王長利,馬 坤,周 剛,初 哲,王可慧,陳春林,趙 南,李名銳,馮 娜

(西北核技術(shù)研究所,陜西 西安 710024)

為了提高現(xiàn)代艦船的抗爆抗沖擊能力，保證艦船在受到水下兵器攻擊條件下所產(chǎn)生的破損或毀傷程度被控制在允許的范圍內(nèi)，通常在舷側(cè)設(shè)置防雷艙結(jié)構(gòu)[1]。

針對防雷艙的抗爆機理、毀傷模式以及設(shè)計優(yōu)化，已有了大量研究。朱錫等[2]、張振華等[3]、蓋京波[4]、張婧[5]針對空艙+液艙+空艙的防雷艙結(jié)構(gòu)，研究了抗沖擊防護(hù)方法與抗爆機理，徐定海等[6]通過實驗分析了膨脹艙及液艙對載荷的衰減作用?？紫樯氐萚7]研究了破片在液艙中的運行規(guī)律以及液艙對破片的防護(hù)機理。伴隨著聚能型裝藥的使用，聚能裝藥對艦船的威脅與日俱增[8]。聚能裝藥在水中爆炸會產(chǎn)生高速侵徹體、沖擊波以及氣泡載荷，多個載荷共同作用于結(jié)構(gòu)，將對結(jié)構(gòu)造成嚴(yán)重毀傷。

目前，在接觸爆炸作用下艦船防雷艙結(jié)構(gòu)的毀傷研究主要集中在爆破型裝藥上，防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥作用下的毀傷處在起步與探索階段。獲得防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機理，對于指導(dǎo)水面艦艇的抗爆設(shè)計及生命力評估具有重要意義。本文中，通過實驗以及數(shù)值模擬，開展不同防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷研究，探討沖擊波在多介質(zhì)結(jié)構(gòu)中的傳播規(guī)律以及結(jié)構(gòu)的毀傷機理，擬對防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計提供參考。

1 實驗設(shè)計

1.1 防雷艙模型

圖1 典型防雷艙結(jié)構(gòu)Fig.1 Typical structure of cabin near shipboard

圖2 簡化防雷艙結(jié)構(gòu)Fig.2 Simplified structure of cabin near shipboard

圖1為典型防雷艙結(jié)構(gòu)，四層三艙的防護(hù)結(jié)構(gòu)縱深尺寸通常為4～5 m。根據(jù)某艦船舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)，防雷艙結(jié)構(gòu)縱深尺寸為4.5 m，三艙室縱深尺寸相同，由外向內(nèi)各層裝甲鋼板的厚度分別為24、13、32、16 mm[9]。

由于防雷艙整體結(jié)構(gòu)并不規(guī)則，要建立準(zhǔn)確的縮比模型非常困難，本文中對實驗?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行了一定的簡化，如圖2所示。鋼板尺寸為500 mm×500 mm，材料為Q235鋼。裝藥在薄壁安裝筒中，距離模擬外殼40 mm。從距離裝藥由近及遠(yuǎn)，依次為空艙前板、空艙后板、液艙后板、防御縱壁以及多層后效靶板。在此基礎(chǔ)上，設(shè)計了液艙加寬模型以及液艙后板加厚模型，結(jié)構(gòu)中各部分厚度見表1。

表1 防雷艙結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 1 Parameters of cabin near shipboard (Unit: mm)

1.2 實驗系統(tǒng)

模擬防雷艙結(jié)構(gòu)在裝藥水下爆炸作用下的毀傷實驗平臺，由雷管、起爆藥柱(JH-14)、實驗裝藥、模擬防雷艙結(jié)構(gòu)及壓力測量系統(tǒng)等組成。實驗系統(tǒng)組成及測點布局如圖3所示，在空艙前板及空艙后板表面上距離爆心軸線50 mm處的安裝PVDF壓力傳感器，測量結(jié)構(gòu)壁面反射壓力。

聚能裝藥直徑為36 mm，裝藥殼體材料為LY-12，高度為42 mm，內(nèi)部裝藥為B炸藥(w(TNT)∶w(RDX)=40∶60)，裝藥當(dāng)量為94 g TNT，藥型罩為紫銅，采用變壁厚設(shè)計。爆破型裝藥直徑為36 mm，裝藥殼體材料為LY-12，高度為40 mm，裝藥當(dāng)量為94 g TNT。裝藥由電雷管及起爆藥柱起爆，實驗用裝藥及安裝結(jié)構(gòu)如圖4所示。

圖3 實驗系統(tǒng)Fig.3 Sketch of experimental setup

圖4 實驗用裝藥Fig.4 Explosives used in experiments

實驗共4發(fā)：實驗1采用爆破型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為某艦船原型縮比模型；實驗2采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)與實驗1相同，對比不同裝藥模式對結(jié)構(gòu)的毀傷；實驗3采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為液艙加寬型；實驗4采用聚能型裝藥，防護(hù)結(jié)構(gòu)為液艙后板加厚型，考核結(jié)構(gòu)變化的影響。結(jié)構(gòu)參數(shù)見表1。

2 實驗結(jié)果

實驗后，結(jié)構(gòu)的破壞情況如圖5所示。實驗1中，空艙前板及后板發(fā)生撕裂，液艙后板發(fā)生大撓度塑性變形，未見穿孔。實驗2、3、4中，空艙前板及后板破壞情況與實驗1類似，液艙后板、防御縱壁以及后效靶板發(fā)生了不同程度的穿孔。具體破壞情況見表2。

圖5 結(jié)構(gòu)的破壞情況Fig.5 Damage of structure in experiments

序號結(jié)構(gòu)形式空艙厚度/mm液艙厚度/mm空艙前板空艙后板/mm液艙后板/mm防御縱壁/mm箱體及后效/mm裝藥類型1原型167167花瓣撕裂50×80孔洞內(nèi)部凹陷--爆破型2原型167167圓形撕裂?20撕裂孔9×17孔12×17孔貫穿5.8后效聚能型3液艙增寬167250-10×35橢圓孔10×23孔8×14孔凹坑未透聚能型4液艙后板加厚167167多邊形撕裂9×18孔洞?10孔10×16孔貫穿1.8后效聚能型

3 結(jié)果分析

3.1 爆破型裝藥對結(jié)構(gòu)的毀傷

從實驗1的結(jié)果(見圖5(a))看，在爆破型裝藥水下爆炸作用下，空艙前板產(chǎn)生了嚴(yán)重的撕裂，空艙后板/液艙前板發(fā)生多處穿孔，中心孔徑較大，周圍布有小孔及沖擊痕跡。液艙后板產(chǎn)生塑性變形，并未造成穿孔或撕裂，防雷艙結(jié)構(gòu)的后部除少量變形外，基本完好。

空艙前板為2.7 mm厚Q235鋼板，可以視為薄板，爆炸源端面距離空艙前板40 mm，可以作為接觸爆炸考慮。圖6為爆破型裝藥爆炸作用下防雷艙的破壞過程，可以看出，空艙前板受高強度爆炸沖擊波及高速運動的高溫高壓爆炸產(chǎn)物的作用，產(chǎn)生大孔徑開孔，透過空艙前板的沖擊波及破片對空艙后板產(chǎn)生沖擊，使空艙后板中間形成圓孔，圓孔周圍的花瓣為爆炸氣體運動的結(jié)果。透過空艙后板的破片及沖擊波進(jìn)入液艙后，在水的作用下，破片速度發(fā)生了衰減，能量基本耗盡，無法對液艙造成穿孔，隨著壓力的傳播，衰減后的沖擊波繼續(xù)與液艙后板發(fā)生作用，產(chǎn)生一定的塑性變形。由此可見，針對防雷艙結(jié)構(gòu)，一定爆炸當(dāng)量的爆破型裝藥會對防雷艙的空艙造成破壞，而防雷艙后部結(jié)構(gòu)將保持完好。

3.2 聚能型裝藥對結(jié)構(gòu)的毀傷

圖7為聚能裝藥對結(jié)構(gòu)的毀傷過程(實驗2)的數(shù)值模擬結(jié)果，從圖中可以看出：膨脹空艙外板受到爆炸沖擊作用產(chǎn)生較大的向內(nèi)破孔，聚能戰(zhàn)斗部形成的侵徹體在膨脹空艙中運動，侵徹體因運動方向各部分存在速度梯度而不斷拉長，整體結(jié)構(gòu)變得細(xì)長；侵徹體進(jìn)入液艙后，由于水介質(zhì)的空化作用，侵徹體穿越水介質(zhì)后繼續(xù)作用于液艙后板，穿透液艙后，侵徹體速度為1 km/s左右，在穿透液艙后板后侵徹體又穿透了4層后效靶板才停止運動。該模擬結(jié)果同實驗結(jié)果一致。

圖6 沖擊波對防雷艙的破壞過程(實驗1)的數(shù)值模擬Fig.6 Simulation results on shock wave induced damage process of cabin near shipboard (experiment 1)

圖7 聚能戰(zhàn)斗部毀傷防雷艙結(jié)構(gòu)過程(實驗2)的數(shù)值模擬Fig.7 Simulation results on shock wave induced damage process of cabin near shipboard (experiment 2)

在實驗2、3、4中，聚能裝藥對不同結(jié)構(gòu)防雷艙和后效靶都產(chǎn)生了穿孔，孔徑為聚能裝藥直徑的1/3～1/2，模擬結(jié)構(gòu)受壓力作用而產(chǎn)生塑性變形，向內(nèi)側(cè)凹陷。對于實驗2，侵徹體穿透防雷艙后，穿透3塊總計厚度為5.8 mm鋼板。

(1)空艙外板的毀傷模式

在聚能型裝藥作用下，空艙外板的毀傷與爆破型裝藥相似，發(fā)生了圓形或花瓣型的撕裂，模擬外殼不僅受到了聚能侵徹體的破壞，而且還受到炸藥爆轟產(chǎn)物及水下爆炸沖擊波的作用，其穿孔破壞形式可以歸類為瓣裂穿孔。

(2)空艙后板的破壞模式

如圖8所示，空艙后板上均呈現(xiàn)了直徑10～20 mm中心孔洞，周邊布滿小穿孔，有金屬沉積在穿孔表面，孔洞前后均有明顯的材料熔化、飛濺的痕跡，顯示了高速撞擊下材料的類流體性質(zhì)。空艙后板的破壞為聚能侵徹體、空艙前板形成的飛片以及爆轟產(chǎn)物共同作用的結(jié)果。中心穿孔主要為侵徹體造成，侵蝕過程中，侵徹體將靶板材料擠向旁邊，造成穿孔孔徑大于侵徹體直徑。

圖8 空艙后板的破壞模式Fig.8 Failure mode of backward plate in the first cabin

(3)液艙后板的破壞模式

如圖9所示，液艙后板中心有橢圓形穿孔，并有較大中心位移。分析認(rèn)為穿孔是由侵徹體造成的。聚能侵徹體通過液艙后，質(zhì)量及速度發(fā)生了一定的衰減，但由于液艙寬度有限，它穿過液艙后，侵徹體仍可對液艙后板造成穿孔。而靶板產(chǎn)生的破片及其他爆轟產(chǎn)物經(jīng)過液艙，速度被衰減，已無法對液艙后板造成破壞。由于侵徹體穿過液艙及液艙后板后，仍有剩余動能，因此會對防御縱壁以及后效靶板造成穿孔。由此可見，聚能型裝藥可以對防雷艙產(chǎn)生穿孔破壞。

圖9 液艙后板的破壞模式Fig.9 Failure mode of backward plate in the second cabin

通過聚能型裝藥與爆破型裝藥的對結(jié)構(gòu)的毀傷結(jié)果進(jìn)行對比，可以看出，僅僅依靠裝藥水中爆炸沖擊波作用，相同當(dāng)量的爆破型裝藥并不能對防雷艙結(jié)構(gòu)產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，結(jié)構(gòu)毀傷僅至液艙前板，而聚能型裝藥產(chǎn)生的侵徹體可以貫穿膨脹空艙、液艙及吸收艙，對整個結(jié)構(gòu)產(chǎn)生較為嚴(yán)重的穿孔破壞，并造成液艙后板的結(jié)構(gòu)中心永久位移。

圖10 液艙后板的破壞簡化模型Fig.10 Simplified model of backward plate in the second cabin

可以用圖10描述爆炸后的液艙后板的最終毀傷。其中，Wf為結(jié)構(gòu)中心永久位移，D為板貫穿孔徑。對于結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的大變形，其形成的原因包含兩個方面。一方面是激波的作用，在聚能裝藥爆炸后，水下爆炸沖擊波與高速侵徹體頭部激波將共同作用于模擬耐壓殼；另一方面是熱軟化效應(yīng)，侵徹體到達(dá)靶板時，其溫度很高(500～800 ℃)，導(dǎo)致靶板周圍的材料發(fā)生軟化，致使靶板在沖擊作用下更易變形。

靶板在聚能侵徹體作用下的穿孔問題，其物理實質(zhì)為慣性和材料的塑性強度之間的相互動態(tài)作用，此時板的破裂(或大撓度變形，大變形到一定程度可發(fā)展為破裂)為二維拉伸問題。大變形的產(chǎn)生與靶板材料的塑性強度有關(guān)，基于雙向拉伸過程面積微元在運動過程中質(zhì)量守恒，鄭哲敏[10]提出了與應(yīng)變率有關(guān)的量：

(1)

由此，得到的靶板斷裂的某個物理量xt的表達(dá)式為：

(2)

式中：ψ為靶板材料的斷面收縮率，這里用來表征板材的變形能力，即延性(或韌性)特性。

由此，確定侵徹體侵徹靶板過程產(chǎn)生的板的中心位移的表達(dá)式為：

(3)

基于前面的分析，侵徹體對靶板穿透并產(chǎn)生較大的中心位移應(yīng)至少包含兩種機制：激波作用和侵徹體造成靶板的熱軟化作用。

①激波的貢獻(xiàn)

若增加靶板中波動效應(yīng)的傳播的影響，在上述公式的基礎(chǔ)上，可增加量綱一參量vj/cS和d/Ls0，以反映侵徹體作用時間和穿孔擾動的傳播過程。因此，板的中心位移可表示為：

(4)

②熱軟化的貢獻(xiàn)

靶板的溫度升高包含兩種作用，即侵徹體穿孔產(chǎn)生的靶板溫度升高，以及侵徹體與靶板的熱交換。然后，這種溫升在靶板內(nèi)部由近及遠(yuǎn)進(jìn)行熱傳導(dǎo)。鋼是熱敏感材料，溫度升高使得其彈性模量和屈服強度發(fā)生較大的變化。

在上述公式的基礎(chǔ)上，可增加量綱一參量(ρjvjd2Ls0)/(κT0)(其中，κ為鋼的導(dǎo)熱系數(shù)，常溫下約為80 WJ/(m·K)。此時，只考慮熱軟化效應(yīng)，板的中心位移可表示為：

(5)

綜合上述分析，同時考慮兩種效應(yīng)時的靶板中心位移表達(dá)式為：

(6)

具體參數(shù)可根據(jù)實驗結(jié)果和具體的物理過程獲得。

3.3 沖擊波在多層介質(zhì)之間的傳播

為測量不同表面的壓力，將PVDF壓力傳感器布置在空艙前板和空艙后板上，傳感器敏感面距離裝藥軸線中心50 mm，如圖11所示。

圖11 PVDF傳感器布置圖Fig.11 Layout of PVDF sensors

典型壓力波形如圖12所示，其中p1、p2為空艙前板的壁面反射壓力，p3、p4為空艙后板的壁面反射壓力。

從結(jié)果上看，空艙前板的平均壓力峰值為600 MPa。空艙后板上平均壓力峰值為3 MPa，且有較長的壓力平臺持續(xù)。從壓力測量結(jié)果上看，空艙對沖擊波起到了較好的衰減作用，沖擊波在空氣介質(zhì)中衰減較快，到達(dá)空艙后板時已經(jīng)很小，不能對空艙后板以及后面的液艙產(chǎn)生較大影響。

圖12 典型壓力波形Fig.12 Typical pressure waveform

裝藥在自由場中爆炸，形成的沖擊波由于球形傳播以及波后爆轟產(chǎn)物壓力的擾動的影響，沖擊波強度在傳播過程中不斷衰減。當(dāng)沖擊波傳播至不同介質(zhì)面時，將發(fā)生透、反射。一方面，沖擊波由波阻抗高介質(zhì)傳播至波阻抗低介質(zhì)將透射低幅值沖擊波反射拉伸波，由波阻抗低介質(zhì)傳播至波阻抗高介質(zhì)將透射高幅值沖擊波，反射沖擊波；另一方面，沖擊波在鋼、水這類介質(zhì)中傳播相比空氣介質(zhì)中傳播衰減程度相差較大，沖擊波在空氣介質(zhì)中傳播衰減較快。因此，爆破型裝藥與防雷艙結(jié)構(gòu)作用時，沖擊波的能量部分消耗于防雷艙最外層防護(hù)鋼板(空艙前板)上，隨后沖擊波強度在空艙的空氣層中大量衰減。

圖13為防雷艙空氣介質(zhì)中沖擊波的傳播情況。在圖13(a)中，裝藥爆炸形成沖擊波直接作用于最外層鋼板上，水中沖擊波峰值壓力約為600 MPa，高幅值沖擊波及水流沖擊作用導(dǎo)致了該層鋼板向內(nèi)破孔；在圖13(b)中，沖擊波隨后透過破壞的鋼板向內(nèi)傳播，由于內(nèi)部的空氣具有較強的衰減作用，空艙內(nèi)沖擊波峰值衰減至約4 MPa；在圖13(c)中，空艙中沖擊波再次通過空氣-鋼板-水介質(zhì)透射后，此時水中沖擊波強度約為7 MPa，在空艙的緩沖作用下，液艙中的沖擊波毀傷能力已經(jīng)大大降低；在圖13(d)中，液艙中沖擊波作用于液艙后板反射后，作用區(qū)壓力約為10 MPa；在圖13(e)中，空艙前板碎片撞擊空艙后板(液艙前板)時，此時水中沖擊波峰值約為30 MPa。由于水介質(zhì)的作用，防雷艙前板碎片將在液艙中速度衰減至零。從整個作用過程看，裝藥爆炸形成的沖擊波將對液艙后板造成破壞作用有限。

圖13 沖擊波在結(jié)構(gòu)中傳播的應(yīng)力云圖(聚能型裝藥)Fig.13 Stress nephogram of shock wave propagation in structure (shaped charge)

3.4 結(jié)構(gòu)變化的影響

針對典型防雷艙結(jié)構(gòu)，設(shè)計了液艙加寬型(實驗3)以及液艙后板加厚模型(實驗4)，由實驗結(jié)果(見表2)，不論哪種模型，均對聚能裝藥的侵徹深度造成影響。在其他結(jié)構(gòu)不變的情況下，將液艙厚度從167 mm加寬至250 mm后，侵徹體穿透防御縱壁后，不能對后效靶造成穿孔。將液艙后板由3.6 mm加厚至8 mm后，穿透后效由5.8 mm降為1.8mm。

侵徹體對液艙后板及后效靶板的破壞取決與透過水介質(zhì)后的速度、質(zhì)量及形狀等因素。通常將1～3 km/s撞擊速度范圍的侵徹稱為高速侵徹，聚能侵徹體侵徹靶板一般為高速侵徹。

一般情況下，在低速侵徹時，彈靶材料強度是影響侵徹作用的主要因素。隨著沖擊速度的提高，彈體和靶的變形將加劇，當(dāng)侵徹接觸界面上的壓力大于彈體材料或靶板材料的破壞強度，將出現(xiàn)破碎穿孔侵徹模式，材料強度和密度均對侵徹作用產(chǎn)生影響。進(jìn)一步提高侵徹速度，彈靶材料強度對侵徹的影響將變得很小，材料密度成為影響侵徹作用的主要因素，靶板的變形呈現(xiàn)顯著的流體行為特性。本文中，侵徹體速度范圍為1～3 km/s，屬于高速侵徹范疇。

長桿侵徹體的侵徹模型有時也用于聚能侵徹的研究，對于半無限靶板的侵徹，Herrmann等[11]通過考慮第1階段和第2階段的侵徹效應(yīng)，發(fā)展了一種侵徹模型。對于半無限金屬靶板，該模型的量綱一侵徹深度可以表示為：

(7)

式中：P為侵徹深度，D為桿彈直徑，L為桿彈長度，ρp為桿彈密度，v為彈體速度，Bmax為布氏硬度。

在167 mm液艙寬度實驗中，聚能侵徹體穿越水介質(zhì)后，速度為1～1.1 km/s，仍有較強的侵徹能力，因此，穿過防御縱壁后，仍能穿透5.8mm后效鋼板。而將液艙加寬至250 mm后，聚能侵徹體穿越水介質(zhì)后，侵徹體頭部速度降至0.7 km/s，質(zhì)量也大為衰減，因此，僅能穿透防御縱壁，不能對后效靶板造成毀傷。當(dāng)液艙寬度不變，液艙后板厚度增加至8 mm，侵徹體穿過液艙后板后對后效靶板的毀傷能力也大大降低了?？梢?，增加液艙寬度或增加液艙后板的厚度，均能有效地增加防雷艙的抗爆效果。

3.5 防雷艙在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機理

防雷艙在聚能裝藥水下爆炸作用下，空艙外板受聚能侵徹體、高強度爆炸沖擊波及高速運動的高溫、高壓爆炸產(chǎn)物的共同作用出現(xiàn)破壞。空艙外板破壞后，侵徹體及爆轟產(chǎn)物將繼續(xù)對內(nèi)層板架結(jié)構(gòu)產(chǎn)生作用。

空艙后板/液艙前板的破壞主要有3個方面的原因：一是聚能侵徹體及空艙外板接觸爆炸產(chǎn)生的飛片的穿透作用；二是沖擊波、爆轟產(chǎn)物的沖擊作用；三是舷側(cè)外部的水流向艙內(nèi)涌入對空艙后板/液艙前板產(chǎn)生的沖擊作用。來自聚能侵徹體及空艙外板破裂時產(chǎn)生的飛片足以將空艙后板擊穿，使它產(chǎn)生破口，之后空艙后板在爆轟產(chǎn)物和水流的作用下破口進(jìn)一步加劇，并發(fā)生花瓣開裂。

空艙外板、空艙后板/液艙前板發(fā)生破壞之后，爆炸將繼續(xù)對防雷艙內(nèi)部各層產(chǎn)生作用，由于液艙中水的阻滯作用，將使前兩層產(chǎn)生的飛片速度大為降低，甚至降低為零，不能對液艙后板產(chǎn)生沖擊。但由于聚能侵徹體在透過空艙后板后仍有較高的動能，并且由于水中的空化效應(yīng)，它將穿越水層，并繼續(xù)對液艙后板產(chǎn)生作用，造成液艙后板穿孔破壞。對爆炸沖擊波而言，液艙使爆炸的集中載荷變?yōu)榉植驾d荷，作用在液艙后板上，透過液艙后，沖擊波壓力降低，基本無法對液艙產(chǎn)生嚴(yán)重破壞，僅僅產(chǎn)生較大的中心位移，液艙后板中心穿孔加塑性變形的破壞模式是沖擊波和侵徹體共同作用的結(jié)果。

最后，穿過液艙后板的聚能侵徹體到達(dá)防御縱壁，將對它繼續(xù)產(chǎn)生侵徹作用，如果剩余能量足夠，將繼續(xù)產(chǎn)生穿孔破壞，聚能裝藥爆炸產(chǎn)生的其他能量(飛片、沖擊波等)經(jīng)過過濾空艙的衰減到達(dá)防御縱壁(在本研究條件下)，基本無法對防御縱壁產(chǎn)生影響。

對于同當(dāng)量的裝藥而言，防雷艙結(jié)構(gòu)在爆破型裝藥作用下，空艙大大消減了沖擊波的傳播，而液艙阻隔了破片的侵徹，對爆破型裝藥有較好的防護(hù)效果。防雷艙在聚能型裝藥作用下，聚能侵徹體透過空艙、液艙以及過濾空艙后仍有剩余動能，對防御縱壁以及一定厚度的后效靶板產(chǎn)生了破壞，防御縱壁及過濾空艙后板的穿孔為聚能裝藥直徑的1/3～1/2。

4 結(jié) 論

通過實驗及數(shù)值計算，研究了沖擊波在多介質(zhì)結(jié)構(gòu)中的傳播規(guī)律以及防雷艙結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷機理，得到了結(jié)構(gòu)的毀傷效應(yīng)。具體獲得了以下結(jié)論。

(1)一定爆炸當(dāng)量的爆破型裝藥會對防雷艙的空艙造成破壞，防雷艙后部結(jié)構(gòu)將保持完好，結(jié)構(gòu)的毀傷因素主要為沖擊波及受其驅(qū)動下的破片。沖擊波在鋼板、空氣、水組成的多層介質(zhì)之間產(chǎn)生了嚴(yán)重的衰減，不能夠?qū)Ψ览着摵蟛康慕Y(jié)構(gòu)造成毀傷。

(2)聚能裝藥作用下，結(jié)構(gòu)的破壞為聚能侵徹體、空艙前板形成的飛片以及爆轟產(chǎn)物共同作用的結(jié)果。液艙后板、防御縱壁及后效靶板為侵徹體造成的穿孔破壞，孔徑約為裝藥直徑的1/3～1/2。

(3)液艙后板的破壞模式為穿孔加中心位移，激波作用和熱軟化效應(yīng)是形成該模式的主要原因。

(4)對于同當(dāng)量的裝藥而言，防雷艙結(jié)構(gòu)對爆破型裝藥有較好的防護(hù)效果，在聚能型裝藥作用下，聚能侵徹體穿過空艙、液艙以及過濾空艙后仍有剩余動能，對防御縱壁以及一定厚度的后效靶板產(chǎn)生了破壞。液艙加寬以及液艙后板加厚可以增強防雷艙的抗爆能力。