賀 征，高紫晴，顧 璇，高子舒

（哈爾濱工程大學航天與建筑工程學院，黑龍江 哈爾濱 150001）

隨著反潛作戰(zhàn)要求的不斷提高，對跨介質魚雷的需求也逐漸增大。這些武器均需經(jīng)歷入水階段，由空氣入水的瞬間，流體密度增大800 倍，巨大的沖擊載荷極易對雷體結構造成損壞，因此對入水過程進行研究十分必要[1-3]。

入水過程一直以來都受到廣泛關注，早期學者們主要采用簡單實驗或理論方法進行研究，Worthington等[4]首次拍攝到了球體入水的水花濺落和空泡形成過程，被稱為入水實驗第一人。von Karman[5]首次提出用附加質量法計算入水問題。Wagner[6]在von Karman 研究[5]的基礎上更深一步考慮了水面上升現(xiàn)象，得到了結構物沾濕面上的壓力分布，為入水問題研究奠定了理論基礎。20 世紀70 年代后，學者們在理論研究中更多地考慮了流場特性，Eroshin 等[7]在入水計算時考慮了流體的可壓縮性，Howison 等[8]在研究中考慮了氣墊效應，并計算了楔形體的入水過程。近年來，隨著測試技術的提高，越來越多的學者通過實驗觀測到復雜航行體的入水過程，張偉等[9]和郭子濤等[10]利用高速相機記錄了不同頭型導彈在35～160 m/s 入水時的彈道軌跡和空泡形狀。黃振貴等[11]拍攝了90°錐頭彈丸低速入水的空泡閉合方式和演變過程。侯宇等[12]開展了超空泡射彈小角度入水實驗，得到了彈道軌跡、噴濺演變和水下壓力波傳播特征。

實驗方法在觀測流場演變和航行彈道方面具有優(yōu)勢，但在研究構型復雜的大尺寸航行器結構的受力時，數(shù)值模擬方法更有優(yōu)勢。Oger 等[13]基于光滑粒子流體動力學（smoothed particle hydrodynamics,SPH）方法模擬了楔形體入水過程，得到了結構物表面的壓力分布。Iranmanesh 等[14]基于流體體積（volume of fluid, VOF）函數(shù)建立了圓柱體水平入水的三維數(shù)值模型，得到了圓柱體直徑、長度和密度改變對入水深度的影響。Chaudhry 等[15]采用任意拉格朗日-歐拉（arbitrary Lagrangian-Eulerian, ALE）算法和罰函數(shù)耦合法模擬了導彈高速入水過程，并與SPH 方法得到的結果進行比較，證明了ALE 方法可以精確模擬入水且更節(jié)約資源。此外，多位學者利用ALE 方法研究了不同類型導彈的入水過程，均取得了較好的結果，黃志剛等[16]模擬了不同壁厚的回轉體以100 m/s 高速入水的過程，指出頭部厚度對回轉體的結構強度有重要影響。孫玉松等[17]分析了入水角改變對彈道穩(wěn)定性的影響，指出在一定范圍內，入水角越大，越有利于彈道穩(wěn)定。汪振等[18]模擬了大口徑彈體以不同運動參數(shù)入水的過程，得到了彈體載荷變化規(guī)律，汪振等[19]還探究了流固耦合參數(shù)設置及網(wǎng)格大小對數(shù)值模擬結果的影響，并得到了適合大口徑彈體入水模擬的參數(shù)。在材料模型選取上，Shi 等[20]對比了彈性和剛性航行器在不同參數(shù)下的入水特性，指出水彈性效應會使2 種材料的航行體呈現(xiàn)出不同的加速度、應力和結構變形特性。賈鵬[21]探究了入水狀態(tài)對航行體運動和受力的影響，通過比較3 種材料模型，發(fā)現(xiàn)在整體計算準確性上，塑性本構模型優(yōu)于彈性本構模型和剛性本構模型。

關于入水問題的研究已有成熟體系，但采用的航行體模型多為實心體或完整殼體，實際上，跨介質魚雷由自導段、戰(zhàn)雷段、推進段和尾段構成，并利用連接件將多個艙段裝配起來，李剛[22]基于LSDYNA 軟件研究了裝配式導彈在垂直入水時的載荷分布，指出彈體與環(huán)箍連接處由于形態(tài)發(fā)生改變，沖擊作用產(chǎn)生的應力易集中于此，使其相對其他部位更加脆弱，在彈體結構設計時應重點考慮。若僅以整體形式研究，除關注頭部瞬間大沖擊外，難以觀察到艙段間的相互作用規(guī)律，因此需要針對艙段連接部位的受力特性以及殼體間相互影響規(guī)律展開深入研究。

本文中，參考MK46 型魚雷結構展開數(shù)值模擬研究，重點關注魚雷撞水時各艙段殼體及連接件處的響應特性?；贚S-DYNA 平臺中的ALE 算法，對平頭、球頭、鈍頭和尖頭4 種頭型魚雷分別進行垂直入水模擬，使用工程上較常見的楔環(huán)與卡箍作為連接件組裝艙段，這2 種連接件質量輕，在連接穩(wěn)定性與裝卸方面也都更具優(yōu)勢[23]。

1 數(shù)值方法和幾何模型

1.1 流固耦合ALE 算法

當流體與結構共同構成的體系受到動載荷時，流體與固體之間發(fā)生相互作用，這就是流固耦合問題，LS-DYNA 中的ALE 算法將歐拉網(wǎng)格與拉格朗日網(wǎng)格相結合，可以有效地解決此類問題[24]。在ALE 算法中，流體域采用歐拉方法，使網(wǎng)格在空間中保持靜止，結構采用拉格朗日方法，使網(wǎng)格能隨物體運動，將靜止的歐拉坐標系視為參考系，則需滿足的控制方程有質量守恒方程、動量守恒方程以及能量守恒方程[25]：

式中：ρ 為流體密度；t為時間；x為歐拉坐標；vi為流體的速度；wi為相對速度，wi=vi–ui，ui為固體的速度；E為能量；fi為作用于流體的體積力；σij為應力張量，下標i、j在張量中分別表示不同的方向。σij的表達式為：

式中：p為壓力；μ為動力黏度；δij為克羅內克函數(shù)，當i=j時，δij=1，當i≠j時，δij=0。

1.2 罰函數(shù)法

LS-DYNA 為接觸面提供了罰函數(shù)法來計算耦合關系，其原理為，當運動過程中預測到接觸面上從節(jié)點與主表面之間會發(fā)生穿透時，會在二者之間引入一個較大的界面力F：

式中：k為接觸界面剛度，d為穿透量。實際上，式(5)的物理意義相當于在從節(jié)點與被穿透主表面之間放置一個法向彈簧以限制從節(jié)點對主表面的穿透，k則相當于彈簧的剛度：

式中：K為耦合中涉及流體單元的體積模量；V為包含主流體節(jié)點的流體單元的體積；A為連接在從節(jié)點上固體單元的平均面積；ψ 為避免數(shù)值模擬不穩(wěn)定性引入的縮放因子，設置為0.1[25]。

1.3 連接結構模型

綜合工程中的使用效果以及安裝的便捷性，選擇楔環(huán)和卡箍來裝配殼體，不考慮固定螺釘?shù)葟碗s結構，僅研究殼體與連接件之間相互拉壓作用的影響[26]。連接處的尺寸設計直接決定連接的穩(wěn)定性，因此，為提高承載能力，參考黃鵬等[27]和宋保維等[28]的研究，本文中確定了連接結構的造型，如圖1 所示。

圖1 連接件結構Fig.1 Geometries of the connectors

1.4 魚雷頭部曲線及各艙段參數(shù)

魚雷頭部形態(tài)對運動受力和彈道軌跡具有決定性作用，平端頭和弧形頭在工程中最常見?；⌒晤^魚雷在水下具有更好的流線型，運動時受阻力更小；平端頭魚雷在水下有更好的彈道穩(wěn)定性，且便于導引裝置安裝[10]。因此，參考文獻[29]，選取4 種頭型分別研究弧形頭和平端頭魚雷在垂直入水工況下的結構響應特性，參考MK46 型魚雷進行建模，具體參數(shù)如圖2～3 所示，其中魚雷總質量為230 kg[30]。

圖2 弧形頭結構尺寸Fig.2 Dimensions of the head shape

圖3 魚雷結構Fig.3 Geometry models of torpedoes

魚雷1～3 為弧形頭魚雷，∠OO1O2為45°，R1分別為60、140 和200 mm；魚雷4為平端頭魚雷，無弧形部分；魚雷5 為平頭型整體式魚雷，用于對比研究。魚雷結構按照有限元通用簡化原則處理，只研究主體結構，忽略圓角、定位孔等對分析結果影響較小的局部復雜結構，通過固定連接接觸代替殼體中的螺釘和螺紋孔等。外部殼體、連接件和內部載重均以此方式建模，并利用連接件裝配成型。為方便研究，按照自頭至尾的順序，分別命名殼體為K1～K4、楔環(huán)為X1～X3、卡箍為G1～G3、內載重為Z1～Z4，其結構分解如圖4 所示。通過調整連接件插入位置及內載重質量，使所有魚雷除頭部曲線不同外，各艙段的長度、直徑及質量均保持一致。

圖4 彈體裝配情況Fig.4 Structural assembly of a torpedo

2 計算模型和驗證

2.1 計算設置

由于魚雷模型為回轉體且數(shù)值模擬具有對稱性，為節(jié)約計算資源，采用1/2 模型，將中間面設置為對稱邊界。重點關注結構物的響應特性，不關心流場空泡等特性。因此，為保證計算精度的同時節(jié)約計算資源，建立如圖5 所示的流場，采用了無反射邊界條件，即認為流場域邊界無限大，則邊界處的反射波不會對內部計算域產(chǎn)生影響。

圖5 計算邊界條件Fig.5 Computational domain and boundary conditions

魚雷殼體厚度為10 mm，材料采用航天工業(yè)中常用的7075 鋁合金，強度高且耐腐蝕；連接件材料為LC4 鋁合金，亦稱超硬鋁，制備工藝成熟，使用廣泛，是一種耐腐蝕、性能好的合金材料。殼體與連接件的鋁合金材料均采用彈塑性本構模型，2 種材料參數(shù)分別來自于文獻[31-32]，如表1 所示。在LSDYNA 中選擇*MAT_PLASTIC_KINEMATIC 關鍵字定義，既可以很好地模擬金屬材料彈性階段變形，在達到屈服應力后還可以模擬材料的塑性變形。

表1 鋁合金材料參數(shù)Table 1 Material parameters of aluminum alloy

流場材料參數(shù)來自文獻[33]，選擇*MAT_NULL 關鍵字定義，采用*EOS_GRüNEISEN 狀態(tài)方程模擬水的運動：

式中：pw為水的壓力，Ew為水的體積內能，c為水中聲速，γ0為Grüneisen 常數(shù)，b為γ0的一次體積修正系數(shù)，S1～S3為狀態(tài)方程的系數(shù)，ηw由水的相對體積Vw計算得到。取水的密度為1 000 kg/m3，Ew=289.5 kPa，c=1 480 m/s，S1=1.921，S2=–0.096，S3=0，γ0=0.35，水的初始相對體積為1。

采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL 狀態(tài)方程模擬空氣的運動：

式中：pa為空氣壓力，C0～C6為多項式系數(shù)，Ea為空氣單位體積內能，ηa由空氣的相對體積Va計算得到。取空氣的密度為1.25 kg/m3，Ea=253.3 kPa，C0=C1=C2=C3=0，C4=C5=0.4，C6=0，取空氣的初始相對體積為1。

2.2 網(wǎng)格無關性驗證

網(wǎng)格尺寸的選取對提升數(shù)值模擬精度和效率具有十分重要的影響，以魚雷4 為例，采用楔環(huán)連接方式，通過無關性驗證來確定最優(yōu)網(wǎng)格尺寸。固體網(wǎng)格分別選取6、4、2 和1 mm 等4 種尺寸，這時流場網(wǎng)格尺寸為10 mm；流體域網(wǎng)格分別選取12、10、8、6 和5 mm 等5 種尺寸，這時魚雷網(wǎng)格尺寸為2 mm。監(jiān)測了殼體沖擊最大加速度amax和中心水單元沖擊最大壓強pmax，驗證結果見表2。

表2 網(wǎng)格無關性驗證結果Table 2 Results of mesh independence verification

由表2 可知，僅改變固體網(wǎng)格尺寸，基本不會對監(jiān)測參數(shù)產(chǎn)生影響，但尺寸越大，網(wǎng)格單元的結果越粗糙，綜合考慮，固體網(wǎng)格尺寸選取為2 mm。流體域網(wǎng)格尺寸改變會對壓強及雷體加速度產(chǎn)生影響，比較發(fā)現(xiàn)，6 和5 mm 的2 套流體網(wǎng)格計算結果幾乎無差別，因此流體網(wǎng)格尺寸選取為6 mm。

2.3 數(shù)值模型合理性驗證

為驗證數(shù)值模型的合理性，模擬了平頭魚雷的入水過程，并與現(xiàn)有的實驗結果[34]進行比較，結構物及計算域尺寸如圖6 所示，入水過程的空泡圖像如圖7 所示。圖7(c)給出了數(shù)值模擬得到的空泡與實驗結果的對比，可以觀察到，數(shù)值模擬得到的對應時刻的空泡形成及發(fā)展特點與實驗結果吻合，水箱中由于空化作用出現(xiàn)大量氣泡，這與本文中關注的結構物受力特性無關。綜合來看，認為數(shù)值模型是合理的。

圖6 實驗裝置示意圖Fig.6 Schematic diagram of the experimental configuration

圖7 入水過程空泡形態(tài)Fig.7 Cavity shapes during water entry

依據(jù)von Karman 一元碰撞理論，得到平板撞擊水面的壓力峰值公式為[35]：

式中：水的密度ρw=1 000 kg/m3，水中聲速c=1 480 m/s，當入水角 φ =90°，垂直入水速度v⊥=60 m/s 時，計算得到的理論最大沖擊壓力為88.8 MPa，將此值與2.2 節(jié)數(shù)值模擬得到的中心水單元沖擊最大壓強pmax進行對比，相對誤差見表2。可以得到，當網(wǎng)格尺寸合理時，模擬得到的結果與理論值的相對誤差僅為3.1%，進一步驗證了數(shù)值模型的合理性。

3 結果分析

3.1 運動分析

分別對圖3 中的5 種魚雷模型以60 m/s 速度垂直入水的工況進行模擬，其中魚雷1～魚雷4 為多艙段式魚雷，研究了楔環(huán)和卡箍2 種連接方式，將整體式魚雷5 作為對比。4 種頭型魚雷的入水過程如圖8所示。由圖8 可知，由于撞水瞬間極快，沖擊作用會使魚雷頭部端面變形，其中平端頭魚雷最明顯。在研究的3.00 ms 內，所有頭型魚雷的彈道均保持穩(wěn)定，隨著雷體深入，周圍液面高度上升，產(chǎn)生的水花沿殼體邊緣向上擴散。本文中主要研究魚雷垂直撞水后短時間內的結構響應，當運動方向無偏轉趨勢時，雷體受力主要沿x軸方向，其他方向作用力的量級很小，可忽略不計。

圖8 魚雷入水過程Fig.8 Water-entry processes of the torpedoes

圖9 給出了魚雷4 殼體沿x方向的加速度變化曲線，可用于衡量結構物受合力大小。由圖9 可知，各艙段的加速度變化規(guī)律并不相同，撞水前，殼體以整體形式下降，各艙段均保持勻速前進。魚雷撞擊水面后，頭部殼體加速度快速達到峰值，此時后面殼體仍保持初始狀態(tài)前進。隨著時間的推移，后3 段殼體加速度依次變化，且位置越向后，加速度開始波動的時間也越晚，艙段距離越長，間隔的時間也越長，這反映了沖擊造成的殼體響應是以波的形式進行傳遞。整體來看，殼體加速度均在波動中趨于穩(wěn)定，分段殼體間響應的差距逐漸減小，這是由于殼體自身的震動以及連接件的相互作用產(chǎn)生了能量的耗散，減弱了沖擊力的傳遞。

圖9 魚雷4 殼體沿x 方向的加速度Fig.9 Shell acceleration in the x direction of torpedo 4

根據(jù)對平頭魚雷的研究發(fā)現(xiàn)，不同連接方式的殼體所受沖擊載荷基本為同一量級且主要變化規(guī)律一致，因此任選其一，導出卡箍連接方式的魚雷1～3 殼體以及整體式魚雷5 的x方向加速度隨時間的變化曲線進行對比，如圖10 所示?？梢园l(fā)現(xiàn)，魚雷在撞擊水面后，加速度均會瞬間升高，而后在波動中逐漸減緩，頭型越尖的魚雷所受加速度越小，說明它所受的瞬間抨擊越小。

圖10 殼體x 方向加速度隨時間的變化Fig.10 Time evolution of acceleration in the x direction for shells

平頭魚雷的第1 個加速度峰即為最大值，但弧形頭魚雷的最大沖擊峰出現(xiàn)較晚，這是因為平頭魚雷入水類似于平板抨擊水面，撞水瞬間即有較大面積與水接觸，隨后與水的沖擊效應減弱，因此第1 個沖擊峰即達到最大加速度。弧形頭具有更好的流線型，撞水時雷體與水平面僅相切于一點，隨后觸水面積逐漸增大，與水抨擊產(chǎn)生的沖擊波會在傳遞過程中不斷疊加，同時沖擊作用產(chǎn)生的能量還會逐漸轉化及耗散。綜合能量的疊加與耗散，殼體的加速度響應會先升高再逐漸趨緩，因此弧形頭殼體的最大沖擊峰一般出現(xiàn)在第2 個或第3 個加速度峰。

對比圖9 與10(d)可以發(fā)現(xiàn)，魚雷5 的加速度在撞水瞬間迅速達到峰值，隨后瞬間降低，幾乎不再產(chǎn)生波動并逐漸趨于零，加速度恒指向運動的負方向。但魚雷4 各艙段的加速度會圍繞零值在正負方向上有幾乎同等量級的持續(xù)震蕩，這說明實際每一艙段所受的力并非恒定沿某一方向，而是在反復變向，因此雷體受阻力后并非持續(xù)降速，而是會受到后段的撞擊作用而加速，相鄰殼體間會來回碰撞，連接件也被反復拉壓。

魚雷4 和5 以同樣運動狀態(tài)撞水時所受到的水面阻力相同，但魚雷5 的最大加速度遠小于魚雷4 的殼體K1 的最大加速度，這是由于整體式魚雷的加速度是將受到的水面阻力除以整體質量，不考慮自身前后段間的內力；而分段魚雷的各艙段是相互獨立的部件，則殼體K1 加速度是將其受到的力除以這一段的質量。當撞水產(chǎn)生的沖擊波剛剛作用到殼體K1 時，存在極短的時間間隔，響應相對滯后的后部結構尚未對其產(chǎn)生作用力，這一瞬間殼體K1 承受抨擊水面的全部沖擊，從而產(chǎn)生一個極高的加速度峰值。但隨著結構依次響應，后一艙段也會對前一艙段作用，則加速度也會隨力的作用而波動。

實際上，每一艙段受到?jīng)_擊后響應的開始時間及大小并不相同，前段殼體會長時間處于較高水平的抨擊震蕩狀態(tài)中，而后段殼體的加速度變化相對小很多。若僅以整體形式研究，將難以觀察到每一結構單獨的運動規(guī)律，也易忽略連接處的受力。

3.2 材料結構應力分析

撞水后短時間內，所有頭型的魚雷均保持穩(wěn)定垂直深入，相較之下，平端頭魚雷所受沖擊最大，當彈道無偏轉趨勢時，其連接結構承受的沖擊載荷也最大，因此后續(xù)主要針對魚雷4 的結果展開深入研究。沖擊波產(chǎn)生的力在結構中體現(xiàn)為應力的作用，材料所承受的應力大小是判斷其是否損壞的根本性因素。本文中，以von Mises 屈服準則作為材料是否發(fā)生屈服的判據(jù)，即采用范式等效應力進行分析。

圖11 為魚雷4 分別采用楔環(huán)和卡箍連接方式時的應力云圖，結合圖9 可以發(fā)現(xiàn)，在0.24 ms 時，殼體K2 加速度剛好開始波動，而應力也恰好在此時發(fā)生變化，隨著入水進行，魚雷不斷抨擊水介質單元，頭部所受的力以波的形式逐漸向后傳遞，后部結構的加速度也依次開始改變。加速度是由作用于其上的力引起的，也正因如此，各部件的加速度會根據(jù)力的作用方向圍繞零值在正負半軸上波動。

圖11 魚雷4 不同時刻的應力云圖Fig.11 Time evolution of stress contour for torpedo 4

2 種連接形式的魚雷各結構最大應力隨時間的變化曲線如圖12 所示，頭部殼體最先撞擊水面，也最危險，其最大應力在多個時刻超過了屈服極限，之后材料開始產(chǎn)生塑性形變，在此階段，材料的變形量增加，但應力不再發(fā)生變化，因此應力曲線中最高只能顯示至455 MPa。后段殼體的最大應力也處于較高量級，甚至在幾個時刻達到屈服極限，說明當魚雷處于更加惡劣工況或殼體厚度降低時極易發(fā)生損壞，這是十分危險的。

圖12 魚雷4 最大應力隨時間的變化曲線Fig.12 Time evolution of maximum effective stress for torpedo 4

應力波向后傳遞時會在殼體邊緣停滯，結合圖11 可以明顯觀察到應力集中。連接處的殼體應力普遍高于其周圍殼體，甚至某些時刻約為其周圍材料的1 000 倍。X1 應力在0.36 ms 達到最大峰值，而X2、X3 應力均是在入水較后期達到更高水平，并分別于2.21 和2.36 ms 達到最大應力峰值，接近材料的屈服極限?？ü康淖畲髴Τ霈F(xiàn)在2.03 ms，此時卡箍2 接近材料的屈服極限。

連接件承受最大應力時的狀態(tài)見圖13，連接件周圍殼體由于受到拉伸影響，產(chǎn)生了非常明顯的形變。楔環(huán)在擠壓作用下位置發(fā)生改變，殼體間出現(xiàn)較大縫隙，兩側受力面的應力遠高于其他單元；卡箍也被拉伸變形，其中間凹槽應力水平高于其他位置，受力截面上的單元也幾乎達到材料的屈服極限。

圖13 在最大應力時連接件的變形情況Fig.13 Deformation of the connectors at the maximum stress

3.3 連接部位接觸面受力分析

連接件處的受力情況反映了其連接的殼體間的相互作用關系，楔環(huán)與卡箍連接均屬于典型的面-面接觸，對于非固定連接，面與面之間只能體現(xiàn)為接觸面上的擠壓作用。當殼體之間相互靠近時，會相互擠壓，同時也會擠壓連接件，但當殼體之間相互遠離時，并不能產(chǎn)生拉力，而是體現(xiàn)為殼體對連接件的壓力。

接觸面間力的關系如圖14 所示。當前后殼體擠壓時，由于楔環(huán)裝配時留有空隙，因此前部殼體不會對其有指向魚雷尾部的力，同樣后部殼體不會對其有指向頭部方向的力。而卡箍被嵌在殼體的凹槽之中，前后殼體均會對其有正反方向的擠壓。當前后殼體遠離時，為防止脫鉤，連接件會與接觸面擠壓，由于力矩作用，楔環(huán)會向外轉動，其周圍殼體分別向內外翻出；卡箍也被掰彎變形，其周圍殼體均向內翻。顯然，拉伸作用對魚雷的危害大于擠壓作用，當艙段間相互擠壓時，前后殼體及連接件之間接觸更加嚴密，但拉伸狀態(tài)下艙段間相互遠離，殼體與連接件形狀改變，原本貼合處產(chǎn)生縫隙。這種趨勢會減弱連接穩(wěn)定性，惡劣工況下甚至會破損、脫鉤，海水等其他雜物也易滲入裝置內部。

圖14 接觸面受力關系Fig.14 Forces on contact surfaces

雷體軸向沿x方向，頭部指向負半軸，則分析x方向的力能夠判斷各部件間力的作用情況。圖15 給出了各殼體與連接件之間的力隨時間的變化曲線，選取的數(shù)據(jù)均為接觸面上靠后段結構的受力值。根據(jù)牛頓第三定律，另一面上的作用力與圖15 中數(shù)值大小相同方向相反。

圖15 魚雷4 連接接觸面上的力隨時間的變化Fig.15 Time evolution of contact surface forces of torpedo 4

殼體間在撞水前相對靜止，從接觸水面開始，殼體間受力發(fā)生改變。前期殼體間擠壓作用明顯，撞水瞬間，前部殼體產(chǎn)生驟停趨勢，而后部艙段仍保持撞水前的運動狀態(tài)，擠壓前面艙段，這在殼體K1 與K2 的接觸面上體現(xiàn)最明顯。這是由于頭部殼體最先接觸水面，沖擊作用的影響最大，同時后部所有載荷都保持初始前進狀態(tài)，質量大，慣性大，所有慣性作用產(chǎn)生的力均施加在此接觸面上。約1.7 ms 后，殼體間的力有較長時間為零，說明此時相鄰殼體分離，同時正擠壓中間連接件。

連接件內嵌于殼體間，受兩側殼體力的大小相等方向相反。對比3 個連接處發(fā)現(xiàn)，越靠后的結構，力作用曲線開始波動時間越晚，連接件受力最大值出現(xiàn)時間也越晚。綜合來看，當連接件受力達到最大時，殼體正相互遠離，結合圖12 的應力變化曲線可知，此時材料應力已接近屈服極限。因此殼體間相互遠離時，不僅會產(chǎn)生縫隙、降低連接效果，而且對連接件的拉拽作用還易造成材料損壞。

4 結 論

利用數(shù)值方法研究了跨介質魚雷以60 m/s 的速度垂直入水時各艙段及連接件的軸向加速度響應和受力特性，建模參考了MK46 型魚雷的構型，探究了不同連接方式和多種頭型對魚雷入水的影響，并與整體式魚雷進行了對比，得到以下結論。

(1) 魚雷撞水后受到瞬間的大沖擊影響，頭部殼體由于直接接觸水面迅速達到加速度峰值。短時間內魚雷的彈道穩(wěn)定，則頭型越尖受軸向沖擊作用的影響就越小，平頭魚雷受到的沖擊最大，且其頭部殼體在多個時刻達到了材料的屈服極限。

(2) 由于應力以波的形式向后傳遞，魚雷各艙段受沖擊后會按照距離頭部的位置依次響應，且應力波會隨著能量的不斷轉化及耗散逐漸減小，因此前段殼體所受的影響高于后段殼體。

(3) 連接處會產(chǎn)生應力集中，安裝的位置和連接件形狀易發(fā)生改變，相對其他部分更脆弱。連接部位的殼體所受應力是其余部位的1 000 倍，僅次于頭部殼體，最高時甚至超過材料的屈服極限。

(4) 殼體間并非保持相對靜止，而是在來回碰撞并不斷拉壓連接件。后段殼體在撞水初期對前部有明顯的擠壓作用，但在后期又相互遠離，這會對連接件產(chǎn)生明顯的拉伸作用，接觸面上的力達到最大，連接件受到的應力也在此時達到屈服極限，這是十分危險的，極易導致工作故障。

除頭部殼體外，連接部位也是易產(chǎn)生高應力、大變形的區(qū)域，同時殼體間遠離時對連接的破壞明顯大于壓縮，因此設計中應針對這一特點進行優(yōu)化，如增加密封圈或固定裝置等以保證魚雷正常工作。