何 勇，暢 博，孫興昀，梁安定

(西安近代化學研究所，西安 710065)

1 引言

隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭空中打擊技術的發(fā)展，當前防空作戰(zhàn)的主要目標已由傳統(tǒng)的飛機類轉變?yōu)橹茖д◤棥⒖盏貙椇脱埠綄椀染_制導武器目標。因此，防空導彈戰(zhàn)斗部必須具備毀傷精確制導武器和飛機等2類目標的能力，實現(xiàn)由傳統(tǒng)反飛機為主轉變?yōu)榉磳Ъ骖櫡达w機，提高戰(zhàn)斗部對新的戰(zhàn)場環(huán)境的適應能力。

防空反導戰(zhàn)斗部有破片式戰(zhàn)斗部、桿條式戰(zhàn)斗部、EFP式戰(zhàn)斗部和活性破片戰(zhàn)斗部等類型，目前應用較多的是破片式戰(zhàn)斗部。破片式戰(zhàn)斗部根據(jù)毀傷模式又可分為聚焦戰(zhàn)斗部，飛散戰(zhàn)斗部，定向戰(zhàn)斗部或聚焦飛散戰(zhàn)斗部、定向聚焦戰(zhàn)斗部等組合式戰(zhàn)斗部。上述傳統(tǒng)戰(zhàn)斗部結構都是回轉體結構，爆炸后破片在周向360°均勻飛散，只有一小部分破片飛向目標方位，其他方位破片均為無效毀傷元，炸藥和破片利用率較低，毀傷目標威力有限。近年來，為了提高裝藥和破片利用率，國內(nèi)外學者均尋求增強毀傷威力的戰(zhàn)斗部新結構，相對于傳統(tǒng)戰(zhàn)斗部而言，定向戰(zhàn)斗部能大大提高目標方位上破片的分布密度或破片速度，使毀傷威力得到極大提高。

本文設計了一種周向約束非對稱的類“D”字形定向戰(zhàn)斗部，研究了其毀傷威力。戰(zhàn)斗部結構是類“D”字形，預制破片全部集中在“D”字形的外凸段。當導彈探測到目標時，通過旋轉彈體使有破片的“D”字形外凸面朝向目標，適時起爆戰(zhàn)斗部，使破片飛向目標。在戰(zhàn)斗部質量約束一定的情況下，相比于傳統(tǒng)的戰(zhàn)斗部，這種戰(zhàn)斗部可以控制破片集中于周向某一區(qū)域，使破片分布密度在目標方向上能夠得到極大提升，從而提高戰(zhàn)斗部能量利用率，達到提升毀傷威力的目的。最后，結合數(shù)值仿真和靜爆試驗，對其威力性能進行了原理試驗驗證。

2 戰(zhàn)斗部設計

戰(zhàn)斗部由截面類“D”字形殼體、全預制鎢破片、主裝藥、前后端蓋和起爆藥柱等組成，采用偏心定向起爆模式，“D”字形結構通過外凸段(定向區(qū))直徑和圓弧段(非定向區(qū))直徑的比值調(diào)整(如圖1所示)，戰(zhàn)斗部總長230 mm，“D”字形圓弧段直徑為200 mm。破片材料為93 W，破片形狀為立方體，破片集中分布在“D”字形外凸段。前后端蓋采用鋁合金。裝藥密度為1.8 g/cm，起爆點位于“D”字形圓弧段，2個起爆點間周向夾角為90°，軸向位于戰(zhàn)斗部赤道面。

圖1 外凸型D型截面形狀和主要參數(shù)示意圖Fig.1 Shape and main parameters of D-section

戰(zhàn)斗部有2種技術狀態(tài)，其結構如圖2和圖3所示。1#戰(zhàn)斗部的比值為1.0，殼體材料采用鋁合金，殼體厚度為1.5 mm，全預制鎢合金破片全部集中于戰(zhàn)斗部定向區(qū)，非定向區(qū)僅有鋁殼體約束，定向區(qū)質量與非定向區(qū)質量比大于10∶1。2#戰(zhàn)斗部的比值為2.0，殼體材料及厚度與1#戰(zhàn)斗部相同，在戰(zhàn)斗部定向區(qū)和非定向區(qū)均分布有全預制鎢合金破片，通過調(diào)節(jié)定向區(qū)與非定向區(qū)全預制破片高度，使定向區(qū)質量與非定向區(qū)質量比為1.2∶1。2種戰(zhàn)斗部裝填系數(shù)相同，即裝藥質量與破片質量及殼體質量之和的比值相同。

圖2 1#戰(zhàn)斗部截面結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of 1# warhead section

圖3 2#戰(zhàn)斗部截面結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of 2# warhead section

3 數(shù)值仿真計算

經(jīng)前期研究，影響“D”字形定向戰(zhàn)斗部毀傷威力的主要因素為定向區(qū)破片空間分布和定向區(qū)破片速度。因戰(zhàn)斗部是異形結構并且周向約束非對稱，目前無理論計算方法，因此針對這2個關鍵因素進行數(shù)值模擬計算。

3.1 計算模型

計算模型由炸藥、破片、襯殼和空氣等4個部分組成，如圖4所示。破片、襯殼采用單點積分Lagrange六面體網(wǎng)格建模，單元使用Lagrange算法；炸藥和空氣采用Euler六面體網(wǎng)格建模，單元使用單點Euler算法；采用三維多物質流固耦合MMALE算法耦合計算，空氣邊界采用無反射自由邊界條件，并對模型對稱面施加對稱約束。數(shù)值仿真模型如圖4所示。

圖4 數(shù)值仿真模型示意圖Fig.4 Numerical simulation mode

空氣

采用空材料模型和線性多項式狀態(tài)方程描述空氣。這一狀態(tài)方程的內(nèi)部能量呈線性分布。壓力由式(1)～式(3)給出，空氣狀態(tài)方程參數(shù)如表1所示。

表1 空氣狀態(tài)方程參數(shù)Table 1 Parameters of air

=++++(++)

(1)

=====0,==-1

(2)

壓力表達式變?yōu)椋?/p>

(3)

炸藥

采用高能炸藥材料模型和JWL狀態(tài)方程描述炸藥材料，JWL狀態(tài)方程精確地描述了在爆炸驅動過程中爆轟氣體產(chǎn)物的壓力﹑體積﹑能量特性，其具體形式由式(4)給出，炸藥狀態(tài)方程參數(shù)如表2所示。

表2 炸藥狀態(tài)方程參數(shù)Table 2 Parameters of explosive

(4)

襯殼

采用各向同性硬化模型、隨動硬化模型或各向同性和隨動硬化的混合模型描述襯殼，模型與應變率相關，可考慮失效。通過在0(僅隨動硬化)和1(僅各向同性硬化)間調(diào)整硬化參數(shù)來選擇各向同性或隨動硬化。應變率用Cowper-Symonds模型來考慮，用與應變率有關的因數(shù)表示的屈服應力由式(5)和式(6)給出，襯殼材料模型參數(shù)如表3所示。

表3 襯殼材料模型參數(shù)Table 3 Parameters of shell material

(5)

(6)

破片

采用*MAT_ELASTIC材料模型描述破片，破片模型參數(shù)如表4所示。破片密度、彈性模量和泊松比具體數(shù)值見表4。

表4 破片材料模型參數(shù)Table 4 Parameters of fragment material

3.2 定向方位破片周向飛散角設計

通過優(yōu)化的比值，即調(diào)整外凸的形狀實現(xiàn)破片飛散角設計。分別仿真的比值為1.0、1.2、1.4、1.6、1.8和2.0時定向方位破片周向飛散角，戰(zhàn)斗部爆炸及破片飛散過程見圖5，計算結果如表5所示。

圖5 戰(zhàn)斗部爆炸及破片飛散過程示意圖Fig.5 Warhead explosive and fragment dispersion process

表5 破片周向飛散角仿真結果Table 5 Simulation results of circumferential dispersion angle of fragment

數(shù)值仿真結果表明，破片周向飛散角受戰(zhàn)斗部D型截面的形狀影響較大，當D型截面形狀參數(shù)的比值從1.0增大到2.0區(qū)間時，破片周向飛散角逐漸從122°減小到90°。

3.3 定向方位破片速度設計

通過調(diào)整破片質量、殼體材料和殼體厚度，即調(diào)整定向方位約束質量與非定向方位約束質量的比實現(xiàn)破片速度設計。在=2基礎上,分別計算非定向區(qū)僅有殼體約束和為10、12、14、16、18和20時定向方位破片速度，破片速度仿真結果如圖6和表6所示。

圖6 定向區(qū)與非定向區(qū)不同質量比時破片速度曲線Fig.6 Fragment velocity in directional with different mass ratio between the directional and the non-directional fragments

表6 定向區(qū)破片初速Table 6 Fragment velocity in directional position

數(shù)值仿真結果表明，破片速度受戰(zhàn)斗部定向方位與非定向方位質量比影響較大，當定向方位與非定向方位質量比從2.0減小到1.0時，破片初速從1 386.235 m/s增長到1 995.053 m/s，當非定向區(qū)僅有鋁殼體約束時，破片速度為1 107.134 m/s。

4 試驗設計

根據(jù)數(shù)值仿真結果和毀傷需求，選取1#戰(zhàn)斗部和2#戰(zhàn)斗部2種方案,進行設計完成戰(zhàn)斗部靜爆試驗。

4.1 試驗現(xiàn)場布局

試驗現(xiàn)場主要由戰(zhàn)斗部、木質彈架、威力鋼板、速度測試系統(tǒng)、高速攝影系統(tǒng)組成，分別在8 m威力半徑和15 m威力半徑圓周75°范圍布置Q235鋼板，在15 m威力靶上布設測速靶紙，在靶板后布設高速攝影觀測破片打擊過程，并用于輔助測速，現(xiàn)場布局如圖7所示。

圖7 試驗現(xiàn)場布局圖Fig.7 Layout of the explosive experiment

4.2 試驗結果

試驗后，在8 m和15 m威力半徑處,靶板上破片分布照片分別如圖8和圖9所示。

圖8 8 m威力半徑處10 mm鋼板破片分布與穿甲圖Fig.8 Damage of 10 mm steel plate at 8 m

圖9 15 m威力半徑處6 mm鋼板破片分布與穿甲圖Fig.9 Damage of 6 mm steel plate at 15 m

通過統(tǒng)計破片在鋼板上穿孔情況，可得出1#戰(zhàn)斗部和2#戰(zhàn)斗部破片在周向的飛散角分別為126°和92°。

假設破片在空氣中作勻減速運動，則破片在15 m威力半徑中點的瞬時速度 75可由靶板距爆心距離與破片由爆心飛到測速靶時間計算得到， 75=15。

在破片平均速度的基礎上，利用前期試驗結果得到的破片衰減系數(shù)，可以求得破片初速。

=7575

(7)

通過電測系統(tǒng)和高速攝影等2種測試手段,得出2種戰(zhàn)斗部在7.5 m處的平均速度。從而得到1#戰(zhàn)斗部破片初速約為1 203 m/s，2#戰(zhàn)斗部破片初速約為2 032 m/s。

戰(zhàn)斗部爆炸過程部分高速攝影(10 000 fps)照片如圖10所示。

圖10 高速攝影照片(定向區(qū)與非定向區(qū)質量比為1.2)Fig.10 High-speed photography(Mass ratio between the directional and the non-directional fragments=1.2)

4.3 試驗結果分析

1)試驗結果和仿真結果相近,分析1#戰(zhàn)斗部和2#戰(zhàn)斗部圓周方向飛散角相差較大的原因是由戰(zhàn)斗部異形結構的比值不同造成的；1#戰(zhàn)斗部和2#戰(zhàn)斗部破片初速相差較大的原因是由2種戰(zhàn)斗部周向質量約束均勻性相差較大造成的，1#戰(zhàn)斗部由于非定向區(qū)約束太弱，殼體由非定向區(qū)提早破裂，產(chǎn)生較強的稀疏波使很多能量從質量約束弱的區(qū)域提前釋放造成。

2)在破片速度約2 000 m/s時，2#戰(zhàn)斗部定向區(qū)與非定向區(qū)破片質量比為1.2∶1，因此，2#戰(zhàn)斗部可將超過50%的破片質量集中打擊于定向區(qū)的92°范圍，傳統(tǒng)回轉體破片周向均勻分布戰(zhàn)斗部打擊圓周92°范圍時，僅能夠將92/360的破片質量打擊于目標方位。因此，相比傳統(tǒng)回轉體戰(zhàn)斗部，類“D”字形戰(zhàn)斗部目標方位破片密度能夠提升100%以上。

3)可通過調(diào)節(jié)定向區(qū)破片質量和戰(zhàn)斗部異形結構，分別控制戰(zhàn)斗部破片速度和破片打擊范圍，最終達到提升目標方位破片密度的目標。

5 結論

1)設計了一種圓周方向質量約束非對稱類“D”字形定向式防空反導戰(zhàn)斗部，在破片速度約2 000 m/s和打擊目標范圍在圓周方向約90°時，該戰(zhàn)斗部相比于傳統(tǒng)戰(zhàn)斗部在目標方位上破片分布密度能夠提升100%以上。

2)通過調(diào)節(jié)定向區(qū)外凸段與非定向區(qū)圓弧段尺寸比，可控制定向區(qū)破片在圓周方向的飛散角。

3)通過調(diào)節(jié)定向區(qū)與非定向區(qū)質量比，可控制定向區(qū)破片速度。