半球形聚能裝藥對(duì)復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)的毀傷數(shù)值仿真與試驗(yàn)研究

劉念念, 宋丹丹, 金 輝, 張阿漫

(1.哈爾濱工程大學(xué) 船舶工程學(xué)院，哈爾濱 150001；2.中國(guó)人民解放軍91439部隊(duì)，遼寧 大連 116041)

聚能裝藥戰(zhàn)斗部[1]對(duì)攻擊目標(biāo)精確打擊和高效毀傷的特點(diǎn)使它成為目前水中兵器戰(zhàn)斗部研究發(fā)展的重要方向。聚能射流[2]是聚能型兵器在水下爆炸后產(chǎn)生的高速流體，其對(duì)靶板結(jié)構(gòu)的侵徹能力是衡量艦載導(dǎo)彈等水中兵器對(duì)目標(biāo)毀傷能力的重要指標(biāo)，在軍事上有重要的現(xiàn)實(shí)意義。國(guó)內(nèi)外學(xué)者針對(duì)這一工程問(wèn)題做了廣泛的研究。Zu等[3]從理論和試驗(yàn)兩種方法研究了錐形裝藥對(duì)橡膠復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的毀傷，確定了橡膠隔板的最佳傾斜角度及板厚；Molinari等[4]用有限元法模擬了聚能射流對(duì)簡(jiǎn)單靶板結(jié)構(gòu)的侵徹過(guò)程；程素秋等[5]利用ALE算法進(jìn)一步研究了聚能戰(zhàn)斗部對(duì)雙層靶板結(jié)構(gòu)的毀傷模式；楊剛等[6]采用SPH方法模擬了不同藥型罩線性聚能射流的形成及對(duì)后效靶板的侵徹過(guò)程，得到了不同的射流特征以及侵徹金屬靶板的破口寬度隨時(shí)間的變化規(guī)律。張洋溢等[7]將爆轟波斜沖擊金屬介質(zhì)理論應(yīng)用于聚能裝藥藥型罩設(shè)計(jì)中，得出了圓錐形和球缺形藥型罩在點(diǎn)起爆條件下罩高參數(shù)確定的工程算法，并應(yīng)用于組合式戰(zhàn)斗部的設(shè)計(jì)中。梁爭(zhēng)峰等[8-9]通過(guò)實(shí)驗(yàn)方法研究了間隔靶板結(jié)構(gòu)對(duì)聚能射流侵徹的影響并確定影響了的極限值。以上研究對(duì)于評(píng)估聚能型水中兵器對(duì)靶板侵徹能力有重要的指導(dǎo)意義，但是針對(duì)潛艇這一主要作戰(zhàn)目標(biāo)的毀傷機(jī)理、毀傷要素的研究還不夠深入，尤其對(duì)聚能戰(zhàn)斗部穿透非耐壓殼及耐壓殼后的后效毀傷能力缺乏系統(tǒng)的研究。

目前，聚能戰(zhàn)斗部對(duì)結(jié)構(gòu)毀傷的實(shí)爆試驗(yàn)研究多為陸上試驗(yàn)[10]，其爆炸機(jī)理相比戰(zhàn)斗部在水下爆炸的過(guò)程存在很大差異，試驗(yàn)結(jié)果也只能說(shuō)明戰(zhàn)斗部爆轟的完整性，而不能全面評(píng)估戰(zhàn)斗部對(duì)攻擊目標(biāo)的毀傷威力[11]。全尺寸魚(yú)雷戰(zhàn)斗部的靜爆試驗(yàn)則由于耗資大、費(fèi)時(shí)長(zhǎng)，重復(fù)性差的特點(diǎn)使得試驗(yàn)的難度大大提高[12]。

針對(duì)上述問(wèn)題，為探索實(shí)際海戰(zhàn)中雙層殼體潛艇結(jié)構(gòu)遭遇聚能戰(zhàn)斗部水中兵器的襲擊時(shí)，艇體及內(nèi)部設(shè)備的毀傷情況，本文按照1∶4的縮尺比，建立復(fù)合靶板有效模型，開(kāi)展半球形聚能戰(zhàn)斗部水中兵器的復(fù)合靶板試驗(yàn)，并結(jié)合AYTODYN[13]軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，探討聚能戰(zhàn)斗部水中兵器對(duì)潛艇結(jié)構(gòu)的毀傷特性。

1 基本理論和方法

1.1 多物質(zhì)流固耦合算法

多物質(zhì)流固耦合算法[14-17]結(jié)合了Euler流體動(dòng)力學(xué)和Lagrange結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)兩種算法，往往用來(lái)計(jì)算數(shù)值模擬中的炸藥爆轟過(guò)程，其中炸藥和流體介質(zhì)(如空氣、水、土壤等)用 Euler單元描述，以避免在流體大變形過(guò)程中出現(xiàn)的網(wǎng)格畸變和滑移面處理等關(guān)鍵問(wèn)題，固體結(jié)構(gòu)則采用 Lagrange 單元描述，再將兩者進(jìn)行耦合求解。本文中聚能射流對(duì)靶板的侵徹屬于高應(yīng)變率過(guò)程，因此引入多物質(zhì)流固耦合算法進(jìn)行研究。

1.2 材料狀態(tài)方程

對(duì)于TNT爆轟產(chǎn)物，采用Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態(tài)方程計(jì)算壓力[18]：

p=A(1-ωη/R1)e-R1/η+B(1-ωη/R2)e-R2/η+ωηρ0u

(1)

式中：p為爆轟產(chǎn)物的壓力；η=ρ/ρ0為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)比容；A、B、R1、R2和ω分別為與炸藥狀態(tài)有關(guān)的常數(shù)；u為單位質(zhì)量炸藥的內(nèi)能，具體參數(shù)取值如表1所示。

表1 TNT狀態(tài)方程參數(shù)

靶板材料為4340型鋼，藥型罩材料為紫銅，材料模型采用Johnson-Cook本構(gòu)模型[19]：

(2)

表2 藥型罩和靶板的Johnson-Cook模型參數(shù)

用式(3)的SHOCK狀態(tài)方程[17]計(jì)算爆炸水域壓力，

(3)

式中：pH和eH為沖擊波關(guān)系式，表達(dá)式如下：

(4)

(5)

式中：D和μ分別表示沖擊波速度和波后質(zhì)點(diǎn)速度；λ和c0為常數(shù)，文中取為c0=1.647×103m/s，λ=1.921，ρ0=0.998 g/cm3。

2 數(shù)值研究

2.1 數(shù)值模型

目前，國(guó)內(nèi)針對(duì)聚能戰(zhàn)斗部水中兵器對(duì)于潛艇的破壞分析試驗(yàn)多數(shù)簡(jiǎn)化為聚能戰(zhàn)斗部對(duì)靶板結(jié)構(gòu)的侵徹，該種方法對(duì)于聚能戰(zhàn)斗部的侵徹能力具有一定的評(píng)估價(jià)值，但對(duì)于非耐壓殼及耐壓殼的具體毀傷分析以及艇內(nèi)設(shè)備毀傷情況參考意義不大。為了考核聚能裝藥在侵徹耐壓殼后的后效毀傷能力，通常在耐壓殼模擬靶后布置數(shù)個(gè)具有一定間隔的后效靶板[20]。

圖1 復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)模型Fig.1 The composite armor model

圖2 數(shù)值計(jì)算模型(二維剖面圖)Fig.2 Numerical calculation model(2D profile)

建立圖1所示的復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)模型，模型結(jié)構(gòu)由非耐壓殼板、耐壓殼板、頂板、底板、6塊后效靶板及4個(gè)鋼管結(jié)構(gòu)組成，其中非耐壓殼板和耐壓殼板均為0.6 m×0.6 m，厚度分別為d1和d2，后效靶板的厚度為d3，具體參數(shù)如表3所示。數(shù)值計(jì)算模型如圖2所示，其中鋼管和兩個(gè)殼板的連接關(guān)系是硬接觸，當(dāng)鋼管和殼板之間的接觸壓力變?yōu)榱慊蛘哓?fù)值時(shí)，兩個(gè)接觸面發(fā)生分離。聚能戰(zhàn)斗部由藥型罩及炸藥兩部分組成，藥型罩的厚度t″=2.5 mm；半球形裝藥的直徑d=0.081 m，高度h=0.105 m，炸高l=0.07 m，G點(diǎn)為起爆點(diǎn)。

表3 復(fù)合靶板模型參數(shù)

2.2 聚能裝藥對(duì)復(fù)合靶板的毀傷

2.2.1 金屬射流對(duì)非耐壓殼板及耐壓殼板的毀傷

半球形聚能裝藥在水下引爆后會(huì)形成桿式金屬射流，這種射流受炸高的影響較小，藥型罩利用率較高，具有良好的破甲能力[21-22]。圖3給出了金屬射流在侵徹非耐壓殼板及耐壓殼板過(guò)程中的速度云圖，由圖可知，隨著金屬射流持續(xù)向前運(yùn)動(dòng)，射流不斷拉長(zhǎng)變細(xì)，并且由于射流在對(duì)非耐壓殼板及耐壓殼板的侵徹過(guò)程中能量的損失，金屬射流速度持續(xù)減小。

金屬射流擊穿非耐壓殼板后持續(xù)運(yùn)動(dòng)，在約145 μs時(shí)到達(dá)耐壓殼板，耐壓殼板的應(yīng)力云圖如圖4所示。金屬射流運(yùn)動(dòng)至耐壓殼板附近時(shí)，在層間水的傳遞下，作用于耐壓殼板的沖擊波壓力使得殼板結(jié)構(gòu)的局部應(yīng)力迅速增大，如圖4(a)所示；隨著射流持續(xù)向前運(yùn)動(dòng)，射流頭部在耐壓殼板處發(fā)生堆積，如圖4(b)所示；耐壓殼板在射流的侵徹下剪切破口不斷變大，應(yīng)力波在耐壓殼板中迅速傳播，在約155 μs時(shí)，耐壓殼板被擊穿，如圖4(c)所示。

圖3 金屬射流速度云圖Fig.3 Velocity contour of jet formation

圖4 耐壓殼板應(yīng)力云圖Fig.4 Stress contour of pressure-resistant shell

2.2.2 金屬射流對(duì)后效靶板的毀傷

金屬射流對(duì)后效靶板的毀傷過(guò)程如圖5所示，從圖中可以看出，金屬射流在爆轟產(chǎn)物作用下不斷向前拉伸，且射流寬度逐漸變小。金屬射流在經(jīng)過(guò)復(fù)合靶板內(nèi)部空氣層后擊穿后效靶板，射流在侵徹過(guò)程中，射流頭部在后效靶板處發(fā)生堆積。后效靶板被金屬射流擊穿后產(chǎn)生剪切破口，破口直徑明顯大于射流直徑，破口半徑統(tǒng)計(jì)如表4所示，從表中數(shù)據(jù)可以看出，破口尺寸先增大后減小，這與金屬射流在侵徹靶板過(guò)程中的射流堆積及能量損耗有關(guān)。

圖5 復(fù)合靶板應(yīng)力云圖Fig.5 Stress contour of composite armor

后效靶板編號(hào)123456破口半徑/mm11.9112.0511.7210.239.318.94平均破口半徑/mm10.69

隨著爆轟產(chǎn)物的持續(xù)膨脹，水中爆炸沖擊波壓力開(kāi)始作用于非耐壓殼板，并引起非耐壓殼板向內(nèi)凹陷，同時(shí)在層間水的傳遞下，沖擊波載荷作用于耐壓殼板，耐壓殼板在沖擊波載荷的作用下向內(nèi)凹陷，并與非耐壓殼板分離，如圖6所示。聚能裝藥爆轟完全后復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)的毀傷結(jié)果圖7所示，在后續(xù)氣泡載荷的作用下，非耐壓殼板與結(jié)構(gòu)徹底分離，耐壓殼向內(nèi)大面積塑性凹陷并出現(xiàn)剪切破口，破口半徑約為13.45 mm。

圖6 非耐壓殼及鋼管與結(jié)構(gòu)分離Fig.6 Separation of pressure-nonresistant shell and steel pipe

圖7 復(fù)合靶板的毀傷結(jié)果Fig.7 Damage result of composite armor

2.2.3 金屬射流的速度分析

在金屬射流侵徹靶板結(jié)構(gòu)過(guò)程中，射流速度變化如圖8所示，聚能裝藥在水下引爆后，射流速度在約25 μs的短時(shí)間內(nèi)達(dá)到最大值3 452 m/s，隨著靶板侵徹過(guò)程的進(jìn)行，射流速度逐漸減小，侵徹過(guò)程結(jié)束后約為1 780 m/s。其中，非耐壓殼板、層間水及耐壓殼板對(duì)聚能射流速度的衰減作用較為明顯。表5為聚能射流速度統(tǒng)計(jì)表，從表中數(shù)據(jù)可以看出，非耐壓殼板對(duì)金屬射流的衰減作用最強(qiáng)，其次是層間水，最后是耐壓殼板。

圖8 金屬射流速度時(shí)歷曲線Fig.8 Velocity-time curve of shaped charge jet

射流頭部位置非耐壓殼板外非耐壓殼板內(nèi)耐壓殼板外耐壓殼板內(nèi)射流速度/(m·s-1)3330280522082064速度衰減值/(m·s-1)525597144時(shí)間間隔/μs108025衰減速率×106/(m·s2)52.57.465.76

3 試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

復(fù)合靶板實(shí)爆試驗(yàn)位于海上進(jìn)行，試驗(yàn)重復(fù)進(jìn)行了三次，試驗(yàn)裝置如圖9所示，爆炸深度為水下1 m，試驗(yàn)?zāi)Ｐ蛥?shù)與上文仿真模型一致。試驗(yàn)中，用斷通靶測(cè)速設(shè)備測(cè)量記錄聚能射流穿透斷通靶的時(shí)間，聚能裝藥爆炸產(chǎn)生的流場(chǎng)壓力用水下爆炸試驗(yàn)測(cè)量裝置測(cè)量。試驗(yàn)后，測(cè)量記錄各層靶板穿透、破口情況，實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)由中國(guó)人民解放軍91439部隊(duì)提供。

圖9 復(fù)合靶板實(shí)爆試驗(yàn)裝置Fig.9 Experimental installation diagram of composite armor

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 非耐壓殼板及耐壓殼板的毀傷情況分析

實(shí)爆試驗(yàn)后的非耐壓殼板由于受到強(qiáng)沖擊波載荷的作用而飛散，這與上文數(shù)值仿真結(jié)果一致。圖10(a)給出了耐壓殼板的毀傷結(jié)果，殼體大面積向內(nèi)凹陷，同時(shí)四周的支撐板材向內(nèi)聚攏，選取耐壓殼凹口表面的內(nèi)接矩形作為破壞毀傷后的殼板尺寸，如圖中矩形所示，測(cè)得殼板的迎爆面尺寸由毀傷前的0.6 m×0.6 m變?yōu)?.145 m×0.095 m，由此可以得到耐壓殼板在受到強(qiáng)沖擊載荷后的破壞毀傷面積，殼板的迎爆面位置發(fā)生大尺寸剪切破口，如圖10(b)所示，耐壓殼破口呈現(xiàn)不規(guī)則形狀，局部殼板厚度明顯變薄，并伴有撕裂現(xiàn)象。

由復(fù)合靶板實(shí)爆試驗(yàn)與數(shù)值模擬的對(duì)比結(jié)果可知：聚能射流首先作用于板殼并引起結(jié)構(gòu)局部小尺寸穿孔，隨后沖擊波垂直作用于板殼，引起殼體塑性凹陷并破口變大，氣泡載荷最后作用于板殼結(jié)構(gòu)，對(duì)原本受損板殼結(jié)構(gòu)進(jìn)行二次破壞，使得塑性凹陷區(qū)域的程度及尺寸不斷擴(kuò)大。

圖10 耐壓殼板試驗(yàn)毀傷結(jié)果Fig.10 Experimental damage result of pressure-resistant shell

3.2.2 后效靶板的毀傷結(jié)果分析

后效靶板的毀傷情況如圖11所示，六塊后效靶板沒(méi)有塑性凹陷及裂紋產(chǎn)生，只在靶板中心處產(chǎn)生小尺寸破口，圖中的黑色圓圈是計(jì)算靶板破口半徑的等效圓，破口尺寸統(tǒng)計(jì)如表6，由表中數(shù)據(jù)可知，穿孔尺寸呈現(xiàn)先增大后減小的整體趨勢(shì)，局部出現(xiàn)穿孔尺寸變小的情況，這是因?yàn)榫勰苌淞髑謴匕邪宄跗谏淞靼l(fā)生堆積，導(dǎo)致穿孔變大，但隨著射流侵徹過(guò)程中能量的消耗，射流寬度和穿孔尺寸都隨之減小。需要說(shuō)明的是，數(shù)值模擬得到的六塊靶板的破口尺寸變化與實(shí)驗(yàn)值存在一定差異，引起這種偏差的原因可能是實(shí)驗(yàn)中流體存在雜質(zhì)或者浸泡在水中的靶板表面附有少量的氣泡，這在聚能射流侵徹靶板的過(guò)程中都會(huì)產(chǎn)生影響，同時(shí)測(cè)量誤差也是一個(gè)原因，不過(guò)后效靶板孔徑的平均值誤差在10%以內(nèi)，整體吻合良好。

圖11 后效靶板毀傷情況Fig.11 Damage situation of after-effect armor

后效靶板編號(hào)123456破口半徑/mm10.189.6010.4710.739.959.36平均破口半徑/mm10.05

4 數(shù)值與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

數(shù)值仿真和試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比如圖12所示，從圖中可以看出，耐壓殼板均向內(nèi)大面積凹陷并伴有剪切破口，耐壓殼板凹陷面積及變形程度相當(dāng)，且四周支撐板材向內(nèi)聚攏程度吻合良好。

圖12 整體毀傷結(jié)果對(duì)比Fig.12 Results contrast of integral damage

數(shù)值仿真和模型試驗(yàn)中耐壓殼板的破口尺寸以及六塊后效靶板在聚能射流作用下的平均破口尺寸(耐壓殼的破壞毀傷面積和后效靶板破口尺寸均是三次試驗(yàn)的平均值)對(duì)比情況如表7所示，相對(duì)誤差均小于20%，滿足工程計(jì)算要求[23]。

表7 破口對(duì)比表

5 結(jié) 論

基于多物質(zhì)流固耦合數(shù)值方法和縮比試驗(yàn)方法，對(duì)聚能裝藥對(duì)潛艇結(jié)構(gòu)的毀傷過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬和試驗(yàn)研究，探討了聚能裝藥對(duì)復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)的毀傷特性，經(jīng)過(guò)上述研究，得出結(jié)論如下：

(1)采用多物質(zhì)流固耦合算法模擬聚能裝藥對(duì)靶箱結(jié)構(gòu)毀傷的數(shù)值結(jié)果與縮比模型的試驗(yàn)結(jié)果吻合良好，證明了該算法的有效性和可靠性；

(2)半球形聚能裝藥在水下爆炸后形成的最大金屬射流速度為3 452 m/s，隨著射流對(duì)靶板結(jié)構(gòu)的侵徹，射流速度逐漸減小，當(dāng)其減小為2 000 m/s時(shí)，其破壞強(qiáng)度仍足以穿透6塊后效靶板；

(3)復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)中，非耐壓殼板、層間水及耐壓殼板對(duì)金屬射流具有衰減作用，其中，金屬射流在非耐壓殼板中的衰減速率最快，其次是層間水，最后是耐壓殼。

(4)聚能型水中兵器對(duì)潛艇結(jié)構(gòu)的破壞主要表現(xiàn)為非耐壓殼和耐壓殼的大面積塑性凹陷并伴有剪切破口，以及艇內(nèi)設(shè)備的小尺寸穿孔。

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