不同結構參數對組合藥型罩水中毀傷元的影響

徐鶴峰，焦志剛*，黃維平，邢存震

（1.沈陽理工大學 裝備工程學院，遼寧 沈陽 110059；2.遼沈集團有限公司，遼寧 沈陽 110045）

由于海上的資源非常豐富，海上競爭在未來各國戰略部署中的地位逐步提高，近些年，艦艇反導彈防御系統正在進行多方位地完善與提高，在水線附近或飛行甲板等一些關鍵部位，艦艇具備強大的處理水面以上對其威脅的能力，但在水下的防御能力有待加強。現代艦艇為了提高它的抗擊打能力，其結構大都是采用高強度鋼或其他合金材料制成[1]，艦艇殼體大多設計成雙層殼體，兩層殼體之間擁有長距離的水介質，很多潛艇也是采用多密封艙室、復合裝甲、傾斜裝甲等結構，使其抗沖擊抗破壞能力得到了很大的提高，科研人員進行了多次的試驗與探索，提出多種不同的新型聚能戰斗部[2]，通過改變聚能戰斗部的結構來提高對裝甲的侵徹能力[3-4]，錐-球組合藥型罩即是新型聚能裝藥戰斗部中的一種。周方毅等[5]人提出了一種圓錐、球缺組合藥型罩的結構，采用LS-DYNA有限元軟件建立有限元模型并計算，將數值模擬出的仿真結果與試驗數據作對比，驗證了數值模擬的正確性，同時采用正交設計方法優化出圓錐、球缺聚能戰斗部的結構參數，為下一步工作提供了參考。姜鑫圣[6]探究了水介質與空氣中2種介質的情況下爆炸成型彈丸的成形以及侵徹性能的差異，趙飛揚[7]使用有限元分析軟件Autodyn-2D對組合藥型罩不同結構參數、材料的選擇以及隔板的參數進行大量仿真，數值模擬確定了最佳戰斗部的結構參數。R.Tosello[8]提出了由于現代艦艇的防御能力不斷提高，世界各國大多采用了多級串聯戰斗部的方法來增強魚雷戰斗部的毀傷效應。

1 組合藥型罩結構設計及數值模擬

1.1 幾何模型及參數

錐-球組合藥型罩幾何模型如圖1所示，其中戰斗部由炸藥、錐形藥型罩、球缺藥型罩、空氣與水域構成。聚能裝藥長徑比為1.5，裝藥直徑D=60 mm，裝藥高度L=90 mm，錐-球組合藥型罩壁厚n均為2 mm，錐形藥型罩角度α為60°，球缺罩內外表面曲率半徑R2=33.5 mm、R1=35.5 mm，錐-球組合藥型罩高度h=38 mm。

圖1 幾何模型

1.2 有限元模型建立

使用Autodyn軟件對組合藥型罩進行仿真計算，采用拉格朗日與歐拉耦合算法，由于模型是關于X軸對稱，建立二維軸對稱有限元模型，設置邊界條件，模擬無限空間，防止材料在邊界反射使得仿真結果失真，保證仿真的可靠性。有限元模型如圖2所示，網格劃分為均勻劃分，每個網格尺寸為0.25 mm×0.25 mm。

圖2 有限元模型

數值模擬的材料都選自Autodyn的材料庫，聚能裝藥選用B炸藥，爆速為7 980 m/s，爆壓為2.95×107kPa[9]，其余材料模型見表1。

表1 材料模型

2 不同結構參數對水中毀傷元的影響

2.1 裝藥長徑比對水中毀傷元的影響

當炸藥被起爆后，產生的爆轟波壓垮錐-球組合藥型罩形成了水中毀傷元，因此聚能裝藥的長徑比是一個重要因素，長徑比不宜過大與過小，為探究聚能裝藥長徑比對組合藥型罩形成水中毀傷元性能的影響規律，設計的結構參數為錐角60°，錐-球組合藥型罩的壁厚均為2 mm，裝藥直徑為60 mm，錐-球藥型罩材料為銅，取聚能裝藥長徑比分別為1.2、1.3、1.4、1.5、1.6，對其毀傷元性能進行分析對比，50μs時不同長徑比形成的水中毀傷元如圖3所示。

圖3 不同長徑比下的水中毀傷元

不同長徑比下錐-球組合藥型罩形成水中毀傷元的動能隨時間的變化情況如圖4所示，毀傷元頭部速度隨長徑比的變化情況如圖5所示，毀傷元長度與頭部直徑隨長徑比的變化情況如圖6所示。

圖4 不同長徑比水中毀傷元動能隨時間的變化

由圖4可以看出，不同長徑比下的水中毀傷元動能隨時間的變化曲線，在炸藥爆轟開始，長徑比最小的先傳遞到錐-球組合藥型罩表面，在同一時刻聚能裝藥長徑比最小的，其形成的毀傷元動能最大，但隨著作用時間的增加，15μs時，各個長徑比下產生的毀傷元動能大小基本一致，經過15μs時，大的長徑比形成的水中毀傷元動能相比于長徑比較短的形成的動能整體偏大。

由圖5可以看出，隨著長徑比的增加，其水中毀傷元的頭部速度也在增加，但長徑比超過1.4時，其水中毀傷元的頭部速度基本保持穩定。

圖5 不同長徑比下水中毀傷元的頭部速度

由圖6可以看出，隨著長徑比的增加，水中毀傷元的長度大致相同，長徑比為1.4時，水中毀傷元長度略有減小，水中毀傷元頭部直徑在長徑比1.6時是較小的，由于聚能裝藥長徑比增大，水對毀傷元的阻礙相對更強，所以導致毀傷元的頭部直徑較小。綜上所述，聚能裝藥長徑比在1.5時水中毀傷元的性能更好。

圖6 不同長徑比下水中毀傷元的長度及頭部直徑

2.2 錐罩壁厚對毀傷元的影響

本節主要研究錐罩壁厚對毀傷元在水中成型的影響，在保證其他條件不變的情況下，只改變錐罩的壁厚來分析其對毀傷元的影響，分別對錐罩壁厚為1.6 mm、1.8 mm、2.0 mm、2.2 mm、2.4 mm的錐-球組合藥型罩進行數值模擬。50μs時不同錐罩壁厚的毀傷元成型如圖7所示。

圖7 不同錐罩壁厚的水中毀傷元

不同錐罩壁厚下錐-球組合藥型罩形成水中毀傷元的動能隨時間變化如圖8所示，毀傷元頭部速度隨錐罩壁厚變化曲線如圖9所示，毀傷元長度與頭部直徑隨錐罩壁厚變化曲線如圖10所示。

圖9 不同錐罩壁厚下毀傷元的頭部速度

由圖8可以看出，不同錐罩壁厚下水中毀傷元動能隨時間的變化情況，在起爆開始的一段時間內，不同壁厚的毀傷元的動能基本保持相同，總體來看，壁厚對于水中毀傷元動能幾乎沒有太大的影響，壁厚為1.8 mm、2.0 mm形成的水中毀傷元相比于其他壁厚形成的毀傷元的動能略有提高。

圖8 不同錐罩壁厚下水中毀傷元動能隨時間的變化

由圖9可以看出，水中毀傷元頭部速度隨著錐罩壁厚的變化情況，壁厚為1.6 mm時，由于壁厚較薄，所以其水中毀傷元頭部速度最大，壁厚從1.8 mm到2.4 mm范圍變化，水中毀傷元的頭部速度是先升高后下降，在壁厚2.2 mm時，毀傷元的頭部速度較大。由圖10可以看出，水中毀傷元長度及頭部直徑隨錐罩壁厚的變化曲線，隨著錐罩壁厚的增加，其水中毀傷元的長度逐漸變短，在錐罩壁厚為1.8 mm時，其水中毀傷元的頭部直徑最小，其他壁厚下的水中毀傷元頭部直徑大致相同。

圖10 不同錐罩壁厚下毀傷元的長度及頭部直徑

2.3 錐罩角度對毀傷元的影響

錐-球組合藥型罩的錐角影響水中毀傷元的性能，為探究錐罩錐角對水中毀傷元性能的影響，設計如下方案：錐-球組合藥型罩材料為銅，壁厚為2 mm，裝藥直徑為60 mm，聚能裝藥長徑比為1.5，球缺罩內外表面曲率半徑分別為33.5 mm、35.5 mm，只改變錐罩錐角，變化范圍為44～60°，每次變化4°，50μs時不同錐罩錐角的毀傷元成型如圖11所示。不同錐罩角度下錐-球組合藥型罩形成水中毀傷元的動能隨時間變化如圖12所示，毀傷元頭部速度隨錐罩角度變化曲線如圖13所示，毀傷元長度與頭部直徑隨錐罩角度變化曲線如圖14所示。

從圖12可以看出，錐罩角度的不同時，水中毀傷元動能隨時間變化的情況，在起爆開始的一段時間內，錐罩角度不同形成的水中毀傷元動能大致相同，在20～50μs范圍內，錐罩角度為52°時，水中毀傷元的動能較大。

圖12 不同錐罩角度下水中毀傷元動能隨時間的變化

從圖13可以看出，毀傷元頭部速度隨著錐罩角度的變化，在44～56°范圍時，毀傷元頭部速度一直增加，錐罩角度在56°時，毀傷元頭部速度達到最大，隨著錐罩角度的增大，毀傷元的頭部速度有所下降。

圖13 不同錐角下毀傷元的頭部速度

從圖14可以看出，錐罩角度在48°時，水中毀傷元的長度達到最大，錐罩角度在60°時，毀傷元頭部直徑較大。

圖14 不同錐角下毀傷元的長度與頭部直徑

3 結論

探究聚能裝藥結構中3種因素分別為裝藥長徑比、錐罩角度、錐罩壁厚對錐-球組合藥型罩形成的水中毀傷元的影響，并通過數值模擬分析出，隨著長徑比的增加，水中毀傷元的動能是略有提高，但在水中毀傷元頭部速度方面上，長徑比達到1.4以上時，水中毀傷元的頭部速度變化不大；在長徑比為1.5時，水中毀傷元的頭部直徑最大。

對比錐-球組合藥型罩中錐罩角度時，在44～60°的變化范圍內，錐罩角度為56°時，水中毀傷元的頭部速度是最大的，但水中毀傷元的頭部直徑在錐罩為60°時較為顯著。

對比錐-球組合藥型罩中錐罩壁厚時，在錐罩壁厚為1.6～2.4 mm變化范圍內，錐罩壁厚為1.6 mm時，其水中毀傷元的頭部速度是最大的，但頭部直徑不太理想；錐罩壁厚為2.4 mm時，水中毀傷元的頭部直徑是較大的，但水中毀傷元的長度有所下降；綜合考慮，錐罩壁厚為2 mm時，水中毀傷元不論在頭部直徑還是頭部速度較為優異。在實際的工程中，可以根據不同的情況選擇需要的結構參數。