0 引　言

随着大型水面舰艇防护能力的大幅提高，关于舰艇舱室结构抗爆研究也日趋成熟，使得对其造成高效毁伤变得越来越难^[1]。尤其是单级战斗部对所进入舱室造成毁伤的同时，对邻近舱室难以造成有效的毁伤。而共轭战斗部分为前、后两级战斗部，在大型水面舰艇打击时，两级战斗部均进入一个舱室内部爆炸或前级战斗部进入舱室内部爆炸，后级战斗部在侧舷、飞行甲板上嵌爆，以及两级战斗部分别在2个舱室内爆炸，从而实现更高效的毁伤。

梅志远等^[2]、焦立启等^[3]对加强筋处于被爆面的舰艇舱壁在爆炸冲击波作用下的动态响应进行了数值模拟和模型试验，发现被爆面加强筋能有效提高舱壁板的抗爆能力，并根据计算结果对加强筋板架结构进行优化设计。万文超等^[4]采用数值模拟方法研究了舱内爆炸冲击波与破片联合作用下的毁伤效应。陈青华等^[5]基于网格化的方法分析了舱室内爆下毁伤元的分布规律，计算了半穿甲弹的毁伤概率。邓希旻等^[6]对反舰椭圆截面弹体贯穿金属薄板的损伤机理进行了仿真计算分析，得到了描述穿甲阻力的函数。焦晓龙等^[7]采用流固耦合算法对多舱室结构在不同TNT药量下的毁伤效应进行研究，得到了毁伤参数和药量之间的关系。吴迪等^[8]采用数值模拟的方法研究舱室结构在动爆载荷下的毁伤效应，分析得到了舱室破坏模式评估区间和分布图。熊展等^[9]利用缩比模型舱室内爆试验，得到了压力载荷的计算模型。

目前，对于共轭两级战斗部对舱室的爆炸毁伤研究报道极少，因此本文在开展单级战斗部爆炸试验及数值模拟对比验证的基础上，对共轭战斗部毁伤效果进行对比分析，并研究装药位置对毁伤效果的影响。

1 舱室与装药模型 1.1 舱室结构

参照典型驱逐舰建立舱室模型，舱室主要由强横梁、板架、T形钢加强筋、球扁钢、焊缝等结构构成，如图1所示。其中，由于强横梁结构强度大，在内爆炸过程中基本无变形，对舱室的毁伤无较大影响，建模时略去。球扁钢与T形钢交接，建模较为复杂，将球扁钢等效为相同尺寸的扁钢。上下甲板厚度不相同，上甲板厚度为12 mm、下甲板厚度为8 mm，面板上的球扁钢与T型钢尺寸也各不相同，上甲板在迎爆面布置加强筋，下甲板在被爆面布置加强筋，其余壁板上加强筋布置方向均为迎爆面。

1.2 有限元模型

由于舱室结构和炸药的对称性，为减小运算时间和运算所需内存，建立整体舱室、炸药、空气的1/2模型。计算时在对称面上施加对称约束，在空气边界施加无反射边界。

舱室建模时，充分考虑其实际结构，以及加强筋之间、板与板之间的连接情况，采用实体单元建立了主舱室上甲板、下甲板、侧弦、纵壁板、横壁板。焊缝的处理采用Ansys中的固连失效接触（TSTS）方式，设置固定的失效应力。炸药根据要求建立了柱形装药。网格划分全部采用共节点映射网格，均为八节点六面体单元，计算精度较高。其中，舱室为拉格朗日网格，空气与炸药为欧拉网格；两者之间用流固耦合算法实现耦合，具体模型见图2。

1.3 材料模型与状态方程的选取

舱室材料选用船用907A钢。该钢具有强度高、延展性好的特点，不仅具有抗穿甲能力，同时也具有一定抗爆炸毁伤能力。907A钢具有较强的应变率敏感性，其屈服强度随着应变率的增大而增强。战斗部在超音速情况下侵彻靶板时的应变率在10² s⁻¹～10⁴ s⁻¹，这就使得在数值模拟过程中需要考虑材料在高应变率下的力学性能。Johnson-cook材料模型能较好描述材料在大变形、高应变率下的动态力学性能，且考虑了爆炸作用下产生高温爆轰产物和气体对目标造成的温度效应。所以本文舱室材料模型采用Johnson-cook模型，具体参数见表1和表2。

表中，参数A为屈服应力，B和n为应变硬化效应，C为应变率常数，m为温度软化系数。T_r、T_m分别为室温和材料的熔点；D₁～D₅为JC损伤模型的参数。

空气假设为理想气体，冲击波的膨胀假设为绝热过程，采用Null流体动力模型Linear-Polynomial状态方程描述，材料参数见表3。表中，γ为绝热指数，ρ为密度，e为比内能，v_rel为比容。

战斗部装药采用THL炸药，该炸药具有钝感高能的特点。采用MAT-HIGH-EXPLOSIVE-BURN模型和JWL状态方程，JWL描述函数为：

$ P = A\left( {1 - \frac{{\omega \eta }}{{{R_1}}}} \right){e^{-R_1/\eta}} + B\left( {1 - \frac{{\omega \eta }}{{{R_2}}}} \right){e^{-R_2/\eta}} + \omega \eta {\rho _0}e。$

(1)

式中：$ \eta = \rho/\rho_0$。$ e $为单位质量的内能，$ {\rho _0} $为材料的参数密度，$ \rho $为总体材料密度，$ A、B、\omega 、{R_1}、{R_2} $均为常数。炸药具体性能参数见表4和表5。表中，D为爆速，P_CJ为CJ爆轰压力，E为能量。

2 试验与数值模拟对比验证 2.1 冲击波压力分析

战斗部样弹放置在主舱的木制弹架上，样弹几何中心和主舱几何中心重合。内部装填装药为THL、装填密度为1.71 g/cm³、质量为67.39 kg，起爆方式为中心点起爆，内部结构如图3所示。

为了解冲击波在舰艇舱室中，传播规律和对舱壁的作用，同时验证数值模拟的正确性，选取5处与试验布置位置相同的超压测试点，查看其位置的冲击波超压时间历程曲线。P₁为侧舷板中心位置的压力测试点；P₂为与侧舷对应的纵壁板上中心点压力测试点；P₃为侧舷与下甲板焊接部位中部的压力测试点；P₄为侧舷、下甲板和横壁板连接角隅处的压力测试点；P₅为横壁板与下甲板焊接部位中点处的压力测试点。选取测点具体位置见图4，图中长方体表示1/2舱室结构。

图5为P₁～P₅测试点的压力时间历程曲线。P₁、P₂这2点由于距离爆心位置距离相似，所以压力曲线形状相似，有明显的多次峰值现象，且第二次峰值压力大于第一次峰值压力，接近3.1 MPa。P₂在出现3次峰值后压力下降较快，而P₁在出现二次峰值后下降较慢，较长一段时间都维持着较高的压力，其原因是P₁在侧舷板附近，加强筋结构复杂，比P₂处更容易出现冲击波反射叠加效应。P₄位置更为复杂，距离爆心最远，所以冲击波峰值达到时间最晚，汇聚叠加效应最为明显，维持高压时间较长。

由表6可知，数值模拟得到测试点的峰值与试验测得峰值误差在10%～20%，结果吻合较好。试验测得峰值全都高于数值模拟峰值，其原因在于实际爆炸产生的冲击波波长较小，而数值模拟中由于考虑到运算时间和内存等因素，空气网格尺寸不可能达到实际波长量级。数值模拟中的峰值是由多个峰值通过差值计算得来，必然低于试验中测试得到的实际峰值。

2.2 舱室结构破坏分析

内爆试验结束后舱室解体情况与数值模拟中舱室解体情况对比如图6和图7所示。可知，主舱室完全解体。上、下甲板和侧舷板加强筋结构较强，舱壁刚度增强，基本都保持了完整状态。纵壁板和横壁板结构简单，质量较轻，抛飞距离较远，呈C型弯曲变形，在图中观测不到。数值模拟结果中可看出，上、下甲板和侧舷结构保持完整，有轻微的隆起变形；纵壁板与横壁板变形较大，出现C型弯曲。通过对比可看出，战斗部内爆对舱室的毁伤作用主要是从焊缝结构处撕裂破坏，最终造成解体飞散，数值模拟与试验结果吻合较好。

3 共轭战斗部装药毁伤数值模拟分析 3.1 舱室与装药模型

舱室和装药模型见图8，共轭战斗部后级装药距离舱室侧舷板为1.1 m；前级装药与后级装药之间间距为2.5 m。前、后级战斗部装药等质量，两者质量相加后与第2节中单个战斗部装药试验相同。

3.2 共轭战斗部与单级战斗部对典型舱室毁伤对比分析

评估战斗部对舱室的爆炸毁伤效果，主要是从舱室解体破坏情况、舱内典型位置的冲击波压力、舱壁的抛飞等方面考虑。

1）焊缝开裂时间

图9为共轭战斗部装药和普通战斗部装在时间3000 μs时舱室焊缝的开裂情况。3000 μs时普通战斗部爆炸仅造成结构强度较低的纵壁板与下甲板、横壁板与下甲板连接处焊缝开裂。而共轭战斗部爆炸造成了舱室多处焊缝开裂，其中包括结构强度较高的侧舷与上、下甲板连接焊缝。可看出，共轭战斗部装药爆炸作用下焊缝开裂情况明显优于普通战斗部装药爆炸工况。

2）冲击波压力

表7为2种内爆工况中5个冲击波测试点压力峰值。共轭战斗部装药爆炸舱室内P₁、P₂、P₃测试点处冲击波压力值远超出普通战斗部装药爆炸舱内相同位置的冲击波压力值，P₄测试点压力值几乎相同，仅在P₅测试点冲击波压力值上略低。通过对共轭战斗部舱内爆炸冲击波压力与普通战斗部舱内爆炸冲击波压力峰值比较，说明在相同装药量、相同条件下共轭战斗部能有效提高舱内典型位置的冲击波压力峰值，增强对舱室的毁伤效果。

3）壁板抛飞速度

表8为2种不同工况下舱壁在数值模拟计算终止后舱壁的最终飞散速度。从表中数据对比看出，共轭战斗部对舱室的毁伤效果要优于单级战斗部。

3.3 共轭战斗部装药爆炸位置对舱室毁伤效果分析

1）模型及装药位置

文献[10]表明共轭反舰战斗部前、后级能分离，达到在舱室不同位置爆炸的目的。选取的3种工况中，两级装药之间距离均为4 m。工况1后级战斗部装药在舱室外部，紧贴侧舷外部面板，模拟舱外嵌爆；工况2后级战斗部装药在舱室内部，紧贴侧舷内部面板，模拟舱内嵌爆；工况3前级战斗部距离后壁板0.5 m，模拟两弹在舱室内爆。3种工况舱室侧舷板上都有预制弹孔，模拟战斗部侵彻后留下的弹孔。具体两级战斗部装药在舱室内的位置如图10所示。

2）舱室整体毁伤对比分析

3种工况的毁伤情况如图11~图13所示，通过仿真分析可得出：工况1中后级装药能量大部分发散到空气中，仅有少部分作用于侧舷开孔，舱室解体的主要能量来自于前级装药。工况2中前级装药能量部分用于对侧舷加强筋的破坏和扩孔，剩余部分与后级战斗部装药能量耦合使舱室解体。工况3中前、后两级战斗部装药大部分能量用于舱室解体，后级装药部分能量用于对后壁的撕裂破坏，使后壁板出现大尺寸破口和较大的翻转变形。就对舱室解体破坏效果来看，工况2和3明显优于工况1。

舱室结构撕裂破口后，在准静态压力的作用下破口不断延伸最终舱室解体，舱壁在冲击波和爆轰产物的膨胀作用下被抛飞，具有较高的速度，飞散的舱壁有很大的动能和冲量，在实际情况下对舰艇内部其他舱室内的装备、人员有较大的杀伤力。图14～图16分别为3种工况下，各个舱壁飞散速度随时间变化曲线。

对比图中3种工况下，各个舱壁的最终飞散速度可得出：工况3上、下甲板、侧舷、侧壁板的飞散速度均略高于工况2，后壁板飞散速度低于工况2中后壁板飞散速度，这是由于工况3中后级装药距离后壁板较近，爆炸产生的冲击波和爆轰产物对其造成了较大的撕裂破口和翻转变形，解体较早，泄爆后后续冲击波和爆轰产物对其作用的能量较小；工况2、工况3中各个舱壁的飞散速度均明显高于工况1，其原因在于工况1中后级战斗部装药的大部分能量发散到空气中。

3）舱室局部结构毁伤对比分析

装药爆炸产生的冲击波在舱室内耦合、角隅处反射叠加最终造成舱室飞散解体的同时，对舱壁的局部位置造成了破损和变形。尤其在装药位置不同的情况下，舱壁出现变形和破损的程度和位置也不相同。

图17为3种工况下出现较大破损的舱壁对比。工况1中后级战斗部紧贴侧舷外板嵌爆，使得侧舷面板破坏向内翻转，预制开孔从直径50 cm圆孔增大为85.40 cm的圆形破孔。图17(b)为工况2中侧舷的破损情况，工况2中后级战斗部紧贴侧舷内壁板嵌爆，使得侧舷面板破孔向外翻转。由于加强筋处于迎爆面，破坏较为严重，邻近的T型钢和球扁钢出现不规则的扭曲变形并破损，降低了侧舷的抗爆能力，使得面板上扩孔增大，出现99.16 cm×95.45 cm的方形破孔。图17(c)为工况3中后壁板的破坏情况，工况3中后级战斗部距离后壁板较近，且由于后壁板面板较薄（4 mm），加强筋结构较少，抗爆性能差，最后形成了一个长宽分别为197.14 cm×88.50 cm的不规则破洞，整个面板几乎从中断裂。

图18为3种工况下，上下甲板的变形位移图。工况1中上甲板的最大变形位移为102.3 cm；工况2的最大变形位移为107.3 cm；工况3的最大变形量为161.1 cm，内爆达到的变形约为外嵌爆的1.6倍。工况1中下甲板的最大变形位移为135 cm；工况2的最大变形位移为147.2 cm；工况3的最大变形位移为237.3 cm，也就是内爆达到的变形约为外嵌爆的1.75倍，毁伤能力优异。

4 结　语

本文通过实验与数值仿真相结合的方法，研究了共轭战斗部对舰艇舱室的毁伤效果，结果表明：

1）舱室内密闭空间冲击波受加强筋布局影响易出现冲击波反射叠加效应造成局部的峰值压力持续时间较长且出现多次波峰，冲击波在舱室角隅处汇聚后波峰甚至超过初始冲击波峰值。

2）药量相同的情况下，与单级战斗部装药相比，共轭战斗部造成舱室的解体速度更快，典型位置处冲击峰值压力更高，并且引起的壁板抛飞速度更快。舱室解体主要由于焊缝开裂造成，应当予以加强以增强舰船的抗爆能力。

3）共轭战斗部两级装药爆炸位置对舱室毁伤效果有较大影响。内爆和内嵌爆造成的舱室解体效果和壁板抛飞速度明显优于外嵌爆；内爆对上、下甲板变形和毁伤效果优于内嵌爆和外嵌爆；舱壁局部破坏方面，内爆破口最大，内嵌爆略优于外嵌爆。

4）对于舰艇舱室的综合毁伤来看，共轭战斗部装药两级都在舱室内部爆炸，毁伤能力最强，可为战斗部设计提供参考。