非對稱約束D字形定向戰斗部毀傷效應研究

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

隨著現代戰爭空中打擊技術的發展，當前防空作戰的主要目標已由傳統的飛機類轉變為制導炸彈、空地導彈和巡航導彈等精確制導武器目標。因此，防空導彈戰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，實現由傳統反飛機為主轉變為反導兼顧反飛機，提高戰斗部對新的戰場環境的適應能力。

防空反導戰斗部有破片式戰斗部、桿條式戰斗部、EFP式戰斗部和活性破片戰斗部等類型，目前應用較多的是破片式戰斗部。破片式戰斗部根據毀傷模式又可分為聚焦戰斗部，飛散戰斗部，定向戰斗部或聚焦飛散戰斗部、定向聚焦戰斗部等組合式戰斗部。上述傳統戰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，國內外學者均尋求增強毀傷威力的戰斗部新結構，相對于傳統戰斗部而言，定向戰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”字形定向戰斗部，研究了其毀傷威力。戰斗部結構是類“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，適時起爆戰斗部，使破片飛向目標。在戰斗部質量約束一定的情況下，相比于傳統的戰斗部，這種戰斗部可以控制破片集中于周向某一區域，使破片分布密度在目標方向上能夠得到極大提升，從而提高戰斗部能量利用率，達到提升毀傷威力的目的。最后，結合數值仿真和靜爆試驗，對其威力性能進行了原理試驗驗證。

2 戰斗部設計

戰斗部由截面類“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)直徑和圓弧段(非定向區)直徑的比值調整(如圖1所示)，戰斗部總長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°，軸向位于戰斗部赤道面。

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

戰斗部有2種技術狀態，其結構如圖2和圖3所示。1#戰斗部的比值為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斗部定向區，非定向區僅有鋁殼體約束，定向區質量與非定向區質量比大于10∶1。2#戰斗部的比值為2.0，殼體材料及厚度與1#戰斗部相同，在戰斗部定向區和非定向區均分布有全預制鎢合金破片，通過調節定向區與非定向區全預制破片高度，使定向區質量與非定向區質量比為1.2∶1。2種戰斗部裝填系數相同，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#戰斗部截面結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of 1# warhead section

圖3 2#戰斗部截面結構示意圖Fig.3 Schematic diagram of 2# warhead section

3 數值仿真計算

經前期研究，影響“D”字形定向戰斗部毀傷威力的主要因素為定向區破片空間分布和定向區破片速度。因戰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六面體網格建模，單元使用Lagrange算法；炸藥和空氣采用Euler六面體網格建模，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。數值仿真模型如圖4所示。

圖4 數值仿真模型示意圖Fig.4 Numerical simulation mode

空氣

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

表1 空氣狀態方程參數Table 1 Parameters of air

=++++(++)

(1)

=====0,==-1

(2)

壓力表達式變為：

(3)

炸藥

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

表2 炸藥狀態方程參數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)間調整硬化參數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表示的屈服應力由式(5)和式(6)給出，襯殼材料模型參數如表3所示。

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

(5)

(6)

破片

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

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

3.2 定向方位破片周向飛散角設計

通過優化的比值，即調整外凸的形狀實現破片飛散角設計。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

數值仿真結果表明，破片周向飛散角受戰斗部D型截面的形狀影響較大，當D型截面形狀參數的比值從1.0增大到2.0區間時，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

通過調整破片質量、殼體材料和殼體厚度，即調整定向方位約束質量與非定向方位約束質量的比實現破片速度設計。在=2基礎上,分別計算非定向區僅有殼體約束和為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 定向區與非定向區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 定向區破片初速Table 6 Fragment velocity in directional position

數值仿真結果表明，破片速度受戰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

根據數值仿真結果和毀傷需求，選取1#戰斗部和2#戰斗部2種方案,進行設計完成戰斗部靜爆試驗。

4.1 試驗現場布局

試驗現場主要由戰斗部、木質彈架、威力鋼板、速度測試系統、高速攝影系統組成，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，現場布局如圖7所示。

圖7 試驗現場布局圖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

通過統計破片在鋼板上穿孔情況，可得出1#戰斗部和2#戰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，可以求得破片初速。

=7575

(7)

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

戰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(定向區與非定向區質量比為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#戰斗部和2#戰斗部圓周方向飛散角相差較大的原因是由戰斗部異形結構的比值不同造成的；1#戰斗部和2#戰斗部破片初速相差較大的原因是由2種戰斗部周向質量約束均勻性相差較大造成的，1#戰斗部由于非定向區約束太弱，殼體由非定向區提早破裂，產生較強的稀疏波使很多能量從質量約束弱的區域提前釋放造成。

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

3)可通過調節定向區破片質量和戰斗部異形結構，分別控制戰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，該戰斗部相比于傳統戰斗部在目標方位上破片分布密度能夠提升100%以上。

2)通過調節定向區外凸段與非定向區圓弧段尺寸比，可控制定向區破片在圓周方向的飛散角。

3)通過調節定向區與非定向區質量比，可控制定向區破片速度。