柴崧淋，侯海量，金鍵，李典，李永清

(1.海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院，湖北 武漢 430033；2.中國空氣動力研究與發(fā)展中心，四川 綿陽 621000)

0 引言

“三艙式”防雷艙結(jié)構(gòu)是大型艦船抵御水下舷側(cè)接觸爆炸的有效結(jié)構(gòu)形式，從舷側(cè)向內(nèi)通常分為3層艙室，分別為膨脹空艙、吸收液艙、吸能空艙(見圖1)。其中吸能空艙一方面為液艙內(nèi)壁提供變形支撐，防止其發(fā)生破損，另一方面與液艙內(nèi)壁共同吸受沖擊能量，是防雷艙中的主要吸能結(jié)構(gòu)，其吸能結(jié)構(gòu)形式與吸能效率是防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵。

圖1 防雷艙結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of broadside defense cabin structure

目前吸能空艙結(jié)構(gòu)主要有兩大類結(jié)構(gòu)形式，一是利用柔性大變形吸能原理，將防護液艙內(nèi)壁設(shè)計為無加筋、大跨度薄板。

針對該結(jié)構(gòu)形式，國內(nèi)學(xué)者展開了一系列研究，取得了豐碩成果。金鍵等詳細(xì)闡述了防雷艙變形破壞過程和各層結(jié)構(gòu)的變形破壞模式，侯海量等建立了其動力學(xué)評估方法。朱錫等較早開展了艦船舷側(cè)防雷艙水下接觸爆炸毀傷試驗，指出液艙可有效抵御高速破片的侵徹，同時對防御縱壁進(jìn)行加強，可有效提高水下防雷艙的防護能力。張倫平等開展了一系列防雷艙縮比模型的水下接觸爆炸試驗研究，分別探究了藥量、艙室寬度、關(guān)鍵艙壁板厚度對結(jié)構(gòu)吸能比率的影響。王長利等開展了防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下接觸爆炸下的毀傷試驗和數(shù)值模擬研究，指出防雷艙所采用的多介質(zhì)復(fù)合結(jié)構(gòu)對爆炸產(chǎn)生的沖擊波具有明顯的衰減作用，通過增加液艙寬度和液艙內(nèi)壁厚度可有效抵御聚能型裝藥形成侵徹體的侵徹作用。張梁于陸地水箱開展了“三艙式”防雷艙水下接觸爆炸試驗，并結(jié)合有限元數(shù)值模擬方法探究了防雷艙的毀傷機理。

二是在吸能空艙內(nèi)設(shè)置吸能結(jié)構(gòu)，將液艙內(nèi)壁與吸能結(jié)構(gòu)及空艙內(nèi)壁連為一體，形成夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)。吳林杰等開展了夾芯艙室在沖擊載荷作用下響應(yīng)及吸能特性的有限元數(shù)值模擬研究，分別考慮了前后壁板厚度、芯材尺寸對艙室各部分吸能特性的影響，并給出了艙室前后壁板變形和夾芯結(jié)構(gòu)吸能的擬合公式。張弩等運用有限元數(shù)值模擬方法，從沖擊波的傳遞過程、各艙壁的毀傷效果及不同艙段的吸能情況3個方面探究了水下接觸爆炸下防雷艙弧形支撐結(jié)構(gòu)的防護效果。目前，國內(nèi)針對夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)展開的研究還比較少，但對于夾芯結(jié)構(gòu)的研究，國內(nèi)外學(xué)者已經(jīng)取得了大量成果。夾芯結(jié)構(gòu)目前主要包括以泡沫材料為代表的無序結(jié)構(gòu)和以蜂窩結(jié)構(gòu)為代表的周期排列結(jié)構(gòu)，以及不同結(jié)構(gòu)材料混合形成的復(fù)合型夾芯結(jié)構(gòu)，因其優(yōu)良的力學(xué)性能，受到了學(xué)者們的廣泛關(guān)注。Dharmasena等開展了多種夾芯結(jié)構(gòu)在水下爆炸載荷作用下的響應(yīng)特性試驗。Fan等開展了水下近距爆炸下蜂窩夾芯結(jié)構(gòu)抗爆性能研究，以背爆面板變形情況和最大速度作為兩項夾芯板抗爆性能評價指標(biāo)。王自力等利用有限元數(shù)值模擬方法，開展了在水下爆炸沖擊波載荷下3種夾層結(jié)構(gòu)的動響應(yīng)研究，指出艦船底部采用夾芯結(jié)構(gòu)可有效提高其防護性能。顧文斌等開展了多層泡沫鋁夾芯板抗爆性能的有限元模擬和試驗研究，指出按照密度遞減的次序排列泡沫鋁夾層可使多層泡沫鋁夾芯板具有更優(yōu)良的抗爆性能。

基于此，本文設(shè)計了4種結(jié)構(gòu)形式的防雷艙，并開展了模型水下接觸爆炸毀傷試驗，以探究夾芯結(jié)構(gòu)應(yīng)用于水下舷側(cè)防雷艙的可行性，分析其防護效果，以期為后續(xù)防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考。

1 試驗設(shè)計與實施

1.1 防雷艙模型設(shè)計

試驗?zāi)Ｐ筒捎玫湫偷摹叭撌健苯Y(jié)構(gòu)，考慮實際防雷艙的吸能艙內(nèi)側(cè)為船體內(nèi)部艙室，接觸介質(zhì)為空氣，因此在試驗?zāi)Ｐ臀芘摵笤僭O(shè)置一道空艙，用于模擬船體內(nèi)部重要艙室。試驗?zāi)Ｐ凸灿?層隔艙。為模擬相鄰結(jié)構(gòu)的支撐作用，除船體外板法線方向外，艙段其余壁板結(jié)構(gòu)均向外延伸0.1 m作為延伸邊界，同時為了減小焊接變形，艙壁板間隔艙、平臺、加筋等均采用間斷焊。

模型采用Q235鋼進(jìn)行加工，整體長1 500 mm，寬575 mm(附加艙內(nèi)壁板垂向加強筋截面為50 mm×50 mm×3 mm的等邊角鋼)，高900 mm(不考慮吊耳和腳輪)。膨脹艙寬125 mm、液艙寬150 mm、吸能艙寬100 mm、附加艙寬150 mm，模型各艙壁板厚度見表1。

表1 模型1～4各艙壁板厚度Tab.1 Thickness of each bulkhead of Model 1～4

4個模型的整體尺寸完全一致，主要差別在內(nèi)部液艙和吸能艙結(jié)構(gòu)上，如圖2、圖3所示。

圖2 模型1、2、4側(cè)視圖(未顯示頂部的延伸結(jié)構(gòu))Fig.2 Side view of Model 1，2，4 (extension structure atthe top is not shown)

圖3 模型2、3俯視圖Fig.3 Top view of Model 2 and 3

1)模型1(見圖4)利用防御縱壁(液艙內(nèi)壁)柔性大變形方式進(jìn)行耗散吸能，其吸能艙內(nèi)設(shè)有兩道支撐平臺，可為防御縱壁(液艙內(nèi)壁)提供支撐，防止液艙內(nèi)壁邊界處發(fā)生撕裂破壞。

圖4 模型1三維視圖(隱藏兩端端壁)Fig.4 Three-dimensional view of Model 1 (Both end walls are hidden)

2)模型2采用弧形板作為芯材，替代模型1中的兩道支撐平臺，與液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁聯(lián)合形成夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)，利用夾芯結(jié)構(gòu)整體變形，吸收作用于液艙內(nèi)壁的沖擊波載荷及準(zhǔn)靜態(tài)擠壓載荷。

3)模型3在模型2的基礎(chǔ)上，在吸能艙弧形板間填充泡沫鋁材料(參數(shù)見表2)，與弧形板、液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁聯(lián)合形成復(fù)合夾芯式吸能艙結(jié)構(gòu)，以進(jìn)一步提高其吸能效率，進(jìn)而提高其抗爆能力，模型3側(cè)視圖與模型2一致。

表2 泡沫鋁性能參數(shù)Tab.2 Mechanical parameters of aluminum foam

4)模型4在模型2的基礎(chǔ)上，將弧形板從吸能艙前移至液艙，與液艙前板、后板聯(lián)合形成夾芯式液艙結(jié)構(gòu)，一方面利用夾芯結(jié)構(gòu)優(yōu)良的抗爆性能進(jìn)行變形吸能，另一方面通過在液艙內(nèi)設(shè)置數(shù)道弧形板以阻斷水中沖擊波的傳播，耗散“水錘效應(yīng)”的沖擊能量，以減小經(jīng)液艙傳遞至防御縱壁的壓力。模型4弧形板分布情況與模型2一致，弧形板尺寸按照液艙與吸能艙寬度比值等比例放大，弧形板底部開孔，以保證被弧形板分割各部分的連通性。

為保證等質(zhì)量原則，模型2～4在模型1的基礎(chǔ)上通過削減液艙內(nèi)壁的厚度來抵消新增加芯層質(zhì)量，模型1～4液艙內(nèi)壁厚度見表3。

表3 模型1～4液艙內(nèi)壁厚度Tab.3 Inner wall thickness of tank

1.2 防雷艙模型試驗實施

試驗在南京理工大學(xué)湯山試驗中心露天水池進(jìn)行。試驗水池直徑10 m、深8 m。實驗前需向水池內(nèi)注水，水深約7.5 m。

試驗選用圓柱狀300 g TNT裝藥，高42.2 mm、半徑38 mm，裝藥密度1.567 g/cm，爆點橫向位于模型舷側(cè)外板中心處，垂向處于水線以下0.22 m，待固定好炸藥等以后，通過吊車將模型吊裝至水線附近，模型底板距水線距離為0.62 m，模型底部吊裝一個質(zhì)量約為1 t的配重鐵塊以固定位置，如圖5所示。

圖5 試驗現(xiàn)場布置示意圖Fig.5 Arrangement diagram of test site

2 試驗結(jié)果及分析

在水下接觸爆炸下，初始爆轟波首先作用于舷側(cè)外板使其產(chǎn)生初始破口，隨后爆炸產(chǎn)物沿破口快速涌入并迅速擴散至整個舷側(cè)空艙，經(jīng)多次震蕩平穩(wěn)后使得膨脹空艙內(nèi)形成準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷；同時沖擊波、爆炸產(chǎn)物、高速破片、準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷聯(lián)合作用于液艙，其中高速破片在侵徹液艙過程中，動能在水介質(zhì)中迅速衰減，并在水中產(chǎn)生沖擊波和空化擠壓載荷，作用于液艙內(nèi)壁及吸能艙內(nèi)結(jié)構(gòu)。

2.1 防雷艙模型整體變形及破損情況

由于模型1～4的結(jié)構(gòu)差異主要存在于液艙和吸能艙，對于靠近舷側(cè)的膨脹艙，結(jié)構(gòu)是完全相同的。在相同位置，選用同等藥量進(jìn)行水下接觸爆炸試驗，其整體結(jié)構(gòu)毀傷情況類似，以模型1為例，對模型整體變形及破損情況進(jìn)行分析。

在300 g TNT的水下接觸爆炸下，模型1發(fā)生了嚴(yán)重的結(jié)構(gòu)毀傷。舷側(cè)外板產(chǎn)生了近似圓形的大面積破口，如圖6所示。破口在水平方向上橫跨隔艙1～3、6、7，長約417.3 mm，破口所在隔艙1、2、6的舷側(cè)外板、隔艙1與2、隔艙1與6之間的橫隔壁均產(chǎn)生嚴(yán)重破損，隔艙3、7舷側(cè)外板產(chǎn)生了一定程度的破損和較大變形，隔艙2與3間的隔壁和隔艙6與7間的隔壁雖未破損，但是有明顯變形，破口兩側(cè)隔艙4、5、8、9位置的舷側(cè)外板均產(chǎn)生了不同程度的變形，未觀測到其內(nèi)橫隔壁變形破壞情況；破口在垂直方向上跨越膨脹艙內(nèi)上下兩層平臺，長度約為299.3 mm，膨脹艙內(nèi)上下兩層平臺在爆點附近均發(fā)生了破壞，且膨脹艙上平臺與水線之間存在明顯變形，破口在膨脹艙下平臺與底板之間也存在明顯變形和撕裂現(xiàn)象，由于自由液面影響，向下方傳播的沖擊波強度大于向水面?zhèn)鞑サ臎_擊波，致使破口邊緣向下撕裂延伸更顯著。

圖6 模型1正面變形及破損情況(圖中數(shù)字為隔艙編號)Fig.6 Front view of deformation and damage of Model 1 (Number shown is the figure are the bulkhead number)

如圖7所示，從模型1的背面視圖來看，附加艙艙壁及外側(cè)加強角鋼也發(fā)生了一定程度的內(nèi)凹變形，即向舷側(cè)外板一側(cè)變形。主要原因有，一方面爆炸沖擊波會繞射到結(jié)構(gòu)模型背面，作用于附加艙艙壁；另一方面爆轟產(chǎn)物向膨脹空艙擴散及向水中膨脹時會推動模型整體運動，產(chǎn)生較大水動壓力作用于附加艙艙壁。而在兩端端壁、甲板及底板均未出現(xiàn)明顯變形。

圖7 模型1背面變形及破損情況Fig.7 Back view of deformation and damage on the back of Model 1

模型2～4的整體變形破壞形貌與模型1類似，破口尺寸稍有差異，具體數(shù)值見表4。

表4 模型1～4舷側(cè)外板破口尺寸Tab.4 Back size of side shell of Model 1-4

2.2 防雷艙模型各艙壁變形及破損結(jié)果

為觀察內(nèi)部各艙室壁板的破損及變形情況，試驗完畢后對結(jié)構(gòu)模型進(jìn)行切割處理。由于兩端端壁未出現(xiàn)明顯變形，對于模型1，先將端壁沿縱向各艙壁全部切開，再按照圖8(a)所示切割線位置進(jìn)行切割。

圖8 模型切割示意圖Fig.8 Schematic of model cutting sequence

模型2、3的結(jié)構(gòu)與模型1相似，選用與模型1相同的切割順序。

模型4的夾芯結(jié)構(gòu)設(shè)在吸收液艙，無法沿吸收液艙進(jìn)行切割，而吸能艙內(nèi)不含支撐結(jié)構(gòu)。因此，對于模型4，端壁切開后僅需沿吸能艙切割(見圖8(b))，即可完成對液艙內(nèi)壁和吸能艙內(nèi)壁變形及破損狀態(tài)的觀測。

2.2.1 液艙外壁變形及破損情況

模型1液艙外壁的變形視圖如圖9所示。由圖9可見：液艙外壁上產(chǎn)生了3個大小不同的破口(分別編號為破口1～3)。3個破口在水平方向上橫跨5個肋距，破口1、3在水平方向上最大距離約為413.0 mm，與舷側(cè)外板水平方向破口大小接近；在高度方向上跨越了膨脹艙上下兩個支撐平臺，在垂直方向破口最大距離約為299.2 mm，同樣與舷側(cè)外板垂直方向破口大小非常接近。液艙外壁上產(chǎn)生3個獨立的破口是由于膨脹艙內(nèi)存在橫隔壁，爆炸產(chǎn)生的爆轟氣團分別通過外板上的破口和橫隔壁上的減輕孔擴散作用到液艙外壁，使之發(fā)生破壞，橫隔壁上減輕孔的存在也是導(dǎo)致破口1、3尺寸比破口2小的部分原因。同樣破口2下方也產(chǎn)生了一定的撕裂現(xiàn)象。

圖9 模型1液艙外壁破壞形貌正視圖Fig.9 Front view of damage morphology of outer tank wall of Model 1

模型2、3液艙外壁典型破壞形貌與模型1完全一致，破口尺寸稍有差異(見表5)，且模型2、3的破口2均存在向上的撕裂變形(見圖10)，變形較大，寬度約為一個隔艙。

表5 模型1～4液艙外壁變形破損情況Tab.5 Deformation and damage of tank outer plate of Model 1～4

圖10 模型2液艙外壁破壞形貌局部視圖Fig.10 Partial view of damage morphology of the outer tank wall of Model 2

模型4液艙內(nèi)設(shè)置弧形板，爆點附近破壞嚴(yán)重，液艙無法切割，未能觀測到液艙外壁的破損及變形情況。

2.2.2 液艙內(nèi)壁變形及破損情況

模型1、2中液艙內(nèi)壁的變形分別如圖11、圖12所示。由圖11、圖12可見：液艙內(nèi)壁均未產(chǎn)生破口，僅產(chǎn)生較大的撓曲變形；模型2撓曲變形較模型1更大、更明顯，這是由于模型2要在吸能艙內(nèi)設(shè)置弧形板，削減了液艙內(nèi)壁厚度；結(jié)合三維掃描技術(shù)得到的變形位移云圖，可以清晰看到二者液艙內(nèi)壁上均存在數(shù)個由高速破片撞擊產(chǎn)生的凹坑，但并未穿透。

圖11 模型1液艙內(nèi)壁變形視圖Fig.11 Deformation of tank inner wall of Model 1

圖12 模型2液艙內(nèi)壁變形視圖Fig.12 Deformation of tank inner wall of Model 2

模型3液艙內(nèi)壁的變形破壞如圖13所示。由圖13可見：液艙內(nèi)壁中心局部變形較大，且發(fā)生破損；結(jié)合變形位移云圖可知，液艙內(nèi)壁上共有5個破口，沿垂向分布在以爆點在液艙內(nèi)壁投影的中心之左右3個橫隔艙的范圍內(nèi)。其中，破口1為一條沿垂向的撕裂破口，垂向高約255.8 mm，水平寬約17.5 mm，位于爆點投影附近吸能艙弧形板焊接位置，由于板厚相對模型2更小，焊接過程中易形成焊接缺陷，同時處于弧形板支撐導(dǎo)致的應(yīng)力集中點，在液艙內(nèi)水錘壓力作用下產(chǎn)生撕裂破壞；破口2～5均由結(jié)構(gòu)破碎后高速破片撞擊所致，尺寸較小，破口2、3近似為橢圓形，已產(chǎn)生穿甲破壞，破口4、5未達(dá)到穿甲極限，僅產(chǎn)生裂縫。

圖13 模型3液艙內(nèi)壁變形視圖Fig.13 Deformation of tank inner wall of Model 3

模型4液艙內(nèi)壁的變形如圖14所示。由圖14可見：液艙內(nèi)壁變形較大，變形區(qū)域沿水平方向橫跨9個隔艙，且存在多處破損；結(jié)合模型4液艙外壁變形位移云圖可知，其液艙內(nèi)壁共存在8個破口，其中破口1、2尺寸較大，為長條形，破口1、2主要承受高速破片撞擊和水壓載荷作用，導(dǎo)致破口方向朝內(nèi)，即朝向吸能艙一側(cè)。破口3～8分布在爆點左右共5個隔艙范圍內(nèi)，均位于液艙內(nèi)壁與液艙內(nèi)弧形板相交的焊縫處，形狀不規(guī)則，朝向液艙一側(cè)，由以爆點投影為中心向兩側(cè)變形的弧形板拉拽所致。

圖14 模型4液艙內(nèi)壁變形視圖Fig.14 Deformation of tank inner wall of Model 4

2.2.3 吸能艙內(nèi)壁變形及破損情況

模型1吸能艙內(nèi)壁的變形如圖15所示，從中可見吸能艙內(nèi)壁并未破損，僅在中心區(qū)域產(chǎn)生了朝附加艙方向的撓曲變形，沿長度方向均勻分布的豎向條紋為吸能艙加筋，不影響吸能艙室內(nèi)壁變形。

圖15 模型1吸能艙內(nèi)壁變形視圖Fig.15 Deformation view of the inner wall of energy-absorbing cabin (Model 1)

模型2、3吸能艙內(nèi)壁變形及破損情況與模型1相似，僅變形程度不同。

模型4吸能艙內(nèi)壁的變形如圖16所示，其在爆心投影點附近區(qū)域有小范圍變形，同時產(chǎn)生了一個垂向破口1，朝向附加艙一側(cè)，破口2(僅發(fā)生變形，未形成破口)處液艙外壁雖未破損，但局部變形較大，近似為臨界破損狀態(tài)，吸能艙內(nèi)壁破口1、2(僅發(fā)生變形，未形成破口)處的破損及變形是由圖14模型4液艙內(nèi)壁破口1、2(僅發(fā)生變形，未形成破口)變形大于吸能艙寬度進(jìn)而作用于吸能艙內(nèi)壁所導(dǎo)致的。

圖16 模型4吸能艙內(nèi)壁變形視圖Fig.16 Deformation view of the inner wall of energy-absorbing cabin (Model 4)

2.3 防雷艙模型防護能力對比分析

以爆點為中心，分別沿長度方向和高度方向(向右、向上為正)，對模型1～4液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁變形情況進(jìn)行對比分析。

液艙內(nèi)壁的變形是在高速破片、沖擊波和準(zhǔn)靜態(tài)壓力載荷聯(lián)合作用下產(chǎn)生的，由圖11～圖14可明顯觀測到液艙內(nèi)壁產(chǎn)生薄膜拉伸大變形的同時伴隨著不同程度的局部變形及破損，導(dǎo)致液艙內(nèi)壁變形并不均勻，如圖17(b)中模型4變形曲線“山峰狀”隆起即為圖14中破口1、2處所對應(yīng)變形。結(jié)合圖17與表6，可知模型1～4最大變形量的關(guān)系為模型4>模型1>模型2>模型3，模型1整體變形區(qū)域最大，幾乎覆蓋整個壁板；模型2整體變形情況與模型1相似，但變形程度明顯小于模型1；模型3整體變形區(qū)域最小，其變形僅存在于爆點附近，端部附近幾乎無變形，表明其僅利用爆點附近結(jié)構(gòu)變形進(jìn)行吸能，未能充分利用夾芯結(jié)構(gòu)整體變形進(jìn)行吸能，體現(xiàn)在圖17(a)模型3變形曲線上的不規(guī)則凸起并非由高速破片撞擊導(dǎo)致，而是由爆點附近大變形導(dǎo)致液艙內(nèi)壁產(chǎn)生的皺褶變形(見圖13)。因為模型4整體變形情況與模型3相似，壁板兩端幾乎無變形，主要變形區(qū)域存在于爆點附近，但模型4變形區(qū)域、變形程度均大于模型3，這主要是因為液艙內(nèi)設(shè)置弧形板導(dǎo)致傳遞至水中能量未能迅速擴散至整個液艙，反而被弧形板集中到爆點附近幾個隔艙，導(dǎo)致能量匯聚，使得模型4液艙內(nèi)壁變形破壞嚴(yán)重。

圖17 液艙內(nèi)壁變形曲線Fig.17 Deformation curves of tank inner wall

結(jié)合圖11～圖14，可觀察到模型1～4液艙內(nèi)壁與頂部甲板連接處均存在脫焊的情況，表明在高速破片和準(zhǔn)靜態(tài)壓力載荷聯(lián)合作用下，液艙內(nèi)壁發(fā)生了大變形吸能，對其邊界條件提出了很高的要求。為充分發(fā)揮結(jié)構(gòu)抗爆效能，應(yīng)在后續(xù)結(jié)構(gòu)設(shè)計中加強邊界連接強度，模型1～4脫焊程度關(guān)系為模型1>模型4>模型2>模型3，表明夾芯結(jié)構(gòu)后置于吸能艙，對于液艙內(nèi)壁變形有更好的支撐作用。

結(jié)合圖18與表6可以看出：模型1～4吸能艙內(nèi)壁最大變形量的關(guān)系為模型3>模型1>模型4>模型2，模型1～4變形都集中在爆點附近小范圍內(nèi)，其中模型3局部變形量最大，表明模型3在模型2基礎(chǔ)上添加泡沫鋁后，并未充分發(fā)揮泡沫鋁材料的變形吸能特性；模型1、2整體變形情況類似，模型1變形程度稍大于模型2，表明僅通過在吸能艙內(nèi)加設(shè)弧形板來替代支撐平臺，即可充分發(fā)揮夾芯結(jié)構(gòu)變形吸能的特性，達(dá)到非常好的防護效果；模型4整體變形很小，但因液艙內(nèi)壁變形過大，撞擊至吸能艙后板，致使壁面破損。如圖18(b)中模型4變形曲線“山峰狀”隆起即為圖17中破口1及破口2(僅發(fā)生變形，未形成破口)處所對應(yīng)變形，而模型1變形曲線“山峰狀”隆起并非破孔，而是由于制造模型時產(chǎn)生的初始缺陷。

圖18 吸能艙內(nèi)壁變形曲線Fig.18 Inner wall deformation curves of energy-absorbing cabin

表6 液艙內(nèi)壁、吸能艙內(nèi)壁變形破損情況Tab.6 Deformation and damage of the inner wall of tank and energy-absorbing cabin

吸能艙內(nèi)壁(即防水縱壁)是艦船舷側(cè)水下防護的最后一道防線，根據(jù)艦船水下舷側(cè)防雷艙設(shè)計要求，在水下接觸爆炸下，吸能艙內(nèi)壁外部的所有結(jié)構(gòu)都是可以破壞的，保持防水縱壁的水密性，是艦船舷側(cè)防雷艙設(shè)計的最基本要求。根據(jù)上述4種防雷艙模型水下接觸爆炸試驗結(jié)果可知：模型1～3的吸能艙內(nèi)壁均未產(chǎn)生破損，水密性得以保證；模型4的吸能艙內(nèi)壁發(fā)生破損，水密性遭到破壞，表明模型1～3滿足艦船舷側(cè)防雷艙的基本設(shè)計要求，而模型4不滿足。對于模型1～3，從吸能艙內(nèi)壁變形程度對比其防護性能，可得出結(jié)論：模型2優(yōu)于模型1，模型1優(yōu)于模型3。

2.4 液艙防護效能評估

液艙內(nèi)通常通過裝載水體來衰減高速破片動能，以降低其對液艙內(nèi)壁的穿甲作用，因此評價液艙防護效能的一個指標(biāo)就是高速破片經(jīng)液艙寬度水體衰減后的剩余速度是否仍能對液艙內(nèi)壁造成穿甲作用。

對于接觸爆炸破片速度，可采用Gurney公式進(jìn)行計算：

(1)

高速破片經(jīng)舷側(cè)外板至液艙需經(jīng)過膨脹空艙，即需要考慮空氣對破片速度的衰減作用，高速破片在空氣中的速度衰減公式為

(2)

式中：為經(jīng)空氣衰減后的破片速度(m/s)；為聲速，取340 m/s；為空氣密度，取125 kg/m；為破片迎風(fēng)面積，近似取為裝藥與舷側(cè)接觸圓形面積，不考慮破片在飛行過程中的翻轉(zhuǎn)；為常數(shù)，取為125；為破片實際修正質(zhì)量，=，為修正系數(shù)，取為085，為破片設(shè)計質(zhì)量；為破片飛行距離，取為膨脹空艙寬度，即0125 m。

高速破片經(jīng)膨脹空艙進(jìn)入液艙需穿透液艙外壁，破片穿透液艙外壁后的剩余速度可由德瑪爾公式近似計算：

(3)

(4)

式中：為破片穿透液艙外壁后的剩余速度(m/s)；為破片的極限穿透速度(m/s)；為系數(shù)，取08；為彈體(破片)直徑(m)；為金屬靶板(液艙外壁)密度，取為7 850 kg/m；為破片穿透厚度，即液艙外壁厚度(m)；為穿甲復(fù)合系數(shù)，取為67 650；為破片質(zhì)量(kg)；為破片入射偏角，=45°。

高速破片侵徹液艙后的剩余速度，可由侵徹距離的計算公式進(jìn)一步求得：

(5)

式中：為破片頭部變形引起阻力而增加引入的系數(shù)，

(6)

為阻力系數(shù)，取033；為液體密度，取1 000 kg/m；為迎流面積，近似取為破片面積。

金屬靶板的塑性撞擊極限速度可通過(7)式計算：

(7)

式中：為破片使得液艙內(nèi)壁產(chǎn)生塑性變形的最小速度(m/s)；為液艙內(nèi)壁的動態(tài)屈服強度，=2=470 MPa，為液艙內(nèi)壁的靜態(tài)屈服強度。

試驗選用裸裝藥的方式，TNT裝藥量為300 g，質(zhì)量近似取為與裝藥相接觸部分舷側(cè)外板質(zhì)量，同時考慮水下爆炸過程中水體會對爆轟波的傳播產(chǎn)生阻礙，在求解裝藥與戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量比的過程中，將戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量近似等效為與裝藥相接觸部分舷側(cè)外板質(zhì)量與裝藥周圍水體質(zhì)量，水體厚度與舷側(cè)外板厚度一致。

圓周形裝藥底部半徑為38 mm，高為422 mm，可求得裝藥與戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量比=149；破片質(zhì)量=14244 kg；破片直徑=76 mm；破片面積==4 53646 mm。

根據(jù)上述參數(shù)，可求得=24469 m/s，結(jié)合(1)式～(4)式，可求得破片初速度、經(jīng)空氣衰減后速度、穿透液艙外壁后剩余速度、經(jīng)液艙衰減后剩余速度，具體數(shù)值見表7。

根據(jù)表7，結(jié)合公式可分別計算模型1～4液艙內(nèi)壁的極限穿透速度(見表8)。

表7 破片速度衰減情況Tab.7 Attenuation of fragment velocity m/s

表8 模型1～4液艙內(nèi)壁極限穿透速度Tab.8 Ultimate penetration speed vc of tank rear wall of Model 1～4 m/s

對比分析模型1～4的可以發(fā)現(xiàn)>>，表明經(jīng)液艙衰減后的高速破片仍將作用于液艙內(nèi)壁，使其產(chǎn)生塑性變形，但并不會穿透。結(jié)合圖11～圖14可以發(fā)現(xiàn)，與圖11、圖12、圖14所觀察到的模型1、2液艙內(nèi)壁變形形貌完全一致(圖14中所產(chǎn)生的破口非高速破片導(dǎo)致)。

模型3液艙內(nèi)壁(見圖13)存在數(shù)個破口，與理論計算結(jié)果不一致。經(jīng)綜合考慮液艙內(nèi)壁承受載荷情況并結(jié)合表8發(fā)現(xiàn)，已經(jīng)接近模型3的，即在高速破片的單獨作用下，模型3液艙內(nèi)壁已幾乎處于臨界穿甲狀態(tài)，而沖擊波和高速破片聯(lián)合作用遠(yuǎn)大于高速破片單獨作用，故模型3液艙仍會產(chǎn)生數(shù)個不規(guī)則形狀的破口。

3 結(jié)論

本文通過開展4種防雷艙模型水下接觸爆炸試驗，對4種結(jié)構(gòu)防護性能進(jìn)行了對比分析。得到如下主要結(jié)論：

1)以吸能艙內(nèi)壁(即防水縱壁)的水密性作為防雷艙的基本設(shè)計要求，模型1～3滿足，模型4不滿足。模型1～模型3吸能艙內(nèi)壁最大變形量分別為21.6 mm、19.5 mm、35.3 mm，就吸能艙內(nèi)壁變形程度而言，模型2的防護性能優(yōu)于模型1，模型1優(yōu)于模型3。

2)模型1～4液艙內(nèi)壁均存在不同程度的撕裂，表明三艙式防雷艙對液艙內(nèi)壁邊界連接強度要求較高，在后續(xù)設(shè)計中需對邊界進(jìn)行加強，以保證結(jié)構(gòu)發(fā)揮其防護效能。同時模型4邊界撕裂程度大于模型2，表明夾芯結(jié)構(gòu)后置于吸能艙，對于液艙內(nèi)壁變形有更好的支撐作用。

3)結(jié)合模型1～3液艙內(nèi)壁及吸能艙內(nèi)壁變形破壞情況發(fā)現(xiàn)，通過在吸能艙內(nèi)加設(shè)弧形板替代兩道支撐平臺，可有效提升防雷艙防護能力；進(jìn)一步添加泡沫鋁，未能再次提高其抗爆效能。分析其原因，可能是添加泡沫鋁導(dǎo)致液艙后“夾芯結(jié)構(gòu)”剛度過大，變形困難及液艙內(nèi)壁過薄導(dǎo)致。

4)結(jié)合模型2、4液艙內(nèi)壁及吸能艙內(nèi)壁變形破壞情況，發(fā)現(xiàn)在液艙內(nèi)設(shè)置弧形板會阻礙水中能量擴散至整個液艙，導(dǎo)致能量匯聚，對液艙內(nèi)壁產(chǎn)生較大的變形破壞，但經(jīng)觀察，發(fā)現(xiàn)模型4吸能艙內(nèi)壁雖然產(chǎn)生了破口，但最大變形基本與模型2相同，若采用不會對液艙水中能量產(chǎn)生阻礙的新結(jié)構(gòu)，預(yù)期可進(jìn)一步提高防雷艙的防護性能。

水下接觸爆炸對艦船結(jié)構(gòu)的毀傷作用是一個高瞬態(tài)的強流固耦合過程，將產(chǎn)生分別向水中和船體內(nèi)部傳播的爆炸沖擊波，爆轟產(chǎn)物的膨脹與脈動也將受到船體結(jié)構(gòu)邊界及鄰水艙室的強烈影響，船體結(jié)構(gòu)則會產(chǎn)生大面積高速變形和破損，重力對爆轟產(chǎn)物膨脹與脈動的影響、材料的動態(tài)力學(xué)性能(應(yīng)變率效應(yīng))及動態(tài)斷裂特性對結(jié)構(gòu)動響應(yīng)與防護性能的影響不可忽視。

本文的目的是探索新型防雷艙吸能結(jié)構(gòu)形式及其防護效能，所采用的防雷艙結(jié)構(gòu)模型相對實船結(jié)構(gòu)，其縮尺比在1∶10以下，存在較大的尺度效應(yīng)，由此得到的現(xiàn)象與定性規(guī)律對實船防雷艙結(jié)構(gòu)設(shè)計有較好的參考價值，但定量結(jié)果不能直接推廣應(yīng)用于實船結(jié)構(gòu)。