周向液體層對戰斗部破片加速過程的影響

李彪彪，袁寶慧，王 輝，沈 飛，張立建

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

引 言

隨著現代化戰爭對遠程打擊與機動打擊要求的提升，一些新型巡航導彈(如BGM-109A)為提高其續航性與機動性，不斷提升其內部空間的緊湊性及儲油量，甚至將戰斗部內置于導彈的燃油艙。然而，當戰斗部裝藥爆炸時，燃油可能會隨著爆轟產物的膨脹而吸收部分驅動能量，進而可能降低破片的初速，同時，燃油作為一種液體，也可能會在破片飛散過程中對其產生較大的阻力。這些因素將可能使內置于燃油艙內的戰斗部爆炸后的破片速度與空氣中存在著顯著差異，因此，在戰斗部的設計過程中需要詳細分析周向燃油層對破片速度的影響規律。然而目前對于戰斗部破片初速影響因素的研究主要關注于裝藥能量[1-3]、裝藥結構[4-7]、起爆方式[8-10]等，鮮有關于外部燃油等液體介質對戰斗部破片速度影響的研究。

鑒于此，本研究為模擬巡航導彈迎擊目標過程中油箱滿腔、半滿和空腔3種典型工況設計了空腔、半滿、滿腔(即半邊圓柱充水)3種狀態的模擬樣機，由于裝藥爆炸過程中，燃油反應可能會對破片初速產生更為復雜的影響，為了便于對該問題進行解耦分析，用水介質代替燃油，開展了模擬樣機靜爆試驗，獲得不同狀態下模擬樣機靜爆后破片的速度，并利用有限元分析軟件LS-DYNA對不同狀態下模擬樣機裝藥驅動破片的過程進行分析，獲得了外部液體介質對戰斗部破片速度的影響規律，以期為相關殺傷戰斗部的設計提供參考。

1 模擬樣機靜爆試驗

1.1 模擬樣機的設計

對于含有周向液體層的模擬樣機設計，其主要的變化參量為裝填比及液體層的厚度。根據相關戰斗部的裝填比及其周向液體層的厚度，設計了如圖1所示的裝藥直徑與液體層厚度之比約為1∶1的模擬樣機。

圖1 樣機結構示意圖

模擬樣機主要由主裝藥、起爆藥、內襯、破片、外殼和上下端蓋組成。其中主裝藥為Φ110mm×200mm的某含鋁炸藥，起爆藥為Φ25mm×25mm的JH-14；為了提升裝藥加載過程中破片的完整性，在主裝藥與外部破片層之間墊有厚度為1mm鋁襯；鋁襯外側同時粘貼有方形鎢破片(5.7mm×5.7mm×5.7mm，3.24g)與球形鎢破片(Φ7mm，3.14g)，從圖1中俯視圖方向觀察，球形鎢破片排列于戰斗部左側，方形鎢破片排列于戰斗部右側，兩種形狀的破片各占180°范圍；破片與外殼之間為模擬樣機的液體艙部分，液體艙的厚度與裝藥的直徑相等；上下蓋板上的凹槽與內襯、外殼之間緊密配合，并通過專用防水膠密封。模擬樣機的空腔與滿腔工況通過是否將液體艙內填充水介質實現，對于模擬樣機半滿工況(即半邊圓柱充水)，加工了與模擬樣機內部液體艙半邊相吻合的薄膜塑料水囊(可忽略塑料薄膜對水介質的約束)，達到了與實際工況相似的效果。

1.2 試驗布局

試驗選擇在以爆心為中心、周圍200m內無障礙物的野外進行，試驗場地的布置如圖2所示。

圖2 試驗布局圖

由圖2可知，距爆心6m處布局有6個測速靶，測速靶1、2、3之間的夾角為30°，測速靶4、5、6之間的夾角為30°，測速靶1、2、3與測速靶4、5、6左右對稱布置。當液體艙為空腔或滿腔時，測速靶1、2、3與戰斗部球形破片一側相對應，測速靶4、5、6與戰斗部方形破片一側相對應；當液體艙為半滿狀態時，測速靶1、6與戰斗部球形破片一側相對應，測速靶3、4與戰斗部方形破片一側相對應，通過測速靶板1、2、3可測得無水一側破片的速度，測速靶4、5、6所測得的破片速度為有水一側的速度。同時，為更直觀地觀察模擬樣機的靜爆過程，在距爆心500m處掩體內布置有FastcamSA4高速攝影儀，實驗中高速攝影儀的攝影頻率設置為5000fps。

2 結果與討論

2.1 模擬樣機靜爆試驗結果分析

根據上述的實驗布局分別進行了滿腔、半滿與空腔3種工況下的模擬樣機靜爆試驗，3種工況下測得爆心與測速靶之間的平均速度如表1所示。

表1 不同工況下測速靶測得的破片速度

注：代表球形破片飛散的過程中未穿水；代表球形破片飛散的過程中穿過了水層；代表方形破片飛散的過程中未穿過水層；代表方形破片飛散的過程中穿過了水層。

對比表1中半滿工況下破片的速度，發現在該工況下有水一側方形破片與無水一側方形破片的速度之比略低于有水一側球形破片與無水一側球形破片的速度之比。通過分析認為，破片在水中的衰減規律是造成該現象的主要因素。破片在水中飛散的過程，只考慮水介質的阻力作用。根據流體動力學原理，可得到如下的速度衰減公式[11]：

(1)

式中：m為破片的質量；v為破片的速度；Cx為空氣阻力系數；S為破片的迎風面積；ρ為水介質的密度。通過查閱資料[11]，發現實驗所用球形與方形破片的阻力系數分別為0.97和1.80，迎風面積分別為38.5和48.7mm2。則在該模擬樣機靜爆過程中周向液體介質對方形破片的衰減作用約為球形破片的2.3倍。

根據表1中滿腔工況下破片的速度，還能夠得到該工況下球形鎢破片的速度約為方形鎢破片的1.19倍，略大于空腔工況下球形鎢破片與方形鎢破片的速度之比。同樣可以認為是破片在水中的衰減規律影響了模擬樣機滿腔工況下球形鎢破片與方形鎢破片的速度之比。

為了更進一步分析周向液體介質對破片速度的影響規律，將不同工況下破片的速度呈現于圖3所示的極坐標中，極坐標以爆心為極點，以爆心為起點指向測速靶2的射線為極軸，取逆時針方向為角度的正方向，極徑表示破片的速度，極角表示破片飛散的方向。

圖3 不同工況下不同形狀破片速度的極坐標圖

圖3中η表示艙體中的水量，η=1表示滿腔狀態，η=0.5表示半滿狀態，η=0表示空腔狀態，數據點的形狀代表破片的形狀，空心數據點代表破片穿過空氣后的速度，實心數據點代表破片穿過水層后的速度。結合表1和圖3可知，在空腔狀態下球形破片的速度能夠達到1370m/s，方形破片的速度能夠達到1200m/s；而滿腔狀態下球形破片的速度僅能達到904m/s，方形破片的速度約為760m/s。在外部液體介質包覆下戰斗部裝藥爆炸加載破片的速度僅為空腔狀態下破片速度的55%～60%。在半滿狀態下，液體介質包覆一側破片的速度略低于滿腔狀態下破片的速度，但外部無液體介質一側破片的速度約為空腔狀態下破片速度的1.67倍。

在爆轟產物膨脹驅動破片的過程中，為了方便研究該過程對破片速度的影響，假設3種工況下模擬樣機靜爆過程中軸向稀疏作用的近似一致，忽略模擬樣機殼體破裂過程中消耗的能量，且認為破片的初速相等，水介質的徑向飛散速度近似相等。根據上述假設，可得到如下的能量方程：

meE=Ef+Eb+Ew

(2)

式中：me為裝藥的質量；E為裝藥的格尼能；Ef為破片的動能；Eb為爆轟產物的動能；Ew為水層的動能。

式(2)中破片的動能可通過測速靶測得的破片速度計算得到，爆轟產物的動能可借助于Gurney模型與破片的速度獲得。對于水層動能的計算，通過高速攝影照片中兩側測速靶的距離與測速靶的實際距離獲得照片與實物之間的放大比，結合照片與實物之間的放大比能夠得到水介質的拋灑距離，并根據實驗中高速攝影儀的攝影頻率(5000fps)得到水介質的拋灑時間，進而能夠計算得到水介質的拋灑速度。拋灑過程中，忽略水層的速度差異，假定同一拋灑方向上水的速度相同，即可通過水的拋灑速度得到水層的動能。模擬樣機靜爆的高速攝影照片如圖4所示。

圖4 模擬樣機靜爆的高速攝影照片

由圖4可知，當模擬樣機艙體為全滿狀態時，爆炸過程中水介質的拋灑速度約為820m/s；當模擬樣機艙體為半滿狀態時，水介質的拋灑速度約為520m/s。因此，全滿工況下裝藥爆炸驅動水介質所需的能量為4.44MJ，半滿工況下裝藥爆炸驅動水介質所需的能量為0.89MJ，利用裝藥的格尼系數(2.667mm/s)[12]，計算得到裝藥格尼能為12.87MJ。由上述計算分析發現，當模擬樣機艙體為全滿工況時，推動水介質向外膨脹所需要的能量約為裝藥格尼能的34.5%，因此該工況下破片的速度必將遠低于空腔狀態下破片的速度。當模擬樣機艙體為半滿狀態時，需要消耗裝藥6.9%的格尼能推動水介質向外膨脹，半滿狀態時推動水介質所需的能量遠低于滿倉狀態下推動水介質能量的一半，可以認為在半滿狀態時，水介質的徑向慣性約束作用使得爆轟產物并未均等地向各個方向膨脹作功，空腔一側約束較弱，有水一側約束較強，導致爆轟產物在空腔一側的膨脹作用增強，導致類似于局部泄爆的現象出現，其能量也就出現了不均衡分配，進而影響到空腔一側破片的加速效果。從圖4更能夠直觀地看出類似局部泄爆的現象，因而導致了無水一側破片的速度能夠達到空腔狀態下破片的速度的1.67倍。

2.2 模擬樣機靜爆過程數值模擬分析

試驗部分僅能根據測速系統獲得破片的速度來分析周向液體層對戰斗部破片速度的影響，而難以得到周向液體層對裝藥爆炸加速破片過程的影響。為了進一步分析周向液體層對戰斗部破片加速過程的影響，本研究運用ANSYS/LS-DYNA非線性仿真軟件對液體介質包覆下炸藥驅動破片過程進行數值模擬[12-14]。數值計算中采用流固耦合算法，模型按照模擬樣機的實際工況建立，如圖5所示。

圖5 模擬樣機數值計算模型

計算模型中主裝藥爆轟過程采用JWL狀態方程來描述，參數見表2。內襯與外殼均采用鋁加工而成，其材料模型采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN狀態方程?？諝獠捎每瘴镔|材料(NULL)描述，對應的狀態方程為線性多項式。水采用空物質材料(NULL)模型，其狀態方程采用GRUNEISEN狀態方程。

表2 某含鋁炸藥爆轟產物JWL狀態方程參數[15]

3種工況下模擬樣機爆炸后不同形狀破片速度的數值模擬計算結果如圖6所示，圖中η表示艙體中的水量，數據點的形狀代表破片的形狀，空心數據點與實心數據點分別代表破片穿過空氣與水層。為便于對比數值模擬與試驗結果，將數值模擬中加速后期近乎穩定的破片速度與試驗所測得的破片速度均值呈現于圖7中。

圖6 數值模擬計算結果

圖7 數值模擬與試驗結果對比

由圖6和圖7可看出，模擬樣機在空腔狀態下爆炸后球形破片與方形破片的速度較為吻合；模擬樣機在滿腔狀態下爆炸后方形破片與球形破片的速度略大于實驗中得到的速度；半滿狀態下，數值模擬得到的破片速度也在實驗得到破片速度的附近。由于數值模擬中難以考慮能量在水中的耗散，模擬結果與實驗結果在數值上將略有差異，但能夠得到相似的規律，即戰斗部外側液體介質降低了殺傷戰斗部爆炸后破片的速度，但在非全滿狀態下，由于液體介質的約束作用，導致爆轟能量的不均衡分配，這將有效地提高無液體部分破片的速度。

3 結 論

(1)周向液體介質約束下，戰斗部裝藥爆炸后，推動周向液體介質向外膨脹需消耗其爆轟能量，因此戰斗部裝藥爆轟能量的分配必將改變，其爆轟加載破片的性能將降低，當液體層厚度與裝藥直徑為1∶1時，滿腔狀態下破片的速度僅能達到空腔狀態下的55%～60%。

(2)當周向液體非全包覆時，有水一側阻礙著爆轟產物向外膨脹，無水一側出現明顯的泄爆現象，液體層約束使得裝藥爆轟能量不均衡分配，顯著提高了無水一側破片的速度，當液體層厚度與裝藥直徑為1∶1時，半滿狀態下無水一側破片的速度能夠達到空腔狀態下的1.65倍。