目前世界上海洋领土争端愈发频繁，舰船受到攻击的可能性越来越大^[1-2]。例如：20世纪80年代，美国罗伯茨号驱逐舰被M-08水雷炸出约8 m长的破口并引发大火，将近1800 t海水涌入，失去战斗能力^[3]。水下爆炸会引起船体结构的局部破口，这些破口会严重影响舰船的总体强度，海水从大型破口涌入舱室，再通过舱室与舱室之间的小型裂缝持续多向进水，使得舰船浮态发生改变，丧失稳性，甚至会完全失去生命力^[4]。因此，开展舰船在近场水下爆炸载荷作用下的破损分布特性研究具有重要意义。

关于水下爆炸载荷作用下舰船破损分布的研究，主要有试验和仿真两种方法。朱锡等^[5]对船体板架开展了水下接触爆炸试验，对比了试验得到的破口尺寸与利用修正公式计算的破口尺寸，发现两者吻合较好。王耀辉等^[6]利用AUTODYN软件对船体板架进行了水下接触爆炸模拟，提出结构破坏有破口形成和破口扩展2个阶段，指出了加强筋和板破坏形式的耦合效应。王超^[7]对舰船进行了接触水下爆炸模拟，比较了具体舱段底部和舷侧接触爆炸模拟得到的破口尺寸与修正经验公式计算的破口尺寸，两者相对误差较小。赵廷杰^[8]借助ABAQUS软件，采用声固耦合法模拟了近场水下爆炸冲击波对舰船结构的毁伤，对舰船舷侧的破口过程进行了分析，并提出了3种毁伤模式。金辉等^[9]对水面舰艇近场水下爆炸的毁伤特性开展了模拟和试验研究，试验得到的外底板破口尺寸与模拟结果吻合较好。杨棣等^[10]对舰船双层底缩比模型进行了试验研究，设计了不同冲击因子工况，分析了双层底结构在不同冲击因子工况下的损伤模式。刘文思等^[1]模拟分析了多种工况下鱼雷近场水下爆炸对舰船的毁伤模式，直观呈现了舰船在鱼雷爆炸后的结构变形以及破口的变化过程，并提出了存在最优爆距使得鱼雷对舰船结构的毁伤效果最显著。伍星星等^[11]对舱段模型底部开展了水下近距离爆炸的试验研究，分析了底部近距离爆炸对舱段结构毁伤的典型特征，并提出了底部爆炸比舷侧爆炸的毁伤效果更显著。陈娟等^[12]对双层底板架结构开展了近场水下爆炸试验，分析了双层底的3种破坏损伤模式，发现双层板架结构对舱室有重要保护作用。贺铭等^[13]对近场水下爆炸气泡与双层破口的相互作用机理进行了研究，探究了破口尺寸和起爆位置等因素的影响，给出了不同破口尺寸系数范围下的涌流规律。Zhang等^[14]通过对全尺寸驳船开展近场水下爆炸试验，探讨了不同爆距下的多峰现象，包括船底变形的双峰现象和残余强度的单峰现象。

针对水下爆炸对舰船结构损伤的研究主要集中于两个方面，即局部破口和整体折断，小型缩比试验无法反映船体爆炸折断特性，必须利用实尺度船体模型。对局部破口的研究主要关注舰船受到爆炸冲击波的作用，舰船表面会产生大的破口，而实际上，除爆点处的大型破口外，还会有很多破损的小裂缝广泛分布在舰船外板、舱壁，甚至蔓延至上层甲板，这些广泛分布的裂缝同样会破坏舱室的水密性，对舰船抗沉性的影响不容忽视。但是以往的研究更多的是关注舰船结构在水下爆炸冲击波作用下产生的大型破口，并没有关注广泛分布的小裂缝。因此，本文中开展近场水下爆炸试验和数值模拟，探究舰船结构在水下爆炸冲击波作用下的破损分布特性。

1.   水下爆炸载荷及有限元模型

1.1   水下爆炸载荷

水下爆炸发生后，极强的压力波会以炸药为中心向外扩散。由于水下爆炸的时间很短，水域内的压力在极短的时间内消退，冲击波压力呈指数衰减。水下爆炸冲击波压力可表示为：

式中：${p_{{\text{max}}}}$为冲击波压力峰值，Pa；$\theta$为冲击波衰减系数。

冲击波压力峰值可表示为：

式中：W为炸药当量，kg；R为爆距，m；R₀为初始的药包半径，m。

冲击波衰减常数可表示为：

式中：$c$为流场中的声速，m/s。

考虑到气泡射流载荷的影响，水射流作用于结构后产生持续时间非常短暂的水锤冲击压力${p_{\text{s}}}$^[4]：

式中：$\rho$为海水密度，kg/m³；${t_{\text{s}}}$为水锤压力作用时间，s；${d_{\text{j}}}$为水射流直径，m；${v_{\text{j}}}$为水射流速度，m/s。

水锤压力作用之后的驻压${p_{\text{z}}}$为：

式中：${t_{\text{z}}}$为驻压作用时间，s；$L$为射流水柱长度，m。

在水下爆炸的计算中，声固耦合法通常采用G-H模型^[15]，但该模型在计算冲击波、气泡载荷时与试验数据存在一定的偏差。Zhang等^[16]创立了气泡统一方程，更加全面地考虑了气泡受到外界因素的影响：

或者：

式中：${R_{\text{b}}}$为气泡半径，而${\dot R_{\text{b}}}$和${\ddot R_{\text{b}}}$为${R_{\text{b}}}$对时间的一阶、二阶导数，$F$为中间变量，${H_{\text{b}}}$为气泡表面的焓差，${v_{\text{b}}}$为气泡的迁移速度。

该方程考虑了气泡会受到边界、多气泡、水深、重力、可压缩性、黏性、表面张力、环境流场等因素的影响^[17]，能够更精确地预测气泡的动力学行为并发现新的物理现象，计算结果更精确可信。因此，本文中采用声固耦合方法，利用气泡统一方程程序的计算结果作为爆炸载荷输入。

1.2   有限元模型

首先，采用Hypermesh软件建立驳船与水域有限元模型，驳船长50 m，宽9.28 m，高2.48 m，吃水深度0.75 m。水域对驳船的影响主要有重力、阻尼以及惯性3个方面，为了获取准确的计算结果并保证计算速度，设置水域半径接近6倍的结构半径，水域全长110 m，宽60 m。对流场部分边界条件设置如下：设置自由表面流体动压力为零，为了消除水底的反射波对结构动态响应的影响，将水域的其他外表面设置无反射边界条件。TNT装药量为33 kg，爆源点位于船舯下方3 m，如图1所示。

图  1  近场水下爆炸有限元模型

Figure  1.  A finite element model for near-field underwater explosions

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网格尺寸对爆炸后驳船的破损分布结果影响较大，网格过大会导致小型裂缝在结果中不显示，网格过小又会导致计算时间过长，因此，本文中针对不同的驳船网格尺寸分析模型的收敛性。驳船模型分别依次采用0.25、0.1和0.05 m等3种网格尺寸计算，输出计算结果中驳船的总动能曲线^[18]。结果表明，3种网格尺寸结构动能变化趋势非常相似，特别是0.1 m与0.05 m网格尺寸的模拟结果高度一致，如图2所示。进一步细化网格会得到更精确的结果，但是会使网格数量增加一倍，影响计算时间，因此驳船在后续计算中选用0.1 m的网格尺寸。

图  2  不同网格尺寸下结构动能随时间的变化

Figure  2.  Structural kinetic energy varying with timeunder different mesh sizes

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舱室布置特征如图3所示，试验驳船结构简单，内部由4个大型舱室和船艉处对称的若干个小型舱室组成。为了表征驳船的结构和质量分布，采用壳单元模拟船壳、横舱壁、纵舱壁、横向框架和纵向框架，采用梁单元模拟加强筋和加强立柱。

图  3  驳船舱室分布

Figure  3.  Barge cabin distribution

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驳船的材料为普通的Q235钢，密度为7850 kg/m³，杨氏模量为210 GPa，泊松比为0.3。在计算水下爆炸的问题中，应该考虑材料的应变率，本文中采用Cowper-Symonds本构模型：

式中：${\sigma _{\text{y}}}$为动态屈服应力；${\sigma _{\text{s}}}$为静态屈服应力，$\dot \varepsilon$为应变率；$D$和$P$为材料参数，其中$D$=40.4 s⁻¹，$P$=5；屈服极限为235 MPa^[19]。表1给出了Q235钢的塑性特性与应变率相关数据^[20]。

表  1  Q235钢材料参数^[20]

Table  1.  Material parameters of Q235 steel^[20]

屈服应力/MPa	塑性应变	应变率/s−1
235	0	0
315	0.3	0
517	0	100
825	0.3	100
851	0	5000
1358	0.3	5000

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2.   驳船近场水下爆炸试验

试验驳船如图4所示，该船为横向骨架结构，肋骨间距0.5 m。整体材料为Q235钢，甲板厚度为8 mm。为了减少波浪对试验的影响，试验选择在近海区域、小浪、低水流量的条件下进行。试验的工况布置如下，TNT装药量为33 kg，放置于舰船中心位置的正下方3 m处，用来模拟水中兵器战斗部。上甲板设置多个标签，用来记录驳船的变形过程。爆炸后船舯底部可能会产生局部破口和整体折断，可能引发多舱进水，需提供浮力保证船体不沉，因此制作8个50 t浮箱，固定于船体两侧水位线以上，如图5所示，每个浮箱尺寸为8 m×3 m×2.5 m，可满足多舱进水不沉。此外，在船艏空舱内填充泡沫，减少进水量，提高冗余度。试验布置了沿船长方向的应变测点S1～S4，采样率为2×10⁴ s⁻¹，其中测点S1和S3位于甲板的下表面和舱底中心左侧3 m，测点S2和S4位于甲板的下表面和舱底中心右侧3 m。试验布置了8个加速度传感器，采样率为5×10⁴ s⁻¹，其中传感器A1～A4位于上甲板等间距固定，传感器A5、A6、A8固定在横舱壁中心，传感器A7固定在基座。同时，高速摄像机位于50 m外的测量船上，对整个爆炸瞬间船体变形过程进行记录，如图5(a)所示。

图  4  漂浮状态下实船模型

Figure  4.  A real ship model in a floating state

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图  5  驳船近场水下爆炸试验工况

Figure  5.  The near-field underwater explosion condition of the barge

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3.   试验结果分析

3.1   整体响应

水下爆炸试验结束后，将驳船上甲板布置的位移标签数据进行整理，如图6所示。0～0.28 s，冲击波载荷迅速增大，气泡开始膨胀，驳船整体上移，出现中拱变形；0.28～0.54 s，气泡收缩，驳船整体下移至中垂；0.54 s之后，在气泡射流载荷的作用下，驳船再一次上移，出现中拱变形。整个爆炸过程中，上甲板最大位移为0.78 m，最后保持在0.5 m，该变形曲线反映了水下爆炸载荷作用下驳船的整体响应。

图  6  驳船整体变形

Figure  6.  Overall deformation of the barge

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3.2   加速度响应

试验获得了大型舱室上甲板测点垂向的加速度时域曲线，试验测点关于爆源接近对称分布，因此选取爆源左侧上甲板的测点A1、A2、A3，如图7所示。其中加速度曲线在0.6～0.8 s发生突变，其原因可能是水下爆炸气泡射流的二次加载作用，测点Al、A2受二次加载所引起的加速度响应小于冲击波阶段。测点A3距离爆源近，受到二次加载作用的加速度峰值较大。随着与爆源距离的增大，测点A3、A2、A1的加速度峰值逐渐减小。

图  7  驳船上甲板A1、A2、A3加速度时域曲线

Figure  7.  Acceleration time-domain profiles of measurement points A1, A2, and A3 at the upper deck of the barge

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3.3   应变响应

图8为驳船近场水下爆炸沿船长方向的应变测点数据^[21]。图8(a)为爆源左侧测点，试验开始后，由于冲击波的作用，约0.1 s时，舱底应变增大至0.002，上甲板应变约为0.001。冲击波作用之后，应变会有短暂的减小，之后不断增大，在约0.65 s时急剧增大，舱底最大应变为0.015，上甲板最大应变为0.004。这可能是气泡射流载荷作用的结果，并且射流作用的应变值为冲击波作用应变值的4～5倍，从图8(a)还可以观察到舱底的应变变化幅度大于上甲板的应变变化幅度。图8(b)为爆源右侧测点，与图8(a)趋势相同，舱底应变大于上甲板应变。在约0.1和0.3 s时，上甲板应变激增，可能为水流飞溅所致，在0.7 s之后，在气泡射流载荷的作用下，舱底的上甲板的应变继续增大。

图  8  驳船沿船长方向的应变^[21]

Figure  8.  Barge strain in the direction of the captain^[21]

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4.   驳船破损分布

4.1   舱底破损分布

近场水下爆炸后，驳船舱底试验与仿真的宏观破损结果如图9所示。从外部可以看到，舱底在强冲击波的作用下，爆源的正上方舱底向上出现大面积凹陷，舱底板格在靠近左侧船底纵桁与肋骨的临界位置处发生撕裂，出现L形破口。由于爆炸试验后产生的破口并不是平面破口，会与所在平面产生一定角度，测量时可能会由于视角问题而产生误差。因此，采用刻度尺多次测量试验破口尺寸，每次测量结果接近，并将所得结果求平均值，本文后续的尺寸测量均采用该方法。测量得到L形破口宽度为30 cm，破口面积为0.2 m²，整个舱底无大型破口。中心凹陷周围的区域存在多条明显的褶皱变形，方向从中心向四周发散，这是因为四周其他区域处于完好状态，爆源正对位置中心区域受到冲击波压力载荷发生失稳变形造成的。

图  9  近场水下爆炸后驳船舱底的毁伤结果

Figure  9.  Barge bilge damage results after near-field underwater explosion

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图10为水下爆炸试验的舱底变形示意图，可反映驳船的整体毁伤情况，图10(a)的区域Ⅰ和Ⅱ均为刚性的，区域Ⅱ为凹陷区域，试验测量得到舱底最终凹陷深度为85 cm，如图11所示。将模型中位移变化最大的测点与驳船位移无变化的基准线作差，得到仿真计算舱底的凹陷深度为98 cm，对比试验与仿真的凹陷深度可发现，船体的整体毁伤结果误差小于20%，表明仿真计算能真实反映试验的毁伤结果。图10(a)的红色区域为舱底的破损区域，分布在54#肋位，主要表现为L形破口和小型破口。蓝色实线所示为褶皱区域，呈轴对称式分布在与X轴夹角的45°方向上。如果爆炸载荷更大，区域Ⅰ和Ⅱ交界处率先出现裂纹，这主要是冲击波载荷造成的，并且凹陷板格边缘受力集中，出现在龙骨与肋骨支撑位置，如图10(a)中蓝色实线所示，这与文献[22]中的加筋混凝土矩形板破坏模式相同，如图12所示。

图  10  试验舱底破坏示意图

Figure  10.  Schematic diagrams of test chamber bilge damage

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图  11  仿真舱底破坏示意图

Figure  11.  Schematic diagram of simulated bilge damage

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图  12  简支加筋混凝土矩形板的破坏模式^[22]

Figure  12.  Failure modes of simply supported reinforced concrete rectangular slabs^[22]

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从驳船内部来看，爆源正上方的舱底发生明显的隆起，主要的变形区域如图13所示的红色部分，集中于4个大型舱室中间的横舱壁两侧区域，舱底隆起高度在爆源正上方沿纵向（船长方向）向两侧递减。

图  13  驳船舱室破坏示意图

Figure  13.  Schematic diagram of barge compartment damage

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舱室内的加强立柱毁伤结果如图14所示。立柱为空心圆管，半径为10 cm，厚度为0.5 cm，焊接在舱底纵桁与上甲板纵桁之间，对船体结构起到支撑作用。在爆炸载荷的作用下，舱底隆起导致立柱屈曲发生弯折，立柱下端与舱底纵桁分离。图15截取了立柱上一点的压力时域曲线，从图示点向右开始进入屈服阶段，立柱发生屈曲后不再起到支撑作用。

图  14  支撑立柱破坏结果

Figure  14.  Damage of the support column

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图  15  立柱测点压力时域曲线

Figure  15.  Time-domain curve of pressure at column measurement point

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4.2   舷侧破损分布

在舷侧与舱底连接的拐角处出现小型破口，破口形状近似为菱形，如图16所示。试验现场测量破口长度为40 cm，经测量仿真计算破口长度为35 cm，二者计算误差小于20%，并且试验与仿真计算的破口位置基本吻合。同时，位于两条肋骨之间的舷侧外板发生屈曲，变形量较大，这是因为该区域受到强烈的爆炸载荷作用，会导致材料损伤失效；而且船体在冲击波的作用下出现中拱变形，随后的气泡脉动将驳船拉至中垂，在气泡射流载荷的作用下再次出现中拱变形，不足1 s的时间内驳船迅速运动，相当于以爆源中心为基准点，对船体依次施加弯矩M₁、M₂、M₃，使得驳船在船舯处反复弯折，如图17所示。

图  16  近场水下爆炸后驳船舷侧毁伤结果

Figure  16.  Barge side damage results after a near-field underwater explosion

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图  17  驳船运动示意图

Figure  17.  Schematic diagram of barge movement

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4.3   舱壁破损分布

由于爆源位置处于两组横舱壁之间，对横舱壁毁伤作用较小，破损主要集中于纵舱壁。纵舱壁的整体毁伤结果如图18所示。其中冲击波载荷起主要作用，气泡射流载荷再次加剧毁伤，图中舱底向上隆起，纵舱壁底部与舱底连接处沿船长方向出现大范围塑性变形区域，多次测量得到变形长度为7 m，纵舱壁底部向一侧倾斜，纵舱壁上端加强筋较为完整，下端随纵舱壁向一侧弯折，靠近舱底的加强筋部分撕裂。舱底表面肋骨出现大角度扭转与舱底贴合。

图  18  纵舱壁整体毁伤结果

Figure  18.  Results of the overall destruction of the longitudinal bulkhead

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图19为纵舱壁的局部毁伤结果，在纵舱壁的大范围塑性变形区出现了尺寸较小的裂缝，与舷侧采用相同的测量方法，图19所示的裂缝长55 cm，高10 cm。试验工况下舱内裂缝约10处，主要分布在纵舱壁与上甲板和舱底的连接处，图中仅列出纵舱壁与舱底的连接位置。纵舱壁两侧舱室通过多处小裂缝连通，对驳船的不沉性产生较大影响。

图  19  纵舱壁局部毁伤结果

Figure  19.  Results of localized damage to the longitudinal bulkhead

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4.4   上甲板破损分布

在水下爆炸的试验中，用高清摄像机记录了爆炸过程中驳船的动态变化。图20^[21]给出了爆炸后驳船的运动过程。第1阶段，炸药爆炸，迅速产生冲击波，同时气泡开始膨胀，在强冲击波的作用下，驳船发生中拱变形，并且在0.15 s时变形量达到最大，如图20(b)^[21]所示；第2阶段，在气泡脉动的作用下，底板上下表面出现了压差，由此产生了负压，导致船体开始下降趋于平坦并逐渐向下发生中垂变形，在0.54 s变形量达到最大，如图20(d)^[21]所示；第3阶段，船体中垂变形开始恢复，在水射流载荷的作用下，爆炸开始后0.89 s，船体发生了二次中拱变形，船底凹陷也随之增大，如图20(e)^[21]所示。上述运动过程致使驳船中拱-中垂-中拱反复弯折，上甲板在爆源中心的正上方位置出现整体折断现象，破损折痕分布在横向方向上贯穿上甲板，长度约为9 m，出现较明显的折断现象，部分上甲板横梁失效，折痕位置的上甲板纵桁出现动力屈曲变形，损伤较严重，其对应的毁伤结果如图21所示。

图  20  驳船运动过程^[21]

Figure  20.  Barge movement process^[21]

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图  21  上甲板毁伤结果^[21]

Figure  21.  Upper deck damage results^[21]

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图22为试验工况下完整的破损分布示意图，截取出爆源正上方的两个大型舱室，长度为11 m，其中红色区域为破损区域，舱底与纵舱壁交界处存在多处小型裂缝，如图中所示矩形的颜色由爆源至左右两侧越来越浅，表明与爆源的距离越来越远，爆炸载荷作用力减弱，小裂缝尺寸减小，两个菱形表示舷侧与舱底的连接处菱形破口。

图  22  试验工况下驳船破损分布示意图

Figure  22.  Schematic diagram of the damage distribution of the barge under test conditions

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5.   不同爆距下的驳船水下爆炸破损分布

由于水下战斗部会在舰船底部不同位置发生爆炸^[23]，爆距对水下爆炸舰船的毁伤程度影响较大，为了探究不同爆距下驳船的破损分布情况，开展定量分析，保证爆源TNT当量不变，仍为33 kg，计算爆距为2和1 m的工况，如表2所示，冲击因子^[24]如下：

表  2  计算工况

Table  2.  Working conditions for calculation

工况	TNT当量/kg	爆距/m	冲击因子
1	33	1	5.74
2	33	2	2.87
3	33	3	1.91

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式中：$R{}_1$为爆源与龙骨之间的距离，m；$\varphi$为爆源和龙骨的连线与水平面之间夹角，(°)。

图23为爆距2和1 m舱底的毁伤结果，舱底体现为局部破口，图23(a)所示几处大小不等的破口分布在爆源上方，破口分布范围为2.8 m×2.0 m，总破口面积为0.4 m²；图23(b)所示破口范围更大，总面积达到1 m²。随着冲击因子的增大，爆距减小到1 m时，冲击波起主要作用，舱室内部舱底肋骨失稳，对舱底的支撑作用减弱，爆距1 m的舱底隆起高度最大，舱底的毁伤模式由原来的小范围分散破口变为大面积集中破口。

图  23  不同爆距下舱底毁伤的模拟结果

Figure  23.  Simulated results of damage in the bilge with different blasting distances

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纵舱壁位于爆源的正上方，破坏最严重，如图24所示。纵舱壁表面的加强筋屈曲变形，支撑作用减弱，导致纵舱壁在强边界的作用下，变形破坏程度加强。纵舱壁部分板格局部撕裂，出现长1.8 m、宽0.5 m的近似三角形破口，如图24(a)所示（隐藏上甲板)。这种现象还存在于舷侧，如图25所示。舷侧外板在爆炸载荷的作用下，出现了长20～40 cm的小型破口。由于上甲板毁伤效果不明显，对不沉性影响较小，不作重点分析。两种爆距在与舱底的交界处均形成了较明显的小裂缝，与上甲板的连接处多处单元失效，出现破口。对比爆距1 m和爆距2 m的工况，2 m爆距工况下的裂缝数目更多，总面积更大。随着爆距的减小，舱底的破口逐渐增大，舱内破口数量减少。这是因为爆距越大，水下爆炸载荷作用在船体的范围越大，气泡脉动载荷会使得驳船产生鞭状运动，出现整体折断的损伤模式，对驳船整体结构造成致命破坏^[23]。

图  24  不同爆距下舱壁毁伤的模拟结果

Figure  24.  Simulated results of damage in the bulkhead with different blasting distances

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图  25  不同爆距下舷侧毁伤的模拟结果

Figure  25.  Simulated results of damage in the port-side with different blasting distances

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6.   结　论

通过开展驳船的近场水下爆炸试验，获取了全船结构毁伤结果；考虑冲击波及气泡射流载荷联合作用，采用声固耦合法进行仿真计算，探究了驳船的破损分布特性；得到了以下结论。

(1)通过水下爆炸实船试验，得到了整船塑性变形区域凹陷深度为85 cm，舱底L形破口宽30 cm，破口面积为0.2 m²。舷侧最大破口长度为40 cm，纵舱壁存在长55 cm、高度10 cm的裂缝。将试验数据与仿真数据对比，破口尺寸与破损分布吻合较好，误差小于20%，验证了模型的准确性。

(2)根据试验与仿真结果，水下爆炸对舰船结构的毁伤除了整体折断、局部大型破口之外，还有广泛分布在舱壁、舷侧外板等部位的小裂缝，对舰船不沉性影响大，不容忽视。舱底、舷侧外板与舱壁等部位格板边缘受力集中容易出现褶皱变形，如果载荷足够大，格板边缘褶皱演化成裂纹进而出现破口。

(3)试验得到了分布式的损伤模式，包括舱底、舷侧、舱壁以及上甲板4个方面，分别为舱底中心凹陷，舱底四角向中心形成多条褶皱；舷侧外板在中拱-中垂-中拱反复弯折作用下，爆源所在平面的两舷侧外板形成屈曲变形，与舱底连接处出现菱形破口；爆源正对区域纵舱壁大范围塑性变形，加强筋屈曲，纵舱壁与舱底连接处出现多处小型裂缝：上甲板在爆源正对区域整体折断，上甲板纵桁动力屈曲的损伤模式，其中舷侧、舱壁与舱底连接处为薄弱部位，在设计过程中可重点考虑。

(4)针对本文不同爆距的计算工况，爆距1、2和3 m所对应的冲击因子分别为5.74、2.87和1.91，随着爆距的增大，舱底的破口面积逐渐减小，由1.0 m²减小至0.4 m²再到0.2 m²，舱内破口增多，舱内裂缝总面积增大。这是因为爆距减小，水下爆炸载荷作用在驳船的范围越大，气泡脉动载荷会使得驳船产生鞭状运动，导致舱内裂缝增多。冲击因子在1.91～2.87之间，舱底破损为分散式的小型破口。