舱内爆炸冲击载荷特性实验研究

侯海量，朱 锡，李 伟，梅志远

（海军工程大学船舶与动力学院，武汉 430033）

舱内爆炸冲击载荷特性实验研究

侯海量，朱 锡，李 伟，梅志远

（海军工程大学船舶与动力学院，武汉 430033）

为探讨舱室抗爆结构设计，采用典型舱室结构进行了舱内爆炸模型实验，研究了舱内爆炸下的冲击载荷及其作用过程，分析了舱内爆炸载荷的强度及舱内爆炸载荷作用下舱室板架结构的失效模式。结果表明：舱内爆炸载荷与敞开环境下的爆炸载荷有较大区别，由于舰艇结构的影响，舱内爆炸下，舱室板架结构承受的冲击载荷除壁面反射冲击波外，在舱室角隅部位还有强度远大于壁面反射冲击波的汇聚冲击波，以及这些冲击波的多次反复作用；舱内爆炸下舱室板架中部结构所承受的初始冲击载荷强度与敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷强度相当，而角隅部位舱内爆炸载荷的强度远大于敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷；舱内爆炸下舱室板架结构的主要失效模式是沿角隅部位发生撕裂失效并发生大挠度外翻变形。

爆炸力学；内爆载荷；实验研究；舱室；冲击波；会聚波

1 前 言

爆炸载荷属强动载荷，作用于舰艇结构上后，不仅使其产生强烈的冲击振动，而且还会使结构产生严重的塑性变形和破坏。早期的研究多数局限于试验研究，塑性动力学理论的发展为本质地揭示舰船结构在爆炸载荷作用下的破坏机理提供了重要的理论分析方法，人们先后研究了爆炸载荷作用下梁、板、加筋板等结构的动态响应问题[1-2]，并提出了加筋板变形和破损的计算公式[3-6]。近年来，人们又开展了梁[7]、板[8-11]和加筋板结构[12-14]的失效模式研究。在理论分析和计算中，冲击波的主要参数（冲击波峰值超压，比冲量及正压作用时间）的计算大多由爆炸相似率推导的经验公式计算，通常采用简单载荷曲线替代实际的载荷曲线，其中常用的有矩形脉冲载荷、三角形和指数型脉冲载荷。如果作用时间相对结构的固有周期极短，则常用冲量表示，并化为速度分布问题进行求解。

实际上，作用于结构上的爆炸冲击载荷是相当复杂的。随着现代反舰武器的迅速发展，各种高性能的半穿甲反舰导弹已成为水面舰艇水线以上部分舷侧的主要威胁[15]，其对舰攻击破坏特点是穿透舰艇舷侧外板在舱室内部发生爆炸，大大增加其对舰艇的爆炸毁伤威力[16-19]。比较靶船结构的破坏模式与敞开环境下加筋板结构的破坏模式[12-15]可知，由于舰艇舱室结构的影响，舱内封闭空间中的爆炸冲击载荷远较敞开环境中的爆炸载荷复杂。目前对于舱内爆炸载荷特性研究还鲜见文献报道。因而研究舱内爆炸载荷特性对于舰艇抗爆结构设计具有十分重要的意义。本文采用典型舱室结构模型进行了舱内爆炸实验研究，分析了舱内爆炸下的冲击载荷及其作用过程，比较了舱内爆炸载荷与敞开环境爆炸下平板壁面反射冲击波的强度。

2 实验模型

采用某典型舱室的缩比模型，缩比比例为1:4，缩比模型长1 250m，宽750m，高625mm，肋骨间距625mm，纵舱壁和舷侧外板纵骨间距125mm，甲板及横舱壁纵骨间距150mm。右舷舷侧板架中心有一个直径为200mm的圆形开口。模型具体结构尺寸如图1及表1所示，图2为实验模型照片（其中图2b拍摄于舷侧圆形开口前，模型未完工）。模型材料采用Q235低碳钢，其力学性能见表2。

表1 实验模型结构及尺寸/mmTab.1 Structure and dimension of experimental model

表2 实验模型材料力学性能Tab.2 Mechanical properties of model material

3 实验方法

爆炸装药采用晶态TNT，密度为1.61g/cm3，爆热为4 186.8kJ/kg，爆速6 950m/s。装药量分别为18g和 33g，其形状为六面体方块，18g 和 33g 装药的尺寸分别为 25×25×18.5mm3、25×25×33.4mm3，在其尾端钻一直径7mm的圆孔以放置电雷管；装药布置在舱室模型中心，尾端位于舷侧方向（见图3a）。

为获得舱内爆炸下冲击载荷的特性并与敞开环境下爆炸下加筋板承受的冲击载荷进行比较，在防爆纵舱壁上设置3个冲击波压力测点（见图3b）。其中：测点P1位于防爆纵舱壁中心肋骨上，P2位于防爆纵舱壁与下甲板间的角隅部位肋骨上，P3位于防爆纵舱壁、横舱壁与下甲板间的角隅部位。另根据舱室结构模型上冲击波压力测点相对位置制作平板模型，并布置爆炸冲击波压力测点P1、P2、P3如图4所示。平板模型的爆炸实验装药与舱内爆炸相同，装药尾端背对平板表面。

4 实验结果及分析

4.1 作用载荷及其作用过程分析

图5给出了舱内爆炸下，测点1～3的冲击波压力曲线，其中装药18gTNT时测点P1、P2的压力曲线起始时间与测点P3不同。图6为敞开环境爆炸下平板模型上的冲击波压力曲线，其中装药18gTNT时测点P1、P2、P3的压力曲线起始时间均不相同，装药33gTNT时测点P1、P2的压力曲线起始时间与测点P3不同。

比较图5、6可知，与敞开环境爆炸下平板模型受到的壁面反射冲击载荷不同的是舱内爆炸下舱室结构将承受冲击波的多次反复作用。由图6a可知，舱室中心装药18gTNT爆炸下冲击波到达舱室纵舱壁后形成反射，结构受到第一次冲击，530μs后测点P1受到第二次冲击。此后，冲击波又在舱室内发生了多次复杂的相互作用，对结构产生多次反复冲击，直到冲击能量逐渐衰减，舱室内部流场平衡稳定。由图5c、5e可知，在测点P2、P3上，舱内爆炸载荷同样对结构产生了多次反复冲击。由图5b、5d、5f可知，舱室中心装药33gTNT舱内爆炸下，冲击载荷强度增大，同样表现出了对结构的反复多次作用。

比较图5、6可知，舱内爆炸下测点P2、P3承受的冲击载荷强度远大于敞开环境下的壁面反射冲击波。测点P2、P3到爆炸点的距离分别是测点P1的1.3和2.1倍，根据空气中爆炸冲击波的传播规律，其自由场压力及比冲量均应远小于测点P1。由图5可知，舱内爆炸下测点P2受到的第一次冲击，其峰值超压与测点P1相当，其正压作用时间和比冲量约为测点P1的1.5倍；测点P3受到的第一次冲击，其峰值超压约为测点P1、P2的0.65倍，但其正压作用时间和比冲量是测点P1的2倍以上。舱室中心装药33gTNT舱内爆炸下，测点P2受到的第一次冲击，其冲击强度约为测点P1的1.2倍；测点P3受到的第一次冲击，其峰值超压约为测点P1的0.5倍，但其正压作用时间和比冲量分别为测点P1的2.5和1.6倍。其原因主要是，测点P2、P3均位于舱室结构的角隅部位，冲击波是由较大空间向较小空间传播的，传播过程中将发生复杂的相互作用而形成会聚波，其强度远大于自由场中球面波的强度，从而使角隅部位承受的冲击载荷大大增强。

因此，舱内爆炸载荷与敞开环境爆炸下加筋板结构承受的冲击载荷有较大区别。舱内爆炸下，由于舰艇结构的影响，舰艇结构除承受初始冲击波的作用外，还将承受冲击波的多次反复作用，舱室角隅部位还将承受强度远大于壁面反射冲击波的会聚波的作用。

此外，爆炸载荷下，当舰艇结构没有产生破损时，由于结构的限制作用，爆炸产生的高温、高压产物无法及时向外扩散，舰艇舱内还将继续保持一定的准静态压力。

4.2 舱内爆炸载荷强度

表3为舱内爆炸下，作用于测点P1、P2、P3上历次反复冲击的强度。由图5及表3可知，在两种装药舱内爆炸下，3ms内测点P1、P2、P3均分别受到了4次、3次和2次冲击。其中，结构承受的初始冲击峰值超压最大，随着冲击波在舱内不断发生反射和相互作用，作用于舰艇结构上的冲击波峰值超压逐渐衰减，但由于冲击波的正压作用时间增大，其比冲量仍相对较大，并可能大于初始冲击的比冲量。

表3 舱内爆炸下作用于结构上的历次冲击的强度Tab.3 Density of blast wave on typical position of cabin

表4为舱内爆炸与敞开环境爆炸下，测点P1、P2、P3上的冲击波峰值超压及比冲量，其中，舱内爆炸载荷强度为初始冲击载荷的强度，未考虑冲击波的多次反复作用；λp、λI分别为舱内爆炸载荷与壁面反射冲击载荷的峰值超压之比和比冲量之比。

根据上述分析，装药在舱室中心爆炸后，将形成冲击波向四周传播，当冲击波碰到舰艇结构后，将在结构表面形成反射（见图7），反射波与向角隅部位传播的冲击波共同作用形成会聚波（见图7c），其强度远大于自由场中冲击波的强度，因而舱室板架中部所承受的初始冲击载荷为初始冲击波的反射波，而角隅部位承受的是会聚冲击波。

表4 舱室模型与平板模型中各测点冲击波强度Tab.4 Density of blast wave on typical position of cabin and plate model

由图5、6及表4可知，实验中，舱内爆炸下舱室板架中部结构所承受的初始冲击载荷强度略小于敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷，但在舱室角隅部位舱内爆炸载荷的强度约为敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷的7倍以上。这主要是装药起爆点的偏差引起的，根据文献[17]引爆面的初始冲击波参数比另一端小得多，但对远距离处的冲击波影响不大，引爆点越接近装药形心，引爆面的初始冲击波参数与另一端相差越小。实验中采用六面体方块形晶态TNT装药，尾端钻孔引爆，钻孔深度的不同，引爆点位置也不同，从而引起测点P1的初始冲击波强度偏差；若装药形状及引爆点完全相同的情况下，舱内爆炸下舱室板架中部结构所承受的初始冲击载荷强度与敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷强度相当。

4.3 讨论

由于现代水面舰艇普遍采用薄壁结构，导弹战斗部舱内爆炸下，爆炸冲击波首先作用于舱室板架结构中部，并在板架发生局部塑性变形前，迅速形成会聚波作用于舱室结构的角隅部位上，其时间差约为几十微秒，由于会聚波强度远大于同一位置壁面反射冲击波，舱室结构角隅部位将迅速发生撕裂。由于爆炸冲击下，舰艇结构的冲击响应时间通常为毫秒量级，根据图5及表3可知，舱室结构在发生动态变形和角隅部位撕裂失效过程中将受到爆炸冲击波的2～4次作用，因此舱室板架发生失效后还将获得一定运动速度，发生大挠度外翻变形，产生如文献[16]中的破坏。

5 结 论

（1）舱内爆炸下，舰艇舱室板架结构承受的冲击载荷与敞开环境爆炸下加筋板结构承受的冲击载荷有较大区别，其动态响应难以用敞开环境爆炸下加筋板结构的动态响应描述；

（2）舱内爆炸下，由于舰艇结构的影响，舰艇结构除承受初始冲击波的作用外，还将承受冲击波的多次反复作用，舱室角隅部位还将承受强度远大于壁面反射冲击波的会聚波的作用；

（3）舱内爆炸下舱室板架中部结构所承受的初始冲击载荷强度与敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷强度相当，舱室角隅部位舱内爆炸载荷的强度远大于敞开环境爆炸下壁面反射冲击载荷；

（4）舱室板架结构沿角隅部位发生撕裂失效并发生大挠度外翻变形是舱内爆炸载荷作用下结构的主要失效模式。

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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，海军工程大学博士生。

book=907,ebook=474