戰斗部近炸下防護液艙破壞機理分析*

金 鍵，侯海量，吳 梵，陳鵬宇，吳林杰，朱 錫，陳長海

(海軍工程大學 艦船與海洋學院， 湖北 武漢 430033)

多艙防護結構是大型艦船抵御魚雷、水雷等水中兵器接觸爆炸的有效形式[1]。目前，典型的水下防護結構多采用“空-液-空”形式的防雷艙結構。這種結構在水下接觸爆炸時會在外板產生絕熱剪切破壞，形成的結構碎片與戰斗部碎片同時向內侵徹。與此同時，爆炸產物開始膨脹，形成的爆炸沖擊波分別向水中和膨脹空艙內傳播，使外板破口發生徑向擴展。水介質的慣性遠大于空氣介質，爆炸產物在膨脹空艙內的擴散速度遠大于在水中，產生“腔吸”效應，大量爆炸產物灌入膨脹空艙，形成準靜態壓力[2]。因此，作用于內層防護液艙的載荷包括高速破片、爆炸沖擊波和準靜態壓力三種。

對于防護液艙所受沖擊波載荷，杜志鵬等[3]對防護液艙前、后板在接近爆炸載荷作用下的響應機理進行了理論分析，推導出液艙前、后板變形響應計算公式；蔡斯淵等[4]通過對不設置隔層、設置雙層板隔層和設置波紋夾芯板隔層的三種防雷艙中液艙結構在相同沖擊載荷作用下的變形和能量變化過程進行對比分析，探討了防雷艙中液艙設置隔層對其防護能力的影響；陳鵬宇等[5]通過數值仿真的方法分析了液艙前板所受毀傷載荷特性，并得到了簡化模型。

關于高速破片對防護液艙的侵徹效應，沈曉樂等[6]指出高速破片在液艙中侵徹將產生巨大的壓力波和空化效應，這將使破片發生鐓粗乃至侵蝕現象，并導致彈道的不穩定，給出了彈體對液艙侵徹深度的計算方法。李典[7]和仲強[8]通過彈道沖擊試驗，給出了高速破片侵徹下液艙和陶瓷或液艙復合結構的破壞過程、破壞模式，指出了液艙結構的耗能機制和液艙內載荷傳遞規律以及前、后壁板的載荷計算模型。唐廷等[9]采用一維應變波理論分析了大質量片狀破片撞擊下液艙內激波載荷的計算方法。徐雙喜等[10]采用勢流理論分析了破片在液艙中的速度衰減，并給出了破片穿透背水靶板和背空靶板的剩余速度計算方法。孔祥韶等[11]數值仿真單、雙發破片侵徹液艙時發現，雙發破片侵徹液艙時產生的沖擊波有明顯的疊加效應。Disimile等[12]提出利用多組三角形結構以反射彈體穿透液艙時產生的激波，削弱其對后續結構的破壞作用，指出安裝消波裝置后作用在液艙后板上的壓力約為單純液艙的60%。

上述研究較好地揭示了液艙結構在單一載荷作用下的破壞效應。但是，對密集破片群、爆炸沖擊波及準靜態氣壓載荷多種載荷聯合作用下防護液艙的動響應過程與破壞機制的研究較少，多以多艙防護結構在水下爆炸載荷作用下的整體防護效果為研究對象[13-15]，對液艙防護機理的分析不足。水下接觸爆炸時，防護液艙初期主要受到沖擊波和高速破片的作用，而準靜態氣壓的破壞作用主要體現在后期。為探討防護液艙結構的破壞機制，本文采用戰斗部模型近距爆炸，形成沖擊波和密集破片群，開展了液艙結構在沖擊波與高速破片聯合作用下的破壞試驗，分析了其破壞模式和破壞機理。

1 試驗設計與實施

1.1 模型設計

考慮到實際液艙結構的裝載狀態，試驗中設計了敞口、密閉兩種液艙結構模型，分別模擬液艙部分裝載和滿載兩種裝載狀態。根據實際防護液艙的設計思路，液艙后板是主防護結構，液艙前板應盡可能薄，試驗中前、后板厚度分別設為2 mm和5 mm；液艙側板和上、下方平臺則主要用于支撐前、后板，試驗中分別取為8 mm和5 mm；敞口模型上方設置一圈4 mm×40 mm扁鋼和兩道等間距橫向4 mm×40 mm×40 mm的加強角鋼，如圖1、圖2所示。模型制作所用材料均為Q235鋼，其力學性能如表1所示。

(a) 敞口模型 (a) Exposure model

(b) 密閉模型 (b) Airtight model圖1 液艙尺寸圖(單位：mm)Fig.1 Dimensional drawing of liquid-cabin(unit：mm)

(a) 試驗1(a) Test 1 (b) 試驗2(b)Test 2圖2 試驗場景布置(單位：mm)Fig.2 Test setting arrangement(unit：mm)

1.2 試驗工況

為考察破片作用區域對結構破壞的影響，根據戰斗部爆炸產生的高速破片的飛散特性，設置了戰斗部橫置和豎置兩種姿態，分別使破片主要沿垂向和水平兩種散布狀態(見圖2)。試驗中戰斗部中心距地面350 mm、距液艙前壁550 mm。試驗工況配置如表2所示，戰斗部尺寸如圖3所示。裝藥為高爆溫壓炸藥，其密度為1.782 g/cm3，爆速為7748 m/s，爆壓為26.22 GPa，爆熱為8919 kJ/kg，當量系數為2.13。戰斗部殼體材料為45號鋼，其力學性能如表1所示。戰斗部具體裝藥與總質量如表2所示。

表1 鋼的力學性能

表2 試驗工況配置

圖3 戰斗部外形尺寸圖(單位：mm)Fig.3 Dimensional drawing of warhead(unit：mm)

2 試驗結果

2.1 載荷特性分析

戰斗部爆炸后，側壁產生的高速破片向外呈環狀飛散。由于試驗中起爆點位于戰斗部模型尾部，根據爆炸力學理論[16]，其軸向拋射角約為83°，導致破片密集作用區與彈體軸線投影偏離約50 mm(如圖4、圖5所示)。根據Gurney公式[16]，戰斗部側壁破片初速為：

v0=(2E)1/2·[β/(1+0.5β)]1/2

(1)

(2E)1/2=520+0.28De

(2)

其中：V0為戰斗部側壁破片初速(m/s)；(2E)1/2為Gurney常數；β為裝填系數；De為炸藥的爆速(m/s)。

戰斗部爆炸后，炸藥釋放出的能量一部分消耗于破片的飛散，另一部分消耗于爆炸產物的膨脹和沖擊波的形成。因此，戰斗部爆炸形成的空氣沖擊波超壓和比沖量都要比無殼同等裝藥的小。柱形戰斗部實際用于產生爆炸沖擊波的有效裝藥質量[17]為：

(3)

式中：mef為有效裝藥質量(kg)；me為等效TNT裝藥量(kg)；α為彈藥裝填系數；r0為戰斗部裝藥半徑；rm為破裂半徑，與戰斗部殼體材料有關，本試驗所用鋼殼戰斗部rm≈1.5r0；γ為爆轟產物多方指數，取2.76。

(4)

距離爆心R處，空爆沖擊波的正壓作用時間t+[18]為：

(5)

(6)

空爆沖擊波波陣面傳播距離與時間的關系可以通過式(6)對時間進行迭代的計算方法獲得，但過程較為復雜。文獻[19]采用冪函數擬合的方法得到了空爆沖擊波波陣面傳播速度與比例爆距的關系式。

(7)

將式(7)中的比例爆距換算為波陣面傳播距離，其與傳播速度的關系式為：

(8)

將式(8)對時間進行積分，便可得到空爆沖擊波波陣面的傳播距離R與時間ts的關系式。

(9)

通過以上分析，并以試驗工況2為例，經計算得出：戰斗部爆炸后產生的破片的初始速度為1649.1 m/s；實際用于產生爆炸沖擊波的有效裝藥量為540 g TNT；距戰斗部0.55 m處的液艙模型在爆炸后的194 μs首先受到沖擊波的作用，此時沖擊波的超壓峰值為2.16 MPa；爆炸發生后的333 μs，液艙模型受到高速破片群的作用，沖擊波與破片的到達時間間隔為139 μs，遠遠小于沖擊波的正壓作用時間904 μs，因此，液艙結構在戰斗部爆炸載荷作用下的絕大部分時間內受到沖擊波與高速破片的聯合作用。

2.2 破壞形貌

敞口液艙模型在戰斗部近炸后的最終破壞形貌如圖4所示，敞口液艙破損特征如下：①液艙前板上遍布破片孔，大破片孔集中區呈條狀豎直分布于液艙前板縱向中軸線右側0～100 mm，大破孔最大長度為60 mm(如圖4(a)所示)；②液艙整體發生了“鼓脹”，液艙前板向破片運動的相反方向發生大撓度變形，最大變形位置位于850 mm水平高度線附近，最大變形量為240 mm(如圖4(b)所示)；③液艙后板向破片運動方向發生大撓度變形，最大變形位置位于后板頂部中央，最大變形量為105 mm(如圖4(c)所示)；④液艙前板在底部邊緣焊縫處發生撕裂，撕裂長度為450 mm；⑤頂部中間兩根加強角鋼在液艙外板一側的焊縫處發生斷裂。

(a) 正視圖(a) Front view (b) 側視圖(b) Lateral view

(c) 俯視圖 (c) Vertical view圖4 試驗1破損情況Fig.4 Damage of test 1

密閉液艙的破壞形貌如圖5所示，其破損特征如下：①破片侵徹產生的破孔集中分布于液艙前板下半部，而大破孔集中區水平分布于200～350 mm高度線上，大破孔最大長度約為65 mm(如圖5(a)所示)；②液艙前板除頂部板邊緣外，其余3邊板緣幾乎全部撕裂，前板底部向外發生嚴重翹曲，其最大位移約為540 mm(如圖5(b)所示)；③液艙后板向外產生大撓度變形，液艙后板與底板、左右側板邊緣焊縫都存在撕裂現象，后板底部撕裂長度為700 mm，后板左側撕裂長度為750 mm，后板右側撕裂長度為600 mm，液艙后板發生最大變形的位置位于350 mm水平高度線上，后板最大變形為40 mm。

(a) 正視圖(a) Front view (b) 側視圖(b) Lateral view圖5 試驗2破損情況Fig.5 Damage of test 2

除了液艙模型的破損情況，在液艙內部和爆炸附近區域還搜集到了大量破片，如圖6所示。依據破片厚度和破片形態可以判斷出搜集到的破片里既有戰斗部爆炸產生的破片，也有戰斗部破片沖塞外板形成的二次破片，圖6右側放大圖為戰斗部破片侵徹液艙外板后破片與沖塞塊形成的組合彈體。

圖6 試驗2中搜集的破片Fig.6 Residual fragments after test 2

3 破壞機理分析

3.1 液艙前板破壞機理分析

液艙前板所受典型載荷及其自身響應如下：①根據沖擊波傳播規律和破片運動規律可知，液艙前板首先受到戰斗部爆炸產生的初始沖擊波的作用，沖擊波持續作用在液艙前板上，前板向后發生變形響應。②高速破片群侵徹液艙前板，其破壞模式為剪切沖塞破壞。③破片穿透液艙前板并接觸水面的瞬間，以撞擊點為中心，在水中形成向四周傳播的、壓力峰值巨大的球形激波。同時，由于水在破片擠壓下運動，激波與水的擠壓共同作用于液艙前板的內側，使液艙前板向破片運動相反方向發生大撓度變形(如圖7所示)。④隨著破片在水中的開坑，破片尾部形成不斷膨脹的空化區。空化區的形成存在兩種機制：一是破片高速運動，擠壓排水，使之產生徑向運動，形成空穴；二是破片高速侵徹液體過程中，破片首部與尾部產生明顯的壓力差，當尾部壓力減小至液體的飽和蒸氣壓時，形成充滿水蒸氣的附體空穴和空氣后緣。由于空化區形成的時間很短，通過破孔進入空化區的空氣量很少，空化區內接近真空狀態，而液艙前板外則是炸藥爆轟后形成的靜壓，在空化區范圍內的液艙前板受到內外壓差作用(如圖8所示)，使破孔附近的外板在一定程度上發生了內凹(如圖9所示)。

圖7 破片侵徹前板破壞機理示意圖Fig.7 Schematic diagram of outer plate failure mechanism

圖8 空化區壓力示意圖Fig.8 Schematic diagram of cavitation region pressure

圖9 液艙前板局部凹坑Fig.9 Local pit of outer plate

3.2 液艙后板破壞機理分析

液艙后板所受典型載荷及其自身響應如下：①戰斗部爆炸產生的初始沖擊波透過前板和水介質后作用于液艙后板，使液艙后板產生向后的整體變形。②破片侵徹水介質時將產生高峰值激波，單束激波作用于液艙后板將會使其產生局部蝶形變形，而由破片群同時侵徹產生的多束激波將使液艙后板產生區域性大變形。③破片群在水中開坑，其速度逐漸衰減，破片的一部分動能轉化為水的動能和勢能，產生大片空化區，艙內水的運動空間不斷壓縮，導致水對液艙后板的膨脹擠壓作用不斷加劇。④若破片在水中侵徹后仍有余速，將繼續侵徹液艙后板。從試驗破損現象來看，液艙后板無破孔，其內側也無明顯撞擊凹坑，說明高速破片群在水中速度降為零。

除了以上分析的典型載荷對液艙結構的作用外，液艙結構實際所受載荷要復雜得多，包括破片群產生的多束激波的相互疊加[12]、沖擊波在液艙各板上的反射以及反射沖擊波在艙內的匯聚、破片在水中運動過程中由振蕩所引起的一系列次生激波[20]等。

3.3 液艙結構整體破壞機理分析

由于戰斗部姿態不同，敞口液艙前板的大破孔集中區豎向分布，而密閉液艙前板的大破孔集中區水平分布；相比密閉液艙模型，敞口液艙內水的膨脹空間更大，因此，密閉液艙各板受到的艙內水的擠壓作用更為劇烈。從能量角度分析，敞口液艙模型下，戰斗部爆炸產生的沖擊波能與破片動能更多地轉化為艙內水的勢能，進而以“低頻”形式作用于結構，這部分能量不易對結構造成破壞；而密閉液艙模型內的水則作為能量傳遞介質，將戰斗部爆炸產生的沖擊波能和破片動能迅速傳遞給液艙各板。綜上所述，密閉液艙模型各板所受沖擊載荷更大，結構毀傷程度更大。如圖5所示，密閉液艙模型的外板與側面板、底板邊緣的焊縫幾乎全部撕裂。

當單獨考慮沖擊波對液艙結構的毀傷作用時，根據學者們的理論分析[3]、數值仿真[21]和試驗研究[21]的相關結論可知：在受到沖擊波載荷作用時，液艙的前板和后板都會向沖擊波傳播的方向發生變形。而從本文兩個液艙模型的破壞模式來看，在受到沖擊波與破片群聯合作用下，液艙的前板是向破片運動的相反方向變形的，且液艙前板上的大破片集中區附近，前板的變形程度最大，相應位置的液艙后板的變形也最大。這說明高速破片是造成液艙模型整體破壞的主要原因。結合液艙各板的破壞機理分析可以得出：破片開坑和空化階段是液艙結構變形破壞的主要階段，破片傳遞給水的動量(沿液艙法線方向)是引起壁板變形的主要因素，破片侵徹入水中形成的激波載荷以及空化效應引起的擠壓載荷是使結構產生變形破壞的主要載荷。

4 結論

本文在戰斗部近炸防護液艙結構的試驗基礎上，通過對比試驗后的液艙破損情況、液艙各壁板的破壞模式以及不同液艙模型的破損狀態，并對防護液艙的破壞機理進行了深入的分析和研究。具體結論如下：

1)液艙結構在戰斗部近距爆炸載荷作用下的絕大部分時間內受到沖擊波與高速破片的聯合作用；

2)相比敞口液艙模型，密封液艙模型受到的艙內水的擠壓作用更劇烈，整體破壞情況更為嚴重；

3)高速破片對液艙結構的破壞作用比初始沖擊波要強，破片的動能通過水介質最終傳遞給液艙各板，液艙各板以其自身的變形進行吸能，高速破片是防護液艙結構的主要防御對象；

4)破片開坑和空化階段是液艙結構變形破壞的主要階段，破片群在水中形成的高峰值激波載荷和空化效應引起的擠壓載荷是使液艙結構產生變形破壞的主要沖擊載荷。

根據試驗后液艙模型的破損情況以及對其破壞機理的分析，對液艙結構的設計提出如下建議：

1)液艙前后板在邊界焊縫處應予以加強，防止因邊界撕裂而降低其防護效果；

2)液艙內可設置泄壓孔，為艙內液體提供流動空間，緩解液體對壁板的擠壓作用。