与板厚之比。

由此，本文进一步将花瓣破口进行补充，从而形成板架结构在炮弹战斗部载荷作用下的变形与破损模式判据，如表3所示。

表3中，等效比冲量I*由式（11）表示［15］：

表3 板架结构破损模式判据Table 3 Criteria for failure modes of grillage structure

式中：为比冲量；h为板厚；σy为屈服强度；ρ为材料密度。

在进行舱室结构损伤效应分析时，首先根据上表判断板架所属的损伤模式，然后计算损伤程度。对于边界剪切断裂损伤模式，破损范围就是整个舱壁，故无需再进行计算，对于花瓣破口的损伤模式，则需要判断破口大小。

4 结 语

本文提出了采用实尺度舰船舱室模型进行炮弹舱内静爆试验的方法。该方法对爆源当量、船体模型和试验结果的分析方法进行了详细规定，可使试验结果更好地反映实船内炮弹爆炸对船体结构、设备和人员的毁伤特性。采用该试验方法开展了实船舱内炮弹静爆试验，根据不同爆源当量和不同爆距的试验结果分析，总结提出了舱室结构的3种损伤模式及其判据，包括大变形、边界剪切断裂和花瓣破口。其中，花瓣破口是以往文献并未明确提出的一种典型破损模式，其判据包括2个方面：一是爆距小于0.25倍板架宽；二是爆炸能量大于板的弯曲塑性变形能。本文将前人总结的矩形板架结构爆炸变形损伤模式进行了拓展，结果可为舰船抗爆校核评估与防护设计提供参考。

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