戰(zhàn)斗部近炸下防護(hù)液艙破壞機(jī)理分析*

金 鍵，侯海量，吳 梵，陳鵬宇，吳林杰，朱 錫，陳長(zhǎng)海

(海軍工程大學(xué) 艦船與海洋學(xué)院， 湖北 武漢 430033)

多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)是大型艦船抵御魚(yú)雷、水雷等水中兵器接觸爆炸的有效形式[1]。目前，典型的水下防護(hù)結(jié)構(gòu)多采用“空-液-空”形式的防雷艙結(jié)構(gòu)。這種結(jié)構(gòu)在水下接觸爆炸時(shí)會(huì)在外板產(chǎn)生絕熱剪切破壞，形成的結(jié)構(gòu)碎片與戰(zhàn)斗部碎片同時(shí)向內(nèi)侵徹。與此同時(shí)，爆炸產(chǎn)物開(kāi)始膨脹，形成的爆炸沖擊波分別向水中和膨脹空艙內(nèi)傳播，使外板破口發(fā)生徑向擴(kuò)展。水介質(zhì)的慣性遠(yuǎn)大于空氣介質(zhì)，爆炸產(chǎn)物在膨脹空艙內(nèi)的擴(kuò)散速度遠(yuǎn)大于在水中，產(chǎn)生“腔吸”效應(yīng)，大量爆炸產(chǎn)物灌入膨脹空艙，形成準(zhǔn)靜態(tài)壓力[2]。因此，作用于內(nèi)層防護(hù)液艙的載荷包括高速破片、爆炸沖擊波和準(zhǔn)靜態(tài)壓力三種。

對(duì)于防護(hù)液艙所受沖擊波載荷，杜志鵬等[3]對(duì)防護(hù)液艙前、后板在接近爆炸載荷作用下的響應(yīng)機(jī)理進(jìn)行了理論分析，推導(dǎo)出液艙前、后板變形響應(yīng)計(jì)算公式；蔡斯淵等[4]通過(guò)對(duì)不設(shè)置隔層、設(shè)置雙層板隔層和設(shè)置波紋夾芯板隔層的三種防雷艙中液艙結(jié)構(gòu)在相同沖擊載荷作用下的變形和能量變化過(guò)程進(jìn)行對(duì)比分析，探討了防雷艙中液艙設(shè)置隔層對(duì)其防護(hù)能力的影響；陳鵬宇等[5]通過(guò)數(shù)值仿真的方法分析了液艙前板所受毀傷載荷特性，并得到了簡(jiǎn)化模型。

關(guān)于高速破片對(duì)防護(hù)液艙的侵徹效應(yīng)，沈曉樂(lè)等[6]指出高速破片在液艙中侵徹將產(chǎn)生巨大的壓力波和空化效應(yīng)，這將使破片發(fā)生鐓粗乃至侵蝕現(xiàn)象，并導(dǎo)致彈道的不穩(wěn)定，給出了彈體對(duì)液艙侵徹深度的計(jì)算方法。李典[7]和仲?gòu)?qiáng)[8]通過(guò)彈道沖擊試驗(yàn)，給出了高速破片侵徹下液艙和陶瓷或液艙復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞過(guò)程、破壞模式，指出了液艙結(jié)構(gòu)的耗能機(jī)制和液艙內(nèi)載荷傳遞規(guī)律以及前、后壁板的載荷計(jì)算模型。唐廷等[9]采用一維應(yīng)變波理論分析了大質(zhì)量片狀破片撞擊下液艙內(nèi)激波載荷的計(jì)算方法。徐雙喜等[10]采用勢(shì)流理論分析了破片在液艙中的速度衰減，并給出了破片穿透背水靶板和背空靶板的剩余速度計(jì)算方法?？紫樯氐萚11]數(shù)值仿真單、雙發(fā)破片侵徹液艙時(shí)發(fā)現(xiàn)，雙發(fā)破片侵徹液艙時(shí)產(chǎn)生的沖擊波有明顯的疊加效應(yīng)。Disimile等[12]提出利用多組三角形結(jié)構(gòu)以反射彈體穿透液艙時(shí)產(chǎn)生的激波，削弱其對(duì)后續(xù)結(jié)構(gòu)的破壞作用，指出安裝消波裝置后作用在液艙后板上的壓力約為單純液艙的60%。

上述研究較好地揭示了液艙結(jié)構(gòu)在單一載荷作用下的破壞效應(yīng)。但是，對(duì)密集破片群、爆炸沖擊波及準(zhǔn)靜態(tài)氣壓載荷多種載荷聯(lián)合作用下防護(hù)液艙的動(dòng)響應(yīng)過(guò)程與破壞機(jī)制的研究較少，多以多艙防護(hù)結(jié)構(gòu)在水下爆炸載荷作用下的整體防護(hù)效果為研究對(duì)象[13-15]，對(duì)液艙防護(hù)機(jī)理的分析不足。水下接觸爆炸時(shí)，防護(hù)液艙初期主要受到?jīng)_擊波和高速破片的作用，而準(zhǔn)靜態(tài)氣壓的破壞作用主要體現(xiàn)在后期。為探討防護(hù)液艙結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制，本文采用戰(zhàn)斗部模型近距爆炸，形成沖擊波和密集破片群，開(kāi)展了液艙結(jié)構(gòu)在沖擊波與高速破片聯(lián)合作用下的破壞試驗(yàn)，分析了其破壞模式和破壞機(jī)理。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)施

1.1 模型設(shè)計(jì)

考慮到實(shí)際液艙結(jié)構(gòu)的裝載狀態(tài)，試驗(yàn)中設(shè)計(jì)了敞口、密閉兩種液艙結(jié)構(gòu)模型，分別模擬液艙部分裝載和滿載兩種裝載狀態(tài)。根據(jù)實(shí)際防護(hù)液艙的設(shè)計(jì)思路，液艙后板是主防護(hù)結(jié)構(gòu)，液艙前板應(yīng)盡可能薄，試驗(yàn)中前、后板厚度分別設(shè)為2 mm和5 mm；液艙側(cè)板和上、下方平臺(tái)則主要用于支撐前、后板，試驗(yàn)中分別取為8 mm和5 mm；敞口模型上方設(shè)置一圈4 mm×40 mm扁鋼和兩道等間距橫向4 mm×40 mm×40 mm的加強(qiáng)角鋼，如圖1、圖2所示。模型制作所用材料均為Q235鋼，其力學(xué)性能如表1所示。

(a) 敞口模型 (a) Exposure model

(b) 密閉模型 (b) Airtight model圖1 液艙尺寸圖(單位：mm)Fig.1 Dimensional drawing of liquid-cabin(unit：mm)

(a) 試驗(yàn)1(a) Test 1 (b) 試驗(yàn)2(b)Test 2圖2 試驗(yàn)場(chǎng)景布置(單位：mm)Fig.2 Test setting arrangement(unit：mm)

1.2 試驗(yàn)工況

為考察破片作用區(qū)域?qū)Y(jié)構(gòu)破壞的影響，根據(jù)戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的高速破片的飛散特性，設(shè)置了戰(zhàn)斗部橫置和豎置兩種姿態(tài)，分別使破片主要沿垂向和水平兩種散布狀態(tài)(見(jiàn)圖2)。試驗(yàn)中戰(zhàn)斗部中心距地面350 mm、距液艙前壁550 mm。試驗(yàn)工況配置如表2所示，戰(zhàn)斗部尺寸如圖3所示。裝藥為高爆溫壓炸藥，其密度為1.782 g/cm3，爆速為7748 m/s，爆壓為26.22 GPa，爆熱為8919 kJ/kg，當(dāng)量系數(shù)為2.13。戰(zhàn)斗部殼體材料為45號(hào)鋼，其力學(xué)性能如表1所示。戰(zhàn)斗部具體裝藥與總質(zhì)量如表2所示。

表1 鋼的力學(xué)性能

表2 試驗(yàn)工況配置

圖3 戰(zhàn)斗部外形尺寸圖(單位：mm)Fig.3 Dimensional drawing of warhead(unit：mm)

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 載荷特性分析

戰(zhàn)斗部爆炸后，側(cè)壁產(chǎn)生的高速破片向外呈環(huán)狀飛散。由于試驗(yàn)中起爆點(diǎn)位于戰(zhàn)斗部模型尾部，根據(jù)爆炸力學(xué)理論[16]，其軸向拋射角約為83°，導(dǎo)致破片密集作用區(qū)與彈體軸線投影偏離約50 mm(如圖4、圖5所示)。根據(jù)Gurney公式[16]，戰(zhàn)斗部側(cè)壁破片初速為：

v0=(2E)1/2·[β/(1+0.5β)]1/2

(1)

(2E)1/2=520+0.28De

(2)

其中：V0為戰(zhàn)斗部側(cè)壁破片初速(m/s)；(2E)1/2為Gurney常數(shù)；β為裝填系數(shù)；De為炸藥的爆速(m/s)。

戰(zhàn)斗部爆炸后，炸藥釋放出的能量一部分消耗于破片的飛散，另一部分消耗于爆炸產(chǎn)物的膨脹和沖擊波的形成。因此，戰(zhàn)斗部爆炸形成的空氣沖擊波超壓和比沖量都要比無(wú)殼同等裝藥的小。柱形戰(zhàn)斗部實(shí)際用于產(chǎn)生爆炸沖擊波的有效裝藥質(zhì)量[17]為：

(3)

式中：mef為有效裝藥質(zhì)量(kg)；me為等效TNT裝藥量(kg)；α為彈藥裝填系數(shù)；r0為戰(zhàn)斗部裝藥半徑；rm為破裂半徑，與戰(zhàn)斗部殼體材料有關(guān)，本試驗(yàn)所用鋼殼戰(zhàn)斗部rm≈1.5r0；γ為爆轟產(chǎn)物多方指數(shù)，取2.76。

(4)

距離爆心R處，空爆沖擊波的正壓作用時(shí)間t+[18]為：

(5)

(6)

空爆沖擊波波陣面?zhèn)鞑ゾ嚯x與時(shí)間的關(guān)系可以通過(guò)式(6)對(duì)時(shí)間進(jìn)行迭代的計(jì)算方法獲得，但過(guò)程較為復(fù)雜。文獻(xiàn)[19]采用冪函數(shù)擬合的方法得到了空爆沖擊波波陣面?zhèn)鞑ニ俣扰c比例爆距的關(guān)系式。

(7)

將式(7)中的比例爆距換算為波陣面?zhèn)鞑ゾ嚯x，其與傳播速度的關(guān)系式為：

(8)

將式(8)對(duì)時(shí)間進(jìn)行積分，便可得到空爆沖擊波波陣面的傳播距離R與時(shí)間ts的關(guān)系式。

(9)

通過(guò)以上分析，并以試驗(yàn)工況2為例，經(jīng)計(jì)算得出：戰(zhàn)斗部爆炸后產(chǎn)生的破片的初始速度為1649.1 m/s；實(shí)際用于產(chǎn)生爆炸沖擊波的有效裝藥量為540 g TNT；距戰(zhàn)斗部0.55 m處的液艙模型在爆炸后的194 μs首先受到?jīng)_擊波的作用，此時(shí)沖擊波的超壓峰值為2.16 MPa；爆炸發(fā)生后的333 μs，液艙模型受到高速破片群的作用，沖擊波與破片的到達(dá)時(shí)間間隔為139 μs，遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于沖擊波的正壓作用時(shí)間904 μs，因此，液艙結(jié)構(gòu)在戰(zhàn)斗部爆炸載荷作用下的絕大部分時(shí)間內(nèi)受到?jīng)_擊波與高速破片的聯(lián)合作用。

2.2 破壞形貌

敞口液艙模型在戰(zhàn)斗部近炸后的最終破壞形貌如圖4所示，敞口液艙破損特征如下：①液艙前板上遍布破片孔，大破片孔集中區(qū)呈條狀豎直分布于液艙前板縱向中軸線右側(cè)0～100 mm，大破孔最大長(zhǎng)度為60 mm(如圖4(a)所示)；②液艙整體發(fā)生了“鼓脹”，液艙前板向破片運(yùn)動(dòng)的相反方向發(fā)生大撓度變形，最大變形位置位于850 mm水平高度線附近，最大變形量為240 mm(如圖4(b)所示)；③液艙后板向破片運(yùn)動(dòng)方向發(fā)生大撓度變形，最大變形位置位于后板頂部中央，最大變形量為105 mm(如圖4(c)所示)；④液艙前板在底部邊緣焊縫處發(fā)生撕裂，撕裂長(zhǎng)度為450 mm；⑤頂部中間兩根加強(qiáng)角鋼在液艙外板一側(cè)的焊縫處發(fā)生斷裂。

(a) 正視圖(a) Front view (b) 側(cè)視圖(b) Lateral view

(c) 俯視圖 (c) Vertical view圖4 試驗(yàn)1破損情況Fig.4 Damage of test 1

密閉液艙的破壞形貌如圖5所示，其破損特征如下：①破片侵徹產(chǎn)生的破孔集中分布于液艙前板下半部，而大破孔集中區(qū)水平分布于200～350 mm高度線上，大破孔最大長(zhǎng)度約為65 mm(如圖5(a)所示)；②液艙前板除頂部板邊緣外，其余3邊板緣幾乎全部撕裂，前板底部向外發(fā)生嚴(yán)重翹曲，其最大位移約為540 mm(如圖5(b)所示)；③液艙后板向外產(chǎn)生大撓度變形，液艙后板與底板、左右側(cè)板邊緣焊縫都存在撕裂現(xiàn)象，后板底部撕裂長(zhǎng)度為700 mm，后板左側(cè)撕裂長(zhǎng)度為750 mm，后板右側(cè)撕裂長(zhǎng)度為600 mm，液艙后板發(fā)生最大變形的位置位于350 mm水平高度線上，后板最大變形為40 mm。

(a) 正視圖(a) Front view (b) 側(cè)視圖(b) Lateral view圖5 試驗(yàn)2破損情況Fig.5 Damage of test 2

除了液艙模型的破損情況，在液艙內(nèi)部和爆炸附近區(qū)域還搜集到了大量破片，如圖6所示。依據(jù)破片厚度和破片形態(tài)可以判斷出搜集到的破片里既有戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的破片，也有戰(zhàn)斗部破片沖塞外板形成的二次破片，圖6右側(cè)放大圖為戰(zhàn)斗部破片侵徹液艙外板后破片與沖塞塊形成的組合彈體。

圖6 試驗(yàn)2中搜集的破片F(xiàn)ig.6 Residual fragments after test 2

3 破壞機(jī)理分析

3.1 液艙前板破壞機(jī)理分析

液艙前板所受典型載荷及其自身響應(yīng)如下：①根據(jù)沖擊波傳播規(guī)律和破片運(yùn)動(dòng)規(guī)律可知，液艙前板首先受到戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的初始沖擊波的作用，沖擊波持續(xù)作用在液艙前板上，前板向后發(fā)生變形響應(yīng)。②高速破片群侵徹液艙前板，其破壞模式為剪切沖塞破壞。③破片穿透液艙前板并接觸水面的瞬間，以撞擊點(diǎn)為中心，在水中形成向四周傳播的、壓力峰值巨大的球形激波。同時(shí)，由于水在破片擠壓下運(yùn)動(dòng)，激波與水的擠壓共同作用于液艙前板的內(nèi)側(cè)，使液艙前板向破片運(yùn)動(dòng)相反方向發(fā)生大撓度變形(如圖7所示)。④隨著破片在水中的開(kāi)坑，破片尾部形成不斷膨脹的空化區(qū)。空化區(qū)的形成存在兩種機(jī)制：一是破片高速運(yùn)動(dòng)，擠壓排水，使之產(chǎn)生徑向運(yùn)動(dòng)，形成空穴；二是破片高速侵徹液體過(guò)程中，破片首部與尾部產(chǎn)生明顯的壓力差，當(dāng)尾部壓力減小至液體的飽和蒸氣壓時(shí)，形成充滿水蒸氣的附體空穴和空氣后緣。由于空化區(qū)形成的時(shí)間很短，通過(guò)破孔進(jìn)入空化區(qū)的空氣量很少，空化區(qū)內(nèi)接近真空狀態(tài)，而液艙前板外則是炸藥爆轟后形成的靜壓，在空化區(qū)范圍內(nèi)的液艙前板受到內(nèi)外壓差作用(如圖8所示)，使破孔附近的外板在一定程度上發(fā)生了內(nèi)凹(如圖9所示)。

圖7 破片侵徹前板破壞機(jī)理示意圖Fig.7 Schematic diagram of outer plate failure mechanism

圖8 空化區(qū)壓力示意圖Fig.8 Schematic diagram of cavitation region pressure

圖9 液艙前板局部凹坑Fig.9 Local pit of outer plate

3.2 液艙后板破壞機(jī)理分析

液艙后板所受典型載荷及其自身響應(yīng)如下：①戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的初始沖擊波透過(guò)前板和水介質(zhì)后作用于液艙后板，使液艙后板產(chǎn)生向后的整體變形。②破片侵徹水介質(zhì)時(shí)將產(chǎn)生高峰值激波，單束激波作用于液艙后板將會(huì)使其產(chǎn)生局部蝶形變形，而由破片群同時(shí)侵徹產(chǎn)生的多束激波將使液艙后板產(chǎn)生區(qū)域性大變形。③破片群在水中開(kāi)坑，其速度逐漸衰減，破片的一部分動(dòng)能轉(zhuǎn)化為水的動(dòng)能和勢(shì)能，產(chǎn)生大片空化區(qū)，艙內(nèi)水的運(yùn)動(dòng)空間不斷壓縮，導(dǎo)致水對(duì)液艙后板的膨脹擠壓作用不斷加劇。④若破片在水中侵徹后仍有余速，將繼續(xù)侵徹液艙后板。從試驗(yàn)破損現(xiàn)象來(lái)看，液艙后板無(wú)破孔，其內(nèi)側(cè)也無(wú)明顯撞擊凹坑，說(shuō)明高速破片群在水中速度降為零。

除了以上分析的典型載荷對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的作用外，液艙結(jié)構(gòu)實(shí)際所受載荷要復(fù)雜得多，包括破片群產(chǎn)生的多束激波的相互疊加[12]、沖擊波在液艙各板上的反射以及反射沖擊波在艙內(nèi)的匯聚、破片在水中運(yùn)動(dòng)過(guò)程中由振蕩所引起的一系列次生激波[20]等。

3.3 液艙結(jié)構(gòu)整體破壞機(jī)理分析

由于戰(zhàn)斗部姿態(tài)不同，敞口液艙前板的大破孔集中區(qū)豎向分布，而密閉液艙前板的大破孔集中區(qū)水平分布；相比密閉液艙模型，敞口液艙內(nèi)水的膨脹空間更大，因此，密閉液艙各板受到的艙內(nèi)水的擠壓作用更為劇烈。從能量角度分析，敞口液艙模型下，戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的沖擊波能與破片動(dòng)能更多地轉(zhuǎn)化為艙內(nèi)水的勢(shì)能，進(jìn)而以“低頻”形式作用于結(jié)構(gòu)，這部分能量不易對(duì)結(jié)構(gòu)造成破壞；而密閉液艙模型內(nèi)的水則作為能量傳遞介質(zhì)，將戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的沖擊波能和破片動(dòng)能迅速傳遞給液艙各板。綜上所述，密閉液艙模型各板所受沖擊載荷更大，結(jié)構(gòu)毀傷程度更大。如圖5所示，密閉液艙模型的外板與側(cè)面板、底板邊緣的焊縫幾乎全部撕裂。

當(dāng)單獨(dú)考慮沖擊波對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的毀傷作用時(shí)，根據(jù)學(xué)者們的理論分析[3]、數(shù)值仿真[21]和試驗(yàn)研究[21]的相關(guān)結(jié)論可知：在受到?jīng)_擊波載荷作用時(shí)，液艙的前板和后板都會(huì)向沖擊波傳播的方向發(fā)生變形。而從本文兩個(gè)液艙模型的破壞模式來(lái)看，在受到?jīng)_擊波與破片群聯(lián)合作用下，液艙的前板是向破片運(yùn)動(dòng)的相反方向變形的，且液艙前板上的大破片集中區(qū)附近，前板的變形程度最大，相應(yīng)位置的液艙后板的變形也最大。這說(shuō)明高速破片是造成液艙模型整體破壞的主要原因。結(jié)合液艙各板的破壞機(jī)理分析可以得出：破片開(kāi)坑和空化階段是液艙結(jié)構(gòu)變形破壞的主要階段，破片傳遞給水的動(dòng)量(沿液艙法線方向)是引起壁板變形的主要因素，破片侵徹入水中形成的激波載荷以及空化效應(yīng)引起的擠壓載荷是使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形破壞的主要載荷。

4 結(jié)論

本文在戰(zhàn)斗部近炸防護(hù)液艙結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)基礎(chǔ)上，通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)后的液艙破損情況、液艙各壁板的破壞模式以及不同液艙模型的破損狀態(tài)，并對(duì)防護(hù)液艙的破壞機(jī)理進(jìn)行了深入的分析和研究。具體結(jié)論如下：

1)液艙結(jié)構(gòu)在戰(zhàn)斗部近距爆炸載荷作用下的絕大部分時(shí)間內(nèi)受到?jīng)_擊波與高速破片的聯(lián)合作用；

2)相比敞口液艙模型，密封液艙模型受到的艙內(nèi)水的擠壓作用更劇烈，整體破壞情況更為嚴(yán)重；

3)高速破片對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的破壞作用比初始沖擊波要強(qiáng)，破片的動(dòng)能通過(guò)水介質(zhì)最終傳遞給液艙各板，液艙各板以其自身的變形進(jìn)行吸能，高速破片是防護(hù)液艙結(jié)構(gòu)的主要防御對(duì)象；

4)破片開(kāi)坑和空化階段是液艙結(jié)構(gòu)變形破壞的主要階段，破片群在水中形成的高峰值激波載荷和空化效應(yīng)引起的擠壓載荷是使液艙結(jié)構(gòu)產(chǎn)生變形破壞的主要沖擊載荷。

根據(jù)試驗(yàn)后液艙模型的破損情況以及對(duì)其破壞機(jī)理的分析，對(duì)液艙結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提出如下建議：

1)液艙前后板在邊界焊縫處應(yīng)予以加強(qiáng)，防止因邊界撕裂而降低其防護(hù)效果；

2)液艙內(nèi)可設(shè)置泄壓孔，為艙內(nèi)液體提供流動(dòng)空間，緩解液體對(duì)壁板的擠壓作用。