姜穎資，王偉力，黃雪峰，傅磊

（海軍航空工程學院a.研究生管理大隊；b.兵器科學與技術(shù)系，山東煙臺264001）

爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)

姜穎資a，王偉力b，黃雪峰a，傅磊a

（海軍航空工程學院a.研究生管理大隊；b.兵器科學與技術(shù)系，山東煙臺264001）

為研究爆炸沖擊波對來襲反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)，應(yīng)用ANSYS/LS-DYNA軟件，對定量TNT和壓裝8701炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波毀傷不同距離處的反艦導彈發(fā)動機艙進行了數(shù)值模擬。計算結(jié)果表明：爆炸沖擊波對導彈發(fā)動機艙的毀傷以殼體凹陷為主要形式，對凹陷殼體周圍區(qū)域幾乎沒有影響；爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)，隨起爆點距離增加而迅速減小，且初期衰減速度明顯大于后期。10 kg的裝藥量、炸點位于3 m處時，TNT和壓裝8701炸藥對反艦導彈發(fā)動機艙基本無法造成毀傷。

爆炸沖擊波；反艦導彈；發(fā)動機艙；毀傷效應(yīng)；數(shù)值模擬

隨著艦空導彈制導精度和反導攔截技術(shù)的不斷提高，艦空導彈攔截來襲反艦導彈的脫靶距離越來越小，艦空導彈戰(zhàn)斗部裝藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波對來襲目標的毀傷效應(yīng)將不可忽略，甚至成為主要毀傷因素。

在現(xiàn)代海戰(zhàn)中，反艦導彈已成為水面艦艇的最大殺手。為提高水面艦艇的生存能力，有效防御來襲反艦導彈，必須毀傷其關(guān)鍵艙段，降低或消除反艦導彈對水面艦艇的毀傷效應(yīng)[1-2]。反艦導彈發(fā)動機艙段用于給反艦導彈提供飛行動力，一旦發(fā)動機殼體明顯凹陷或撕裂，發(fā)動機葉片將不能正常旋轉(zhuǎn)，發(fā)動機將會推力明顯下降、甚至發(fā)生燃燒，造成反艦導彈中途失去推力墜落、燃燒、偏航等毀傷效應(yīng)，使反艦導彈無法完成戰(zhàn)斗部任務(wù)[3]。

鑒于此，本文就一定當量裸炸藥對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)進行了數(shù)值仿真分析，給出了炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波對來襲反艦導彈發(fā)動機艙毀傷的一般規(guī)律。

1 計算模型及物理參數(shù)

1.1 有限元計算模型

考慮到實際反艦導彈發(fā)動機艙段結(jié)構(gòu)的復雜性，按等效靶模型建立原則，建立反艦導彈發(fā)動機艙的物理模型。等效靶模型的建立原則是：幾何外形接近實物，模擬迎彈面積；模擬結(jié)構(gòu)抗侵徹能力，厚度具體值由艙段的結(jié)構(gòu)、實際材料和厚度來決定。

根據(jù)上述等效靶模型建立原則，建立典型反艦導彈發(fā)動機艙等效靶模型，如圖1所示。發(fā)動機艙等效靶為雙圓筒結(jié)構(gòu)，外圓筒模擬彈體蒙皮，其厚度為4mm；內(nèi)圓筒模擬發(fā)動機殼體，其厚度為2.5mm。

圖1 發(fā)動機艙等效靶模型Fig.1 Model of engine cabin equivalent drone

本文采用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，數(shù)值模擬一定當量裸炸藥對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)。數(shù)值模擬計算，炸藥采用TNT和壓裝8701，外形均為圓柱形，質(zhì)量為10 kg。發(fā)動機艙采用拉格朗日網(wǎng)格建模，彈體蒙皮與發(fā)動機殼體之間的接觸采用Contact-eroding-surface-to-surface算法，在發(fā)動機艙邊界處施加透射邊界；炸藥和空氣采用歐拉網(wǎng)格建模，發(fā)動機艙與炸藥、空氣之間采用流固耦合算法。為保證計算結(jié)果的精確性，在空氣域的邊界處施加透射邊界，以避免爆炸沖擊波在空氣域邊界反射造成的誤差。由于所研究問題是軸對稱結(jié)構(gòu)，計算模型采用1/2模型。

1.2 材料模型及參數(shù)

反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮材料為LY-12鋁合金，發(fā)動機殼體材料為4340鋼，材料模型均采用Johnson-Cook模型，狀態(tài)方程均采用Grüneisen狀態(tài)方程。

Johnson-Cook材料模型中流動應(yīng)力為[4-5]：

式（1）中：σe是von Mises流動應(yīng)力；是等效塑性應(yīng)變；是相對應(yīng)的無量綱塑性應(yīng)變率；是無量綱溫度，其中，T與meltTroom分別表示材料的熔點和室溫；A為屈服應(yīng)力；B為應(yīng)變硬化；n為應(yīng)變硬化指數(shù)；c為應(yīng)變率相關(guān)因數(shù)；m為溫度相關(guān)因數(shù)。

Grüneisen狀態(tài)方程為[4-5]：

式（2）中：p為壓力；C是

μs-μp曲線的截距，其中μs、μp分別為應(yīng)力波的傳播速度和質(zhì)點的運動速度；S1、S2和S3為μs-μp曲線斜率的因數(shù)；r0是Grüneisen因數(shù)；a是對r0的一階體積修正；E為材料內(nèi)能。

主要材料參數(shù)如表1所示[6-7]。

表1 LY-12鋁合金和4340鋼材料參數(shù)Tab.1 Material parameters ___of the LY-12 alum inium alloy and 4340 steel

TNT和壓裝8701炸藥采用高能炸藥爆轟模型和JWL狀態(tài)方程[8]為

式（3）中：P為爆轟壓力；V是相對體積；E是炸藥單位體積內(nèi)能；ω、A、B、R1、R2為材料常數(shù)。各參數(shù)如表2所示[9-11]。

表2 TNT和壓裝8701炸藥材料參數(shù)Tab.2 Material parameters of the TNT and press-fit 8701 explosive

空氣采用Null材料模型，狀態(tài)方程采用Linear-Polynom ial狀態(tài)方程，其表達式為：

式（4）、（5）中：P為爆轟壓力；其他各參數(shù)見表3[9]。

表3 空氣材料參數(shù)Tab.3 Material parameters of the air

2 數(shù)值計算結(jié)果及分析

2.1 爆炸沖擊波對發(fā)動機艙毀傷描述

炸藥在空氣中爆炸產(chǎn)生的沖擊波對目標的破壞是一個極其復雜的問題，爆炸沖擊波對目標的毀傷效果，與爆炸沖擊波與目標遭遇時的峰值超壓、正壓時間、沖量以及目標結(jié)構(gòu)、材料特性等密切相關(guān)。爆炸沖擊波在傳播過程中，隨著傳播距離的增大，波陣面壓力迅速衰減；并且初始階段衰減快，后期衰減較緩。炸藥相對目標不同距離爆炸，沖擊波對目標的毀傷能力差異很大。

下面以10 kg的圓柱形壓裝8701炸藥，在距離反艦導彈發(fā)動機艙0.5 m、1 m和2 m處爆炸為例，描述爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷。圖2、圖3、圖4分別為壓裝8701炸藥距離反艦導彈發(fā)動機艙0.5 m、1 m和2 m時對反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體的毀傷效果圖。

圖2 0.5 m處對反艦導彈發(fā)動機艙毀傷效果Fig.2 Damage effect to anti-ship missile engine cabin at 0.5 m

圖3 1m處對反艦導彈發(fā)動機艙毀傷效果Fig.3 Damage effect to anti-ship missile engine cabin at 1 m

圖4 2 m處對反艦導彈發(fā)動機艙毀傷效果Fig.4 Damage effect to anti-ship m issile engine cabin at 2 m

從圖2可以看出，d=0.5 m處，反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體均發(fā)生了大面積的凹陷，且變形非常明顯；由于炸藥為中心點起爆，彈體蒙皮和發(fā)動機殼體均是垂直于起爆點附件向內(nèi)凹陷深度最大，最大凹陷深度分別約25.67cm和28.14cm；彈體蒙皮和發(fā)動機殼體變形均呈凹坑狀，最大變形四周向外蒙皮和殼體變形量逐漸減??；彈體蒙皮和發(fā)動機殼體變形量相比較，發(fā)動機殼體凹陷總面積大于彈體蒙皮，最大凹陷深度也大于彈體蒙皮。

從圖3可以看出，d=1 m處，反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體變形明顯弱于d=0.5 m處，但凹陷面積仍比較大，變形也比較明顯；彈體蒙皮和發(fā)動機殼體同樣均是垂直于起爆點附件向內(nèi)凹陷深度最大，然后向四周梯度式減小，彈體蒙皮和發(fā)動機殼體最大凹陷深度分別約7.39 cm和7.41 cm；彈體蒙皮和發(fā)動機殼體變形量相比較，凹陷總面積和最大凹陷深度均相當。

從圖4可以看出，d=2 m處，反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體均有一定面積的凹陷，但總體變形量不大，彈體蒙皮和發(fā)動機殼體最大凹陷深度分別約1.84 cm和1.20 cm，且向周圍迅速減小。此處，沖擊波壓力經(jīng)過衰減后，壓力值太小，作用于發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體的沖量，不足以使其發(fā)生明顯的變形破壞。

2.2 不同距離爆炸沖擊波對發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)

為研究不同距離處，炸藥對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)。本文數(shù)值模擬計算了TNT和壓裝8701炸藥的起爆點在距離導彈發(fā)動機艙0.5 m、1 m、1.5 m、2 m、2.5 m、3 m時對導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)。各距離處，TNT和壓裝8701炸藥作用下的反艦導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體最大凹陷深度數(shù)據(jù)如表4所示。

表4 不同距離處彈體蒙皮和發(fā)動機殼體最大凹陷深度Tab.4 Maximum dent depth of the projectile bodies skin ________and engine shell at different distances

從表4數(shù)據(jù)可以看出，各距離處，TNT炸藥爆炸作用下導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體的最大凹陷深度均小于相同距離壓裝8701炸藥爆炸作用下彈體蒙皮和發(fā)動機殼體的最大凹陷深度。這是由于TNT炸藥爆速、爆壓均小于壓裝8701炸藥，因而其沖擊波超壓、沖量也均小于壓裝8701炸藥，而爆炸沖擊波對目標的破壞主要是這2個參量。

2種炸藥對導彈發(fā)動機艙的毀傷規(guī)律基本一致，均是隨著起爆點離導彈發(fā)動機艙距離的增加，導彈發(fā)動機艙彈體蒙皮和發(fā)動機殼體最大凹陷深度迅速降低，直至導彈發(fā)動機艙外形幾乎不發(fā)生變化。

表4數(shù)據(jù)還顯示：TNT和壓裝8701炸藥對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷，隨著炸點距離的增加，初期衰減速度明顯快于后期。0.5 m時，2種炸藥爆炸沖擊波作用下，彈體蒙皮和發(fā)動機殼體的最大凹陷深度均達到或接近各自直徑的2/3，但到1 m時，最大凹陷深度均不足各自直徑的1/4，而從1 m到2 m，最大凹陷深度的變化還不足各自直徑的1/5，從2 m到3 m，衰減速度更慢。還有一個現(xiàn)象，0.5 m、1 m時發(fā)動機艙內(nèi)層發(fā)動機殼體的凹陷深度大于同距離處彈體蒙皮的凹陷深度，這是由于內(nèi)層發(fā)動機殼體在爆炸沖擊波和彈體蒙皮的推動下，其變形速度超過了彈體蒙皮。

3 結(jié)論

通過數(shù)值模擬計算以及結(jié)果分析，可得出結(jié)論：

1）爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷主要是局部面毀傷，以殼體凹陷為主要形式，彈體蒙皮和發(fā)動機殼體迎爆面損傷較大，對變形殼體周圍區(qū)域幾乎沒有影響。

2）爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)，與炸藥起爆點與反艦導彈發(fā)動機艙的距離密切相關(guān)，不同距離時，毀傷效應(yīng)有明顯的差異。爆炸沖擊波對反艦導彈發(fā)動機艙的毀傷效應(yīng)，隨爆炸距離的增加迅速減小，且初期衰減速度明顯大于后期。以文中10kg的裝藥量，在3 m處，TNT和壓裝8701炸藥對導彈發(fā)動機艙的毀傷，基本可以忽略。

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Damage Effect to Anti-Ship Missile Engine Cabin by Explosion Shock Waves

JIANG Ying-zia,WANG Wei-lib,HUANG Xue-fenga,FU Leia
（Naval Aeronautical and Astronautical University a.Graduate Students'Brigade; b.Department of Ordnance Science and Technology,Yantai Shandong 264001,China）

For the study of explosion shock wave damage effect to incoming anti-ship missile engine cabin,using ANSYS/ LS-DYNA software,the explosion shock wave of the quantitative TNT and press-fit 8701 explosives damage anti-ship missile engine cabin at different distances were simulated.The calculation results showed that the damages that the explosion shock wave to anti-ship missile engine cabin were mainly as the form of shell sag,and almost no effect on the area around the shell;the damage effect of the explosion shock wave to anti-ship missile engine cabin rapidly reduced with the increase of detonation point distance,and initial attenuation speed significantly greater than the late.10kg of loading dose, when the burst point located at 3m,TNT and press-fit 8701 two kinds of explosives almost can not cause damages to antiship missile engine cabin.

explosion shock wave;anti-ship missile;engine cabin;damage effect;numerical simulation

TJ410.3

A

1673-1522（2014）04-0341-04

10.7682/j.issn.1673-1522.2014.04.009

2014-03-20；

2014-05-19

國家部委基礎(chǔ)基金資助項目

姜穎資（1982-），男，博士生。