一种组合药型罩聚能装药战斗部对含水复合结构毁伤的数值模拟及试验研究*

蒋文灿，程祥珍，梁 斌，聂 源，卢永刚

（1. 中国工程物理研究院总体工程研究所，四川 绵阳 621999；2. 中国人民解放军32391 部队，广东 广州 510515）

随着武器装备防护能力的提高，对战斗部毁伤能力的要求进一步提升。聚能装药是为提高武器系统的定向威力而广泛采用的一种方式，其结构主要由主装药、药型罩、外壳以及波形发生器等组成。通过起爆主装药产生爆轰波压垮药型罩形成高速金属射流，金属射流的速度可达到9 000 m/s 甚至更高。药型罩是聚能装药战斗部的核心部件，也是影响其毁伤威力的关键因素之一。通过设计不同的药型罩结构，可以获得不同形态和速度的侵彻体，如爆炸成形弹丸（速度1.5～3 km），杆式射流和射流（通常超过6 km/s，最高可达12 km/s）。

水介质对侵彻体能量具有明显的衰减作用，因此提高射流或射弹在水中的毁伤威力是提高水下聚能战斗部毁伤效应的关键。王海福等研究表明，杆式侵彻体径向尺寸适中，而且受拉伸会断裂形成多段侵彻体；前驱侵彻体可在水中形成较理想的空腔，在水中速度衰减最慢；偏心亚半球形罩可有效形成空腔随进效应。周方毅研究表明，球锥组合药型罩形成的侵彻体能够形成兼具锥形罩（金属射流）和球缺罩（翻转弹丸）两种药型罩的侵彻体特点，使成型侵彻体质量增大、速度加快，形成高速杆式射流，非常有利于破坏目标。在此研究基础上，周方毅等又提出一种双球缺组合药型罩，对于防护能力强的目标，双球缺组合药型罩比圆锥、球缺型组合药型罩破坏效果更好。张春辉等设计了一种球缺罩与偏心亚半球形罩组合聚能战斗部，并通过改变小药型罩材质，使复合材质的组合药型罩与传统杆式射流相比侵彻相同厚度的水介质与靶板后，剩余动能提升了28.59%。李兵等结合数值模拟和试验研究了半球形药型罩对双层圆柱壳结构的毁伤过程，结果表明水中聚能战斗部对双层圆柱壳结构的破坏载荷主要有金属射流、冲击波载荷及气泡载荷3 种，金属射流穿透力强，造成结构局部小尺寸破口，而冲击波载荷及气泡载荷作用面积大，引起结构大面积破口及塑性凹陷。王玉等对比分析了球缺罩聚能装药战斗部对水下单层潜艇靶板试验和数值模拟结果，发现射流头部距离和时间关系曲线、靶板变形扰度曲线、射流头部速度数值模拟计算与试验误差均在15%以内，在此基础上设计了圆锥+球缺组合药型罩和双球缺组合药型罩并展开数值模拟研究，研究结果表明双球缺组合药型罩质量分布均匀，射流形态好，有效射流转化率高。王长利等通过实验以及数值模拟，开展了防雷舱结构在聚能装药水下爆炸作用下的毁伤研究，探讨冲击波在多介质结构中的传播规律及其对结构的毁伤机理，药型罩采用了变壁厚紫铜材料。

目前虽然组合药型罩聚能装药战斗部对含水复合结构的毁伤已有报道，但组合药型罩聚能侵彻体的形成、侵彻体对水下多层靶标毁伤机理以及侵彻体与水介质的作用规律仍需进一步研究，且组合药型罩聚能装药战斗部对于含水复合结构毁伤试验研究的报道相对较少，因此本文拟设计一种组合药型罩聚能装药战斗部，结合数值模拟和试验对含水复合结构多层靶的毁伤性能进行研究。

1 数值模型

1.1 结构设计

根据报道，射流在水中由于过于拉伸，会造成射流分段且不连续，随进射流也会受到水干扰，而采用爆炸成形弹丸由于径向尺寸较大，与水接触面积较大能量衰减相比射流和杆式射流更快。因此，为了提高侵彻体的二次毁伤威力，采用偏心亚半球形罩和偏心亚半球缺罩形成组合药型罩。偏心亚半球形罩形成杆式射流，在侵彻体最前端侵彻水介质和靶板，为后续侵彻体提供瞬时空腔，偏心亚半球缺罩形成的侵彻体在空腔中低阻随进。

根据以上思路，设计了组合药型罩聚能装药战斗部，战斗部主要由3 部分组成，分别是壳体、主装药和药型罩（见图1(a)）。组合药型罩主要由大小药型罩构成，均采用紫铜材料，通过机加方式可形成连续结构。大药型罩采用偏心亚半球缺罩，小药型罩采用偏心亚半球形罩。主装药采用8 701 炸药，外壳采用铝材料。其中，小药型罩底部开口直径为20 mm，壁厚α 为3.6 mm（即0.18），偏心距δ 为6 mm（即0.3），炸高为175.4 mm（即8.77）；大药型罩的装药直径为122 mm，炸高为147 mm（即1.2），外径为68 mm（即0.56），内径为76 mm（即0.62），外径与内径偏心距为17.5mm（即0.14）；装药长径比/为1.13。

另外，为研究增加的小药型罩（即偏心亚半球形罩）对侵彻体形成过程以及侵彻体与水介质和靶板作用过程的影响，设计了只含大药型罩（即偏心亚半球缺罩，见图1(b)）的结构并进行了数值模拟。

图1 组合药型罩和偏心亚半球缺罩结构设计(单位：mm)Fig. 1 Structural design of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner (unit: mm)

1.2 数值模拟计算

1.2.1 计算模型

组合药型罩聚能战斗部对含水复合结构毁伤的数值模拟模型见图2，主要由战斗部、靶板、后效靶、水和空气组成。计算模型含有四层靶板，两层靶板的间距分别为172、119、172 mm，在第四层靶板后放置一层后效靶，与第四层靶板间隔100 mm。从第一层到后效靶的靶板厚度分别为28、12、12、28、14 mm。四层靶板置于水中，后效靶板置于空气中。战斗部直接与靶板贴合，通过主装药顶部起爆，靶板均采用45 钢。采用LS-DYNA 软件，计算模型采用二维轴对称结构，采用ALE 流固耦合算法，网格尺寸0.1 cm，单位制为cm-g-µs。其中壳体和靶板采用拉格朗日网格，主装药和药型罩采用欧拉网格，采用*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY 关键字对欧拉网格进行材料填充，材料模型及本构模型使用见表1。偏心亚半球缺罩毁伤过程的数值模拟与组合药型罩相同，区别只是药型罩的结构。

图2 组合药型罩聚能装药战斗部对含水复合结构作用的数值模拟计算模型(单位: mm)Fig. 2 Numerical simulation model of the shaped charge warhead of combined liner on water containing composite structure (unit: mm)

1.2.2 材料参数选取

炸药、药型罩、壳体、水、靶板采用的本构模型及状态方程见表1。药型罩采用STEINBERG 本构模型，STEINBERG 本构模型可用于模拟极高应变率下材料的变形，其参数选取参考文献[16]。

表1 材料本构模型及状态方程Table 1 Constitutive model and state equation of the materials

主装药采用8 701 炸药，其密度ρ=1.72 g/cm，爆速为8 425 m/s，=30.4 GPa，状态方程采用JWL方程：

2 组合药型罩聚能侵彻体穿靶过程数值模拟计算结果及分析

2.1 侵彻体形成过程

基于数值模拟计算结果，对组合药型罩形成侵彻体以及穿靶过程进行了分析。首先对比分析了偏心亚半球缺罩和组合药型罩形成聚能侵彻体并侵彻靶板过程。图3 为侵彻第1 层靶板时在爆轰波压垮作用下药型罩的侵彻体形成过程。分析发现，在20 µs 时，组合药型罩小药型罩的内壁轴线位置附近最先获得加速（图3(a)红色区域），在50 µs 时头部侵彻体发生了断裂，此时侵彻体头部到达第1 层靶板位置（图3 中未画第1 层靶板），大药型罩此时并未完全形成稳定的侵彻体构型。在80 µs 时，偏心亚半球缺罩形成了比较稳定的侵彻体构型并开始侵彻第1 层靶板（图3(b)）。此时组合药型罩中大药型罩的侵彻体构型也基本成型。

图3 80 µs 前组合药型罩和偏心亚半球缺罩的侵彻体形成过程Fig. 3 Formation processes of penetrators for combined liner and eccentric sub-hemispherical liner before the time of 80 µs

图4 和图5 分别为80 µs 时偏心亚半球缺罩和组合药型罩形成的侵彻体外形及速度分布以及在轴线位置侵彻体速度随位置分布。分析侵彻体形态（见表2）发现，组合药型罩与偏心亚半球缺罩的侵彻体主要区别为前端和尾端（图5 中的段和段），组合药型罩由于有小药型罩形成的杆式侵彻体在前端，因此整体更长（=1.64）。组合药型罩的段侵彻体头部已经到达靶板位置并处于侵彻靶板过程，若无靶板，组合药型罩形成的侵彻体会更长。由于小药型罩作用，组合药型罩侵彻体与偏心亚半球缺罩头部形状完全不同。通过对比偏心亚半球缺罩与组合药型罩外形尺寸以及轴线处的速度分布发现，组合药型罩段与偏心亚半球缺罩（段）外形尺寸非常接近，轴线处的速度分布也非常接近。组合药型罩中小药型罩产生了更多速度相对更高的侵彻体分布在侵彻体头部（段，80 µs 时头部最高速度3 267 m/s，在50 µs 时最高速度达到4 570 m/s，偏心亚半球缺罩80 µs 时头部最高速度3 005 m/s），同时也产生了一部分速度相比偏心亚半球缺罩速度更低的部分分布在尾部（段，80 µs 最低速度为674 m/s，组合药型罩杵体最低速度1 083 m/s）。组合药型罩头部出现速度急剧减小的情况（点以后），主要原因为在80 µs 时侵彻体头部与第1 层靶板发生作用，由于质量较小而导致侵彻过程头部侵彻体速度迅速减小。

表2 80 µs 时组合药型罩和偏心亚半球缺罩的外形尺寸统计Table 2 Statistics of overall dimensions of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner at 80 µs

图4 80 µs 时组合药型罩和偏心亚半球缺罩形成的侵彻体在对称轴线处速度随位置分布Fig. 4 The velocity distribution with position y of the penetrator formed by the combined liner and eccentric sub-hemispherical liner at the position of axis of symmetry (x=0) at the time of 80 µs

图5 80µs 时组合药型罩和偏心亚半球缺罩形成的侵彻体构型和速度分布Fig. 5 Configurations and velocity distributions of the penetrator formed by the combined liner and eccentric sub-hemispherical at the time of 80 µs

通过以上对比分析发现，在偏心亚半球缺药型罩基础上增加的小药型罩能够形成速度相对更高的细长杆式射流分布于侵彻体前端，使整个侵彻体更长，而增加的小药型罩并不会明显改变原有侵彻体的速度分布和侵彻体构型，且可以使侵彻体头部速度更高。因此通过设计不同的小药型罩结构，可以在不显著改变原有侵彻体构型和速度分布情况下，增加整个侵彻体的长度和头部速度并改变头部侵彻体形态。

2.2 侵彻体穿过靶板过程

2.2.1 水介质响应状态

设计组合药型罩的主要目的是希望在侵彻水介质过程中，小药型罩形成侵彻体能够在前端为后续侵彻体开辟空腔通路，通过对侵彻体形成过程分析发现，在偏心亚半球缺药型罩顶部设计小药型罩能够实现。尽管如此，随后的侵彻靶板和水介质会对形成的分段侵彻体形成较大干扰，影响其穿靶过程。因此有必要对侵彻体穿靶过程水介质的响应状态进行分析。

图6 为偏心亚半球缺罩和组合药型罩穿靶过程水介质的响应状态，其中和为射流的头部直径。分析结果发现组合药型罩和偏心亚半球缺罩在穿水过程中均能形成空腔随进效应。偏心亚半球缺罩在穿透第1 层靶板后，侵彻体头部达到第2 层靶板时，形成明显的空腔使后续侵彻体低阻随进，但侵彻体并没有断裂成多个部分，在215 µs 时形成的空腔尺寸与侵彻体杵体的径向尺寸之比为2.25（=90 mm，=40 mm），即最大空腔径向尺寸为侵彻体最大径向尺寸的2.25 倍，因此头部形成的较大空腔能够保证后续侵彻体在空腔中运动。在侵彻完成第2 层靶板并到达第3 层靶板时（345 µs），仍可观察到空腔随进效应，但形成的最大空腔径向尺寸变小（345 µs 时头部随进侵彻体所处的径向最大空腔尺寸为56 mm，侵彻体径向尺寸为50 mm），与后续侵彻体尺寸接近。在侵彻体第四层靶板时（550 µs），已不能观察到空腔随进现象，整个侵彻体已汇聚到一起。在穿透第4 层靶板后（810 µs），侵彻体头部径向尺寸超过轴向（长径比0.54），但最终侵彻体并未能穿透后效靶板（1 000 µs）。对组合药型罩的穿靶过程分析发现，在760 µs 时侵彻体已经完全穿透后效靶板。在155 µs 时头部的侵彻体已经到达第2 层靶板处，虽然侵彻体头部尺寸相对偏心亚半球缺罩头部尺寸更小，形成的空腔也相对更小（/=2），但能够观察到组合药型罩头部后面的侵彻体均处于空腔中。在400 µs 时侵彻体由于速度梯度较大出现了分段（图6(b)中P1 和P2 为断裂点），分析断裂P1 可以发现，头部侵彻体为后续侵彻体提供了非常理想的空腔环境，并在穿透完水介质后，头部侵彻体仍然可以为尾部侵彻体提前进行开孔。

图6 组合药型罩和偏心亚半球缺罩穿靶过程（其中灰色部分为水介质，黄色部分为主装药，白色为空腔，深绿色为侵彻体）Fig. 6 Penetration process of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner (the gray part is water medium,the yellow part is the main charge, white is cavity and dark green is penetrator)

王海福等认为，水介质的扩展速度不仅反映空腔径向尺寸效应，同时也表明侵彻体水中侵彻过程消耗能量的多少。因此本文将对比分析在不同水层（每个水层的中间位置，距离轴线）、同一位置点侵彻体附近的水介质扩展速度（图7 中v表示侵彻体头部侵彻不同水层时使水介质产生的最大径向扩展速度）。通过对比发现，三个水层偏心亚半球缺罩水介质的最高速度均明显高于组合药型罩，表明在侵彻过程中偏心亚半球缺罩水介质获得的径向速度相对更高，也即偏心亚半球缺罩侵彻体在穿水过程中损失的能量相对更多。

图7 在不同水层水介质的径向扩展速度Fig. 7 Variation curves of radial expansion velocity of water medium different water layers

通过对2 种药型罩形成的侵彻体穿靶过程分析发现，侵彻体头部形状将直接影响组合药型罩在水中的侵彻性能以及二次毁伤效果。通过在偏心亚半球缺药型罩顶部设计小药型罩，小药型罩能够在爆轰波压垮作用下形成细长杆式射流，并在侵彻水介质和靶板过程中，前端杆式射流为后续侵彻体形成空腔通路。尽管如此，由于水介质和靶板对侵彻体很强的速度衰减作用并不断消耗头部侵彻体质量，导致在穿靶完成后，侵彻体只能保留尾部杵体的速度。

2.2.2 侵彻体穿过靶板过程速度以及动能衰减

为了进一步理解2 种药型罩的穿靶过程，对2 种药型罩形成的侵彻体头部位置及速度随时间变化、侵彻体动能以及侵彻体长径比随时间变化进行了分析，如图8 所示。图8(a)中，曲线的斜率表征侵彻体头部速度的变化情况。分析发现，偏心亚半球缺罩头部侵彻体速度在穿靶过程中受到了较大的衰减，在1 000 µs 时，其斜率几乎为零，表明侵彻体并未能穿透后效靶板。而分析组合药型罩发现，在680 µs 点处左右斜率不相同（左边斜率α 小于右边斜率β），此时后效靶已完全穿透，可能原因为后端侵彻体与头部侵彻体汇聚导致速度突然增大，因此出现了头部侵彻体斜率突然增大的情况。分析图8(a)表明，对于穿靶过程，偏心亚半球缺罩侵彻体受到水的衰减作用更明显，通过对侵彻体动能随时间变化情况（图8(b)）分析也能得到相同的结论。

图8 侵彻体头部位置随时间变化曲线以及侵彻体动能随位置变化曲线Fig. 8 Position of the penetrator head varying with time and kinetic energy of penetrator varying with time

对侵彻体的头部速度随位置变化曲线进行分析（见图9），发现在穿透后效靶板后剩余速度为1 035 m/s，与杵体速度相近，说明在穿靶过程中速度梯度较大的侵彻体与杵体分离后在侵彻体前端不断被水介质和靶板消耗，速度衰减明显，虽然质量和速度均受到严重衰减，但杵体部分由于在空腔通道中低阻随进，因此在穿靶完成后，仍能保持（或接近）其最初的速度进一步完成毁伤作用，通过分析其构型发现（见图10），其径向尺寸L=24 mm，即0.2，轴向尺寸L=106 mm，长径比L/L=4.42。

图9 侵彻体头部速度随穿水深度变化Fig. 9 Variation of the head velocity of the penetrator with penetration depth

图10 组合药型罩侵彻体穿透所有靶板后侵彻体构型及速度分布Fig. 10 The configuration and velocity distribution of the penetrator after the combined shaped charge liner penetrator penetrates all targets

分析结果表明，水介质对2 种药型罩形成的侵彻体均有明显的速度衰减（偏心亚半球缺罩衰减了96%，组合药型罩速度衰减了80%）和动能衰减作用（偏心亚半球缺罩衰减了99%，组合药型罩速度衰减了92%），尽管对侵彻体的衰减作用很强，但由于组合药型罩其侵彻体头部有小药型罩形成的杆式射流开辟空腔通路，因此其速度和动能衰减趋势并没有球缺药型罩明显。研究结果表明，尽管穿靶过程水介质和靶板对侵彻体的有很强的衰减作用，通过将药型罩设计成组合结构，将前驱侵彻体设计成有利于穿水的杆式射流，可有效减弱水介质和靶板对侵彻体的衰减作用。

2.2.3 侵彻体对靶板毁伤机理分析

利用数值模拟结果研究了组合药型罩形成的侵彻体对靶板的毁伤机理。爆炸波在水中以压力波的形式传播，因此通过分析爆炸过程的压力波变化可对水中爆炸毁伤过程进行分析。

水中爆炸靶板可能受到侵彻体、爆炸冲击波、靶板应力波和气泡脉动等多种载荷的联合作用，通过对靶板表面的压力分析可以得出载荷对靶板的作用。第1 层靶板由于与战斗部直接连接，因此将受到多种载荷联合作用。分析侵彻第1 层靶板时在接近靶板表面炸高空腔（点）和水中（点）的压力发现（见图11），水中的峰值压力较空腔更早出现，且其峰值压力为673 MPa（85 µs），明显超过在炸高空腔中的靶板表面的峰值压力162 MPa（125 µs），表明爆炸形成的冲击波通过水介质传播并作用在第1 层靶面，这种作用相比沿空气传播并作用在靶板上更快强度更高，但不如侵彻体作用的速度（聚能侵彻体在50 µs达到靶板）。因此分析结果表明，对于侵彻第1 层靶板过程，首先爆炸形成的侵彻体高速冲击靶板，冲击产生的应力波在靶板中不断来回振荡并与冲击孔作用，这个过程会持续150 µs（即从侵彻体开始接触第1 层靶面到尾部完全穿透所用时间），在此过程中，爆炸产生的冲击波通过水介质传播到靶板表面并与之发生作用，然后这种作用也会通过应力波方式最终作用在冲击孔处。

图11 组合药型罩侵彻体侵彻第1 层靶板时靶板表面的空气炸高空腔Q1 点和水介质Q2 点压力随时间变化Fig. 11 The pressure at point Q1 and point Q2changes with time when the combined liner penetrates the first target in aqueous medium

为了进一步分析爆炸沿水中传播的压力波对第一层靶板的作用，计算了当战斗部外部介质为空气时在相同位置处的压力随时间变化（即用空气替换包围在战斗部外部的水介质），分析发现（见图12），两种环境下点处的峰值压力在接近（点在空气介质中峰值压力及其达到时间分别为175 MPa 和105 µs，在水介质中分别为162 MPa 和125 µs）。但在战斗部外部点处，水介质时峰值压力明显高于空气介质处的峰值压力（点在空气介质中峰值压力和到达时间分别为2.71 MPa 和120 µs，水介质中分别为673 MPa和85 µs），水介质下的峰值压力是空气介质下峰值压力的248 倍，表明第1 层靶板受到爆炸沿水介质传播冲击波的强烈作用。分析结果表明，当装药战斗部外部为水介质时，爆炸波一方面通过对药型罩的压垮形成金属侵彻体作用在靶板表面，也受到从水中传播过来的压力波作用，在两者共同作用下，导致了试验观察到的第1 层靶板的撕裂。

图12 更改外部水介质环境为空气后组合药型罩侵彻体在侵彻第一层靶板时P1 点和P2 点压力随时间变化Fig. 12 The pressure at point P1 and point P2 changes with time when the combined liner penetrates the first layer of target in air

试验结果表明，从第1 层靶到第4 层靶，受到毁伤程度逐渐减弱，表明侵彻体和冲击波对靶板作用强度被逐渐衰减，通过数值模拟方法可以计算出衰减的程度。分析在距离轴线40 mm 附近各层靶板面的峰值压力值发现（见图13），在40 mm 处爆炸产生的冲击波压力已经被衰减得非常小，最大不超过300 MPa，因此在距离40 mm 处冲击波压力已经很难使靶板破坏或发生塑性变形，且随着距离增加，靶板表面的峰值压力明显减小。以上分析结果表明，从第2 层靶开始，冲击波对结构作用已经不明显，主要是侵彻体对靶板的冲击作用以及靶板中应力波的作用。

图13 在偏离轴线40 mm 处各层靶板上表面的冲击波压力Fig. 13 Shock wave pressure on the surfaces of target 40 mm away from the axis

以上分析结果表明，第1 层靶在高速聚能侵彻体作用下冲击膨胀形成侵彻孔洞，并在孔洞附近形成压缩波向外传播，传播到靶板边缘反射成拉伸波，由于靶板径向尺寸相对较小，对孔洞形成拉伸效应明显，另一方面，由于距装药较近，爆炸形成的冲击波通过水介质传播到第1 层靶面孔洞处，对靶板孔洞同样具有膨胀作用，因此第1 层靶板将会受到侵彻体冲击作用和沿水介质传播的爆炸冲击波的联合作用。相较之下，第2 层靶收到的冲击波作用的效应不明显，因此随后几层处于水中的靶板的毁伤效果并没有第1 层强烈，随着水层厚度增加，水中的爆炸冲击波能量被逐渐衰减。

3 组合药型罩聚能装药战斗部试验验证

3.1 试验设计

数值模拟计算结果表明，组合药型罩可以形成理想的空腔随进效应，因此对设计的结构展开试验验证。图14 为设计的试验原理图，采用8 号雷管中心起爆传爆药，传爆药再起爆主装药，端面采用磁环将整个战斗部吸附在靶板表面中心位置。采用数值模拟的结构布局尺寸以及靶板材料进行布置，水箱整体尺寸为300 mm×300 mm×950 mm，后效靶尺寸300 mm×300 mm×15 mm。整个水箱充满水介质。

图14 组合药型罩聚能装药战斗部试验布置图Fig. 14 Experimental layout of shaped charge warhead with combined charge liner

3.2 试验结果

试验结果见图15，分析发现，四块靶板和后效靶均被完全穿透。第1 块靶板完全碎裂，虽然仅找到两块碎片，但可以根据碎片评估侵彻体破孔尺寸，第2 块和第3 块靶板出现比较规则的圆孔，但整个靶板并未碎裂。第2 块和第3 块靶板在穿孔附近都出现了裂纹，但整体并未碎裂，第2 块靶板比第3 块靶板最长裂纹更长。第4 块靶板上形成比较规则的圆孔，但孔附近并未出现裂纹，后效靶形成不规则圆孔，且靶板整体碎裂。结合数值模拟计算结果，表明第一层靶板受到了侵彻体的冲击作用以及爆炸冲击波联合作用，导致其沿对角线方向撕裂，而受到水介质对冲击波强烈的衰减作用，随后的第2 层、第3 层以及第四层靶板的冲击波的毁伤效果并不明显。

图15 组合药型罩聚能装药战斗部试验结果Fig. 15 The results of shaped charge warhead with combined charge liner

对靶板穿孔大小（入口孔径）进行了统计（见图16 和表3），分析结果发现，组合药型罩数值模拟计算结果与试验结果相符，最大偏差为14.6%。

图16 靶板穿孔尺寸测量结果Fig. 16 Measurement results on the target

表3 药型罩聚能装药穿孔尺寸数值模拟计算与试验结果对比Table 3 Comparison between numerical calculation and experimental results of perforation size

4 结 论

本文设计了一种组合药型罩结构并展开对含水复合结构的数值模拟研究，对组合药型罩形成侵彻体以及穿靶过程进行了分析，最后对设计的结构进行了试验验证，通过分析获得了以下结论。

(1) 设计了一种组合药型罩结构，在原有偏心亚半球缺药型罩结构的基础上，在外圆顶部轴线处设计偏心亚球缺罩，利用小药型罩在水下形成前驱杆式射流，辅助后续侵彻体在水中进行空腔随进运动，减弱水对后续侵彻体的作用。根据数值模拟结果表明设计的组合药型罩能形成理想空腔随进效果，对设计的组合药型罩展开试验验证，所有靶板均被完全穿透，靶板成孔尺寸数值模拟计算与试验结果符合较好，最大偏差不超过15%。

(2) 利用数值模拟方法对穿靶过程进行了分析，分析结果表明，在原有偏心亚半球缺罩基础上增加的小药型罩并不会明显影响原药型罩侵彻体的构型和速度，小药型罩在侵彻体头部形成细长的杆式射流，不仅增加了侵彻体总长，也增加了侵彻体头部的速度。通过对穿靶过程分析发现，侵彻体头部的形状将直接影响组合药型罩在水中的侵彻性能以及二次毁伤效果。通过将侵彻体头部设计成细长杆式射流，能形成理想的空腔随进效应。尽管如此，组合药型罩在完成水层的穿靶后，仅能保持其尾部杵体速度，水介质和靶板对侵彻体头部速度衰减作用非常明显。

(3) 通过数值模拟计算分析了组合药型罩穿靶机理。分析结果表明，第一层靶板不仅受到侵彻体高速冲击作用，还受到沿水传播的爆炸冲击波的强烈作用，而随着水层厚度增加，水中的爆炸冲击波能量被迅速衰减。对试验结果分析发现，由于第一层靶板受到了高速侵彻体冲击作用和爆炸冲击波联合作用，导致其沿对角线方向靶板的撕裂，而由于水介质对冲击波的衰减，导致其余靶板受爆炸冲击波作用并不明显。