艙內(nèi)爆炸沖擊載荷特性實驗研究

侯海量，朱 錫，李 偉，梅志遠

（海軍工程大學船舶與動力學院，武漢 430033）

艙內(nèi)爆炸沖擊載荷特性實驗研究

侯海量，朱 錫，李 偉，梅志遠

（海軍工程大學船舶與動力學院，武漢 430033）

為探討艙室抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計，采用典型艙室結(jié)構(gòu)進行了艙內(nèi)爆炸模型實驗，研究了艙內(nèi)爆炸下的沖擊載荷及其作用過程，分析了艙內(nèi)爆炸載荷的強度及艙內(nèi)爆炸載荷作用下艙室板架結(jié)構(gòu)的失效模式。結(jié)果表明：艙內(nèi)爆炸載荷與敞開環(huán)境下的爆炸載荷有較大區(qū)別，由于艦艇結(jié)構(gòu)的影響，艙內(nèi)爆炸下，艙室板架結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷除壁面反射沖擊波外，在艙室角隅部位還有強度遠大于壁面反射沖擊波的匯聚沖擊波，以及這些沖擊波的多次反復作用；艙內(nèi)爆炸下艙室板架中部結(jié)構(gòu)所承受的初始沖擊載荷強度與敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷強度相當，而角隅部位艙內(nèi)爆炸載荷的強度遠大于敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷；艙內(nèi)爆炸下艙室板架結(jié)構(gòu)的主要失效模式是沿角隅部位發(fā)生撕裂失效并發(fā)生大撓度外翻變形。

爆炸力學；內(nèi)爆載荷；實驗研究；艙室；沖擊波；會聚波

1 前 言

爆炸載荷屬強動載荷，作用于艦艇結(jié)構(gòu)上后，不僅使其產(chǎn)生強烈的沖擊振動，而且還會使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴重的塑性變形和破壞。早期的研究多數(shù)局限于試驗研究，塑性動力學理論的發(fā)展為本質(zhì)地揭示艦船結(jié)構(gòu)在爆炸載荷作用下的破壞機理提供了重要的理論分析方法，人們先后研究了爆炸載荷作用下梁、板、加筋板等結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)問題[1-2]，并提出了加筋板變形和破損的計算公式[3-6]。近年來，人們又開展了梁[7]、板[8-11]和加筋板結(jié)構(gòu)[12-14]的失效模式研究。在理論分析和計算中，沖擊波的主要參數(shù)（沖擊波峰值超壓，比沖量及正壓作用時間）的計算大多由爆炸相似率推導的經(jīng)驗公式計算，通常采用簡單載荷曲線替代實際的載荷曲線，其中常用的有矩形脈沖載荷、三角形和指數(shù)型脈沖載荷。如果作用時間相對結(jié)構(gòu)的固有周期極短，則常用沖量表示，并化為速度分布問題進行求解。

實際上，作用于結(jié)構(gòu)上的爆炸沖擊載荷是相當復雜的。隨著現(xiàn)代反艦武器的迅速發(fā)展，各種高性能的半穿甲反艦導彈已成為水面艦艇水線以上部分舷側(cè)的主要威脅[15]，其對艦攻擊破壞特點是穿透艦艇舷側(cè)外板在艙室內(nèi)部發(fā)生爆炸，大大增加其對艦艇的爆炸毀傷威力[16-19]。比較靶船結(jié)構(gòu)的破壞模式與敞開環(huán)境下加筋板結(jié)構(gòu)的破壞模式[12-15]可知，由于艦艇艙室結(jié)構(gòu)的影響，艙內(nèi)封閉空間中的爆炸沖擊載荷遠較敞開環(huán)境中的爆炸載荷復雜。目前對于艙內(nèi)爆炸載荷特性研究還鮮見文獻報道。因而研究艙內(nèi)爆炸載荷特性對于艦艇抗爆結(jié)構(gòu)設(shè)計具有十分重要的意義。本文采用典型艙室結(jié)構(gòu)模型進行了艙內(nèi)爆炸實驗研究，分析了艙內(nèi)爆炸下的沖擊載荷及其作用過程，比較了艙內(nèi)爆炸載荷與敞開環(huán)境爆炸下平板壁面反射沖擊波的強度。

2 實驗?zāi)Ｐ?/h2>

采用某典型艙室的縮比模型，縮比比例為1:4，縮比模型長1 250m，寬750m，高625mm，肋骨間距625mm，縱艙壁和舷側(cè)外板縱骨間距125mm，甲板及橫艙壁縱骨間距150mm。右舷舷側(cè)板架中心有一個直徑為200mm的圓形開口。模型具體結(jié)構(gòu)尺寸如圖1及表1所示，圖2為實驗?zāi)Ｐ驼掌ㄆ渲袌D2b拍攝于舷側(cè)圓形開口前，模型未完工）。模型材料采用Q235低碳鋼，其力學性能見表2。

表1 實驗?zāi)Ｐ徒Y(jié)構(gòu)及尺寸/mmTab.1 Structure and dimension of experimental model

表2 實驗?zāi)Ｐ筒牧狭W性能Tab.2 Mechanical properties of model material

3 實驗方法

爆炸裝藥采用晶態(tài)TNT，密度為1.61g/cm3，爆熱為4 186.8kJ/kg，爆速6 950m/s。裝藥量分別為18g和 33g，其形狀為六面體方塊，18g 和 33g 裝藥的尺寸分別為 25×25×18.5mm3、25×25×33.4mm3，在其尾端鉆一直徑7mm的圓孔以放置電雷管；裝藥布置在艙室模型中心，尾端位于舷側(cè)方向（見圖3a）。

為獲得艙內(nèi)爆炸下沖擊載荷的特性并與敞開環(huán)境下爆炸下加筋板承受的沖擊載荷進行比較，在防爆縱艙壁上設(shè)置3個沖擊波壓力測點（見圖3b）。其中：測點P1位于防爆縱艙壁中心肋骨上，P2位于防爆縱艙壁與下甲板間的角隅部位肋骨上，P3位于防爆縱艙壁、橫艙壁與下甲板間的角隅部位。另根據(jù)艙室結(jié)構(gòu)模型上沖擊波壓力測點相對位置制作平板模型，并布置爆炸沖擊波壓力測點P1、P2、P3如圖4所示。平板模型的爆炸實驗裝藥與艙內(nèi)爆炸相同，裝藥尾端背對平板表面。

4 實驗結(jié)果及分析

4.1 作用載荷及其作用過程分析

圖5給出了艙內(nèi)爆炸下，測點1～3的沖擊波壓力曲線，其中裝藥18gTNT時測點P1、P2的壓力曲線起始時間與測點P3不同。圖6為敞開環(huán)境爆炸下平板模型上的沖擊波壓力曲線，其中裝藥18gTNT時測點P1、P2、P3的壓力曲線起始時間均不相同，裝藥33gTNT時測點P1、P2的壓力曲線起始時間與測點P3不同。

比較圖5、6可知，與敞開環(huán)境爆炸下平板模型受到的壁面反射沖擊載荷不同的是艙內(nèi)爆炸下艙室結(jié)構(gòu)將承受沖擊波的多次反復作用。由圖6a可知，艙室中心裝藥18gTNT爆炸下沖擊波到達艙室縱艙壁后形成反射，結(jié)構(gòu)受到第一次沖擊，530μs后測點P1受到第二次沖擊。此后，沖擊波又在艙室內(nèi)發(fā)生了多次復雜的相互作用，對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生多次反復沖擊，直到?jīng)_擊能量逐漸衰減，艙室內(nèi)部流場平衡穩(wěn)定。由圖5c、5e可知，在測點P2、P3上，艙內(nèi)爆炸載荷同樣對結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了多次反復沖擊。由圖5b、5d、5f可知，艙室中心裝藥33gTNT艙內(nèi)爆炸下，沖擊載荷強度增大，同樣表現(xiàn)出了對結(jié)構(gòu)的反復多次作用。

比較圖5、6可知，艙內(nèi)爆炸下測點P2、P3承受的沖擊載荷強度遠大于敞開環(huán)境下的壁面反射沖擊波。測點P2、P3到爆炸點的距離分別是測點P1的1.3和2.1倍，根據(jù)空氣中爆炸沖擊波的傳播規(guī)律，其自由場壓力及比沖量均應(yīng)遠小于測點P1。由圖5可知，艙內(nèi)爆炸下測點P2受到的第一次沖擊，其峰值超壓與測點P1相當，其正壓作用時間和比沖量約為測點P1的1.5倍；測點P3受到的第一次沖擊，其峰值超壓約為測點P1、P2的0.65倍，但其正壓作用時間和比沖量是測點P1的2倍以上。艙室中心裝藥33gTNT艙內(nèi)爆炸下，測點P2受到的第一次沖擊，其沖擊強度約為測點P1的1.2倍；測點P3受到的第一次沖擊，其峰值超壓約為測點P1的0.5倍，但其正壓作用時間和比沖量分別為測點P1的2.5和1.6倍。其原因主要是，測點P2、P3均位于艙室結(jié)構(gòu)的角隅部位，沖擊波是由較大空間向較小空間傳播的，傳播過程中將發(fā)生復雜的相互作用而形成會聚波，其強度遠大于自由場中球面波的強度，從而使角隅部位承受的沖擊載荷大大增強。

因此，艙內(nèi)爆炸載荷與敞開環(huán)境爆炸下加筋板結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷有較大區(qū)別。艙內(nèi)爆炸下，由于艦艇結(jié)構(gòu)的影響，艦艇結(jié)構(gòu)除承受初始沖擊波的作用外，還將承受沖擊波的多次反復作用，艙室角隅部位還將承受強度遠大于壁面反射沖擊波的會聚波的作用。

此外，爆炸載荷下，當艦艇結(jié)構(gòu)沒有產(chǎn)生破損時，由于結(jié)構(gòu)的限制作用，爆炸產(chǎn)生的高溫、高壓產(chǎn)物無法及時向外擴散，艦艇艙內(nèi)還將繼續(xù)保持一定的準靜態(tài)壓力。

4.2 艙內(nèi)爆炸載荷強度

表3為艙內(nèi)爆炸下，作用于測點P1、P2、P3上歷次反復沖擊的強度。由圖5及表3可知，在兩種裝藥艙內(nèi)爆炸下，3ms內(nèi)測點P1、P2、P3均分別受到了4次、3次和2次沖擊。其中，結(jié)構(gòu)承受的初始沖擊峰值超壓最大，隨著沖擊波在艙內(nèi)不斷發(fā)生反射和相互作用，作用于艦艇結(jié)構(gòu)上的沖擊波峰值超壓逐漸衰減，但由于沖擊波的正壓作用時間增大，其比沖量仍相對較大，并可能大于初始沖擊的比沖量。

表3 艙內(nèi)爆炸下作用于結(jié)構(gòu)上的歷次沖擊的強度Tab.3 Density of blast wave on typical position of cabin

表4為艙內(nèi)爆炸與敞開環(huán)境爆炸下，測點P1、P2、P3上的沖擊波峰值超壓及比沖量，其中，艙內(nèi)爆炸載荷強度為初始沖擊載荷的強度，未考慮沖擊波的多次反復作用；λp、λI分別為艙內(nèi)爆炸載荷與壁面反射沖擊載荷的峰值超壓之比和比沖量之比。

根據(jù)上述分析，裝藥在艙室中心爆炸后，將形成沖擊波向四周傳播，當沖擊波碰到艦艇結(jié)構(gòu)后，將在結(jié)構(gòu)表面形成反射（見圖7），反射波與向角隅部位傳播的沖擊波共同作用形成會聚波（見圖7c），其強度遠大于自由場中沖擊波的強度，因而艙室板架中部所承受的初始沖擊載荷為初始沖擊波的反射波，而角隅部位承受的是會聚沖擊波。

表4 艙室模型與平板模型中各測點沖擊波強度Tab.4 Density of blast wave on typical position of cabin and plate model

由圖5、6及表4可知，實驗中，艙內(nèi)爆炸下艙室板架中部結(jié)構(gòu)所承受的初始沖擊載荷強度略小于敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷，但在艙室角隅部位艙內(nèi)爆炸載荷的強度約為敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷的7倍以上。這主要是裝藥起爆點的偏差引起的，根據(jù)文獻[17]引爆面的初始沖擊波參數(shù)比另一端小得多，但對遠距離處的沖擊波影響不大，引爆點越接近裝藥形心，引爆面的初始沖擊波參數(shù)與另一端相差越小。實驗中采用六面體方塊形晶態(tài)TNT裝藥，尾端鉆孔引爆，鉆孔深度的不同，引爆點位置也不同，從而引起測點P1的初始沖擊波強度偏差；若裝藥形狀及引爆點完全相同的情況下，艙內(nèi)爆炸下艙室板架中部結(jié)構(gòu)所承受的初始沖擊載荷強度與敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷強度相當。

4.3 討論

由于現(xiàn)代水面艦艇普遍采用薄壁結(jié)構(gòu)，導彈戰(zhàn)斗部艙內(nèi)爆炸下，爆炸沖擊波首先作用于艙室板架結(jié)構(gòu)中部，并在板架發(fā)生局部塑性變形前，迅速形成會聚波作用于艙室結(jié)構(gòu)的角隅部位上，其時間差約為幾十微秒，由于會聚波強度遠大于同一位置壁面反射沖擊波，艙室結(jié)構(gòu)角隅部位將迅速發(fā)生撕裂。由于爆炸沖擊下，艦艇結(jié)構(gòu)的沖擊響應(yīng)時間通常為毫秒量級，根據(jù)圖5及表3可知，艙室結(jié)構(gòu)在發(fā)生動態(tài)變形和角隅部位撕裂失效過程中將受到爆炸沖擊波的2～4次作用，因此艙室板架發(fā)生失效后還將獲得一定運動速度，發(fā)生大撓度外翻變形，產(chǎn)生如文獻[16]中的破壞。

5 結(jié) 論

（1）艙內(nèi)爆炸下，艦艇艙室板架結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷與敞開環(huán)境爆炸下加筋板結(jié)構(gòu)承受的沖擊載荷有較大區(qū)別，其動態(tài)響應(yīng)難以用敞開環(huán)境爆炸下加筋板結(jié)構(gòu)的動態(tài)響應(yīng)描述；

（2）艙內(nèi)爆炸下，由于艦艇結(jié)構(gòu)的影響，艦艇結(jié)構(gòu)除承受初始沖擊波的作用外，還將承受沖擊波的多次反復作用，艙室角隅部位還將承受強度遠大于壁面反射沖擊波的會聚波的作用；

（3）艙內(nèi)爆炸下艙室板架中部結(jié)構(gòu)所承受的初始沖擊載荷強度與敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷強度相當，艙室角隅部位艙內(nèi)爆炸載荷的強度遠大于敞開環(huán)境爆炸下壁面反射沖擊載荷；

（4）艙室板架結(jié)構(gòu)沿角隅部位發(fā)生撕裂失效并發(fā)生大撓度外翻變形是艙內(nèi)爆炸載荷作用下結(jié)構(gòu)的主要失效模式。

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Experimental studies on characteristics of blast loading when exploded inside ship cabin

HOU Hai-liang,ZHU Xi,Li wei,MEI Zhi-yuan
(College of Naval Architecture and Power,Naval Univ.of Engineering,Wuhan 430033,China)

In order to explore the design method of blast resistant structure in ship cabin,model experiments of internal explosion were carried out using a typical ship cabin,the impact loads acted on ship structure and their characteristics were studied,the density of these impact loads and the failure mode of stiffened plates of a cabin under internal explosion loads were analyzed.The results show that there are great differences between internal blast loading in a ship cabin and blast loading in an open area;besides reflected shock wave,there is converged shock wave,whose density is far greater than the reflected impact wave,acted on stiffened plates in the corner of the cabin,in addition there are multiple repeat impact of these loading acted on the structure.The density of initial impact acted on the center of stiffened plates of ship cabin is approximately equal to that of on a plate in an open area,and density of initial impact acted on the corner of the cabin is far greater than that of on a plate in an open area.The main failure mode of stiffened plates of a cabin under internal explosion loads is tearing failure along the corner with large everted deflection.

explosion mechanics;internal blast loading;experimental investigation;cabin;shock wave;convergent wave

O344.7

A

1007-7294（2010）08-0901-07

2009-12-01

2010-06-21

侯海量（1977-），男，海軍工程大學博士生。

book=907,ebook=474