0 引言
鱼雷是攻击水面舰艇和水下潜艇的重要水中兵器,一直为世界各国海军所重视[1]。现代舰船和潜艇多采用双层壳体结构,整体较厚[2],抗爆能力强,传统爆破型鱼雷难以对其造成有效毁伤。因此,对聚能型鱼雷战斗部的研究相继展开。凌钱荣、杨珊等[3-4]研究了聚能鱼雷战斗部的药型罩状、结构参数以及形成的侵彻体形态对侵彻含水复合结构的影响,得到了聚能杆式弹丸(JPC)相比于聚能射流(JET)和爆炸成型弹丸(EFP)对侵彻双层壳体潜艇防护结构更具优势。随后国内学者相继将组合药型罩引入聚能型鱼雷战斗部。研究结果表明[5-9],组合药型罩对含水复合结构的毁伤能力相比于单一药型罩有显著优势,其根本原因是组合药型罩可形成前驱射流,为后续随进侵彻体提供了水下空腔,从而减少侵水过程中的能量消耗。
目前国内虽已提出许多组合药型罩类型,但何种组合药型罩对含水复合结构的穿透性能更具优势并未考虑。因此,本文设计了3种组合药型罩,通过数值模拟的方法,以水下空腔、动能衰减率、后效靶穿深等作为评价标准,研究其对含水复合结构的毁伤性能。研究对聚能型鱼雷战斗部药型罩的选择具有一定指导意义。
1 数值模型
1.1 结构设计
战斗部具体结构如图1所示。装药采用8701炸药,装药直径Dk=100 mm,装药高度H=120 mm。组合药型罩由大药型罩和小药型罩2部分组成,大药型罩采用等壁厚偏心球缺结构,外球面曲率半径R=73 mm,内球面曲率半径r=68 mm,壁厚为5 mm,小药型罩为圆柱形、U形和圆锥形3种构型,高度h=15 mm,直径d=20 mm,壁厚均为2 mm,大小药型罩材料均为紫铜(为方便叙述,以下将3种组合药型罩分别称为圆柱-球缺组合罩、U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩)。壳体厚度4 mm,材料为2A12铝。装药采用顶部单点中心起爆。
图1 战斗部结构示意图
Fig.1 Stuctural diagram of warhrad
1.2 数值计算模型及材料参数
建立了聚能装药战斗部侵彻含水复合结构的二维数值计算模型,如图2所示。含水复合结构参照文献[10]并结合双层壳体潜艇防护结构的缩比模型加以改进,该结构由非耐压靶、水介质、耐压靶组成,含水复合结构之后设置后效靶,水介质位于非耐压靶和耐压靶之间,耐压靶、非耐压靶和后效靶材料均采用45#钢。
图2 数值计算模型
Fig.2 Numerical simulation model
战斗部壳体紧贴非耐压靶,保持炸高为150 mm。药型罩、装药、空气、水采用Eular网格,壳体、靶板采用Lagrange网格,二者之间定义流固耦合关系。在空气和水介质计算域边界添加非反射边界条件模拟无限水域,在靶板边界处添加固定边界条件,防止靶板移动造成的计算误差。模型单位制采用g-cm-μs。
采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN本构模型和EOS_JWL状态方程对8701炸药进行描述,具体参数见表1[11]。空气采用MAT_NULL本构模型和*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL状态方程来描述,具体参数见表2。水介质用MAT_NULL本构模型和*EOS_GRUNEISEN状态方程来描述,具体参数见表2[12]。药型罩、壳体和45#钢靶均采用MAT_JOHNSON_COOK本构方程和*EOS_GRUNEISEN状态方程来描述。具体参数见表3[13]。
表1 8701炸药材料参数
Table 1 Material parameters of 8701
材料ρ/(g·cm-3)D/(m·s-1)PCJ/GPaA/GPaB/GPaR1R2ωE/GPa8701炸药1.78 42529.6854.520.4934.61.350.258.5
表2 空气和水材料参数
Table 2 Material parameters of air and water
材料ρ/(g·cm-3)C/(km·s-1)S1S2S3ωmE0/(J·kg-3)V0空气1.25×10-33.4400001.400水1.021.652.561.9861.226 80.501
表3 金属材料参数
Table 3 Material parameters of metal
材料ρ/(g·cm-3)A/MPaB/MPaCTr/KTm/Kmn紫铜8.960902920.0252931 2361.090.312A12铝2.7972654260.0153007751.000.3445#钢7.8303503000.0142941 7600.261.03
1.3 数值计算结果的有效性验证
为了验证数值计算结果的准确性,参照文献[14]试验,利用本文数值计算方法和材料参数,建立了相对应的数值计算模型,如图3所示。
图3 与试验相对应的计算模型
Fig.3 The calculation model corresponding to the test
不同时刻射流侵彻水夹层间隔靶的对比如图4所示。在31、39 μs时刻,数值模拟的射流形态、射流侵靶过程和试验结果高度一致。在31 μs时射流头部距离第1层靶板试验值为13.5 mm,数值模拟结果为13 mm,误差3.85%。在39 μs时射流头部距离第1层靶板试验值为72 mm,数值模拟结果为68 mm,误差5.56%。
图4 数值模拟不同时刻射流侵彻水夹层间隔靶过程与试验的对比
Fig.4 Comparison between numerical simulation and test of jet penetration of water interlayer target at different time
表4为数值模拟射流侵彻水夹层间隔靶平均头部速度和试验结果的对比。在31～39 μs时间段射流头部速度误差为6.29%。在49～54 μs时间段射流头部误差为2.01%。
表4 射流头部速度对比
Table 4 Jet head velocity comparison
时间/μs试验值/(m·s-1)仿真值/(m·s-1)误差/%31～396 816.47 0456.2949～546 163.56 0392.01
综上所述,不同时刻射流头部位置、不同时间段射流头部平均速度的数值模拟结果与试验结果误差均在10%以内。因此,本研究采用的数值模型方法和材料参数能够很好的满足数值计算结果的有效性要求。
2 仿真结果分析
2.1 射流成型分析
基于仿真计算结果,对射流形态和侵彻过程进行分析。图5为爆轰波作用下射流成型过程。在40 μs时,由于爆轰波的持续加载,射流形成了细长的高速头部,此时射流头部速度达到最高,分别为8 370、6 941、5 426 m/s,圆柱-球缺组合罩形成的侵彻体头部速度比U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩分别高20.58%和54.25%。因不同的小药型罩构型,所以射流的尾部形态(S3段)产生了明显区别。
图5 射流成型示意图
Fig.5 Jet forming diagram
图6为在80 μs时射流在对称轴线处速度随位置分布示意图。射流已穿透非耐压靶并侵彻了一定厚度的水层,结合图5可以发现,射流可划分为S1—S3段。圆柱-球缺组合罩形成了长度大、速度高的射流分布在S1段,同时也形成了速度相对更低的部分分布在S3段,此时圆柱-球缺组合罩和U形-球缺组合罩的S1段因长度大、速度梯度高而出现断裂。在80 μs时射流头部速度分别为5 650、4 890、4 060 m/s,长度分别为339、 307、263 mm,圆柱-球缺组合罩形成侵彻体的长度比U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩分别长10.4%和28.9%。
图6 射流速度随位置分布示意图
Fig.6 Distribution diagram of jet velocity with position
2.2 水介质响应分析
图7为圆柱-球缺组合罩侵彻过程示意图。组合药型罩在穿水过程中造成空腔随进效应,即射流头部在穿透非耐压靶板后侵彻体在水介质中开辟出了明显空腔,使后续射流能够以低阻随进。
图7 圆柱-球缺组合罩侵彻水层过程示意图
Fig.7 Schematic diagram of aquifer penetration process of combined liner shaped charge
射流排开水的体积(即形成的空腔大小)一定程度上能够反应侵彻体在侵彻水介质过程中的耗能情况。图8为射流在穿透水层时形成的空腔形态,可见在侵彻水介质结束后,圆锥-球缺组合罩形成的空腔最大。
图8 空腔形态示意图
Fig.8 Schematic diagram of cavity morphology
王海福等[15]认为,水介质的径向扩展速度Vr不仅反应空腔径向尺寸效应,同时也表明射流在侵彻水介质过程中消耗能量的多少。在水介质区域同一轴线上依次取间隔为150 mm的A、B、C 3点作为水介质径向扩展速度观测点(观测点位置如图2所示),由于在穿靶过程中爆轰气体会随射流进入水中空腔对水介质的径向扩展速度产生影响,故Vr应取射流经过监测点后爆轰气体到达该点前的最大值,此时监测点的水介质径向扩展加速度为0。
各点水介质的径向扩展速度如图9所示。A、B观测点处,U形-球缺组合罩造成的水介质径向扩展速度最小,圆锥-球缺组合罩最大。C观测点处,圆柱-球缺组合罩造成的水介质径向扩展速度最小,Vr=39.69 m/s,其原因是圆柱-球缺组合罩的S1段在此时并没有被完全消耗从而保持了较小的头部直径。
图9 监测点处水介质径向扩展速度
Fig.9 Radial expansion velocity of water medium at monitoring point
取3个观测点处的水介质径向扩展速度平均值,得到水介质径向扩展速度分别为61.53、76.13、143.47 m/s,圆柱-球缺组合罩造成的水介质扩展速度比U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩分别小23.72%、133.17%。
2.3 剩余动能及后效靶穿深
射流穿透含水复合结构后的剩余动能和对后效靶的穿深如表5所示。由表5可知剩余动能和对后效靶的穿深成正比关系,圆柱-球缺组合罩对后效靶的穿深比U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩分别大24.9%、61%。这是由于圆柱-球缺组合罩相比于其余2种组合药型罩在侵彻含水复合结构时耗能最少,保留了更多能量用于侵彻后效靶。
表5 剩余动能和后效靶穿深
Table 5 Residual kinetic energy and aftereffect target penetration
药型罩类型剩余动能/kJ穿深/mm圆柱-球缺组合罩86.6397.9U形-球缺组合罩77.3318.6圆锥-球缺组合罩64.6247.1
3 圆柱部结构参数的影响
后效靶穿深可直观反应组合药型罩对含水复合结构的穿透性能,即对后效靶的穿深越大,说明其对含水复合结构的穿透能力越强。因此将后效靶穿深作为评价标准,研究圆柱-球缺组合罩圆柱部直径d和高度h对含水复合结构穿透性能的影响。
如图10显示了后效靶穿深随圆柱部直径d的变化规律。后效靶穿深随d的增大呈现先增大后减小的趋势。当12 mm≤d≤18 mm时,后效靶穿深迅速增大。18 mm≤d≤22 mm阶段,后效靶穿深增长缓慢,d=22 mm时取得后效靶穿深最大值409.6 mm。d≥22 mm时,后效靶穿深呈下降趋势。
图10 后效靶穿深随圆柱部直径变化示意图
Fig.10 After effect target penetration with cylindrical diameter change diagram
如图11显示了后效靶穿深随圆柱部高度的变化规律。后效靶穿深随圆柱部高度的增大呈现先增大后基本不变的趋势,当h=16 mm时,取得后效靶穿深最大值411 mm,随着圆柱部高度继续增加,后效靶穿深呈现波动现象,说明圆柱部高度的增加已不能提升后效靶穿深。
图11 后效靶穿深随圆柱部高度变化示意图
Fig.11 After effect target penetration varies with the height of the cylinder
4 结论
圆柱-球缺组合药型罩形成的射流长度最大、头部速度最高,射流的长度比U形-球缺组合罩长10.4%,比圆锥-球缺组合罩长28.9%,头部速度分别高20.6%和54.3%。
圆柱-球缺组合药型罩造成的水介质扩展速度比U形-球缺组合罩和圆锥-球缺组合罩分别小23.7%和133.2%。对后效靶穿深分别大24.9%和61%,组合药型罩对后效靶穿深与穿透含水复合结构的剩余动能成正比关系。
合理匹配圆柱部直径d和高度h可有效提高组合药型罩对含水复合结构的穿透能力。当d=22 mm、h=16 mm时,圆柱-球缺组合罩可对后效靶取得最大穿深411 mm。
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