軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部端部惰性填充物對端部破片飛散特性的影響*

李國杰，王成龍，郭志威，李 響，黃廣炎

（1. 北京航天長征飛行器研究所，北京 100074；2. 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室，北京 100081）

破片殺傷戰(zhàn)斗部利用戰(zhàn)斗部在炸藥爆炸載荷下形成的破片對人員、雷達(dá)、輕裝甲等弱防護(hù)目標(biāo)進(jìn)行毀傷。傳統(tǒng)的破片戰(zhàn)斗部大多為軸對稱結(jié)構(gòu)，且其起爆點設(shè)置在其旋轉(zhuǎn)對稱軸上。當(dāng)戰(zhàn)斗部內(nèi)部的裝藥爆炸后，戰(zhàn)斗部的金屬殼體或預(yù)制破片在炸藥爆轟產(chǎn)物的膨脹推動下迅速加速，從而產(chǎn)生大量高速破片并沖擊侵徹目標(biāo)，以對目標(biāo)造成毀傷效果。傳統(tǒng)破片殺傷戰(zhàn)斗部的破片毀傷場沿戰(zhàn)斗部環(huán)向均勻分布，且破片具有幾乎相同的初速，從而在空間構(gòu)成一個破片能量周向均勻分布的環(huán)帶區(qū)域，在動態(tài)條件下對地面形成環(huán)帶殺傷覆蓋，如圖1(a)所示，其中心存在較大的盲區(qū)沒有被破片覆蓋。針對傳統(tǒng)破片殺傷戰(zhàn)斗部動態(tài)毀傷中心盲區(qū)問題，基于戰(zhàn)斗部的應(yīng)用需求，趙耘晨提出了軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)。軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部能夠在裝藥起爆后形成一定規(guī)模的前向破片毀傷場，從而對戰(zhàn)斗部前方的目標(biāo)造成有效毀傷，在動態(tài)條件下可以有效彌補(bǔ)中心盲區(qū)，提高戰(zhàn)斗部動態(tài)毀傷威力，如圖1(b)所示。對戰(zhàn)斗部端部殼體破碎及破片飛散的研究能夠為殺傷戰(zhàn)斗部的威力場設(shè)計和優(yōu)化提供研究基礎(chǔ)和數(shù)據(jù)參考。

圖1 不同戰(zhàn)斗部的毀傷區(qū)域Fig. 1 Damage regions by different warheads

在戰(zhàn)斗部殼體破碎及破片飛散相關(guān)研究中，目前對于傳統(tǒng)軸對稱戰(zhàn)斗部在偏心起爆作用下的破片速度分布已有較為豐富的研究，并有較為精確的經(jīng)驗公式或數(shù)值計算模型用于計算破片速度的周向分布，對于一些非軸對稱戰(zhàn)斗部的破片速度分布及其受不同偏心起爆作用的影響也有較多的研究，這些研究結(jié)果能夠為軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的研究提供豐富的參考。在軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部方面，研究人員基于工程應(yīng)用背景，對不同類型的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的破片飛散情況已進(jìn)行了豐富的數(shù)值與實驗研究：李超等針對具有前向破片的榴彈開展了靜爆實驗，實驗結(jié)果表明利用具有軸向增強(qiáng)殺傷結(jié)構(gòu)的榴彈能夠獲得比普通的榴彈更大的殺傷面積，殺傷面積增益達(dá)到了147.3%；石志彬等針對前向戰(zhàn)斗部的破片飛散特征開展了靜爆實驗研究；崔俊杰等運用數(shù)值計算方法，探究了破片形狀、端部裝藥形狀、破片排列形式等因素對軸向預(yù)制破片飛散初速的影響；郭子云等針對殺傷戰(zhàn)斗部端面預(yù)制破片的威力性能開展了數(shù)值研究，發(fā)現(xiàn)戰(zhàn)斗部端部結(jié)構(gòu)參數(shù)會對預(yù)制破片群的毀傷效能產(chǎn)生明顯的影響；李明星等利用AUTODYN 數(shù)值模擬軟件，對不同形狀下軸向預(yù)制破片的飛散特性開展了研究；譚振等對平板形和圓弧形頭部的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的破片飛散情況進(jìn)行了數(shù)值分析，發(fā)現(xiàn)圓弧形頭部能夠顯著增大戰(zhàn)斗部在軸向的毀傷范圍，配合多層預(yù)制破片技術(shù)，能夠明顯提高防空戰(zhàn)斗部的封鎖區(qū)域。

根據(jù)工程應(yīng)用中所面臨的動態(tài)毀傷中心盲區(qū)問題，為探索實現(xiàn)消盲破片群更均勻、戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)更輕便、工程應(yīng)用更簡便的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計方法，本文中利用爆炸沖擊波在惰性材料中及在炸藥中傳播特性的差異，提出一種端部填有惰性材料的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)，并定義該種戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)下的結(jié)構(gòu)特征參數(shù)，在此基礎(chǔ)上建立二維軸對稱數(shù)值計算模型，對端部含有不同填充物的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的殼體破碎及破片飛散過程進(jìn)行數(shù)值模擬分析。

1 端部填充惰性材料的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部參數(shù)定義

本文中所研究的端部填充惰性材料的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)如圖2 所示，其主要分為主裝藥部分和軸向增強(qiáng)部分。戰(zhàn)斗部采用自然破片，其中戰(zhàn)斗部的各部分殼體厚度為，主裝藥部分內(nèi)部裝填B炸藥。該軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部為旋轉(zhuǎn)對稱結(jié)構(gòu)，戰(zhàn)斗部后端為圓柱形主裝藥部分，半徑為，前端為半球形軸向增強(qiáng)部分，半徑為且與主裝藥部分相切。為更好地分析軸向增強(qiáng)部分殼體的破碎及其破片飛散情況，將軸向增強(qiáng)部分的圓心設(shè)為坐標(biāo)原點，則增強(qiáng)部分殼體上的點可由其相對于軸向增強(qiáng)部分的球心的方向角θ 表示。戰(zhàn)斗部的起爆點設(shè)置于點處，裝藥半徑為20 mm，主裝藥部分長度為40 mm，殼體厚度為2 mm。

圖2 軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部Fig. 2 An axially-enhanced warhead

2 數(shù)值計算

2.1 數(shù)值計算模型

采用AUTODYN 對軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的端部增強(qiáng)部分的破片速度分布進(jìn)行數(shù)值分析，為了研究不同惰性填充材料對端部破片速度的影響，建立不同裝填材料下的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部數(shù)值計算模型，從而研究軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部在不同端部填充物下的破片速度大小及方向的變化情況。

光滑粒子流體動力學(xué)（smoothed particle hydrodynamics, SPH）方法是近20 多年來逐漸發(fā)展起來的一種無網(wǎng)格計算方法，該方法將材料用相互作用的粒子來描述，各個粒子上記錄著各種物理量，如質(zhì)量、壓力和速度等，通過求解粒子的動力學(xué)方程和追蹤每個粒子的運動軌道，可以求得整個系統(tǒng)的動力學(xué)行為。戰(zhàn)斗部的殼體或預(yù)制破片在炸藥內(nèi)爆作用下的破碎與飛散行為常常與大應(yīng)變率、大變形、斷裂和碎片化相關(guān)，SPH 方法作為一種無網(wǎng)格方法，能夠避免傳統(tǒng)基于網(wǎng)格的計算方法中因炸藥爆炸產(chǎn)生的網(wǎng)格過度扭曲與畸變造成的現(xiàn)象對計算精度的影響，從而具有較高的魯棒性，并且由于其為純拉格朗日方法，也避免了基于歐拉方法造成的材料界面捕捉困難的問題。綜上所述，SPH 方法較適合于模擬戰(zhàn)斗部殼體在炸藥內(nèi)爆作用下破碎及破片飛散的過程。

根據(jù)軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的旋轉(zhuǎn)對稱特性，建立軸對稱數(shù)值計算模型，如圖3 所示。在數(shù)值計算模型中，為研究不同類型惰性填充物對端部增強(qiáng)戰(zhàn)斗部前端破片的影響，填充材料分別被設(shè)置為無填充、尼龍、聚氨酯泡沫和炸藥，其中填充炸藥的數(shù)值模型作為對照組，用于對比研究惰性填充材料對端部破片的總體影響。戰(zhàn)斗部內(nèi)部裝填的炸藥設(shè)置為B 炸藥。約束殼體及軸向破片殼體設(shè)置為45 鋼，為提高軸向破片殼體的數(shù)據(jù)可讀性，在設(shè)置粒子材料時，對軸向破片殼體的材料進(jìn)行單獨設(shè)置。根據(jù)已有研究結(jié)果，將SPH粒子半徑設(shè)置為0.4 mm。

圖3 軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部數(shù)值計算模型Fig. 3 The numerical model of an axially-enhanced warhead

針對戰(zhàn)斗部殼體的材料45 鋼，采用Johnson-Cook （J-C）模型描述其在高應(yīng)變率下的變形和損傷：

式中：為屈服強(qiáng)度，為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)，為應(yīng)變率強(qiáng)化系數(shù)，和分別為軟化指數(shù)和應(yīng)變強(qiáng)化指數(shù)，ε為等 效 塑性 應(yīng) 變； ε˙=ε ˙ /ε ˙，ε ˙ 為塑 性 應(yīng)變 率，ε˙=1.00 s為參 考 應(yīng)變 率；=(-)/(-)，其 中=293 K 為室溫，為熔化溫度。陳剛等運用靜態(tài)試驗機(jī)和SHPB 實驗裝置，對45 鋼在不同溫度和不同應(yīng)變率下的力學(xué)行為進(jìn)行了研究，擬合得到了J-C 本構(gòu)模型參量，并開展了火炮實驗與數(shù)值模擬，驗證了本構(gòu)模型參量的合理性。本文中戰(zhàn)斗部殼體的材料45 鋼的J-C 模型參數(shù)采用文獻(xiàn)[13]中參數(shù)，具體為：=507 MPa，=320 MPa，=0.28，=0.064，=1.06，=1 793 K。

針對戰(zhàn)斗部中裝填的B 炸藥，采用Jones-Wilkins-Lee（JWL）狀態(tài)方程描述其在起爆后的力學(xué)行為：

式中：為爆轟產(chǎn)物的壓力，為體積內(nèi)能，為初始相對體積，、、、和ω 為材料特性參數(shù)。本文中B 炸藥的JWL 狀態(tài)方程參數(shù)來自文獻(xiàn)[15]：B 炸藥的初始密度為1 717 kg/m，爆速為7 980 m/s，CJ壓力為29.5 GPa；式(2)中=542 GPa，=7.68 GPa，=4.2，=1.1，ω=0.24。

針對戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分中的聚氨酯和尼龍2 種惰性填充材料，分別采用Linear 狀態(tài)方程和Shock 狀態(tài)方程描述其在爆轟產(chǎn)物沖擊下的動態(tài)響應(yīng)特點。

Linear 狀態(tài)方程為：

式中：為材料的體積模量。本文中聚氨酯填充材料的材料參數(shù)引用自文獻(xiàn)[17]，初始密度為300 kg/m，體積模量為37.3 MPa。

Shock 狀態(tài)方程為：

式中：為沖擊波速度，為材料聲速，λ 為粒子速度的系數(shù)。本文中尼龍?zhí)畛洳牧系膮?shù)選自文獻(xiàn)[18]：初始密度為1 140 kg/m，聲速為2 290 m/s，參數(shù)λ 為1.63。

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2.2 戰(zhàn)斗部在內(nèi)爆炸載荷下的動態(tài)響應(yīng)過程分析

圖4～7 為端部填充不同材料以及無填充的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的殼體破碎過程，圖中分別列出了戰(zhàn)斗部在4 種填充材料下不同時刻的材料位置及壓力云圖。

圖4 端部無填充戰(zhàn)斗部殼體的破碎過程Fig. 4 Fragmentation process of the shell of the warhead with a non-filled end

從爆轟波傳播情況看，當(dāng)爆轟波未傳播出主裝藥部分時，端部填充材料不會對爆轟波傳播過程造成影響。而當(dāng)爆轟波傳入軸向增強(qiáng)部分后，端部裝填炸藥的戰(zhàn)斗部中爆轟波持續(xù)傳播，因而速度也最快。對于惰性填充材料，主裝藥部分的爆轟波會在惰性材料中產(chǎn)生強(qiáng)沖擊波，并且向裝藥部分反射一個沖擊波或稀疏波。從圖中可以看出沖擊波在尼龍中的傳播速度略大于聚氨酯中的傳播速度，且由于聚氨酯對沖擊波的吸收與耗散，聚氨酯中沖擊波強(qiáng)度遠(yuǎn)低于尼龍中沖擊波強(qiáng)度。

從戰(zhàn)斗部殼體的破碎情況看，對于戰(zhàn)斗部的主裝藥部分，其殼體破碎情況在3 種填充物下幾乎相同，因而認(rèn)為戰(zhàn)斗部主裝藥部分的殼體破碎受軸向增強(qiáng)部分影響較小。而對于軸向增強(qiáng)部分，當(dāng)軸向增強(qiáng)部分填充炸藥時，軸向破片殼體前端的飛散形態(tài)較為扁平，代表其破片速度在前端分布較均勻。而當(dāng)端部填充了尼龍后，其軸向增強(qiáng)部分殼體的前端部分的飛散形態(tài)有明顯的突出，代表軸向增強(qiáng)部分殼體在前端的破片速度分布不均，且距軸線越近破片速度越高。端部填充聚氨酯與無填充物軸向增強(qiáng)部分殼體的飛散形態(tài)相似，軸向增強(qiáng)部分殼體與裝藥部分殼體具有明顯的分界面，整體形狀呈現(xiàn)紡錘形，距軸向較近的殼體飛散速度較快，且破碎程度較高，遠(yuǎn)離軸線位置殼體飛散速度較慢，且有大塊破片生成。

圖5 端部填充聚氨酯戰(zhàn)斗部殼體破碎過程Fig. 5 Fragmentation process of the warhead with an end filled with polyurethane

圖6 端部填充尼龍戰(zhàn)斗部殼體破碎過程Fig. 6 Fragmentation process of the warhead with an end filled with nylon

圖7 端部填充炸藥戰(zhàn)斗部殼體破碎過程Fig. 7 Fragmentation process of the warhead with an end filled with explosive

2.3 軸向增強(qiáng)部分破片速度大小對比分析

軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部中軸向增強(qiáng)部分的破片飛散速度大小是軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部設(shè)計中的重要參數(shù)之一，在戰(zhàn)斗部設(shè)計時軸向增強(qiáng)破片應(yīng)攜帶有足夠多的動能從而擊穿目標(biāo)的防護(hù)結(jié)構(gòu)，因此本節(jié)基于數(shù)值計算結(jié)果，針對本文中提出的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分的破片速度大小進(jìn)行分析和討論。圖8 為不同端部填充物下軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的端部破片速度分布情況，總體上可以看出，無論軸向增強(qiáng)部分填充何種材料，軸向增強(qiáng)部分的破片速度在方向角為0°時最高，并且隨著方向角的增大而逐漸降低。這是由于隨著方向角的增大，爆轟波的相對軸向增強(qiáng)部分殼體的入射角就越大，從而降低了爆轟波對殼體的驅(qū)動效果。

從圖8 可以看出，當(dāng)軸向增強(qiáng)部分的填充材料為炸藥時，戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分的破片速度明顯高于惰性材料填充時的破片速度，含能材料與惰性填充材料下的破片速度差范圍為500～1 000 m/s，這是由于炸藥填充的軸向增強(qiáng)部分能夠為殼體的破碎提供更多的能量，并且炸藥填充的軸向增強(qiáng)部分延長了爆轟波在炸藥中的傳播距離，從而進(jìn)一步提高了軸向增強(qiáng)部分殼體破片的飛散速度。

圖8 軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部在不同軸向填充材料下的端部破片速度分布Fig. 8 The fragment velocity distributions of the axiallyenhanced warheads filled with different materials

對于端部無填充的戰(zhàn)斗部，其在軸線附近部分的破片速度較大，與填充炸藥戰(zhàn)斗部的破片速度相近，最大速度約為2 500 m/s，但其破片速度隨著方向角的增大而快速下降，在方向角為69°～85°范圍內(nèi)破片速度最低，約為500 m/s，明顯低于所有工況下的破片速度，方向角接近90°時則由于周向殼體對軸向殼體的連片現(xiàn)象破片速度出現(xiàn)階躍，約為1 000 m/s。對于端部填充聚氨酯材料的戰(zhàn)斗部，其軸向增強(qiáng)部分的破片速度大體呈現(xiàn)隨方向角增大而減小的趨勢，由于靠近軸線部分殼體破碎程度較大，破片速度連續(xù)性差，波動較大，最高速度出現(xiàn)在方向角15°，約為1 800 m/s，方向角69°～85°之間破片速度最低，約為610 m/s，方向角接近90°時殼體同樣由于殼體連片出現(xiàn)破片速度明顯升高的現(xiàn)象。對于端部填充尼龍材料的戰(zhàn)斗部，可以發(fā)現(xiàn)其軸向增強(qiáng)部分的破片速度分布由上文所述的存在明顯分布梯度轉(zhuǎn)變?yōu)檎w大致相同的速度分布情況，大部分破片的速度都在1 300～1 500 m/s，方向角小于20°的前端破片速度稍高并隨著方向角的減小而增大，尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部在方向角為0°時的破片速度最大，約為1963 m/s。對于端部填充炸藥的戰(zhàn)斗部，其方向角小于20°的破片速度大致相同，約為2 500 m/s，軸向增強(qiáng)部分的破片速度隨著方向角的增大而降低，當(dāng)方向角達(dá)到90°，破片速度下降至約1 800 m/s，從整體上看其破片速度分布較為均勻，主要的影響因素為爆轟波入射角。

2.4 軸向增強(qiáng)部分破片速度方向?qū)Ρ确治?/h3>

軸向增強(qiáng)部分的破片速度方向分布同樣是軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部威力場分析中的重要參數(shù)之一，它決定了軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部在戰(zhàn)斗部前端形成的威力場的形態(tài)，從而能夠為戰(zhàn)斗部的毀傷范圍分析、綜合毀傷效果分析及相應(yīng)的優(yōu)化提供參考。基于數(shù)值計算模型的結(jié)果，可以計算得到不同端部填充物下不同周向角破片的速度方向與破片方向角的關(guān)系，速度方向分布曲線如圖9 所示。圖中虛線表示戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分殼體的外法線方向角，通過對比數(shù)值計算得到的破片速度方向曲線與虛線的距離，可以獲得戰(zhàn)斗部破片飛散方向與戰(zhàn)斗部殼體外法向的差異，從而判定破片速度方向受影響的程度。從圖中可以看出，無論端部填充任何材料，破片速度角度曲線大部分在虛線之下，只有少數(shù)觀測點位于虛線之上，即戰(zhàn)斗部殼體破碎后產(chǎn)生的破片傾向于向戰(zhàn)斗部的前部飛散，并且破片速度方向與戰(zhàn)斗部殼體法向的差距隨方向角的增大而增大。

圖9 不同軸向填充物下戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分破片的飛散角度Fig. 9 Projection angles of fragments from the axially-enhanced part of the warhead axially filled with different materials

從填充材料種類上看，填充炸藥與填充尼龍的戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分破片飛散方向曲線在方向角較小時差距較小，近似于同一條曲線，但當(dāng)方向角達(dá)到約60°后，填充炸藥的戰(zhàn)斗部破片飛散方向逐漸大于填充尼龍的戰(zhàn)斗部，考慮其原因為尼龍?zhí)畛洳牧媳旧聿粩y帶能量，從而為戰(zhàn)斗部殼體在徑向上的加速度貢獻(xiàn)稍小于填充炸藥的戰(zhàn)斗部。聚氨酯填充與無填充戰(zhàn)斗部曲線相似，由于靠近軸線部分殼體破碎程度較高，曲線在靠近零點時波動較大，方向角大于60°后破片速度方向趨向于不變，破片飛散方向角明顯小于炸藥填充與尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部?？傮w而言，更大密度的填充材料，會使戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分的破片更加向側(cè)向飛散，從而與殼體外法線方向更加相似。

對比4 種情況可以看出，對于惰性填充軸向增強(qiáng)部分的戰(zhàn)斗部而言，惰性填充物密度越大，則其軸向增強(qiáng)部分破片速度分布的均勻性越好，但破片速度會有一定的下降。而對于低密度填充物或無填充物情況，戰(zhàn)斗部在軸線方向附近的破片速度明顯較大，其他方向的破片速度相對較低，并且破片速度方向更強(qiáng)偏向前方。

2.5 軸向增強(qiáng)部分破片速度時程曲線分析

如2.2～2.4 節(jié)所述，對于端部為半球形的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部，端部填充惰性材料會改變其內(nèi)部炸藥的爆炸能量在端部不同位置的破片的分布情況。為進(jìn)一步說明端部惰性填充物對戰(zhàn)斗部端部破片飛散特性的影響機(jī)理，提取了不同端部填充材料下典型位置上的破片速度時程曲線，如圖10 所示。

圖10 戰(zhàn)斗部典型破片位置示意圖Fig. 10 The typical positions of the fragments from the warhead

圖11 為不同位置處的破片在不同端部填充材料下的速度時程曲線。從圖11 可以看出，對于0°和30°位置處的破片，尼龍?zhí)畛浜途郯滨ヅ菽畛鋺?zhàn)斗部的破片速度相近，且明顯小于無填充戰(zhàn)斗部。另外，0°與30°位置處的破片在初始加速階段的加速度相近，但隨著時間推移，聚氨酯泡沫填充戰(zhàn)斗部的破片加速度首先下降，其次為尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部和無填充物戰(zhàn)斗部，炸藥填充戰(zhàn)斗部由于裝藥量明顯增大，其加速度明顯較高，加速時間較長。然而，惰性材料填充及無填充物戰(zhàn)斗部的破片加速時間有明顯的推遲，這與惰性材料中沖擊波傳播速度低于爆轟波速的實際情況相符。對于60°處的破片，尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部破片在初始階段的加速度明顯大于無填充物和聚氨酯填充戰(zhàn)斗部，而無填充物戰(zhàn)斗部中破片的加速度首先略大于聚氨酯填充結(jié)構(gòu)，而后逐漸衰減并明顯小于聚氨酯填充結(jié)構(gòu)。因此，可以認(rèn)為端部惰性填充材料能夠一定程度上使得爆炸能量向側(cè)向釋放，并且其程度隨著填充材料密度的提高而提高，這與上文所獲得的破片速度分布情況相符。對于90°處的破片，端部填充不同材料的戰(zhàn)斗部的破片首先以幾乎相同的加速度上升并隨著時間推移而分離，其中尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部的破片加速度明顯較大，聚氨酯填充戰(zhàn)斗部及無填充物戰(zhàn)斗部的破片速度曲線相似且速度較低?？梢哉J(rèn)為，相對于尼龍?zhí)畛洳牧希芏容^低的聚氨酯填充材料對其填充的戰(zhàn)斗部在90°位置處破片的加速過程的影響程度較低，與無填充戰(zhàn)斗部無明顯差異。

圖11 典型位置破片速度時間曲線Fig. 11 Velocity-time curves of the fragments at typical positions

綜上所述，可總結(jié)獲得不同端部結(jié)構(gòu)對戰(zhàn)斗部端部破片速度形成機(jī)理。對于無填充戰(zhàn)斗部，由于其端部無惰性材料阻礙爆轟產(chǎn)物飛散及沖擊，其爆轟產(chǎn)物向前膨脹，并作用于前端破片，從而使得主裝藥的爆炸能量主要向前釋放。對于聚氨酯填充戰(zhàn)斗部，由于聚氨酯泡沫的低密度和變形吸能特性，其無法通過高慣性提高側(cè)向破片飛散速度，同時又通過壓縮吸能及壓縮后的質(zhì)量效應(yīng)降低了前向破片獲得的爆炸能量。對于尼龍?zhí)畛鋺?zhàn)斗部，其較高的密度和剛度能夠使得側(cè)向破片獲得較高的爆炸能量，從而引導(dǎo)主裝藥的爆炸能量向側(cè)向分布。根據(jù)研究結(jié)果，結(jié)合軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的動態(tài)毀傷場特性，認(rèn)為在軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的設(shè)計中，為消除戰(zhàn)斗部毀傷場中心區(qū)域盲區(qū)，戰(zhàn)斗部端部可填充具有一定密度的惰性材料，其密度可略低于尼龍，但需明顯高于聚氨酯泡沫。

3 結(jié) 論

根據(jù)目前戰(zhàn)斗部動態(tài)威力中心消盲設(shè)計對軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部日益增長的研究需求，基于AUTODYN數(shù)值計算軟件，對端部填充不同材料的軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部殼體在炸藥內(nèi)爆作用下的動態(tài)響應(yīng)過程進(jìn)行了數(shù)值研究，得到了底端起爆情況下的戰(zhàn)斗部殼體破碎情況以及軸向增強(qiáng)部分破片速度分布情況，揭示了軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部在不同端部填充物下的破片速度大小及飛散方向的周向分布情況，獲得了以下主要結(jié)論。

(1)對于4 種填充情況，戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分的破片速度皆隨破片的方向角的增大而降低，其中無填充戰(zhàn)斗部的破片速度隨周向角的增大速度降低最快，破片速度降低程度隨惰性填充物密度的增加而減緩，當(dāng)端部填充炸藥時破片速度分布差異最小。

(2)通過對軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分的殼體破片速度方向分布情況進(jìn)行分析可知，底端起爆下軸向增強(qiáng)部分殼體的破片傾向于向戰(zhàn)斗部前方飛散，且隨著惰性填充材料密度的提高，破片飛散方向與端部殼體外法線方向差異逐漸降低。

(3)通過對戰(zhàn)斗部軸向增強(qiáng)部分典型位置破片的速度時程曲線對比分析可知，聚氨酯泡沫填充物能夠明顯推遲爆炸沖擊波對前向破片的加速過程，并在一定程度上降低破片受到的爆炸載荷，尼龍?zhí)畛湮锬軌蛟谝欢ǔ潭壬辖档颓跋蚱破募铀俣炔⑻岣邆?cè)向破片的加速度，從而引導(dǎo)爆炸載荷在端部位置圓周均勻分布。

本文的研究結(jié)果為戰(zhàn)斗部動態(tài)威力消盲設(shè)計提供了一種軸向增強(qiáng)戰(zhàn)斗部的數(shù)值計算數(shù)據(jù)，可為戰(zhàn)斗部破片驅(qū)動動態(tài)響應(yīng)相關(guān)的研究及相應(yīng)的破片戰(zhàn)斗部設(shè)計提供研究依據(jù)及計算模型參考。