在现代海战中，大型舰船遭受鱼雷、水雷等武器的近场或接触爆炸破坏后，其生命力将受到严重威胁，因此往往在大型舰船水下舷侧部位设计防雷舱结构。在水下武器的近场或接触爆炸下，船体结构在前期爆炸冲击波的作用下产生破口，形成不完整边界，致使水下爆炸气泡处于复杂的流场环境——既有自由液面，又有产生初始破口的船体结构，此外气泡还受反射冲击波的作用^[1]。气泡在自由液面、不完整边界以及反射冲击波的作用下将产生“腔吸现象”、反射流、对射流等强非线性力学特征，因此水下爆炸气泡与船体结构的相互作用问题成为近年来的研究热点和难点。目前，国内外的相关研究主要集中在水下近场爆炸作用下简单规则结构的破坏形式上^[2-6]，而对于水下爆炸气泡与具有初始破口船体结构的相互作用问题，相关报道则十分少见。由于水下接触爆炸载荷与防雷舱结构的相互作用问题非常复杂，尽管国内学者在防雷舱结构研究中取得了一些成果^[7-11]，为防雷舱结构设计提供了参考，但是对水下接触爆炸下防雷舱舷侧空舱内的压力载荷特性仍未获得清晰的认识。鉴于采用数值和理论方法研究此问题十分困难，本文中采用实验方法开展研究，旨在进一步揭示水下接触爆炸下防雷舱舷侧空舱内的压力载荷特性。

1.   实验模型

参考文献[9]，结合实验场地(爆炸筒)条件，按照12.5:1的缩比，设计如图 1所示的实验模型，其组成构件从左至右依次为：固定压条、外板、密封圈、舷侧空舱框架、密封圈、液舱前板、密封圈、液舱框架、密封圈、液舱后板、密封圈、水密舱框架、密封圈、封闭盖板。

图  1  实验模型

Figure  1.  Experimental model

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实验模型采用Q235钢制作。固定压条、空舱框架(包括舷侧空舱框架和水密舱框架)、液舱框架和封闭盖板的尺寸如图 2所示。外板、液舱前板和液舱后板长1 360 mm，宽960 mm，厚度分别为1.40、0.94和2.68 mm。密封圈厚4 mm，其正视图同图 2(a)，采用橡胶制作。在空舱框架顶部开3个螺孔(见图 2(b))，用以安装PCB压电传感器，传感器型号为102B03，量程为69 MPa。安装传感器时，其测压端面与空舱框架侧板内表面平齐。液舱内注入80%的水(见图 2(c))。

图  2  实验模型工装件设计图(单位：mm)

Figure  2.  Design drawings of experimental model components (unit: mm)

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为保证空舱和液舱的水密性，必须拧紧螺栓，从而使密封圈被压薄，因此空舱和液舱的实际内部空间尺寸约为1 200 mm×800 mm×126 mm。

2.   实验实施

由于此项实验需要耗费较多的人力和物力，故仅进行了两次实验，即55和110 g装药(TNT)在水下0.32 m深处的外板正中心接触爆炸。

实验在直径为5 m的爆炸筒内进行。预先在外板、液舱前板和液舱后板上绘制间距为5 cm的白色正交网格线，按图 1装配实验模型，并安装压力传感器；然后，吊起实验模型，将其8角用钢索固定，使外板中心距爆炸筒底约1.68 m、距爆炸筒壁约2.50 m，同时将模型顶部调至水平；接着，通过液舱框架顶部的注水管向液舱内注水，当水从液舱框架侧壁小螺孔(见图 2(c)中的侧视图)流出时，停止注水，并用螺丝将该螺孔堵住，此时液舱刚好注入80%的水；将圆柱形TNT装药套上气球(避免药柱被水浸湿)并固定在外板中心处；随后，向爆炸筒内注水，使水面在外板中心上方约0.32 m处，此时实验准备完毕，如图 3所示；最后，所有实验人员撤出爆炸筒，紧闭爆炸筒门，起爆炸药，并采集压力测试数据。

图  3  实验模型实物

Figure  3.  Actual experimental model

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3.   实验结果

在仅改变药量的条件下，先后进行了两次实验。第1次实验采用55 g药量，第2次实验采用110 g药量。

3.1   模型破坏结果

在55和110 g药量近水面接触爆炸下，实验模型的破坏情况分别如图 4、图 5所示，外板、液舱前板和液舱后板的破坏情况分别如图 6、图 7所示，在爆炸筒底、舷侧空舱内和液舱内搜集到的破片如图 8、图 9所示。

图  4  55 g装药近水面接触爆炸下模型的破坏

Figure  4.  Experimental model damaged by underwater contact explosion of 55 g charge

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图  5  110 g装药近水面接触爆炸下模型的破坏

Figure  5.  Experimental model damaged by underwater contact explosion of 110 g charge

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图  6  55 g装药近水面接触爆炸下钢板的破坏

Figure  6.  Steel plates damaged by underwater contact explosion of 55 g charge

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图  7  110 g装药近水面接触爆炸下钢板的破坏

Figure  7.  Steel plates damaged by underwater contact explosion of 110 g charge

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图  8  55 g装药近水面接触爆炸下形成的破片

Figure  8.  Fragments formed in underwater contact explosion of 55 g charge

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图  9  110 g装药近水面接触爆炸下形成的破片

Figure  9.  Fragments formed in underwater contact explosion of 110 g charge

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由图 4和图 5可见，在55和110 g装药近水面接触爆炸下，实验模型的外板和液舱前板均产生了花瓣形大破口，在爆炸筒底均有一个内径约等于药柱直径、外径约16 cm、厚度约0.94 mm的圆环状大破片，推断其来源于液舱前板。

观察图 6和图 7，从整体上看，实验模型的外板和液舱前板在破口以外的区域向外凸起，花瓣向里翻转，且花瓣尖端出现反向折弯现象。液舱后板没有破口，而是发生向里的凹陷大变形。液舱后板的中心挠度最大，且其下部的挠度比上部大。在55和110 g药量下液舱后板的最大挠度分别约为26和54 mm。

陈海龙等^[12]提出了破口半径R_b与破损半径R_d的概念(如图 10所示)，用以区分破口尺寸和破损范围，本文中沿用这两个概念。由图 6可知，在55 g药量下：外板的破口半径和破损半径分别约为18.5和29.0 cm；液舱前板的破口半径与破损半径近似相同，约为28.0 cm。由图 7可知，在110 g药量下：外板的破口半径和破损半径分别约为22.5和33.5 cm；液舱前板的破口半径和破损半径也近似相同，约为42.0 cm。

图  10  破口半径R_b与破损半径R_d的概念

Figure  10.  Concept of damaged radius R_b and crevasse radius R_d

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对爆炸筒底、舷侧空舱内和液舱内搜集的破片质量进行统计，结果列于表 1，其中w为装药质量。

表  1  破片质量

Table  1.  Mass of fragments

w/g	不同位置搜集的破片质量/g				破片总质量/g
	爆炸筒底		舷侧空舱内	液舱内
	圆环状大破片	其余小破片
55	150.7	41.2	44.9	50.0	286.8
110	117.6	23.4	169.8	135.2	446.0

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3.2   压力测试结果

采用DHDAS动态信号采集分析系统采集压力信号，采样率为1 MHz。实验后3^#传感器被破片击中而损坏，只有1^#和2^#传感器测得压力数据。图 11和图 12分别显示了55和110 g药量下1^#和2^#传感器所测压力曲线。

图  11  55 g装药近水面接触爆炸下两个传感器测得的压力曲线

Figure  11.  Pressure curves measured by two sensors in underwater contact explosion of 55 g charge

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图  12  110 g装药近水面接触爆炸下两个传感器测得的压力曲线

Figure  12.  Pressure curves measured by two sensors in underwater contact explosion of 110 g charge

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4.   舷侧空舱的载荷特性

张婧等^[7]从仿真和实验两方面对水下接触爆炸下防雷舱结构的破坏进行了研究。与张婧等^[7]的研究相比，本文中的实验对象也是三舱防护模型，与张婧等实验的最大区别在于：他们将实验模型沉入较深的水中，以确保炸药爆炸后在水中产生的超压不发生泄漏；而本课题组将实验模型的小部分露出水面，炸药爆炸后在水中产生的超压将在自由水面发生泄漏，从而考虑了自由水面对水下爆炸气泡与实验模型的影响。从工程角度上看，本实验工况更符合水面舰船遭受鱼雷攻击的实际情况。

在本实验中，当55或110 g装药在水下0.32 m处爆炸时，其装药比例沉深h/w^1/3(h为装药在水下的深度，单位m；w为装药质量，单位kg)均小于1，由装药比例沉深与气泡脉动次数的关系^[13]可知，55或110 g装药在水下0.32 m处爆炸所产生的气泡脉动次数均不足1次。换言之，55或110 g装药在水下0.32 m处爆炸时，爆炸产物气体会喷出水面而不会形成完整的气泡脉动。然而，在张婧等^[7]的实验中，当200或400 g装药在大于2.50 m的水深处爆炸时，其装药比例沉深均大于4，炸药爆炸产生的气泡脉动次数在3次以上，从而导致其实验结果与本研究存在差别。

在张婧等^[7]的研究中，200 g装药下实验模型的外板和液舱前板的破口如图 13所示。可见，在液舱前板破口范围内有一块尚未完全脱落的圆环形大破片。据此可知：本实验中在爆炸筒底发现的圆环形大破片(见图 8(a)和图 9(a))确实来自液舱前板，其中间圆孔是由产生于外板的圆形冲塞破片高速撞击而形成，其四周边缘则是由外板开裂形成花瓣的尖端高速撞击而“剪切”形成；图 6(b)和图 7(b)所示的液舱前板破口主要是由外板开裂形成的花瓣“刨挖”而形成。

图  13  文献[7]中200 g装药水下爆炸下钢板的破口

Figure  13.  Crevasse of steel plates damaged by underwater explosion of 200 g charge from Ref. [7]

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综合分析本文中实验模型的破坏结果和压力测试结果可知，当55或110 g装药在水下0.32 m处与实验模型接触爆炸时，在水下爆炸气泡与实验模型的相互作用过程中，水下爆炸气泡的运动和舷侧空舱内的压力变化可分为3个阶段：冲击波载荷阶段、准静态压力载荷阶段、负压载荷阶段，如表 2所示。

表  2  压力曲线的3个阶段

Table  2.  Three phases of pressure curve

w/g	传感器编号	冲击波载荷阶段				准静态压力载荷阶段			负压载荷阶段起始时刻/ms
		起止时刻/ms	超压峰值/MPa	比冲量/(Pa·s)		起止时刻/ms	超压峰值/MPa	比冲量/(Pa·s)
55	1# 2#	5.2-5.8 5.1-5.6	0.647 1.399	85.2 136.7		5.8-14.2 5.6-12.4	0.345 0.213	624.2 460.3	14.2 12.4
110	1# 2#	4.2-4.6 4.0-4.3	0.788 1.611	95.6 113.7		4.6-12.2 4.3-9.8	0.527 0.432	1 125.1 505.4	12.2 9.8

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第1阶段：外板在水下接触爆炸瞬间发生冲塞破坏，冲塞破片向舷侧空舱内高速运动，爆炸产物气体一边向舷侧空舱涌入，一边在水中形成半球状气泡；舷侧空舱内原有的空气受到压缩，舷侧空舱各壁面先后受到冲击波载荷作用。由图 11和图 12可见，此阶段舷侧空舱内的压力呈现出峰值很大、时间很短的冲击波特性，故称此阶段为冲击波载荷阶段。

第2阶段：在图 11和图 12的局部放大图中可见若干个反射波，并且在此阶段舷侧空舱内的压力呈现出峰值较小、时间较长的准静态压力特性，表明冲击波在舷侧空舱内不断地反射而使舷侧空舱内的压力逐渐趋于均匀；与此同时，水中的气泡逐渐膨胀，气泡内部压力逐渐减小，当舷侧空舱内部压力比外部气体压力高时，气体就会向舷侧空舱外侧逸出，从而使舷侧空舱内、外的气压差减小，并导致外板逐渐向外鼓起(见图 6(a)和图 7(a))；当水中气泡膨胀到某一时刻时，舷侧空舱内的气体超压减小至零，之后进入第3阶段。由于在此阶段舷侧空舱内的气体压力呈现出准静态压力特性，故将此阶段称为准静态压力载荷阶段。

第3阶段：当舷侧空舱内的气体超压减小至零之后，由于惯性水会继续向外运动，水中气泡将“过度”膨胀，使气泡内部压力小于周围水的静压力；舷侧空舱内的气体继续向外逸出，使舷侧空舱内的超压峰值变为负值，故将此阶段称为负压载荷阶段。由外板的冲塞破片和开裂花瓣撞击形成的大质量圆环形大破片和少量小破片正是在这一阶段随着逸出的气流运动到舷侧空舱外侧，并最终掉落在爆炸筒底。尽管舷侧空舱内的超压为负值，但是舷侧空舱内的气体向外逸出，表明外板内侧压力比外侧压力大，此压差推动外板向外凸起。舷侧空舱内的超压为负值之后，液舱前板内侧的水压力明显比外侧的气体压力大，此压差推动液舱前板向外凸起。气泡膨胀到某一时刻，其顶部将与水面上的空气相连通，若此时气泡内部压力低于大气压力，则水面上的空气将流向气泡内部。随后，与水面上空气相连通的气泡逐渐坍塌，被推开的水逐渐回流并填充空穴。由于外板在爆炸冲击波作用下产生破口，爆炸产物气体向舷侧空舱涌入，导致水中气泡的膨胀速度与自由场水下爆炸相比减小，因而水向外流动的惯性将减小，从而推断气泡膨胀的最大半径也会减小。舷侧空舱内形成负压载荷的根本原因是水中气泡的“过度”膨胀，由于气泡膨胀历时较长，因此负压载荷阶段相比准静态压力载荷阶段持续的时间要长得多。

由以上分析可知，防雷舱舷侧空舱的破坏主要是由冲击波载荷和准静态压力载荷造成，并且由表 2可见准静态压力载荷的比冲量是冲击波载荷的数倍，而负压载荷对防雷舱舷侧空舱的影响可以忽略。

5.   结论

采用模型实验的方法，研究了近自由面水下接触爆炸下防雷舱舷侧空舱的内压载荷特性。根据实验模型的破坏结果和压力测试结果，分析了水下爆炸产物与防雷舱舷侧空舱的相互作用过程以及水下爆炸产物的压力变化规律。研究表明：在近自由面水下接触爆炸下，防雷舱舷侧空舱的内压载荷可分为冲击波载荷、准静态压力载荷和负压载荷3种，防雷舱舷侧空舱的破坏主要由冲击波载荷和准静态压力载荷造成，并且准静态压力载荷的比冲量是冲击波载荷的数倍，而负压载荷对防雷舱舷侧空舱的影响可忽略不计。