偏心起爆方式對(duì)棱柱形定向戰(zhàn)斗部破片飛散規(guī)律的影響

劉 琛, 李 元, 李燕華, 溫玉全

(北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100081)

1 引 言

偏心起爆圓柱形定向戰(zhàn)斗部因其結(jié)構(gòu)簡(jiǎn)單,并能明顯提高目標(biāo)方向破片速度,一直以來受到廣泛的關(guān)注[1-5],而棱柱形定向戰(zhàn)斗部采用偏心起爆方式后,破片飛散速度及分布密度均可得到顯著提高[6]。美英的“可編程集成彈藥艙”(PIOS)計(jì)劃[7]研究了一種自適應(yīng)六棱柱定向戰(zhàn)斗部,其毀傷效率高于常規(guī)戰(zhàn)斗部。Sam Waggener[8]針對(duì)六棱柱定向戰(zhàn)斗部破片飛散存在覆蓋盲區(qū)的問題,研究了起爆方式對(duì)破片飛散角的影響,通過調(diào)整起爆方式可使破片束的飛散角度發(fā)生7°～8°的偏移,從而實(shí)現(xiàn)360°可打擊范圍。李元等[6]對(duì)比研究了棱柱型和圓柱型偏心起爆定向戰(zhàn)斗部的毀傷效能,得出棱柱型偏心起爆定向戰(zhàn)斗部能形成高密度的破片束,棱上偏心八點(diǎn)同時(shí)起爆時(shí)的平均速度和平均動(dòng)能增益分別達(dá)到24.13%和54.52%,且在彈靶距離40m時(shí)仍有較強(qiáng)的毀傷效果。

雖然國(guó)外很早就提出了棱柱型定向戰(zhàn)斗部的概念[7-9],但是其具體性能參數(shù)并無報(bào)道,而國(guó)內(nèi)對(duì)棱柱形定向戰(zhàn)斗部研究較少,其破片飛散規(guī)律尚未完全掌握。本研究利用LS-DYNA軟件對(duì)六棱柱定向戰(zhàn)斗部進(jìn)行了數(shù)值模擬分析,結(jié)合爆炸邏輯網(wǎng)絡(luò)定向起爆系統(tǒng)的邏輯功能、爆轟波輸出特點(diǎn),綜合研究了起爆方式對(duì)棱柱形定向戰(zhàn)斗部破片速度及分布密度的影響,意圖為棱柱型定向戰(zhàn)斗部及其起爆系統(tǒng)設(shè)計(jì)提供理論依據(jù)。

2 六棱形戰(zhàn)斗部模型建立

2.1 模型結(jié)構(gòu)及相關(guān)參數(shù)

六棱柱定向戰(zhàn)斗部模型結(jié)構(gòu)如圖1所示,主要由炸藥、空氣、襯筒和球形破片四部分組成,模型結(jié)構(gòu)未顯示空氣域結(jié)構(gòu),破片直徑6 mm,戰(zhàn)斗部總外徑122 mm,襯筒厚度2 mm,戰(zhàn)斗部總長(zhǎng)度240 mm。有限元模型中空氣域直徑300 mm。裝填破片數(shù)量2577個(gè),破片相互交錯(cuò)均勻排布于襯筒之上。

圖1 六棱柱定向戰(zhàn)斗部模型結(jié)構(gòu)

Fig.1 The model structure of prismatic aimable warhead

戰(zhàn)斗部主裝藥為TNT/RDX 40/60炸藥,炸藥材料采用高能炸藥燃燒材料模型和JWL狀態(tài)方程[10]描述。材料模型和狀態(tài)方程相關(guān)參數(shù)如表1所示[11]。

空氣采用空材料模型和多項(xiàng)式狀態(tài)方程[10],具體參數(shù)如表2所示[11]。

表1 裝藥性能參數(shù)及狀態(tài)方程參數(shù)

Table 1 Parameters of charge property and equation of state

density/g·cm-3pcr/GPaDcr/m·s-1A/GPaB/GPaR1R2ω1.71729.57890524.237.6784.21.10.34

表2 空氣材料參數(shù)

Table 2 Parameters of air material

density/g·cm-3C0C1C2C3C4C50.0012900000.40.4

戰(zhàn)斗部襯筒采用LY12-CZ硬鋁材料,該材料在爆轟作用下發(fā)生彈塑性變形,所以采用各向同性硬化彈塑性模型描述,具體參數(shù)如表3所示[11]。

破片用93W合金材料制成,采用剛性材料模型,以確保破片在驅(qū)動(dòng)過程中不發(fā)生變形和損壞,其材料參數(shù)如表4所示[11]。

表3 襯筒材料參數(shù)

Table 3 Parameters of linear material

density/g·cm-3elasticmodulus/GPapoissonratioyieldlimit/GPahardeningindex2.7720.330.310.7

表4 破片材料參數(shù)

Table 4 Parameters of fragment material

density/g·cm-3Young'smodulus/GPaPoissonratio17.511170.22

2.2 起爆方式設(shè)定

爆炸邏輯網(wǎng)絡(luò)定向起爆系統(tǒng)可以實(shí)現(xiàn)側(cè)向一線或多線多點(diǎn)同步輸出、序貫輸出等模式,因此在起爆方式設(shè)定時(shí),首先選定五種起爆方式,即面偏心一線起爆(圖2a)、面偏心兩線起爆(圖2b)、面偏心三線起爆(圖2c)、棱偏心一線起爆(圖2d)、棱偏心兩線起爆(圖2e),起爆點(diǎn)位置如圖2所示。先在同步起爆方式下進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,再考慮延時(shí)起爆方式。延時(shí)起爆時(shí),起爆點(diǎn)由上至下依次延時(shí)相同的時(shí)間間隔。研究中還同時(shí)設(shè)置了端面中心一點(diǎn)起爆方式(圖2f),以便和偏心起爆方式作對(duì)比,分析毀傷性能參數(shù)變化情況。

a. eccentric one line b. eccentric two lines initiation on face initiation on face

c. eccentric three lines d. eccentric one line initiation on face initiation on arris

e. eccentric two lines f. center one point initiation on arris initiation on end face

圖2 六棱柱定向戰(zhàn)斗部起爆點(diǎn)布置

Fig.2 Initiator layouts of prismatic aimable warhead

3 計(jì)算結(jié)果及數(shù)據(jù)分析

利用LS-DYNA計(jì)算180 μs,統(tǒng)計(jì)此時(shí)刻多點(diǎn)同步起爆和延時(shí)起爆下定向區(qū)域內(nèi)破片沿軸向及徑向的飛散速度及方向角,將其作為評(píng)價(jià)定向戰(zhàn)斗部威力的性能參數(shù)。

3.1 同步起爆3.1.1 破片飛散規(guī)律

圖3為該六棱戰(zhàn)斗部起爆180 μs時(shí)分別采用不同起爆方式所形成的典型破片飛散圖,由圖3可知，破片飛散匯聚成6個(gè)破片束。與端面中心一點(diǎn)起爆相比,采用偏心起爆后,破片沿徑向飛散呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性,如圖3a、圖3c、圖3e所示。起爆點(diǎn)對(duì)側(cè)破片速度明顯提高,但各方向破片數(shù)量并未發(fā)生改變。采用棱偏心一線起爆或面偏心兩線起爆后,左側(cè)上方破片速度明顯高于右側(cè),如圖3b、圖3d所示。

a. eccentric one line b. eccentric two lines initiation on face initiation on face

c. eccentric three lines d. eccentric one line initiation on face initiation on arris

e. eccentric two lines f. center one point initiation on arris initiation on end face

圖3 180 μs不同起爆方式下破片飛散情況

Fig.3 Fragment dispersion situation of different initiation ways at 180 μs

3.1.2 破片飛散速度

由于每個(gè)面上排布的破片個(gè)數(shù)較多,為了便于量化比較,取起爆點(diǎn)對(duì)側(cè)平面內(nèi)中間一行的破片作為研究對(duì)象。棱柱戰(zhàn)斗部對(duì)側(cè)平面上共布置了78行破片,中間行為第39、40行,從左到右依次編號(hào)為1-11,其中中間6號(hào)破片所在位置稱為中間區(qū)域,兩邊1、11號(hào)破片所在位置稱為邊緣部位,破片排列位置如圖4所示。不同起爆方式下的破片飛散速度統(tǒng)計(jì)如圖5所示。

圖4 破片排布示意圖

Fig.4 Fragment configuration Diagram

圖5 不同起爆方式下的徑向破片飛散速度

Fig.5 Fragment dispersion velocities in radial direction under different initiation ways

由圖5可以看出,起爆方式對(duì)破片飛散速度影響較大。采用端面中心一點(diǎn)起爆方式起爆時(shí),破片最大飛散速度為1935.49 m·s-1; 采用面偏心一線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2326.06 m·s-1,比端面中心一點(diǎn)起爆時(shí)提高20.18%; 采用面偏心兩線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2231.91 m·s-1,提高15.31%; 采用面偏心三線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2371.33 m·s-1,提高22.52%; 采用棱偏心一線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2272.25 m·s-1,提高17.40%; 采用棱偏心兩線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2510.83 m·s-1,提高29.73%。

從以上數(shù)據(jù)可看出,采用偏心起爆時(shí)的破片速度明顯高于采用中心起爆時(shí)的破片速度,其中采用棱偏心兩線同步起爆時(shí)的破片速度增益最大。從圖5可以看出,不論采取何種起爆方式,都是中間區(qū)域的破片飛散速度高于邊緣部位的破片飛散速度。這是因?yàn)橹虚g區(qū)域有爆轟波匯聚,破片在爆轟波的匯聚作用下飛散速度會(huì)高一些,邊緣部分因?yàn)橛邢∈璨ǖ淖饔?破片速度會(huì)降低。此外,由于爆轟波對(duì)破片的加載過程不一致,使得破片沿徑向的飛散速度分布存在較大差異。

3.1.3 破片徑向飛散角

不同起爆方式下的破片徑向飛散角如表5所示,表中參數(shù)定義見圖6,其中β1為中心起爆時(shí)的徑向飛散角,β2為面偏心兩線同步起爆或棱偏心一線同步起爆時(shí)的徑向飛散角,α為偏轉(zhuǎn)角。

表5 不同起爆方式對(duì)破片徑向飛散角的影響

Table 5 Influence of different initiation ways on fragment dispersion angle in radial direction

initiationwayβ/(°)α/(°)centerinitiation27.330eccentriconelineinitiationonface24.920eccentrictwolinesinitiationonface26.630eccentricthreelinesinitiationonface24.360eccentriconelineinitiationonarris22.820eccentrictwolinesinitiationonarris25.580

Note:βis the radial dispersion angle,αis the deflection angle.

圖6 徑向飛散角

Fig.6 Dispersion angles in radial direction

由表5可得出,采用端面中心單點(diǎn)起爆時(shí),破片束的徑向飛散角在27°左右,偏轉(zhuǎn)角0°; 采用棱偏心一線起爆時(shí),破片束的徑向飛散角在23°左右,偏轉(zhuǎn)角是0°; 采用其它偏心起爆方式時(shí),破片束的徑向飛散角在25°左右,偏轉(zhuǎn)角也是0°。這表明起爆方式對(duì)破片束的徑向飛散角有一定的影響,但對(duì)偏轉(zhuǎn)角沒有影響。這與采用偏心起爆可以明顯提高定向區(qū)域內(nèi)的破片飛散速度,但對(duì)目標(biāo)方向的破片密度并無影響的研究結(jié)果一致[6]。

3.2 棱偏心兩線序貫延時(shí)起爆

由于采用棱偏心兩線同步起爆時(shí)破片速度增益最大,故在棱偏心兩線序貫延時(shí)起爆方式下,研究序貫延時(shí)時(shí)間對(duì)破片飛散的影響。設(shè)相鄰兩起爆點(diǎn)之間的爆轟波傳播時(shí)間為t=L/D,L為相鄰兩起爆點(diǎn)間距,D為裝藥爆速,則設(shè)定起爆延時(shí)時(shí)長(zhǎng)分別為t/4、2t/4、3t/4,對(duì)不同延時(shí)時(shí)長(zhǎng)下的計(jì)算效果進(jìn)行比較。

3.2.1 爆轟波壓力及破片飛散規(guī)律

圖7為棱偏心兩線序貫延時(shí)t/4起爆時(shí)爆轟波傳播情況。

圖8為棱偏心兩線序貫延時(shí)t/4起爆180 μs時(shí)破片飛散圖,可以看出,經(jīng)過延時(shí)處理后,起爆點(diǎn)對(duì)側(cè)的破片受到較大影響,在飛散過程中會(huì)產(chǎn)生一定角度的傾斜,這是因?yàn)殡S起爆點(diǎn)起爆時(shí)間的不同,其對(duì)側(cè)破片向外飛散時(shí)間及距離也不同,最終使破片飛散角發(fā)生改變。

圖7 序貫延時(shí)爆轟波傳播

Fig.7 Detonation wave propagation under sequential delay detonation

圖8 180 μs序貫延時(shí)破片飛散情況

Fig.8 Fragment dispersion situation under sequential delay at 180 μs

3.2.2 延時(shí)起爆對(duì)破片飛散速度的影響

為便于分析,取起爆點(diǎn)對(duì)側(cè)面中間一列的破片速度作為比較對(duì)象。對(duì)側(cè)面共排11列破片,取中間第6列,依次從上到下提取破片速度。中間列在不同延時(shí)時(shí)長(zhǎng)下的破片飛散速度分布如圖9所示。

圖9 序貫延時(shí)起爆對(duì)軸向破片飛散速度的影響

Fig.9 Effect of sequential delay initiation on fragment dispersion velocities in axial direction

由圖9可看出,對(duì)棱偏心兩線起爆進(jìn)行序貫延時(shí)處理后,其破片飛散速度會(huì)發(fā)生一定的改變。采用棱偏心兩線同步起爆時(shí),其破片最大飛散速度為2510.83 m·s-1; 對(duì)其進(jìn)行t/4序貫延時(shí)處理后,其破片最大飛散速度為2444.82 m·s-1; 對(duì)其進(jìn)行2t/4序貫延時(shí)處理后,其破片最大飛散速度為2420.89 m·s-1; 對(duì)其進(jìn)行3t/4序貫延時(shí)處理后,其破片最大飛散速度為2260.71 m·s-1。以上結(jié)果表明,經(jīng)過序貫延時(shí)處理后,破片飛散速度與棱偏心兩線同步起爆時(shí)相比明顯減小,且破片飛散速度隨延時(shí)時(shí)長(zhǎng)增加而減小,這是因?yàn)檠訒r(shí)處理使得爆轟波之間的碰撞條件發(fā)生了改變。

3.2.3 延時(shí)起爆對(duì)破片軸向方向角的影響

仍取對(duì)側(cè)面中間第6列作為研究對(duì)象,量取不同延時(shí)時(shí)長(zhǎng)下該列上每個(gè)破片的軸向方向角,如圖10所示。

圖10 延時(shí)起爆對(duì)破片軸向方向角的影響

Fig.10 Effect of delay initiation on fragment direction angles in axial direction

由圖10可看出,對(duì)棱偏心兩線起爆進(jìn)行序貫延時(shí)處理后,其軸向方向角整體增大,且隨延時(shí)時(shí)長(zhǎng)增加,角度改變量逐漸增大。將序貫延時(shí)起爆時(shí)各個(gè)位置破片軸向飛散角與棱偏心兩線同步起爆時(shí)同一位置的破片軸向飛散角相減,得出破片軸向飛散角的改變量,將每種起爆方式下飛散角改變量的最大值作為對(duì)比統(tǒng)計(jì)量,如表6所示。

表6 不同序貫延時(shí)下的破片軸向方向角改變量

Table 6 Change quantity in axial direction angle of fragment under different sequential delays

delaytime0t/42t/43t/4changeofaxialdirectionangle/(°)04.475.616.77

從表6可以看出,隨著延時(shí)時(shí)長(zhǎng)的增加,軸向方向飛散角改變量增大,最大可達(dá)6.77°,表明序貫延時(shí)起爆能夠改變破片束飛散方向,可用于精確控制破片的飛散方向,有助于提高對(duì)目標(biāo)的毀傷概率。

4 結(jié) 論

(1) 采用偏心起爆后,破片沿徑向飛散呈現(xiàn)明顯的不對(duì)稱性,破片束基本分布在25°左右的徑向范圍內(nèi);

(2) 相對(duì)于中心起爆,采用棱偏心兩線同步起爆時(shí)對(duì)目標(biāo)方位破片最大飛散速度增益可達(dá)29.73%;

(3) 序貫延時(shí)起爆對(duì)破片的軸向飛散角有一定的影響,隨著延時(shí)時(shí)長(zhǎng)的增加,軸向方向角最大可達(dá)6.77°,可用于精確控制破片的飛散方向,提高對(duì)目標(biāo)的毀傷概率。

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