摘 要：本文以聚能戰斗部對充液防護結構的毀傷為研究背景，運用ANSYS/LS_dyna分析了藥型罩壁厚和材料對充液防護結構毀傷效能的影響。結果表明：藥型罩壁厚在0.04D_k~0.06D_k之間形成的桿流對充液防護結構具有較優的侵徹性能，δ<0.04D_k，桿流成型結構較差，在水中的動能抗衰減性能較低，δ>0.06D_k，桿流初始動能低，穿透水層后的剩余能量小，無法形成較大的后效；藥型罩可采用純鐵、紫銅和鉭3種材料，其中純鐵桿流的侵徹能力最高，鉭射流的水中動能抗衰減性能最好，紫銅射流具有較好的綜合性能。

1.前言

多層裝甲與充液艙組合模式是現代常用的防護結構，常規的水下爆破戰斗部很難對其造成致命性的打擊。為了高效打擊水面目標，遂采用聚能戰斗部技術。現目前針對聚能戰斗部水下作用效應的研究較少，本文主要考慮藥型罩結構和材質對聚能射流毀傷充液防護結構的影響。

以半球型聚能戰斗部為設計依據，在戰斗部裝藥結構不變的條件下，通過數值計算的方法研究了不同壁厚、不同罩材的藥型罩對桿射流成型效果及桿流對充液防護結構毀傷效果的影響，得到了有利于侵徹多層充液防護結構的藥型罩壁厚范圍和材料。

2 桿流侵徹充液防護結構數值計算模型

2.1 半球形聚能戰斗部結構設計

為了研究桿式射流對充液結構的毀傷機理，文中設計了一種半球形聚能裝藥戰斗部，結構如圖 1所示。該戰斗部主裝藥采用B炸藥，裝藥直徑D_k和裝藥高度H均為5cm；藥型罩采用等壁厚的半球形結構，外球面半徑為R，內球面半徑為r，壁厚δ為內外球面半徑之差，即δ=R-r，材料為紫銅；起爆點位于主裝藥尾部中心位置處。

圖 1 桿式射流聚能戰斗部結構

2.2充液防護結構設計

本文所研究的充液防護結構為金屬板和水介質組成的多層復合結構，充液防護結構的具體結構如圖 2所示。由圖可知，該結構主要由液艙前、后壁面、后效靶、水和空氣組成，其中液艙內的水介質厚度為30cm，前壁面和后壁面厚度均為0.4cm，后效靶由3塊厚度均為1cm的等間距間隔鋼板組成，后壁面與后效靶之間為空氣介質。液艙壁面和后效靶均采用45鋼。

圖 2 充液防護結構示意圖

2.3數值計算模型與材料參數

運用ANSYS/ls-dyna有限元分析軟件建立了聚能戰斗部對充液防護結構侵徹的二維數值計算模型，如圖 3所示，該數值計算模型主要包含了聚能戰斗部、空氣和充液防護結構，計算中聚能戰斗部的侵徹炸高保持1倍裝藥直徑不變。采用Euler單元描述水、空氣、炸藥和藥型罩，靶板采用Lagrange算法，Euler單元和Lagrange單元運用流固耦合算法進行耦合，在空氣計算域邊界添加2D非反射邊界條件，防止沖擊波在邊界處形成壓力反射現象。模型采用g-cm-μs單位制建立，網格尺寸為0.05cm。

圖 3 數值計算模型

采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和*EOS_JWL狀態方程描述B炸藥，其材料參數如表 1所示；空氣和水均采用*MAT_NULL空白材料模型及*EOS_Gruneisen狀態方程描述，其材料參數如表 2所示；采用*MAT_Johnson_Cook模型和*EOS_Gruneisen狀態方程描述鋼板和藥型罩，具體材料參數如表 3所示。

2.4數值計算結果有效性驗證

為了驗證文中數值計算結果的準確性，進行了EFP水中飛行特性研究試驗，利用文中的數值計算方法和材料參數，建立了EFP侵徹水介質間隔靶數值模型，網格尺寸為0.05cm。不同時刻EFP在水中的侵徹過程對比如圖 4所示，可知數值計算結果體現了試驗中觀察到的水中氣腔形態的變化過程以及EFP的破碎情況，圖 5為EFP在水中的位移時間曲線對比情況，計算誤差在11%以內。可見，本文的數值計算方法以及材料模型能夠真實反映出聚能侵徹體對充液防護結構的侵徹過程。

3 桿流對充液防護結構毀傷機理分析

3.1桿流對充液防護結構的侵徹過程

聚能裝藥起爆后，半球形藥型罩形成了具有一定速度梯度的桿式射流，桿流在速度的驅動下依次對前壁面、水、后壁面和后效靶進行了侵徹。桿流對充液防護結構的侵徹過程中水中的壓力變化情況如圖 4所示，由圖6可知，可將桿流對充液防護結構的侵徹過程分為4個階段，其中階段Ⅰ為桿流對前壁面的侵徹，侵徹作用在前壁面中形成了一個初始應力波，并透射進水介質中；階段Ⅱ為水介質侵徹階段，桿流穿透前壁面后對水介質進行了侵徹，在水中形成了初始沖擊波，沖擊波以射流頭部與水的接觸點為圓心呈半球形傳播，桿流在水中不斷向前運動的同時，頭部附近的水被推開，使得水介質沿桿流入射方向的徑向運動形成氣腔，氣腔形狀隨時間的變化情況如圖 5所示，在桿流入水初期，氣腔呈對稱的圓錐形，隨著侵徹距離的增加，氣腔的長度和直徑逐漸增加，由于桿流在侵徹過程中逐漸變得細長，因此后期形成的氣腔直徑較小；階段Ⅲ為后壁面侵徹階段，此時桿流主要對后壁面進行侵徹；階段Ⅳ為桿流侵出階段，此階段桿流已經完全穿出液艙，并開始對后效靶進行侵徹穿孔，在此階段中水中氣腔不斷的膨脹，并擠壓充液結構前后壁面，使得壁面向外側產生了凸起變形。

3.2桿流形態變化與動能衰減分析

圖 6為不同時刻桿流的形態對比，可知桿流入水后在速度梯度的驅動下逐漸拉伸變長，同時由于水介質的阻礙作用，桿流頭部發生了質量侵蝕現象；在185μs時桿流的桿體和杵體發生了斷裂，隨著侵徹距離的增加，前級桿體被不斷侵蝕，長度逐漸減小，但是杵體在前級桿體開辟的水中空腔中行進，因此其形態和速度均未發生明顯的變化。

在侵徹過程中桿流的質量和速度是動態變化的，因此選擇整體動能作為桿流侵徹能力的考核指標，桿流侵徹充液防護結構過程中動能隨時間的變化曲線如圖 7所示。由圖可知，桿流在30μs時以7.6kJ的初始動能侵徹液艙前面板，隨著時間的增加，桿流的動能逐漸衰減，桿流穿透液艙后壁面后的剩余動能為1.7kJ，隨后桿流以1.7kJ的動能對后效靶進行了侵徹，最終在900μs動能衰減為0。對桿流在水介質中的動能衰減曲線進行擬合，可知桿流在水介質中運動其動能近似呈指數形式衰減。

表 4為桿流在不同侵徹階段的動能衰減統計結果，可知桿流在前壁面侵徹階段動能衰減速率最高，為0.1×106/kJ·s-1，分別是水介質和后壁面侵徹階段的5.85倍和8.85倍，由于水介質層的厚度最大，桿流在水介質侵徹階段的動能衰減量占初始動能的59.6%，可見水介質對桿流侵徹能力有很強的衰減作用。

3.3充液防護結構壁面載荷及毀傷分析

在液艙前、后壁面與水接觸一側取壓力載荷監測點，測點距桿流侵徹中心點的距離分別為2、3和4cm，壁面的壓力載荷時間曲線分別如圖 8、圖 9所示。從圖中可以看出，前壁面上的壓力具有很明顯的沖擊載荷特性，射流開始侵徹前壁面時，壓力迅速上升到峰值，隨后壓力又逐漸下降；而后壁面的壓力載荷曲線存在著多個壓力脈沖，其中第一個壓力峰值是（100μs左右）初始沖擊波傳播形成的，經過反射波和后續入射波的疊加又形成了數個峰值壓力，大約在250μs壓力又逐漸增加，這是因為此時桿流已經運動至后壁面附近，由于后壁面的阻擋作用，使得壓力載荷增加；當桿流穿出后壁面后，壁面的壓力載荷迅速降低。進一步研究發現壁面的壓力載荷具有明顯局部效應并且前壁面載荷高于后壁面，例如前壁面中距侵徹中心2cm位置處的壓力峰值是4cm處壓力峰值的5.7倍，在距侵徹中心2cm處，前壁面的壓力峰值是后壁面壓力峰值的7.7倍。

圖 10為前后壁面的整體位移響應曲線，當桿流和沖擊波運動至液艙壁面時，壁面在較短時間內產生位移響應，隨著侵徹時間的增加，位移也逐漸增加，最終趨于穩定。在整個位移響應期間，壁面的位移主要發生在桿流穿出后壁面之后的階段，即Ⅳ階段，此階段主要是水中氣腔的膨脹響應。可見，氣腔的膨脹是造成壁面變形的主要原因。

為衡量前壁面、后壁面的變形程度，以壁面中心為原點，厚度方向為Y軸，寬度方向為X軸，測量壁面不同位置處的變形量。充液結構前后壁面的變形量如圖 11所示，由變形曲線可以看出，在桿流侵徹、水中壓力和氣腔膨脹的共同作用下，壁面發生了穿孔和變形，前壁面的最大變形量為2.7cm，孔徑為1.4cm，后壁面的最大變形量為3.7cm，穿孔直徑為1.2cm。在距原點5.5cm半徑外的區域，壁面都向外側凸起變形，且前后壁面變形量相差不大；在半徑5.5cm范圍內，壁面在桿流侵徹作用下產生了破孔，但是破孔邊緣的翻轉方向不同，前壁面破孔邊緣是向著充液結構內側翻轉，而后壁面破孔邊緣是向著充液結構外側翻轉。

4藥型罩壁厚和材料對充液防護結構毀傷效果的影響

4.1藥型罩壁厚的影響

在藥型罩外球面半徑R=0.5Dk和裝藥結構不變的條件下，通過改變藥型罩內球面半徑r的大小，使藥型罩壁厚δ在0.02~0.1Dk（以0.02Dk為增量）之間變化，研究不同壁厚條件下，桿流對充液防護結構毀傷效果的影響。

為了對比分析桿流在侵徹過程中形態的變化，將桿流與液艙前壁面外側的接觸點作為侵徹原點，對比桿流在侵徹距離Dp分別為0、15、30cm時刻的形態變化。不同壁厚條件下，桿流（為了方便表述，將圖中不同形態的聚能侵徹體統稱為桿流）在侵徹充液防護結構時的形態變化如表 5所示，從表中可以看出隨著壁厚δ由0.02Dk增加至0.1Dk，桿流頭部初速度逐漸降低；當藥型罩壁厚為0.02Dk時，桿流結構呈封閉中空狀，在侵徹過程中桿流頭部出現了分叉現象，當侵徹了30cm后，桿流的桿體部分被完全侵蝕，只剩下尾部杵體；壁厚為0.04Dk和0.06Dk時，桿流成型效果較好，在侵徹過程中，桿流被充分拉伸，當侵徹了30cm后，桿流桿體和杵體所剩質量較多；壁厚為0.08Dk和0.1Dk時，桿流在侵徹過程中過早斷裂，且杵體所占質量比較大。

不同厚度藥型罩形成的桿流在穿水過程中的動能衰減情況如圖 12所示，從圖中可以看出不同壁厚條件下，桿流在水中的動能衰減程度不同，藥型罩厚度越小，桿流初始動能越高，動能衰減越快；藥型罩壁厚度越大，桿流動能越低，動能衰減越緩慢。可見，在裝藥結構不變的情況下，適當增加藥型罩厚度，能夠提高桿流在水中的動能抗衰減能力。

不同藥型罩壁厚條件下，充液防護結構前后壁面的變形量如13所示。由壁面變形量可以看出，在相同的藥型罩壁厚條件下，充液結構后壁面的變形量均大于前壁面。隨著藥型罩壁厚的增加，前壁面、后壁面的最大變形量都逐漸降低，當δ=0.02D_k時，前、后壁面的最大變形量分別為3.9cm、4.5cm，是δ=0.1D_k時前、后壁面最大變形量的2.3倍和1.5倍。主要由于藥型罩壁厚度越小，形成桿流的速度越大，氣腔獲得的能量越大，因此氣腔對壁面的擠壓作用越強。由此可見，在裝藥結構不變的情況下，選擇壁厚較小的藥型罩，能夠提高充液結構壁面的最大變形量。

表 6為桿流對壁面造成的穿孔直徑和后效穿深統計結果。由表7可知，增加藥型罩壁厚能夠提高前壁面的穿孔直徑，當藥型罩壁厚δ由0.02D_k增加至0.1D_k時，前壁面的破孔直徑由0.252D_k增加至1.11D_k；當壁厚δ在0.02D_k~0.06D_k時，后壁面的穿孔直徑變化不大，直徑在0.146D_k~0.206D_k之間，δ為0.08D_k和0.1D_k時，桿流在穿過水層后已經無法對后壁面造成穿孔破壞；通過后效靶穿深情況分析，只有δ=0.04D_k時，穿透后壁面的剩余桿流對后效靶造成0.2D_k的穿深。

綜合分析了不同壁厚條件下桿流成型效果和對充液防護結構的毀傷效能，可知藥型罩壁厚δ在0.04D_k~0.06D_k之間形成的桿流具有較好的侵徹性能；當δ<0.04D_k，形成的桿流結構較差，在水中的動能抗衰減能力較低，當δ>0.06D_k時，桿流初始動能較低，穿透水層后的剩余能量小，無法形成較大的后效。

4.2藥型罩材料的影響

在藥型罩壁厚為0.04Dk和裝藥結構不變的情況下，藥型罩選用鋁、純鐵、紫銅、鉭和鎢5種材料，研究藥型罩材料對桿流成型效果以及桿流對充液防護結構毀傷性能的影響。

不同材質的桿流在侵徹相同距離后的形態對比情況如表 7所示，可知鋁藥型罩形成的桿流頭部密實、尾部呈空心狀結構，鋁桿流的初速雖然較其余桿流高，但在侵徹了越10cm后就完全破碎，失去了侵徹能力；純鐵、紫銅、鉭3種藥型罩形成的桿流初始形態相近，由于純鐵的延展性較好，因此在侵徹了較遠距離后，桿流的形態依舊完整；鎢藥型罩形成了頭部密實帶有大錐角尾翼的EFP，隨著侵徹距離的增加，尾翼和頭部脫離，密實的侵徹體在侵徹過程中其形態變化較小。

不同材料藥型罩形成的桿流在侵徹水介質期間的動能衰減時間曲線如圖 14所示，從圖中可知，隨著侵徹時間的增加，桿流動能逐漸降低，在各自的侵徹后期，射流動能衰減幅度均放緩。鋁射流的入水動能最高，但是動能衰減曲線下降速度最快；鎢射流的動能衰減曲線斜率最低，說明鎢射流在水中動能抗衰減性能最好。

圖 15為不同材質的桿流對充液防護結構侵徹后前、后壁面的變形量對比情況，由圖可知，鋁桿流侵徹充液結構后，前壁面的變形量為3.7cm，是鎢桿流侵徹時的2.96倍；而鋁桿流對后壁面造成的最大變形量最小，變形量為2.3cm，其余桿流對后壁面造成的變形量相差不大，在3.8~4.1cm之間。

不同材質的桿流對壁面形成的穿孔直徑和后效靶穿深統計結果如表 8所示，從表中可以看出桿流對前壁面造成的穿孔直徑均大于后壁面，其中鎢桿流對前壁面造成穿孔直徑最大，為0.892D_k，其次為鋁桿流，前壁面穿孔直徑為0.418D_k，純鐵、紫銅和鉭3種桿流對前壁面造成的穿孔直徑相當，平均孔徑為0.25D_k；除了鋁桿流未對后壁面造成穿孔外，其余射流對后壁面造成的穿孔直徑相差不大，穿孔直徑在0.098D_k~0.162D_k之間。純鐵和紫銅材質的桿流在穿透后壁面后對后效靶任然具有0.6D_k和0.2D_k的侵徹穿深能力，說明該兩種材質的桿流在侵徹完防護結構后任然具有一定的毀傷能力。

通過對5種材質藥型罩成型的桿流效果與侵徹性能分析，選用純鐵、紫銅和鉭3種材料的藥型罩，其桿流成型效果較好，在穿透充液防護結構后任然具有一定的毀傷效能，可對艦船的內部結構造成毀傷。

5結論

本文基于ANSYS/ls_dyna有限元分析軟件，研究了半球形聚能戰斗部對充液防護結構的侵徹機理，并探討了藥型罩壁厚和材料對充液防護結構毀傷效果的影響，得到了如下主要結論：

（1）由于水介質的高阻性，桿式射流在水介質運動過程中形態和動能都不斷發生變化，桿流頭部發生了質量侵蝕現象，桿體長度不斷降低，其動能在水中呈指數形式衰減。

（2）桿流侵徹充液防護結構時，壁面壓力具有明顯的局部載荷特性，并且前壁面壓力載荷高于后壁面；桿流對壁面主要造成了穿孔破壞，水中氣腔的膨脹是前、后壁面向外側凸起變形的主要原因。

（3）在裝藥結構和藥型罩材質不變的條件下，藥型罩壁厚在0.04Dk~0.06Dk之間，形成的桿流具有較好的侵徹性能，當δ<0.04Dk時，形成的桿流結構較差，在水中的動能抗衰減性能較差，當δ>0.06Dk時，桿流初始動能較低，穿透水層后的剩余動能小，侵徹后效低。

（4）當裝藥結構和藥型罩壁厚不變時，藥型罩可選用純鐵、紫銅和鉭3種材料，桿流的成型效果較好，其中鐵射流的穿深后效最大，鉭射流在水中的動能抗衰減能力最好，紫銅射流具有良好的綜合性能。