反潛魚雷戰(zhàn)斗部對典型潛艇目標毀傷效應研究

王 玉，盧 熹，張方方，宋佳平

(1.海軍大連艦艇學院 水武與防化系， 遼寧 大連 116018； 2.沈陽理工大學 裝備工程學院， 沈陽 110159)

1 引言

隨著潛艇結構的優(yōu)化和各種高性能耐壓殼體材料的采用，潛艇的防護能力越來越強。為了能夠提高我國反潛實力，增強反潛魚雷對潛艇目標的破壞效果，需要對魚雷的終點毀傷情況進行研究，評估魚雷戰(zhàn)斗部的毀傷效應。

研究表明：傳統(tǒng)爆破型戰(zhàn)斗部能量利用率低，而使用聚能型戰(zhàn)斗部的魚雷能夠有效毀傷目標[1]，目前其已被廣泛應用于各種反潛魚雷戰(zhàn)斗部的工程設計中。李明星[2]采用AUTODYN-2D軟件分別研究形成普通射流、桿式射流和爆炸成型彈丸的3種聚能戰(zhàn)斗部對核潛艇作用過程的數(shù)值仿真并分析了3種戰(zhàn)斗部的毀傷效果。李兵[3]利用AUTODYN中的SPH方法研究半球罩聚能戰(zhàn)斗部對典型潛艇艙段的毀傷，得到了射流速度衰減規(guī)律以及潛艇結構的毀傷特性，并通過試驗證明了仿真結果的可信性。劉念念[4]采用AUTODYN中的CEL算法(耦合歐拉-拉格朗日)模擬聚能戰(zhàn)斗部侵徹艦船側舷結構的過程，證明了CEL算法與試驗結果能夠較好的吻合。周方毅[5]設計了一種雙球缺組合藥型罩的聚能戰(zhàn)斗部，利用LS-DYNA軟件數(shù)值仿真得到了靶板應變云圖以及射流速度曲線，得出其能夠增強對目標的破壞。張小靜[6]采用AUTODYN-2D中的Euler算法研究藥型罩材料對圓錐-球缺組合藥型罩射流成型的影響，采用射流速度、長度、射流質量以及侵深作為評價標準，得出銅作為錐罩材料時，射流侵徹能力最好，能夠較好的毀傷潛艇目標。

本文基于AUTODYN軟件研究反潛魚雷聚能戰(zhàn)斗部對典型潛艇目標的毀傷效應問題，進行了典型潛艇靶板毀傷試驗及數(shù)值仿真驗模，在此基礎上分析了3種聚能戰(zhàn)斗部結構對典型潛艇目標的毀傷情況，可為反潛魚雷作戰(zhàn)效能評估提供技術支撐，為反潛魚雷戰(zhàn)斗部的設計與研制奠定理論基礎。

2 典型潛艇靶板毀傷試驗及數(shù)值仿真驗模

為保證數(shù)值仿真研究結果的可信性，首先進行典型潛艇靶板毀傷試驗，并針對試驗工況進行仿真建模計算，進而驗證數(shù)值仿真模型的準確性。

2.1 典型潛艇靶板毀傷試驗

聚能戰(zhàn)斗部對潛艇殼體的毀傷主要表現(xiàn)為殼體局部的聚能穿孔與變形損傷，為反映該毀傷效應特征建立帶空氣背艙的圓板靶結構如圖1所示，迎爆面圓板材料采用921A鋼，厚度根據(jù)潛艇耐壓殼體厚度進行1/4縮比取為9.4 mm，靶體直徑為1 m，高1 m。

戰(zhàn)斗部結構尺寸為φ 72 mm×134 mm，裝藥采用注裝B炸藥，裝藥量為775 g，藥型罩采用球缺型結構，厚度為2.7 mm，材料為紫銅，聚能戰(zhàn)斗部實物如圖2所示。戰(zhàn)斗部前端安裝套筒，用來模擬魚雷戰(zhàn)斗部前端的空氣艙，套筒垂直固定于靶板迎爆面中央(如圖1所示)，以保證炸高及作用方位，炸高取136 mm。

圖1 單層靶板實物圖Fig.1 Single-layer target structure

圖2 聚能戰(zhàn)斗部實物圖Fig.2 Shaped warhead entity

試驗采用鋁箔片制成的通斷靶測試射流頭部速度。測速靶實際測得的速度為兩靶間的平均速度，由于捕捉射流的測速靶間距較小，安裝間距誤差會導致測速結果不準確。因此，為提高測試精度，采用4組通斷靶測試，并通過最小二乘法對測得的4個時間-位移點進行線性擬合，擬合直線的斜率即為速度。測速靶如圖3所示，每組通斷靶由兩張相互絕緣的鋁箔片粘貼而成，4組通斷靶通過3塊15 mm厚的泡沫板粘接(靶間距即為15 mm)，整個測速靶安裝于戰(zhàn)斗部套筒底部，可捕捉射流頭部觸靶前的速度。為了避免試驗結果的偶然性，對該工況進行兩發(fā)試驗。

圖3 測速靶實物圖Fig.3 Measuring velocity entity

2.2 典型潛艇殼體數(shù)值仿真

2.2.1數(shù)值仿真模型

在AUTODYN軟件中建立與試驗模型尺度、使用材料完全相同的數(shù)值仿真模型，為了提高計算效率，首先建立二維數(shù)值仿真模型如圖4所示，戰(zhàn)斗部采用頂端中心起爆，藥型罩、裝藥、水和空氣等模型采用歐拉算法，水域設置FLOW-OUT邊界條件，在二維仿真計算中，當射流頭部接近靶板時，采用AUTODYN軟件中的映射技術，提高了計算精度并減少了計算時間，將此時的射流、空氣以及爆炸產(chǎn)物映射到三維模型，如圖5所示，潛艇靶板厚度為9.4 mm，靶板、射流和水等采用1/4模型，其中靶板和射流采用拉格朗日算法，爆炸產(chǎn)物和水域等采用歐拉算法，采用流固耦合算法保證拉格朗日和歐拉單元能夠相互作用。

圖4 二維數(shù)值仿真模型示意圖Fig.4 Two-dimensional numerical simulation model

圖5 映射后的三維數(shù)值仿真模型示意圖Fig.5 Three-dimensional numerical simulation model after mapping

2.2.2數(shù)值仿真材料

數(shù)值仿真采用的材料如表1所示，其中潛艇殼體采用Principal Strain失效模型，且包含隨機失效模型。

2.3 結果對比分析

聚能戰(zhàn)斗部毀傷潛艇靶板的試驗與數(shù)值仿真結果如圖6、圖7所示。

從圖6中可以看出，聚能戰(zhàn)斗部對潛艇殼體的毀傷表現(xiàn)在殼體中心形成穿孔破壞，之后在爆炸產(chǎn)物和水壓等共同作用下，能夠加劇潛艇殼體的破壞使靶板產(chǎn)生向內(nèi)的凹陷變形，最大的變形撓度位于靶板中心處，靶板邊緣翹起，出現(xiàn)褶皺。對比圖6和圖7可以發(fā)現(xiàn)，數(shù)值仿真中靶板的破壞形態(tài)與試驗的破壞形態(tài)近似相同。

表1 仿真計算應用的材料模型參數(shù)

圖6 聚能戰(zhàn)斗部對單層靶標破壞的試驗結果實物圖Fig.6 Test result of damage to single-layer target board by shaped warhead

圖7 聚能戰(zhàn)斗部對單層靶標破壞的仿真結果圖Fig.7 Simulation result of damage to single-layer target board by shaped warhead

對靶板毀傷效應特征參數(shù)進行測量，在試驗中2次靶板的穿孔孔徑平均為26.2 mm，而仿真中測量的穿孔孔徑為27.8 mm，以圓靶中心為坐標原點，測量得到靶板變形撓度如圖8所示。

圖8 試驗和數(shù)值仿真中靶板變形撓度曲線Fig.8 Curve of deformation and deflection of target plate in experiment and numerical simulation

從圖8中可以看出，在試驗中，靶板圓心處產(chǎn)生的變形撓度最大為150.3 mm，距離靶板圓心越遠，其產(chǎn)生的變形撓度越小，數(shù)值仿真結果中靶板凹陷撓度的變化規(guī)律與試驗類似，但仿真中靶板圓心撓度略小于試驗數(shù)值為138.5 mm，兩者的誤差在15%的范圍內(nèi)。

在試驗中采用4組斷通靶用3個等厚度的泡沫板粘在一起，測量得到了4個時間數(shù)據(jù)，采用最小二乘法對4個測點數(shù)據(jù)的時間與距離關系進行線性擬合，得到的擬合直線斜率即為測試的射流頭部速度。試驗和數(shù)值仿真中得到的射流頭部距離和時間的關系曲線如圖9。

圖9 試驗和仿真結果中射流頭部距離和 時間關系曲線Fig.9 The relationship curve between jet head position and time in test and simulation results

從圖9中可以看出，試驗測得的射流頭部速度為3 987 m/s，仿真得到射流頭部速度為3 863 m/s，兩者的誤差在15%范圍內(nèi)。

綜上所述，綜合對比試驗和數(shù)值仿真中靶板的毀傷形態(tài)以及破口尺寸、凹陷撓度以及射流頭部速度等數(shù)據(jù)，可以得出毀傷試驗和數(shù)值仿真的結果吻合較好，建立的數(shù)值仿真模型及選取的仿真參數(shù)具有較高的可信性，可以用于研究反潛魚雷戰(zhàn)斗部對潛艇目標毀傷的數(shù)值仿真研究。

3 反潛魚雷戰(zhàn)斗部對潛艇毀傷的數(shù)值仿真

根據(jù)目前典型反潛魚雷戰(zhàn)斗部結構[8]，建立其二維數(shù)值仿真模型，在此基礎上設計2種新型戰(zhàn)斗部結構分別為：圓錐+球缺藥型罩結構的戰(zhàn)斗部和雙球缺藥型罩結構的戰(zhàn)斗部如圖10所示，3種戰(zhàn)斗部均裝填B炸藥，裝藥量相同為35 kg，藥型罩材料為紫銅，厚度為8 mm，魚雷戰(zhàn)斗部前端的自導系統(tǒng)保證了聚能戰(zhàn)斗部的炸高，在其內(nèi)部填充空氣，3種戰(zhàn)斗部炸高相同為320 mm。

采用驗證后的數(shù)值仿真材料參數(shù)，分別進行3種聚能戰(zhàn)斗部對典型潛艇目標的毀傷數(shù)值仿真計算。仿真結果表明：在炸高一致時，3種聚能戰(zhàn)斗部的侵徹體接觸到目標時侵徹體的速度分布和形態(tài)如圖11所示、質量分布如圖12所示。

圖10 3種藥型罩結構的反潛魚雷戰(zhàn)斗部仿真結果圖Fig.10 Anti-submarine torpedo warheads with three types charge liner structure

圖11 3種侵徹體的速度分布和形態(tài)仿真結果圖Fig.11 Velocity distribution and morphology of the three infiltrating bodies

從圖11和圖12可以發(fā)現(xiàn)，圓錐+球缺組合藥型罩形成的侵徹體頭部速度最大為4 608 m/s，雙球缺組合次之，球缺最慢為4 040 m/s。圓錐+球缺組合形成的侵徹體前部細長，容易拉斷，后部杵體質量大，但沒有侵徹能力，導致藥型罩的利用率不高，有效射流轉化率僅為16.4%，而對于雙球缺組合藥型罩來說，侵徹體的速度梯度不大，射流不易拉斷，質量分布較為均勻，藥型罩利用率最高，有效射流轉化率為19.2%。3種聚能戰(zhàn)斗部均能穿透典型潛艇目標的殼體，侵徹體頭部速度隨時間的變化規(guī)律如圖13所示。

圖12 3種侵徹體的質量分布曲線Fig.12 The mass distribution of the three infiltrating bodies

圖13 3種侵徹體頭部速度曲線Fig.13 The head velocity of three infiltrating bodies changes with time

對于組合藥性罩來說，小藥型罩形成的侵徹體能夠為大藥型罩形成的侵徹體開辟空間，增大對殼體的破壞效果，從圖13中可以看出，在侵徹耐壓殼過程中，射流頭部速度不斷呈減小趨勢，之后趨于一個穩(wěn)定值，圓錐+球缺組合和雙球缺組合藥型罩聚能戰(zhàn)斗部侵徹靶板后的速度明顯大于球缺藥型罩的聚能戰(zhàn)斗部，因此組合藥型罩可增強侵徹后的后效，進而提高毀傷能力。同時圓錐+球缺組合藥型罩頭部速度衰減的最大近700 m/s，而球缺藥型罩速度衰減的最小僅為400 m/s，可見侵徹體在侵徹過程中，組合藥型罩的侵徹體在侵徹過程中損耗較大。

采用破孔尺寸和變形撓度表征潛艇毀傷時，含有球缺藥型罩的聚能戰(zhàn)斗部使?jié)撏んw產(chǎn)生破孔直徑為102.4 mm，且在破口中心處產(chǎn)生最大的撓度變形為202.5 mm。3種戰(zhàn)斗部中，圓錐+球缺組合使?jié)撏んw產(chǎn)生的破孔直徑最小為87.5 mm，而雙球缺組合藥型罩與球缺藥型罩產(chǎn)生破孔直徑相當，但潛艇殼體在3種戰(zhàn)斗部的爆炸產(chǎn)物及水壓作用下所產(chǎn)生凹陷變形量幾乎一致。

4 結論

1) 建立了反潛魚雷對典型潛艇毀傷的數(shù)值仿真模型。該模型仿真結果與經(jīng)典型潛艇靶板毀傷試驗結果吻合度較好，有較高的可信度。

2) 數(shù)值仿真結果表明：反潛魚雷聚能戰(zhàn)斗部可以使?jié)撏んw產(chǎn)生直徑為102.4 mm侵徹孔，并在水下爆破作用下使殼體產(chǎn)生大面積凹陷變形，在破孔處產(chǎn)生最大變形撓度為202.5 mm，可為評估反潛魚雷對典型潛艇目標的毀傷效應提供參考。

3) 與球缺型藥型罩相比，相同裝藥量下，圓錐+球缺組合藥型罩形成的侵徹體頭部速度最大，但杵體質量大，藥型罩利用率低；雙球缺組合藥型罩質量分布均勻，射流形態(tài)好，有效射流轉化率高。

4) 本文研究結論對新型魚雷聚能戰(zhàn)斗部設計具有重要參考價值，為提高反潛魚雷作戰(zhàn)能力提供了新的研究思路。