沈楊梅，李偉兵，曹營軍，李軍寶，王曉鳴

（1. 南京理工大學(xué)智能彈藥技術(shù)國防重點實驗室，江蘇 南京 210094；2. 北京特種車輛研究所，北京 100081）

1 引言

復(fù)合裝藥是戰(zhàn)斗部實現(xiàn)可控毀傷的一種重要形式，國內(nèi)外學(xué)者已對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部開展了系列研究。如Arthur Spencer［1］設(shè)計了一種雙層裝藥結(jié)構(gòu)并開展了不同起爆方式下的靜爆試驗，發(fā)現(xiàn)采取外部起爆的方式能顯著提高戰(zhàn)斗部的爆轟能量與破片毀傷能力。Slyke 等［2］通過數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)內(nèi)外層復(fù)合裝藥的尺寸對軸線處爆速影響較大，當(dāng)外層裝藥厚度小于2 mm 時，中心線爆速基本不變。Kato 等［3］研究了加鎢粉的高密度炸藥和高爆速炸藥組成的復(fù)合裝藥結(jié)構(gòu)，發(fā)現(xiàn)復(fù)合裝藥爆速明顯提高，壓強提高了兩倍多。Manfred Held［4］采用狹縫掃描技術(shù)，研究了柱狀復(fù)合裝藥爆轟波傳播過程的疊加效應(yīng)，深入分析了復(fù)合裝藥的爆轟特性。丁剛等［5］研究了復(fù)合裝藥在偏心起爆條件下的爆轟波特性，發(fā)現(xiàn)爆轟波的匯聚能顯著提高內(nèi)層裝藥爆轟波的傳播速度。吳成等［6］通過對定向戰(zhàn)斗部復(fù)合裝藥爆轟的超壓區(qū)域及破片增益特性的機理分析，發(fā)現(xiàn)相比于現(xiàn)有單一裝藥的定向戰(zhàn)斗部，復(fù)合裝藥結(jié)構(gòu)的定向戰(zhàn)斗部在不降低破片速度的基礎(chǔ)上，可以明顯增加破片定向分布密度，而且在實驗數(shù)據(jù)上得到了驗證。Hong X W 等［7］通過仿真研究了同軸多層復(fù)合裝藥的沖擊波傳播特性?？梢姡壳搬槍?fù)合裝藥戰(zhàn)斗部的研究大多圍繞爆轟波的傳播與能量輸出展開，而對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計和參數(shù)影響研究見諸報道較少。

基于此，本研究針對不同起爆方式下的復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部進行仿真研究，首先比較分析了復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在中心單點和內(nèi)外同時兩種起爆方式下爆轟波傳播與殼體破碎過程，然后分別研究殼體壁厚與中心裝藥直徑對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部破片平均質(zhì)量、破片速度等參數(shù)的影響規(guī)律，最后進行了靜爆試驗驗證。

2 仿真模型與研究方案

2.1 計算模型及方案選取

所研究的復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部為多層環(huán)形嵌套式結(jié)構(gòu)，由內(nèi)至外分別為中心JH-2 炸藥、中間聚氨酯隔爆層、鈍黑鋁和45#鋼殼體。戰(zhàn)斗部高度為220 mm，裝藥高度為200 mm，外層裝藥直徑為95 mm，殼體壁厚分別為6、8、10、12 mm 和14 mm，共計5 種方案，研究殼體約束對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在不同起爆方式下破片形成特性的影響規(guī)律。中心高能裝藥結(jié)構(gòu)尺寸的改變是影響復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部威力的主要影響因素，因此設(shè)計了5 種中心裝藥直徑20、25、30、35 mm 和40 mm，分析中心裝藥直徑的影響規(guī)律。

采用AUTODYN-3D 軟件［7］對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部爆炸形成破片的過程進行數(shù)值仿真。計算時，各部分結(jié)構(gòu)皆采用拉格朗日算法［7］。由于戰(zhàn)斗部的幾何結(jié)構(gòu)具有對稱性，為節(jié)約計算時間，建立1/4 模型如圖1 所示，并在殼體外側(cè)每隔20 mm 設(shè)置一個動態(tài)Gauges 點，以追蹤不同位置處殼體在爆炸過程中的速度、位移等隨時間的變化情況。本工作研究復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在單點起爆和內(nèi)外同時起爆兩種方式下的破片特性，兩種起爆方式下起爆點位置見圖1，圖1 中JH-2 處紅點為單點起爆設(shè)置的起爆點，圖1 中JH-2 和鈍黑鋁（DHL）處五個紅點為內(nèi)外同時起爆設(shè)置的起爆點。

圖1 復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)圖（1/4 模型）Fig.1 Structure diagram of the warhead with a composite charge（1/4 model）

2.2 材料參數(shù)

由于戰(zhàn)斗部的起爆方式不同，裝藥的響應(yīng)也不同，故內(nèi)外層裝藥應(yīng)根據(jù)起爆方式設(shè)置不同的炸藥狀態(tài)方程模型參數(shù)，其中JH-2 均采用JWL 狀態(tài)方程，鈍黑鋁炸藥在中心單點起爆時采用點火增長反應(yīng)速率方程，在內(nèi)外同時起爆時采用JWL 狀態(tài)方程。中間層聚氨酯采用Shock 狀態(tài)方程描述，具體的炸藥模型參數(shù)及聚氨酯材料參數(shù)見表1～表4。殼體材料采用45#鋼，其材料模型采用Shock 狀態(tài)方程和Johnson-Cook 強度模型［12］，具體參數(shù)見表5。

表1 炸藥JWL 狀態(tài)方程參數(shù)［7］Table 1 Parameters of JWL equation of state for explosives

表2 炸藥未反應(yīng)JWL 狀態(tài)方程參數(shù)［7］Table 2 Parameters of unreacted JWL equation of state for explosives

表3 炸藥點火增長模型反應(yīng)速率方程參數(shù)［8］Table 3 Parameters of reaction rate equation of ignition and growth model for explosives

表4 聚氨酯狀態(tài)方程參數(shù)［9］Table 4 Parameters of equation of state for polyurethane

表5 45#鋼的材料參數(shù)［12］Table 5 Material parameters of 45# steel

JWL 狀態(tài)方程［10］形式描述如下：

其中，Γ為Gruneisen 系數(shù)；ρ0為初始密度，g·cm-3；μ=ρ ρ0- 1。

3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

3.1 不同起爆方式下爆轟波傳播與殼體破碎過程

為了研究不同起爆方式對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部形成破片特性的影響，對比分析了單點起爆與內(nèi)外同時起爆兩種起爆方式下爆轟波傳播及對殼體作用過程，獲得單點起爆與內(nèi)外同時起爆兩種起爆方式下復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部殼體膨脹、斷裂到形成破片的過程，見圖2 和圖3。

圖2 單點起爆下復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部爆轟波傳播及殼體破碎過程Fig.2 Propagation of detonation waves and shell breaking process of warheads with a composite charge under single-point initiation

圖3 內(nèi)外同時起爆下復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部爆轟波傳播及殼體破碎過程Fig.3 Propagation of detonation waves and shell breaking process of warheads with a composite charge under internal and external simultaneous initiation

從圖2 可以看出，中心單點起爆下，t=2 μs 時內(nèi)層炸藥形成的沖擊波以一定角度斜入射聚氨酯隔爆材料中，由于內(nèi)層炸藥和隔爆材料的波阻抗不同，沖擊波在界面處發(fā)生折射；t=13 μs 時外層裝藥中的沖擊波已形成穩(wěn)定爆轟波并以一定角度射入45#鋼柱殼內(nèi)，由于沖擊波在聚氨酯材料中發(fā)生折射，使沖擊波前沿作用于殼體的入射角減小，這加速了殼體變形初期的徑向膨脹速度；t=15 μs 時爆轟波在殼體內(nèi)發(fā)生反射；t=23 μs 時外層裝藥爆炸沖擊波出現(xiàn)匯聚現(xiàn)象；t=30 μs 時爆轟波和殼體充分作用，由于戰(zhàn)斗部的爆轟壓力急劇升高，外殼體在內(nèi)部炸藥爆轟壓力和爆轟產(chǎn)物的作用下開始發(fā)生變形，端蓋產(chǎn)生裂痕；在t=45 μs時，殼體的中下部位出現(xiàn)較大裂痕；在t=60 μs 時，爆轟波繼續(xù)傳播，裂痕在爆轟產(chǎn)物和內(nèi)部爆轟壓力的作用下繼續(xù)擴大；在t=100 μs 時，殼體發(fā)生大面積的破裂；在t=200 μs 時，整個戰(zhàn)斗部的殼體已經(jīng)全部解體，單點起爆下的破片就此形成。

從圖3 可以看出，內(nèi)外同時起爆下，t=2 μs 時外層裝藥中各形成的沖擊波前沿較早的作用在殼體，使靠近起爆端處殼體的膨脹變形時間提前，同時沖擊波折射射入聚氨酯材料；t=13 μs 時內(nèi)外層裝藥中的沖擊波已經(jīng)出現(xiàn)多處匯聚現(xiàn)象，比單點起爆早了約10 μs；t=15 μs時爆轟波繼續(xù)傳播，殼體發(fā)生明顯變形；t=23 μs時殼體內(nèi)觀察到稀疏波；t=30 μs 時沖擊波已傳遍殼體，殼體的中下部位出現(xiàn)較大裂痕，這比單點起爆下提早了約15 μs；在t=45 μs 時，殼體的各個部位都出現(xiàn)了裂痕；在t=60 μs 時，沖擊波繼續(xù)傳播，殼體發(fā)生大面積的破裂；在t=100 μs 時，殼體發(fā)生小部分解體；在t=200 μs 時，整個戰(zhàn)斗部的殼體已經(jīng)全部解體，內(nèi)外同時起爆下的破片就此形成。

3.2 殼體壁厚的影響

為了對比分析不同殼體壁厚下復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部的破片特性，需要選取合適的壁厚，殼體壁太薄了形成的破片比較少，太厚不容易形成破片。因此，選取破碎較為明顯的200 μs時刻殼體形態(tài)進行觀察，得到兩種起爆方式下，裝藥直徑不變，而戰(zhàn)斗部殼體壁厚為6～14 mm的破片毀傷元仿真結(jié)果如圖4 所示。

從圖4 可以看出，殼體壁越薄，殼體形成破片的數(shù)量越多，這主要是由于隨著壁厚的增加，殼體對復(fù)合裝藥的約束越來越強，導(dǎo)致其破碎程度也明顯減弱。此外，圖4 結(jié)果顯示，當(dāng)壁厚大于10 mm 時，形成的大質(zhì)量破片明顯增多。

圖4 兩種起爆方式下復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部破片飛散圖（t=200 μs）Fig.4 Dispersion of fragments from warheads with a composite charge under two initiation modes（t=200 μs）

為進一步分析不同殼體壁厚下破片破碎程度，以0.1 g 以上的破片作為研究對象，對不同起爆方式下的破片質(zhì)量和數(shù)量進行統(tǒng)計，計算單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下提高的數(shù)據(jù)，結(jié)果如圖5所示。

從圖5 可以得出，在相同的裝藥類型和殼體材料下，隨著殼體壁厚的增加，兩種起爆方式下的破片平均質(zhì)量皆呈現(xiàn)增長趨勢，且單點起爆下破片的平均質(zhì)量在壁厚大于10 mm 后急劇增加，由約4 g 增加至12 g左右，說明大于10 mm 的殼體破碎程度明顯降低；觀察單點起爆下破片平均質(zhì)量提高的數(shù)據(jù)可知，隨著殼體壁厚的增加，單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下提高的倍數(shù)越來越大，即復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在兩種起爆方式下的威力輸出差異越來越明顯。

圖5 不同殼體厚度下0.1 g 以上破片平均質(zhì)量變化Fig.5 Variation of average mass of fragments above 0.1 g with different shell thicknesses

根據(jù)仿真設(shè)置的動態(tài)Gauges 點，可以追蹤在不同起爆方式下殼體爆炸過程中的速度，計算單點起爆下破片速度占內(nèi)外同時起爆下的比例，見圖6。由圖6 可以看出，隨著殼體壁厚的增加，兩種起爆方式下的破片速度皆顯著降低。以單點起爆下的結(jié)果為例，當(dāng)壁厚由6 mm 增加至14 mm 時，破片速度由1500 m·s-1左右降低至1000 m·s-1以下，由此可見，殼體壁過厚可顯著降低破片的速度。觀察單點起爆下破片速度的占比可知，不同壁厚下，單點起爆下破片速度占比較為接近，為74.6%～80.5%。

3.3 中心裝藥直徑的影響

為進一步研究中心裝藥直徑對戰(zhàn)斗部破片輸出的影響，需要選取合適的尺寸，中心裝藥直徑過小，起爆時裝藥不完全爆轟，中心裝藥直徑過大，隔爆層隔爆效果差。因此選取殼體壁厚為10 mm，針對中心裝藥直徑分別為20，25，30，35 mm 和40 mm，相應(yīng)的隔爆層厚度分別為22.5，20，17.5，15 mm 和12.5 mm，其余尺寸保持不變的裝藥結(jié)構(gòu)開展研究。

同上節(jié)破片質(zhì)量和數(shù)量的統(tǒng)計方法一樣，這里不再贅述。在不同裝藥結(jié)構(gòu)下，計算單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下提高的數(shù)據(jù)如圖7 所示。從圖7 可以看出，在單點起爆下，隨著中心裝藥直徑的增加，0.1 g 以上破片平均質(zhì)量急劇下降，由約7.5 g 下降至3g 左右，破片毀傷元的平均質(zhì)量變化比較明顯，這主要是隔爆層的厚度在逐漸減小，隔爆效果逐漸減弱；而在內(nèi)外同時起爆下隨著中心裝藥直徑的增加，0.1 g 以上破片平均質(zhì)量變化不大，主要集中在3 g 左右波動，主要原因是內(nèi)外同時起爆，隔爆層的隔爆效果對它們影響不大，且外層裝藥量沒有變化，導(dǎo)致殼體破片的平均質(zhì)量波動相對較小。隨著中心裝藥直徑的增加，直徑40 mm 時單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下并沒有提高反而降低了，不能有效區(qū)分復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部的毀傷威力。當(dāng)中心裝藥直徑為20，25，30，35 mm 時，隨著中心裝藥直徑的減小，單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下提高的倍數(shù)越來越大，即復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在兩種起爆方式下的威力輸出差異越來越明顯。

圖7 不同中心裝藥直徑下0.1 g 以上破片平均質(zhì)量變化圖Fig.7 Variation of average mass of fragments above 0.1 g with different central charge diameters

根據(jù)仿真設(shè)置的動態(tài)Gauges 點，可以追蹤在不同起爆方式下殼體爆炸過程中的速度，計算單點起爆下破片速度占內(nèi)外同時起爆下的比例，結(jié)果見圖8。由圖8 可看出，隨著中心裝藥直徑的增加，兩種起爆方式下的破片速度皆緩慢上升。以單點起爆下的結(jié)果為例，當(dāng)中心裝藥直徑由20 mm 增加至40 mm 時，破片速度由1100 m·s-1左右上升至1300 m·s-1左右，由此可見，中心裝藥直徑的增加對破片的速度影響較小。觀察單點起爆下的破片速度的占比可知，不同中心裝藥直徑下，單點起爆下破片速度占比較為接近，為71.4%～75.6%。

圖8 不同裝藥直徑下破片速度變化Fig.8 Variation of fragment velocities with different central charge diameters

4 試驗驗證

4.1 試驗設(shè)計

對兩種起爆方式下，中心裝藥直徑為35 mm，殼體壁厚為10 mm 的復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部進行靜爆試驗［13］，獲得了平均破片質(zhì)量、破片速度、沖擊波超壓和鋼效應(yīng)靶穿孔數(shù)。試驗采用兩種起爆方式，分別為端面中心單點起爆和內(nèi)外同時起爆，中心單點起爆主要通過8#電雷管實現(xiàn)，內(nèi)外同時起爆主要由多點起爆網(wǎng)絡(luò)實現(xiàn)，多點起爆網(wǎng)絡(luò)由4 根長度相同的帶有擴爆裝置的導(dǎo)爆索組成。復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部豎直放置在高1 m 的支撐臺上，距離藥柱垂直投影中心2 m 處放置1 個壓電式壓力傳感器，傳感器型號為美國PCB 公司的113B21 型壓電式壓力傳感器，量程分別為50 psi 和100 psi，傳感器的諧振頻率300 kHz，靈敏度50～100 mV/（lb·in-2），采樣頻率為1 MHz，傳感器接收端面與地面平齊；距離藥柱垂直投影中心5 m 處放置了3 個鋼效應(yīng)靶，其外形尺寸為長2 m 寬1 m 厚3 mm；距離藥柱垂直投影中心1.5 m 和1.8 m 處分別放置了測速靶；另外彈體后面還放置了回收沙箱。試驗布局示意圖如圖9 所示，現(xiàn)場試驗圖如圖10 所示。

圖9 試驗布局示意圖Fig.9 Diagram of the test layout

圖10 現(xiàn)場試驗布局與戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)圖Fig.10 Test layout and diagram of warhead structure

4.2 試驗結(jié)果及分析

（1）破片平均質(zhì)量分析

兩種起爆方式下回收的破片分布情況如圖11 所示。從圖11 中可以看出，中心單點起爆方式下回收的小質(zhì)量破片明顯少于內(nèi)外同時起爆方式下的結(jié)果，而大質(zhì)量破片則多于內(nèi)外同時起爆；兩種起爆方式下回收到的破片主要集中在0～3 g，1 g 以下的破片數(shù)目差異明顯，這主要是由于內(nèi)外同時起爆方式下裝藥反應(yīng)較為完全，尤其是外層裝藥得到了充分反應(yīng)。

圖11 兩種起爆方式下回收破片情況Fig.11 The collection of fragments under two initiation modes

分析回收的破片，可知：單點起爆下破片的平均質(zhì)量為3.01 g，內(nèi)外同時起爆下破片的平均質(zhì)量為2.80 g。仿真中得到的單點起爆下破片的平均質(zhì)量為3.96 g，內(nèi)外同時起爆下破片的平均質(zhì)量為2.53 g，試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)相比，其相對誤差分別為24.0% 和10.7%。

（2）破片速度

采用測速靶對戰(zhàn)斗部破片的飛散速度進行測量，得到單點起爆下破片的速度為1185.5 m·s-1，內(nèi)外同時起爆下破片的速度為1506.5 m·s-1，復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部內(nèi)外同時起爆比單點起爆方式下，破片平均速度提高了27.1%。仿真中單點起爆下破片的速度為1230.0 m·s-1，內(nèi)外同時起爆下破片的速度為1630.0 m·s-1，試驗數(shù)據(jù)與仿真數(shù)據(jù)相比，其相對誤差分別為3.6%和7.6%，試驗結(jié)果和仿真計算結(jié)果較吻合。

（3）沖擊波超壓測量

沖擊波壓力測試使用了1 個引線式壁面型壓力傳感器，測得2 m 左右距離的沖擊波反射壓力，單點起爆下為296.0 kPa，內(nèi)外同時起爆下為388.9kPa，復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部內(nèi)外同時起爆比單點起爆方式，沖擊波超壓提高了31.4%。

（4）鋼效應(yīng)靶穿孔分析

統(tǒng)計鋼效應(yīng)靶的穿孔情況，如表6 所示。由表6可看出，中心單點起爆方式下鋼效應(yīng)靶穿孔數(shù)為28，而內(nèi)外同時起爆方式下鋼效應(yīng)靶穿孔數(shù)為39，復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部內(nèi)外同時起爆比單點起爆方式，驗證靶穿孔提高了39.3%。

表6 鋼效應(yīng)靶孔洞數(shù)目Table 6 Number of steel effect target holes

5 結(jié)論

研究了結(jié)構(gòu)參數(shù)對復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部破片特性的影響，利用AUTODYN-3D 有限元軟件仿真計算了不同的中心裝藥直徑和殼體壁厚的戰(zhàn)斗部，得到了破片特性的影響規(guī)律，并開展了戰(zhàn)斗部的靜爆試驗，獲得的主要結(jié)論如下：

（1）獲得了中心單點和內(nèi)外同時兩種起爆方式下不同殼體約束的復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部爆轟波傳播與殼體破碎過程，中心單點起爆下聚氨酯隔爆材料存在對中心裝藥爆轟波的折射現(xiàn)象，而內(nèi)外同時起爆下裝藥中產(chǎn)生了明顯的爆轟波匯聚現(xiàn)象。

（2）獲得了復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)參數(shù)對戰(zhàn)斗部破片平均質(zhì)量、速度等參數(shù)的影響規(guī)律，隨著殼體壁厚的增加或中心裝藥直徑的減小，單點起爆下破片平均質(zhì)量相對于內(nèi)外同時起爆下提高的倍數(shù)越來越大，戰(zhàn)斗部在兩種起爆方式下的威力輸出差異越來越明顯；而兩種起爆方式下的破片速度皆降低。

（3）獲得了復(fù)合裝藥戰(zhàn)斗部在中心單點和內(nèi)外同時兩種起爆方式下的靜爆測試試驗結(jié)果，其中內(nèi)外同時起爆相比單點起爆方式，破片平均速度提高了27.1%，沖擊波超壓提高了31.4%，驗證靶穿孔數(shù)提高了39.3%，試驗結(jié)果與仿真計算結(jié)果吻合較好。