戰斗部軸向威力的增強*

譚 振，陳鵬萬，周 強，祝 奎，劉文斌

(北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081)

殺傷戰斗部是打擊人員及具有輕型防護能力目標的常用戰斗部。殺傷彈爆炸后，彈體內部裝藥爆炸驅動殼體向外快速膨脹，膨脹到一定限度后，殼體表面開始出現裂紋，裂紋相互貫通使殼體全部破裂形成破片并以一定初速向四周飛散以殺傷目標。

彈體爆炸形成的破片可分為自然破片、可控破片、預制破片。由于自然破片戰斗部爆炸后形成的破片數量少、形狀不規則、質量分布不均勻、飛行阻力大、速度衰減快，所以常規殺傷戰斗部大都采用軸向或周向均布預制破片結構，以改善殺傷戰斗部的殺傷威力。近年來，研究者對預制破片戰斗部進行了大量工作。由于戰斗部起爆后破片沿徑向均勻向外飛散, 破片利用率低，為提高破片利用率，增強毀傷效果，聚焦戰斗部、定向戰斗部、軸向增強戰斗部[1-3]技術應運而生。馮順山等[1]提出了一種新的聚焦戰斗部設計方法；嚴翰新等[4]數值模擬了不同起爆方式對聚焦戰斗部性能的影響；邢恩鋒等[5]研究了裝藥結構參數對軸向預制破片速度的影響；郭子云等[6]和劉洪峰等[7]進行了戰斗部端面預制破片威力性能影響的數值仿真；張世林等[8]研究了軸向預制破片戰斗部破片飛散特性的影響因素。

目前，基于預制破片及定向戰斗部技術的戰斗部徑向破片場威力已經得到了很大的改善，但由于戰斗部頭部殼體較薄弱，所以常規戰斗部仍存在軸向破片數量少、軸向殺傷威力不足的問題。為改善常規戰斗部，尤其是防空戰斗部軸向威力不足的缺點，本文中提出一種軸向威力增強戰斗部結構。為充分利用爆轟波的能量，避免戰斗部頭部殼體因應力集中現象而過早破裂，設計一種圓弧形頭部戰斗部。通過在圓弧形頭部戰斗部外圍均布球形預制破片以增加軸向破片數，提高爆轟波能量利用率，并有效控制預制破片的飛散角，保證彈丸頭部一定角度空間域內都有破片存在。

1 數值模擬方法

戰斗部結構如圖1(a)所示，主要由殼體、炸藥裝藥、預制破片、頭殼組成。預制破片直徑為5 mm，彈丸頭部弧半徑為R，彈丸殼體厚度為5 mm，裝藥直徑為90 mm，裝藥高度為200 mm。為了與本文中提出的圓弧形頭部軸向增強戰斗部進行比較，設計了結構如圖1(b)所示的戰斗部結構。裝藥直徑、殼體厚度、球形預制破片直徑等參數保持不變。

利用顯式有限元動力分析軟件LS-DYNA對軸向預制破片戰斗部爆炸驅動全過程進行數值模擬。炸藥、預制破片及殼體均采用拉格朗日算法，網格單元采用六面體SOLID164單元。預制破片材料選用45鋼，采用剛體材料模型，其密度為7.83 g/cm3，彈性模量為210 GPa，泊松比為0.3；炸藥使用HIGH_EXPLOSIVE_BURN高能炸藥材料模型和JWL狀態方程描述；殼體材料選用45鋼，采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型。由于戰斗部具有幾何對稱性，為了節省計算資源，建立1/4模型，并在對稱面施加對稱邊界條件，材料模型及狀態方程參數見表1和表2[9]，采用cm-g-μs-K單位制，其中ρ為密度，D為爆速，pCJ為爆壓，A、B、R1、R2、ω為炸藥參數，E0為初始內能，E為彈性模量，ν為泊松比，σy為屈服強度，Etan為切線模量，β為硬化參數，εf為失效應變。為了提高網格質量，網格劃分前分別在平面及柱面坐標系下對預制破片、裝藥及殼體進行幾何分割，使模型中每個部件均能滿足映射法網格劃分對幾何實體形狀的要求。此外，綜合考慮計算精度與計算時長兩個因素，預制破片、殼體及頭殼、裝藥單元長度分別設置為0.062 5、0.10、0.09 cm，平板形頭部、R=45，90 mm弧形頭部3種戰斗部模型分別劃分為137 822、119 106和138 730個單元。由于炸藥爆轟過程屬于材料大變形過程，通常會導致炸藥單元網格嚴重畸變，甚至導致程序無法正常運行。因此，為了使程序能夠完全運行，在炸藥爆轟結束后，及時將炸藥單元刪除[9]。

表1 8701炸藥的材料參數和狀態方程參數Table 1 Parameters of material and equation of state for 8701 explosive

表2 殼體材料參數Table 2 Material parameters of shell

2 數值模擬結果及分析

為驗證所提出的戰斗部結構能有效控制軸向預制破片的飛散角和飛散速度，在相同裝藥條件下分別對弧形和平板形頭部預制破片戰斗部進行了數值計算。同時，選取R=45，90 mm兩種尺寸弧形頭部戰斗部，以研究頭弧半徑對預制破片飛散角的影響。圖2～4給出了采用LS-DYNA程序計算所得不同工況下戰斗部殼體膨脹變形、破裂貫穿、預置破片拋出、破片場形成的過程。

由圖2～4可知：從起爆瞬時到t=12 μs，爆轟波呈理想的球面波；此后，由于裝藥長徑比及彈丸殼體的約束，爆轟波曲率半徑逐漸減小，當爆轟波到達彈丸殼體端部瞬時已近似呈平面波；在爆炸載荷驅動下，彈丸殼體破裂產生裂紋并逐漸貫穿，最終形成自然破片。圖2中自然破片主要分布在彈丸周向，頭部及底部只有少量大塊自然破片，這是由于戰斗部頭部和尾部殼體較薄弱，同時由于應力集中效應，在彈丸頭部和尾部與圓柱部連接處過早形成裂紋，致使炸藥爆轟產生的能量過早外泄，未能充分作用于戰斗部頭部和尾部殼體。球形預制破片在爆炸載荷驅動下向彈丸頭部所在方位飛散，預制破片較集中的分布于彈丸軸線附近，破片近似沿彈丸軸線直線運動。圖3顯示，隨著爆轟波的傳播，爆轟波曲率半徑逐漸減小，并在40 μs左右趨于平直狀態。大部分自然破片均勻分布在彈丸周向，少量大塊自然破片分布在軸向，與圖2相比，彈丸頭部自然破片場有所改善，這是由于弧形頭部戰斗部頭弧部過渡平滑，減小了應力集中效應，炸藥爆轟能量充分作用于頭部殼體。圖3中預制破片在彈丸頭部所在區域內以一定角度向外飛散，通過合理控制起爆時間及戰斗部軸向預制破片數目可有效增大戰斗部軸向預制破片及自然破片場的封鎖區域。與平板形頭部戰斗部相比，弧形頭部戰斗部結構可以有效改善殺傷戰斗部軸向破片數量不足及封鎖區域小的缺點。圖4中爆轟波傳播規律和圖3相似，破片分布無明顯差異。綜合對比圖2～4可知，平板形頭部戰斗部預制破片較集中分布在彈丸軸線附近，破片近似沿彈丸軸線直線運動，弧形頭部戰斗部預制破片相對較發散的分布在彈丸頭部所在區域，使得彈丸頭部所在區域一定角度內均有破片飛散，大大增強了戰斗部的軸向威力。

為了驗證提出的戰斗部結構能使軸向預制破片飛散角增大，運用LS-PREPOST后處理軟件獲取預制破片沿各個方向分速度，并由此計算出預制破片的飛散角θ(預制破片速度與彈軸夾角)為：

(1)

式中：v為預制破片速度，vz為破片沿彈丸軸線方向的分速度。表3和表4分別給出了平板形頭部以及R=90，45 mm弧形頭部3種結構戰斗部端點起爆時典型位置預制破片速度參數及運用式(1)計算得到的預制破片飛散角。圖5～6分別為相應條件下典型位置預制破片飛散參數擬合曲線。

表3 平板形頭部戰斗部端點起爆典型位置預制破片飛散參數Table 3 Flying parameters of premade fragment for flat head warhead

表4 弧形頭部戰斗部端點起爆典型位置預制破片飛散參數Table 4 Flying parameters of premade fragment for arc-shaped head warhead

由表3可知，平板形頭部戰斗部在端點起爆條件下的最大飛散角可達20.82°，從位置A2～G2，預制破片飛散角呈遞減趨勢，彈丸頭部頂點處的預制破片基本沿彈軸方向飛散。預制破片的速度為1 530～2 220 m/s。由表4可知，R=45 mm圓弧形頭部戰斗部在端點起爆條件下的最大飛散角可達50.81°，從位置A1～I1，預制破片飛散角逐漸減小，弧形頭部頂點位置處破片基本上沿著彈軸方向直線運動，預制破片速度為1 470～2 660 m/s。R=90 mm圓弧形頭部戰斗部的最大飛散角達到26.98°，預制破片速度為1 500～2 710 m/s。分析以上數據可知，當弧半徑R=90 mm時，預制破片最大飛散角比平板形頭部戰斗部預制破片最大飛散角大6°左右，速度增益約為500 m/s；當弧半徑R=45 mm時，預制破片最大飛散角比平板形頭部戰斗部預制破片最大飛散角大30°左右，速度最大增益約為440 m/s。對比弧半徑R=45 mm和R=90 mm兩種情況可知：弧半徑R對預制破片最大飛散角影響很大，對最大速度的影響不明顯；當弧半徑R=45 mm時，預制破片最大飛散角約為R=90 mm時的兩倍左右。

圖5～7給出了平板形和R=90,45 mm弧形頭部戰斗部預制破片飛散角及飛散速度隨位置的變化情況。由圖5(a)、圖6(a)和圖7(a)可知，預制破片飛散角隨位置近似呈線性變化，且圖7(a)中曲線的斜率最大，圖5(a)中曲線最平坦。圖5(b)為平板形頭部戰斗部典型位置預制破片飛散速度的擬合曲線，可以看出，從位置A2～G2，破片速度近似線性遞增，且A2與G2處破片速度相差較大，這是由于A2處稀疏效應比G2處大，且G2處有效裝藥量明顯比A2處多。圖6(b)和圖7(b)分別為R=90和45 mm兩種弧形頭部戰斗部典型位置處預制破片飛散速度的擬合曲線，可以看出，兩種情況下，破片速度均隨位置近似呈拋物線形變化，從位置A1～I1，曲線斜率逐漸減小，破片速度的增長越來越緩慢，且破片最大速度差比圖5(b)中大很多，這是由于I1位于戰斗部頭弧頂部，此位置破片對應的有效裝藥量比A1處大很多。

圖8給出了平板形和弧形頭部戰斗部(R=45和90 mm)預制破片打擊跡線。由圖8可知：弧形頭部戰斗部預制破片最大飛散角明顯比平板形戰斗部大；平板形頭部戰斗部軸向預制破片在±20.82°范圍內均勻分布；R=45，90 mm弧形頭部戰斗部軸向預制破片分別在±50.81°和±26.98°范圍內均勻分布。通過合理控制起爆時間，弧形頭部戰斗部的封鎖區域將明顯比平板形頭部戰斗部封鎖區域大。表5為根據數值模擬結果計算出的預制破片分布參數，其中L為與起爆點的距離，S為封鎖區域面積，N為破片密度。由表5可知，對于同種戰斗部結構，隨著距起爆點距離的增大，預制破片封鎖區域逐漸增大，相應單位面積破片數量也急劇下降。在距離起爆點相同位置處，不同戰斗部結構封鎖區域及破片密度相差也很大，其中R=45 mm弧形頭部結構戰斗部封鎖區域最大，雖然對應單位面積破片數量相對較少，但在距離起爆點7 m處單位面積依然有1個以上預制破片分布，滿足對空間域的封鎖條件。由此可知，采用弧形頭部結構能夠顯著增大戰斗部軸向封鎖區域，大大增強戰斗部的軸向殺傷威力。

戰斗部類型L=3mS/m2N/m-2L=5mS/m2N/m-2L=7mS/m2N/m-2平板形4.086411.352322.2512弧形,R=90mm7.352420.35939.874弧形,R=45mm42.397118.093231.472

3 結 論

(1) 平板形和圓弧形頭部戰斗部頭部均布的預制破片均能在彈丸頭部所在空域中均勻飛散。不同的是，圓弧形頭部結構戰斗部預制破片飛散角最大可達到50.81°，而平板形頭部戰斗部預制破片飛散角最大只能達到20.82°。由此可知，采用圓弧形頭部戰斗部結構可以增大戰斗部的封鎖區域。

(2) 采用圓弧形頭部能夠有效增大軸向預制破片飛散速度，隨著弧半徑R的減小，速度增益有所減小，但可以增大預制破片的飛散角，當頭弧半徑取為0.5倍裝藥直徑時，預制破片最大飛散角約為1倍裝藥直徑時的2倍左右。在戰斗部設計過程中，要綜合考慮速度及飛散角兩個因素，以確定合理的戰斗部頭部曲率半徑。

(3) 通過對數值模擬結果的分析可以推測，當戰斗部采用圓弧形頭部，并在彈丸頭部加裝多層預制破片，可實現預制破片飛散角的連續控制，并顯著增大防空戰斗部的封鎖區域。

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