傅　磊，王偉力，李永勝，姜穎資

（海軍航空工程學(xué)院 兵器與科學(xué)技術(shù)系，山東 煙臺(tái)，264001）

組合藥型罩水介質(zhì)中成型的數(shù)值仿真

傅磊，王偉力，李永勝，姜穎資

（海軍航空工程學(xué)院 兵器與科學(xué)技術(shù)系，山東 煙臺(tái)，264001）

為提高魚雷戰(zhàn)斗部對(duì)大型艦艇的毀傷能力，提出一種環(huán)型-球缺/大錐角組合藥型罩作為魚雷串聯(lián)戰(zhàn)斗部的前級(jí)裝藥結(jié)構(gòu)，其結(jié)構(gòu)由周向的環(huán)型藥型罩與中心的球缺罩或大錐角罩組合而成。利用LS-DYNA有限元軟件對(duì)組合藥型罩水介質(zhì)中的成型機(jī)理進(jìn)行研究，對(duì)比分析2種起爆方式下錐角及曲率半徑對(duì)中心聚能罩水中成型的影響。仿真結(jié)果顯示，環(huán)型罩在水中可形成環(huán)形射流，用于目標(biāo)外殼體切割； 中心罩結(jié)構(gòu)變化對(duì)環(huán)型罩射流成型影響不大，中心截頂大錐角罩形成的桿式射流形態(tài)細(xì)長(zhǎng)，頭部速度較高； 球缺罩形成的桿式侵徹體較為粗短，速度梯度較小。

魚雷戰(zhàn)斗部； 藥型罩； 數(shù)值仿真

0　引言

現(xiàn)代大型水面艦艇水面以下部位采用多層防雷隔艙組成的舷側(cè)防護(hù)結(jié)構(gòu)［1］，潛艇采用高強(qiáng)度鋼及含水夾層的雙層殼體設(shè)計(jì)［2］，使得現(xiàn)代艦艇的抗爆抗沖擊能力大大提高。隨著目標(biāo)防護(hù)能力的不斷升級(jí)，魚雷戰(zhàn)斗部的研究熱點(diǎn)已由爆破型戰(zhàn)斗部向聚能聚爆、隨機(jī)定向及多模態(tài)多功效戰(zhàn)斗部發(fā)展［3］。目前，國(guó)外已研制裝備有采用定向聚能爆炸作用的魚雷戰(zhàn)斗部，如美國(guó)的“MK50”，英國(guó)的“旗魚”及法/意的“MU90”等。對(duì)于聚能裝藥成型毀傷元的水下作用機(jī)理，國(guó)內(nèi)學(xué)者也進(jìn)行了大量研究工作。其中大多集中在爆炸成型彈丸［4-7］及桿式射流［8-9］等方面。

在此背景下，提出1種環(huán)型-球缺/大錐角組合藥型罩，其結(jié)構(gòu)由周向的環(huán)型藥型罩與中心的球缺罩或大錐角罩組合而成。組合藥型罩中的環(huán)型聚能罩用來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)第1層殼體的大口徑切割開口，中心的球缺或大錐角聚能罩用于對(duì)目標(biāo)間隔結(jié)構(gòu)特別是水間隔目標(biāo)裝甲進(jìn)行后續(xù)侵徹毀傷，2種藥型罩結(jié)合以實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)的多模毀傷效應(yīng)。同時(shí)，將這種組合聚能裝藥結(jié)構(gòu)用于魚雷串聯(lián)戰(zhàn)斗部的前級(jí)裝藥，后級(jí)戰(zhàn)斗部沿環(huán)型藥型罩切開的孔洞進(jìn)入目標(biāo)內(nèi)部爆炸，最終實(shí)現(xiàn)對(duì)大型艦艇的高效毀傷。

前級(jí)研究表明，中空的環(huán)型聚能裝藥產(chǎn)生的環(huán)形射流對(duì)靶板有較好的切割作用，可以實(shí)現(xiàn)串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級(jí)的開口要求［10］。但其內(nèi)殼體匯聚形成的聚能侵徹體對(duì)后級(jí)戰(zhàn)斗部將造成侵徹毀傷，且切靶后環(huán)形射流在水介質(zhì)中速度迅速衰減，受到侵蝕磨損，失去后續(xù)侵徹作用。采用組合藥型罩作為魚雷串聯(lián)戰(zhàn)斗部的前級(jí)裝藥，可以消除對(duì)后級(jí)的侵徹毀傷，在保證對(duì)目標(biāo)外部殼體大口徑開口作用的同時(shí)，增強(qiáng)對(duì)目標(biāo)間隔防護(hù)結(jié)構(gòu)的侵徹作用。文中重點(diǎn)對(duì)水介質(zhì)中組合藥型罩的成型機(jī)理進(jìn)行研究，利用LS-DYNA有限元軟件對(duì)不同起爆方式下組合藥型罩水介質(zhì)中的成型過(guò)程進(jìn)行分析，對(duì)比不同曲率半徑及錐角對(duì)中心球缺罩及截頂大錐角罩成型的影響，為新型魚雷戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)提供參考。

1　有限元模型

1.1組合藥型罩模型

組合藥型罩由環(huán)型聚能罩環(huán)繞中心聚能罩結(jié)合而成。裝藥高度120 mm，環(huán)型藥型罩外徑480 mm，內(nèi)徑320 mm，錐角60o。中心聚能罩采用球缺罩及截頂大錐角罩兩種形式進(jìn)行對(duì)比。組合藥型罩模型見(jiàn)圖1和圖2。計(jì)算模型由裝藥、藥型罩、殼體、空氣域及水域組成，裝藥結(jié)構(gòu)外部為水介質(zhì)，藥型罩與水之間設(shè)置空氣介質(zhì)以提供一定炸高。為保證環(huán)形射流的成型，起爆方式設(shè)置為環(huán)形起爆、環(huán)形與中心組合起爆2種模式。按裝藥結(jié)構(gòu)尺寸建立1/4 3D模型，模型采用SOLID164實(shí)體單元，映射網(wǎng)格劃分，計(jì)算采用ALE算法，殼體為拉格朗日網(wǎng)格建模，單點(diǎn)積分算法，其他各部分均為歐拉網(wǎng)格建模，多物質(zhì)ALE（arbitrary lagrange-euler）算法。計(jì)算有限元模型見(jiàn)圖3所示。

圖1　環(huán)型-球缺罩模型Fig. 1　Model of annular liner-spherical segment liner

圖2　環(huán)型-大錐角罩模型Fig. 2　Model of annular liner-large cone angle liner

圖3　計(jì)算有限元模型Fig. 3　Computational finite element model

1.2參數(shù)選擇

裝藥為B炸藥，采用高能炸藥材料模型，JWL狀態(tài)方程［11］

空氣利用NULL材料模型和線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程來(lái)描述，密度ρ0=0.001 29 g/cm3。

殼體鋼材料采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。應(yīng)變率相關(guān)的JOHNSON-COOK模型將流動(dòng)應(yīng)力［11］表示為式中: εp為有效塑性應(yīng)變； 應(yīng)變率Tm為材料的熔化溫度，T0為室溫，且； A，B，n，c，m為與材料特性相關(guān)的參數(shù)。各項(xiàng)取值為A=792 MPa，B=510 MPa，n=0.26，

藥型罩材料為紫銅。選取適用于高壓區(qū)的STINGBERG材料模型與GRUNEISEN狀態(tài)方程來(lái)描述藥型罩在裝藥爆炸作用下的應(yīng)變行為。GRUNEISEN方程中定義壓縮材料的壓力表達(dá)式［11］

式中: C表示νS－νP曲線的截距； S1，S2，S3分別為νS－νP曲線的斜率系數(shù)； γ0及a分別為GRUNEISEN系數(shù)及其修正系數(shù)。參數(shù)取值為C=3 940 m/s，S1=1.49，S2=0.6，S3=0，γ0=1.99，a=0.47，密度取8.93 g/cm3，剪切模量為47.7 GPa［9］。

水介質(zhì)采用NULL材料模型，GRUNEISEN狀態(tài)方程。參數(shù)取值為C=1 480 m/s，S1=2.56，S2=-1.986，S3=0.2268，γ0=0.5，a=0，密度取1.025 g/cm3［9］。

2　數(shù)值仿真與分析

2.1組合藥型罩成型過(guò)程

為便于比較，以曲率半徑為17.8 cm的球缺罩及錐角為109o的截頂大錐角罩的2種組合藥型罩為例（兩者頂端距離裝藥頂部距離相同），圖4為兩者在環(huán)形起爆方式下水介質(zhì)中成型運(yùn)動(dòng)過(guò)程的數(shù)值仿真結(jié)果。環(huán)形起爆半徑與環(huán)型藥型罩自身對(duì)稱圓環(huán)面半徑相同，圖中可看到，裝藥起爆后，爆轟波一方面向下傳播，一方面向中心匯聚，由于裝藥的長(zhǎng)徑比較小，爆轟波首先到達(dá)環(huán)型藥型罩頂端，環(huán)型罩在爆轟壓力下匯聚壓合形成環(huán)形射流。同時(shí)，爆轟波以類似平面波的形式作用到中心罩壁面上，并繼續(xù)向中心匯聚。環(huán)形起爆方式下，裝藥結(jié)構(gòu)中的環(huán)型罩起到了一定的波形調(diào)整作用，有利于中心聚能罩的成型。

對(duì)比組合藥型罩中的2種中心罩的成型可以看到，爆轟波到達(dá)中心罩頂端時(shí)刻基本相同，但后續(xù)過(guò)程中球缺罩壓合程度較小，存在一定翻轉(zhuǎn)過(guò)程，頭部微元速度低，入水時(shí)刻較晚； 截頂大錐角罩壓合程度大，成型頭部微元速度較高，入水時(shí)刻早。2種中心罩的成型對(duì)環(huán)形射流的成型影響不大，在50 μs左右環(huán)形射流入水，由于環(huán)型藥型罩內(nèi)外罩結(jié)構(gòu)不對(duì)稱，環(huán)形射流存在一定偏斜趨勢(shì)，同時(shí)，成型的薄片狀環(huán)形射流頭尾速度梯度較大，隨著進(jìn)一步拉伸發(fā)生斷裂，頭部入水后速度衰減較快，受水介質(zhì)影響磨損侵蝕，很快失去后續(xù)侵徹作用。中心球缺罩形成的桿式侵徹體較為粗短，整體速度較低，但速度梯度小； 中心截頂大錐角罩形成的桿式射流較為細(xì)長(zhǎng)，速度梯度大。由于水的不可壓縮性，兩者頭部均出現(xiàn)一定程度的敦粗變形。

According to CT,the aortic calcification index was also significantly higher in patients with diabetes on hemodialysis than without diabetes[62].

圖4　組合藥型罩水介質(zhì)中成型過(guò)程Fig. 4　Formation process of combined liner in water

數(shù)值仿真結(jié)果表明，為保證魚雷串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級(jí)裝藥對(duì)目標(biāo)第1層殼體的開口作用，需要裝藥環(huán)形起爆以保證組合藥型罩中環(huán)形射流的成型。而曲率半徑及錐角的改變對(duì)環(huán)形射流影響不大，但將直接影響中心聚能罩的成型形態(tài)。下面重點(diǎn)研究環(huán)形起爆及環(huán)形+中心組合起爆2種方式下不同曲率半徑及錐角的中心藥型罩水介質(zhì)中的成型。

2.22種起爆方式下錐角對(duì)中心大錐角罩水介質(zhì)中成型的影響

根據(jù)裝藥尺寸，按截頂大錐角罩頂端與裝藥的距離不同分別取錐角α=164o，148o，134o，121o，109o，不同工況下的數(shù)值仿真結(jié)果如圖5～圖6所示。圖5為以速度云圖顯示的t=130 μs時(shí)刻不同錐角的中心大錐角罩在2種起爆方式下水介質(zhì)中的成型形態(tài)。

圖5　2種起爆方式下中心錐角罩水介質(zhì)中成型形態(tài)Fig. 5　Formation patterns of central large cone liner in two priming modes

圖6顯示了t=130 μs時(shí)刻中心截頂大錐角罩形成的桿式射流在長(zhǎng)度方向上的速度分布曲線。

經(jīng)過(guò)對(duì)比可以看出，圖5左側(cè)采用環(huán)形起爆方式的成型效果明顯優(yōu)于右側(cè)組合起爆方式。同一錐角下，圖6 （a）中的成型桿式射流在長(zhǎng)度上比圖6 （b）中的較長(zhǎng)，速度上也較高。這是因?yàn)橹行钠鸨谋Z波向下傳播時(shí)干擾了環(huán)形起爆的爆轟波對(duì)藥型罩的壓合作用，藥型罩頂部微元向下運(yùn)動(dòng)速度過(guò)快，藥型罩壁面向中心壓合不完全，使得侵徹體的成型變得不規(guī)則。錐角越大，藥型罩位置越低，這種影響作用越明顯。

在環(huán)形起爆方式下，錐角較大的截頂大錐角罩形成的桿式射流中心不密實(shí)，整體速度較低，且下端出現(xiàn)破碎狀，不利于其在水中的侵徹。隨著錐角的減小，藥型罩壓合形成較為細(xì)長(zhǎng)的桿式射流。

圖6　t=130 μs時(shí)刻桿式射流的速度分布Fig. 6　Velocity distribution of rod-liked jet（t=130 μs）

由圖6 （a）中可以看到，桿式射流的長(zhǎng)度隨錐角的減小而增大，頭部速度也隨之增高。當(dāng)錐角α=164o時(shí)，t=130 μs時(shí)刻桿式射流長(zhǎng)度為15.4 cm，頭部最大速度為3 021 m/s； 而當(dāng)錐角增大到α=109o時(shí)，t=130 μs時(shí)刻桿式射流長(zhǎng)度為55.8 cm，頭部最大速度達(dá)到7 286 m/s。在高度侵徹水介質(zhì)的過(guò)程中，桿式射流頭部產(chǎn)生變形，存在一定速度降，頭部附近區(qū)域出現(xiàn)磨損脫落的細(xì)小碎片。t=130 μs時(shí)刻速度較低（α=164o）的桿式射流有300 m/s左右的速度降，而速度較高（α=164o）的桿式射流的速度降達(dá)到了2 000 m/s左右。

2.32種起爆方式下曲率半徑對(duì)中心球缺罩水介質(zhì)中成型的影響

受裝藥尺寸限制，根據(jù)球缺罩頂端與裝藥頂端的距離確定中心球缺罩的不同曲率半徑，經(jīng)計(jì)算得到曲率半徑ρ分別取65 cm，34 cm，24.3 cm，20 cm和17.8 cm，不同工況下的數(shù)值仿真結(jié)果如圖7～圖8所示。圖7所示為t=130 μs時(shí)刻不同曲率半徑的中心球缺罩在2種起爆方式下水介質(zhì)中成型狀態(tài)。圖8顯示了t=130 μs時(shí)刻中心球缺罩形成的桿式侵徹體在長(zhǎng)度方向上的速度分布曲線。

圖7左側(cè)環(huán)形起爆方式下中心球缺罩的成型優(yōu)于同條件下的組合起爆方式（右側(cè)），其機(jī)理同2.2節(jié)類似。由于在組合起爆模式下曲率半徑為ρ=65 cm及ρ=34 cm的中心球缺罩成型不規(guī)則，圖8（b）僅列出了3種曲率半徑的速度分布曲線。環(huán)形起爆下的中心球缺罩形成長(zhǎng)度較短、直徑較粗的桿式侵徹體，對(duì)比圖7和圖8可知，桿式侵徹體的長(zhǎng)度隨著中心球缺罩的曲率半徑減小而增加，頭部速度也隨球缺罩曲率半徑減小而增大。曲率半徑較大時(shí)，侵徹體成型形態(tài)類似于帶有擴(kuò)展尾裙的爆炸成型彈丸（explosively formed projectile，EFP），速度梯度較小，整體速度低，頭部與水接觸的最前端呈球面狀； 曲率半徑進(jìn)一步減小，藥型罩形成桿式侵徹體，有利于水中的侵徹。由圖8（a）中可以看到，當(dāng)ρ=65 cm時(shí)，t=130 μs時(shí)刻侵徹體長(zhǎng)度為14.1 cm，頭部最高速度2 661 m/s。當(dāng)ρ=17.8 cm時(shí)，t=130 μs時(shí)刻桿式侵徹體長(zhǎng)度為35.5 cm，頭部最高速度5 119 m/s。

圖7　2種起爆方式下中心球缺罩水介質(zhì)中成型形態(tài)Fig. 7　Formation patterns of central spherical segment liner in two priming modes

對(duì)比圖5～圖8中心侵徹體成型狀態(tài)，截頂大錐角形成的桿式射流頭部速度較高，但直徑較細(xì)長(zhǎng)，適用于大間距水間隔裝甲結(jié)構(gòu)侵徹； 球缺罩形成的桿式侵徹體較為粗短，速度梯度較小，適用于短中間距水介質(zhì)的目標(biāo)間隔結(jié)構(gòu)侵徹。

3　結(jié)束語(yǔ)

圖8　t=130 μs時(shí)刻桿式侵徹體的速度分布Fig. 8　Velocity distribution of rod-liked penetrator（t=130 μs）

文中提出一種環(huán)型-球缺/大錐角組合藥型罩。其結(jié)構(gòu)由周向的環(huán)型藥型罩與中心的球缺罩或大錐角罩組合而成。組合藥型罩中的環(huán)型聚能罩用來(lái)實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)第1層殼體的大口徑切割開口，中心的球缺或大錐角聚能罩用于對(duì)目標(biāo)間隔結(jié)構(gòu)特別是水間隔目標(biāo)裝甲進(jìn)行后續(xù)侵徹毀傷，2種藥型罩結(jié)合以實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)結(jié)構(gòu)的多模毀傷效應(yīng)。通過(guò)研究可知，環(huán)形起爆方式下，中心罩結(jié)構(gòu)變化對(duì)環(huán)型罩射流成型影響不大。中心截頂大錐角形成的桿式射流頭部速度較高，但直徑較細(xì)長(zhǎng)； 球缺罩形成的桿式侵徹體較為粗短，速度梯度較小。

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（責(zé)任編輯: 楊力軍）

Numerical Simulation of Combined Liner Formation in Water

FU Lei，WANG Wei-li，LI Yong-sheng，JIANG Ying-zi

（Armament Science and Technology Department，Navy Aeronautical and Astronautical University，Yantai 264001，China）

To enhance damage effect of torpedo warhead on large warship，a combined liner with annular-spherical segment/large cone angle structure is taken as the front charging chamber of the torpedo tandem warhead. The combined liner is composed of an annular liner around and a spherical segment liner or a large cone angle liner in the center. The formation mechanism of the combined liner in water is analyzed by the software LS-DYNA. The influences of the cone and curvature radius on the formation of the central liner in water are investigated in two priming modes. Simulation results show that: the annular liner forms annular jet in water to cut first layer of target shell； the change of central liner structure has little influence on jet formation of the annular liner； the long and the thin rod-liked jet formed by the central large cone liner has a high head velocity，while the rod-liked penetrator formed by the central spherical segment liner has a short and thick shape and relatively small velocity gradient.

torpedo warhead； liner； numerical simulation

TJ630.2； TJ410.4

A

1673-1948（2015）05-0367-07

10.11993/j.issn.1673-1948.2015.05.009

2015-07-08；

2015-08-20.

傅磊（1987-），男，在讀博士，主要研究方向?yàn)槟繕?biāo)毀傷與終點(diǎn)效應(yīng).