成型裝藥水下大炸高對多層間隔靶的侵徹威力

楊 珊，王樹山，王韞澤，桂秋陽，曾 晶，鄭燦杰，賈曦雨

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081；2.航天科工智能運籌與信息安全研究院(武漢)有限公司，湖北 武漢 430040；3.山東特種工業集團有限公司，山東 淄博 255201)

引 言

現代艦船為了對抗水下武器攻擊，一般都增設了抵抗水下爆炸的防護結構。典型防護方案是船底外板和第二層底之間裝壓載水的雙層底方案和三層底方案，使艦船的生存力得到了很大的提高，同時也為如何高效毀傷船舶結構提出了新的課題[1,2]。為有效提高對現代艦艇的毀傷能力，在提高水中兵器制導精度和命中概率的基礎上，采用成型裝藥戰斗部成為水中兵器發展的一個重要方向[3]。成型裝藥產生的具有極強局部侵蝕與破壞威力的聚能射流或爆炸成型彈丸等，能夠對裝甲等堅固目標造成穿孔式破壞并形成后效毀傷，可以破壞艦艇裝甲和內部縱深方向的設備和結構[4-5]。實際戰場情況復雜，水中兵器與艦船彈目交匯時常為大炸高條件[6]。由此可見，成型裝藥水下大炸高條件下侵徹多層間隔靶研究具有重要的工程實用價值。

國內外對成型裝藥的侵徹行為進行了大量的研究，目前空氣中成型裝藥的特性研究較為完備，而有關水中成型裝藥侵徹的研究較少，且多偏重于小炸高條件下的機理研究。在空氣中Jet絕對穿深大、孔徑較?。籈FP絕對穿深不如射流，但孔徑大，且對炸高不敏感；JPC的侵徹深度和孔徑等均介于二者之間[1,7]。梁爭峰[8]、陳少輝[9]等建立了成型裝藥射流侵徹間隔靶數值模型，研究了間隔靶對射流的影響并給出了射流侵徹間隔靶的公式。HU Feng 等[10]基于LS-Dyna進行了聚能裝藥射流侵徹混凝土類靶的相關研究；李明星[11]、Zaki S等[12]研究了藥型罩材料結構和炸藥類型對聚能裝藥侵徹效能的影響；ZHOU Fang-yi等[13]基于LS-Dyna進行了錐形和球形聚能裝藥水下爆炸仿真研究；郭雁潮[14]進行了聚能裝藥對艦船典型靶板的毀傷特性研究；Ladov S V等[15]研究了變厚度錐形和半球形藥柱形成聚能裝藥射流的數值分析；Zhang Z等[16]研究了不同成型裝藥水下近場對平板爆炸損傷響應的影響；Pai V V等[17]研究了聚能裝藥射流形成過程中錐形藥型罩的不穩定性; JIA Xin等[18]、GUO H等[19]則研究了聚能射流對運動目標和鋼靶的侵徹。盡管如此，已有研究尚不能有效解決成型裝藥水下大炸高條件下侵徹多層間隔靶的問題。

本實驗針對成型裝藥水下大炸高條件下對間隔靶的侵徹能力進行研究，通過改變藥型罩形狀，分別建立了典型射流、桿式射流和爆炸成型彈丸水下大炸高條件下侵徹多層間隔靶的數值仿真模型，得到其基本規律和威力性能，在此基礎上，針對半球罩桿式射流進行深化研究，分別建立頂厚邊薄和頂薄邊厚的漸變壁厚藥型罩桿式射流模型進行計算，并針對頂厚邊薄的漸變壁厚藥型罩算例進行試驗驗證，以期支撐和推動水下高效毀傷技術創新發展。

1 數值仿真模型與計算

1.1 成型裝藥與靶標設計

根據一定的工程背景，設計的成型裝藥以B炸藥為主裝藥，裝藥直徑72mm，裝藥高度130mm，鋼質殼體壁厚2mm，紫銅藥型罩等壁厚2mm。為有效檢測侵徹能力并考慮工程背景，設計的多層間隔靶共6層，其中第一層主靶板為6mm厚Q235鋼板，其余5層輔靶板均為3mm厚2A12鋁板，依次編號為靶板1～6，靶板間距均為100mm。炸高由130mm空氣間距和500mm水中作用距離組成(合計接近9倍裝藥直徑)，其中空氣間距可保證侵徹體的形成或成型，并符合戰斗部的實際狀態。

1.2 模型建立和邊界條件

計算模型由殼體、裝藥、藥型罩、空氣、水、多層間隔靶組成，考慮成型裝藥的回轉體特性，出于平衡計算精度與計算網格數量矛盾的角度，將模型優化為2D模型，即模型關于軸線對稱，模型示意圖見圖1。

圖1 計算模型示意圖

仿真過程中，采用AUTODYN2D流固耦合計算方法，將戰斗部殼體、靶標作為固體部分，空氣、水域作為流體部分，考慮裝藥起爆后以及藥型罩受壓后的流體特性，將此兩部分也做流體處理。射流在水中向前飛行，對靶板進行侵徹，觀察對其作用情況。

網格尺寸為1mm×1mm；整個流體域關于X軸對稱，尺寸為1400mm×100mm(1/2 2D模型)；起爆點設立于裝藥模型的頂部中心位置。在流體域除對稱邊界外其他邊界處添加無反射邊界。

1.3 材料模型

計算過程中選用的材料在AUTODYN軟件材料庫中均有成熟模型，選用情況如表1所示。

表1 材料模型

1.4 算例

為對比Jet、JPC和EFP3種類型侵徹體的侵徹能力，通過調節藥型罩來建立同一裝藥條件下的3種算例，如表2所示，藥型罩及裝藥結構如圖2所示。

表2 算例方案

圖2 藥型罩及裝藥結構示意圖

1.5 結果與分析

由仿真結果可知，桿式射流侵徹能力最強，射流次之，EFP侵徹能力最低。如圖3所示，A1(Jet)算例射流穿透了靶板1～3，到達靶板4時形態已經耗散，不再具備侵徹能力，對靶板4造成塑性變形；A2(JPC)算例桿式射流穿透靶板1～4后，零星射流連同靶板4的飛散物對靶板5造成塑性變形；A3(EFP)算例EFP穿透了靶板1和2，未對靶板3造成形變。

圖3 3種算例對靶板的侵徹結果

100μs時3種算例的侵徹體形態如圖4所示，侵徹過程中侵徹體穿靶速度如圖5所示。從侵徹過程來看，Jet成形過程中拉伸均勻，形成的射流較為細長，成形初期速度較高，但在水層運動中速度降低快，在復雜流體域以及較高的速度差作用下斷層明顯，這一情況也造成了侵徹過程中射流的質量耗散明顯，降低了其侵徹能力，其到達靶板4時雖然仍有侵徹體微元速度較高，但形態已經耗散，不再具備侵徹能力；JPC初始速度較射流較低，在運動過程中斷層情況相較射流質量均勻，每段斷層的射流都具備侵徹能力，存在二次甚至多次侵徹的可能，質量耗散相對較少，具有更穩定的侵徹能力，其到達靶板4時速度雖然略低于射流，但仍能穿透靶板4并對靶板5造成塑性變形；EFP相對其他侵徹體成形初期速度較低，且在運動過程中受水介質阻力影響大、成型性差、速度下降快，抵達靶板1時速度已經較低，僅穿透2層靶板，侵徹能力較低。

圖4 3種算例侵徹體形態

圖5 3種算例侵徹速度

2 變壁厚半球罩計算

2.1 算例設計

在同等裝藥條件下，通過改變藥型罩結構形式可以有效提高射流的侵徹能力和開孔能力[20]，為了提高桿式射流的侵徹威力，保證相同藥型罩質量和裝藥半徑，在A2基礎上增加兩個算例如表3所示，藥型罩如圖6所示，其余條件不變。

表3 算例設計

圖6 半球藥型罩示意圖

2.2 仿真結果與分析

由仿真結果可知，頂厚底薄半球罩桿式射流對于靶板有更強的侵徹能力；3種算例的靶板侵徹結果如圖7所示。由圖7可知，JPC-1射流穿透主靶板后又穿透了3層輔靶板，零星射流連同靶板4的飛散物對靶板5造成塑性變形；JPC-2射流穿透主靶板后又穿透了4層輔靶板，并低速對靶板6造成塑性變形;JPC-3穿透了主靶板后又穿透了2層輔靶板，對靶板4造成塑性變形。由此可見，JPC-2穿透主靶板后的后續侵徹能力比JPC-1提升了25%左右，JPC-3則比JPC-1降低了25%左右。

圖7 3種算例的靶板侵徹結果

射流形成過程中桿式射流整體細長，形態相似，如圖8所示。由圖8可知，與等壁厚的JPC-1相比，JPC-2射流拉伸均勻，斷裂較晚，提升了射流的有效侵徹質量和動能；JPC-3射流質心的位置向杵體靠近,杵體和兩翼部分明顯逐漸粗大，射流斷裂較早，導致侵徹能力下降。

3 試 驗

采用試驗戰斗部在水域條件下對間隔靶進行侵徹，并對被侵徹靶板進行觀測及分析，獲得射流能夠侵徹的靶板層數，用于驗證在水域條件下漸變壁厚藥型罩桿式射流的靶板毀傷能力，與對應算例的計算結果進行對比分析，為數值模型的正確合理性以及仿真結果的準確有效性提供試驗依據。

3.1 試驗方案

試驗在2.5m×2.5m×3m的方形水池中進行，試驗布置如圖9所示。試驗戰斗部裝藥為注裝B炸藥，裝藥質量約為0.78kg，裝藥直徑72mm；傳爆藥柱2發，成分為鈍化RDX，質量約10.3g；試驗靶標采用多層間隔結構，共6層，由靶架控制間距，每層間距100mm，靶板1為6mm厚Q235鋼板，靶板2～6為3mm厚2A12鋁板；戰斗部垂直安裝于第一層靶板中央，炸高為630mm。為保證試驗數據可靠性，選擇對一種工況進行重復試驗，共進行2發水中爆炸試驗，工況按仿真JPC-2所設。

3.2 結果與分析

試驗后靶板如圖10所示，試驗參數與仿真數據對比如表4所示，兩發試驗的射流均穿透了靶板1～5，并造成了靶板6輕微變形，與仿真結果相一致。

圖10 試驗后靶板照片

表4 試驗參數與仿真數據對比

由于仿真計算中采用2D等效方案，因此在穿孔過程中，靶板被花瓣形撕裂的效果無法完全復原，本實例中的開孔尺寸以靶板開孔后靶板的明顯折點處尺寸進行統計。

表4可知，仿真得到的破孔數據與試驗對比可以看出其破孔大小比例，各靶開孔趨勢有較高的一致性，可以說二者吻合度和一致性良好，從而可以認為數值仿真模型正確合理，仿真結論可信。

4 結 論

(1)水下大炸高條件下同一成型裝藥結構的JPC，比Jet抵抗水介質和多層靶干擾、耗散能力強，比EFP速度高、存速能力強，對多層間隔靶具有相對最強的侵徹能力。

(2)頂厚邊薄的漸變壁厚半球罩相比等壁厚半球罩的JPC，拉伸均勻，提升了有效侵徹質量和動能，能夠顯著提高侵徹能力，所研究實例穿透主靶板后的后續侵徹能力可提高25%左右。