沈 波，李 延

（北京航天長征飛行器研究所，北京 100076）

1 引言

傳統(tǒng)侵徹戰(zhàn)斗部由金屬殼體、炸藥及引信等部件組成，在戰(zhàn)斗部設計過程中，需要保證殼體具有一定的結構強度、炸藥具有一定的安定性，同時需要保證引信具有可靠的引戰(zhàn)配合功能。近年來，各類高速飛行器不斷涌現(xiàn)，侵徹戰(zhàn)斗部的結構、炸藥及引信等各方面性能都面臨著極大的風險和挑戰(zhàn)。對于現(xiàn)役侵徹戰(zhàn)斗部來說，炸藥是主要的能量輸出來源，作為傳統(tǒng)含能材料，其高能與高鈍感設計技術幾乎趨于瓶頸。隨著新型含能結構材料技術的不斷發(fā)展，全含能侵徹戰(zhàn)斗部的概念應運而生。戰(zhàn)斗部由高強高韌含能殼體及堵蓋、低密度高釋能含能內芯材料組合而成。在侵徹多層鋼介質過程中，戰(zhàn)斗部能夠逐層發(fā)生破碎及釋能效應，實現(xiàn)侵徹擴孔、高溫高壓及縱火引燃等功能，對目標形成多層級立體式打擊，從而脫離平臺速度提升帶來的彈體強度、裝藥安定及引信可靠性等一系列限制，為艦船類目標的有效打擊帶來新的思路。

含能侵徹戰(zhàn)斗部最早以橫向效應增強型侵徹體（PELE）的概念提出，該侵徹體外殼由鋼或鎢等重金屬材料制備，內核由金屬/氟聚物低密度含能材料填充。凃勝元［1］、朱永清［2］、李干［3］采用光滑粒子流體動力學（SPH）仿真算法描述了PELE 侵徹金屬靶的應力演化與破碎飛散過程；殷藝峰［4］、張?zhí)镉樱?］利用Powder Burn 模型模擬了PELE 的爆燃反應；朱建生［6］從理論和試驗兩個方面研究了彈體材料及著靶速度對破片飛散的影響。近年來，含能材料開始應用于侵徹戰(zhàn)斗部殼體，楊華［7］設計了由含能殼體和鋼殼體組成的復合殼體侵徹戰(zhàn)斗部，通過侵徹5 層建筑靶標試驗驗證了含能殼體應用于侵徹戰(zhàn)斗部的可行性。汪濤［8］通過真空電弧熔煉技術制備得到侵徹戰(zhàn)斗部殼體所需材料，通過成分優(yōu)化找出材料強韌性匹配成分點。

從國內外公開發(fā)表的文獻來看，目前含能侵徹體多采用部分含能結構，即殼體含能或內芯含能，而有關全含能侵徹戰(zhàn)斗部的研究較少。此外，研究多關注戰(zhàn)斗部的侵徹能力、膨脹破裂等力學行為，研究手段多為理論分析和數(shù)值模擬。而有關含能侵徹戰(zhàn)斗部沖擊釋能特性的研究仍然較少，特別是釋能威力的表征，幾乎是空白。為此，本文通過試驗方法，對戰(zhàn)斗部侵徹擴孔、高溫高壓、縱火引燃等毀傷效應開展研究，研究結果對全含能侵徹戰(zhàn)斗部的設計和效能評估具有一定的參考價值。

2 毀傷效應試驗

2.1 試驗件狀態(tài)

全含能侵徹戰(zhàn)斗部由含能殼體、含能堵蓋及含能內芯組成，如圖1 所示。彈體采用卵形頭+直筒形彈身外形結構，殼體及堵蓋均由多元高熵合金材料制備而成，具有較高的強度和韌性，密度5.6 g·cm-1。內芯由金屬/氟聚物復合材料澆注成型，具有高釋能特性，密度1.9 g·cm-3。試驗彈總質量16 kg，其中內芯材料質量3.6 kg，占總質量的22.5%。

圖1 全含能侵徹戰(zhàn)斗部Fig.1 All-energy penetration warhead

取高熵合金殼體材料8 mg，以氧化鋁為坩堝進行線性升溫綜合熱分析，初始溫度30 ℃，加熱速率10 k·min-1，終止溫度1300 ℃，測試氣氛為工業(yè)純N2和O2按4∶1 體積比合成的模擬大氣。圖2a 為合金材料差示掃描量熱（DSC）曲線和熱重（TG）曲線。在大氣氣氛線性升溫過程中，材料氧化增重達20.24%，出現(xiàn)明顯氧化放熱峰，放熱峰值1032.9 ℃，熱氧化放熱值（放熱峰面積）16953 J·g-1。收集少量內芯材料在模擬大氣中進行DSC 和TG 分析，如圖2b 所示，材料氧化減重達50%，同樣出現(xiàn)明顯氧化放熱峰，放熱峰值約600 ℃，熱值5215 J·g-1。相比于內芯材料，殼體材料熱值更高，然而由于內芯材料反應溫度較低，分子活化能較高，且材料為樹脂基材料，其力學性能與合金殼體材料具有顯著差異，在戰(zhàn)斗部侵靶過程中破碎更為完全，反應接觸面積更大，因此內芯材料更易于激發(fā)化學反應，達到更高的釋能效率。

為了表征含能侵徹戰(zhàn)斗部與惰性動能侵徹戰(zhàn)斗部的毀傷威力差異，本試驗設計了1 發(fā)惰性試驗件作為對比參照，殼體與堵蓋均采用45#鋼材料，彈體內部采用空心結構，試驗彈質量16 kg，與含能侵徹戰(zhàn)斗部保持一致。

圖2 含能殼體材料與內芯材料的TG-DSC 曲線Fig.2 TG-DSC curves of high-entropy alloy energetic shell material and inner core material

圖3 惰性侵徹戰(zhàn)斗部試驗件Fig.3 Inert penetration warhead test piece

2.2 試驗系統(tǒng)

全含能侵徹戰(zhàn)斗部威力表征試驗系統(tǒng)主要由125 mm 火炮、侵徹靶板、效應物靶標、高速運動分析儀、超壓測試儀及溫度測試儀組成，試驗系統(tǒng)布置如圖4 所示。侵徹靶板由5 層Q345 鋼板組成，各層靶板與地面保持垂直，靶面尺寸1 m×1 m，靶板厚度依次為22，8，16，8，8 mm，靶面間距依次為1，3，1，1 m。第二層與第五層靶板后方分別放置油箱作為效應物靶標，油箱由3 mm 厚LY12 鋁板焊接而成，敞口放置，油箱尺寸500 mm（長）×150 mm（寬）×500 mm（高），內裝0#航空煤油，油面高度約為油箱高度的1/3。高速運動分析儀、超壓測試儀及溫度測試儀均放置于靶板側方掩體內部。其中高速運動分析儀用于記錄戰(zhàn)斗部侵靶過程，拍攝頻率5000 Hz，曝光時間158 ms；超壓測試儀用于記錄戰(zhàn)斗部在侵靶過程中產生的超壓信息，三路壓電傳感器放置于1～4 層靶板之間的地面處，距離炮擊跡線1.2 m，通過導線連接掩體內部數(shù)據(jù)采集器；溫度測試儀采用高速紅外相機，用于記錄戰(zhàn)斗部在侵靶過程中產生的溫度場效應，拍攝頻率400 Hz。此外，靶前放置測速網(wǎng)靶，用于測量戰(zhàn)斗部的著靶速度。

圖4 全含能侵徹戰(zhàn)斗部毀傷試驗系統(tǒng)Fig.4 All-energy penetration warhead damage test system

3 結果與討論

3.1 戰(zhàn)斗部侵靶過程分析

高速運動分析儀記錄的全含能侵徹戰(zhàn)斗部侵靶過程如圖5 所示，圖像中判讀戰(zhàn)斗部著靶速度952 m·s-1。戰(zhàn)斗部侵徹第一層靶板瞬間激發(fā)強烈化學反應，釋放大量能量，在3 m×3.6 m 范圍內形成強烈火光。隨后在撞擊每一層靶板過程中，戰(zhàn)斗部攜帶含能結構材料均不斷激發(fā)反應，火光分布范圍不斷擴大，亮度逐漸增強，在20 ms貫穿5層靶板后，火光分布范圍已超過6 m×10 m，在40 ms 時，火光范圍和亮度均達到最大值，隨著含能材料不斷反應消耗，在隨后的一段時間里，火光強度不斷削弱，120 ms 時火光接近熄滅。由于高速相機拍攝故障，未記錄到惰性戰(zhàn)斗部的侵靶過程。

針對含能侵徹戰(zhàn)斗部的侵靶過程開展數(shù)值仿真再現(xiàn)分析，由于含能結構材料具有沖擊釋能特性，材料模型不僅需要反映材料的力學行為，還需反映釋能行為。目前國內學者已嘗試采用JWL［9］、Powder Burn［10］等模型對該類材料的釋能行為進行描述，但仿真結果與試驗效果有不小偏差。為此本研究在仿真過程中仍然假設戰(zhàn)斗部為惰性，含能殼體及堵蓋材料選用MAT_JOHNSON_COOK 模型，活性內芯材料選用MAT_PLASTIC_KINEMATIC 理想彈塑性模型，材料參數(shù)基于力學性能測試數(shù)據(jù)進行設置。戰(zhàn)斗部殼體、堵蓋、內芯和靶標均采用單元侵蝕算法來模擬破碎失效。

從仿真結果可以看出，對于16 kg 全含能侵徹戰(zhàn)斗部，在952 m·s-1的初始速度條件下，戰(zhàn)斗部初始動能7.25 MJ，在侵靶過程中沿頭部向后不斷發(fā)生侵蝕破碎，戰(zhàn)斗部侵徹各層靶板后的剩余動能依次為5.9，4.7，3.7，3.2 MJ 和2.5 MJ，侵靶結束后的剩余動能約占初始動能的34%。侵靶過程中，戰(zhàn)斗部損失材料依靠自身自供氧體系發(fā)生氧化還原反應，同時與周圍氧氣反應生成金屬氧化物，通過戰(zhàn)斗部的連續(xù)侵徹、破碎與沖擊形成能量的自分布釋放。

3.2 戰(zhàn)斗部侵靶溫度場效應分析

高速紅外相機記錄到含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部的侵靶溫度場如圖7所示。由圖7可以看出，由于含能戰(zhàn)斗部攜帶含能材料在侵靶過程中不斷反應釋能，侵徹彈道附近一定區(qū)域內形成強烈高溫場，溫度場的分布范圍和形態(tài)演變與高速攝像記錄的火光相一致，且溫度值與火光強度呈正相關性，最高溫度約為2100 ℃。反觀惰性戰(zhàn)斗部，戰(zhàn)斗部僅在各層靶板侵孔附近很有限的區(qū)域內形成高溫場，溫度場范圍約為1 m×0.5 m，最高溫度約830 ℃，在14.5 ms時，溫度場已消散殆盡。

由此可見，相比于惰性戰(zhàn)斗部，含能侵徹戰(zhàn)斗部具有強烈的高溫場效應，溫度值、分布范圍及持續(xù)時間均有顯著提升，相比于惰性戰(zhàn)斗部，最高溫度增益可以達到約1270 ℃。

圖5 全含能侵徹戰(zhàn)斗部侵靶過程Fig.5 All-energetic penetration warhead

圖6 戰(zhàn)斗部侵靶過程數(shù)值仿真描述Fig.6 Numerical simulation description of warhead penetration process

3.3 戰(zhàn)斗部侵靶超壓場效應分析

超壓測試儀記錄了兩種戰(zhàn)斗部在侵靶過程中產生的超壓數(shù)據(jù)，如圖8 所示。由圖8 可以看出，兩種戰(zhàn)斗部在三個測壓點位均獲得連續(xù)脈沖信號，壓力在很短的時間內上升至最大值，隨后迅速下降，此后又產生了多個脈沖震蕩，這是由于超壓在周圍介質中不斷反射所造成的。惰性戰(zhàn)斗部產生的超壓主要源于戰(zhàn)斗部在空氣中飛行產生的脫體沖擊波，而含能戰(zhàn)斗部產生的超壓主要源于含能材料不斷沖擊釋能疊加而產生的爆燃沖擊波。 對于含能戰(zhàn)斗部來說，三個測壓點位測得初始超壓峰值分別為0.23，0.24 MPa 和0.57 MPa；對于惰性戰(zhàn)斗部來說，三個測壓點位測得初始超壓峰值分別為0.07，0.08 MPa 和0.07 MPa。

圖7 含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部侵靶溫度場效應對比Fig.7 Comparison of the temperature field effect of energetic warhead and inert warhead

由此可見，相比于惰性戰(zhàn)斗部，含能戰(zhàn)斗部能夠產生較為強烈的超壓場效應，利用含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部的超壓差值可以對含能戰(zhàn)斗部爆燃超壓進行表征，即含能戰(zhàn)斗部爆燃產生的超壓增益約為0.16～0.5 MPa。

3.4 戰(zhàn)斗部對鋼介質侵徹擴孔效應分析

圖8 含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部侵靶超壓對比Fig.8 Comparison of overpressure between energetic warhead and inert warhead

含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部對多層鋼靶板的毀傷效果如圖9和圖10所示。從圖9和圖10可以看出，惰性戰(zhàn)斗部侵徹彈道平直，形成的侵孔基本呈現(xiàn)圓形，侵孔直徑與彈體直徑相當。從圖11統(tǒng)計數(shù)據(jù)來看，1～5層靶板侵孔面積分別為153，220，255，375，452 cm2，隨著侵徹層數(shù)遞增，侵孔面積略有增加，這是由于彈體侵徹姿態(tài)發(fā)生改變而造成的。對于含能戰(zhàn)斗部來說，首層鋼板形成的侵孔為規(guī)整圓形，此后侵孔形狀逐漸呈現(xiàn)不規(guī)則性，第5層靶板已發(fā)生嚴重扭曲變形，從圖11統(tǒng)計數(shù)據(jù)來看，1～4層靶板的侵孔面積分別為175，473，790，2570 cm2，侵孔面積呈現(xiàn)出迅速遞增趨勢，這一方面是由于含能戰(zhàn)斗部殼體在侵靶過程中不斷發(fā)生破裂，提高了彈靶接觸面積；另一方面是由于戰(zhàn)斗部攜帶含能材料沖擊釋能產生爆燃超壓，加劇了侵孔的橫向破裂與變形。

由此可見，相比于惰性戰(zhàn)斗部，含能戰(zhàn)斗部能夠對多層鋼介質形成顯著的侵徹擴孔行為，對于5 層鋼靶板來說，含能戰(zhàn)斗部對鋼靶的破孔面積累計增益可以達到300%以上。

圖9 含能戰(zhàn)斗部侵靶效果Fig.9 Energetic warhead penetration effect

圖10 惰性戰(zhàn)斗部侵靶效果Fig.10 Inert warhead penetration effect

圖11 含能戰(zhàn)斗部與惰性戰(zhàn)斗部侵孔面積對比Fig.11 Comparison of penetration area of energetic warhead and inert warhead

3.5 含能戰(zhàn)斗部對燃油引燃效應分析

含能戰(zhàn)斗部對燃油的引燃效果如圖12 所示。由圖12 可以看出，前油箱內部燃油發(fā)生劇烈燃燒，形成強烈火焰，油箱外表面被明顯熏黑。前后兩油箱在試驗后均產生少量破孔，其中前油箱的正面和背面各有破孔1 個，后油箱正面破孔6-7 個，背面破孔4 個。這是由于戰(zhàn)斗部在侵靶過程中，高強高韌含能殼體發(fā)生破碎，形成含能金屬破片，對油箱形成了侵徹破孔。隨著戰(zhàn)斗部侵靶層數(shù)遞增，殼體破碎程度加劇，油箱被殼體破片擊中數(shù)量增加，破孔數(shù)量增多。在含能破片侵徹油箱的過程中，自身化學反應被進一步激發(fā)，釋放能量，對油箱內燃油形成縱火引燃。

由此可見，含能戰(zhàn)斗部在侵靶過程中可以形成含能破片二次殺傷元，對燃油類效應物靶標具有良好的縱火引燃效果。

圖12 含能戰(zhàn)斗部引燃油箱Fig.12 Energetic warhead ignites the fuel tank

4 結論

建立了全含能侵徹戰(zhàn)斗部毀傷威力表征試驗系統(tǒng)，通過多物理信息測試對全含能戰(zhàn)斗部侵徹擴孔、高溫高壓、縱火引燃等效應進行了系統(tǒng)全面表征，并揭示了其與惰性戰(zhàn)斗部的毀傷威力差異，主要研究成果如下：

（1）全含能戰(zhàn)斗部在侵徹多層鋼介質過程中能夠激發(fā)強烈爆燃反應，形成大范圍火球，16 kg 含能戰(zhàn)斗部侵徹5 層鋼靶板形成火光范圍超過6 m×10 m，持續(xù)時間約120 ms，火焰最高溫度約2100 ℃，相比于惰性戰(zhàn)斗部，溫度增益約1270 ℃。

（2）全含能戰(zhàn)斗部侵徹多層鋼介質能夠在一定范圍內形成超壓效應，相比于惰性戰(zhàn)斗部，16 kg 含能戰(zhàn)斗部在1.2 m 處的超壓增益約為0.16～0.5 MPa。

（3）全含能戰(zhàn)斗部侵徹多層鋼介質具有顯著的擴孔效應，相比于惰性戰(zhàn)斗部，16 kg 含能戰(zhàn)斗部對5 層鋼靶破孔面積的累計增益達到300%以上。

（4）全含能戰(zhàn)斗部在侵靶過程中可以形成含能破片二次殺傷元，對燃油類效應物靶標具有良好的縱火引燃效果。