戰(zhàn)斗部軸向威力的增強(qiáng)*

譚 振，陳鵬萬，周 強(qiáng)，祝 奎，劉文斌

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

殺傷戰(zhàn)斗部是打擊人員及具有輕型防護(hù)能力目標(biāo)的常用戰(zhàn)斗部。殺傷彈爆炸后，彈體內(nèi)部裝藥爆炸驅(qū)動(dòng)殼體向外快速膨脹，膨脹到一定限度后，殼體表面開始出現(xiàn)裂紋，裂紋相互貫通使殼體全部破裂形成破片并以一定初速向四周飛散以殺傷目標(biāo)。

彈體爆炸形成的破片可分為自然破片、可控破片、預(yù)制破片。由于自然破片戰(zhàn)斗部爆炸后形成的破片數(shù)量少、形狀不規(guī)則、質(zhì)量分布不均勻、飛行阻力大、速度衰減快，所以常規(guī)殺傷戰(zhàn)斗部大都采用軸向或周向均布預(yù)制破片結(jié)構(gòu)，以改善殺傷戰(zhàn)斗部的殺傷威力。近年來，研究者對(duì)預(yù)制破片戰(zhàn)斗部進(jìn)行了大量工作。由于戰(zhàn)斗部起爆后破片沿徑向均勻向外飛散, 破片利用率低，為提高破片利用率，增強(qiáng)毀傷效果，聚焦戰(zhàn)斗部、定向戰(zhàn)斗部、軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部[1-3]技術(shù)應(yīng)運(yùn)而生。馮順山等[1]提出了一種新的聚焦戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)方法；嚴(yán)翰新等[4]數(shù)值模擬了不同起爆方式對(duì)聚焦戰(zhàn)斗部性能的影響；邢恩鋒等[5]研究了裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)軸向預(yù)制破片速度的影響；郭子云等[6]和劉洪峰等[7]進(jìn)行了戰(zhàn)斗部端面預(yù)制破片威力性能影響的數(shù)值仿真；張世林等[8]研究了軸向預(yù)制破片戰(zhàn)斗部破片飛散特性的影響因素。

目前，基于預(yù)制破片及定向戰(zhàn)斗部技術(shù)的戰(zhàn)斗部徑向破片場(chǎng)威力已經(jīng)得到了很大的改善，但由于戰(zhàn)斗部頭部殼體較薄弱，所以常規(guī)戰(zhàn)斗部仍存在軸向破片數(shù)量少、軸向殺傷威力不足的問題。為改善常規(guī)戰(zhàn)斗部，尤其是防空戰(zhàn)斗部軸向威力不足的缺點(diǎn)，本文中提出一種軸向威力增強(qiáng)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)。為充分利用爆轟波的能量，避免戰(zhàn)斗部頭部殼體因應(yīng)力集中現(xiàn)象而過早破裂，設(shè)計(jì)一種圓弧形頭部戰(zhàn)斗部。通過在圓弧形頭部戰(zhàn)斗部外圍均布球形預(yù)制破片以增加軸向破片數(shù)，提高爆轟波能量利用率，并有效控制預(yù)制破片的飛散角，保證彈丸頭部一定角度空間域內(nèi)都有破片存在。

1 數(shù)值模擬方法

戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1(a)所示，主要由殼體、炸藥裝藥、預(yù)制破片、頭殼組成。預(yù)制破片直徑為5 mm，彈丸頭部弧半徑為R，彈丸殼體厚度為5 mm，裝藥直徑為90 mm，裝藥高度為200 mm。為了與本文中提出的圓弧形頭部軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部進(jìn)行比較，設(shè)計(jì)了結(jié)構(gòu)如圖1(b)所示的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)。裝藥直徑、殼體厚度、球形預(yù)制破片直徑等參數(shù)保持不變。

利用顯式有限元?jiǎng)恿Ψ治鲕浖﨤S-DYNA對(duì)軸向預(yù)制破片戰(zhàn)斗部爆炸驅(qū)動(dòng)全過程進(jìn)行數(shù)值模擬。炸藥、預(yù)制破片及殼體均采用拉格朗日算法，網(wǎng)格單元采用六面體SOLID164單元。預(yù)制破片材料選用45鋼，采用剛體材料模型，其密度為7.83 g/cm3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3；炸藥使用HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料模型和JWL狀態(tài)方程描述；殼體材料選用45鋼，采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型。由于戰(zhàn)斗部具有幾何對(duì)稱性，為了節(jié)省計(jì)算資源，建立1/4模型，并在對(duì)稱面施加對(duì)稱邊界條件，材料模型及狀態(tài)方程參數(shù)見表1和表2[9]，采用cm-g-μs-K單位制，其中ρ為密度，D為爆速，pCJ為爆壓，A、B、R1、R2、ω為炸藥參數(shù)，E0為初始內(nèi)能，E為彈性模量，ν為泊松比，σy為屈服強(qiáng)度，Etan為切線模量，β為硬化參數(shù)，εf為失效應(yīng)變。為了提高網(wǎng)格質(zhì)量，網(wǎng)格劃分前分別在平面及柱面坐標(biāo)系下對(duì)預(yù)制破片、裝藥及殼體進(jìn)行幾何分割，使模型中每個(gè)部件均能滿足映射法網(wǎng)格劃分對(duì)幾何實(shí)體形狀的要求。此外，綜合考慮計(jì)算精度與計(jì)算時(shí)長兩個(gè)因素，預(yù)制破片、殼體及頭殼、裝藥單元長度分別設(shè)置為0.062 5、0.10、0.09 cm，平板形頭部、R=45，90 mm弧形頭部3種戰(zhàn)斗部模型分別劃分為137 822、119 106和138 730個(gè)單元。由于炸藥爆轟過程屬于材料大變形過程，通常會(huì)導(dǎo)致炸藥單元網(wǎng)格嚴(yán)重畸變，甚至導(dǎo)致程序無法正常運(yùn)行。因此，為了使程序能夠完全運(yùn)行，在炸藥爆轟結(jié)束后，及時(shí)將炸藥單元?jiǎng)h除[9]。

表1 8701炸藥的材料參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)Table 1 Parameters of material and equation of state for 8701 explosive

表2 殼體材料參數(shù)Table 2 Material parameters of shell

2 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

為驗(yàn)證所提出的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)能有效控制軸向預(yù)制破片的飛散角和飛散速度，在相同裝藥條件下分別對(duì)弧形和平板形頭部預(yù)制破片戰(zhàn)斗部進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算。同時(shí)，選取R=45，90 mm兩種尺寸弧形頭部戰(zhàn)斗部，以研究頭弧半徑對(duì)預(yù)制破片飛散角的影響。圖2～4給出了采用LS-DYNA程序計(jì)算所得不同工況下戰(zhàn)斗部殼體膨脹變形、破裂貫穿、預(yù)置破片拋出、破片場(chǎng)形成的過程。

由圖2～4可知：從起爆瞬時(shí)到t=12 μs，爆轟波呈理想的球面波；此后，由于裝藥長徑比及彈丸殼體的約束，爆轟波曲率半徑逐漸減小，當(dāng)爆轟波到達(dá)彈丸殼體端部瞬時(shí)已近似呈平面波；在爆炸載荷驅(qū)動(dòng)下，彈丸殼體破裂產(chǎn)生裂紋并逐漸貫穿，最終形成自然破片。圖2中自然破片主要分布在彈丸周向，頭部及底部只有少量大塊自然破片，這是由于戰(zhàn)斗部頭部和尾部殼體較薄弱，同時(shí)由于應(yīng)力集中效應(yīng)，在彈丸頭部和尾部與圓柱部連接處過早形成裂紋，致使炸藥爆轟產(chǎn)生的能量過早外泄，未能充分作用于戰(zhàn)斗部頭部和尾部殼體。球形預(yù)制破片在爆炸載荷驅(qū)動(dòng)下向彈丸頭部所在方位飛散，預(yù)制破片較集中的分布于彈丸軸線附近，破片近似沿彈丸軸線直線運(yùn)動(dòng)。圖3顯示，隨著爆轟波的傳播，爆轟波曲率半徑逐漸減小，并在40 μs左右趨于平直狀態(tài)。大部分自然破片均勻分布在彈丸周向，少量大塊自然破片分布在軸向，與圖2相比，彈丸頭部自然破片場(chǎng)有所改善，這是由于弧形頭部戰(zhàn)斗部頭弧部過渡平滑，減小了應(yīng)力集中效應(yīng)，炸藥爆轟能量充分作用于頭部殼體。圖3中預(yù)制破片在彈丸頭部所在區(qū)域內(nèi)以一定角度向外飛散，通過合理控制起爆時(shí)間及戰(zhàn)斗部軸向預(yù)制破片數(shù)目可有效增大戰(zhàn)斗部軸向預(yù)制破片及自然破片場(chǎng)的封鎖區(qū)域。與平板形頭部戰(zhàn)斗部相比，弧形頭部戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)可以有效改善殺傷戰(zhàn)斗部軸向破片數(shù)量不足及封鎖區(qū)域小的缺點(diǎn)。圖4中爆轟波傳播規(guī)律和圖3相似，破片分布無明顯差異。綜合對(duì)比圖2～4可知，平板形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片較集中分布在彈丸軸線附近，破片近似沿彈丸軸線直線運(yùn)動(dòng)，弧形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片相對(duì)較發(fā)散的分布在彈丸頭部所在區(qū)域，使得彈丸頭部所在區(qū)域一定角度內(nèi)均有破片飛散，大大增強(qiáng)了戰(zhàn)斗部的軸向威力。

為了驗(yàn)證提出的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)能使軸向預(yù)制破片飛散角增大，運(yùn)用LS-PREPOST后處理軟件獲取預(yù)制破片沿各個(gè)方向分速度，并由此計(jì)算出預(yù)制破片的飛散角θ(預(yù)制破片速度與彈軸夾角)為：

(1)

式中：v為預(yù)制破片速度，vz為破片沿彈丸軸線方向的分速度。表3和表4分別給出了平板形頭部以及R=90，45 mm弧形頭部3種結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部端點(diǎn)起爆時(shí)典型位置預(yù)制破片速度參數(shù)及運(yùn)用式(1)計(jì)算得到的預(yù)制破片飛散角。圖5～6分別為相應(yīng)條件下典型位置預(yù)制破片飛散參數(shù)擬合曲線。

表3 平板形頭部戰(zhàn)斗部端點(diǎn)起爆典型位置預(yù)制破片飛散參數(shù)Table 3 Flying parameters of premade fragment for flat head warhead

表4 弧形頭部戰(zhàn)斗部端點(diǎn)起爆典型位置預(yù)制破片飛散參數(shù)Table 4 Flying parameters of premade fragment for arc-shaped head warhead

由表3可知，平板形頭部戰(zhàn)斗部在端點(diǎn)起爆條件下的最大飛散角可達(dá)20.82°，從位置A2～G2，預(yù)制破片飛散角呈遞減趨勢(shì)，彈丸頭部頂點(diǎn)處的預(yù)制破片基本沿彈軸方向飛散。預(yù)制破片的速度為1 530～2 220 m/s。由表4可知，R=45 mm圓弧形頭部戰(zhàn)斗部在端點(diǎn)起爆條件下的最大飛散角可達(dá)50.81°，從位置A1～I(xiàn)1，預(yù)制破片飛散角逐漸減小，弧形頭部頂點(diǎn)位置處破片基本上沿著彈軸方向直線運(yùn)動(dòng)，預(yù)制破片速度為1 470～2 660 m/s。R=90 mm圓弧形頭部戰(zhàn)斗部的最大飛散角達(dá)到26.98°，預(yù)制破片速度為1 500～2 710 m/s。分析以上數(shù)據(jù)可知，當(dāng)弧半徑R=90 mm時(shí)，預(yù)制破片最大飛散角比平板形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片最大飛散角大6°左右，速度增益約為500 m/s；當(dāng)弧半徑R=45 mm時(shí)，預(yù)制破片最大飛散角比平板形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片最大飛散角大30°左右，速度最大增益約為440 m/s。對(duì)比弧半徑R=45 mm和R=90 mm兩種情況可知：弧半徑R對(duì)預(yù)制破片最大飛散角影響很大，對(duì)最大速度的影響不明顯；當(dāng)弧半徑R=45 mm時(shí)，預(yù)制破片最大飛散角約為R=90 mm時(shí)的兩倍左右。

圖5～7給出了平板形和R=90,45 mm弧形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片飛散角及飛散速度隨位置的變化情況。由圖5(a)、圖6(a)和圖7(a)可知，預(yù)制破片飛散角隨位置近似呈線性變化，且圖7(a)中曲線的斜率最大，圖5(a)中曲線最平坦。圖5(b)為平板形頭部戰(zhàn)斗部典型位置預(yù)制破片飛散速度的擬合曲線，可以看出，從位置A2～G2，破片速度近似線性遞增，且A2與G2處破片速度相差較大，這是由于A2處稀疏效應(yīng)比G2處大，且G2處有效裝藥量明顯比A2處多。圖6(b)和圖7(b)分別為R=90和45 mm兩種弧形頭部戰(zhàn)斗部典型位置處預(yù)制破片飛散速度的擬合曲線，可以看出，兩種情況下，破片速度均隨位置近似呈拋物線形變化，從位置A1～I(xiàn)1，曲線斜率逐漸減小，破片速度的增長越來越緩慢，且破片最大速度差比圖5(b)中大很多，這是由于I1位于戰(zhàn)斗部頭弧頂部，此位置破片對(duì)應(yīng)的有效裝藥量比A1處大很多。

圖8給出了平板形和弧形頭部戰(zhàn)斗部(R=45和90 mm)預(yù)制破片打擊跡線。由圖8可知：弧形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片最大飛散角明顯比平板形戰(zhàn)斗部大；平板形頭部戰(zhàn)斗部軸向預(yù)制破片在±20.82°范圍內(nèi)均勻分布；R=45，90 mm弧形頭部戰(zhàn)斗部軸向預(yù)制破片分別在±50.81°和±26.98°范圍內(nèi)均勻分布。通過合理控制起爆時(shí)間，弧形頭部戰(zhàn)斗部的封鎖區(qū)域?qū)⒚黠@比平板形頭部戰(zhàn)斗部封鎖區(qū)域大。表5為根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果計(jì)算出的預(yù)制破片分布參數(shù)，其中L為與起爆點(diǎn)的距離，S為封鎖區(qū)域面積，N為破片密度。由表5可知，對(duì)于同種戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)，隨著距起爆點(diǎn)距離的增大，預(yù)制破片封鎖區(qū)域逐漸增大，相應(yīng)單位面積破片數(shù)量也急劇下降。在距離起爆點(diǎn)相同位置處，不同戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)封鎖區(qū)域及破片密度相差也很大，其中R=45 mm弧形頭部結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部封鎖區(qū)域最大，雖然對(duì)應(yīng)單位面積破片數(shù)量相對(duì)較少，但在距離起爆點(diǎn)7 m處單位面積依然有1個(gè)以上預(yù)制破片分布，滿足對(duì)空間域的封鎖條件。由此可知，采用弧形頭部結(jié)構(gòu)能夠顯著增大戰(zhàn)斗部軸向封鎖區(qū)域，大大增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的軸向殺傷威力。

戰(zhàn)斗部類型L=3mS/m2N/m-2L=5mS/m2N/m-2L=7mS/m2N/m-2平板形4.086411.352322.2512弧形,R=90mm7.352420.35939.874弧形,R=45mm42.397118.093231.472

3 結(jié) 論

(1) 平板形和圓弧形頭部戰(zhàn)斗部頭部均布的預(yù)制破片均能在彈丸頭部所在空域中均勻飛散。不同的是，圓弧形頭部結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部預(yù)制破片飛散角最大可達(dá)到50.81°，而平板形頭部戰(zhàn)斗部預(yù)制破片飛散角最大只能達(dá)到20.82°。由此可知，采用圓弧形頭部戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)可以增大戰(zhàn)斗部的封鎖區(qū)域。

(2) 采用圓弧形頭部能夠有效增大軸向預(yù)制破片飛散速度，隨著弧半徑R的減小，速度增益有所減小，但可以增大預(yù)制破片的飛散角，當(dāng)頭弧半徑取為0.5倍裝藥直徑時(shí)，預(yù)制破片最大飛散角約為1倍裝藥直徑時(shí)的2倍左右。在戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)過程中，要綜合考慮速度及飛散角兩個(gè)因素，以確定合理的戰(zhàn)斗部頭部曲率半徑。

(3) 通過對(duì)數(shù)值模擬結(jié)果的分析可以推測(cè)，當(dāng)戰(zhàn)斗部采用圓弧形頭部，并在彈丸頭部加裝多層預(yù)制破片，可實(shí)現(xiàn)預(yù)制破片飛散角的連續(xù)控制，并顯著增大防空戰(zhàn)斗部的封鎖區(qū)域。

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