药型罩参数对多功能战斗部威力性能影响研究

2023-01-06石家政王在成姜春兰

兵器装备工程学报 2022年12期

石家政，王在成，毛亮，姜春兰，胡榕

(北京理工大学爆炸科学与技术国家重点实验室，北京 100081)

1 引言

在现代化战争中，地面防空导弹是对付空中目标的主要武器，防空导弹对空中打击力量造成致命威胁，利用新型多功能子母弹打击和封锁敌方防空导弹阵地是获得空袭打击走廊的有效技术途径。传统的杀伤爆破弹药不能满足现代战场环境下高效毁伤多种目标的需求。新型反阵地多功能子母弹采用2级串联战斗部结构，前级战斗部为具有聚能侵彻、杀伤和爆破复合毁伤效应的多功能战斗部，在为后级随进战斗部提供预侵彻孔道的同时，利用多种毁伤元，对阵地上的导弹发射车、雷达车和有生力量等多目标实现有效毁伤。研究战斗部装药、主要结构参数等因素，对多功能战斗部毁伤威力的影响及新型串联弹药的设计具有重要参考价值。

为满足现代战场环境毁伤目标多样化的需求，优化多功能战斗部设计，国内学者进行了大量的研究，张俊等[1]在聚能装药周向增加钨球预制破片，通过数值仿真研究了破甲杀伤复合战斗部结构参数对毁伤元成型的影响规律；王利侠等[2]在单兵破甲弹基础上增加半预制壳体和薄型波形控制器，增加了破甲弹的杀伤功能；李兴隆等[3]研究了破甲杀伤复合战斗部装填系数对战斗部破甲杀伤威力的影响；徐文旭等[4]开展了多功能导弹战斗部对武装直升机的终点毁伤建模及仿真研究；沙兆军等[5]建立了多功能子母弹对巡航导弹的毁伤评估模型；韩文斌等[6]对无人机平台上搭载的小长径比多功能战斗部进行数值模拟和试验研究，得出药型罩锥角对破片飞散的影响规律；周唯潇等[7]研究起爆方式对复合战斗部形成的聚能侵彻体、自然破片和预制破片等3种毁伤元成型及性能的影响；袁志华等[8]针对空中悬浮雷弹战斗部进行研究，得到战斗部结构参数对EFP成型效果的影响。目前，针对战斗部结构参数和起爆方式对战斗部毁伤威力的影响，研究人员开展了大量研究，而药型罩结构及参数也是影响战斗部聚能、杀伤和爆破威力的重要因素。本文针对新型多功能子母弹应用需求，研究球缺形药型罩参数对前级多功能战斗部威力性能的影响。

2 战斗部结构、理论分析与仿真模型

2.1 战斗部结构

多功能战斗部主要由装药、铝制药型罩、钨合金预制破片、壳体和挡环等构成，多功能战斗部直径为150 mm、长径比为1，其结构如图1所示。防空导弹阵地，其场坪为混凝土在夯实土壤上浇筑而成，其中混凝土厚度为100 mm。针对混凝土/土壤复合介质，战斗部应用球缺形药型罩，具有侵彻深度适中、对炸高适用范围较大等优点，保持装药高度、直径和药型罩壁厚不变，利用球缺角概念定义球缺形药型罩的结构参数，即药型罩外表面圆心与口部边缘同一直径上两端点连线之间的夹角，当球缺角增加，罩顶高度增加，曲率半径减小，药型罩质量增加；钨球预制破片采用单层交错排列的结构布局；战斗部装药为8701炸药，采用装药端面单点起爆方式。不同设计方案的战斗部结构参数如表1所示。

表1 多功能战斗部方案结构参数

α-药型罩球缺角；R1-药型罩外曲率半径；R2-药型罩内曲率半径；α′-增大后药型罩球缺角；R1′-增大球缺角后药型罩外曲率半径；R2′-增大球缺角后药型罩内曲率半径

2.2 理论分析

多功能战斗部装药起爆后，炸药爆轰所释放的能量一部分转换为预制破片和壳体的动能，另一部分驱动药型罩形成聚能侵彻体。本文多功能战斗部有效装药结构如图2所示。其中y1是装药底端和壳体的角平分线，对于球缺形药型罩端装药，以药型罩外表面圆心为起点，作药型罩外曲率半径延长线，延长线上存在一点P，使该点距药型罩外表面和壳体内表面距离相等，y2即是该点在不同位置的连线。驱动装药端面壳体、药型罩、周向预制破片和周向壳体的有效装药分别为Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ三部分装药。

图2 几何法划分有效装药结构示意图Fig.2 The effective charge divided by geometric method

多功能战斗部采用单点起爆的方式，爆轰波在装药内以球面波的形式传播。当药型罩球缺角增加时，如图2所示，即球缺角从α增加为α′，药型罩外曲率半径从R1减小为R1′，y2的位置也会随之改变。战斗部总装药量和各部分装药量变化如图3所示，药型罩球缺角从120°增加到160°，战斗部总装药量从2.41 kg减小到2.16 kg；Ⅰ区有效装药量从0.44 kg减小为0.43 kg；Ⅱ区有效装药量从0.5 kg增加到0.51 kg；Ⅲ区有效装药量从1.47 kg降低到1.22 kg。

图3 总装药量及各部分有效装药量变化曲线Fig.3 Change of total charge and effective charge of each part

将球缺形药型罩划分为无数个微元，假设爆轰波在装药内传播速度为D，药型罩微元被爆轰波瞬时驱动，沿药型罩外表面法线方向运动，且在压合之前各药型罩微元之间不相互影响，药型罩微元受到爆轰波的作用如图4所示。

图4 爆轰波作用于药型罩微元示意图Fig.4 The detonation wave acting on the liner element

当爆轰波阵面作用于药型罩微元时，药型罩微元受到的爆轰波压力，可分解为沿轴向的压力Px和沿径向的压力Pr，药型罩微元获得轴向速度vx和径向速度vr，爆轰波压力作用于药型罩微元的方向与战斗部轴线夹角为β。当药型罩球缺角增加时，爆轰波压力作用于战斗部轴线相同径向距离处的药型罩微元角度β增加，药型罩微元受到的压力沿径向分量Pr增大，使药型罩微元向轴线汇聚得更密实。

球缺形药型罩被压垮后按照管状分层机制形成聚能侵彻体，典型聚能侵彻体成型过程如图5所示。

从图5可以得出，药型罩微元在聚能侵彻体成型过程中一直保持连续，药型罩顶部和口部微元在成型过程中主要形成聚能侵彻体的头部和尾部，下面将结合仿真结果进行具体分析。

图5 典型聚能侵彻体成型过程示意图Fig.5 Typical forming process of jetting projectile charge

2.3 有限元模型与仿真算法

战斗部模型利用HyperMesh软件划分结构化网格，以保证计算精度，使用有限元软件ANSYS/LS-DYNA进行仿真计算。由于战斗部为轴对称结构，为减少计算时间，建立1/4网格模型，并在对称面增加对称约束。为避免冲击波在空气中反射叠加，在空气外表面设置非反射边界。将多功能战斗部引信及起爆序列简化为装药端面中心单点起爆。

为了避免在战斗部装药爆轰和聚能侵彻体成型的过程中，网格出现畸变导致计算停止，本文中炸药和空气采用融合了Lagrange和Euler算法优点的ALE算法。炸药、药型罩和空气采用Euler网格，壳体、预制破片、挡环和靶板采用Lagrange网格。有限元模型如图6所示。

图6 有限元模型示意图Fig.6 Finite element model

壳体和预制破片之间采用面与面自动接触。预制破片之间也会出现碰撞、摩擦等复杂的接触现象，选择侵蚀单面自动接触算法能够较为真实地反映这些现象，避免计算出错。

2.4 材料模型及状态方程

多功能战斗部装药采用高能炸药材料模型MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和JWL状态方程描述，JWL状态方程表示为：

(1)

式(1)中：A、B、R1、R2和ω为输入参数;V为相对体积;e0为炸药材料的初始比内能;PCJ为C-J爆轰压力。炸药主要性能参数[9]如表2所示。

表2 炸药主要性能参数

其他零部件材料、本构模型、状态方程及主要参数[10-12]如表3所示，其中土壤采用MAT_SOIL_AND_FOAM材料模型[12]，该材料模型将土壤作为压缩性物质，即不同的体积应变对应不同的压力，但该材料模型中没有定义失效的参数，无法准确描述聚能侵彻体在侵彻过程中土壤介质的变化情况，因此添加MAT_ADD_EROSION关键字进行失效控制，最大主应变失效参数[9]为0.03。

表3 零件材料、本构模型、状态方程及主要参数

3 计算结果与分析

3.1 药型罩球缺角对聚能侵彻体成型的影响

以战斗部装药起爆时刻开始计时，不同球缺角药型罩在爆轰波作用下压垮和翻转形成的聚能侵彻体形态如图7所示，在50 μs时刻，药型罩形成的聚能侵彻体形态大致相同，聚能侵彻体速度从头部沿轴线递减，头尾部速度差使聚能侵彻体长度不断增加，随着药型罩球缺角的增加，聚能侵彻体长度增加。

图7 聚能侵彻体形态图Fig.7 Shape of the jetting projectile charge formed

不同球缺角药型罩在炸高为2倍战斗部直径处形成的聚能侵彻体参数如表4所示，不同药型罩球缺角条件下聚能侵彻体的参数变化如图8所示。

由球缺形药型罩形成聚能侵彻体的过程可知，药型罩微元在聚能侵彻体成型过程中一直保持连续，药型罩口部微元在成型过程中主要形成聚能侵彻体的尾部，爆轰波作用于药型罩口部微元角度β增大时，药型罩微元向战斗部轴线汇聚更加密实。由仿真计算结果可知，聚能侵彻体尾部直径从85.6 mm减小到75.8 mm。药型罩球缺角的增加对爆轰波压力作用于药型罩罩顶微元角度β影响较小，故聚能侵彻体头部直径变化较小。

随着药型罩球缺角的增加，爆轰波作用于药型罩径向不同位置处,各个药型罩微元的角度β相应增加，根据图3有效装药量变化曲线可知，装药(Ⅱ)部分有效装药量增加，由于药型罩球缺角增加，驱动药型罩口部微元的有效装药质量减小，则驱动药型罩顶部微元的有效装药质量增加。由聚能侵彻体成型理论[13]可知，聚能侵彻体头部速度增加，尾部速度减小，聚能侵彻体头尾部速度差增加，进而造成聚能侵彻体的长度增加。

根据仿真计算结果可得，药型罩球缺角从120°增加到160°，聚能侵彻体头部直径变化较小，尾部直径减小11.4%，聚能侵彻体头部速度增加7.8%，尾部速度减小17%，头尾速度差的增加，造成聚能侵彻体长度增加37.8%。因此药型罩球缺角改变对聚能侵彻体的头部速度、尾部速度、长度和尾部直径影响较大，对聚能侵彻体头部直径影响相对较小。

表4 聚能侵彻体参数

图8 聚能侵彻体参数变化曲线Fig.8 Variation of parameters of jetting projectile charge

3.2 药型罩球缺角对聚能侵彻体侵彻威力的影响

典型聚能侵彻体速度沿轴向的分布和开坑如图9所示，当聚能侵彻体刚接触混凝土靶板时，聚能侵彻体头部速度Vj大于混凝土材料的声速，在接触面产生高温、高压和高应变率区域，靶板材料强度可被忽略[14]，在侵彻体和混凝土的接触面产生冲击波，同时向侵彻体和靶板内传播。在聚能侵彻体中反射的冲击波同时沿轴向和径向传播，其中径向传播的冲击波使聚能侵彻体头部获得径向速度Vr，侵彻体头部出现蘑菇头形状，压缩周围靶板介质，对靶板的径向进行侵蚀，同时传入靶板的冲击波强度大于靶板的抗压缩强度，使靶板破碎，在聚能侵彻体和冲击波的共同作用下，靶板径向孔径增加。

聚能侵彻体对靶板的典型侵彻过程如图10所示，以战斗部装药起爆时刻开始计时，形成的聚能侵彻体在100 μs左右开始接触靶板，混凝土靶板介质在聚能侵彻体的高速冲击下，沿着轴向和径向流动，孔深和孔径不断增长。随着侵彻深度增加，聚能侵彻体不断被消耗，后续侵彻靶板的聚能侵彻体速度降低，径向速度Vr减小，对靶板的扩孔能力减小。当聚能侵彻体从混凝土进入土壤时，由聚能侵彻体速度沿轴向分布可知，进入土壤靶板的聚能侵彻体剩余速度高于临界侵彻速度，后续侵彻体依然有能力推开前面堆积的聚能侵彻体残渣和靶板，对土壤靶板进行侵彻。由于土壤的阻抗小于混凝土，在土壤中形成的侵彻孔径大于在混凝土中形成的孔径。在侵彻的终止阶段，剩余的聚能侵彻体的速度已达不到侵彻速度，堆积在坑底。

图9 聚能侵彻体速度沿轴向分布和开坑示意图Fig.9 The velocity of jetting projectile charge distributed along axial and penetration

图10 聚能侵彻体对靶板的典型侵彻过程示意图Fig.10 Typical penetration process of jetting projectile charge penetrating the target

侵彻后混凝土/土壤复合介质中形成的孔型如图11所示，不同球缺角药型罩形成的聚能侵彻体侵彻靶板获得的孔参数如表5所示。

图11 聚能侵彻体侵彻混凝土/土壤形成的孔型示意图Fig.11 The form of hole by jetting projectile charge i nto concrete/soil

表5 聚能侵彻体侵彻混凝土/土壤孔参数Table 5 Concrete/soil hole parameters for shaped charge penetration

孔深和孔径变化情况如图12所示，药型罩球缺角从120°增加到160°，聚能侵彻体对靶板的侵彻深度从430 mm增加到546 mm，增加了27%，侵彻孔径分别减小8.57%、8.2%、7%、22%。

图12 孔深和孔径变化情况曲线Fig.12 The parameters of hole depth and aperture

3.3 药型罩球缺角对预制破片杀伤威力的影响

多功能战斗部装药中爆轰波的典型传播过程如图13所示，以战斗部装药起爆时刻开始计时，爆轰波以起爆点为圆心、球面波的形式在装药中传播，8 μs左右，爆轰波和其后的爆轰产物作用于预制破片；12 μs左右，爆轰波作用到药型罩；14 μs左右，爆轰波经过预制破片区域，壳体内表面和药型罩外表面反射的冲击波相遇。由于药型罩和壳体的冲击波阻抗大于炸药，冲击波在药型罩外表面和壳体内表面发生透射和反射，一方面当爆轰波传播到药型罩外表面时，爆轰波对预制破片的驱动过程基本已经结束；另一方面壳体内表面反射的冲击波和药型罩外表面反射的冲击波相互作用，综合以上2个方面原因，药型罩的存在对爆轰波驱动预制破片飞散的过程影响很小。

图13 爆轰波在装药中传播过程示意图Fig.13 Detonation wave propagation in the charge

为了方便统计数据，对预制破片进行编号，以起爆点端破片为1#破片，破片编号随距起爆点端轴向距离增加递增至14#。在100 μs时刻，预制破片速度趋于稳定，统计该时刻不同药型罩球缺角条件下，轴向不同位置处预制破片初速如图14所示，预制破片飞散参数如表6所示。

图14 预制破片初速沿轴向分布曲线Fig.14 Prefabricated fragment muzzle velocity distributed along axial direction

表6 预制破片初速和飞散角参数Table 6 Prefabricated fragment velocity and scatter angle parameters

结合战斗部能量分配的理论对多功能战斗部破片初速进行分析，在多功能战斗部装药直径和高度不变的条件下，随着药型罩球缺角从120°增加到160°，驱动各部分的有效装药按照图2和图3所示变化，预制破片质量不变，装药(Ⅲ)部分有效装药量从1.47 kg降低到1.22 kg，周向预制破片初速降低，y1的位置不变，而y2随着药型罩外表面移动，则起爆点端预制破片初速基本不变，药型罩端破片初速降低。由仿真计算结果可知，药型罩球缺角从120°增加到160°，预制破片最高初速从1 591 m/s减小到1 530 m/s，降低3.8%。

计算破片偏转角通常采用Shapiro公式[15]，即：

(2)

式中:θ为破片偏离壳体法线的夹角；v0为破片初速；D为炸药爆轰波速度；φ1为壳体外表面与战斗部轴线的夹角；φ2为起爆点与某一破片连线与战斗部轴线的夹角。

由式(2)可知，破片偏转角主要由破片初速、破片初始位置的外法线方向和爆轰波传播方向所决定，而爆轰波的传播方向取决于起爆点的位置，药型罩球缺角的改变,不影响爆轰波驱动预制破片的方向，但相应位置驱动预制破片的有效装药量减小，使预制破片初速降低，故预制破片偏转角减小。当药型罩球缺角从120°增加到160°，经仿真计算,得到的破片飞散角从17.4°减小到16.2°，减小了6.9%。