舱室结构在战斗部舱内爆炸作用下毁伤特性的实验研究

2018-08-30杜志鹏赵鹏铎任宪奔方岱宁

船舶力学 2018年8期

李营，张磊，杜志鹏，赵鹏铎，任宪奔，方岱宁

（1.北京理工大学先进结构技术研究院，北京 100081；2.海军研究院，北京 100161）

0 引言

反舰导弹、舰炮是舰船面临的重要水上武器威胁，其毁伤舰船结构的主要途径是侵彻舷侧外板后进入舱室内部爆炸，即舱内爆炸[1]。在舱内爆炸作用下，舰艇结构承受爆炸冲击波和爆炸破片的联合载荷作用，会发生较为严重的损伤、甚至造成舰毁人亡的灾难[2]。舰船结构设计时如何评估舱内爆炸的毁伤特性及有针对性地开展结构设计，成为学术界和舰船设计者广泛关心的问题。

国内外学者高度关注舱内爆炸作用下的舰船结构毁伤问题。西方海军强国由于军事保密等原因，公开发表的舰船舱内爆炸方面的文献非常少：美国UFC海陆空三军通用规范[3]对内爆炸载荷简化方法进行了叙述；Aderson等[4]给出了内爆炸准静态压力的计算公式；芬兰海军[5]也高度关注内爆炸作用下舰船结构的变形，并对使用Abaqus软件采用简化载荷进行了舰船评估。在国内，侯海量等[6-7]分析了舱内爆炸载荷的特点，并通过数值仿真手段讨论了结构的破坏模式，研究表明舱内爆炸时角隅处载荷强度远大于其他位置，舱内结构破坏的主要模式为沿角隅位置发生撕裂等；Yu等[8]研究了箱型梁对舱内爆炸作用的剩余极限强度的影响。

在舰船设计领域应用极为广泛的劳式船级社规范[9]中明确规定，内爆炸载荷包含冲击波（包含准静态压力）及爆炸破片。上述研究主要采用的是数值分析方法，舱内爆炸毁伤的实验数据较少。另外，研究主要关注了爆炸冲击波的影响，没有考虑爆炸冲击波与破片群的联合作用，毁伤特性及毁伤模式的预测也需要实验验证。

本文设计了典型多舱结构模型，开展了多舱结构在舱内爆炸作用下毁伤特性的实验研究，并用高速摄像机记录了爆炸毁伤过程。分析了爆炸破片和冲击波载荷特点，塑性变形、毁伤模式等。研究结论为舰船结构抗舱内爆炸设计提供了参考。

1 实验设置

1.1 实验模型

模型由3个4 m×2 m×2.5 m的舱室组成，共计12 m×2 m×2.5 m，材料为Q345钢。上甲板厚10 mm，下甲板厚 5 mm，横纵舱壁均为 4 mm，强骨材采用 T 型材（200×80×8×6），弱骨材采用 L 型钢（60×20×4×5）。扶强材、横梁、纵桁等加强结构连接部分采用肘板加强。

战斗部选用直径为130mm、长度为450 mm的圆柱形战斗部，内部装药为TNT约6.23 kg，外部壳体厚度为20 mm。采用端部雷管引爆战斗部。战斗部横向放置，放置在1号舱室2号横舱壁中心处，高度1.25 m。舱室和战斗部模型示意图如图1所示，其中单舱几何模型图如图1（a）所示，3舱室三维模型如图 1（b）所示，战斗部几何模型如图 1（c）所示。

图1 舱室及战斗部模型Fig.1 Model of cabin and warhead

1.2 实验测量

实验采用日本NAC/HX-3高速相机记录战斗部爆炸毁伤舱室的物理过程，采样频率设置为每秒6 000帧。压力采用ICP型的PCB/101A02壁面反射压力传感器测量，量程为34.5 MPa。高速采集仪采用Genesis，采样频率设置为1 MHz。为避开破片密集作用区，分别在3个舱室后舱壁中心各设置1个压力传感器，压力传感器设置如图2所示。此外，还设置了通断网靶测量爆炸破片的初始速度。

图2 测点布置Fig.2 Position of gauge points

根据以往经验，带破片战斗部的压力测量是实验测量的难点。测量导线外套金属软管提高电磁屏幕效果，另外将金属软管放入厚壁钢管中防护内部导线。经反复预备实验测试，该设置对提高近场爆炸压力测量的有效数据率有明显效果。

2 实验结果及分析

2.1 物理过程

因高速相机采用手动触发，对零时刻的判断与数据采集系统并未完全同步。物理过程分析以首次看见火光作为初始时刻，整个物理过程如图3所示。

0 ms时，从1号门缝隙可见较弱火光，分析为战斗部内部装药爆轰，战斗部壳体开始破裂，爆轰产物泻出。

1.17 ms时，上甲板出现火光，表明破片已侵彻上甲板，结合战斗部距离上甲板距离为1.25 m，推测爆炸破片速度约为1 068 m/s。在此之前，后舱壁后方已经出现光亮，表明此时战斗部前端大质量破坏也已经侵彻后舱壁。

3.67 ms时，2号舱室舱门缝隙出现火光，1号横舱壁开始出现火光，判断为破片运动到1号横舱壁，并发生了侵彻作用。结合战斗部距离1号横舱壁距离为4m，推测爆炸破片速度约为1 089 m/s，与通过甲板火光推测的破片初速度较为接近。上甲板上方形成火球，直径约为1.5 m。

8.67 ms时，1号横舱壁出现大量破孔，多处有火光及烟雾泻出。前舱壁外板出现明显变形，但竖向加强筋此时依然起到了刚性边界作用，前舱壁尚未发生明显整体变形，表面变形成波浪状起伏。1号舱门已经与舱壁发生了分离，开始飞出。2号舱门也已经开始和舱壁发生分离，但尚未飞出。上甲板火球进一步变大，直径约为1.8 m。

11.17 ms时，4号横舱壁开始有火光，表明破片侵彻了4号舱壁，结合战斗部与4号舱壁的距离约为8 m，计算得到平均速度约为716 m/s。表明战斗部爆炸破片侵彻多层舱壁后，速度有了较为明显的降低。1号舱壁开始发生整体变形，1号横舱壁与前舱壁的交界处也开始发生变形。前舱壁竖向加强筋开始发生弯曲变形，板和加强筋的变形梯度减小。此时，上甲板火球直径增大为约2.2 m。

16.17 ms时，1号横舱壁整体塑性变形基本形成。前舱壁竖向加强筋发生更为明显的弯曲变形，板与竖向加强筋变形梯度进一步降低。1号舱门与2号舱壁整体飞出，且1号舱门位于2号舱门前方。此时，上甲板火球直径进一步增大约2.4 m。

图3 战斗部舱内爆炸毁伤过程Fig.3 Process of warhead internal blast

2.2 舱内爆炸载荷分析

2.2.1 爆炸破片载荷

图4为测速靶网的测量数据。Point1和Point2分别为爆炸破片撞断前后通断靶网的时刻，通过计算两者的时间间隔和固定距离，可以计算得到爆炸破片的速度。前后靶网之间的距离为0.35 m，时间间隔为0.343 ms，则爆炸破片速度约为1 020.4 m/s，与分析高速摄影得到的速度值差异较小。而point3和point4分别为前后测速靶网在爆炸冲击波和破片作用下，导线瞬时接通。

图5为部分回收破片。破片形态差异较大，大多呈条状，部分破片断口呈蓝色，说明在爆轰、侵彻过程中，弹体发生了温度升高造成部分壳体材料融化。回收的破片呈现剪切、拉伸和拉剪混合3种典型破坏模式，大致比例分别为20%、50%和30%。

图4 通断网靶信号Fig.4 Signal of velocity targets

图5 部分回收破片Fig.5 Recovered fragments

2.2.2 冲击波载荷

图6（a）为测点G1处的冲击波及冲量时间历程曲线。测点处冲击波压力与空中自由场压力明显不同，冲击波压力脉宽较大，且呈现多峰性。最大冲击波压力出现在第3个峰值处（6.73 ms），约为11.28 MPa。测点冲量在3 ms后迅速升高，12 ms后缓慢上升，最终达到51.62 kPa.s。约8 ms时，由于1号舱舱门飞出，测点处压力开始迅速呈指数降低，并逐渐与外界大气压均衡。

图6（b）为测点G2处的冲击波及冲量时间历程曲线。冲击波峰值上升迅速，达到峰值（6.92 MPa）后迅速下降，此后经历了若干个较小峰值。但此后进入一个较长时间的准静态压力阶段，准静态压力约为1.2 MPa。约14.5 ms时，由于2号舱舱门飞出，压力迅速呈指数下降，并逐渐与外部环境大气压均衡。

图6 测点处的冲击波及冲量时间历程曲线Fig.6 Time history of pressure and impulse of gauge points

由于2号舱门飞出时间晚于1号舱门，所以2号舱室内的准静态压力维持时间也长于1号舱室。测点冲量值最终达到17.2 kPa.s。无论是冲击波峰值还是冲量值，G2测点均明显小于G1测点，说明1号舱室内的整体爆炸冲击波强度远大于2号舱室。3号舱室内无明显冲击波压力。

2.3 舱室结构毁伤特性

2.3.1 横舱壁毁伤特性

图7为1号舱壁塑性变形及破坏模式。整体发生较大塑性变形，右侧有明显的塑性铰线，塑性铰线中间部分沿着加强筋。左侧则由于加强筋较强，中间区域并未形成明显的塑性铰线，仅在上下角隅处形成较短的塑性铰线。由于竖向加强筋较强，限制了塑性结构的变形，在加强筋顶部舱壁发生了撕裂。

横舱壁与前舱壁、后舱壁交界处强度较弱，未能作为强边界限制塑性变形的发展，也发生了较大塑性变形。舱壁中心附近区域有29处大小不一的破片穿孔，左右边缘区域破片穿孔明显少于中间区域，与圆柱形战斗部爆炸破片飞散特性吻合[10]。

2号横舱壁是距离战斗部最近的舱壁，毁伤也最显著，如图8所示。可以看出，2号舱壁出现了花瓣状破口，在高度方向约为120 cm，宽度方向约为100 cm。中间竖向加筋发生了断裂，两侧的加筋发生了塑性挠曲，并未断裂，仅在上端与上甲板连接处发生撕裂。舱壁板发生破坏，并在两侧沿竖向加强筋撕裂，可以明显分辨出的有6瓣向后卷曲。两侧竖向筋有效地限制了花瓣状破口沿横向的发展。中间的加强筋虽然断裂，但依然有较高强度，限制了花瓣状破口在竖向的发展。

2.3.2 上、下甲板毁伤特性

图7 1号横舱壁失效模式Fig.7 Failure mode of No.1 bulkhead

图8 2号横舱壁失效模式Fig.8 Failure mode of No.2 bulkhead

如图9所示，下甲板与2号舱壁连接处出现撕裂并形成较大破孔，撕裂区域长度约为82 cm。通过破坏形态，结合战斗部爆炸破片分布规律，分析原因为战斗部径向区域破片较为密集，造成了破片穿孔连接，进而发生撕裂。破片作用区域集中在甲板中间区域，且越靠近2号舱壁的区域，破片穿孔越密集。

下甲板加强筋出现较大塑性变形，加强筋中心区域有明显较大挠曲，加强筋与前后舱壁连接处均发生拉伸失效。

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

如图10所示，下视图可以看出，上甲板出现较多密集孔洞。横向加强筋被高速破片侵彻断裂，纵向加强筋出现少量破片撞击痕迹。上视图可以看出，上甲板在2号横舱壁连接处发生撕裂，与下甲板破坏形态类似，也是高速破片群密集穿孔型形成的。破片较为密集地分布于图中2条虚线之间，进一步论证了爆炸破片主要集中在战斗部径向方向，且越远离2号横舱壁的区域，破片越稀少。局部穿孔的放大图可以看出，穿孔剖面呈现金属光泽，且伴有蓝色，说明高速破片穿甲过程中上甲板局部塑性温升产生了融化，推测可能发生了绝热剪切。

2.3.3前、后舱壁毁伤特性

爆炸中舱的前后舱壁均发生较明显的塑性变形，如图11所示。后舱壁发生较为明显的塑性变形，1号舱门和2号舱门吹飞，并发生较为明显的塑性变形。由于3号和4号舱壁仅有局部破片穿孔，并未发生破损，冲击波并未进入3号舱室，3号舱门依然完整（图中舱门3打开，并未飞出）。

1号舱门安装位置右上方出现裂纹，裂缝路径上有一个破片穿孔。分析裂纹产生主要有2个原因，分别是角隅处本身有一定的应力集中，破片穿孔造成局部结构弱化，为裂纹的产生创造了条件。

后舱壁失效模式如图12所示。可以看出结构破坏主要集中在1号舱室，2号舱室后壁有3个破片穿孔，3号后舱壁无明显变形。1号舱室后壁靠近2号横舱壁区域有一个较大破口，破口裂纹长度约50cm。根据战斗部端部起爆时破片飞散特点，分析其为端头大质量破片侵彻作用造成的[11]。

1号舱室后舱壁底部外板出现了裂纹，原因为局部塑性变形较大，而加筋刚度较大限制了板的变形，造成了局部塑性变形梯度较大，应力明显大于周围区域，形成了裂纹。