復合戰斗部爆炸成型彈丸結構參數影響分析*

常 江，吳功平，范 宇，唐漢薇

(1.武漢大學動力與機械學院，湖北武漢430072;2.中國航天科工集團第四研究院，湖北孝感432100)

現代武器裝備為了提高單發武器的戰場適應能力，普遍提出了復合戰斗部的思想，即通過集成多種毀傷機制，實現一種戰斗部執行多重任務的目標。針對地面目標，采用爆炸成型彈丸(Explosively Formed Projectile，EFP)破甲戰斗部，同時在裝藥周圍裝填球形預制破片，即是一種典型的復合戰斗部。利用戰斗部前端藥型罩產生的EFP，可以對重裝甲目標進行有效毀傷;利用裝藥周圍的球形預制破片，可以輔助對輕裝甲目標及人員進行有效毀傷。由此可見，采用多功能的復合戰斗部，可以滿足對多種預定打擊目標的毀傷要求。

雖然復合戰斗部具有優良的戰術性能，但是由于不同毀傷元的設計參數各不相同，其相互影響作用非常復雜。為保證毀傷元的打擊效力，對結構設計參數必須進行詳細分析和優化。許多學者開展了結構參數對EFP成型影響的研究，美國Bender［1］曾研究了弧錐結合型藥型罩生成EFP的效果。侯秀成［2］通過仿真計算及示蹤點的方式對爆炸時藥型罩動態變形過程進行了分析。但是對于復合戰斗部結構條件下結構參數對EFP成型性能的影響，國內外很少有相關的研究報道。

針對某復合戰斗部，研究其結構設計參數對EFP毀傷元的影響，通過針對性地優化結構設計參數，從而滿足毀傷性能的要求。

1 工程問題

某復合戰斗部結構如圖1所示，采用EFP為主毀傷元，同時在裝藥周圍裝填球形預制破片作為輔助毀傷元。與傳統的EFP+破片復合戰斗部布局方案(如圖2所示)相比，為提高戰斗部的定向毀傷性能，將球形預制破片的排布方式設置為前端弧型排布。傳統的EFP+破片復合戰斗部裝藥為圓柱形裝藥，從藥形罩頂部到藥形罩口部金屬質量為逐步增大，而與其對應的有效藥量則是由多到少，在成型過程中藥型罩頂部材料的成型速度大，口部材料的成型速度小，通過不同部位材料的速度差可以形成良好的翻轉式或杵體式EFP。球形預制破片布置方案改為弧形朝前后，裝藥的特性相比于柱形裝藥有了較大的變化，藥型罩頂部到藥形罩口部金屬質量逐步增大，而與藥型罩對應的有效藥量口部相對于頂部并沒有減少太多，因此藥形罩口部材料的成形速度與藥形罩頂部材料的成形速度不容易形成良好的內部梯度，會帶來EFP成型效果變差的問題。

圖1 戰斗部方案圖Fig.1 Figure of warhead program

圖2 傳統戰斗部方案圖Fig.2 Figure of traditional warhead program

2 仿真分析

為研究如圖1所示戰斗部球形預制破片弧形排布方案條件下EFP毀傷元的成型情況，利用AUTODYN對EFP成型過程進行分析，以便為后續的結構設計參數優化提供依據。

2.1 數值建模

藥形罩材料采用無氧紫銅材料，口徑為100mm，錐度為150°，壁厚為3mm;球形預制破片為6mm的鋼珠，弧形排布半徑為50mm;戰斗部殼體材料選用45號鋼，壁厚為3mm。計算時炸藥、藥型罩和空氣采用Euler算法，殼體采用Lagrange算法。

炸藥選用聚黑炸藥，采用JWL狀態方程模擬爆炸過程［3－4］，其主要參數有ρ=1.6g/cm3，D=7900m/s，PCJ=26.5GPa，A=573.2GPa，B=14.64GPa，R1=4.6，R2=1.4。

金屬零件的材料模型均選用Johnson-Cook材料模型，狀態方程采用Shock狀態方程來描述其動態力學行為［5］。45號鋼材料的主要參數為:ρ=7.8g/cm3，E=210GPa，γ=0.29，A=496MPa，B=434MPa，n=0.307，m=0.804，c=0.015，T=1492℃。無氧紫銅的主要材料參數為:ρ=8.9g/cm3，E=117GPa，γ=0.35，A=90MPa，B=292MPa，n=0.31，m=1.09，c=0.02，T=1083℃。

Johnson-Cook材料本構模型的表達式為［6］:

在AUTODYN中建立仿真分析模型，如圖3所示。為跟蹤藥形罩不同部位的材料在成形過程中的變化過程，在藥形罩上設置跟蹤點，跟蹤點1設置在藥型罩罩頂材料內側，跟蹤點2設置在藥型罩罩頂材料外側，跟蹤點3設置在藥型罩罩口材料位置。

圖3 藥型罩跟蹤點示意圖Fig.3 Trace point of liner

2.2 分析計算及結果分析

對該戰斗部的EFP成型過程進行了分析，在球形預制破片排布方案為前端弧形排布條件下，EFP的成型結果如圖4所示，EFP飛行方向為圖中由左向右飛行。可以看出藥型罩在爆炸完成后沒有形成具有良好形狀的EFP，材料向頭部大量匯集并形成倒錐形，從而導致飛行穩定性及侵徹能力大幅度下降。跟蹤點在成型后的分布如圖4中所示。

圖4 EFP成型結果Fig.4 Deformation results of EFP

通過對藥型罩罩口及罩頂位置測量點的速度歷程曲線進行分析，可以清晰地看出導致EFP成型變差的原因。圖5為藥型罩成型為EFP的過程中罩口及罩頂位置測量點速度歷程曲線，圖中深色曲線為跟蹤點1指示的罩頂微元速度－時間曲線，淺色曲線為跟蹤點3指示的罩口微元速度－時間曲線。可以看出藥型罩罩頂單元在成型的整個過程中與罩口單元一直沒有形成明顯的速度差，罩頂單元與罩口單元的材料均向頭部擠壓，從而導致材料向頭部大量匯集并形成倒錐形，對于飛行穩定性及侵徹能力均帶來不利影響，沒有形成良好的EFP形狀。

圖5 跟蹤點速度－時間曲線Fig.5 Velocity curves of the program

3 結構參數影響研究及優化

從藥型罩形成EFP的原理來看:EFP的主體結構是藥型罩徑向的材料，通過裝藥爆炸產生的爆轟壓力，從頂部開始逐步被壓垮;通過頂部成形速度與口部成形速度的速度差，實現罩頂單元向前拉伸、罩口單元向內匯聚的成型效果，藥型罩的罩頂和罩口分別形成EFP的前端和尾裙［8－9］。球形預制破片弧形排布條件下，罩口兩邊的炸藥較多，對藥型罩作用的動量較大，同樣質量下，罩口附近的藥型罩材料運動速度較快，與罩頂材料沒有明顯的速度差，從而導致材料向頭部大量匯集并形成倒錐形，是不能形成良好EFP的直接原因。

針對以上分析，在口徑保持100mm不變的情況下，通過取消圓弧形錐頂，將藥型罩改為全錐形，從而加快頂部材料運動速度，同時，將罩頂壁厚設計參數調整為小于罩口壁厚設計參數，從而進一步加快頂部材料運動速度。通過對不同錐角、不同壁厚及壁厚變化率參數下的EFP成型結果進行仿真，優化成型結果，仿真時取EFP成型后距離戰斗部艙口部1m處為t時刻，作為不同方案的統一對比時間點。對于EFP來說，為具備良好的遠距離飛行穩定性，彈丸應具備良好的氣動外形，同時長徑比不宜過長，一般在2～3倍左右，并且彈丸尾部應具有尾裙結構。與此同時，為提高彈丸的侵徹能力，彈丸應具備較高的侵徹速度，同時彈丸有效長度內的各斷面應具備較高的斷面材料密度。

3.1 錐角的影響

選取錐角設計參數分別為140°，150°，160°進行分析，壁厚設置為3mm，壁厚變化率設置為1.5%。三種參數下的成型分析結果如圖6所示，EFP飛行方向為圖示中由左向右飛行，跟蹤點在成型后的分布如圖6所示。

圖6 不同錐角條件下EFP成型結果Fig.6 Deformation results of the different cone angles

從分析結果可以看出，錐角設計參數為140°時，EFP主體部分的長徑比過大，已經超過了3倍，同時尾裙不明顯，不利于長距離的飛行穩定。錐角設計參數為150°時，EFP主體部分的氣動外形及尾裙結構較好，長徑比為2.6倍，遠距離飛行穩定。錐角設計參數為160°時，EFP頭部形成了鈍頭結構，EFP主體部分的長徑比只有1.4倍，在飛行過程中會帶來較大的氣動阻力，不利于遠距離飛行及最終侵徹目標的實現。綜合比較分析結果，后續錐角設計參數設置為150°。

3.2 壁厚的影響

選取壁厚設計參數為2.4mm，3mm，3.6mm進行分析，錐角設置為150°，壁厚變化率設置為1.5%。三種參數下的分析結果如圖7所示。

圖7 不同壁厚條件下EFP成型結果Fig.7 Deformation results of the different wall thickness

根據分析結果，壁厚設計參數分別為2.4mm，3mm，3.6mm時:EFP主體部分的氣動外形均較好，長徑比分別為3.2倍、2.6倍、2.4倍，飛行穩定性沒有明顯的差別;通過測量彈丸飛行速度，三種方案中壁厚設計參數為2.4mm時飛行速度最大，為3063m/s，設計參數為3.6mm時飛行速度最小，為2870m/s，飛行速度差別不明顯。壁厚設計參數分別為2.4mm，3mm，3.6mm時，彈丸質量分別為152g，243g，348g，其中壁厚設計參數為3.6mm時，EFP具有更高的質量，相對另外兩種方案具有更高的動能，有利于提高侵徹能力。綜合比較分析結果，后續分析時壁厚設計參數設置為3.6mm。

3.3 壁厚變化率的影響

選取壁厚變化率設計參數分別為1%，1.5%，2%三種條件進行分析，錐角設置為150°，壁厚設置為3.6mm。三種條件下的分析結果如圖8所示。

圖8 不同壁厚變化率條件下EFP成型結果Fig.8 Deformation results of the different change rates of wall thickness

根據分析結果，壁厚變化率設計參數分別為1%，1.5%，2%時，彈丸質量分別為335g，348g，367g，沒有明顯的差別。三種參數下的彈丸飛行速度分別為2667m/s，2870m/s，3032m/s，速度值差別不大。壁厚變化率設計參數為2%時，EFP主體部分的長徑比為4.2倍，同時尾裙結構不明顯，不利于長距離的飛行穩定。壁厚變化率設計參數為1%，1.5%時，EFP主體部分的氣動外形及尾裙結構均較好，長徑比分別為3.1倍及2.6倍，遠距離飛行穩定，相對而言壁厚變化率設計參數為1%時，EFP具有比壁厚變化率設計參數為1.5%時更為光順的氣動外形以及更為尖銳的頭部，有利于提高遠距離飛行穩定性和最終的侵徹能力。綜合比較分析結果，壁厚變化率設計參數設置為1%。

3.4 藥形罩結構優化設計

綜合分析在球形預制破片弧形排布方案條件下各種結構參數對于EFP成形結果的影響，選取藥形罩口徑為100mm，錐角設計參數設置為150°，壁厚設計參數設置為3.6mm，壁厚變化率設計參數設置為1%。對此設計參數下的EFP各項性能進行分析。

優化方案在t時刻(EFP成型后距離戰斗部艙口部1m處)速度軸向分布如圖9所示，其中橫坐標表示各測量點距離EFP頭部的距離，縱坐標表示各測量點的軸向運動速度。EFP能量軸向分布如圖10所示。計算表明，距離戰斗部艙口部1m處時EFP的軸向速度差已經在3%以內，能量差在5%以內，此時已經形成了穩定的EFP形狀，后續不會再因為各部分材料的速度差導致EFP繼續拉長而產生斷裂現象，有利于EFP后續在侵徹前的長距離飛行中保持形狀穩定。

圖9 t時刻EFP速度的軸向分布Fig.9 Distribution of the EFP axial velocity

優化方案在t時刻的平均速度、質量、動能、頭部速度、長徑比如表1所示。

圖10 t時刻EFP能量的軸向分布Fig.10 Axial distribution of the EFP energy

表1 優化方案分析結果數據Tab.1 Analysis results of optimization scheme

對優化方案的EFP進行侵徹仿真分析，侵徹目標為均質45號鋼板，EFP穿孔能力達到118mm，取得了良好的侵徹效果。

圖11 EFP侵徹45號鋼板仿真圖Fig.11 Simulation of EFP penetrating results

4 試驗驗證

為驗證設計方案優化后的實際效果，進行了戰斗部靜爆試驗，考核EFP毀傷元在球形預制破片弧形排布條件下的毀傷威力。

4.1 試驗布置

試驗平面布置圖如圖12所示，試驗現場圖如圖13所示。戰斗部口部距離EFP效應靶為1.5m，利用EFP效應靶攔截EFP，獲取EFP的穿甲深度、穿孔直徑和形狀，分析EFP的穿甲效果。EFP效應靶為直徑250mm，厚度120mm的45號鋼塊。通過球形預制破片效應靶板攔截球形預制破片，效應靶板為6mm的45號鋼板，同步對球形預制破片的穿甲能力進行考核。

4.2 試驗結果

試驗產品起爆后，球形預制破片對效應靶上的毀傷如圖14所示。試驗后，EFP效應靶毀傷效果如圖15所示。

圖12 試驗平面布置圖Fig.12 Position sketch of the experimental model

圖13 試驗布置圖Fig.13 Photo of the experimental model

圖14 破片毀傷結果Fig.14 Fragment penetrating results

圖15 EFP毀傷結果Fig.15 EFP penetrating results

根據試驗結果，EFP和球形預制破片在該聯合試驗中滿足各自功能需求，EFP毀傷元在效應靶上形成有效的侵徹孔，侵徹深度約為113mm，與仿真結果接近，取得了良好的毀傷效果，同時球形預制破片均穿透了6mm的45號鋼板，具備良好的打擊效果。

5 結論

為滿足戰場的殺傷需要，提高戰斗部的定向毀傷性能，EFP+破片復合戰斗部要求將球形預制破片的排布方式設置為前端弧型排布。相對于傳統結構方案，由于戰斗部裝藥形式的改變，引起裝藥的聚能效應發生了較大改變，從而導致EFP成型過程中頂部與口部材料的速度梯度減小，EFP成型能力及毀傷能力大幅度降低。本文通過數值仿真方法分析藥型罩材料的成型機理，詳細分析成型過程中材料的變化，對藥型罩設計參數進行針對性的優化改進，通過優化錐角、壁厚、壁厚變化率三種結構設計參數，解決了裝藥形式改變后EFP的成型問題，取得了最優的設計效果。

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