典型舰船结构的水下爆炸耦合毁伤研究进展

武海军，成乐乐，陈文戈,2，黄风雷，田思晨，于超，吴子奇

（1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室，北京 100081；2.中航航空电子有限公司，北京 100086；3.中国兵器工业集团 航空弹药研究院有限公司，黑龙江，哈尔滨 150001）

通常水下武器爆炸包含炸药的爆轰、爆炸冲击波产生与扩散、炸药高温高压爆轰产物的膨胀、由爆轰产物驱动的气泡脉动、气泡射流的产生、区域和局部空化效应等复杂的物理现象与过程，因此舰船目标受到水下爆炸作用时会遭受爆炸冲击波、气泡脉动、气泡射流、空化效应二次载荷等多种毁伤元或载荷的共同破坏作用.这些载荷在作用强度、静动态特性、空间分布特征和有效作用范围上均有较大区别，不同的弹目交会条件时对舰船产生毁伤作用的载荷类型也各不相同.结合主要毁伤元特性及其耦合形式、舰船响应与耦合毁伤模式等因素，水下爆炸对舰船目标的毁伤模式可归纳为4 种类型，如图1 所示.

图1 不同类型水下爆炸对舰船目标的毁伤模式示意图Fig.1 Schematic diagram of damage mode of underwater explosions to ship targets

水下接触爆炸主要的毁伤元为冲击波和爆炸产物，两者耦合作用对舰船的舷侧或船底外板产生绝热剪切破坏，从而形成局部破口，如图2（a）中“科尔”号驱逐舰左舷在炸药接触爆炸下产生的大破口.水下近场爆炸时主要的毁伤元为冲击波和气泡射流，两者耦合作用下舰船目标会呈现总体与局部的耦合毁伤，如图2（b）中2 枚MK48 重型鱼雷在船艉底部先后近距离爆炸对“伐夫”号驱逐舰毁伤试验.水下中场爆炸时主要的毁伤元为冲击波、气泡脉动和空化载荷，气泡脉动会导致舰船目标产生总体的“鞭状”响应，冲击波载荷对舰体结构的局部塑性变形.水下远场爆炸时，冲击波载荷和气泡脉动压力因为衰减的缘故，无法直接对舰船结构产生毁伤破坏作用，主要考虑水下爆炸载荷对舰船内部的关键设备和人员带来的冲击作用，如图2（c）中“福特”号航母进行的全舰冲击测试.

图2 舰船目标不同类型的毁伤破坏Fig.2 Different types of damage to ship targets

对于不同类型水下爆炸作用的定义，学者们意见不一，本文统计了国内外学者对接触爆炸、近场爆炸以及中远场爆炸的定义，如表1 所示.依据物理尺度严格定义的接触爆炸可能会与近场爆炸在对目标的毁伤模式存在混淆，考虑到不同距离处水下爆炸作用最主要的区别是毁伤元不同，因此依据毁伤元类型[1-3]的定义方法对水下爆炸的类型进行了归类，以10 倍装药半径以内称为接触爆炸，10～25 倍范围内为近距离爆炸，大于25 倍药包半径时为中远距离爆炸.

表1 不同类型水下爆炸的定义Tab.1 Definition of different types of underwater explosions

目前针对水下爆炸对舰船目标的毁伤效应研究主要考虑冲击波载荷、气泡脉动和气泡射流载荷以及空化载荷，对多类型载荷对舰船目标毁伤作用时的耦合作用研究取得了一定的进展.此外，随着水下武器突防能力变强，其制导、控制及打击精度越来越高，很多国家提出了多弹协同作战方式，使得水面舰船目标同时遭受多发弹的协同打击成为可能，因此多发弹共同作用目标的耦合威力场和毁伤效应逐渐成为研究热点.为此，本文针对水下爆炸时不同类型毁伤元之间的耦合毁伤作用进行概述，对典型舰船结构的耦合毁伤效应进行总结，并对基于时空协同的水下多发弹的耦合毁伤效应进行归纳，提出有待进一步研究的问题，以期探讨对舰船目标的水下爆炸高效毁伤模式.

1 多类型毁伤元的耦合作用机理

炸药在水下爆炸作用时，包含以下特征[10]：爆轰产物的产生、冲击波的形成与传播、空化效应及其二次加载作用、气泡脉动与气泡射流、自由界面的表面效应以及冲击波的折射效应，如图3 所示.

图3 水下爆炸现象[10]Fig.3 Underwater explosion phenomenon[10]

炸药在水下作用时，爆轰过程通常在1～100 μs内完成，爆轰波以高达6～9 km/s 的速度向外传播，冲击波传播阶段为毫秒级，而气泡膨胀阶段为秒级，由爆轰产物驱动着的气泡向外膨胀的速度远小于冲击波传播速度，因此气泡在时空上均滞后于冲击波.冲击波的反射作用会在自由表面产生区域空化，在结构表面引起局部空化效应[11]，空化效应产生的气穴在重力和环境压力差的作用下关闭时会引起水锤效应，并以压缩脉冲的形式对舰船目标产生明显的二次加载作用[12].因此水下武器在近距离范围内打击舰船目标时，爆炸冲击波、气泡载荷以及空化载荷共同对舰船局部结构进行冲击作用，虽然多个毁伤元对目标作用在时间上存在先后次序，但在空间上存在对舰船目标同一区域的耦合毁伤作用效果.因此本文主要对水下武器作用时的爆炸冲击波、气泡载荷以及空化载荷对舰船目标的耦合作用机理进行总结，此外对聚能射流及壳体破碎后产生的高速破片与爆炸冲击波的耦合作用机理也进行了归纳.

1.1 爆炸冲击波和气泡载荷的耦合作用

爆炸冲击波和气泡载荷的耦合作用一般发生在近距离和中远距离爆炸范围.水下武器对舰船的舷侧或船底局部结构的毁伤破坏过程中，爆炸冲击波会首先作用在舰船目标上并造成结构的塑性变形、剪切撕裂等破坏；在前期冲击波载荷毁伤的基础上，由爆轰产物驱动着的气泡在膨胀到最大时开始收缩，而后形成指向舰船目标的高速水射流，能量较为集中的水射流冲击会使舰船目标结构的破坏程度进一步加剧[13]，由此产生2 种毁伤元的对舰船目标结构的耦合毁伤效果，耦合作用动态过程[14]如图4 所示.在2 种毁伤元对目标的耦合毁伤作用过程中，由于气泡能量弱于冲击波能量，因此水射流对目标的破坏效果没有冲击波明显；从毁伤模式的角度，冲击波主要造成目标结构的局部破坏，而水射流主要造成目标结构的总体响应，因此2 种毁伤元会对目标产生更严重的耦合毁伤效果[15].

图4 近距离爆炸不同时刻冲击波和气泡的耦合作用过程[14]Fig.4 Bubble motion characteristics during explosion near plate frame structure[14]

对于水面的舰船目标，当受到冲击波和气泡脉动载荷共同作用时，冲击波载荷主要对船体结构造成局部毁伤[16]，其破坏区域主要集中在近爆面处，离爆炸点越远时舰船结构的破坏程度越小[17].气泡脉动载荷主要会对船体结构的总纵强度造成影响，对船体结构的局部破坏较弱，船体结构在气泡脉动载荷作用下呈现中拱和中垂变形，并伴随有刚体位移[18].如图5 所示的水下近场爆炸对舰船舱段结构的试验中[19]，冲击波载荷作用使船体外板发生材料屈服和塑性变形，进而产生断裂和破口，随后气泡与船体结构相互作用形成的水射流，使船体外板变形扩大，对船体结构产生累积损伤作用[20-21].爆炸冲击波和气泡载荷的耦合过程受边界条件的影响较大.边界为自由液面时，在自由液面、气泡与冲击波3 者之间的相互作用过程中，流场生成的复杂波系中包含多个稀疏波和冲击波，自由液面的反射稀疏波在气泡表面的反射会对气泡运动及流场特性产生影响，自由液面的反射稀疏波减缓了气泡的溃灭速度，而入射冲击波则加快了气泡的溃灭速度[22].边界条件为弹塑性结构壁面时，如图6 所示[23]，舷侧近距离爆炸后产生的气泡容易浮出水面而发生溃灭[24]，或者形成的气泡射流不能完全作用在目标上[25]，导致气泡载荷对结构的作用很弱，主要依靠冲击波进行毁伤作用[26].边界条件为弹塑性不连续的边界时，如已破损的舰船舱段结构壁面，爆轰气体会从舱段破口泄露导致气泡脉动的周期[27]及气泡膨胀的最大半径减小[28-29]，从而影响气泡射流的形成和气泡溃灭载荷的强度[30].

图5 水下近距离爆炸对舱段结构的毁伤结果[19]Fig.5 Damage of underwater near field explosion [19]

此外，对水下爆炸冲击波的传播理论，经典的Penny-Dasgupta 理论、Kirkwood 模型、Cole 以及Zamyshlyayev 公式能够合理描述水下爆炸冲击波的动态传播特征[31].后续的研究进一步修正、细化了冲击波经验公式[31]，同时结合工程实践对水下爆炸的冲击因子进行了分析.现阶段主要有如下4 种类型的冲击因子，即基于冲击波超压的冲击因子C1、基于平面波假设的冲击因子C2、基于球面波的冲击因子C3[32]以及考虑炸药形状的冲击因子C4[33]，形式如下：

式中：冲击因子C3的 系数K综合了炸药质量W、舰船目标的结构半径r、长度l及爆距R等参量；冲击因子C4的系数B为装药形状影响因子.从工程应用的角度，C1和C2的区别较小，二者在远场爆炸中具有一定的精度，对爆距极敏感的接触爆炸和近距离爆炸范围内的适用性有限.结合目标参数和装药特性的C3和C4的适用性有了提高，但考虑到现阶段大多数的试验为相似缩比试验，冲击因子在不同缩比尺度下的适用性存疑[34].

对于气泡脉动和气泡射流，Rayleigh-Plesset 方程与Geers & Hunter 模型[35]也能够对气泡脉动的特征进行合理的描述.然而有关气泡射流形状和速度的准确计算方法[36]、复杂边界条件下气泡的坍塌机制以及对舰船目标冲击破坏作用的计算模型[31]，尚未有更多深入的研究.

1.2 爆炸冲击波和空化载荷的耦合作用

水下武器攻击舰船目标时，除了产生冲击波和气泡载荷以外，还会产生空化载荷，包含在自由水面处产生的区域空化效应以及在结构附近产生的局部空化效应[37].

对于结构附近产生局部空化的机理，一种解释是气泡收缩导致结构表面的流体被快速拉伸[11]，而流体本身没有抗拉能力，导致其出现空化现象；另一种解释认为是目标结构在入射冲击波的作用下产生一定速度的运动，从而使得入射波被反射为压缩波或者稀疏波，且只有平板的运动速度达到一定值后产生反射稀疏波时，才会有局部空化效应的产生[38]，并提出了平板结构表面产生空化的条件如下：

式中：pp为 流体中的总压力；pi为入射压力；vs为平板运动速度；ρ1为 水的密度；c1为水中的波速.

此外有学者通过试验提出局部空化在结构表面和气泡表面均会出现[39]，并且随着入反射波系的传播，两片空化区联合形成整块空化区，而后空化区域闭合形成对目标结构的二次加载效应[8].

对于自由界面产生的区域空化，主要是由于空气-水的阻抗不同[38]，使得自由水面附近的水域反射波和入射波相互叠加，当该部分水质点的绝对压力达到负值时[12]就出现了区域空化，对于区域空化的上边界可以采用如下的计算模型[37]，典型的区域空化边界演化过程如图7[37]所示.

式中：W为炸药质量；K和A为 冲击常数；t′和t′′分别为爆点和虚爆点产生的冲击波到达测点的时间；θ′为衰减常数；pj为静水压力.

水下武器爆炸后，在爆炸冲击波对舰船目标的冲击作用之后，局部空化和区域空化的空化区域的广度和深度均增加[40]，并均能够对目标结构产生二次加载作用，会加剧结构的振动.其中区部空化区域的塌陷所引起的二次加载的持续时间大约是冲击波的2 倍，其对结构引起的速度响应可以达到冲击波相当的量级[41].2 种毁伤元的耦合毁伤作用主要增强了对目标结构的冲击响应程度，能够有效提升对舰船目标内部关键设备的破坏威力.

现阶段大多数对于爆炸冲击波和空化载荷的研究对冲击波作用之后局部/区域空化的形成、闭合及二次加载过程进行了探讨，此外也考虑了目标结构的背空或背水环境[42]、结构材料强度[43]、目标结构形式[44]、水面波浪[45]等条件变化时对水下爆炸的冲击波和空化载荷的耦合作用的影响.但对于水下近距离或者中距离爆炸作用时，冲击波、气泡脉动以及空化载荷对舰船目标的共同作用，现有研究忽略了由爆轰产物驱动形成的气泡脉动与空化载荷的影响、与冲击波和空化载荷之间的耦合作用机理以及3 种毁伤元对目标的毁伤破坏模式，因此有必要开展爆炸冲击波、空化载荷以及气泡脉动载荷3 种毁伤元耦合作用机制的探讨与分析.

1.3 爆炸冲击波和聚能射流的耦合作用

当聚能战斗部攻击水面舰船目标时，聚能射流先于冲击波到达目标结构表面，首先对舰船目标的外板造成破孔，并使破口周围材料的断裂阈值降低[46]，后续的爆炸冲击波会使目标产生沿破口的撕裂，并产生大范围的凹陷塑性变形.两毁伤元共同作用下舰船结构的塑性变形区域相对于聚能射流和爆炸冲击波单独作用时有明显的增强[47]，产生对舰船目标的耦合毁伤作用.

聚能战斗部在水下爆炸时，会因药型罩形状的不同而产生SCJ、JPC 和EFP 3 种类型的金属射流，如图8 所示.在相同的弹目交会条件下，EFP 对背水钢板的破坏威力是最大的[48].炸药和药型罩的材料会对EFP 的成型有很大影响，此外靶板的边界环境也会影响EFP 的毁伤威力，如背空板比背水板的破坏更严重[49].对于聚能战斗部对舰船舱室结构的破坏效应也有相关的研究，如EFP 对双层舱室结构的破坏效应[50]，聚能射流对舷侧多层防护结构的破坏毁伤研究[51-52]，研究结果均表明聚能战斗部对舰船的舷侧结构有较好的毁伤威力.但需要特别注意的是，现有研究中战斗部和舷侧结构的缩比尺度有较大差别，战斗部直径和舷侧多层结构的间距远小于实际情况，所获得的研究结果仅局限于实验条件，且外界环境为空气环境，并不考虑聚能射流在水下环境的运动特性.实际上聚能射流毁伤元因自身特性，水下环境中在数倍装药直径的距离处速度会下降到不具备侵彻能力的范围内[51]，一般要求战斗部垂直接触命中目标，对弹目交会条件的要求较为苛刻.同时因为聚能战斗部采用空穴装药的缘故，其装药量小于常规的水下战斗部，在水下接触爆炸条件下，更大药量的常规战斗部和聚能型战斗部的毁伤威力优劣尚无定论，有待进一步深入探究.

1.4 爆炸冲击波和高速破片的耦合作用

当水下武器攻击舰船舷侧的防护结构时，在接触爆炸或近距离爆炸时会产生冲击波和弹体高速破片，共同对舷侧外板或内层舱壁造成毁伤破坏[53].针对水下特殊的不可压缩流体环境，当水下武器爆炸，高速破片先达到目标时，破片对目标结构造成贯穿破坏，随后爆炸冲击波使已破损的结构产生更严重的毁伤破坏，从而产生2 种毁伤元对舰船目标的耦合毁伤作用.此外对于水下武器爆炸时冲击波先于破片达到目标情况，即预应力结构的穿甲问题，诸多学者对此进行了充分研究[54-56].尤其是对高速破片和爆炸冲击波对舰船防护液舱的耦合毁伤效应研究获得了丰富的成果，对液舱结构的载荷特性和变形破坏特性有了较为清晰的认识[57-58]，如图9 所示.

图9 破片和冲击波对液舱结构的破坏过程[58]Fig.9 Damage process of fragment and shock wave to liquid cabin structure [58]

特别重要的一点是，现阶段针对高速破片和冲击波的耦合毁伤效应研究的外部环境均为空气，简化了水下武器打击舰船舷侧防护结构外界的水环境，仅仅考虑了舰船内部的空气环境.实际上外界水环境对爆炸冲击波的传播以及弹体碎片的运动有很大的影响，忽略外界水环境的研究结果虽具备一定的参考价值，但与水下武器的实际作战环境有较大差别，后续的研究应该考虑到这一点.

此外随着超空泡技术的应用，使得水下武器的末端速度能够高达200 节以上，从而实现对舰船舷侧防护结构的穿甲+爆炸的耦合毁伤模式[59]，如图10所示，此时弹体的高速穿甲、炸药的爆炸冲击波以及壳体碎裂后的高速破片对舰船舷侧防护结构的耦合毁伤机理和模式是什么样的，有待进一步研究.另外随着水下武器控制技术的发展，未来能够实现多发水下武器对舰船舷侧防护结构的协同打击时会呈现什么样的毁伤模式，值得深入探索思考.

图10 半穿甲战斗部穿透舷侧舱室结构[59]Fig.10 Semi-armor-piercing warhead penetrating ship’s side cabin structure[59]

2 典型舰船结构的耦合毁伤效应

水下武器对舰船目标进行打击作用时，主要的打击部位是舰船的舷侧或船底结构.因此在武器战斗部设计或舰船防护结构设计时主要针对舰船舷侧或船底结构进行，同时考虑到舷侧或船底结构的复杂性，将舰船舷侧或船底结构进行相似等效后的板架结构、局部舱室结构以及舱段或整体结构成为水下爆炸毁伤效应研究的主要目标.

2.1 板架结构

板架结构是舰船舷侧或船底局部结构的简化形式，针对板架结构的水下爆炸毁伤效应的研究更具有便利性，因此诸多学者对板架结构在水下爆炸的毁伤破坏作用进行了较多的研究，从小规模的试验来探索水下爆炸对目标结构的毁伤机理和毁伤模式，从而为大尺度试验研究提供有价值的参考和支撑.

在水下爆炸作用下，普通固支平板在材料达到塑性变形阶段的失效模式表现为大范围的塑性变形[60]，随着冲击系数的增加，平板的失效模式转变为边界处的拉伸撕裂，撕裂首先从边缘处开始，然后向拐角处扩展[61].平板的失效模式以边界处的剪切破坏为标志，此后由于冲击波的进一步作用，平板中心区域出现剪切破口[62].

水下接触爆炸对加筋板架结构的毁伤破坏过程，其毁伤模式基本与普通平板一致，如图11 所示.不同的是，加筋板架结构存在破口的形成、扩展阶段以及加强筋的扭转、弯曲和断裂破坏形式[63]，在不同的损伤阶段，加强筋表现出不同的“边界效应”[64]，存在平板和加强筋的耦合破坏模式.

图11 水下爆炸对加筋板架结构的破坏过程[63]Fig.11 Damage process of stiffened plate caused by underwater explosion[63]

一般而言，对于同药量的水下接触爆炸和近场爆炸，接触爆炸对板架结构的破坏更严重.接触爆炸时，板架的严重破坏区发生在以爆炸点为中心的5～7 个装药半径范围内，大约25 倍装药半径范围内发生明显的塑性凹陷变形[63]，毁伤破坏范围会根据板架结构的聚脲涂层[65-67]、加筋类型[68]、预裂纹[69]、爆距[70]等因素而发生变化，尤其是柱形装药爆炸冲击波的方向效应不可忽略[71-72].

对于爆炸载荷作用下板架结构变形破坏程度的计算方法，大多数是基于根据能量守恒原理，使爆炸载荷能量等于板架塑性变形能建立的毁伤模型[73]，能够依据板架结构的特征参数对其弯曲、变形、伸长等参量进行计算.本文对比了水下爆炸试验中冲击波和气泡载荷作用下的固支平板结构实际变形结果[70]与几种典型的挠曲面方程预测结果[70,74-75]，如以下式（1）～（4），

式中：w0为靶板中心的挠度；a、b分别为平板的长和宽.

各挠曲面方程在不同幅度变形情况时的预测准度各有优劣，如图12 所示，有待进一步深入探究具有较好适应性的预测模型.

图12 不同类型公式对试验结果的拟合对比[70]Fig.12 Fitting comparison of different types of formulas to test results[70]

对于舰船板架结构在水下近距离爆炸载荷作用下局部破口计算模型，现阶段的计算方法主要考虑了剪切破坏导致的冲塞型破口[76-77]，主要考虑的参量包含板厚、药量、爆距、结构尺寸等.而对于由拉伸断裂导致的撕裂型破口[78]，并且考虑板架的材料参数的计算方法较少.

式中：R为破口半径；W为药量；T为板厚；α为结构特征系数；Dc为 爆距；εf为断裂应变；σ 为 极限应力；I为加强筋的相对刚度.

在工程化应用中，冲塞型破口的计算公式主要适用于爆距较小的接触爆炸，不适用于近距离爆炸时产生的撕裂型破口[78]，已有的撕裂型破口计算公式较为繁琐，需要结合大规模的数值模拟结果来求解超越方程，有较大局限性.因此有必要对近距离爆炸范围内舰船板架结构局部破口的计算公式进行优化，使其能够较好地适用于近距离爆炸对舰船板架结构毁伤破坏范围的快速估算.

虽然板架结构的水下爆炸试验相对比较容易操作和设计，但是开展试验设计和实施需要耗费较多的人力、物力，相比之下，数值分析能够很便捷地对试验工况的预期结果进行仿真模拟，因此目前仿真模拟已成为水下爆炸研究的主要手段.如高精度的RKDG 方法[76]、RKDG-FEM[79]、SPH 和RKPM 相结合的方法（如图13 所示）[80]、欧拉有限元EFEM[81]、流体体积法和VOF 结合[82-83]、可压缩两相流[84]等诸多方法，能够针对性地对水下爆炸现象进行较为准确的模拟，但各类型方法都有各自的优点和局限性[85].

图13 基于SPH-RKPM 的水下爆炸毁伤数值模拟[80]Fig.13 Numerical simulation of structural damage caused by underwater explosion based on SPH-RKPM[80]

此外，对水下爆炸时板架结构的塑性变形和毁伤破坏预测也一直是研究热点[73，86]，诸多方法的预测模型均能够很好地解决所研究工况中缩比板架结构和原型结构动态响应的相似问题，但各类型方法的优劣性以及适应性必然会有差别，从而导致对相似转化的标准、条件和预报误差等问题未能形成统一的认识，损伤图谱[87]的引入从理论上能够解决诸多问题，但需要大量数据的支撑，如图14 所示.

图14 板架结构在水下爆炸作用下的损伤图谱[87]Fig.14 Damage atlas of plate frame structure [87]

类似的是，基于大量试验数据和仿真模拟数据的神经网络方法已经能够准确预测材料非线性变化和结构的变形问题[88]，如图15 所示基于大量数据的深度神经网络模型[89]，能够依据装药质量、爆距、平板和加强筋尺寸等参量快速计算出水下爆炸作用下加筋板架结构弹塑性响应结果.

图15 深度神经网络模型示意图[89]Fig.15 Schematic diagram of deep neural network model[89]

2.2 舰船局部结构

舰船目标的舷侧结构一直是水下武器的重点打击部位，不同类型的舰船会因自身作战定位设置不同的舷侧防护结构，如航母舷侧部位设置有防雷舱或者液舱[90]，因此对舰船舷侧结构的毁伤作用研究较为复杂，本小节主要针对舰船的舷侧结构的毁伤破坏研究进行了概述.

水下接触爆炸对典型舰船舷侧结构的毁伤破坏过程[80]经历了冲击波载荷阶段、准静态压力载荷阶段和负压载荷阶段[91]，如图16 所示.水下武器接触爆炸开始后，舷侧外板开始出现裂缝，冲击波的强冲击作用使舷侧外板出现剪切破口破坏，并进一步增大了舷侧外板整体的凹陷塑性变形，并伴随着爆轰产物涌入舱内和水中气泡的形成，此时为显著的冲击波载荷阶段.随后高速破片和冲击波作用在液舱外板上，液舱外板出现初始裂缝并逐渐产生大范围的塑性变形，冲击波在舷侧舱室内不断地反射后逐渐趋于均匀，因外部气泡膨胀产生的压力差导致空舱内的超压趋于0，呈现出准静态特性[92].随着液舱外板产生大范围的撕裂，液舱内板也出现凹陷塑性变形，直到发生撕裂破坏[93]，此时水中气泡的“过度”膨胀，致使舱室内的气体继续向外逸出，使空舱内的超压峰值变为负值，呈现负压载荷阶段.

图16 水下接触爆炸对典型舷侧结构的破坏过程[80]Fig.16 Damage process of typical side structure by underwater contact explosion[80]

舰船舷侧的防护结构最主要的功能是提升防护结构的吸能抗爆效率，降低武器打击时的毁伤威力，因此诸多学者也对舷侧防护结构在遭受爆炸时的吸能特性和抗爆特性进行了研究.

针对舷侧液舱水位变化对舷侧防护结构抗爆性能的研究，基于不同的舷侧多层防护结构获得的研究结论不一致[94-95]，对于最优的液舱水位未有统一的结论，但是一致的意见是液舱水位减少时舷侧防护结构的抗爆能力会急剧降低.此外，对于舷侧纵壁的支撑结构形式[96]、单/双液舱结构[97]、液舱位置[98]、舱室隔板厚度[99]等参数变化对舷侧防护结构的抗爆吸能的影响研究也较为充分.值得注意的是，含液舱的舷侧多层防护结构的水下接触爆炸试验中，针对液舱外板产生破口的原因[91-92,100]以及舷侧外板和液舱外板塑性变形模式[100-101]出现分歧，如图17 所示.唯一的区别是试验模型入水深度不同，从而影响了水下爆炸的边界效应，因此，自由水面的边界效应如何影响水下爆炸对舰船结构的毁伤机理和模式，有待进一步深入探讨.

图17 不同条件下舷侧外板和液舱外板的变形结果[100-101]Fig.17 Deformation results of side outer plate and tank outer plate under different conditions[100-101]

此外舷侧结构在舱内爆炸时的毁伤效应也是研究热点[102-107]，如图18 所示，主要的研究方向战斗部内爆作用下防护结构的破坏模式、多层防护结构防御冲击波和高速破片的效果[108]，以及内部结构的冲击响应规律[109]等.

图18 舰船多舱室结构内爆试验[110]Fig.18 Implosion test of ship multi-cabin structure[110]

需要指出的是，现阶段有关舱内爆炸的研究主要关注反舰导弹在水线以上对舰船舷侧结构的穿甲+爆炸毁伤效应，如图19（b）所示，所考虑的外部环境为空气，典型的试验见图18.但现阶段水下武器已经能够实现对舰船舷侧防护结构的穿甲+爆炸的毁伤破坏，如图19（a）所示，此时外部环境为水，因此不同的环境条件下，舱室内爆对舰船结构的毁伤机理、破坏模式以及结构动态响应会发生怎样的变化，有待进一步深入探讨.

图19 不同类型武器对舰船舷侧结构的打击示意图[53]Fig.19 Schematic diagram of different types of weapons striking ship’s side structure[53]

2.3 舱段或整体结构

针对舰船目标的毁伤效应研究中采用截取的舰船舱段或者全尺寸的舰船作为靶标，能够更充分地分析水下武器对舰船结构的局部毁伤和总体毁伤效应[111].

水下武器在舰船舷侧近距离范围内爆炸作用时，对舰船目标基本以局部严重破坏为主，并且存在明显的气泡射流冲击效应[24].在完全接触爆炸时，舷侧外板会出现剪切破口，且四周出现花瓣型裂缝，随着爆距增大，毁伤模式逐渐向局部大范围撕裂和凹陷变形、四周沿加筋边界撕裂延伸转变[26]，如图20 所示.

图20 舷侧不同距离处爆炸时舰船目标的毁伤结果[24,26]Fig.20 Results of damage to ship targets caused by explosions at different distances on the side[24,26]

水下武器在舰船底部近距离爆炸作用时，会产生爆炸冲击波、气泡脉动和气泡射流等多种毁伤元对舰船结构的耦合作用[112]，爆距逐渐增加时对舰船结构的毁伤模式会有区别，如图21 所示.

图21 不同爆距时船底结构的毁伤结果[5]Fig.21 Damage results of ship bottom structure at different explosion distances[5]

船底接触爆炸时，船底结构会产生大范围的剪切破口和凹陷变形，主要受到爆炸冲击波和气泡射流的耦合毁伤作用，对舰船造成局部毁伤[111]；近距离爆炸时，船底结构出现大范围的凹陷塑性变形[113]，主要遭受冲击波、气泡脉动和气泡射流的耦合作用[21]，气泡的脉动使舰船结构产生鞭状运动[114-116]，会严重影响舰船的总纵强度，对舰船目标造成局部毁伤和总体毁伤的耦合作用[26]，如图22 所示.

图22 不同爆距时船底爆炸对舰船目标的毁伤破坏[21]Fig.22 Damage to ship target caused by bottom explosion at different blast distance[21]

从毁伤模式的角度，当水下武器在舰船底部近距离处爆炸时能充分利用气泡能量，一方面底部爆炸时舱段模型所受浮力与气泡Bjerknes 力同方向，另一方面底部爆炸时气泡容易产生射流[117]，能够产生爆炸冲击波和气泡射流对目标的耦合毁伤作用，并且考虑舰船剩余强度时的综合毁伤效果，船底爆炸优于舷侧爆炸[117]，如图23 所示.除了对毁伤模式进行研究外，舰船目标在水下爆炸作用下的结构响应也是研究的热点，如质量比例阻尼因子[118]、弹着点位置[119]、波浪载荷[120]等参量变化时水下爆炸作用下舰船的冲击响应规律[121]及动力响应模态.

图23 舷侧/船底近距离爆炸的毁伤结果[24,117]Fig.23 Damage to a ship target caused by a close - range explosion at the side or bottom[24,117]

总体而言，水下武器近场范围爆炸对板架结构、舰船局部结构以及整体结构的多毁伤元耦合作用研究较为丰富，尤其是基于大量试验数据的深度神经网络预测模型的初现端倪，未来是否能够基于更多的模型试验和实船爆炸试验数据，从而发展出能够用于水下武器战斗部设计或舰船抗爆结构设计的人工智能系统，值得深入探索.此外，理论上水下武器在舰船目标的船底爆炸威力大于舷侧爆炸，但现阶段针对舰船目标的船底结构爆炸毁伤研究相对较少，尤其是水下武器在舰船目标的舷侧和船底爆炸时哪种工况的毁伤威力最大，尚未有定论，还需要更多的研究分析来支撑水下武器的设计.特别需要指出的是，在日益发展的作战环境下，水下武器的毁伤模式已经发生改变，如穿甲+舱室内爆炸的毁伤模式，相关的研究工作值得进一步推进.

3 基于时空协同的多发弹耦合毁伤

随着水下武器的突防、机动及精确打击能力不断提高，水下武器出现了新的发展方向，如超空泡技术能够使俄罗斯的“暴风雪”鱼雷在水中能够以200 节的速度实现快速突防，多弹协同作战方式可对舰船目标的多个关键部位进行精确打击，实现对目标的高效耦合毁伤.现阶段学者们对水下多点爆炸耦合毁伤的研究取得了一定的进展，主要集中在多点爆炸的威力场特性分析以及对典型舰船目标的毁伤效应两个方面.

3.1 多点爆炸的耦合毁伤威力场

水下多发弹攻击舰船目标时，多发弹爆炸作用时的相对位置和武器数量均会影响耦合毁伤威力场，对舰船目标呈现不同的毁伤结果，现阶段学者主要对水下2 点爆炸时冲击波和气泡脉动的动态特性开展了研究.

当水下2 点同时爆炸时，会产生2 个冲击波在水下环境中的相互作用具有较为明显的叠加效果[122]，而且在在炸药平面的不同距离以及不同方向的叠加效果会呈现较大区别.2 个等强度冲击波的相交作用可以视为一个冲击波在刚体表面的反射，因此在正相交和斜相交情况下，如图24 所示，反射波阵面后水的压力可根据质量及动量守恒方程进行如下的计算[122]：

图24 冲击波的正相交及斜相交示意图[122]Fig.24 Schematic diagram of normal intersection and oblique intersection of shock waves[122]

式中：ρi,a为 入射波阵面后水的密度；pi,a为入射波阵面后水的压力；ui,a为 入射波阵面后水质点的速度；Dr为反射波波速; ρr为反射波阵面后水的密度；pr为反射波阵面后水的压力；φa为入射波头后水质点的速度与对称面的夹角；φr为反射波阵面与对称面的夹角.

水下2 点同时起爆时，2 个冲击波在初始碰撞后继续沿各自路径传播，在2 个爆源的对称面上出现压力“热点”[123]，并随着波阵面一起移动，如图25 所示.随着距离的增加，水下2 点爆炸时对称面上冲击波的峰值压力相比2 个单爆源线性叠加的峰值压力有不同程度的增加[123]，冲击波压力的耦合增强作用随距离增大而不断减小，如图26 所示；在非对称面上的压力时程曲线表现为双峰现象，产生冲击波压力的延时耦合[124].等质量装药前提下，水下4 点阵列爆炸与2 点爆炸相比，在同一位置处的冲击波作用次数会增加，出现3～4 个波峰[124]，但冲击波峰值压力小于2 点爆炸时的情况.

图25 2 点起爆时的流场演化过程及热点现象[123]Fig.25 Flow field evolution and hot spot phenomenon during two-point explosion[123]

图26 2 个冲击波耦合作用时对称面的压力时程曲线[123]Fig.26 Pressure time history curve of symmetric plane when two shock waves are coupled[123]

除了冲击波之外，水下2 点爆炸产生的多个气泡会发生相互作用，气泡之间的相互作用将产生特殊的气泡运动特征，出现单气泡“膨胀-融合”阶段、融合气泡膨胀阶段以及融合气泡“收缩-溃灭”阶段的动态过程等过程[125-126].

与单爆源气泡不同的是，双爆源融合气泡仅有一次膨胀过程，而且气泡的最大半径略微增大[127]，如图27 所示，且双爆源气泡引起的脉冲压力小于远大于单气泡产生的脉冲.此外当双爆源位置为水平、倾斜及垂直的情况时，双气泡的膨胀、融合的模式，以及融合气泡的脉动、射流形成和坍塌机制会呈现一定的区别[127]，如图28 所示.此外双爆源气泡的相互作用亦受间距[30]及起爆时间差[25]的影响，从而产生多气泡间的抑制效应[128].

图27 气泡半径随时间的变化[127]Fig.27 Bubble radius as a function of time[127]

图28 水平、倾斜及垂直情况下的双爆源气泡试验（单位：ms）[127]Fig.28 Horizontal, inclining and vertical double explosion source bubble test (unit: ms)[127]

当前对水下多点爆炸的耦合毁伤威力场的研究逐渐深入，但受限于研究条件和试验难度，学者们仅对多点爆炸的冲击波或者气泡脉动进行了单独的讨论与分析，未能充分探究多点爆炸时冲击波、气泡脉动以及水射流等毁伤元之间的相互影响.另外由于试验条件的限制，大多数学者进行的研究都是基于几克～几十克小当量炸药的水下爆炸试验进行的，因此考虑尺度效应的多点爆炸毁伤威力场是否具有同样的规律特性，以及起爆延迟、相对位置等条件变化时对耦合威力场的影响，都有待进一步探讨.此外现有研究的外界环境局限在无限自由场，还未见有贴合工程应用环境的复杂边界条件下（如近水面、非规则弹塑性壁面、破损舰船）多点爆炸耦合毁伤威力场的分析和探索，仍有较大的研究空间.

3.2 针对典型舰船目标的多弹耦合毁伤

水下多发弹的耦合毁伤效应研究针对的目标是固支板架结构或舰船局部等效结构，对多发弹耦合毁伤的研究主要分为先后多次爆炸和同时多点爆炸.

针对固支平板的水下爆炸耦合毁伤试验研究中，先后多次爆炸时钢板的变形挠度不断增加，但随着爆炸次数的增加，挠度增加量不断减少[129]，钢板由于塑性强化效应和变形机制改变[130]而出现剩余强度加强的现象，塑性变形更加困难，因此同药量下的1次爆炸比先后3 次爆炸时的钢板变形挠度大[131].相同试验条件时，水下多点同步爆炸试验中，冲击波压力产生非线性叠加放大效应，在总药量不变的条件下，同步爆炸点个数增加时对固支平板的毁伤破坏威力增大[132]，如图29 所示.等药量条件下，同一位置的时间协同先后多次爆炸与不同位置的空间协同多点同步爆炸对固支平板毁伤威力的结论相悖，除了爆距和起爆时间不同外，是否有其他的因素影响了试验结果，值得进一步探讨分析.

图29 不同数量多点同步爆炸的毁伤结果[132]Fig.29 Damage results of different number of simultaneous multi-point explosions[132]

针对典型舷侧结构的耦合毁伤研究，如舰船目标遭受2 发水下武器的攻击时，2 发武器先后作用具有明显的耦合毁伤效应，对舰船的毁伤程度有大幅度增加[14]，如图30 所示.此外，2 发武器先后延时打击比同时打击对舷侧防护结构的毁伤破坏威力大，二者的主要区别是同时打击时对舷侧外板的破坏范围更大，而延时打击时对舷侧结构内部的破坏更强[133-134].对于2 发弹水下爆炸时目标的结构响应，2 发弹同时爆炸时目标的冲击响应稍小于2 发弹独立作用时的线性叠加[135]，如图31 所示.

图30 船底爆炸对预损伤舱段的毁伤过程[14]Fig.30 Damage process of pre-damaged cabin section by bottom explosion[14]

图31 舰船遭受同时/延时爆炸时的谱速度[136]Fig.31 Shock spectrum velocity of ship subjected to simultaneous/delayed explosion[136]

水下多点爆炸对舰船目标的耦合毁伤效应研究处于起步阶段，相关的研究较少，对包含弹目特征的诸多问题缺乏更深层次的探讨，如弹目交会条件、目标结构特性等参数变化时对目标毁伤威力的英雄规律.此外有关水下多点爆炸时，有关舰船目标的结构动态响应模式和毁伤威力计算模型还未见深入的研究，有待更深入的探索.

4 结论与展望

根据现阶段针对舰船目标耦合毁伤的研究分析，现有研究已经取得丰富进展，但由于水下武器具有新的协同作战方式和毁伤模式，以及舰船目标爆炸存在毁伤复杂性，仍有以下需要进一步研究的问题：

① 对于多类型毁伤元对目标的耦合作用机理的研究大多基于试验和数值模拟，尚缺乏对于冲击波和空化载荷之间的耦合作用机理以及3 种毁伤元对目标的毁伤破坏模式的分析与讨论；人工智能在预测水下武器毁伤威力以及舰船结构的防护能力方面的应用处于起步阶段，还有较大的研究空间；此外在新的作战条件下，水下武器穿甲+爆炸+气泡多毁伤对舰船目标的耦合毁伤机理、多发弹对舰船目标协同打击的毁伤模式、常规战斗部和聚能型战斗部的毁伤威力优劣性、水下武器毁伤威力最大化、背水环境舱室内爆时的动态响应等诸多问题，有待进一步探索.

② 由于试验条件的限制，大多数学者进行的研究都是基于几克～几十克小当量炸药的水下爆炸试验进行的，因此考虑尺度效应的多点爆炸毁伤威力场是否具有同样的规律特性，以及起爆延迟、相对位置等条件变化时对威力场的影响，都有待进一步思考.此外现有研究的外界环境局限在无限自由场，还未见有贴合水下武器实际作战环境的复杂边界条件下（如近水面、非规则弹塑性壁面、弹塑性不连续边界）多点爆炸耦合毁伤威力场的分析和探索，仍有较大的研究空间.

③ 关于水下多点爆炸对舰船目标的毁伤效应研究大多局限于一些简单结构，考虑水面舰船、潜艇等复杂结构时，多点爆炸对舰船目标的耦合毁伤效应以及目标结构的动态响应形式等方面的研究尚需加强.此外对包含弹目特征的诸多问题缺乏更深层次的探讨，如弹目交会条件、目标结构特性等参数变化时对多点爆炸对目标毁伤威力的影响规律、先后爆炸时第二次爆炸在破损的弹塑性不连续边界的威力场演化特性等问题有待进一步研究.