水下近距离爆炸可对舰船结构形成严重打击，是近年来水下爆炸研究的难点和热点问题，学者们针对水下近距离爆炸开展了较多的试验研究、理论研究和数值模拟等，取得了较为丰硕的成果。朱锡等^[1]开展了水下接触爆炸下水面舰艇舷侧防雷舱结构模型抗爆试验；唐廷等^[2]采用Dytran有限元分析软件对水面舰艇舷侧防雷舱结构的防护机理进行了数值分析，对水下近距离爆炸下冲击波载荷、气泡脉动载荷作用机理进行了分析；吴林杰等^[3]通过开展小模型机理性试验，对舷侧近距离爆炸下空舱的载荷特性进行了测量，对爆轰产物与结构的相互作用下进行了研究；张伦平等^[4]对舷侧防雷舱接触爆炸下耗能计算方法进行了研究；Nurick等^[5]采用试验方法，对固支薄板在接触爆炸下的响应进行研究，发现了板的冲塞、凹陷、开裂和花瓣翻转现象，并发现在薄板的冲塞阶段产生了一个半径与炸药和薄板接触半径基本相同的圆形破口；Wierzbicki等^[6]对接触爆炸下固支圆板的花瓣开裂过程进行了理论分析和试验研究，考虑了应变率效应，基于能量原理得到了破口半径的计算方法；Rajendran等^[7]得到了水下接触爆炸载荷下空背圆板的破口半径公式；陈娟等^[8]开展了水下近场爆炸下双层底板架结构毁伤试验，获取了含水双层底板架典型破坏模式；杨棣等^[9]开展了水下近场及接触爆炸作用下双层底结构损伤试验。上述研究成果虽然获取了水下近距离爆炸下简单结构的毁伤破坏模式及评估方法，但对于近距离爆炸下结构的毁伤机理揭示较少，姚熊亮等^[10]指出近距离水下爆炸下，强冲击波首先使得船体结构产生撕裂破坏，随后，水下爆炸气泡在具有初始破口的船体附近运动，对船体结构造成二次毁伤，最终导致船体结构形成致命毁伤。对水下爆炸气泡的研究较多^[11-14]，但现阶段匮乏的是气泡与初始破口不完整边界相互耦合机理问题研究，这也是近距离水下爆炸下一大难点。基于此，本文中设计大尺度舱段模型，通过开展大尺度舱段模型水下近距离爆炸试验，借以发现新现象、新机理，从而为后续更好揭示水下近距离爆炸下舱段模型的毁伤机理提供支撑。

1.   试　验

1.1   试验模型

试验模型为典型的水面舰船舱段模型，长15 m、宽3 m、高3.8 m、吃水1 m，模型主要分为5舱段，其中中间舱段为试验舱，长度为3 m，两端依次为过渡舱、附加舱，中间试验段横剖面如图1所示。在垂向方向，模型中间试验段主要包含含水双层底、甲板、上层建筑等典型结构。试验段双层底高度为0.18 m，双层底结构板厚均为3 mm，舷侧外板板厚为3 mm，舷侧强肋骨、肋骨、纵桁采用T型加筋，加筋尺寸主要有$\dfrac{{2\;{\rm{mm}} \times 100\;{\rm{mm}}}}{{4\;{\rm{mm}} \times 40\;{\rm{mm}}}}$、$\dfrac{{2\;{\rm{mm}} \times 20\;{\rm{mm}}}}{{2\;{\rm{mm}} \times 40\;{\rm{mm}}}}$两类，各层甲板、上层建筑甲板厚度基本在2.5～3.5 mm之间，同样采用T型加筋进行加强。试验过程中为避免焊接加工工艺对试验结果带来的影响，模型中试验段破坏区域板厚保证大于3 mm。模型采用Q345B钢加工，Q345B钢是一种应变率效应明显的低碳钢，静态屈服强度为358 MPa，抗拉强度为539 MPa，断后延伸率为34%，断面收缩率为71.9%。舱段模型总质量为14.2 t，排水量为37.8 t，双层底压载水重约9.5 t，两端附加舱段舱室通过注水配载14.1 t。舷侧近距离爆炸试验在中船重工第702研究所爆炸水池开展。

图  1  模型结构示意图

Figure  1.  Schematics of whole structure of cabin model

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试验中药量为2.8 kg TNT，爆距0.18 m，爆点纵向（船长方向）位于船舯，垂向处于水线下方0.44 m，水平距离舷侧平直板0.125 m，具体位置如图2所示。

图  2  药包布置位置示意图

Figure  2.  Schematic diagram of the location of charge

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1.2   测点布置

本次试验中共布置加速度、中频振子、应变片等3类测点，其中加速度计、中频振子用于测量舱段模型的冲击环境分布规律，具体测点位置如图3所示，加速度测点12个，中频振子测点4个，基本布置在甲板、舱壁等强力构件处，试验中加速度传感器采用BK4371，放大器为BK2635，采样频率为50 K，仪器均在计量有效期内。应变片采用BE120-3BB，应变测点主要用于测量舱段模型典型结构位置的冲击响应，测点位置如图4所示，共布置测点22个，所有测点采用半桥接法，粘贴好的应变片涂好703胶密封。所有测点均布置于船舯部位。

图  3  舱段模型中纵剖面加速度、中频振子测点布置示意图

Figure  3.  Schematic diagram of the measuring positions of acceleration, intermediate frequency oscillator

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图  4  舱段模型中纵剖面应变测点布置示意图

Figure  4.  Schematic diagram of the positions of strain measurement

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2.   试验结果分析

2.1   结构破损情况分析

舷侧近距离爆炸后舱段模型的整体毁伤效果如图5所示，模型局部毁伤效应较为明显。从纵向（船长方向）来看，变形毁伤区域基本集中在试验段横舱壁之间，其中舷侧破口基本处在肋位17～23（试验段肋位编号如图3～4所示），大变形区域基本集中在肋位23～25、肋位15～17，并在横舱壁处（肋位15、25）形成明显的塑性铰边界；从垂向来看，模型撕裂区域向下最长延伸至内底下方第2道纵隔板位置，向上最长延伸至2甲板上方16 cm处，破口区域基本集中在内底与2甲板之间，2甲板～01甲板下方舷侧部分板格发生了局部较为明显的塑性变形，上层建筑基本未变形。外板的破口形状近似长条形，基本呈对称状态，破口尺寸长202 cm、宽67 cm。靠近双层底破口区域存在较为明显的三条裂缝，裂缝1位于试验段正中间（肋位20），长68 cm，开口最大宽度30 cm；裂缝2位于肋位19，长12 cm，开口宽5 cm；裂缝3位于肋位18，长46 cm，开口宽12 cm；3条裂缝的撕裂基本沿着横隔板位置，但产生的机理存在一定的差异，裂缝1主要是在拉伸、弯曲的作用耦合下形成的，裂缝2～3主要是在剪切的作用下形成的。破口外围区域存在一明显的塑性铰边界，塑性铰边界大体呈椭圆形，在靠近舷侧区域、双层底向舱室内部凹陷，并在中间位置（肋位20）撕裂。

图  5  模型整体变形结果

Figure  5.  Deformation of cabin model

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图6所示为双层结构内部破坏示意图，结合图5（b）可以看出，试验后靠近爆心区域双层底中间沿着裂缝1撕裂，两侧向内凹陷。从内部来看，靠近舷侧爆心区域双层底毁伤最严重，如图7所示的A区域，部分内底板板格在舷侧外板及强肋骨的带动下，与肋板发生撕裂；部分板格四周出现撕裂，这主要是由于外部双层底向内凹陷，引起部分双层底内板板格处于平面内压缩状态，内底板板格开始屈曲失稳，发生褶皱隆起变形，板格边界撕裂，同时边界交接处还形成较为明显的部分尖角变形模式。图7所示的双层底B区域，内底板板格出现局部失稳，产生局部隆起变形，未出现边界撕裂。图7所示的双层底C区域，板格几乎未形成较为明显的塑性变形，内底板板格仍具有较强的承载能力。

图  6  双层底模型内部破坏结果

Figure  6.  Fracture of inner double bottom structure

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图  7  双层底模型整体变形破坏示意图

Figure  7.  Schematic of the whole fracture and deformation of double bottom structure

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图8所示为2甲板破坏示意图，2甲板是双层底上方第1道甲板，试验后毁伤较严重。2甲板隆起变形较为明显，隆起变形区域基本位于图9所示青色区域内，越靠近舷侧区域，隆起变形越明显。同时，2甲板形成较为明显的2个破口，破口具体位置如图9所示，破口1纵向方向限制在一个肋位内，横向基本撕裂至船舯，破口基本沿着加筋位置撕裂；破口2纵向方向跨过肋位3，横向基本撕裂至船舯，破口撕裂位置具有一定的随机性。两破口周边加筋毁伤较为严重，基本沿着加筋沿焊缝处发生翻转贴合至甲板。此外，2甲板在与横舱壁的交接处，部分加筋出现部分撕裂，主要是由于2甲板整体隆起变形引起的。

图  8  2甲板变形破坏结果

Figure  8.  The whole damage and deformation of deck 2

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图  9  2甲板破口位置示意图

Figure  9.  Schematics of the detail positions of crevasse on deck 2

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2甲板加筋破坏模式较为丰富，部分加筋在焊缝处发生偏转，直接贴合至2甲板；部分加筋出现撕裂破坏，加筋与甲板撕裂或者加筋面板与腹板撕裂；部分加筋受到二次破片载荷攻击，呈现被击穿或者凹陷变形破坏模式。

2.2   破片分析

舷侧近距离爆炸下，舱段模型形成了较多的破片，通过对比发现，模型的破片主要由爆心正对区域的舷侧外板及加筋破坏形成，共搜集到破片近80枚，破片总质量5.6 kg，最大破片质量0.76 kg，如图10所示。爆炸形成的破片可对舱室内部结构造成一定的损伤，在2甲板区域可发现多处被破片碰撞击穿的痕迹，在碰撞过程中破片自身发生较大变形，因此收集到的破片基本呈扭曲状态。

图  10  破片对结构毁伤结果

Figure  10.  Structure damage by flying fragments

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2.3   结构应变测试结果

试验中共布置双向应变片测点22个，但由于结构遭受到爆炸冲击载荷，部分测点未测量到有效信号。对应变数据进行频谱分析可知，测点响应基本在300 Hz内，如图11所示，因此对应变数据采用300 Hz通滤波处理，典型测点应变时程曲线如图12所示，测点在经历应变峰值后，最后基本趋于一个稳定值，即残余塑性应变，表1记录了有效数据各测点的应变峰值及塑性应变值。从测量结果来看，舱段模型的变形主要集中在试验段，尤其是2甲板，塑性应变峰值超过10⁻²。从纵向来看（船长方向），除试验段外，过渡段及附加段的变形较小，测量获取的应变峰值为1538×10⁻⁶，塑性应变最大值为401×10⁻⁶；从垂向来看（船高），试验段1甲板中间区域还出现一定的塑性变形，塑性应变为2512×10⁻⁶，模型甲板1出现局部中间隆起变形，在1甲板以上区域，模型几乎未变形。综合2.1节试验破损状况，可以看出舷侧近距离爆炸对舱段模型的毁伤效果基本为局部毁伤。

表  1  应变测点结果

Table  1.  Results for strain measuring points

编号	应变峰值/10−6	塑性应变/10−6		编号	应变峰值/10−6	塑性应变/10−6		编号	应变峰值/10−6	塑性应变/10−6
E3-1-X	1216	323		E1-2-X	678	252		E01-5-X	861	33
E3-1-Y	202	9		E1-2-Y	246	28		E01-5-Y	257	25
E3-2-X	1538	401		E1-3-X	888	363		E02-1-X	387	0
E3-2-Y	212	88		E1-3-Y	582	195		E02-1-Y	253	0
E2-1-X	693	261		E1-4-X	4819	90		E02-2-X	330	0
E2-1-Y	231	29		E1-4-Y	4863	2512		E02-2-Y	1142	0
E2-2-X	530	213		E01-1-X	1300	107		EG-1-Y	576	352
E2-2-Y	404	29		E01-1-Y	288	191		EG-1-Z	615	180
E2-3-X	11354	10430		E01-2-X	1243	20		EG-2-Y	920	170
E2-3-Y	12484	1156		E01-2-Y	205	32		EG-2-Z	449	226
E2-4-Y	11926	10610		E01-3-X	1316	0		EG-3-Y	515	106
E2-5-Y	12680	10890		E01-3-Y	1776	200		EG-3-Z	390	81
E1-1-Y	321	50		E01-4-X	844	112

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图  11  典型应变测点频谱曲线示意图

Figure  11.  Typical spectral-frequency curves

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图  12  典型应变测点时程曲线示意图

Figure  12.  Typical strain-time curves

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结合表1中应变测点数据进一步分析，对于2甲板，如图6所示，由于2甲板处在爆点上方第一层甲板，因此破坏最严重，2甲板试验段区域测点（E2-3～6测点）应变峰值及塑性应变均超过10⁻²，2甲板过渡段测点2的应变峰值与塑性应变值结果相当，测点2纵向（X方向）应变值均大于横向（Y方向）应变值，表明2甲板过渡在爆炸过程中主要承受纵向方向拉伸作用；1甲板位于2甲板上方，根据试验勘查结果来看，该甲板并未产生明显隆起塑性变形，结合表1测量数据，从纵向方向来看，1甲板位于横舱壁测点附近的测点塑性应变要大于试验段中心、过渡段中心测点，这主要是由于横舱壁作为应力波向上传递的主要构件，舱壁及其附近区域甲板承载更多的冲击载荷，类似现象同样可在01甲板出现。从垂向方向来看，综合对比肋位27测点应变值，测点塑性应变值随着高度的增加呈先减小而后增加的变化趋势，01甲板测点应变峰值及塑性应变增加的原因主要是由于上层建筑在冲击响应过程中的鞭状效应引起的。

2.4   冲击环境分析

舱段模型的冲击环境主要利用加速度测量数据进行分析，舷侧爆炸时，由于炸药距离水面较近，气泡在形成过程中浮出水面导致破裂，因此加速度时程曲线上未能反映气泡脉动载荷二次加载作用。对加速度曲线进行指数修正、零漂处理，再进行积分依次获取测点的速度、位移时程曲线，图13表示的是典型测点加速度、速度、位移时程曲线。可以看出，测点加速度曲线为高频振荡曲线，其中舱壁位移由于处在压缩状态，且承担着上下甲板间力的传递作用，因此高频信号最丰富，中频振子由于本身自带高频滤波作用，因此时程曲线较光滑。此外，还可以看出，测点位置还存在明显的二次加载作用，以测点A01-2为例，测点速度峰值出现在第2个速度负峰值，主要是由于测点在遭受首次冲击后，再次遭受第二次“再加载”载荷。二次加载的载荷可由结构的撕裂毁伤抖动、破口处涌进水流的碰撞、未知因素引起的高速水流撞击等引起。同时还发现，越靠近爆心位置，测点加速度、速度峰值越大。

图  13  典型测点加速度、速度、位移曲线

Figure  13.  Acceleration, velocity, displacement curves corresponding to the typical measuring points

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对测点加速度进行分析，得到测点冲击谱，同时利用同一位置测点中频阵子数据进行验证，对比结果见图14所示，结果表明，由测点加速度计算得到的冲击谱值与中频振子加速度峰值吻合较好，说明本实验中加速度测量结果可信度较高。

图  14  中频振子修正下的测点冲击谱

Figure  14.  Shock spectrum with intermediate frequency oscillator correcting

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图15所示为测点冲击谱变化规律。在低频阶段，气泡浮出水面发生破裂，测点低频段响应峰值并未出现中远场水下爆炸下气泡脉动周期倍频现象，测点峰值所对应的1 Hz频率也非舱段模型一阶固有频率，低频阶段各测点并未表现出明显的等位移段；中频段测点垂向方向测点4表现出了明显的多峰特性，各峰值所对应的频率与测点所在甲板（舱壁之间）的一阶（12 Hz）、二阶（25 Hz）、三阶（100 Hz）弯曲频率值基本吻合；高频阶段各测点表现出等加速度特性。在垂向方向，各测点冲击谱谱值基本呈现先减小后增大趋势，这与上层建筑在中远场冲击环境下的变化趋势基本一致；在纵向（见图15（b）），越靠近爆源位置，中高频段速度谱值、加速度谱值越大，但低频段的谱位移并未表现出明显变化趋势。

图  15  测点冲击谱变化规律

Figure  15.  Typical point shock spectrum tendency

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3.   进一步探讨

3.1   舷侧近距离爆炸下模型破坏新模式

在本次试验中，模型内部多处位置遭受到不明高速水流冲击，如图16所示，横舱壁垂向加筋在遭受水流冲击后，腹板、面板沿水流冲击方向凹陷，出现局部失稳；舷侧纵骨加筋向内底板方向凹陷，该肋位加筋基本丧失纵向承载能力；2甲板加筋破坏尤为明显，一处加筋位置直接发生翻转直至贴合至甲板表面，多处位置加筋在向内变形过程中直接撕裂破坏，有的与甲板直接脱裂撕开，有的与加筋面板直接撕裂脱开，可见水流具有较高的速度。

图  16  高速水流对模型的冲击毁伤情况

Figure  16.  Damage failure model from water jetting

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试验中虽然发现了水流对结构的破坏毁伤，但水流的形成机理现阶段尚未掌握，还需后续持续研究。本次试验药量2.8 kg，气泡半径约2 m，但由于距离自由面较近，气泡较早发生溃灭，水流肯定不是由传统研究的气泡收缩失稳形成的射流。文献[10]中指出，水下爆炸气泡在与非完整边界耦合作用过程中，受自由液面、反射冲击波等多因素作用，将产生“腔吸现象”、反射流、对射流等强非线性载荷。在本次试验中，近距离爆炸下舷侧外板将产生初始破口，随后气泡将与带有初始破口的舷侧外板进行耦合作用，水流的形成很可能是由于气泡在与非完整边界、自由面耦合过程中形成的，但具体形成机理还需后续持续进一步研究。

3.2   舷侧外板毁伤模式分析

依据舱段模型毁伤试验结果，舷侧近距离爆炸下舷侧外板的破坏过程如图17所示。药包起爆后，爆心正对2块板格（图中红色区域）在强冲击波等载荷作用下，撕裂形成破片群（从试验后外板勘验及回收破片发现）；同时舷侧外板开始凹陷变形，并在舷侧强加筋、甲板、内底板等强力构件交接处开始撕裂，形成长裂缝，如图中蓝色线条所示；舷侧大加筋下方外板最终内凹并向下方弯曲，舷侧大加筋上方外板内凹却向上方弯曲，同时双层底下方区域沿着中间撕裂。

图  17  舷侧爆炸外板破坏模式分布图

Figure  17.  Schematic of failure models of shipboard plates subjected to explosive loading

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本次试验爆距为2.4倍药包半径，属于接触爆炸范畴（6倍药包半径以内），但其破坏模式与药包纯接触爆炸下存在一定差异：

（1）纯接触爆炸下，爆心正对区域冲塞形成与药包直径尺寸相近的大质量飞片，而本次试验中虽然形成较多数量破片，但并未发现该类型的冲塞破片；

（2）纯接触爆炸下，破口四周基本呈花瓣型开裂，而本次试验中外板基本沿着强加筋交接处撕裂。

另外，本文结果与文献[15]中舱段模型两次近场爆炸下（爆距为10倍药包半径、14倍药包半径工况）毁伤模式存在一定的差异，文献[15]中两次试验后舱段模型外板几乎保持完整，未见明显板格形成破片飞出，但裂缝的形成与本文试验相近，基本都是沿着强加筋交接处撕裂。

综合对比可以发现，随着近距爆距的改变，舷侧外板的破坏模式逐渐从中心冲塞飞片、四周花瓣开裂向中心撕裂破片、四周沿强加筋边界处撕裂再向沿强加筋边界处撕裂改变。

3.3   舷侧外板破口尺寸估算方法

水下爆炸下舷侧外板的破口尺寸一直是关注的热点，永井保等^[16]基于实船破坏数据，建立了水下近距离爆炸下舷侧外板破口长度估算公式：

式中：${L_{\rm{p}}}$为破口长度，m；$G$为药量，kg；$h$为板厚，m。

朱锡等^[16]考虑了加筋对舷侧外板破口的影响，通过引入加强筋相对刚度，对上述公式进行了改进，其表达式如下：

式中：$I$为加强筋相对刚度，m³；$I = \dfrac{{{I_x}}}{{{b_x}}} + \dfrac{{{I_y}}}{{{b_y}}}$，${I_x}$、${I_y}$为舷侧外板纵、横方向加筋端面惯性距，${b_x}$、${b_y}$为舷侧外板纵、横方向加筋间距。

本次试验中，舷侧外板厚度为3 mm，等效板厚（依照加筋质量等效）为4.7 mm，加筋相对刚度为14800 mm³，试验中舷侧外板破口长度为2.02 m。依据式（1）～（2）计算结果依次为2.85、3.45 m，与试验结果偏差较大，因此有必要进行改进。

本文中主要依据舷侧外板结构特性，基于板格能量方法对外板破口尺寸进行评估，以大T型加筋、2甲板、横舱壁作为边界将舷侧外板进行板格划分（见图18），分别将爆炸冲击波作用在各板格能量${E_{\rm{i}}}$上，将${E_{\rm{i}}}$与板格极限吸能进行对比，若作用在板格上的爆炸冲击能${E_{\rm{i}}}$大于板格极限吸能，则可将该板格视为破坏。

图  18  板格区域划分示意图

Figure  18.  Schematic of division of the shipboard plate

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考虑到爆距较近，假设作用在板格上的冲击波被板格全部吸收，${E_{\rm{i}}}$计算表达式如下：

式中：$d$为爆距，m；$x$，$y$为板格范围，m；

针对Q345B钢，根据积累的试验数据来看，当板格的变形达到短边跨距的20%时，可视为破坏，假设此时为板格的极限吸能为${E_{\rm{j}}}$，其表达式为：

式中：${w_0}$为变形量，m；$a$，$b$为板格长、宽，m；${\sigma _{\rm{d}}}$为动态屈服强度，本文中取400 MPa；$h$为板格厚度，m。

计算结果如表2所示，依据结果来看，板格A1、A2、B1、B2、B3发生破坏，A3接近发生破坏，此计算结果表明，舷侧外板的破口横跨6个肋位，L_p=1.8 m，与试验测量结果2.02 m偏差在10%以内，说明建立的板格能量计算方法可用于后续工程评估。

表  2  计算结果

Table  2.  Calculated results

板格	作用能量Ei/kJ	极限吸能Ej/kJ	板格破坏状态
A1	105	13	坏
A2	33	13	坏
A3	10	13	接近坏
A4	7	13	不坏
B1	771	13	坏
B2	64	13	坏
B3	14	13	坏
B4	5	13	不坏

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4.   结　论

通过开展大尺度舱段模型舷侧近距离爆炸水下爆炸试验，依据试验后获取的舱段模型破坏模式、典型部位冲击环境数据、典型部位动态响应等数据，综合对比分析得到如下结论：

（1）舷侧近距离爆炸可在爆心所在位置对舱段模型造成较为严重的毁伤破坏，如舷侧外板的撕裂破坏、内底板撕裂、加筋的撕裂屈曲失稳等，但毁伤范围较为有限，舱段模型的毁伤以局部破坏为主；

（2）舷侧近距离水下爆炸下可形成较为明显的水射流载荷，但水射流载荷形成机理还需进一步研究；

（3）本文中基于板格能量方法建立的近距离舷侧外板破口计算公式，与试验结果偏差基本在10%以内，相较于先前计算方法有了较大改进，可用于后续舷侧近距离爆炸下舷侧外板破口评估计算；

（4）从加速度时程曲线来看，近距离爆炸下局部位置存在明显的二次“再加载”效应，主要是由于结构的撕裂毁伤抖动、破口处涌进水流的碰撞、水流撞击等因素造成。