爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤效应

姜颖资，王伟力，黄雪峰，傅磊

（海军航空工程学院a.研究生管理大队；b.兵器科学与技术系，山东烟台264001）

爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤效应

姜颖资a，王伟力b，黄雪峰a，傅磊a

（海军航空工程学院a.研究生管理大队；b.兵器科学与技术系，山东烟台264001）

为研究爆炸冲击波对来袭反舰导弹发动机舱的毁伤效应，应用ANSYS/LS-DYNA软件，对定量TNT和压装8701炸药爆炸产生的冲击波毁伤不同距离处的反舰导弹发动机舱进行了数值模拟。计算结果表明：爆炸冲击波对导弹发动机舱的毁伤以壳体凹陷为主要形式，对凹陷壳体周围区域几乎没有影响；爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤效应，随起爆点距离增加而迅速减小，且初期衰减速度明显大于后期。10 kg的装药量、炸点位于3 m处时，TNT和压装8701炸药对反舰导弹发动机舱基本无法造成毁伤。

爆炸冲击波；反舰导弹；发动机舱；毁伤效应；数值模拟

随着舰空导弹制导精度和反导拦截技术的不断提高，舰空导弹拦截来袭反舰导弹的脱靶距离越来越小，舰空导弹战斗部装药爆炸产生的冲击波对来袭目标的毁伤效应将不可忽略，甚至成为主要毁伤因素。

在现代海战中，反舰导弹已成为水面舰艇的最大杀手。为提高水面舰艇的生存能力，有效防御来袭反舰导弹，必须毁伤其关键舱段，降低或消除反舰导弹对水面舰艇的毁伤效应[1-2]。反舰导弹发动机舱段用于给反舰导弹提供飞行动力，一旦发动机壳体明显凹陷或撕裂，发动机叶片将不能正常旋转，发动机将会推力明显下降、甚至发生燃烧，造成反舰导弹中途失去推力坠落、燃烧、偏航等毁伤效应，使反舰导弹无法完成战斗部任务[3]。

鉴于此，本文就一定当量裸炸药对反舰导弹发动机舱的毁伤效应进行了数值仿真分析，给出了炸药爆炸产生的冲击波对来袭反舰导弹发动机舱毁伤的一般规律。

1 计算模型及物理参数

1.1 有限元计算模型

考虑到实际反舰导弹发动机舱段结构的复杂性，按等效靶模型建立原则，建立反舰导弹发动机舱的物理模型。等效靶模型的建立原则是：几何外形接近实物，模拟迎弹面积；模拟结构抗侵彻能力，厚度具体值由舱段的结构、实际材料和厚度来决定。

根据上述等效靶模型建立原则，建立典型反舰导弹发动机舱等效靶模型，如图1所示。发动机舱等效靶为双圆筒结构，外圆筒模拟弹体蒙皮，其厚度为4mm；内圆筒模拟发动机壳体，其厚度为2.5mm。

图1 发动机舱等效靶模型Fig.1 Model of engine cabin equivalent drone

本文采用ANSYS/LS-DYNA有限元软件，数值模拟一定当量裸炸药对反舰导弹发动机舱的毁伤效应。数值模拟计算，炸药采用TNT和压装8701，外形均为圆柱形，质量为10 kg。发动机舱采用拉格朗日网格建模，弹体蒙皮与发动机壳体之间的接触采用Contact-eroding-surface-to-surface算法，在发动机舱边界处施加透射边界；炸药和空气采用欧拉网格建模，发动机舱与炸药、空气之间采用流固耦合算法。为保证计算结果的精确性，在空气域的边界处施加透射边界，以避免爆炸冲击波在空气域边界反射造成的误差。由于所研究问题是轴对称结构，计算模型采用1/2模型。

1.2 材料模型及参数

反舰导弹发动机舱弹体蒙皮材料为LY-12铝合金，发动机壳体材料为4340钢，材料模型均采用Johnson-Cook模型，状态方程均采用Grüneisen状态方程。

Johnson-Cook材料模型中流动应力为[4-5]：

式（1）中：σe是von Mises流动应力；是等效塑性应变；是相对应的无量纲塑性应变率；是无量纲温度，其中，T与meltTroom分别表示材料的熔点和室温；A为屈服应力；B为应变硬化；n为应变硬化指数；c为应变率相关因数；m为温度相关因数。

Grüneisen状态方程为[4-5]：

式（2）中：p为压力；C是

μs-μp曲线的截距，其中μs、μp分别为应力波的传播速度和质点的运动速度；S1、S2和S3为μs-μp曲线斜率的因数；r0是Grüneisen因数；a是对r0的一阶体积修正；E为材料内能。

主要材料参数如表1所示[6-7]。

表1 LY-12铝合金和4340钢材料参数Tab.1 Material parameters ___of the LY-12 alum inium alloy and 4340 steel

TNT和压装8701炸药采用高能炸药爆轰模型和JWL状态方程[8]为

式（3）中：P为爆轰压力；V是相对体积；E是炸药单位体积内能；ω、A、B、R1、R2为材料常数。各参数如表2所示[9-11]。

表2 TNT和压装8701炸药材料参数Tab.2 Material parameters of the TNT and press-fit 8701 explosive

空气采用Null材料模型，状态方程采用Linear-Polynom ial状态方程，其表达式为：

式（4）、（5）中：P为爆轰压力；其他各参数见表3[9]。

表3 空气材料参数Tab.3 Material parameters of the air

2 数值计算结果及分析

2.1 爆炸冲击波对发动机舱毁伤描述

炸药在空气中爆炸产生的冲击波对目标的破坏是一个极其复杂的问题，爆炸冲击波对目标的毁伤效果，与爆炸冲击波与目标遭遇时的峰值超压、正压时间、冲量以及目标结构、材料特性等密切相关。爆炸冲击波在传播过程中，随着传播距离的增大，波阵面压力迅速衰减；并且初始阶段衰减快，后期衰减较缓。炸药相对目标不同距离爆炸，冲击波对目标的毁伤能力差异很大。

下面以10 kg的圆柱形压装8701炸药，在距离反舰导弹发动机舱0.5 m、1 m和2 m处爆炸为例，描述爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤。图2、图3、图4分别为压装8701炸药距离反舰导弹发动机舱0.5 m、1 m和2 m时对反舰导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体的毁伤效果图。

图2 0.5 m处对反舰导弹发动机舱毁伤效果Fig.2 Damage effect to anti-ship missile engine cabin at 0.5 m

图3 1m处对反舰导弹发动机舱毁伤效果Fig.3 Damage effect to anti-ship missile engine cabin at 1 m

图4 2 m处对反舰导弹发动机舱毁伤效果Fig.4 Damage effect to anti-ship m issile engine cabin at 2 m

从图2可以看出，d=0.5 m处，反舰导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体均发生了大面积的凹陷，且变形非常明显；由于炸药为中心点起爆，弹体蒙皮和发动机壳体均是垂直于起爆点附件向内凹陷深度最大，最大凹陷深度分别约25.67cm和28.14cm；弹体蒙皮和发动机壳体变形均呈凹坑状，最大变形四周向外蒙皮和壳体变形量逐渐减小；弹体蒙皮和发动机壳体变形量相比较，发动机壳体凹陷总面积大于弹体蒙皮，最大凹陷深度也大于弹体蒙皮。

从图3可以看出，d=1 m处，反舰导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体变形明显弱于d=0.5 m处，但凹陷面积仍比较大，变形也比较明显；弹体蒙皮和发动机壳体同样均是垂直于起爆点附件向内凹陷深度最大，然后向四周梯度式减小，弹体蒙皮和发动机壳体最大凹陷深度分别约7.39 cm和7.41 cm；弹体蒙皮和发动机壳体变形量相比较，凹陷总面积和最大凹陷深度均相当。

从图4可以看出，d=2 m处，反舰导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体均有一定面积的凹陷，但总体变形量不大，弹体蒙皮和发动机壳体最大凹陷深度分别约1.84 cm和1.20 cm，且向周围迅速减小。此处，冲击波压力经过衰减后，压力值太小，作用于发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体的冲量，不足以使其发生明显的变形破坏。

2.2 不同距离爆炸冲击波对发动机舱的毁伤效应

为研究不同距离处，炸药对反舰导弹发动机舱的毁伤效应。本文数值模拟计算了TNT和压装8701炸药的起爆点在距离导弹发动机舱0.5 m、1 m、1.5 m、2 m、2.5 m、3 m时对导弹发动机舱的毁伤效应。各距离处，TNT和压装8701炸药作用下的反舰导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体最大凹陷深度数据如表4所示。

表4 不同距离处弹体蒙皮和发动机壳体最大凹陷深度Tab.4 Maximum dent depth of the projectile bodies skin ________and engine shell at different distances

从表4数据可以看出，各距离处，TNT炸药爆炸作用下导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体的最大凹陷深度均小于相同距离压装8701炸药爆炸作用下弹体蒙皮和发动机壳体的最大凹陷深度。这是由于TNT炸药爆速、爆压均小于压装8701炸药，因而其冲击波超压、冲量也均小于压装8701炸药，而爆炸冲击波对目标的破坏主要是这2个参量。

2种炸药对导弹发动机舱的毁伤规律基本一致，均是随着起爆点离导弹发动机舱距离的增加，导弹发动机舱弹体蒙皮和发动机壳体最大凹陷深度迅速降低，直至导弹发动机舱外形几乎不发生变化。

表4数据还显示：TNT和压装8701炸药对反舰导弹发动机舱的毁伤，随着炸点距离的增加，初期衰减速度明显快于后期。0.5 m时，2种炸药爆炸冲击波作用下，弹体蒙皮和发动机壳体的最大凹陷深度均达到或接近各自直径的2/3，但到1 m时，最大凹陷深度均不足各自直径的1/4，而从1 m到2 m，最大凹陷深度的变化还不足各自直径的1/5，从2 m到3 m，衰减速度更慢。还有一个现象，0.5 m、1 m时发动机舱内层发动机壳体的凹陷深度大于同距离处弹体蒙皮的凹陷深度，这是由于内层发动机壳体在爆炸冲击波和弹体蒙皮的推动下，其变形速度超过了弹体蒙皮。

3 结论

通过数值模拟计算以及结果分析，可得出结论：

1）爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤主要是局部面毁伤，以壳体凹陷为主要形式，弹体蒙皮和发动机壳体迎爆面损伤较大，对变形壳体周围区域几乎没有影响。

2）爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤效应，与炸药起爆点与反舰导弹发动机舱的距离密切相关，不同距离时，毁伤效应有明显的差异。爆炸冲击波对反舰导弹发动机舱的毁伤效应，随爆炸距离的增加迅速减小，且初期衰减速度明显大于后期。以文中10kg的装药量，在3 m处，TNT和压装8701炸药对导弹发动机舱的毁伤，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

国家部委基础基金资助项目

姜颖资（1982-），男，博士生。