王守仁，任曉鵬，楊 麗，張 銀，李 杰，付建平，陳智剛

(1.中北大學 機電工程學院， 太原 030051； 2.中北大學 地下目標毀傷技術(shù)國防重點學科實驗室， 太原 030051； 3.晉西工業(yè)集團有限責任公司， 太原 030000； 4.山西江陽化工有限公司， 太原 030051)

1 引言

巡飛彈作為一種將無人機技術(shù)和導彈技術(shù)相結(jié)合的新型武器彈藥，其戰(zhàn)斗部是對目標實現(xiàn)終點毀傷的核心部件，戰(zhàn)斗部毀傷效率決定著巡飛彈的作戰(zhàn)效能。為了更高效地利用戰(zhàn)斗部爆轟產(chǎn)生的能量，適應(yīng)日益復雜的戰(zhàn)場情況，近年來，針對復合毀傷戰(zhàn)斗部的研究逐漸增多。張俊等通過在聚能戰(zhàn)斗部周向裝填預(yù)制破片，提出了一種破甲/周向預(yù)制破片的復合戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)，并仿真分析了該結(jié)構(gòu)下EFP的成型性能與破片場的殺傷威力；李松楠、韓文斌等在張俊的研究基礎(chǔ)上，研究分析了起爆點位置、藥型罩錐角對破片飛散的影響；龔柏林等提出了一種能夠在中心區(qū)域形成EFP，外環(huán)為預(yù)制破片群的復合戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)；趙飛揚等設(shè)計了一種將預(yù)制破片與整體式多爆炸成型彈丸結(jié)合的組合式毀傷結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部，并對其成型過程進行數(shù)值模擬。但針對提高破甲戰(zhàn)斗部靶后殺傷威力的相關(guān)研究卻較少。

本文在某型破甲/周向破片多功能戰(zhàn)斗部的基礎(chǔ)上，為某型巡飛彈設(shè)計了一種新型破甲隨進殺傷戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)，以提高破甲戰(zhàn)斗部的靶后毀傷能力，并利用ANSYS/LS-DYNA有限元分析軟件研究隨進破片直徑、數(shù)量對隨進破片殺傷威力的影響，并通過試驗驗證了仿真結(jié)果的準確性。

2 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)及仿真模型建立

戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1所示，由戰(zhàn)斗部殼體、周向破片、傳爆藥、炸藥、藥形罩和隨進破片組成，藥形罩選用偏心球缺結(jié)構(gòu)。戰(zhàn)斗部主要參數(shù)有：裝藥直徑53 mm，裝藥高度63.6 mm，罩厚為1.5 mm，曲率半徑98.5 mm，殼體厚1.5 mm，周向破片直徑3 mm，并在藥形罩下邊緣粘附不同尺寸的隨進破片。靶板厚80 mm，炸高為120 mm。

利用TrueGrid軟件建立有限元模型，如圖2所示，所有單元均為8節(jié)點6面體實體單元。由于隨進破片沿軸線飛行的不確定性，因此選用全模型進行仿真計算。采用ALE算法，其中，炸藥、藥形罩及空氣為Euler網(wǎng)格，殼體、預(yù)制破片及靶板為Lagrange網(wǎng)格。為避免邊界效應(yīng)，空氣域外邊界設(shè)置為非反射邊界用以模仿無限空氣域。計算采用cm-g-μs單位制。

圖1 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 有限元模型示意圖

炸藥采用8701裝藥，用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和EOS_JWL狀態(tài)方程來描述，具體參數(shù)如表1所示。藥型罩采用紫銅，用MAT_JOHNSON_COOK本構(gòu)模型和EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程來描述，具體參數(shù)如表2所示。靶板采用45#鋼，破片為鎢合金材料，靶板和破片均用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型來描述，具體參數(shù)如表3所示?？諝饨橘|(zhì)采用MAT_NULL材料模型。

表1 8701裝藥模型參數(shù)

表2 紫銅模型參數(shù)

表3 鎢合金和45#鋼模型參數(shù)

3 結(jié)果分析

3.1 破甲隨進毀傷元的形成

以藥型罩下邊緣粘附12枚直徑2.6 mm的隨進破片為例，破甲隨進殺傷毀傷元成型過程如圖3所示，藥型罩在爆轟壓力作用下被壓垮，并在中心發(fā)生相互碰撞、擠壓，在 40 μs 時形成髙速射流侵徹體，頭部速度達到4 000 m/s，杵體部分速度為1 145 m/s；因在藥形罩下邊緣均勻粘附了球形隨進破片，爆轟波加載在藥形罩上的壓力存在差異，與球形破片接觸的藥形罩部分所受的爆轟壓力相對較小，最終形成與破片數(shù)對應(yīng)的尾裙；隨進破片在射流尾裙的包裹帶動下往靶后運動；射流在靶板上的開孔直徑為20.8 mm，出孔直徑為16.1 mm。

圖3 破甲隨進殺傷戰(zhàn)斗部射流成型過程示意圖

預(yù)制破片隨進靶板過程如圖4所示，破片在爆轟壓力、射流尾裙及射流杵體的復合作用下，在靶前完成一次匯聚，96 μs時破片與靶板漏斗坑(由射流尾裙撞擊靶板形成)摩擦減速并二次匯聚，最終在靶后形成一束高速、高密集度的破片群。

3.2 隨進破片對射流侵徹威力的影響

為進一步探究隨進破片對聚能射流侵徹能力的影響，本文在基準彈基礎(chǔ)上設(shè)計了5種方案，如表4所示。為對比隨進破片數(shù)量對射流侵徹威力的影響，方案Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ在藥型罩下邊緣分別粘附14、28、42枚直徑2.6 mm的隨進破片。方案Ⅳ、Ⅴ在方案Ⅰ基礎(chǔ)上破片數(shù)量不變，破片直徑增大至2.8 mm和3 mm，可以對比分析破片直徑對射流侵徹能力的影響。各方案對45#鋼的極限穿深情況與靶前射流能量變化情況如圖5所示。

圖4 軸向預(yù)制破片隨進靶板過程云圖

表4 各方案破片參數(shù)

圖5 射流侵徹能力隨破片參數(shù)變化曲線

由圖5可以看出，隨進破片數(shù)量相較于破片直徑，對聚能射流的極限穿深和靶前能量影響大，方案Ⅲ射流對45#鋼的極限穿深較基準彈降低了1.8%；隨進破片直徑對射流侵徹能力的影響較小，方案Ⅴ射流對45#鋼的極限穿深較基準彈降低了0.6%；這說明隨進破片對聚能射流侵徹能力的影響較小。

3.3 破片直徑對靶后殺傷威力的影響

隨進破片的直徑對毀傷威力有著重要影響，對于同一厚度的靶板，破片的直徑越大，穿透靶板所需的速度越小，但由于爆轟壓力給予預(yù)制破片的向軸向匯聚的分力有限，破片直徑過大，會導致匯聚作用不足，預(yù)制破片無法隨進至靶后，對靶后目標不能造成有效毀傷?；谏鲜鰡栴}，計算并分析直徑為2.6 mm、2.8 mm、3 mm的鎢破片在靶后的平均比動能，得出最優(yōu)直徑。

3種直徑破片的平均速度、比動能曲線分別如圖6、圖7所示，9～40 μs時3種破片在爆轟波的作用下進行加速運動；φ2.6 mm破片在40～85 μs時被射流尾裙包裹帶動繼續(xù)加速，85 μs時與靶板漏斗坑摩擦減速并二次匯聚；φ2.8 mm破片在40～112 μs時位于射流尾裙與杵體之間基本保持勻速運動，112 μs時破片與靶板漏斗坑摩擦減速并二次匯聚，135 μs時射流杵體與破片碰撞并帶動破片短暫加速；而φ3 mm破片因質(zhì)量較大在射流形成后一直位于杵體之后，并于119 μs時與靶板漏斗坑摩擦減速并二次匯聚，并在175 μs時速度趨于穩(wěn)定。

圖6 3種直徑破片平均速度隨時間變化曲線

圖7 3種直徑破片比動能隨時間變化曲線

260 μs時，φ2.6 mm、φ2.8 mm、φ3 mm破片靶后速度分別為843 m/s、694m/s、385m/s，φ2.6 mm破片速度比φ2.8 mm破片提高21.5%、比φ3 mm破片提高119%；φ2.6 mm、φ2.8 mm、φ3 mm破片平均比動能分別為1 087 J/cm、791 J/cm、261 J/cm，φ2.6 mm破片平均比動能比φ2.8 mm破片提高37.4%、比φ3 mm破片提高316.5%。由此可見，φ2.6 mm隨進破片較其他2種破片有更好的靶后殺傷威力。

3.4 破片數(shù)量對靶后殺傷威力的影響

戰(zhàn)斗部在對給定目標進行打擊時，除了要保證破片有足夠的比動能外，還需要充足的破片數(shù)來保證對目標關(guān)鍵位置的高命中毀傷概率。為研究隨進破片數(shù)量與其靶后殺傷威力之間的關(guān)系，仿真計算了不同數(shù)量隨進破片的靶后平均速度變化規(guī)律，其中方案A、B、C、D分別代表在藥型罩下邊緣粘附10、12、14、16個φ2.6 mm預(yù)制破片，結(jié)果如圖8所示。

圖8 各方案破片平均速度隨時間變化曲線

260 μs時，4種方案的平均速度分別為：869 m/s、844 m/s、790 m/s、680 m/s。比較4種方案的速度分布情況，可以看出，破片數(shù)目對隨進破片靶后速度的影響較大，隨著破片數(shù)量的增多，50～100 μs時射流尾裙對隨進破片速度的增益越來越弱，且在260 μs時破片靶后平均速度隨數(shù)量增加呈遞減趨勢。其中方案C最大破片速度為811 m/s，最小破片速度為744 m/s；而方案D破片在匯聚過程中，由于數(shù)量過多，導致其中2個破片匯聚不足，與靶板摩擦減速，靶后速度剩余149 m/s和236 m/s。

根據(jù)人體殺傷比動能標準，=160 J/cm，計算得φ2.6 mm鎢球破片對人體目標的有效殺傷速度最小值為324 m/s。由此可知，在藥型罩下邊緣放置14個φ2.6 mm破片與本文中藥形罩匹配較好，靶后有效破片數(shù)量多，在此基礎(chǔ)上增加隨進破片數(shù)量，會導致戰(zhàn)斗部靶后殺傷能力降低。

4 試驗

為驗證數(shù)值模擬的可靠性，進行了靜破甲試驗，場地布置如圖9所示，試驗戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如上文所述，戰(zhàn)斗部中心距地面高度300 mm，炸高120 mm，在鋼靶正后方600 mm處布置了800 mm×600 mm×25 mm的松木后效靶，方案1為基準戰(zhàn)斗部，無隨進破片，方案2戰(zhàn)斗部選用14個φ2.6 mm鎢球隨進破片。

圖9 試驗場地布置圖

試驗回收的鋼靶、后效靶如圖10～圖13所示。方案1戰(zhàn)斗部對45#鋼靶侵徹入口為21 mm，出口孔徑為16 mm，后效靶共有11個穿孔，其中大孔1個，小孔10個；方案2戰(zhàn)斗部對45#鋼靶侵徹入孔孔徑為20.3 mm，出孔孔徑為15.4 mm，對后效靶共造成22個穿孔，其中4個大孔，18個小孔。由試驗可以看出，隨進破片有效增強了破甲戰(zhàn)斗部的靶后殺傷威力，與數(shù)值仿真結(jié)果基本一致。

圖10 方案1回收鋼靶圖

圖11 方案2回收鋼靶圖

圖12 方案1回收后效靶圖

圖13 方案2回收后效靶圖

5 結(jié)論

通過數(shù)值模擬和試驗，可以得出如下結(jié)論：

1) 在藥型罩下邊緣放置球形破片，可在聚能射流成型的同時，形成可隨進至靶后且具有較高初速的破片群，增加了聚能戰(zhàn)斗部對靶后目標的毀傷威力；且隨進破片對聚能射流侵徹能力的影響較小。

2) φ2.6 mm隨進破片平均比動能比φ2.8 mm破片提高37.4%、比φ3 mm破片提高316.5%，具有更好的靶后殺傷威力；在藥型罩下邊緣粘附14個φ2.6 mm破片，靶后有效破片數(shù)多，與藥型罩結(jié)構(gòu)匹配性較好。

3) 試驗結(jié)果與仿真結(jié)果基本一致，證明了隨進破片對聚能戰(zhàn)斗部的軸向毀傷增強效應(yīng)。