典型含水復合結構在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷

王長利，周 剛，馬 坤，陳春林，戴湘輝，馮 娜，李虎偉

（西北核技術研究所，西安 710024）

0 引 言

伴隨聚能型水中兵器的發展，為提高戰斗部的作戰效能以及水中兵器的生存能力，國外對于聚能侵徹體在水介質中的運動以及聚能裝藥的設計開展了相關研究。Lampert[1]通過使用氣炮發射圓柱形彈丸侵徹水的方式研究了水對于高速侵徹體的影響，得到了不同水層厚度對圓柱形彈丸的速度衰減以及彈丸的墩粗變形規律。Janzon[2]通過實驗和數值計算研究了EFP在水中運動的情況，對比了銅和鉭兩種藥型罩的效果，給出了優化的聚能戰斗部模型參數。Blanche[3]對比了EFP及聚能桿式彈丸對含水目標的侵徹效果，給出了不同方案的設計方法。從文獻調研情況可以看出，國外對聚能侵徹體的理論研究以及實驗研究均起步較早，實驗手段完善，但近年來，再無公開報道。

國內對該問題的研究主要集中在實驗與數值計算方面。葉本治、李成兵[4-5]等分析了聚能戰斗部爆炸以及高速彈丸在水介質中的相似特性。他們認為水下高速彈丸（射流）運動規律及破甲能力，滿足幾何相似和弗魯德相似準則，彈丸對復合靶板的侵徹深度遵循相似律準則。楊莉、葉本治、裴明敬、王團盟[6-9]等研究指出，聚能侵徹體在水中運行速度呈指數衰減，運動過程會產生空化，同時，后效的毀傷與侵徹體的速度和質量密切相關。這些研究成果為應用于水中的聚能裝藥設計提供了有力的支持，為開展模擬實驗研究提供了依據。但以上研究大多基于數值計算和地面模擬實驗，并未在水中進行過全面的研究，與實際使用情況不同。

聚能裝藥水下爆炸產生的主要載荷是聚能侵徹體和水下爆炸沖擊波，其對含水復合結構的毀傷主要為聚能侵徹體對鋼+水+鋼的貫穿以及水下爆炸沖擊波的聯合毀傷。本文通過水下爆炸實驗和數值模擬，對典型含水復合結構在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進行了研究。該工作可為水中聚能裝藥技術研究以及水中結構抗沖擊設計提供參考。

1 實驗設計

本文針對兩種典型含水復合結構（下稱復合結構）在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進行研究。復合結構如圖1所示，包括前板、后板、水艙以及后效靶組成，前板和后板之間為一定厚度的水層，后效靶放置在密封箱體中，周圍介質為空氣不同的含水復合結構的水層與靶板厚度不同。

聚能裝藥如圖2所示，其直徑為108 mm，高度為109 mm，采用高能裝藥，裝藥為3 kg TNT當量，藥型罩為變壁厚設計，直徑85 mm，質量260 g，材料為紫銅。聚能裝藥采用波形控制器實現多點起爆，確保成型穩定。

圖1 復合結構示意圖Fig.1 Water partitioned structure diagrammatic sketch

圖2 聚能裝藥及波形控制器Fig.2 Shaped charge and shock wave controller

圖3 典型含水復合結構Fig.3 Water partitioned structure

典型含水復合結構如圖3所示，具體參數見表1。實驗彈安裝在薄殼密封筒體內，距離水艙前板121 mm。兩種典型結構的前板（1#靶）為3 mm厚Q235鋼，后板（2#靶）分別為13.5 mm厚45#鋼和10 mm厚921A鋼板，水層厚度分別為667 mm和250 mm。密封箱體中放置有5層6 mm后效靶，材料為Q235鋼，后效靶之間間隔10 mm，用于考核聚能侵徹體的貫穿水艙后板后的侵徹能力。

表1 含水復合結構參數Tab.1 The parameters of water partitioned structure

實驗系統組成及測點布局如圖4所示，在距離爆心為0.5 m、1 m和3 m位置上安裝壓力傳感器，測量水中自由場沖擊波壓力；在復合結構中的侵徹通道上布置銅箔探針，測量聚能侵徹體在水介質中的運行速度；在前板及后板上距離聚能裝藥中心線0.1 m處分別布置PVDF薄膜壓力傳感器，測量靶板表面的反射壓力。實驗水池直徑11 m，深度10 m，實驗中，典型結構放置于水面以下3.5 m位置。

圖4 實驗系統組成及布置Fig.4 Sketch of the experimental setup

圖5 No.1結構破壞情況Fig.5 Damage of water partitioned structure in test 1

2 實驗結果

第一發實驗中，靶板的破壞情況如圖5所示，水艙前板呈花瓣型撕裂孔，背面外翻，卷邊處有彈坑和銅跡，孔徑水平230 mm，垂直220 mm。后板發生脆裂，靶板內陷，中心有圓孔，四周有四條主裂口，拼合碎裂后，可以還原穿孔形態，中心部位貫穿孔徑約47 mm。密封箱體內的3#～5#后效靶被穿透，穿透厚度共計18 mm，7#靶背板上有輕微隆起，箱體六面發生內凹。

第二發實驗，靶板破壞情況如圖6所示，水艙前板嚴重撕裂，背部外翻，孔徑約300 mm，卷邊有一處明顯銅殘留，破孔上側破壞嚴重，下側有較輕鋁殼壓痕；后板破孔略偏上，形狀為橢圓，水平尺寸31 mm，垂直尺寸43 mm，靶板內陷，侵徹體穿透后板后，又穿透了整個密封箱體，穿透后效靶厚度總計為36 mm。最后一塊靶板上的穿孔為近似三角形的不規則孔，整個箱體六面內陷。

侵徹體穿越水層后的速度是決定其侵徹能力的主要因素，因此在水艙后板前安裝有銅箔測速探針，根據侵徹體通過兩層導通的銅箔的時間可以得到侵徹體的速度。實驗結果統計如表2所示。

圖6 No.2靶板破壞情況Fig.6 Damage of water partitioned structure in test 2

表2 實驗結果Tab.2 Results of the experiments

3 結果分析

3.1 結構破壞分析

從實驗結果上看，兩種典型復合結構水艙后板和后效靶都產生了較為嚴重的穿孔，孔徑約為聚能裝藥直徑的1/3，箱體受壓力作用而產生塑性變形，向內側凹陷。對于667 mm水層結構，侵徹體在后板上穿孔之后，穿透后效鋼板厚度為18 mm；而對于250 mm水層結構，侵徹體穿透復合結構后板以后，可再穿透6塊總計36 mm Q235間隔靶，并有一定余速。從侵徹體穿越水層后的余速看，實驗2的侵徹體速度為2 440 m/s，實驗1的侵徹體速度為2 018 m/s，水層對侵徹體的速度衰減起到了較為明顯的作用。

實驗中，水艙前板出現了約Φ230 mm的孔洞，同時伴有明顯的撕裂痕跡，分析認為，水艙前板不僅遭受了侵徹體的破壞，而且還受到炸藥爆轟產物的作用。由于前板較薄（3 mm），其抗沖擊和抗拉伸能力較弱，因此，其穿孔破壞形式可以歸類為瓣裂穿孔，并且隨后遭受炸藥爆轟產物的作用，前板被嚴重撕裂，從而形成直徑遠遠大于侵徹體直徑的侵徹孔洞。

兩發實驗的水艙后板厚度不同，從結果可以看出，后板上均呈現了Φ30～40 mm孔洞，并且孔洞前后均有明顯的材料熔化、飛濺的痕跡，顯示了高速撞擊下材料的類流體性質。921A靶板中心為規則的圓形孔洞，而45#鋼靶板在受到侵徹時伴隨著沿侵徹孔向四周方向的碎裂，開裂情況嚴重，中心孔附近有大塊碎片崩落，經過收集拼接能夠還原侵徹孔。由于45#鋼材料的韌性較差，在高速侵徹過程中容易發生斷裂，而921A具有較高強度的且同時保持較好的韌性，故在侵徹過程中僅在中央形成孔洞。

3.2 沖擊波壓力

沖擊波垂直作用于剛性壁時，發生正反射。反射壓力可按空氣中爆炸方法進行計算。

入射沖擊波波陣面參數與反射波陣面的壓力與密度的關系式為[10]：

式中：p1、 ρ1為入射波陣面的參數；p0、 ρ0為未擾動水的參數；p2、 ρ2為反射沖擊波陣面參數。

沖擊波壓力與密度關系：

水的等熵方程：

式中：n=7.15～8.0—常數；A=299～386 MPa—常數。

根據水中沖擊波選取不同的壓力與密度關系式以及水的等熵方程，將方程（1）、（2）、（3）式聯立，因 p1、p0、 ρ1、 ρ0已知，故可以求出 p2、 ρ2。

根據水下爆炸相似理論公式[11]：式中：Pm為壓力峰值，MPa；對于 TNT，k=53.3，α=1.13；W 為炸藥的 TNT 當量，kg；R 為爆心距離，m。

根據實驗測點布置，測點偏離侵徹軸線100 mm，對于667 mm水層結構，P1距離爆心200 mm，P2距離爆心850 mm，對于250 mm水層結構，P1距離爆心200 mm，P2距離爆心的430 mm。實驗后的結構壁面反射沖擊波壓力峰值及自由場壓力測量與計算結果如表3所示。

表3 自由場及壁面反射沖擊波峰值Tab.3 Peak free field pressure and reflected blast wave pressure

P1、P2為沖擊波在剛性壁表面的反射，P3～P5為水中自由場壓力峰值。從表中可以看出，壁面反射的壓力以及自由場壓力與理論估算均相差不大，由于裝藥為薄殼，而藥型罩僅對正向的壓力分布有影響，因此，裝藥形式（是否為聚能型）對其側向自由場壓力的影響可以忽略。兩發實驗中，水艙前板壁面壓力均超過了1 GPa，這已經遠超過了實驗用鋼板（Q235鋼）的破壞強度，因此這也是水艙前板產生嚴重的撕裂的主要原因。沖擊波透過水艙前板和水層，傳遞到復合結構后板表面，并發生反射，此時，沖擊波經過水層的衰減，下降至200～450 MPa，已不足以使復合結構后板產生撕裂。

以667 mm復合結構為例，分析壓力波形變化。圖7為結構壁面反射壓力波形，從圖中可以看出，沖擊波過后，水艙前板上的PVDF（P1）由于靶板的撕裂而遭到破壞，很快就失效了，但其壓力上升部分清晰有效。水艙后板上的壓力有多次振動，這是由于沖擊波陣面在界面上多次反射以及應力波在鋼板中傳播，致使水艙后板附近點的沖擊波壓力不規則振動造成的。圖8為裝藥側向自由場的壓力結果，由圖可以看出，其與非聚能裝藥的結果（經驗公式）相近，衰減趨勢也基本相同。由于該裝藥的外殼為2 mm鋁殼，其對裝藥側向爆炸的能量影響不大。

圖7 No.1靶板表面壓力波形Fig.7 Surface pressure of the target in test 1

圖8 No.1自由場壓力波形Fig.8 Free filed pressure in test 1

3.3 水艙后板表面沖量分析

（1）自由場沖量

在水下爆炸過程中，設炸藥在無限水介質中爆炸，忽略重力影響，基于量綱關系，基爾克烏特—別澤理論給出的自由場沖量的近似公式為[12]

式中：I為單位面積上的自由場沖量，kPa·s；W為炸藥裝藥量，kg；R為爆心距，m；對TNT而言，C=5.75，γ=0.89。

（2）結構表面沖量

將水艙后板看作四周固支方板，水下爆炸沖擊波與板的相互作用，是造成結構毀傷的主要原因之一。假定材料為理想剛塑性，水介質為不可壓縮理想流體，水介質與板以相同的速度運動，不考慮板端部的影響，忽略空氣阻力的影響，有[13]

將牛頓第二定律應用于平板運動，可以得到結構表面獲得的沖量

式中：θ為衰減時間常數；pm為峰值壓力；；Ic為結構壁面獲得的沖量。

將相關參數代入公式（5）、（8）中，可以得到兩種復合結構的后板表面沖量，具體如表4所示。從結果可以看出，同一結構中，結構表面沖量Ic遠小于自由場沖量I，這是由于板的運動造成的，從計算公式上可以看出。隨著水層厚度的減少，結構表面的沖量也有較大增加，這個沖量是造成水艙后板產生大塑性變形（內凹）的主要原因。根據實驗后測量后板結構的中心位移情況來看，由于結構表面沖量Ic計算過程中考慮了板的運動，與實驗情況更為接近。

表4 水艙后板表面沖量計算結果Tab.4 Results of the impulse on backboard by computation

3.4 水艙后板及后效靶的破壞過程

以667 mm水層結構為例，按照實驗模型對多層間隔后效靶的侵徹破壞過程進行數值計算分析，結果如圖9所示。爆炸后聚能裝藥產生長徑比約為3：1，頭部速度約3 000 m/s的高速侵徹體后，貫穿水艙前板，進入水層。高速侵徹體在穿越水層過程中，由于空化作用，形成空腔，侵徹體在空腔中運行[14]。侵徹體頭部由于受到水介質的沖擊作用，發生質量堆積與墩粗，同時伴隨有質量侵蝕，侵徹體長度因此逐漸縮短。

圖9 侵徹體對靶板的侵徹過程Fig.9 Penetration of penetrator on the targets

在t=600 μs時，侵徹體穿透了667 mm厚的水介質層，開始對多層后效鋼靶進行侵徹。侵徹體質量被嚴重侵蝕，此時侵徹體質量只占侵徹初期的20%～30%，速度也只有初速的60%左右。對多層后效靶的侵徹效果就取決于殘余侵徹體的質量和速度。

在t=630 μs時，侵徹體貫穿水艙后板，水艙后板穿孔直徑約29 mm。與此同時，水艙后板整體由于壓力的作用，向內發生凹陷。在經歷大約300 μs后，侵徹體一共貫穿了3層共計約18 mm的后效靶，其剩余質量和速度都已經無法再對靶板造成侵徹破壞。數值計算得到的靶板穿孔與凹陷情況與實驗基本相同，證明數值計算的可靠性。

3.5 侵徹體在水介質中的速度及質量變化規律

根據數值計算結果，侵徹體頭部速度與侵徹體運行距離的關系如圖10所示，設復合結構前板所在位置為0 mm。從圖中可以看出，可將侵徹體速度按照頭部所處位置分為三段：入水前、水中以及出水后。入水之前，侵徹體在成型過程中，速度逐漸增加，最高到約3 400 m/s，當頭部撞擊前板后，頭部速度發生下降。進入水中后，彈體速度呈指數形式逐漸衰減。頭部出水后，在“出水點”與水艙后板以及后效靶作用，速度急劇下降，直至停止。

根據文獻[7]，侵徹體的速度變化可以用以下公式描述：

圖10 侵徹體在水中的速度變化規律Fig.10 Decay of penetrating velocities in water

式中：A、B、C為實驗擬合曲線系數；u0為入水初速度，ux為侵徹體在水中位置x處的速度。根據實驗和計算的結果，本文研究的侵徹體在水介質中的運動速度為：

由于侵徹體與鋼板的作用以及水層對彈體的侵蝕，侵徹體的質量也在不斷的發生變化，以667 mm水層為例，侵徹體質量隨距離的變化如圖11所示。藥型罩與殘余侵徹體的對比如圖12所示，藥型罩質量為260 g，在侵徹體成型過程中，藥型罩有一定的質量損失，約80%的質量形成侵徹體，當其與前板作用后，剩余質量約為藥型罩質量的40%，此時，侵徹體進入水中，由于頭部和水接觸作用，質量呈指數形式衰減，慢慢趨于緩慢。試驗后，對回收到的侵徹體進行稱重，剩余質量約50 g，占藥型罩質量的20%，殘余侵徹體略呈橢圓型，直徑約30 mm，小于實驗中靶板的穿孔。

侵徹體速度以及質量的變化導致侵徹體動能的變化，侵徹體穿越水層后的殘余動能決定了其對后板以及后效靶的侵徹能力。

圖11 侵徹體質量比隨水中距離的變化Fig.11 Decay of penetrator mass in water

圖12 藥型罩與回收殘余彈體Fig.12 Liner and residual projectile

3.6 不同水層厚度對結構的侵徹的影響

保持前板及后板的厚度不變，對不同水層厚度的彈體侵徹情況進行了分析。后板的破壞情況如表5所示。可以看出，隨著水層厚度的增加，出水后，侵徹體穿透的總鋼板厚度逐漸減少，當水層厚度為1 000 mm時，后板不能造成穿孔。后板的中心永久位移隨水層厚度的增加，逐漸減少，這是因為隨著水層厚度的增加，后板所受到的沖擊波沖量逐漸減少，因此，其中心永久位移有逐漸減少的趨勢。圖13為不同水層厚度對應的后板以及后效靶的毀傷情況。

表5 不同水層厚度情況下水艙后板的破壞情況Tab.5 Damage of the combined targets under different condition

圖13 不同水層厚度時后板及后效靶的破壞對比Fig.13 Damage of the backboard and the effective pates in the box

3.7 侵徹路徑上的結構壁面壓力

由于水艙后板侵徹路徑上的壓力變化難于測量，其又是結構穿孔毀傷的主要因素，通過計算，對水艙后板壓力變化進行了數值計算分析。計算模型上的測點分布如圖14所示，模型以彈道中心線為軸，在中心向外20 mm處側依次取點，P1～P10為選取的測點，將各個測點的壓力變化情況統計如表6。

圖14 侵徹路徑復合結構后板測點分布Fig.14 Test points on the backboard along the penetration path

表6 水艙后板表面測點壓力Tab.6 Backboard surface pressure of the tank

圖15 侵徹路徑上后板測點壓力變化Fig.15 Pressure on backboard along the penetration path

圖15為測點壓力隨時間變化波形圖。從波形圖上可以看出，由于高速侵徹體沖擊水介質，因此在侵徹體頭部產生激波。彈前激波早于聚能侵徹體到達鋼板，在圖中的前部有較為明顯的壓力信號（圖中放大部分），其在侵徹體之前作用于殼體，使其產生形變，由于幅值不大，不能夠對結構造成毀傷。在侵徹體到達之前，壓力波有多次的振蕩，侵徹體到達后，結構表面的沖擊壓力陡然升高，最高至4 000 MPa，此時的壓力信號為激波壓力和該點相鄰水艙后板上單元壓力共同作用的結果。在侵徹體的沖擊作用下，靶板受到了更嚴苛的應力環境，這是造成水艙后板穿孔毀傷的主要原因。彈軸中心直徑40 mm處的壓力峰值降到了730 MPa，小于材料的破壞壓力，與穿孔直徑30 mm基本吻合。

4 結 論

本文通過實驗和數值模擬，對典型含水復合結構在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進行了研究。從結構的毀傷模式、靶板壁面反射壓力及自由場壓力的變化、結構表面沖量計算、后效靶的破壞過程、侵徹體的速度及質量衰減、水層對后板及后效靶破壞的影響以及侵徹路徑上的壓力變化等方面，對毀傷進行了全面分析，可以得到如下結論：

（1）聚能裝藥作用下，水艙前板發生較大孔洞的嚴重撕裂，水艙后板產生穿孔，孔徑約為聚能裝藥直徑的1/3。在本實驗條件下，聚能侵徹體穿透水艙后板后，仍能侵徹多層后效靶。

（2）聚能裝藥側向的自由場沖擊波壓力與爆炸當量相關，受藥型罩影響不明顯，在偏離侵徹路徑一定距離上的壁面反射壓力與理論計算結果相當。

（3）侵徹體在水介質中運動過程，其頭部速度呈指數衰減，侵徹體質量衰減率隨距離的增加而減少，殘余侵徹體的質量占藥型罩質量的20%左右；侵徹體的剩余動能是決定毀傷能力的重要因素。

（4）隨著水層厚度的增加，侵徹體對后效靶的侵徹深度以及水艙后板的中心永久位移逐漸降低，對結構的毀傷程度降低，對水層1 000 mm結構，后板僅產生塑性變形。

（5）侵徹路徑上的壁面壓力變化表明，彈前激波先于侵徹體作用于結構表面，結構穿孔破壞是沖擊波與侵徹體共同作用的結果。