桿式射流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理及影響因素的數(shù)值模擬

陳 興，周蘭偉，李福明，王 毅，李志文，韓 斌

（1. 重慶前衛(wèi)科技集團(tuán)有限公司，重慶 401121；2. 南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094）

現(xiàn)代軍用艦艇多采用多層裝甲與充液艙組合的防護(hù)結(jié)構(gòu)，常規(guī)水下爆破戰(zhàn)斗部很難對其造成致命性的打擊，而聚能戰(zhàn)斗部技術(shù)的發(fā)展為水中兵器提供了新的方向。國內(nèi)外學(xué)者針對聚能戰(zhàn)斗部對多層充液結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理開展了相關(guān)研究。Held 等[1-2]通過射流對水介質(zhì)的侵徹試驗(yàn)推導(dǎo)出水中空腔半徑的理論計(jì)算公式；楊莉等[3-4]研究了不同結(jié)構(gòu)藥型罩形成的爆炸成型彈丸(EFP)對含水復(fù)合裝甲的侵徹能力，最終得到了性能最優(yōu)的藥型罩結(jié)構(gòu)；裴明敬等[5-6]設(shè)計(jì)了一種桿式射流（Jetting penetrator charge，JPC）聚能戰(zhàn)斗部，并開展了侵徹水夾層復(fù)合靶試驗(yàn)，研究結(jié)果表明炸高是影響桿式射流對水夾層復(fù)合靶毀傷效能的重要因素；史進(jìn)偉等[7]開展了聚能射流對水夾層復(fù)合靶的侵徹試驗(yàn)，并得到了射流侵徹水夾層結(jié)構(gòu)的理論公式；王長利等[8-9]對聚能戰(zhàn)斗部水下爆炸后的能量分布及其對防雷艙結(jié)構(gòu)的毀傷情況進(jìn)行了研究，結(jié)果表明聚能戰(zhàn)斗部對防雷艙結(jié)構(gòu)造成的毀傷效果大于同等質(zhì)量的爆破戰(zhàn)斗部；劉念念等[10]通過試驗(yàn)研究了聚能射流對潛艇耐壓殼體的毀傷效應(yīng)，結(jié)合AUTODYN 數(shù)值計(jì)算得到了聚能射流對潛艇結(jié)構(gòu)的毀傷特性；李兵等[11]采用光滑粒子流體動力學(xué)（SPH）數(shù)值計(jì)算方法研究了水中聚能戰(zhàn)斗部對雙層圓柱殼體的毀傷，發(fā)現(xiàn)在金屬射流作用下結(jié)構(gòu)產(chǎn)生了局部破口，且沖擊波和氣泡載荷引起結(jié)構(gòu)發(fā)生大面積塑性凹陷；王雅君[12]等對EFP 在水中飛行特性及其對間隔靶的侵徹規(guī)律開展了試驗(yàn)和仿真研究，結(jié)果表明EFP 入水后的形態(tài)極不穩(wěn)定，在水中運(yùn)動5 倍裝藥直徑后喪失了侵徹能力。

以上研究主要集中在聚能戰(zhàn)斗部對多層充液結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理方面，未充分考慮藥型罩結(jié)構(gòu)和材質(zhì)對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)毀傷效果的影響。本研究將以半球形聚能戰(zhàn)斗部為設(shè)計(jì)依據(jù)，在戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)不變的條件下，通過數(shù)值模擬研究不同壁厚、罩材的藥型罩對桿式射流成型效果及桿流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)毀傷效果的影響。

1 桿流侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的數(shù)值計(jì)算模型

1.1 半球形聚能戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為了研究桿式射流對充液結(jié)構(gòu)的毀傷機(jī)理，設(shè)計(jì)了一種半球形聚能裝藥戰(zhàn)斗部，結(jié)構(gòu)如圖1所示。該戰(zhàn)斗部的主裝藥采用B 炸藥，裝藥直徑Dk和裝藥高度H 均為5 cm。藥型罩采用等壁厚的半球形結(jié)構(gòu)，外球面半徑為R，內(nèi)球面半徑為r，壁厚δ為內(nèi)外球面半徑之差，即δ = R - r。藥型罩材料為 紫銅，起爆點(diǎn)位于主裝藥尾部中心位置處。

圖1 桿式射流聚能戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)Fig. 1 JPC cumulative warhead structure

1.2 充液防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

本研究中的充液防護(hù)結(jié)構(gòu)是由金屬板和水介質(zhì)組成的多層復(fù)合結(jié)構(gòu)，參考文獻(xiàn)[8]中的液艙防護(hù)結(jié)構(gòu)并進(jìn)行改進(jìn)，具體結(jié)構(gòu)如圖2 所示。該結(jié)構(gòu)主要由液艙前后壁面、后效靶、水和空氣組成。液艙內(nèi)水介質(zhì)厚度為30 cm，前壁面和后壁面厚度均為0.4 cm，后效靶由3 塊厚度均為1 cm 的等間距間隔鋼板組成，后壁面與后效靶之間為空氣介質(zhì)。液艙壁面和后效靶均采用45 鋼。

圖2 充液防護(hù)結(jié)構(gòu)示意圖Fig. 2 Schematic of liquid-filled defensive structure

1.3 數(shù)值計(jì)算模型及材料參數(shù)

運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA 有限元分析軟件建立了聚能戰(zhàn)斗部侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的二維數(shù)值計(jì)算模型，如圖3 所示。該模型主要包含聚能戰(zhàn)斗部、空氣和充液防護(hù)結(jié)構(gòu)，計(jì)算中聚能戰(zhàn)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(yùn)用流固耦合算法耦合，在空氣計(jì)算域邊界添加二維非反射邊界條件，防止沖擊波在邊界處形成壓力反射現(xiàn)象。模型單位制g-cm- μs，網(wǎng)格尺寸0.05 cm。

采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 材料模型和*EOS_JWL 狀態(tài)方程描述B 炸藥，材料參數(shù)如表1 所示。表中， ρ 為密度，D 為炸藥爆速，pCJ為炸藥的C-J 壓力， A、B、R1、R2和 ωC為炸藥相關(guān)參數(shù)，Ec為炸藥動能。空氣和水均采用*MAT_NULL空白材料模型及*EOS_Grüneisen 狀態(tài)方程描述，材料參數(shù)如表2 所示。表2 中，C 為介質(zhì)聲速，S1、S2、S3和 ωm為Grüneisen 參數(shù)，E0和V0分別為初始動能和初始相對體積。采用*MAT_Johnson_Cook 模型和*EOS_Grüneisen 狀態(tài)方程描述鋼板和藥型罩，具體材料參數(shù)如表3所示。表中，AJ-C、BJ-C、CJ-C、n、m 為材 料的J-C 本構(gòu)模型參數(shù)。

圖3 數(shù)值計(jì)算模型Fig. 3 Numerical calculation model

表1 Comp.B 炸藥材料參數(shù)Table 1 Material parameters of Comp.B

表2 空氣和水相關(guān)參數(shù)[12]Table 2 Parameters of air and water[12]

表3 金屬材料相關(guān)參數(shù)[13-14]Table 3 Material parameters of metal[13-14]

1.4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果的有效性驗(yàn)證

為了驗(yàn)證本數(shù)值計(jì)算結(jié)果的準(zhǔn)確性，參照文獻(xiàn)[12]中EFP 水中飛行特性研究試驗(yàn)，利用本數(shù)值計(jì)算方法和材料參數(shù)，建立了EFP 對水介質(zhì)間隔靶的侵徹?cái)?shù)值計(jì)算模型，網(wǎng)格尺寸為0.05 cm。不同時刻EFP 在水中的侵徹過程對比如圖4 所示。數(shù)值計(jì)算結(jié)果展示了實(shí)驗(yàn)中觀察到的水中氣腔形態(tài)的變化過程以及EFP 的破碎情況。圖5 為EFP 在水中位移-時間曲線的實(shí)驗(yàn)與計(jì)算結(jié)果對比，計(jì)算誤差在11%以內(nèi)。因此，本研究采用的數(shù)值計(jì)算方法和材料參數(shù)能夠滿足數(shù)值計(jì)算結(jié)果的有效性要求。

圖4 不同時刻EFP 在水中的侵徹過程Fig. 4 Penetration of EFP in water at different times

圖5 EFP 在水中的侵徹距離Fig. 5 EFP penetration distance in water

2 桿流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)毀傷機(jī)理分析

2.1 桿流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)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，依次對前壁面、水、后壁面和后效靶進(jìn)行侵徹。桿流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)侵徹過程中水中的壓力變化情況如圖6所示。可將桿流對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的侵徹過程分為4 個階段：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(yīng)力波，并透射進(jìn)入水介質(zhì)中；階段Ⅱ?yàn)樗橘|(zhì)侵徹階段，桿流穿透前壁面后對水介質(zhì)進(jìn)行侵徹，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(diǎn)為圓心呈半球形傳播，桿流在水中不斷向前運(yùn)動的同時，頭部附近的水被推開，使得水介質(zhì)沿桿流入射方向做徑向運(yùn)動形成氣腔，氣腔形狀隨時間的變化如圖7 所示，在桿流入水初期，氣腔呈對稱的圓錐形，隨著侵徹距離增加，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(xì)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(jìn)行侵徹；階段Ⅳ為桿流侵出階段，此階段桿流已經(jīng)完全穿出液艙，并開始對后效靶進(jìn)行侵徹穿孔，在該階段水中氣腔不斷膨脹，并擠壓充液結(jié)構(gòu)的前后壁面，使得壁面向外側(cè)凸起變形。

圖6 射流侵徹過程中液艙的壓力變化Fig. 6 Change of tank pressure during jet penetration

圖7 氣腔形狀變化過程Fig. 7 Process of air cavity shape change

2.2 桿流形態(tài)變化與動能衰減分析

圖8 為不同時刻桿流的形態(tài)對比，桿流入水后在速度梯度的驅(qū)動下逐漸拉伸變長，同時由于水介質(zhì)的阻礙作用，桿流頭部發(fā)生了質(zhì)量侵蝕現(xiàn)象。在185 μs時桿流的桿體和杵體發(fā)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內(nèi)行進(jìn)，因此其形態(tài)和速度均未發(fā)生明顯變化。

在侵徹過程中桿流的質(zhì)量和速度是動態(tài)變化的，因此選擇整體動能作為桿流侵徹能力的考核指標(biāo)，桿流侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)過程中動能隨時間的變化曲線如圖9 所示，Ek為桿流動能。桿流在30 μs時以7.6 kJ 初始動能侵徹液艙的前面板，隨著時間增加，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1.7 kJ，隨后桿流以1.7 kJ 的動能對后效靶進(jìn)行侵徹，最終在900 μs時動能衰減為零。對桿流在水介質(zhì)中的動能衰減曲線進(jìn)行擬合，可知桿流在水介質(zhì)中運(yùn)動的動能近似呈指數(shù)形式衰減。

圖8 不同時刻桿流在水中的形態(tài)Fig. 8 JPC shape in the water at different times

圖9 桿流動能衰減-時間歷程Fig. 9 JPC kinetic energy-time curve

表4 列出了桿流在不同侵徹階段的動能衰減ΔEk統(tǒng)計(jì)結(jié)果，其中：Δt 為桿流侵徹時間間隔，Eki為初始動能。可見，桿流在前壁面侵徹階段的動能衰減速率最高，為105kJ·s-1，分別是水介質(zhì)和后壁面侵徹階段的5.85 倍和8.85 倍，由于水介質(zhì)層的厚度最大，桿流在水介質(zhì)侵徹階段的動能衰減量占初始動能的59.6%，說明水介質(zhì)對桿流侵徹能力有很強(qiáng)的衰減作用。

2.3 充液防護(hù)結(jié)構(gòu)壁面載荷及毀傷分析

在液艙前、后壁面與水接觸一側(cè)取壓力載荷監(jiān)測點(diǎn)，測點(diǎn)距桿流侵徹中心點(diǎn)的距離分別為2、3 和4 cm，壁面的壓力載荷-時間曲線分別如圖10、圖11 所示。可以看出：前壁面上的壓力具有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；后壁面的壓力載荷曲線存在多個壓力脈沖，其中第1 個壓力峰值（100 μs左右）是初始沖擊波傳播形成的，經(jīng)過反射波和后續(xù)入射波的疊加，又形成了數(shù)個峰值壓力，大約在250 μs處壓力又逐漸增加，這是因?yàn)榇藭r桿流已經(jīng)運(yùn)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(dāng)桿流穿出后壁面后，壁面的壓力載荷迅速降低。進(jìn)一步研究發(fā)現(xiàn)，壁面的壓力載荷具有明顯的局部效應(yīng)，并且前壁面載荷高于后壁面，例如：前壁面中距侵徹中心2 cm 處的壓力峰值是4 cm處壓力峰值的5.7 倍；在距侵徹中心2 cm 處，前壁面的壓力峰值是后壁面壓力峰值的7.7 倍。

表4 桿流動能衰減情況Table 4 Kinetic energy attenuation of JPC

圖10 前壁面不同位置的壓力-時間曲線Fig. 10 Pressure-time curves at different positions of front wall

圖11 后壁面不同位置的壓力-時間曲線Fig. 11 Pressure-time curves at different positions of rear wall

圖12 壁面整體位移響應(yīng)曲線Fig. 12 Displacement response curves of overall wall

圖13 充液結(jié)構(gòu)前、后壁面的變形量Fig. 13 Deformation of the front and rear walls of the liquid-filled structure

圖12 為前后壁面的整體位移響應(yīng)曲線。當(dāng)桿流和沖擊波運(yùn)動至液艙壁面時，壁面在較短時間內(nèi)產(chǎn)生位移響應(yīng)，隨著侵徹時間增加，位移也逐漸增加，最終趨于穩(wěn)定。在整個位移響應(yīng)期間，壁面的位移主要發(fā)生在桿流穿出后壁面之后的階段，即階段Ⅳ，此階段主要是水中氣腔的膨脹響應(yīng)。因此，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(diǎn)，厚度方向?yàn)閅 軸，寬度方向?yàn)閄 軸，測量壁面不同位置處的變形量。充液結(jié)構(gòu)前后壁面的變形量如圖13 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(fā)生了穿孔和變形。前壁面的最大變形量為2.7 cm，孔徑為1.4 cm；后壁面的最大變形量為3.7 cm，穿孔直徑為1.2 cm。在距原點(diǎn)5.5 cm 半徑外的區(qū)域，壁面都向外側(cè)凸起變形，且前后壁面的變形量相差不大；在半徑5.5 cm 范圍內(nèi)，壁面在桿流侵徹作用下產(chǎn)生了破孔，但是破孔邊緣的翻轉(zhuǎn)方向不同，前壁面破孔邊緣向充液結(jié)構(gòu)的內(nèi)側(cè)翻轉(zhuǎn)，而后壁面破孔邊緣向充液結(jié)構(gòu)的外側(cè)翻轉(zhuǎn)。

3 藥型罩壁厚和材料對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)毀傷效果的影響

3.1 藥型罩壁厚的影響

在藥型罩外球面半徑R 為 0.5Dk且裝藥結(jié)構(gòu)不變的條件下，通過改變藥型罩內(nèi)球面半徑r 的大小，使藥型罩壁厚 δ在0.02Dk～0.10Dk（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(hù)結(jié)構(gòu)毀傷效果的影響。

為了對比分析桿流在侵徹過程中的形態(tài)變化，將桿流與液艙前壁面外側(cè)的接觸點(diǎn)作為侵徹原點(diǎn)，對比桿流在侵徹距離Dp分別為0、15、30 cm 時的形態(tài)變化。表5 展示了不同壁厚條件下桿流（為了方便表述，將表5 圖中不同形態(tài)的聚能侵徹體統(tǒng)稱為桿流）在侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)時的形態(tài)變化。可以看出，隨著壁厚 δ由0.02Dk增加至0.10Dk，桿流頭部的初速度v0逐漸降低；當(dāng)藥型罩壁厚為0.02Dk時，桿流結(jié)構(gòu)呈封閉中空狀，在侵徹過程中桿流頭部出現(xiàn)了分叉現(xiàn)象，當(dāng)侵徹了30 cm 后，桿流的桿體被完全侵蝕，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(dāng)侵徹了30 cm 后，桿流桿體和杵體所剩質(zhì)量較多；壁厚為0.08Dk和0.10Dk時，桿流在侵徹過程中過早斷裂，且杵體所占質(zhì)量比較大。

表5 JPC 侵徹不同壁厚防護(hù)結(jié)構(gòu)的形態(tài)對比Table 5 Comparison of the morphology of JPC after penetrating the defensive structure for different wall thicknesses

圖14 藥型罩壁厚對桿流水中動能衰減的影響Fig. 14 Influence of wall thickness of charge cover on kinetic energy attenuation of JPC

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14 所示。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。在裝藥結(jié)構(gòu)不變的情況下，適當(dāng)增加藥型罩厚度，能夠提高桿流在水中的動能抗衰減能力。

藥型罩的壁厚不同時，充液防護(hù)結(jié)構(gòu)前后壁面的變形量如圖15 所示。由壁面變形量可以看出，藥型罩壁厚相同時，充液結(jié)構(gòu)后壁面的變形量均大于前壁面。隨著藥型罩壁厚增加，前壁面、后壁面的最大變形量均逐漸降低。當(dāng)δ = 0.02Dk時，前、后壁面的最大變形量分別為3.9和4.5 cm，分別是δ = 0.10Dk時前、后壁面最大變形量的2.3 和1.5 倍。這主要由于藥型罩壁厚越小，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(qiáng)。由此可見，在裝藥結(jié)構(gòu)不變的情況下，選擇壁厚較小的藥型罩，能夠提高充液結(jié)構(gòu)壁面的最大變形量。

表6 為不同壁厚桿流對壁面穿孔直徑和后效靶穿深的統(tǒng)計(jì)結(jié)果。增加藥型罩壁厚能夠提高前壁面的穿孔直徑，當(dāng)藥型罩壁厚 δ由0.02Dk增加至0.10Dk時，前壁面的破孔直徑由0.252Dk增加至1.110Dk；當(dāng)壁厚 δ在0.02Dk～0.06Dk范圍時，后壁面的穿孔直徑變化不大，直徑在0.146Dk～0.206Dk之間；當(dāng)壁厚 δ為0.08Dk和0.10Dk時，桿流在穿過水層后已經(jīng)無法對后壁面造成穿孔破壞。通過后效靶穿深情況分析，只有當(dāng)δ = 0.04Dk時，穿透后壁面的剩余桿流對后效靶能造成0.2Dk的穿深。

圖15 不同壁厚充液結(jié)構(gòu)壁面的變形量Fig. 15 Wall deformation of liquid-filled structure with different wall thicknesses

表6 不同壁厚結(jié)構(gòu)形成桿流的壁面穿孔直徑和后效靶穿深Table 6 Wall perforation diameter and target penetration of JPC for different wall thicknesses

綜合分析了不同壁厚條件下桿流成型效果及其對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的毀傷效能，可知：藥型罩壁厚 δ在0.04Dk～0.06Dk之間形成的桿流具有較好的侵徹性能；當(dāng)δ ＜ 0.04Dk時，形成的桿流結(jié)構(gòu)較差，在水中的動能抗衰減能力較低；當(dāng)δ ＞ 0.06Dk時，桿流的初始動能較低，穿透水層后的剩余能量小，無法形成較大的 后效。

3.2 藥型罩材料的影響

在藥型罩壁厚為0.04Dk且裝藥結(jié)構(gòu)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(hù)結(jié)構(gòu)毀傷性能的影響。不同材質(zhì)的桿流在侵徹相同距離后的形態(tài)對比情況如表7 所示。鋁藥型罩形成的桿流頭部密實(shí)，尾部呈空心狀結(jié)構(gòu)；鋁桿流的初速雖然較其余桿流高，但在侵徹了約10 cm 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(tài)相近，由于純鐵的延展性較好，因此在侵徹了較遠(yuǎn)距離后，桿流的形態(tài)依舊完整；鎢藥型罩形成了頭部密實(shí)且?guī)в写箦F角尾翼的EFP，隨著侵徹距離增加，尾翼和頭部脫離，密實(shí)的侵徹體在侵徹過程中的形態(tài)變化較小。

不同材料藥型罩形成的桿流在侵徹水介質(zhì)期間的動能衰減情況如圖16 所示。隨著侵徹時間增加，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，說明鎢射流在水中的動能抗衰減性能最好。

圖17 為不同材質(zhì)桿流侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)時前、后壁面的變形量對比。鋁桿流侵徹充液結(jié)構(gòu)后，前壁面的變形量為3.7 cm，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2.3 cm；其余桿流對后壁面造成的變形量相差不大，在3.8～4.1 cm 之間。

表7 JPC 侵徹不同材質(zhì)防護(hù)結(jié)構(gòu)的形態(tài)對比Table 7 Morphological comparison of protective structures with different materials penetrated by JPC

不同材質(zhì)桿流在壁面形成的穿孔直徑和后效靶穿深統(tǒng)計(jì)結(jié)果如表8 所示。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0.892Dk；其次為鋁桿流，前壁面穿孔直徑為0.418Dk；純鐵、紫銅和鉭3 種桿流對前壁面造成的穿孔直徑相當(dāng)，平均孔徑為0.250Dk。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0.098Dk～0.162Dk之間。純鐵和紫銅材質(zhì)的桿流在穿透后壁面后對后效靶仍然具有0.6Dk和0.2Dk的侵徹穿深能力，說明這兩種材質(zhì)的桿流在侵徹完防護(hù)結(jié)構(gòu)后仍然具有一定的毀傷能力。

圖16 藥型罩材質(zhì)對桿流水中動能衰減的影響Fig. 16 Influence of material of charge cover on kinetic energy attenuation of JPC in water

圖17 不同材質(zhì)充液結(jié)構(gòu)壁面的變形量Fig. 17 Wall deformation of liquid-filled structure with different materials

表8 不同材質(zhì)結(jié)構(gòu)形成桿流的壁面穿孔直徑和后效靶穿深Table 8 The wall perforation diameter and the target penetration depth of JPC formed by different material structures

通過對5 種材質(zhì)藥型罩成型的桿流效果與侵徹性能分析，發(fā)現(xiàn)選用純鐵、紫銅和鉭3 種材料的藥型罩時，其桿流成型效果較好，在穿透充液防護(hù)結(jié)構(gòu)后仍然具有一定的毀傷效能，可對艦船的內(nèi)部結(jié)構(gòu)造成毀傷。

4 結(jié) 論

基于ANSYS/LS_DYNA 有限元分析軟件，研究了半球形聚能戰(zhàn)斗部對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)的侵徹機(jī)理，并探討了藥型罩壁厚和材料對充液防護(hù)結(jié)構(gòu)毀傷效果的影響，得到了如下主要結(jié)論。

（1）由于水介質(zhì)的高阻性，桿式射流在水介質(zhì)運(yùn)動過程中形態(tài)和動能都不斷發(fā)生變化，桿流頭部發(fā)生了質(zhì)量侵蝕現(xiàn)象，桿體長度不斷降低，其動能在水中呈指數(shù)形式衰減。

（2）桿流侵徹充液防護(hù)結(jié)構(gòu)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(cè)凸起變形的主要原因。

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

（4）當(dāng)裝藥結(jié)構(gòu)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。