王長利，周 剛，馬 坤，陳春林，戴湘輝，馮 娜，李虎偉

（西北核技術(shù)研究所，西安 710024）

0 引 言

伴隨聚能型水中兵器的發(fā)展，為提高戰(zhàn)斗部的作戰(zhàn)效能以及水中兵器的生存能力，國外對(duì)于聚能侵徹體在水介質(zhì)中的運(yùn)動(dòng)以及聚能裝藥的設(shè)計(jì)開展了相關(guān)研究。Lampert[1]通過使用氣炮發(fā)射圓柱形彈丸侵徹水的方式研究了水對(duì)于高速侵徹體的影響，得到了不同水層厚度對(duì)圓柱形彈丸的速度衰減以及彈丸的墩粗變形規(guī)律。Janzon[2]通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算研究了EFP在水中運(yùn)動(dòng)的情況，對(duì)比了銅和鉭兩種藥型罩的效果，給出了優(yōu)化的聚能戰(zhàn)斗部模型參數(shù)。Blanche[3]對(duì)比了EFP及聚能桿式彈丸對(duì)含水目標(biāo)的侵徹效果，給出了不同方案的設(shè)計(jì)方法。從文獻(xiàn)調(diào)研情況可以看出，國外對(duì)聚能侵徹體的理論研究以及實(shí)驗(yàn)研究均起步較早，實(shí)驗(yàn)手段完善，但近年來，再無公開報(bào)道。

國內(nèi)對(duì)該問題的研究主要集中在實(shí)驗(yàn)與數(shù)值計(jì)算方面。葉本治、李成兵[4-5]等分析了聚能戰(zhàn)斗部爆炸以及高速彈丸在水介質(zhì)中的相似特性。他們認(rèn)為水下高速彈丸（射流）運(yùn)動(dòng)規(guī)律及破甲能力，滿足幾何相似和弗魯?shù)孪嗨茰?zhǔn)則，彈丸對(duì)復(fù)合靶板的侵徹深度遵循相似律準(zhǔn)則。楊莉、葉本治、裴明敬、王團(tuán)盟[6-9]等研究指出，聚能侵徹體在水中運(yùn)行速度呈指數(shù)衰減，運(yùn)動(dòng)過程會(huì)產(chǎn)生空化，同時(shí)，后效的毀傷與侵徹體的速度和質(zhì)量密切相關(guān)。這些研究成果為應(yīng)用于水中的聚能裝藥設(shè)計(jì)提供了有力的支持，為開展模擬實(shí)驗(yàn)研究提供了依據(jù)。但以上研究大多基于數(shù)值計(jì)算和地面模擬實(shí)驗(yàn)，并未在水中進(jìn)行過全面的研究，與實(shí)際使用情況不同。

聚能裝藥水下爆炸產(chǎn)生的主要載荷是聚能侵徹體和水下爆炸沖擊波，其對(duì)含水復(fù)合結(jié)構(gòu)的毀傷主要為聚能侵徹體對(duì)鋼+水+鋼的貫穿以及水下爆炸沖擊波的聯(lián)合毀傷。本文通過水下爆炸實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，對(duì)典型含水復(fù)合結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進(jìn)行了研究。該工作可為水中聚能裝藥技術(shù)研究以及水中結(jié)構(gòu)抗沖擊設(shè)計(jì)提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

本文針對(duì)兩種典型含水復(fù)合結(jié)構(gòu)（下稱復(fù)合結(jié)構(gòu)）在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進(jìn)行研究。復(fù)合結(jié)構(gòu)如圖1所示，包括前板、后板、水艙以及后效靶組成，前板和后板之間為一定厚度的水層，后效靶放置在密封箱體中，周圍介質(zhì)為空氣不同的含水復(fù)合結(jié)構(gòu)的水層與靶板厚度不同。

聚能裝藥如圖2所示，其直徑為108 mm，高度為109 mm，采用高能裝藥，裝藥為3 kg TNT當(dāng)量，藥型罩為變壁厚設(shè)計(jì)，直徑85 mm，質(zhì)量260 g，材料為紫銅。聚能裝藥采用波形控制器實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)起爆，確保成型穩(wěn)定。

圖1 復(fù)合結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Water partitioned structure diagrammatic sketch

圖2 聚能裝藥及波形控制器Fig.2 Shaped charge and shock wave controller

圖3 典型含水復(fù)合結(jié)構(gòu)Fig.3 Water partitioned structure

典型含水復(fù)合結(jié)構(gòu)如圖3所示，具體參數(shù)見表1。實(shí)驗(yàn)彈安裝在薄殼密封筒體內(nèi)，距離水艙前板121 mm。兩種典型結(jié)構(gòu)的前板（1#靶）為3 mm厚Q235鋼，后板（2#靶）分別為13.5 mm厚45#鋼和10 mm厚921A鋼板，水層厚度分別為667 mm和250 mm。密封箱體中放置有5層6 mm后效靶，材料為Q235鋼，后效靶之間間隔10 mm，用于考核聚能侵徹體的貫穿水艙后板后的侵徹能力。

表1 含水復(fù)合結(jié)構(gòu)參數(shù)Tab.1 The parameters of water partitioned structure

實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)組成及測點(diǎn)布局如圖4所示，在距離爆心為0.5 m、1 m和3 m位置上安裝壓力傳感器，測量水中自由場沖擊波壓力；在復(fù)合結(jié)構(gòu)中的侵徹通道上布置銅箔探針，測量聚能侵徹體在水介質(zhì)中的運(yùn)行速度；在前板及后板上距離聚能裝藥中心線0.1 m處分別布置PVDF薄膜壓力傳感器，測量靶板表面的反射壓力。實(shí)驗(yàn)水池直徑11 m，深度10 m，實(shí)驗(yàn)中，典型結(jié)構(gòu)放置于水面以下3.5 m位置。

圖4 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)組成及布置Fig.4 Sketch of the experimental setup

圖5 No.1結(jié)構(gòu)破壞情況Fig.5 Damage of water partitioned structure in test 1

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

第一發(fā)實(shí)驗(yàn)中，靶板的破壞情況如圖5所示，水艙前板呈花瓣型撕裂孔，背面外翻，卷邊處有彈坑和銅跡，孔徑水平230 mm，垂直220 mm。后板發(fā)生脆裂，靶板內(nèi)陷，中心有圓孔，四周有四條主裂口，拼合碎裂后，可以還原穿孔形態(tài)，中心部位貫穿孔徑約47 mm。密封箱體內(nèi)的3#～5#后效靶被穿透，穿透厚度共計(jì)18 mm，7#靶背板上有輕微隆起，箱體六面發(fā)生內(nèi)凹。

第二發(fā)實(shí)驗(yàn)，靶板破壞情況如圖6所示，水艙前板嚴(yán)重撕裂，背部外翻，孔徑約300 mm，卷邊有一處明顯銅殘留，破孔上側(cè)破壞嚴(yán)重，下側(cè)有較輕鋁殼壓痕；后板破孔略偏上，形狀為橢圓，水平尺寸31 mm，垂直尺寸43 mm，靶板內(nèi)陷，侵徹體穿透后板后，又穿透了整個(gè)密封箱體，穿透后效靶厚度總計(jì)為36 mm。最后一塊靶板上的穿孔為近似三角形的不規(guī)則孔，整個(gè)箱體六面內(nèi)陷。

侵徹體穿越水層后的速度是決定其侵徹能力的主要因素，因此在水艙后板前安裝有銅箔測速探針，根據(jù)侵徹體通過兩層導(dǎo)通的銅箔的時(shí)間可以得到侵徹體的速度。實(shí)驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)如表2所示。

圖6 No.2靶板破壞情況Fig.6 Damage of water partitioned structure in test 2

表2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Results of the experiments

3 結(jié)果分析

3.1 結(jié)構(gòu)破壞分析

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果上看，兩種典型復(fù)合結(jié)構(gòu)水艙后板和后效靶都產(chǎn)生了較為嚴(yán)重的穿孔，孔徑約為聚能裝藥直徑的1/3，箱體受壓力作用而產(chǎn)生塑性變形，向內(nèi)側(cè)凹陷。對(duì)于667 mm水層結(jié)構(gòu)，侵徹體在后板上穿孔之后，穿透后效鋼板厚度為18 mm；而對(duì)于250 mm水層結(jié)構(gòu)，侵徹體穿透復(fù)合結(jié)構(gòu)后板以后，可再穿透6塊總計(jì)36 mm Q235間隔靶，并有一定余速。從侵徹體穿越水層后的余速看，實(shí)驗(yàn)2的侵徹體速度為2 440 m/s，實(shí)驗(yàn)1的侵徹體速度為2 018 m/s，水層對(duì)侵徹體的速度衰減起到了較為明顯的作用。

實(shí)驗(yàn)中，水艙前板出現(xiàn)了約Φ230 mm的孔洞，同時(shí)伴有明顯的撕裂痕跡，分析認(rèn)為，水艙前板不僅遭受了侵徹體的破壞，而且還受到炸藥爆轟產(chǎn)物的作用。由于前板較?。? mm），其抗沖擊和抗拉伸能力較弱，因此，其穿孔破壞形式可以歸類為瓣裂穿孔，并且隨后遭受炸藥爆轟產(chǎn)物的作用，前板被嚴(yán)重撕裂，從而形成直徑遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于侵徹體直徑的侵徹孔洞。

兩發(fā)實(shí)驗(yàn)的水艙后板厚度不同，從結(jié)果可以看出，后板上均呈現(xiàn)了Φ30～40 mm孔洞，并且孔洞前后均有明顯的材料熔化、飛濺的痕跡，顯示了高速撞擊下材料的類流體性質(zhì)。921A靶板中心為規(guī)則的圓形孔洞，而45#鋼靶板在受到侵徹時(shí)伴隨著沿侵徹孔向四周方向的碎裂，開裂情況嚴(yán)重，中心孔附近有大塊碎片崩落，經(jīng)過收集拼接能夠還原侵徹孔。由于45#鋼材料的韌性較差，在高速侵徹過程中容易發(fā)生斷裂，而921A具有較高強(qiáng)度的且同時(shí)保持較好的韌性，故在侵徹過程中僅在中央形成孔洞。

3.2 沖擊波壓力

沖擊波垂直作用于剛性壁時(shí)，發(fā)生正反射。反射壓力可按空氣中爆炸方法進(jìn)行計(jì)算。

入射沖擊波波陣面參數(shù)與反射波陣面的壓力與密度的關(guān)系式為[10]：

式中：p1、 ρ1為入射波陣面的參數(shù)；p0、 ρ0為未擾動(dòng)水的參數(shù)；p2、 ρ2為反射沖擊波陣面參數(shù)。

沖擊波壓力與密度關(guān)系：

水的等熵方程：

式中：n=7.15～8.0—常數(shù)；A=299～386 MPa—常數(shù)。

根據(jù)水中沖擊波選取不同的壓力與密度關(guān)系式以及水的等熵方程，將方程（1）、（2）、（3）式聯(lián)立，因 p1、p0、 ρ1、 ρ0已知，故可以求出 p2、 ρ2。

根據(jù)水下爆炸相似理論公式[11]：式中：Pm為壓力峰值，MPa；對(duì)于 TNT，k=53.3，α=1.13；W 為炸藥的 TNT 當(dāng)量，kg；R 為爆心距離，m。

根據(jù)實(shí)驗(yàn)測點(diǎn)布置，測點(diǎn)偏離侵徹軸線100 mm，對(duì)于667 mm水層結(jié)構(gòu)，P1距離爆心200 mm，P2距離爆心850 mm，對(duì)于250 mm水層結(jié)構(gòu)，P1距離爆心200 mm，P2距離爆心的430 mm。實(shí)驗(yàn)后的結(jié)構(gòu)壁面反射沖擊波壓力峰值及自由場壓力測量與計(jì)算結(jié)果如表3所示。

表3 自由場及壁面反射沖擊波峰值Tab.3 Peak free field pressure and reflected blast wave pressure

P1、P2為沖擊波在剛性壁表面的反射，P3～P5為水中自由場壓力峰值。從表中可以看出，壁面反射的壓力以及自由場壓力與理論估算均相差不大，由于裝藥為薄殼，而藥型罩僅對(duì)正向的壓力分布有影響，因此，裝藥形式（是否為聚能型）對(duì)其側(cè)向自由場壓力的影響可以忽略。兩發(fā)實(shí)驗(yàn)中，水艙前板壁面壓力均超過了1 GPa，這已經(jīng)遠(yuǎn)超過了實(shí)驗(yàn)用鋼板（Q235鋼）的破壞強(qiáng)度，因此這也是水艙前板產(chǎn)生嚴(yán)重的撕裂的主要原因。沖擊波透過水艙前板和水層，傳遞到復(fù)合結(jié)構(gòu)后板表面，并發(fā)生反射，此時(shí)，沖擊波經(jīng)過水層的衰減，下降至200～450 MPa，已不足以使復(fù)合結(jié)構(gòu)后板產(chǎn)生撕裂。

以667 mm復(fù)合結(jié)構(gòu)為例，分析壓力波形變化。圖7為結(jié)構(gòu)壁面反射壓力波形，從圖中可以看出，沖擊波過后，水艙前板上的PVDF（P1）由于靶板的撕裂而遭到破壞，很快就失效了，但其壓力上升部分清晰有效。水艙后板上的壓力有多次振動(dòng)，這是由于沖擊波陣面在界面上多次反射以及應(yīng)力波在鋼板中傳播，致使水艙后板附近點(diǎn)的沖擊波壓力不規(guī)則振動(dòng)造成的。圖8為裝藥側(cè)向自由場的壓力結(jié)果，由圖可以看出，其與非聚能裝藥的結(jié)果（經(jīng)驗(yàn)公式）相近，衰減趨勢也基本相同。由于該裝藥的外殼為2 mm鋁殼，其對(duì)裝藥側(cè)向爆炸的能量影響不大。

圖7 No.1靶板表面壓力波形Fig.7 Surface pressure of the target in test 1

圖8 No.1自由場壓力波形Fig.8 Free filed pressure in test 1

3.3 水艙后板表面沖量分析

（1）自由場沖量

在水下爆炸過程中，設(shè)炸藥在無限水介質(zhì)中爆炸，忽略重力影響，基于量綱關(guān)系，基爾克烏特—?jiǎng)e澤理論給出的自由場沖量的近似公式為[12]

式中：I為單位面積上的自由場沖量，kPa·s；W為炸藥裝藥量，kg；R為爆心距，m；對(duì)TNT而言，C=5.75，γ=0.89。

（2）結(jié)構(gòu)表面沖量

將水艙后板看作四周固支方板，水下爆炸沖擊波與板的相互作用，是造成結(jié)構(gòu)毀傷的主要原因之一。假定材料為理想剛塑性，水介質(zhì)為不可壓縮理想流體，水介質(zhì)與板以相同的速度運(yùn)動(dòng)，不考慮板端部的影響，忽略空氣阻力的影響，有[13]

將牛頓第二定律應(yīng)用于平板運(yùn)動(dòng)，可以得到結(jié)構(gòu)表面獲得的沖量

式中：θ為衰減時(shí)間常數(shù)；pm為峰值壓力；；Ic為結(jié)構(gòu)壁面獲得的沖量。

將相關(guān)參數(shù)代入公式（5）、（8）中，可以得到兩種復(fù)合結(jié)構(gòu)的后板表面沖量，具體如表4所示。從結(jié)果可以看出，同一結(jié)構(gòu)中，結(jié)構(gòu)表面沖量Ic遠(yuǎn)小于自由場沖量I，這是由于板的運(yùn)動(dòng)造成的，從計(jì)算公式上可以看出。隨著水層厚度的減少，結(jié)構(gòu)表面的沖量也有較大增加，這個(gè)沖量是造成水艙后板產(chǎn)生大塑性變形（內(nèi)凹）的主要原因。根據(jù)實(shí)驗(yàn)后測量后板結(jié)構(gòu)的中心位移情況來看，由于結(jié)構(gòu)表面沖量Ic計(jì)算過程中考慮了板的運(yùn)動(dòng)，與實(shí)驗(yàn)情況更為接近。

表4 水艙后板表面沖量計(jì)算結(jié)果Tab.4 Results of the impulse on backboard by computation

3.4 水艙后板及后效靶的破壞過程

以667 mm水層結(jié)構(gòu)為例，按照實(shí)驗(yàn)?zāi)Ｐ蛯?duì)多層間隔后效靶的侵徹破壞過程進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析，結(jié)果如圖9所示。爆炸后聚能裝藥產(chǎn)生長徑比約為3：1，頭部速度約3 000 m/s的高速侵徹體后，貫穿水艙前板，進(jìn)入水層。高速侵徹體在穿越水層過程中，由于空化作用，形成空腔，侵徹體在空腔中運(yùn)行[14]。侵徹體頭部由于受到水介質(zhì)的沖擊作用，發(fā)生質(zhì)量堆積與墩粗，同時(shí)伴隨有質(zhì)量侵蝕，侵徹體長度因此逐漸縮短。

圖9 侵徹體對(duì)靶板的侵徹過程Fig.9 Penetration of penetrator on the targets

在t=600 μs時(shí)，侵徹體穿透了667 mm厚的水介質(zhì)層，開始對(duì)多層后效鋼靶進(jìn)行侵徹。侵徹體質(zhì)量被嚴(yán)重侵蝕，此時(shí)侵徹體質(zhì)量只占侵徹初期的20%～30%，速度也只有初速的60%左右。對(duì)多層后效靶的侵徹效果就取決于殘余侵徹體的質(zhì)量和速度。

在t=630 μs時(shí)，侵徹體貫穿水艙后板，水艙后板穿孔直徑約29 mm。與此同時(shí)，水艙后板整體由于壓力的作用，向內(nèi)發(fā)生凹陷。在經(jīng)歷大約300 μs后，侵徹體一共貫穿了3層共計(jì)約18 mm的后效靶，其剩余質(zhì)量和速度都已經(jīng)無法再對(duì)靶板造成侵徹破壞。數(shù)值計(jì)算得到的靶板穿孔與凹陷情況與實(shí)驗(yàn)基本相同，證明數(shù)值計(jì)算的可靠性。

3.5 侵徹體在水介質(zhì)中的速度及質(zhì)量變化規(guī)律

根據(jù)數(shù)值計(jì)算結(jié)果，侵徹體頭部速度與侵徹體運(yùn)行距離的關(guān)系如圖10所示，設(shè)復(fù)合結(jié)構(gòu)前板所在位置為0 mm。從圖中可以看出，可將侵徹體速度按照頭部所處位置分為三段：入水前、水中以及出水后。入水之前，侵徹體在成型過程中，速度逐漸增加，最高到約3 400 m/s，當(dāng)頭部撞擊前板后，頭部速度發(fā)生下降。進(jìn)入水中后，彈體速度呈指數(shù)形式逐漸衰減。頭部出水后，在“出水點(diǎn)”與水艙后板以及后效靶作用，速度急劇下降，直至停止。

根據(jù)文獻(xiàn)[7]，侵徹體的速度變化可以用以下公式描述：

圖10 侵徹體在水中的速度變化規(guī)律Fig.10 Decay of penetrating velocities in water

式中：A、B、C為實(shí)驗(yàn)擬合曲線系數(shù)；u0為入水初速度，ux為侵徹體在水中位置x處的速度。根據(jù)實(shí)驗(yàn)和計(jì)算的結(jié)果，本文研究的侵徹體在水介質(zhì)中的運(yùn)動(dòng)速度為：

由于侵徹體與鋼板的作用以及水層對(duì)彈體的侵蝕，侵徹體的質(zhì)量也在不斷的發(fā)生變化，以667 mm水層為例，侵徹體質(zhì)量隨距離的變化如圖11所示。藥型罩與殘余侵徹體的對(duì)比如圖12所示，藥型罩質(zhì)量為260 g，在侵徹體成型過程中，藥型罩有一定的質(zhì)量損失，約80%的質(zhì)量形成侵徹體，當(dāng)其與前板作用后，剩余質(zhì)量約為藥型罩質(zhì)量的40%，此時(shí)，侵徹體進(jìn)入水中，由于頭部和水接觸作用，質(zhì)量呈指數(shù)形式衰減，慢慢趨于緩慢。試驗(yàn)后，對(duì)回收到的侵徹體進(jìn)行稱重，剩余質(zhì)量約50 g，占藥型罩質(zhì)量的20%，殘余侵徹體略呈橢圓型，直徑約30 mm，小于實(shí)驗(yàn)中靶板的穿孔。

侵徹體速度以及質(zhì)量的變化導(dǎo)致侵徹體動(dòng)能的變化，侵徹體穿越水層后的殘余動(dòng)能決定了其對(duì)后板以及后效靶的侵徹能力。

圖11 侵徹體質(zhì)量比隨水中距離的變化Fig.11 Decay of penetrator mass in water

圖12 藥型罩與回收殘余彈體Fig.12 Liner and residual projectile

3.6 不同水層厚度對(duì)結(jié)構(gòu)的侵徹的影響

保持前板及后板的厚度不變，對(duì)不同水層厚度的彈體侵徹情況進(jìn)行了分析。后板的破壞情況如表5所示?？梢钥闯?，隨著水層厚度的增加，出水后，侵徹體穿透的總鋼板厚度逐漸減少，當(dāng)水層厚度為1 000 mm時(shí)，后板不能造成穿孔。后板的中心永久位移隨水層厚度的增加，逐漸減少，這是因?yàn)殡S著水層厚度的增加，后板所受到的沖擊波沖量逐漸減少，因此，其中心永久位移有逐漸減少的趨勢。圖13為不同水層厚度對(duì)應(yīng)的后板以及后效靶的毀傷情況。

表5 不同水層厚度情況下水艙后板的破壞情況Tab.5 Damage of the combined targets under different condition

圖13 不同水層厚度時(shí)后板及后效靶的破壞對(duì)比Fig.13 Damage of the backboard and the effective pates in the box

3.7 侵徹路徑上的結(jié)構(gòu)壁面壓力

由于水艙后板侵徹路徑上的壓力變化難于測量，其又是結(jié)構(gòu)穿孔毀傷的主要因素，通過計(jì)算，對(duì)水艙后板壓力變化進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算分析。計(jì)算模型上的測點(diǎn)分布如圖14所示，模型以彈道中心線為軸，在中心向外20 mm處側(cè)依次取點(diǎn)，P1～P10為選取的測點(diǎn)，將各個(gè)測點(diǎn)的壓力變化情況統(tǒng)計(jì)如表6。

圖14 侵徹路徑復(fù)合結(jié)構(gòu)后板測點(diǎn)分布Fig.14 Test points on the backboard along the penetration path

表6 水艙后板表面測點(diǎn)壓力Tab.6 Backboard surface pressure of the tank

圖15 侵徹路徑上后板測點(diǎn)壓力變化Fig.15 Pressure on backboard along the penetration path

圖15為測點(diǎn)壓力隨時(shí)間變化波形圖。從波形圖上可以看出，由于高速侵徹體沖擊水介質(zhì)，因此在侵徹體頭部產(chǎn)生激波。彈前激波早于聚能侵徹體到達(dá)鋼板，在圖中的前部有較為明顯的壓力信號(hào)（圖中放大部分），其在侵徹體之前作用于殼體，使其產(chǎn)生形變，由于幅值不大，不能夠?qū)Y(jié)構(gòu)造成毀傷。在侵徹體到達(dá)之前，壓力波有多次的振蕩，侵徹體到達(dá)后，結(jié)構(gòu)表面的沖擊壓力陡然升高，最高至4 000 MPa，此時(shí)的壓力信號(hào)為激波壓力和該點(diǎn)相鄰水艙后板上單元壓力共同作用的結(jié)果。在侵徹體的沖擊作用下，靶板受到了更嚴(yán)苛的應(yīng)力環(huán)境，這是造成水艙后板穿孔毀傷的主要原因。彈軸中心直徑40 mm處的壓力峰值降到了730 MPa，小于材料的破壞壓力，與穿孔直徑30 mm基本吻合。

4 結(jié) 論

本文通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬，對(duì)典型含水復(fù)合結(jié)構(gòu)在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷進(jìn)行了研究。從結(jié)構(gòu)的毀傷模式、靶板壁面反射壓力及自由場壓力的變化、結(jié)構(gòu)表面沖量計(jì)算、后效靶的破壞過程、侵徹體的速度及質(zhì)量衰減、水層對(duì)后板及后效靶破壞的影響以及侵徹路徑上的壓力變化等方面，對(duì)毀傷進(jìn)行了全面分析，可以得到如下結(jié)論：

（1）聚能裝藥作用下，水艙前板發(fā)生較大孔洞的嚴(yán)重撕裂，水艙后板產(chǎn)生穿孔，孔徑約為聚能裝藥直徑的1/3。在本實(shí)驗(yàn)條件下，聚能侵徹體穿透水艙后板后，仍能侵徹多層后效靶。

（2）聚能裝藥側(cè)向的自由場沖擊波壓力與爆炸當(dāng)量相關(guān)，受藥型罩影響不明顯，在偏離侵徹路徑一定距離上的壁面反射壓力與理論計(jì)算結(jié)果相當(dāng)。

（3）侵徹體在水介質(zhì)中運(yùn)動(dòng)過程，其頭部速度呈指數(shù)衰減，侵徹體質(zhì)量衰減率隨距離的增加而減少，殘余侵徹體的質(zhì)量占藥型罩質(zhì)量的20%左右；侵徹體的剩余動(dòng)能是決定毀傷能力的重要因素。

（4）隨著水層厚度的增加，侵徹體對(duì)后效靶的侵徹深度以及水艙后板的中心永久位移逐漸降低，對(duì)結(jié)構(gòu)的毀傷程度降低，對(duì)水層1 000 mm結(jié)構(gòu)，后板僅產(chǎn)生塑性變形。

（5）侵徹路徑上的壁面壓力變化表明，彈前激波先于侵徹體作用于結(jié)構(gòu)表面，結(jié)構(gòu)穿孔破壞是沖擊波與侵徹體共同作用的結(jié)果。