鄧宇軒，張先鋒，劉 闖，劉均偉，李鵬程，盛 強(qiáng)，肖 川

（1.南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京 210094；2.北方工業(yè)集團(tuán)公司，北京 100053）

隨著高超聲速飛行器平臺氣動外形逐漸趨于異形化，內(nèi)部有效載荷空間也隨之發(fā)生結(jié)構(gòu)變化，采用適應(yīng)其載荷空間截面形狀的異形戰(zhàn)斗部能夠極大地提高載荷空間利用率和戰(zhàn)斗部威力。橢圓截面戰(zhàn)斗部作為一種典型的非旋轉(zhuǎn)對稱異形截面戰(zhàn)斗部，近年來已逐步成為研究熱點。目前關(guān)于橢圓截面戰(zhàn)斗部侵徹機(jī)理的研究已經(jīng)趨于成熟，研究發(fā)現(xiàn)，橢圓截面彈體侵徹過程中，彈靶響應(yīng)和破壞模式存在明顯的非對稱性[1-5]。然而，爆轟驅(qū)動下橢圓截面戰(zhàn)斗部殼體斷裂損傷響應(yīng)以及破片毀傷特性研究尚處于初步探索階段，亟待開展系統(tǒng)性研究。

目前，爆轟驅(qū)動下殼體斷裂損傷方面的研究主要集中于圓形截面戰(zhàn)斗部，這也為橢圓截面戰(zhàn)斗部的相關(guān)研究奠定了扎實的技術(shù)基礎(chǔ)。湯鐵鋼等[6]早期通過高速分幅照相技術(shù)獲得了45 鋼柱殼表面裂紋的產(chǎn)生、擴(kuò)展以及斷裂過程。胡海波等[7]發(fā)現(xiàn)圓柱殼體在較強(qiáng)的滑移爆轟加載下，金屬材料或呈現(xiàn)一種單旋剪切失穩(wěn)破壞模式，即戰(zhàn)斗部殼體上的眾多剪切滑移帶及斷口取向一致化。Hiroe 等[8]、Wang 等[9]和Botvina 等[10]開展了不同材料、殼體壁厚、裝藥直徑、殼體初始缺陷以及不同起爆方式下圓柱形殼體的膨脹斷裂試驗研究，發(fā)現(xiàn)初始缺陷對殼體斷裂的影響主要出現(xiàn)在低應(yīng)變率加載下，而在高應(yīng)變率下可以忽略不計，同時發(fā)現(xiàn)殼體材料僅影響柱殼斷裂半徑，而對最終形成破片速度無明顯影響。在此基礎(chǔ)上，Xu 等[11]設(shè)計了爆轟波調(diào)節(jié)裝置來控制爆轟波形，實現(xiàn)了對柱形殼體爆轟加載下的破片形狀控制，發(fā)現(xiàn)剪切斷裂在殼體破壞過程中占據(jù)主導(dǎo)地位。在爆轟驅(qū)動破片毀傷特性方面，經(jīng)典的Gurney 公式[12]被廣泛應(yīng)用于圓形截面戰(zhàn)斗部破片的速度評估，而后續(xù)學(xué)者們在此基礎(chǔ)上進(jìn)行了大量的修正和改進(jìn)工作，進(jìn)一步提高了該公式的適用范圍[13-16]。

針對異形截面戰(zhàn)斗部，Guo 等[17-19]基于試驗與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法獲得了D 形截面戰(zhàn)斗部在中心點起爆時底部多層預(yù)制破片的速度分布以及殼體厚度對破片速度的影響規(guī)律。此外，針對棱柱形戰(zhàn)斗部，部分學(xué)者開展了試驗與數(shù)值模擬研究，獲得了棱柱形戰(zhàn)斗部的破片速度分布及飛散特性，相較于圓形截面戰(zhàn)斗部，在不同起爆方式下，棱柱形戰(zhàn)斗部破片可實現(xiàn)破片聚焦和速度增益效果，大大提高了戰(zhàn)斗部的毀傷威力[20-23]。對于橢圓截面戰(zhàn)斗部，目前大部分研究主要通過數(shù)值模擬獲得橢圓截面戰(zhàn)斗部破片速度的徑向分布特性[24-27]。在試驗方面，Deng 等[27]開展了3 種不同裝藥和殼體質(zhì)量比的橢圓截面戰(zhàn)斗部爆炸驅(qū)動試驗，獲得了破片的徑向速度分布規(guī)律，提出了短軸破片受長軸殼體反射沖擊波的二次驅(qū)動加速模型。戴湘暉等[28]對橢圓截面變壁厚侵徹彈體爆炸火球特性以及破片毀傷特性進(jìn)行了分析，發(fā)現(xiàn)短軸方向破片相較于長軸方向具有更強(qiáng)的穿甲毀傷能力。

綜上所述，目前針對戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動下殼體斷裂機(jī)制及形成破片的毀傷威力研究主要集中于傳統(tǒng)圓形截面戰(zhàn)斗部，而針對橢圓截面戰(zhàn)斗部的研究主要依賴于數(shù)值模擬，且相關(guān)的試驗工作缺少系統(tǒng)對比，同時，對于橢圓截面戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動破片毀傷特性以及殼體斷裂損傷機(jī)理尚不明確。因此，本文中，擬通過設(shè)計5 種裝藥和殼體質(zhì)量相同而短長軸比不同的橢圓截面戰(zhàn)斗部并開展靜爆試驗，考察短長軸比對橢圓截面戰(zhàn)斗部破片速度和毀傷威力的影響規(guī)律，分析橢圓截面戰(zhàn)斗部不同位置殼體的斷裂損傷特性，以期為高超聲速武器的工程化設(shè)計和毀傷效應(yīng)評估提供支撐。

1 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)參數(shù)與試驗布局

1.1 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)

戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1 所示，戰(zhàn)斗部主體部分由裝藥、破片、端蓋及鑄藥模具4 部分組成。為統(tǒng)一表征戰(zhàn)斗部截面形狀，定義戰(zhàn)斗部裝藥半長軸長度為a，裝藥半短軸長度為b，短長軸比μ=b/a，戰(zhàn)斗部中心與殼體連線定義為方位角θ。為保證不同截面彈體試驗結(jié)果的可對比性，通過改變殼體厚度d保證每種截面戰(zhàn)斗部裝藥質(zhì)量C與殼體質(zhì)量M均保持一致，即裝藥與殼體質(zhì)量比β（即C/M）相同而短長軸比μ不同。

圖1 戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)Fig.1 Warhead structure

戰(zhàn)斗部殼體材料為45 鋼，為保證爆轟加載下橢圓截面戰(zhàn)斗部殼體斷裂形成破片的均勻性，同時考慮到加工及裝配經(jīng)濟(jì)性，戰(zhàn)斗部殼體通過多個破片環(huán)組成。加工時，先對整體橢圓殼體進(jìn)行縱向刻槽，刻槽寬度為0.3 mm，同時考慮到每種橢圓截面戰(zhàn)斗部殼體的厚度不盡相同，為盡可能地減小不同截面殼體斷裂耗能差異對試驗結(jié)果的影響，刻槽后保證殼體剩余連接厚度為1.5 mm，再對殼體進(jìn)行橫向切割，最終形成刻槽破片環(huán)。每個破片環(huán)厚度為4.3 mm，每種戰(zhàn)斗部殼體由20 個破片環(huán)沿軸向緊密堆疊排列，戰(zhàn)斗部整體長度為97.0 mm。戰(zhàn)斗部裝藥內(nèi)襯為聚醚醚酮（polyetheretherketone，PEEK）材料通過3D 打印形成，內(nèi)襯厚度1.5 mm；內(nèi)部主裝藥為B 炸藥，采用鑄裝炸藥以保證炸藥密度的均勻性，平均裝藥密度為1.60 g/cm3；兩端端蓋與殼體材料相同，均為45 鋼，端蓋厚度3.5 mm。為了更好地反映現(xiàn)實中殺傷武器作用過程，戰(zhàn)斗部起爆方式均采用端面單點中心起爆，戰(zhàn)斗部詳細(xì)參數(shù)列于表1 中。

表1 戰(zhàn)斗部參數(shù)Table 1 Parameters of warhead

1.2 試驗布局與測試

試驗時，以戰(zhàn)斗部截面中心為圓心，以橢圓截面戰(zhàn)斗部長軸方向為x軸，短軸方向為y軸。為消除爆炸時地面反射沖擊波對試驗結(jié)果的影響，戰(zhàn)斗部放置于距地面高1.3 m 處，載彈平臺高1.0 m，炸高筒高度0.27 m，使得彈體中心位置高度在1.3 m。

距離戰(zhàn)斗部中心2.0 m 處放置第1 層測速靶紙，第2 層測速靶與第1 層測速靶距離460 mm，在第一象限內(nèi)共設(shè)有6 組測速靶，每組間隔18°，從長軸至短軸方向編號分別為①～⑥。在第三象限內(nèi)距離戰(zhàn)斗部中心1.0 m 處放置扇形威力靶，威力靶為厚20 mm 的Q235 鋼板，共5 塊，從長軸至短軸方向編號分別為Ⅰ～Ⅴ。同時，分別在0°、36°和90°方位角處的測速靶后放置破片回收器（橡膠），以實現(xiàn)對破片的軟回收。試驗布局如圖2 所示。

2 試驗結(jié)果與討論

2.1 試驗結(jié)果

典型橢圓截面戰(zhàn)斗部（μ=0.55）與圓形截面戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動破片的作用過程如圖3 所示。圖中：O表示戰(zhàn)斗部中心位置，x軸與y軸分別對應(yīng)長軸和短軸，z軸為戰(zhàn)斗部軸向方向。圖中不同顏色的虛線框分別框選了不同方位角的軸向破片帶，具體方位角在圖中標(biāo)出。通過破片與Q235 鋼板碰撞時產(chǎn)生的火光來判斷破片撞擊時刻，從圖3(a)中可以看出，圓形截面戰(zhàn)斗部不同方位角破片幾乎同時與周向Q235 鋼板發(fā)生碰撞。圖3(b)給出了橢圓截面戰(zhàn)斗部破片的著靶過程，從圖中可以看出，橢圓截面戰(zhàn)斗部不同方位角破片與周向Q235 鋼板碰撞時間存在明顯差異。起爆后674 μs，短軸附近（θ=90°）破片首先發(fā)生碰撞，隨著方位角增大，破片依次著靶，至起爆后814 μs 時，長軸方向破片著靶。

油箱是自卸車液壓系統(tǒng)最主要的散熱方式，因此通過增加油箱的散熱表面積可以增加液壓系統(tǒng)的散熱量，降低油液溫度。根據(jù)油箱的具體尺寸，油箱表面可增加0.64m2的肋板(圖5)。在自卸車液壓系統(tǒng)的熱力學(xué)模型中等效為將油箱表面積增加0.64m2。

圖3 不同截面戰(zhàn)斗部破片飛散撞擊過程Fig.3 Different cross-sectional warhead fragments scattering impact process

不同短長軸比戰(zhàn)斗部軸向破片飛散過程如圖4 所示，由于視角與相機(jī)拍攝幀率限制，并不能對每發(fā)戰(zhàn)斗部起爆后的所有破片進(jìn)行描述，圖中僅針對每發(fā)戰(zhàn)斗部繪制一條典型軸向破片帶。受端面稀疏波影響，戰(zhàn)斗部軸向破片飛散呈現(xiàn)鼓形分布，且戰(zhàn)斗部殼體沿刻槽處發(fā)生斷裂，并未出現(xiàn)破片連塊現(xiàn)象。結(jié)合圖5 給出的每發(fā)戰(zhàn)斗部不同位置處回收的破片照片，破片整體結(jié)構(gòu)完好，未發(fā)生明顯變形，且不同方位角破片在宏觀上無明顯差異，進(jìn)一步表明本文中設(shè)計的堆疊刻槽破片環(huán)式殼體能夠有效地反映戰(zhàn)斗部破片威力場分布特性。

圖4 不同短長軸比戰(zhàn)斗部軸向破片飛散過程Fig.4 Axial fragment scattering process of warhead with different minor to major axis ratios

圖5 回收破片照片（μ=0.40）Fig.5 Photos of recycle fragments (μ=0.40)

綜上所述，在戰(zhàn)斗部徑向方向，圓形截面戰(zhàn)斗部與橢圓截面戰(zhàn)斗部在爆轟驅(qū)動下殼體破片飛散作用過程存在明顯差異，而在戰(zhàn)斗部軸向方向，截面形狀的影響較小。同時，由于截面形狀的不同，爆轟波與不同截面殼體作用過程存在明顯的時空差異性，將進(jìn)一步導(dǎo)致不同截面戰(zhàn)斗部殼體在爆轟驅(qū)動下的斷裂、損傷形式以及破片的毀傷威力存在差異。

2.2 爆轟驅(qū)動下橢圓截面戰(zhàn)斗部破片損傷及斷裂特性

為了進(jìn)一步分析橢圓截面戰(zhàn)斗部殼體不同位置的斷裂特性以及受爆轟驅(qū)動后的損傷特性差異，將回收破片表面劃分為4 個區(qū)域，分別是：內(nèi)表面，即與內(nèi)襯接觸的表面；斷裂面，即刻槽后連接處在爆轟驅(qū)動下發(fā)生斷裂的表面；刻槽面以及與空氣接觸的外表面。具體位置如圖6 所示。

圖6 破片表面區(qū)域劃分示意圖Fig.6 Schematic diagram of fragment surface area division

試驗后，對回收破片斷裂面和內(nèi)表面進(jìn)行細(xì)觀觀測，結(jié)果如圖7 所示。由于破片在侵徹橡膠板時破片表面會粘連部分橡膠物質(zhì)，圖像中的堆積物質(zhì)即為橡膠殘留。同時為了獲得更清晰的形貌照片，拍攝時對觀測面進(jìn)行噴金處理，因此圖中破片呈現(xiàn)金黃色。從圖中可以看出，不同短長軸比的戰(zhàn)斗部不同位置破片斷裂面微觀形貌無明顯差異，主要是由于試驗彈體殼體刻槽后剩余連接厚度僅為1.5 mm，連接強(qiáng)度較低，在爆轟波到達(dá)時殼體迅速膨脹，瞬間即發(fā)生斷裂，并不能像自然破片戰(zhàn)斗部殼體膨脹到原始半徑的約1.3 倍，且存在拉剪混合斷裂特征[8]。因此，即使橢圓截面戰(zhàn)斗部不同位置殼體受爆轟驅(qū)動作用差異較大，但殼體連接處均為剪切斷裂，并無明顯差異。此外，當(dāng)短長軸比為0.40 和0.55 時，靠近長軸方向的破片內(nèi)表面均出現(xiàn)了明顯的拉伸裂紋，而靠近短軸附近的破片并未出現(xiàn)該現(xiàn)象。同時，隨著短長軸比的增大，戰(zhàn)斗部短軸和長軸方向破片內(nèi)表面形貌差異逐漸減小。

圖7 爆轟驅(qū)動后不同短長軸比戰(zhàn)斗部不同位置回收破片的細(xì)觀照片F(xiàn)ig.7 Mesoscopic photos of fragments at different positions of warhead with different minor to major axis ratios

圖8 分別展示了圓形截面和橢圓截面戰(zhàn)斗部內(nèi)部裝藥爆轟驅(qū)動破片的損傷作用過程，圖中黃色柱條為等效驅(qū)動破片微元裝藥。可以看出，圓形截面裝藥在中心點起爆時，爆轟波同時垂直入射周向殼體，不同方位破片均受散心爆轟作用，殼體內(nèi)部為徑向壓應(yīng)力；橢圓截面戰(zhàn)斗部爆轟波在短軸方向與殼體作用與圓形截面相似，短軸方向殼體受到散心爆轟為主導(dǎo)的驅(qū)動作用，殼體在徑向膨脹過程中主要承受徑向壓應(yīng)力而環(huán)向拉應(yīng)力較小，因而短軸方向破片內(nèi)表面并未出現(xiàn)拉伸裂紋。而在長軸方向，爆轟波與殼體作用存在很大的入射角，此時可將爆轟波驅(qū)動過程分為散心爆轟和滑移爆轟兩者的共同作用[29]，圖中，F(xiàn)n_a和Fτ_a分別為長軸處殼體受到的散心爆轟驅(qū)動徑向力和滑移爆轟驅(qū)動的法向力，F(xiàn)n_b為短軸處殼體在散心爆轟作用下受到的徑向力。徑向力使得殼體受壓，而殼體在法向力作用下產(chǎn)生較大的環(huán)向拉應(yīng)力，進(jìn)一步導(dǎo)致長軸方向破片在膨脹過程中拉伸裂紋的產(chǎn)生。同時，隨著μ增大，長軸附近曲率半徑逐漸增大，爆轟驅(qū)動逐漸演變?yōu)樯⑿谋Z，因此，當(dāng)μ達(dá)到0.70 之后，殼體內(nèi)表面并未出現(xiàn)裂紋損傷。

圖8 爆轟驅(qū)動破片損傷過程示意圖Fig.8 Schematic diagram of detonation driven fragment damage process

2.3 橢圓截面戰(zhàn)斗部破片徑向速度分布特性

為獲得橢圓截面戰(zhàn)斗部周向速度分布特性，試驗時，從橢圓截面戰(zhàn)斗部的長軸至短軸方向每間隔18°設(shè)置一組測速靶，共6 組。通過Q235 鋼靶與戰(zhàn)斗部的相對位置關(guān)系，可以獲得戰(zhàn)斗部軸向破片列的飛散角度，即可以確定每組測速靶測得破片速度相對應(yīng)的方位角，處理過程如圖9 所示。圖9(a)給出了試驗后Q235 鋼板上的破片著靶情況，結(jié)合戰(zhàn)斗部與Q235 鋼板的相對位置關(guān)系，同時用每列破片著靶后破片坑沿軸向投影寬度的中點描述戰(zhàn)斗部軸向每列破片的著靶位置，因此可進(jìn)一步確定戰(zhàn)斗部不同方位角破片的飛散方向，如圖9(b)所示。進(jìn)一步根據(jù)所確定的破片飛散軌跡同時結(jié)合測速靶與戰(zhàn)斗部相對位置關(guān)系可以確定破片著靶情況，如圖9(c)所示。圖中紅色虛線為可以擊穿2 層測速靶紙的破片飛散方向，藍(lán)色虛線為只能擊穿第1 層測速靶紙但并不能觸發(fā)第2 層測速靶紙的破片飛散方向，黑色虛線為不能觸發(fā)第1 層測速靶紙的破片飛散方向，即紅色虛線對應(yīng)的破片能夠通過測速靶紙進(jìn)行有效測速，而藍(lán)色和黑色虛線對應(yīng)的破片不能通過測速靶紙對其進(jìn)行有效測速。圖9(d)為圖9(c)的中心局部放大圖像，并給出了能夠有效測速的測速靶所測破片的位置關(guān)系。最終確定了每發(fā)試驗中能夠有效測速破片的方位角和對應(yīng)的測速靶編號，處理結(jié)果列于表2 中。表中：“-”表示無破片上靶，雙破片穿過同一靶時取大方位角破片作為最終測速結(jié)果。

表2 戰(zhàn)斗部破片方位角與測速度對應(yīng)關(guān)系的處理結(jié)果Table 2 Relationship between azimuthal angle of the fragment impacting the velocity-measuring target

圖9 測速靶與橢圓截面戰(zhàn)斗部破片位置對應(yīng)關(guān)系處理過程Fig.9 Corresponding relationship between velocity-measuring target and fragment position of elliptical section warhead

根據(jù)上述處理結(jié)果，將每發(fā)試驗中每組測速靶測得結(jié)果列于表3 中，并在前述處理有效靶的基礎(chǔ)上去除了無效參數(shù)，這些無效參數(shù)主要是由于戰(zhàn)斗部殼體在爆轟驅(qū)動斷裂過程中產(chǎn)生了高速小破片，導(dǎo)致測速靶提前觸發(fā)。測試中采用“通啟通?！鲍@得破片在2 層測速靶紙中的飛行時間間隔Δt，同時由于測速靶距離戰(zhàn)斗部較近，因此忽略破片在著靶前的速度衰減，計算獲得的破片速度v即認(rèn)為是戰(zhàn)斗部破片的初速。

表3 測速靶測試結(jié)果與破片速度Table 3 Velocity-measuring target test results and fragment velocity

圖10 不同短長軸比戰(zhàn)斗部破片速度分布擬合結(jié)果Fig.10 Fragment velocity and fitting results of warhead with different minor to major axis ratios

為了進(jìn)一步量化不同截面戰(zhàn)斗部對破片徑向速度分布的增益效果，對其進(jìn)行無量綱處理，即認(rèn)為當(dāng)θ＞ζ 時為增益角θen，故θen=90°-ζ，無量綱因子寫為θen/90°，處理結(jié)果如圖11 所示。從圖中可以看出，隨著短長軸比的增大，破片增益范圍逐漸減小，在短長軸比為0.40 時，增益范圍達(dá)到83%。此外，短長軸速度差值隨短長軸比增大呈線性減小，最大速度差值達(dá)400 m/s。

圖11 破片速度增益及短長軸速度差值Fig.11 Gain of fragment velocity and the difference of minor and major axis velocity

2.4 橢圓截面戰(zhàn)斗部破片侵徹Q235 鋼板毀傷特性

2.4.1 數(shù)據(jù)處理方法

在獲得橢圓截面戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動下殼體斷裂過程以及破片徑向速度分布特性的基礎(chǔ)上，為了進(jìn)一步獲得橢圓截面戰(zhàn)斗部破片對Q235 鋼板的毀傷特性，將鋼板上的開坑形狀等效為球缺體，通過圖像處理軟件獲得開坑直徑D，再通過測量每個破片坑到靶板表面的距離，獲得開坑深度H，進(jìn)而計算得到每個破片坑的體積V，處理過程如圖12 所示。

圖13(a)給出了試驗后Q235 鋼板的毀傷照片，試驗后將鋼板整齊緊密排列，以長軸方向鋼板上邊緣中心O為坐標(biāo)原點，根據(jù)戰(zhàn)斗部與靶板的相對位置關(guān)系，確定靶板上每列破片所對應(yīng)的方位角，將水平方向設(shè)為橫軸θ，豎直方向為縱軸y，建立坐標(biāo)系如圖13(b)所示。在該坐標(biāo)系下對橢圓截面戰(zhàn)斗部破片侵徹Q235 鋼板的開坑直徑、開坑深度以及開坑體積進(jìn)行量化表征，進(jìn)一步獲得橢圓截面戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動作用下破片對Q235 鋼板的毀傷規(guī)律。

圖13 破片開坑坐標(biāo)系建立過程Fig.13 Establishment process of fragment pit coordinate system

設(shè)計戰(zhàn)斗部時，通過改變殼體厚度來保證戰(zhàn)斗部殼體質(zhì)量相同，且在刻槽時，為了保證破片數(shù)量的軸對稱性，單個破片的周向長度也不相同，因此，不同截面的戰(zhàn)斗部在爆轟驅(qū)動作用下沿刻槽處斷裂形成的破片質(zhì)量存在明顯差異，單個破片的設(shè)計質(zhì)量如表4 所示。在分析不同截面戰(zhàn)斗部的徑向開坑特性時，不同截面戰(zhàn)斗部之間不進(jìn)行縱向?qū)Ρ?，僅關(guān)注相同短長軸比戰(zhàn)斗部由短軸至長軸和軸向的開坑變化規(guī)律。

表4 破片設(shè)計參數(shù)Table 4 Fragment design parameters

2.4.2 破片侵徹毀傷特性分析

爆轟驅(qū)動下不同短長軸比戰(zhàn)斗部破片對Q235 鋼板的侵徹開坑體積的變化規(guī)律如圖14 所示。由于開坑直徑與開坑深度變化規(guī)律基本一致，因此本文中通過最終開坑體積結(jié)果對靶板毀傷進(jìn)行定量描述。從圖14(a)～(e)可以看出，在戰(zhàn)斗部的軸向方向，由于受到端面稀疏波[13]的影響，破片的開坑體積由起爆端至非起爆端均呈現(xiàn)先增大后減小的變化趨勢。在戰(zhàn)斗部的徑向方向，破片的整體開坑深度由長軸至短軸方向逐漸增大，且增大速率隨μ的增大逐漸減小，直至μ=1.00，即圓形截面戰(zhàn)斗部時，徑向開坑深度趨于一致。為了更直觀地呈現(xiàn)上述現(xiàn)象，對戰(zhàn)斗部破片徑向開坑深度平均化處理，結(jié)果如圖14(f)所示。圖14(f)中，戰(zhàn)斗部徑向開坑平均值的變化規(guī)律與戰(zhàn)斗部速度的變化規(guī)律基本一致。

圖14 不同短長軸比戰(zhàn)斗部破片開坑體積變化規(guī)律Fig.14 Variation law of crater volume of warhead fragment with different minor to major axis ratios

點起爆作用時，起爆端爆轟波增長演化過程受稀疏波影響較大，而在非起爆端，爆轟波已經(jīng)進(jìn)入穩(wěn)定傳播階段，因此非起爆端稀疏波影響范圍較小[30]，稀疏波作用過程如圖15 所示。因此，由起爆端至非起爆端，開坑體積上升段的增長速率明顯小于下降段，且最大開坑體積，即最高軸向破片速度出現(xiàn)在距離非起爆端1/4 處。

圖15 端面點起爆后爆轟波與稀疏波的作用過程Fig.15 Interaction process of detonation wave and rarefaction wave under end-face point initiation

圖16 給出了不同短長軸比戰(zhàn)斗部短軸和長軸方向破片開坑體積的差異。從圖中可以看出，隨著μ增大，短長軸方向破片對Q235 靶板毀傷威力的差異逐漸減??；當(dāng)μ=0.40 時，短軸方向破片毀傷威力是長軸方向的1.83 倍，而當(dāng)μ=1.00 時，為圓形截面戰(zhàn)斗部，短長軸方向毀傷威力基本相同。

圖16 不同短長軸比戰(zhàn)斗部短長軸方向破片開坑體積的差異Fig.16 Difference of crater volumes of fragments in the minor and major axis directions of warheads with different minor to major axis ratios

3 結(jié) 論

開展了相同裝藥和殼體質(zhì)量、不同短長軸比的橢圓截面戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動破片毀傷特性試驗，分析了不同位置殼體在爆轟驅(qū)動下的斷裂及損傷特性，獲得了短長軸比對橢圓截面戰(zhàn)斗部破片速度及對典型靶板毀傷的影響規(guī)律，得到以下主要結(jié)論。

(1) 刻槽破片環(huán)堆疊殼體能夠有效實現(xiàn)對破片的控制。當(dāng)橢圓截面戰(zhàn)斗部短長軸比較小時，在短軸方向，散心爆轟占據(jù)主導(dǎo)地位，殼體主要受徑向壓應(yīng)力作用，未出現(xiàn)損傷裂紋；而靠近長軸方向的破片受到散心爆轟和滑移爆轟的共同作用，殼體主要受環(huán)向拉應(yīng)力作用，導(dǎo)致殼體內(nèi)表面出現(xiàn)拉伸裂紋。

(2) 橢圓截面戰(zhàn)斗部徑向破片速度由長軸至短軸方向呈對數(shù)趨勢增長，且隨短長軸比增大，短軸方向破片速度逐漸降低，長軸方向破片速度逐漸升高。同時，短軸和長軸方向破片速度的差值隨短長軸比增大呈線性趨勢減小；此外，橢圓截面戰(zhàn)斗部存在明顯的速度增益區(qū)域，增益范圍隨短長軸比增大逐漸減小，當(dāng)短長軸比為0.40 時，增益區(qū)域達(dá)到83%，且此時短軸與長軸方向破片的速度差達(dá)到400 m/s。

(3) 戰(zhàn)斗部軸向破片加速過程由于受到端面稀疏波的影響，對靶板毀傷呈現(xiàn)先緩慢增大后快速減小的變化趨勢，最大毀傷威力位置出現(xiàn)在距離非起爆端1/4 處；橢圓截面戰(zhàn)斗部短軸方向破片的毀傷威力明顯大于長軸方向，當(dāng)μ=0.40 時，短軸破片的毀傷威力是長軸方向的1.83 倍，差異程度隨短長軸比增大而逐漸減小。