0 引　言

水舱结构是舰艇调节自身浮力的重要设备之一，研究其抗冲击性能具有重要的价值与意义。张浩等^[1]分别建立了两类总场公式，用以模拟无限水域下结构冲击响应问题，数值验证了总场公式的可行性和准确性。李汶蔚等^[2]通过数值模拟、实验和理论分析，建立了金属蜂窝夹芯结构抗冲击性能的结构横向变形、固支反力、透射脉冲和塑性能耗随冲击强度和芯材相对密度变化的结构-载荷-性能量化关系。杨坤等^[3]对水下冲击载荷作用下聚脲涂覆铝板的变形过程进行了数值模拟，研讨了冲击波初始峰值和聚脲涂覆厚度与位置对铝板变形的影响规律。李彦^[4]建立了水下冲击数值模型，分析了船体的动态响应。武海军等^[5]研究了多类型毁伤元、多发武器对舰船目标的耦合毁伤机理及模式；对比分析了水下接触爆炸、近距离爆炸以及中远距离爆炸时毁伤元耦合毁伤模式的区别；梳理和归纳了多类型毁伤机理、典型舰船结构的耦合毁伤效应以及基于时空协同的多发弹耦合毁伤作用的研究进展。翟金柱等^[6]采用理论方法探索了水下爆炸气泡脉动与波浪联合作用下船体梁结构的动态响应。李亚伟等^[7]采用声固耦合法对无线起爆浮标的水下爆炸冲击响应进行了数值模拟，分析了浮标结构的塑性变形。白若阳等^[8]对水下爆炸载荷作用下多层夹芯板动态响应进行了仿真与试验研究，分析了不同参数多层板的响应规律。陈岩武等^[9]采用数值方法深入分析了冲击波和气泡载荷对舰船双层底部结构的毁伤特性。叶珍霞等^[10]用数值仿真和试验方法，对带圆管型和T型加筋的双层圆柱壳进行水下爆炸抗冲击性研究，圆管型加筋比传统T型加筋具有更优的缓冲效果。

本文提出一种冲击峰值和冲击有效持续时间可调的水下冲击载荷产生装置，开展了水舱结构典型试验件水下冲击试验，获得相关的试验数据并进行分析，为水舱结构的安全性评估提供支撑。

1 水舱结构试验件及水下冲击载荷装置 1.1 试验件

选取某水舱结构中2个典型壁面，制作了试验件1和试验件2。试验件1由薄平板、T型筋和法兰构成，如图1所示；试验件2由圆柱弧段薄板、T型筋和法兰构成，如图2所示；试验件1和试验件2均采用316 L，试验件焊接完成后均进行了去应力退火。

1.2 冲击载荷产生装置

水下冲击载荷产生装置燃烧室内用电发火管引燃一定数量的黑火药，黑火药燃烧产生高温高压气体，高温高压气体通过装置喉衬、穿透挡水膜，后高速作用于水体上，使水体产生冲击波载荷，如图3所示。冲击载荷产生装置燃烧室初始容积和喉衬直径均会影响冲击载荷峰值和冲击有效持续时间^[11]。故设计了1组调节管和1组石墨喉衬，用以调节冲击载荷特征。

该冲击载荷产生装置燃烧室内产生压力峰峰值为$ P $，所需黑火药量可用下式进行初步估算：

$ m = \frac{{V \cdot P}}{{\left( {1 - \varepsilon } \right)\dfrac{R}{M}T}}\frac{1}{\zeta }。$

(1)

式中：$ \zeta $为热损失修正系数，一般取0.6～0.8；$ \varepsilon $为点火燃气中固体微粒的百分数；$ R $为气体常数；$ M $为点火燃气摩尔质量；$ T $为点火燃气温度。

首先对冲击载荷在开阔水域中的传播进行测试，如图4所示。其中，压力测点P₀用于测量燃烧室内压力；压力测点P₁～P₆用于测量水中不同传播距离处冲击载荷的特征，这些测点到燃气出口的距离，如表1所示。

图5为2发次黑火药量均为22.0 g、燃烧室初始容器均为1.0279×10⁻³ m³、喉衬直径均为24 mm，冲击载荷在开阔水域中传播各压力测点处冲击压力变化历程。可知，采用相同的药量、装药方式及点火方式，所产生的冲击波载荷有一定差异，但冲击载荷在水中传播过程中衰减规律一致；图5(b)～图5(d)中第1个压力峰是由冲击波载荷引起，第2和第3个压力峰是由燃气泡引起。表2给出了2发次冲击载荷开阔水域中传播，所测冲击压力峰值和冲击有效持续时间等特征信息。

2 水下冲击试验方法及测点布置 2.1 水下冲击试验方法

图6为水舱结构试验件在冲击载荷作用下动态响应试验原理图。试验时，首先开启高速摄像机和应变仪测试系统，分别用于量测冲击载荷作用下试验件结构的变化和应变响应；然后，发控台点火，电发火管点燃黑火药，在冲击载荷产生装置中产生高温高压燃气；高压燃气冲破挡水膜，作用于水体，产生初始冲击载荷；冲击波载荷在水中向前传播，到达试验件，对试验件结构进行冲击作用。同时，压力传感器测量试验过程中作用到试验结构件上冲击载荷变化历程。

2.2 测点布置

冲击载荷作用下试验件结构动态响应试验共布置3个压力测点如图7所示，测点P₀位于冲击载荷产生装置上，用于测量燃烧室内的压力变化；测点P₁、P₂位于试验件1的法兰上，用于测量作用到试验件上的冲击波载荷历程，试验件2与其相同，测点P₀的测量范围为0～40 MPa，测点P₁和P₂的测量范围为0～2 MPa。

依据冲击载荷作用下试验件结构响应的仿真预示结果，试验件1上布置4个应变测点，即应变测点S₁、S₂、S₃和S₄，如图8(a)所示；试验件2上同样布置4个应变测点，如图8(b)所示。试验所用应变片均为TML公司的45°/90°三轴应变花堆叠型防水应变片，该应变片的应变极限为±30000 με。

3 冲击载荷下水下结构动态响应试验研究

加工制造试验件1和试验件2时取同一批次316 L材料，依据GB/T288.1-2010《金属材料 拉伸试验 第1部分：室温试验方法》制作拉伸试验件，并在中国船舶第七一三所计量检验测试中心CMT5305万能试验机上开展拉伸试验。图9为3根316 L材料拉伸试验件载荷-位移曲线。可计算获得该材料的屈服强度$ {R_{p0.2}} $为29 0 MPa，抗拉强度$ {\sigma _b} $为622 MPa。注：316 L是屈服现象不明显的金属材料。依据材料手册，对某些屈服现象不明显的金属材料，通常将其产生永久变形量等于试样原长0.2 %时的应力称为屈服强度。

依据所述水下冲击试验方法，开展了水舱结构试验件1和试验件2多发次冲击试验。图10分别给出了试验件1和试验件2第1发次冲击试验压力测点处压力随时间变化历程。2发次冲击试验所用黑火药量均为22.0 g，燃烧室初始容器均为1.0279×10⁻³ m³、喉衬直径均为24 mm。可知，测点P₀的压力变化一致性较好，即这2发次试验冲击载荷产生装置中燃烧室内的压力吻合性较好；测点P₁和P₂的压力由于试验件1和试验件2结构的差异以及斜入射效应等的影响，压力变化差异相对较大。

依据应变仪所测试验数据，计算获得应变测点S₁、S₂、S₃和S₄的第四强度应力最大值$ \sigma $。图11（a）和图11（b）分别为测点P₁和P₂峰值压力与试验件1应变测点第四强度应力最大值之间的关系。将测点P₁或P₂的峰值压力分别与应变测点S₁、S₂、S₃和S4的第四强度应力最大值$ \sigma $进行线性回归分析，获得拟合参数如表3所示。由表3和图11可知，试验件1的应变测点S₁、S₃和S₄的第四强度应力最大值与压力测点P₁或P₂的冲击载荷峰值存在明显的线性关系；测点S₂与压力测点P₁或P₂之间不存在线性关系。也就是说，应变第四强度应力略超过316 L材料屈服强度及以下，试验件1的应变与冲击载荷峰值存在明显的线性关系；当应变第四强度应力大于316 L材料屈服强度，试验件1的应变与冲击载荷峰值之间不存在线性关系。试验件1第1发次冲击试验前后及应变测点S₂响应历程如图12所示。由图12该发次试验后应变数据不能回到零值附近可知，试验后试验件1产生了永久塑性变形。

图13（a）和图13（b）分别为测点P₁和P₂峰值压力与试验件2应变测点第四强度应力最大值之间的关系。将测点P₁或P₂的峰值压力分别与应变测点S₁、S₂、S₃和S₄的第四强度应力最大值$ \sigma $进行线性回归分析，获得拟合参数如表4所示。由表4和图13中可以看到，试验件2的应变测点S₁、S₂和S₄的第四强度应力最大值与压力测点P₁或P₂的冲击载荷峰值存在明显的线性关系；测点S₃与压力测点P₁或P₂之间不存在线性关系。试验件2第1发次冲击试验前后及应变测点S₃响应历程如图14所示。从图14该发次试验后应变数据恢复到零值附近，可知：试验后试验件2未产生塑性变形。综合对比图11和图13可以发现：试验件产生塑性变形不仅与冲击载荷峰值有关，还与冲击载荷波形和试验件结构形状有关；此外，还可以发现：相比平面加筋结构试验件1，圆弧加筋结构试验件2具有更好的抗冲击性。

4 结　语

本文以水舱中典型壁面结构为研究对象，开展了多发次水下冲击试验，得到以下结论：

1）应力在316 L材料屈服强度以下，第四强度应力与冲击载荷峰值之间存在明显的线性关系，且随着第四强度应力越接近乃至超过材料屈服强度，拟合线性公式的均方差越大；

2）应力超过316 L材料屈服强度时，第四强度应力与冲击载荷峰值之间不存在线性关系，试验件1和试验件2产生塑性形变不仅与冲击载荷峰值有关，还与冲击载荷波形有关和试验件结构形状有关；

3）此外，相比平面加筋结构，圆弧加筋结构具有更好的抗冲击性。