石志彬，王曉方，劉加凱

(1 武警后勤學院，天津 300309;2 武警工程大學裝備工程學院，西安 710086)

0 引言

前向戰(zhàn)斗部的破片位于柱形裝藥前端，起爆后破片沿戰(zhàn)斗部軸線形成一定錐角的破片束，在動態(tài)條件下前向破片可高效利用導彈速度，以非常高的相對速度毀傷目標［1］。破片均勻散布可獲得盡量大的有效攔截面積，與周向戰(zhàn)斗部相比，前向戰(zhàn)斗部破片的裝配空間縮小，破片數(shù)量相對減少，因此，破片散布均勻性顯得更為重要。目前戰(zhàn)斗部破片飛散均勻性的相關研究集中于傳統(tǒng)周向戰(zhàn)斗部，孫學清［2-3］等研究了起爆方式對偏心起爆戰(zhàn)斗部破片飛散的影響，邢恩峰［4-7］等學者對前向戰(zhàn)斗部破片初速的變化規(guī)律及原理進行了系統(tǒng)研究，但是沒有涉及破片散布均勻性及其變化規(guī)律。

前向戰(zhàn)斗部破片散布大致呈中心對稱結構，其周向均勻性是指以破片散布中心為圓心，在不同方向上的相同角度范圍內(nèi)所包含破片數(shù)量的一致性程度。不同方向上破片數(shù)差異越小，其周向均勻性越好。文中根據(jù)特定的戰(zhàn)斗部結構，通過數(shù)值模擬及對比分析，研究底面四點同步起爆方式引起的破片周向散布變化，然后通過靜爆試驗驗證仿真結果，并分析底面四點同步起爆對破片散布的影響機理。

1 前向戰(zhàn)斗部結構

前向戰(zhàn)斗部的結構及破片排布見圖1、圖2。

戰(zhàn)斗部為圓柱形，整體尺寸Φ240 mm×180 mm，由裝藥、外殼、破片、約束鋼環(huán)、底部蓋板和起爆藥柱組成。戰(zhàn)斗部裝藥采用熔奧梯鋁炸藥，密度1.8 g/cm3，裝藥質量11.09 kg，起爆藥柱設置在裝藥底端面，通過選擇不同的輸入點起爆，可以實現(xiàn)不同預定方式的爆炸輸出。殺傷元為高密度鎢合金立方體預制破片，單枚破片重25.1 g，每發(fā)戰(zhàn)斗部含破片數(shù)量261枚，在戰(zhàn)斗部前端經(jīng)緯方向均勻緊密排列。戰(zhàn)斗部外殼和底部蓋板材料為鋁合金，厚5 mm。為加強對爆轟燃氣的封閉作用，約束最外緣破片的飛散，在破片層的最外緣設置鋼環(huán)。底部蓋板、鋼環(huán)與戰(zhàn)斗部殼體之間用螺釘連接。

圖1 前向戰(zhàn)斗部的結構

圖2 前向戰(zhàn)斗部的破片排布

2 前向破片周向散布仿真分析

當前向戰(zhàn)斗部采用底面多點同步起爆方式，特別是當起爆點周向均布于某一圓上時，會導致裝藥中周向不同角度位置爆轟波強度存在差異。下面對該戰(zhàn)斗部底面中心起爆、底面四點同步起爆兩種模式引起的破片散布變化進行仿真和對比分析。

仿真選用LS-DYNA非線性動力分析程序，利用ALE算法處理模型各部分之間的關系，前、后處理軟件分別為Oasys/Primer和Oasys/D3Plot。

2.1 戰(zhàn)斗部有限元模型

建立戰(zhàn)斗部網(wǎng)格模型，剖面如圖3所示，其中炸藥和空氣為多物質ALE單元，破片、鋼環(huán)、殼體為拉格朗日單元，采用經(jīng)典流固耦合算法LAGRANGE-INSOLID處理這兩類單元之間的相互作用。炸藥、空氣、破片、鋼環(huán)、底部蓋板和破片控制器采用Solid網(wǎng)格進行劃分，外殼采用Shell網(wǎng)格劃分。為提高計算精度和防止計算步太小導致計算終止，破片與破片控制器、約束鋼環(huán)之間采用AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE方式定義接觸，破片間用AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE方式定義接觸。

圖3 戰(zhàn)斗部模型剖面圖

設置底面中心起爆模式戰(zhàn)斗部的起爆點位于裝藥底端面圓心處，底面四點同步起爆戰(zhàn)斗部的起爆點均勻分布在直徑為200 mm的圓上，其方位分別為45°、135°、225°和 315°。圖 4 顯示了兩模型在起爆后約2 μs時裝藥底端面的爆轟波形，從壓力分布中可辨別起爆點位置。除起爆點外，兩模型其他各種參數(shù)完全相同。

圖4 兩模型底面起爆點的位置

2.2 材料模型

戰(zhàn)斗部裝藥采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和EOS_JWL狀態(tài)方程，JWL狀態(tài)方程可表示為:

式中:p為爆轟壓力;E為炸藥初始內(nèi)能;V為初始相對體積;E0表示單位體積炸藥的初始能量;A、B、R1、R2和ω是描述炸藥本身特性的參數(shù)。裝藥及其狀態(tài)方程的主要參數(shù)見表1。

表1 裝藥模型主要材料參數(shù)

戰(zhàn)斗部殼體與約束鋼環(huán)選用塑性隨動硬化材料模型PLASTIC_KINEMATIC，空氣場選用NULL模型和EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程。鎢合金破片強度很大，在爆轟產(chǎn)物驅動下飛散時很少發(fā)生碎裂，建模時破片采用剛體(RIGID)材料模型。主要材料參數(shù)見表2。

表2 戰(zhàn)斗部模型主要材料參數(shù)

2.3 仿真結果

圖5為兩戰(zhàn)斗部爆炸后2 000 μs，沿戰(zhàn)斗部軸線方向的破片散布情況視圖。從圖中可以看出，底面中心起爆戰(zhàn)斗部，其破片散布在周向相對比較均勻;而底面四點同步起爆戰(zhàn)斗部，其破片在45°、135°、225°和315°四個方位上分布比較稠密，破片聚集區(qū)的角方位與起爆點方位恰好一致。

圖5 底面中心起爆與底面四點同步起爆的破片飛散情況

3 破片周向散布的試驗驗證

為驗證仿真結果的正確性，本節(jié)通過靜爆試驗定量分析破片的實際散布情況。

3.1 戰(zhàn)斗部靜態(tài)爆炸試驗

試驗場地的布置如圖6所示。用3塊尺寸為4 m×1.5 m的6 mm厚鋼靶板攔截破片，3塊靶板并排放置且與地面垂直，組成4 m×4.5 m的攔截面，每塊靶板中心與戰(zhàn)斗部爆心的距離均為7 m。前向戰(zhàn)斗部水平臥放于托彈架上，與鋼靶板中心同高，且戰(zhàn)斗部軸線“瞄準”中間靶板的中心位置。

試驗使用底面中心起爆和底面四點同步起爆戰(zhàn)斗部各1發(fā)。四點同步起爆戰(zhàn)斗部在托彈架上的放置情況見圖7，其4個起爆點分別位于45°、135°、225°和315°方位，呈“×”形等間位分布。戰(zhàn)斗部爆炸后，鎢合金破片穿透鋼靶板，破片穿孔情況如圖8所示。

3.2 試驗結果的周向均勻性分析

根據(jù)靶板上破片穿孔位置，繪制出破片坐標如圖9所示?？擅黠@看出在周向，底面四點同步起爆戰(zhàn)斗部的破片在“×”方向上分布相對密集，且其方位與起爆點方位大概相同。

圖6 試驗場地

圖7 四點同步起爆戰(zhàn)斗部的起爆點位置

圖8 爆炸后鋼靶板穿孔

圖9 試驗得到的破片散布情況

為對比分析破片散布的周向均勻性，首先在不同方向上將散布區(qū)劃分為若干扇形區(qū)。根據(jù)散布特點，為充分反映破片散布在周向的變化規(guī)律，可劃分為8個扇形區(qū)，如圖10所示，扇形區(qū)中心線方位為=0，1，2，3，…，7)，角幅度為

圖10 破片散布區(qū)的周向劃分

根據(jù)每個扇區(qū)內(nèi)的破片數(shù)，利用式(2)求出每個扇區(qū)的周向均勻度uZi。

其中:Nt為攔截破片總數(shù);Ni為第i扇區(qū)內(nèi)的破片數(shù)。各扇區(qū)內(nèi)周向均勻度算術平均，得到兩戰(zhàn)斗部破片散布的總體周向均勻度，即:

總體周向均勻度越接近1，說明周向均勻性越好。從式(3)、式(4)可以看出，底面中心起爆模式下的破片散布周向均勻性優(yōu)于于底面四點同步起爆模式。

單憑總體周向均勻度這一參數(shù)不能完全反映出破片周向散布的規(guī)律。為確定破片“聚集區(qū)”的方位與起爆點方位的關系，運用Matlab軟件計算出破片數(shù)量沿周向隨角度變化的擬合曲線如圖11所示，圖中極大值點或極小值點已用坐標標出。

圖11 四點同步起爆時破片密度沿周向變化的擬合曲線

從擬合曲線可以看出，沿周向破片數(shù)呈波浪形變化，共有4個間隔幾乎相同的波峰值，每個波峰對應一個破片聚集區(qū)。將破片聚集區(qū)中心線方位(波峰橫坐標)與起爆點方位進行對比，見表3?？梢钥闯觯破奂瘏^(qū)中心的方位與靜爆試驗起爆點的方位平均相差只有3.825°。因此，可認為兩者在周向的方位基本一致，同時也驗證了仿真結果是正確的。

表3 破片聚集區(qū)中心與起爆點的方位對比

4 機理分析

仿真和試驗結果都表明，前向戰(zhàn)斗部采用底面四點同步起爆模式作用時，破片會在相應方位上匯聚，且破片密集區(qū)方位與起爆點方位一致。下面利用仿真模型，分析裝藥中爆轟波對破片的作用過程，研究起爆點分布對周向均勻性的影響機理。

圖12為爆轟波與破片層接觸前后，一點起爆和四點起爆模型在緊貼破片層下方的截面上爆轟波壓力變化情況，圖中的爆轟波壓力區(qū)采用相同的壓力梯度和顏色繪制。

圖12 爆轟波與破片層接觸時的壓力變化

從圖12可知，四點同步起爆戰(zhàn)斗部在起爆后約21 μs，爆轟波的波陣面?zhèn)髦疗破瑢樱谄鸨c對應的4個方位上，波陣面壓力大于其他方位。這說明裝藥中爆轟波向前傳播時產(chǎn)生疊加，但疊加區(qū)波陣面稍靠后。起爆后約23 μs，爆轟波疊加區(qū)的壓力要高于起爆點方位處的壓力。起爆后25 μs，四點起爆戰(zhàn)斗部的破片層下，爆轟波疊加方位處的超壓已經(jīng)造成鋁板(破片控制器)大部分破壞，而起爆點方位處的鋁板破碎較少。這說明疊加方位上的爆轟波壓力明顯高于起爆點方位上爆轟波壓力，對相應區(qū)域破片的驅動作用較強。

疊加波強度較高，它與相鄰的起爆點方位間存在壓力差，該壓力差使疊加波方位上的破片在受強加速的同時，有被“推向兩側”的趨勢。正是這種被“推開”的趨勢，使破片飛散偏向兩側，導致爆轟波疊加方位上的破片較為稀疏，而與之相鄰的起爆點方位處，破片分布相對密集。

5 結論

文中采用仿真和靜爆試驗的方法研究了底面四點同步起爆方式對前向戰(zhàn)斗部破片散布周向均勻性的影響，定量描述了底面中心起爆和底面四點同步起爆兩種模式引起的周向均勻性差異及其分布規(guī)律，并分析了其影響機理。主要結論有:

1)前向戰(zhàn)斗部采用底面四點同步起爆模式時，若4個起爆點均勻分布在某一半徑的同一圓上，在與起爆點位置對應的方位會出現(xiàn)破片相對密集的區(qū)域，降低整體周向均勻性;

2)多點起爆時，源自相鄰兩起爆點的爆轟波向前傳播時產(chǎn)生疊加，疊加波壓力大于相鄰起爆點方位處的壓力，這使得疊加波方位上的破片在受強加速的同時被“推向兩側”，導致破片在起爆點方位上相對密集。

根據(jù)破片周向分布不均的機理分析，可采用增多起爆點數(shù)量的方法，并使起爆點均勻分布，以減弱爆轟波疊加對破片散布均勻性的影響。

［1］Richard M Lloyd.Physics of direct hit and near miss warhead technology［M］.Alexander Bell Drive，Reston，Virginia:American Institute of Aeronautics and Astronautics，Inc.2001:246-252.

［2］屈明，錢立新，楊云斌.起爆方式對戰(zhàn)斗部破片定向性能影響的數(shù)值模擬研究［J］.含能材料，2005，13(3):137-140.

［3］孫學清，張國偉，楊陜平.定向戰(zhàn)斗部破片飛散方向控制技術研究［J］.彈箭與制導學報，2008，28(1):102-104.

［4］邢恩峰.中大口徑炮彈增大軸向毀傷效能的研究［D］.南京:南京理工大學，2007.

［5］邢恩峰，錢建平，趙國志.裝藥結構參數(shù)對軸向預制破片拋擲速度的影響［J］.火炸藥學報，2007，30(2):49-53.

［6］邢恩峰，錢建平，趙國志.炸藥驅動預制破片軸向拋擲速度沿徑向的分布規(guī)律［J］.火工品，2007(3):27-30.

［7］邢恩峰，錢建平，趙國志.炸藥驅動預制破片軸向拋擲速度規(guī)律研究［J］.火炸藥學報，2007，30(3):30-33.