張倫平，張曉陽，潘建強(qiáng)，劉建湖

（1中國船舶科學(xué)研究中心，江蘇 無錫214082；2哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，哈爾濱150001）

1 引 言

水下接觸爆炸時，藥包附近的艦船結(jié)構(gòu)會出現(xiàn)大范圍的破損，單層板結(jié)構(gòu)不能對艦船內(nèi)部重要設(shè)備和人員進(jìn)行有效防護(hù)，多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)才可能有效防護(hù)水下接觸爆炸載荷。

由于舷側(cè)遭受魚雷接觸爆炸威脅較大，多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)一般布置在兩舷側(cè)，又稱為舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)。多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)一般為膨脹艙、吸收艙和水密艙的三艙防護(hù)結(jié)構(gòu)，膨脹艙為空艙，內(nèi)部布置交錯的隔板，為第一道防線，吸收艙內(nèi)裝有大量的水或重油，吸收艙內(nèi)壁很厚，為懸鏈力結(jié)構(gòu)，可提供大量變形能，為第二道防線，水密艙為空艙，水密艙內(nèi)壁上有很強(qiáng)的加強(qiáng)筋，為最后一道防線。見圖1。

世界海軍強(qiáng)國很早就開始進(jìn)行多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的研究，并很快將其應(yīng)用到航母上。二戰(zhàn)前后，世界各國航母上就開始采用舷側(cè)多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)防御魚雷或水雷的接觸爆炸。資料顯示，世界海軍強(qiáng)國為研究多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)，投入巨大，也得到了豐富的成果。1947年美國曾對“獨(dú)立號”和“薩拉托加號”航母進(jìn)行水下爆炸試驗(yàn)，后來建造的尼米茲級航母全艦共有2 000多個水密艙室，是世界上生命力最強(qiáng)的軍艦。日本也開展了大量的實(shí)船試驗(yàn)，系統(tǒng)研究了多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)形式、艙室寬度、艙室布置、防護(hù)壁板厚等多個參數(shù)。前蘇聯(lián)對多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)各防護(hù)艙室寬度甚至防護(hù)結(jié)構(gòu)上層甲板厚度都有明確的限制，還建立了計算舷側(cè)接觸爆炸極限藥量的經(jīng)驗(yàn)公式。

舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)占用很大的空間和質(zhì)量，一般在大型艦船上使用，而我國的大型艦船相對較少，相關(guān)的研究也很少。海軍工程大學(xué)對舷側(cè)多艙結(jié)構(gòu)的破損和防護(hù)機(jī)理進(jìn)行了研究，得到了一些規(guī)律性的結(jié)論。

本文進(jìn)行的多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)模型水下接觸爆炸試驗(yàn)，以及基于能量的分析結(jié)果，對于未來我國大型艦船舷側(cè)防護(hù)設(shè)計具有一定意義。

圖1 多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 The Sketch map of multicamerate defence structure

2 多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)模型設(shè)計

國外大型艦船的多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)，在船長方向長數(shù)百米，在船寬方向?qū)?～5m，在船高方向高約10m，非常龐大，而且整體形狀并不規(guī)則，內(nèi)部還有眾多大大小小的加強(qiáng)筋，要建立準(zhǔn)確的縮比模型非常困難。

因此，本文中的試驗(yàn)?zāi)Ｐ筒⒉皇嵌嗯摲雷o(hù)結(jié)構(gòu)的縮比模型，但在可能的范圍內(nèi)，盡量保留了普通多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的相對尺寸關(guān)系，并全部模擬了多艙防護(hù)內(nèi)部的主要功能結(jié)構(gòu)。

膨脹艙內(nèi)有帶孔的橫豎交叉的隔板，眾多的交叉隔板將外板和膨脹艙內(nèi)壁連成一體，且自身在爆炸載荷作用下必然變形和破裂，在影響膨脹艙破壞模式的同時也消耗了載荷，是重要的功能結(jié)構(gòu)，隔板上的孔可能使爆炸產(chǎn)生的高壓氣團(tuán)更容易擴(kuò)散。模型對膨脹艙內(nèi)交叉隔板及隔板上的孔都進(jìn)行了模擬，為了加工方便，用圓孔替代橢圓孔。

吸收艙內(nèi)80%容積為液體，一般為重油或水，其主要作用是吸收破片。模型吸收艙內(nèi)也有80%的液體，裝的是水，但考慮到破片速度很高，模型內(nèi)0.1m左右的水層可能不足以吸收破片，在吸收艙內(nèi)疊放多塊自由的薄玻璃鋼板，既能保證破片吸收，又不影響沖擊波的透射效果。

吸收艙內(nèi)壁為厚板，在爆炸載荷作用下能形成懸鏈力結(jié)構(gòu)，吸收大量載荷能量，其與上下結(jié)構(gòu)連接的接頭剛度非常大，且能避免吸收艙內(nèi)壁大變形時的應(yīng)力集中，是吸收艙內(nèi)壁發(fā)揮最大功能的保證。模型中吸收艙內(nèi)壁與周邊的連接處用角鋼進(jìn)行了加強(qiáng)，角鋼提高了邊界的抗拉能力，也減弱了應(yīng)力集中，替代了實(shí)際結(jié)構(gòu)上接頭的效果。

模型總重量1.05t，其中排水量0.37t，負(fù)浮力0.68t。

模型分為試驗(yàn)框架和試件，試驗(yàn)框架用來模擬多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的邊界，試件模擬多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)。

2.1 試驗(yàn)框架

試驗(yàn)框架設(shè)計圖如圖2所示

試驗(yàn)框架的外總體尺寸為長×寬×高（mm3）：1 760×330×760， 內(nèi)部模型安裝尺寸為長×寬×高（mm3）：1 500×310×500， 共由三部分框架組成，每個框架均有鍥口用于配合，三部分構(gòu)件通過螺栓緊固，為了保證水密性，相鄰構(gòu)件的接合面均有橡膠條進(jìn)行密封，框架的材料采用16Mn鋼。

以吸收艙內(nèi)壁屈服時的應(yīng)力作用到框架作為最嚴(yán)酷載荷對試驗(yàn)框架進(jìn)行強(qiáng)度校核。試驗(yàn)框架強(qiáng)度校核計算結(jié)果見圖3。計算結(jié)果表明，在試件破壞產(chǎn)生的載荷條件下，框架最大應(yīng)力位置出現(xiàn)在框架與試件焊接部位，最大值為288MPa，框架并未屈服，能夠滿足重復(fù)試驗(yàn)的要求。

2.2 試件

圖2 試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂蚣蹻ig.2 The frame of experiment model

圖3 試驗(yàn)?zāi)Ｐ涂蚣軓?qiáng)度校核結(jié)果Fig.3 The result of checking intensity for the frame of experiment model

考慮到模型加工、參數(shù)測量以及爆炸水池的條件，模型的設(shè)計高度為0.5m；根據(jù)經(jīng)驗(yàn)，當(dāng)板的長寬比大于3:1后，長邊邊界對板變形的影響可以忽略，因此，取模型長度為高度的3倍，即模型長度為1.5m；綜合考慮艙室功能的模擬和加工、測量的可行性，取膨脹艙、吸收艙和水密艙模型的寬度分別為0.1m、0.1m和0.08m（改變功能艙寬度的試驗(yàn)?zāi)Ｐ统猓?。整個艙室的寬度為0.28m。試件材料為Q235。

模型設(shè)計簡圖見圖4。圖中，附加艙主要目的是為了模擬水密艙內(nèi)艙壁的狀態(tài)，附加艙的寬度為50mm，附加艙水密蓋板厚為20mm，外側(cè)有角鋼加強(qiáng)。

3 多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)模型水下接觸爆炸試驗(yàn)

在CSSRC沖擊爆炸試驗(yàn)水池，前后共進(jìn)行了11次多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)模型水下接觸爆炸試驗(yàn)。

3.1 試驗(yàn)工況設(shè)計

圖4 模型設(shè)計簡圖Fig.4 The sketch of model design

表1 試驗(yàn)工況表Tab.1 The contents of experiments

試驗(yàn)工況見表1，其中，水密艙內(nèi)壁厚度為3mm，水密艙寬度為80mm，這兩者保持不變。另外，工況4爆炸試驗(yàn)在陸上進(jìn)行，模型外板上焊接了一個壁厚1mm的水箱，里面灌滿水，以保證爆炸氣泡載荷在第一時間潰散，不會對模型破損造成影響。

在有限次數(shù)的水下接觸爆炸試驗(yàn)中，主要考慮爆點(diǎn)位置、藥量和板厚等主要因素對防護(hù)效果的影響，見表2。

表2 工況考核要素表Tab.2 The design for checking the parameter influence

3.2 試驗(yàn)后模型破損情況

試驗(yàn)后主要破壞和變形情況見表3，其中，在所有試驗(yàn)中水密艙內(nèi)壁變形都很小，最大變形不到10mm。

試驗(yàn)后膨脹艙的破損比較嚴(yán)重，工況1、5、6、8為藥量對比工況，外板破損情況見圖5。從圖中可以看到，隨著藥量增大，外板破損越來越嚴(yán)重，另外，膨脹艙內(nèi)的隔板對抑制裂紋擴(kuò)展有良好的作用。

表3 試驗(yàn)后破損情況表Tab.3 The disrepair of the model after experiment

圖5 藥量對比工況外板破損情況Fig.5 The disrepair of broadside plate under different mass detonator

4 試驗(yàn)結(jié)果能量分析

破損和變形測量能夠定性反映多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果，但很難量化。本文建立了以能量為基礎(chǔ)的計算分析方法，能量既能準(zhǔn)確描述爆炸載荷，又能量化結(jié)構(gòu)破損和變形的總體效果，因此不僅能量化防護(hù)效果，還能得到載荷和響應(yīng)之間的能量對比關(guān)系，具有一定的實(shí)用價值。

4.1 能量分析方法概述

初始能量為藥包的化學(xué)能，取TNT的化學(xué)能為4.4MJ/kg，由藥量可計算初始能量。

按水下爆炸理論，初始能量分為53%沖擊波能和47%的氣泡能，根據(jù)工況4的試驗(yàn)結(jié)果，氣泡能對結(jié)構(gòu)破損的影響可以忽略，因此，作用到多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)上的能量只是一部分沖擊波能。

根據(jù)沖擊波球形擴(kuò)散的特點(diǎn)，結(jié)合藥包和多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的幾何關(guān)系，可以推算總作用能量占總沖擊波能的一半略少，準(zhǔn)確的結(jié)果可以進(jìn)行積分得到。

至此，可以計算得到總作用能量。

多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)總吸能量分為兩大部分，近結(jié)構(gòu)吸能和遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能。近結(jié)構(gòu)指整個膨脹艙，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)指吸收艙內(nèi)壁和水密艙內(nèi)壁。近、遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)離爆點(diǎn)位置不同，結(jié)構(gòu)形式也不同，對水下接觸爆炸載荷的響應(yīng)也不同。近結(jié)構(gòu)離爆點(diǎn)最近，在艙內(nèi)交叉隔板的銜接下，近結(jié)構(gòu)會產(chǎn)生整體變形和局部破損，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)離爆點(diǎn)較遠(yuǎn)，破片被水層吸收，載荷經(jīng)過近結(jié)構(gòu)和水層的緩沖，對遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)的作用趨于均勻，平板狀的遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)主要產(chǎn)生總體變形。

舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的總吸能，可以按圖6分為8個小項(xiàng)，從計算方法的不同，可分為3種。

圖6 多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)吸能分類Fig.6 The energy sort of multicamerate defence structure

（1） 板變形能

板變形能包括4個小項(xiàng)：外板局部變形能、膨脹艙內(nèi)壁局部變形能、吸收艙內(nèi)壁變形能和水密艙內(nèi)壁變形能。在這部分能量計算中，板的邊界都近似作為固支邊界，取變形模式為余弦變形模式，也可取拋物線變形模式，計算結(jié)果差別不大。量取目標(biāo)板中心區(qū)域的撓度，就可以計算這塊板的變形能。

尺寸為2a×2b×t的矩形板，取永久變形為余弦變形模式，最大變形為w，忽略彈性變形能，不考慮材料硬化，可得到彎曲變形能和拉伸變形能。

圖7 膨脹艙整體彎曲變形示意圖Fig.7 The sketch map of whole bending of inflated cabin

（2）板架結(jié)構(gòu)變形能

板架結(jié)構(gòu)變形能包括1個小項(xiàng)：膨脹艙整體變形能。膨脹艙內(nèi)交叉隔板相當(dāng)于工字鋼中的腹板，使得膨脹艙的整體抗彎剛度很大，膨脹艙整體的變形能以彎曲變形能為主，具體計算時，可根據(jù)膨脹艙的整體撓度，結(jié)合交叉隔板的布置，將膨脹艙的整體變形能轉(zhuǎn)化為多根工字鋼的彎曲變形能。

（3） 板破壞能

第三種為板破壞能，包括3個小項(xiàng)：外板局部破壞能、膨脹艙內(nèi)隔板破壞能和膨脹艙內(nèi)壁局部破壞能。這部分能量計算是以Wierzbicki的吸能計算[1]為基礎(chǔ)的改進(jìn)，建立了以裂紋長度為參數(shù)的吸能計算方法，由于膨脹艙結(jié)構(gòu)每塊板都被分割成很多小板，破損的小板上會有裂紋，但不一定有破口，因此，改進(jìn)后的計算方法更實(shí)用。

花瓣開裂條件下的彎曲能和斷裂能變化率公式：

應(yīng)用變分原理可得花瓣開裂總能量：

分析花瓣開裂總能量和花瓣開裂裂紋，可得到以裂紋長度為自變量的破壞總能量表達(dá)式：

4.2 能量分析結(jié)果

根據(jù)上面的能量分析方法，對全部11次試驗(yàn)的能量結(jié)果進(jìn)行了計算，并對能量比例進(jìn)行分析，見表4。

表4 能量分析結(jié)果表Tab.4 The results of energy analyse

4.2.1 爆點(diǎn)位置對防護(hù)效果的影響

比較工況1和2，發(fā)現(xiàn)與藥包在板格中心相比，藥包在板格交叉點(diǎn)時，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能減小了70%而近結(jié)構(gòu)吸能增大了14%，比較近結(jié)構(gòu)吸能的各個小項(xiàng)，外板破口吸能增大了38%，膨脹艙內(nèi)壁破口吸能減小為零，膨脹艙整體變形能增大49%，膨脹艙內(nèi)壁局部變形增大了103%。

爆點(diǎn)在板格交叉點(diǎn)時，防護(hù)效果最好，爆點(diǎn)在板格中心點(diǎn)時，防護(hù)效果最差，在藥量較小時，兩種條件下的遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能可相差2～3倍。

4.2.2 膨脹艙內(nèi)隔板對防護(hù)效果的影響

比較工況1和3，發(fā)現(xiàn)與膨脹艙內(nèi)有隔板相比，膨脹艙內(nèi)無隔板時，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能減小為零，近結(jié)構(gòu)吸能差別較小，比較近結(jié)構(gòu)吸能的各個小項(xiàng)，外板破口吸能增大了168%，膨脹艙內(nèi)壁破口吸能減小為零，膨脹艙整體變形能減小為零。

可見，膨脹艙內(nèi)的隔板對結(jié)構(gòu)破壞模式有較大的影響，有隔板時，在膨脹艙內(nèi)形成通道，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)容易受到載荷作用而變形，無隔板時，在不考慮相互碰撞的前提下，外板、膨脹艙內(nèi)壁都嚴(yán)重破裂后，遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)才會產(chǎn)生變形。

4.2.3 爆炸氣泡載荷對防護(hù)效果的影響

圖8 工況4試驗(yàn)狀態(tài)示意圖Fig.8 The photo of the fourth experiment

圖9 工況7吸收艙內(nèi)壁局部凹陷Fig.9 The local pit on the primary bulkhead in the seventh experiment

比較工況1和4，發(fā)現(xiàn)兩者近結(jié)構(gòu)和遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能都非常接近，差別在10%以內(nèi)，由于工況4藥包在水箱內(nèi)接觸爆炸，氣泡載荷在第一時間潰散，不可能對結(jié)構(gòu)造成毀傷，因此，可以認(rèn)為在工況1藥包在水下接觸爆炸時氣泡載荷對結(jié)構(gòu)損傷也基本無影響。

比較近結(jié)構(gòu)吸能的各個小項(xiàng)，發(fā)現(xiàn)藥包在水箱內(nèi)爆炸時，膨脹艙內(nèi)壁破口吸能增大100%，外板變形吸能增大31%，而膨脹艙整體變形吸能減小71%，這些能量差異是由于舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)在縱向有10跨，而水箱在縱向只有3跨，導(dǎo)致局部變形和破壞更嚴(yán)重，而整體變形減小。

4.2.4 艙室寬度對防護(hù)效果的影響

比較工況5和7，發(fā)現(xiàn)兩者近結(jié)構(gòu)和遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能都非常接近，差別在5%以內(nèi)，但膨脹艙較寬，吸收艙較窄的工況7試驗(yàn)后在吸收艙內(nèi)壁上發(fā)現(xiàn)了彈片擊中形成的局部圓形凹陷，面積與藥包截面積相近。這表明，吸收艙寬度需要保持在能夠有效吸收破片的水平上。

4.2.5 板厚對防護(hù)效果的影響

膨脹艙內(nèi)壁、外板和吸收艙內(nèi)壁分別增加同等厚度時，舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力會得到不同程度的提升，提升的比例約為：1:2.5:3，詳見表5。

4.2.6 總吸能量占總作用能量的比例

總吸能量/總作用能量約為80%，從圖10可以看到，這個比例是基本固定的。

4.2.7 近、遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)的吸能比例

藥量超過92g后，結(jié)構(gòu)各部分吸能比例趨于穩(wěn)定，最終近結(jié)構(gòu)和遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)的吸能比例約為80%和20%。

表5 板厚對防護(hù)效果的影響Tab.5 The defense effect which is affected by plate thickness

圖10 總吸能量/總作用能量按工況的分布Fig.10 The proportion between the energy absorbed and the laying energy in each experiment

圖11 遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能比例Fig.11 The proportion of absorbed energy within the distant structure

5 結(jié) 論

本文以艦艇多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)為研究對象，用理論方法推導(dǎo)了各部分結(jié)構(gòu)整體變形、局部變形和破口等吸能的計算方法，并通過了系列縮比模型的水下爆炸試驗(yàn)驗(yàn)證。通過研究，得到以下主要結(jié)論：

（1）多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)在水下接觸爆炸條件下，總吸能約占作用到結(jié)構(gòu)總能量的80%；

（2）多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)在水下接觸爆炸條件下，當(dāng)藥量超過一定量時，近結(jié)構(gòu)和遠(yuǎn)結(jié)構(gòu)吸能比例趨于穩(wěn)定，約為4:1；

（3）多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的膨脹艙外板、內(nèi)壁和吸收艙內(nèi)壁分別增加同等厚度時，舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)的抗水下接觸爆炸能力的提升比例約為：1:2.5:3；

（4）從陸上和水下對比試驗(yàn)結(jié)果來看，水下爆炸氣泡對多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)的作用可忽略；

（5）水下接觸爆炸載荷作用下，多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)膨脹艙內(nèi)有、無隔板時，膨脹艙破壞模式不同：有隔板時膨脹艙的破壞貫穿外板和膨脹艙內(nèi)壁，無隔板時，膨脹艙外板破壞到一定程度后，膨脹艙內(nèi)壁才開始破壞。

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