偏心起爆對戰(zhàn)斗部裝藥能量分配增益的影響*

鄧 海，全嘉林，梁爭峰

（西安近代化學研究所，陜西 西安 710065）

破片殺傷戰(zhàn)斗部是防空反導、對付空中目標彈藥的主要毀傷載荷。早期受制導精度、引信技術(shù)的制約，防空反導戰(zhàn)斗部多為具有軸對稱結(jié)構(gòu)，并采用中心起爆的大飛散角戰(zhàn)斗部。戰(zhàn)斗部裝藥爆轟后，破片沿徑向均勻飛散，然而目標僅處于殺傷區(qū)域內(nèi)很小的一個錐角范圍內(nèi)，因而裝藥能量和破片利用率極低。據(jù)統(tǒng)計，分布于目標方向的破片數(shù)僅為總破片數(shù)的1/12～1/8。隨著制導和引戰(zhàn)水平的日益發(fā)展，定向戰(zhàn)斗部技術(shù)成為各軍事大國的研究熱點。目前，研究最為活躍、技術(shù)最為成熟的定向戰(zhàn)斗部為偏心起爆戰(zhàn)斗部。它利用爆炸邏輯網(wǎng)絡(luò)實現(xiàn)多分位的可控起爆，在裝藥中形成定向匯聚爆轟波，產(chǎn)生馬赫波超壓載荷，使破片在定向方向上的速度大大提高，并使破片集中飛向目標方向，增大目標飛散方向上的破片密度，達到高效毀傷目標的目的。

偏心起爆定向戰(zhàn)斗部由于易于實現(xiàn)，研究最為活躍，目前是防空反導戰(zhàn)斗部發(fā)展的主方向。Resnyansky 等采用數(shù)值模擬方法研究了偏心多線起爆條件下破片戰(zhàn)斗部的破片速度和密度分布，并進行了實驗驗證，發(fā)現(xiàn)平面波起爆可使破片戰(zhàn)斗部殺傷效率最高。Kennedy研究發(fā)現(xiàn)，采用偏心起爆方式可使破片戰(zhàn)斗部速度增益1.32 倍，破片密度增益1.4 倍。Held在偏心起爆戰(zhàn)斗部中運用Taylor 公式，給出了可以應(yīng)用在雙線性偏心起爆模型中，計算彈體截面內(nèi)徑向破片速度的Gurney 修正方程。黃靜等比較了3 種不同夾角的偏心線起爆方式下破片速度增益情況，發(fā)現(xiàn)夾角45°的雙線起爆方式對破片初速提高最顯著，增益超過30%。王樹山等通過實驗研究了預(yù)制桿狀破片戰(zhàn)斗部側(cè)面四點偏心起爆下破片徑向飛散規(guī)律，發(fā)現(xiàn)偏心起爆能顯著提高定向方向的破片初速及破片數(shù)量。

以上研究主要驗證了偏心起爆對破片速度及破片密度增益的效果，對于不同形式的起爆方式對裝藥能量增益的區(qū)別研究較少。本文中，以典型破片殺傷戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)為研究對象，建立偏心起爆定向戰(zhàn)斗部的數(shù)值模型，對不同六分位偏心起爆方式下戰(zhàn)斗部爆轟驅(qū)動破片的過程開展數(shù)值模擬，分析預(yù)制破片的速度增益，以及偏心起爆條件下主裝藥對不同角度范圍內(nèi)的能量增益和分配規(guī)律，并設(shè)計戰(zhàn)斗部樣彈進行試驗驗證，以期為戰(zhàn)斗部的優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 偏心起爆的能量增益

偏心起爆由于起爆過程存在爆轟波的相互作用，在局部區(qū)域產(chǎn)生了馬赫波超壓，提高了原有裝藥在定向區(qū)域的能量分配比例及利用率，從而使得定向區(qū)域破片速度產(chǎn)生增益。當偏心的多個起爆點同時起爆后，從起爆點同時發(fā)出多個球面爆轟波，并以相同的爆速向炸藥內(nèi)傳播，當多個爆轟波陣面相遇時，將發(fā)生爆轟波的碰撞、疊加，在碰撞面附近產(chǎn)生相對于CJ 爆轟很強的局部超壓。這種局部超壓隨著爆轟波碰撞過程的繼續(xù)將會持續(xù)維持，在碰撞點附近出現(xiàn)一個非均勻的過渡區(qū)，從而造成碰撞點附近物質(zhì)的堆積，迫使反射沖擊波上移，與入射爆轟波交于距離起爆點對稱平面的一定距離處，形成馬赫爆轟波，構(gòu)成非正規(guī)斜反射。圖1 為間位60°的兩點偏心起爆后爆轟波相互作用的示意圖，和為位于裝藥端面的2 個起爆點。

當裝藥在和點同時起爆后，分別以、為中心發(fā)出2 個散心球面爆轟波，各自獨立地向炸藥內(nèi)傳播。當這2 個爆轟波波陣面?zhèn)髦羶善鸨c對稱平面時，將發(fā)生這2 個爆轟波的對心正碰撞，碰撞后分別向兩側(cè)爆轟產(chǎn)物中傳入沖擊波，并在碰撞點附近形成一個非均勻的過渡區(qū)，造成碰撞點附近物質(zhì)的堆積，構(gòu)成非正規(guī)斜反射，形成馬赫爆轟波，從而在碰撞點附近產(chǎn)生相對于CJ 爆轟的很強的局部超壓，如圖1所示，i 為入射爆轟波，r 為反射爆轟波，M 為馬赫爆轟波。區(qū)(0)為未爆炸藥區(qū)，區(qū)(1)是高壓爆轟產(chǎn)物區(qū)，區(qū)(2)為反射沖擊波后區(qū)，區(qū)(3)為馬赫波后區(qū)。馬赫波傳遞的區(qū)域，即為定向區(qū)域。

圖1 鄰位兩點偏心起爆后爆轟波相互作用Fig. 1 Interaction between two detonation waves produced by two-point eccentric initiation with an interval of 60°

2 偏心起爆破片初速計算公式推導

由此，可以將裝藥中心點看作戰(zhàn)斗部裝藥的能量分配中心，該點與破片邊沿圍成的裝藥區(qū)域為對應(yīng)的破片提供能量，可以將該破片處的局部裝填比 β代入Gurney 公式計算相應(yīng)的破片速度。

對于偏心起爆，假定同樣存在一個能量分配點，如圖2 所示。假設(shè)偏心起爆的目標方位為點所在方向，由圓柱形裝藥的對稱性可知，點應(yīng)位于目標方位所在直徑上，且在另一端的某個位置。假定能量分配點到戰(zhàn)斗部中心的距離為，=，為偏心系數(shù)。

圖2 偏心起爆彈軸中心截面示意圖Fig. 2 Schematic diagram of the eccentric detonator shaft center section

從式(6)可知，偏心起爆條件下，某一點的等效裝填比與能量分配中心的偏心比、方位角θ 有關(guān)。可以通過數(shù)值模擬或試驗提取，反推能量分配點的位置，只要確定了的值或的函數(shù)關(guān)系，就能夠確定偏心起爆破片速度隨周向方位角的變化規(guī)律，從而為其他戰(zhàn)斗部的設(shè)計與研發(fā)提供參考。

3 數(shù)值模擬

3.1 計算模型及材料參數(shù)

本文中采用LS-DYNA 有限元軟件進行計算，戰(zhàn)斗部模型由主裝藥、空氣域、預(yù)制破片、內(nèi)襯、端蓋5 部分組成，如圖3 所示。主裝藥尺寸為 ? 100 mm×150 mm；破片為單層立方體破片，破片質(zhì)量為3 g，材料為93W 合金；內(nèi)襯材料為鋁，厚度為1 mm；端蓋材料為鋼，厚度為5 mm。

圖3 戰(zhàn)斗部模型Fig. 3 The warhead model

計算過程中采用任意Lagrange-Euler(aribitrary Lagrange-Euler, ALE)算法，破片與殼體間的接觸為自動面對面接觸，破片之間的接觸為單面自動接觸；炸藥為HMX 基PBX 炸藥，該炸藥密度為1 818 kg/m，CJ 爆轟壓力為31.86 GPa，爆轟速度為8 336 m/s，對其采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 材料模型和Jones-Wilkins-Lee (JWL)狀態(tài)方程；破片和內(nèi)襯采用Johnson-Cook 本構(gòu)模型和Grüneisen 狀態(tài)方程；空氣采用理想氣體狀態(tài)方程。

3.2 起爆方式

選取六分位作為起爆圓截面劃分的方式，研究鄰位雙線起爆、間位雙線起爆、偏心單線起爆、連位三線起爆4 種偏心起爆方式對裝藥能量分配的影響，起爆方式示意圖如圖4 所示。破片周向方位角定義為：目標方向方位角為0°，偏心單線起爆線的方位角為180°，圓周上任意一點的方位角為該點到目標方向間的圓心角。定義方位角-30°～30°間的區(qū)域為定向區(qū)。

圖4 六分圓起爆方式Fig. 4 Initiation modes of sextant circle

3.3 結(jié)果分析

對不同起爆方式下爆轟波的傳播、疊加及破片在爆轟驅(qū)動作用下的飛散情況進行了計算，以中心起爆作為比較基準，評價了不同起爆方式下破片的速度增益及定向區(qū)域的能量增益。計算得到的戰(zhàn)斗部裝藥內(nèi)部爆轟波傳播的壓力云圖如圖5 所示。

圖5 不同起爆方式下爆轟波的傳播過程Fig. 5 Propagation processes of detonation waves with different initiation modes

從計算結(jié)果可以得到，采用中心起爆時，經(jīng)過約13 μs 爆轟波傳播至裝藥邊緣，整個周向裝藥邊緣處的爆轟壓力相等，壓力為23.5 GPa。采用4 種偏心起爆時，多線起爆在爆轟波傳播過程中，從12 μs 后就發(fā)生爆轟的碰撞和匯聚，產(chǎn)生局部的高壓區(qū)域，大約經(jīng)過20 μs 爆轟波傳播至目標方位裝藥邊緣，隨后殼體膨脹破裂，在爆轟波和爆轟產(chǎn)物的作用下驅(qū)動破片飛行；可以看出在整個裝藥區(qū)域，方位角為0°的裝藥邊緣處壓力最高，方位角為180°裝藥邊緣處壓力最低，對比4 種起爆方式裝藥邊緣的最大爆轟壓力，鄰位雙線起爆方式壓力最大，可達36.2 GPa，其次是連位三線起爆，最高壓力為35.7 GPa，再次是間位雙線起爆，壓力為34.3 GPa，最次是偏心單線起爆，壓力最高為27.1 GPa。由于采用多線起爆后，爆轟波裝藥內(nèi)部傳播過程發(fā)生碰撞、匯聚、疊加，產(chǎn)生了較強的局部超壓，造成多線偏心起爆裝藥邊緣處最大壓力明顯大于偏心單線起爆。與中心起爆最大壓力23.5 GPa 相比，偏心起爆爆轟波傳播至目標方位裝藥邊緣，經(jīng)歷了更長的爆轟增長時間，并存在爆轟波碰撞疊加，4 種偏心起爆方式均能顯著提高目標方位處的爆轟波壓力。裝藥邊緣處爆轟壓力的提高，能夠使作用在破片上的動量增加，從而提高破片的加載速度。裝藥軸向中心截面處最大壓力隨方位角的分布曲線如圖6 所示；不同起爆方式下不同方位角處破片速度變化曲線如圖7 所示。

圖6 不同起爆方式下，爆轟波壓力峰值隨方位角分布曲線Fig. 6 Detonation wave pressure peak varying with azimuth angle under different initiation modes

圖7 不同起爆方式下破片速度隨方位角的分布Fig. 7 Fragment velocity varying with azimuth angle under different initiation modes

從圖6 可以看出，在方位角0～30°范圍內(nèi)，幾種偏心起爆方式下壓力均明顯高于其他方位角處的爆轟波壓力，在-30°～30°的定向毀傷區(qū)域內(nèi)，間位雙線起爆與連位三線起爆的壓力較為接近，鄰位雙線起爆爆轟波壓力明顯大于其他幾種起爆方式。

從圖7 可以看出，隨著方位角度的增大，破片速度值越來越小。方位角較大處的破片距離起爆點位置較近，起爆后，爆轟波成長時間較短，爆轟波未能達到最大能量就接觸到了這些破片，作用于破片的沖量較小，造成了其速度較低。方位角較小處，爆轟波進過較長時間的成長，能量達較大值，破片加載速率更高。分別采用中心起爆、偏心一線、間位兩線、連位三線、鄰位雙線5 種方式起爆時，在0°～30°定的向區(qū)域內(nèi)破片速度和裝藥邊緣處最高壓力都依次增大；鄰位雙線定向區(qū)域破片速度最大，這是由于鄰位雙線的起爆點距離定向區(qū)域更遠，能量分配中心也更遠離定向區(qū)域，因此破片獲得的速度也最高；而偏心單線與鄰位雙線相比，雖然起爆點離定向區(qū)更遠，但鄰位雙線起爆方式下，兩路爆轟波發(fā)生碰撞、匯聚、疊加，產(chǎn)生較強的局部超壓，因此增益相對于偏心單線起爆方式更高。取戰(zhàn)斗部中間截面一圈破片進行統(tǒng)計，定向區(qū)域不同方位破片速度統(tǒng)計如表1 所示。

表1 定向區(qū)不同方位破片速度Table 1 Fragment velocity in different directions of orientation area

從表1 可以發(fā)現(xiàn)，相對于中心起爆破片速度2 113.0 m/s，偏心起爆戰(zhàn)斗部可以獲得顯著的破片速度增益。鄰位雙線起爆，破片速度最高可達2 651.3 m/s，目標方向速度增益達25.47%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益21.53%；連位三線起爆，破片速度最高可達2 583.3 m/s，目標方向速度增益達22.26%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益15.52%；間位雙線起爆，破片速度最高可達2 572.2 m/s，目標方向破片速度增益達21.72%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益14.71%；偏心單線起爆，破片速度最高可達2 487.6 m/s，目標方向速度增益達17.71%，定向區(qū)域內(nèi)破片平均速度增益13.45%。定向方位的破片速度增益最大，隨著方位角增大破片速度增益迅速下降，到方位角為90°附近時，破片速度近似于中心起爆破片速度相同。

根據(jù)不同方位角處的破片速度，可以計算出戰(zhàn)斗部周向破片動能分布情況。假設(shè)所有破片質(zhì)量相等，且在爆轟加載過程中不發(fā)生質(zhì)量損失，則方位角θ 處的破片動能為：

將統(tǒng)計得到的破片速度代入公式(11)，計算得到不同起爆方式下動能分配比隨破片方位角的變化規(guī)律，如圖8 所示。

從圖8 可以看出，偏心起爆能量分配比與方位角間的關(guān)系曲線成上凸形狀，即方位角較小的部分能量更多，更為集中，占比更大，通過調(diào)節(jié)能量分配比使得能量向目標方位集中。

圖8 不同起爆方式下動能分配比隨破片方位角的變化Fig. 8 Kinetic energy distribution ratio varying with azimuth angle under different initiation modes

選取戰(zhàn)斗部中間截面速度最快的一圈破片，對不同區(qū)域破片總動能分布統(tǒng)計如表2 所示，不同起爆方式下破片總動能近似相等，相對中心起爆定向區(qū)能量占比為16.67%，鄰位雙線起爆定向區(qū)域能量占比最高可達24.57%，該區(qū)域內(nèi)能量增益最高達47.42%；其次是連位三線起爆，能量增益38.84%，間位雙線起爆定向區(qū)內(nèi)能量增益36.98%；偏心單線起爆定向區(qū)能量增益32.72%。

表2 不同區(qū)域內(nèi)破片總動能的分布情況Table 2 Total kinetic energy distribution of fragments in different regions

從以上分析可以看出，偏心起爆通過改變起爆點的位置，調(diào)整爆轟波的波形與能量分配，從而改變了破片的殺傷能量在環(huán)向均勻分布的現(xiàn)象。裝藥分配給破片的能量與破片到起爆點之間的距離有關(guān)，定向區(qū)與起爆點間的距離越遠，分配給定向區(qū)內(nèi)破片的等效裝藥量更多，獲得的能量較高。

根據(jù)不同方位角處的破片速度反推出各方位角的局部裝填比 β，根據(jù)公式(6)的形式擬合出不同起爆方式局部裝填比隨方位角的變化關(guān)系如表3 所示，從而可得到預(yù)測偏心起爆戰(zhàn)斗部破片速度的經(jīng)驗計算公式。

表3 局部裝填比隨方位角的擬合關(guān)系式Table 3 Fitting relationship between local loading ratio and azimuth angle

4 偏心起爆周向動能分配試驗研究

4.1 試驗樣彈設(shè)計

傳統(tǒng)的殺傷戰(zhàn)斗部靜爆試驗由于破片離散分布，測速靶不能攔截所有破片，并存在爆炸殘渣誤觸發(fā)測速靶等現(xiàn)象，因此不能測量出所有破片的速度，無法完整地反映在不同區(qū)域內(nèi)裝藥的能量分配情況。為驗證六分位起爆網(wǎng)絡(luò)條件下，不同偏心起爆方式不同區(qū)域內(nèi)的能量增益，參照六分位起爆圓劃分模式，設(shè)計了戰(zhàn)斗部試驗樣彈，通過預(yù)刻槽的方式將殼體由軸向均勻分為6 個整體。具體結(jié)構(gòu)如圖9 所示，由殼體、主裝藥與端蓋3 部分組成，主裝藥采用某HMX 基含鋁炸藥，裝藥尺寸為 ? 100 mm×150 mm；殼體和端蓋的材料為塑性較好的20 鋼，殼體厚度為36 mm，端蓋厚度為5 mm；保證在爆轟加載過程中不發(fā)生碎裂，試驗時忽略爆轟加載過程中因殼體變形等因素導致的能量損失，每塊殼體的動能即可近似為該起爆方式下戰(zhàn)斗部裝藥在該方向區(qū)域的輸出能量。

圖9 試驗樣彈的結(jié)構(gòu)設(shè)計Fig. 9 Structure design of test sample projectile

為了對比不同起爆方式下戰(zhàn)斗部裝藥在不同區(qū)域內(nèi)的能量分配規(guī)律和能量增益，并與計算結(jié)果進行對比，共設(shè)計了5 發(fā)樣彈試驗，樣彈編號及起爆方式如表4 所示。

表4 樣彈起爆方式Table 4 Initiation modes of test bombs

4.2 試驗布置

靶場布置根據(jù)扇形靶試驗的原理，以試驗樣彈爆心為圓心，在距離爆心半徑3 m 處，周向均勻布置6 塊6 mm 厚的Q235 鋼靶，靶板高2 m，弧長1.25 m。靶場具體示意圖如圖10 所示。以樣彈目標方向正對的靶板為靶板1，對應(yīng)方位角0°方向。從靶板1 起，順時針每隔60°分別布置靶板2～6。采用斷通靶和高速攝影2 種方法同時對破片速度進行測量。

圖10 靶場布局Fig. 10 Shooting range layout

4.3 實驗結(jié)果及分析

高速攝影記錄得到樣彈1 戰(zhàn)斗部起爆、殼體飛散過程如圖11 所示。

圖11 樣彈1 爆轟過程的高速攝影Fig. 11 High-speed photography of detonation process of test bomb 1

從高速攝影照片可得：3.79 ms 時刻，樣彈1 命中正前方靶板；4.60 ms 時刻，樣彈1 命中前側(cè)方靶板。結(jié)合梳狀靶測速結(jié)果，得到每塊靶板對應(yīng)殼體的速度。戰(zhàn)斗部沿起爆側(cè)與目標側(cè)所在的直徑軸對稱，因此將靶板2 和6、靶板3 和5 的數(shù)據(jù)合并取平均值。對于中心起爆，取6 塊靶板速度的平均值。

采用擬合得到的局部裝填比關(guān)系式和偏心起爆初速計算公式對目標方位的樣彈殼體速度進行計算，試驗結(jié)果與理論計算結(jié)果如表5 所示，可以得到，鄰為雙線起爆定向方位殼體速度最大，相對于中心起爆，速度增益為18.4%（表5 中沒有具體的值），偏心單線起爆殼體速度最低，速度增益為11.9%。目標方向的殼體速度，理論計算值比試驗值大，最大存在12%的偏差。鑒于試驗樣彈與傳統(tǒng)破片戰(zhàn)斗部形式存在差異；靶板1 對應(yīng)殼體的方位角為-30°～30°，計算時采用的方位角為0°；高速攝影采用的拍攝頻率為10 000 s，存在0.10 ms 的時間誤差，導致速度存在約20.0 m/s 的速度誤差；從試驗后靶板穿孔情況得出，殼體存在少量破裂現(xiàn)象，變形帶來了一定能量損失等原因，對于定向區(qū)域破片的速度預(yù)估，偏心起爆初速計算公式有著較高的適配性。

表5 不同周向起爆方式下樣彈殼體速度分布Table 5 Velocity distributions of tested bomb shells under different initiation modes

根據(jù)各方位殼體速度計算得到不同方向的動能分配，試驗值和數(shù)值模擬值統(tǒng)計如表6 所示。

表6 不同起爆方式不同方位區(qū)域動能分配對比Table 6 Total kinetic energy distribution in different regions under different initiation modes

從表6 可以看出，試驗獲得的6 塊大破片在對應(yīng)區(qū)域獲得的動能分配占比與數(shù)值模擬得到的小破片在各區(qū)域獲得的動能占比吻合很好，說明以大破片樣彈試驗去驗證不同偏心起爆方式下，定向區(qū)域的動能分配和動能增益規(guī)律是可行性的。

相對于中心起爆，不同方位動能增益試驗值和數(shù)值模擬結(jié)果統(tǒng)計如表7 所示。從表7 可以看出：定向區(qū)域動能增益最高的起爆方式為鄰位雙線起爆，相對于中心起爆，動能增益可達40.2%；其次是連位三線，動能增益達35.9%；連位三線與間位雙線差距不大，間位雙線起爆動能增益為32.4%；偏心單線定向區(qū)總動能增益相對最低，動能增益最高可達25.4%；在定向區(qū)和定向區(qū)相鄰的區(qū)域內(nèi)動能增益試驗結(jié)果與模擬結(jié)果符合較好，4 種起爆方式模擬結(jié)果與試驗結(jié)果偏差均在10%以內(nèi)；起爆側(cè)區(qū)域內(nèi)動能增益相對模擬結(jié)果明顯偏低。這是由于在數(shù)值模型中，起爆點僅為一理想點，對樣彈殼體驅(qū)動速度無影響，試驗樣彈中為了放置起爆點，需要預(yù)先在殼體上穿孔，起爆后由于起爆點附近的殼體提前被破壞，爆轟產(chǎn)物氣體提前泄露，導致起爆側(cè)區(qū)域內(nèi)破片速度偏低。

表7 不同起爆方式下不同方位區(qū)域的動能增益Table 7 Kinetic energy gain in different regions under different initiation modes

4.4 試驗合理性的數(shù)值模擬驗證

為驗證試驗設(shè)計的合理性，建立了偏心起爆能量周向分配試驗樣彈的數(shù)值模型，模型尺寸與試驗樣彈保持一致，模型殼體采用Lagrange 網(wǎng)格，裝藥采用Euler 網(wǎng)格。殼體材料為20 鋼，采用*MAT_ELASTIC模型描述，殼體材料初始密度為7.8 g/cm，楊氏模量為206.7 GPa， 泊松比為0.31，屈服強度為0.65 GPa。模型裝藥與樣彈裝藥類型相同，采用*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 模型和JWL 狀態(tài)方程。

分別數(shù)值計算了不同偏心起爆方式下殼體的飛散速度，數(shù)值計算得到的各方向的殼體速度與試驗測得的殼體速度如表8 所示，鄰位雙線起爆條件下殼體的飛散狀態(tài)如圖12 所示。從圖12 可以看出，鄰位雙線起爆，傳爆過程兩路爆轟波碰撞、匯聚，形成了局部高壓區(qū)，定向區(qū)域1#殼體受到了更高壓力的作用，獲得了更快的速度，與3.3 節(jié)數(shù)值模擬結(jié)果的裝藥邊緣壓力結(jié)果一致。

表8 殼體速度Table 8 Shell velocity

圖12 鄰位雙線起爆過程的狀態(tài)Fig. 12 The states of the initiation process of two wires in adjacent positions

從表8 可以看出，數(shù)值模擬得到的殼體速度偏高，各方向的殼體速度偏差都在10%以內(nèi)，考慮到試驗樣彈爆轟過程，兩端稀疏波效應(yīng)影響更強，裝藥一部分能量被浪費，造成試驗值偏低。因此，可以認為試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果所揭示的規(guī)律吻合較好，試驗樣彈設(shè)計合理，可以相互佐證。

5 結(jié) 論

(1)從中心起爆戰(zhàn)斗部破片速度的計算公式中，引出能量分配中心的概念，通過引入局部裝填比這一變量，給出了偏心起爆戰(zhàn)斗部破片的初速計算公式，結(jié)合仿真結(jié)果，通過數(shù)據(jù)擬合，得到了能夠體現(xiàn)不同周向偏心起爆方式的破片速度計算公式，通過試驗驗證，偏心起爆初速公式能較好的預(yù)測不同偏心起爆方式目標方位的破片速度。

(2)相同彈結(jié)構(gòu)下，不同偏心起爆方式之間，鄰位雙線、連位三線、間位雙線、偏心單線、中心起爆定向區(qū)域破片速度依次降低。相對于中心起爆，鄰位雙線起爆破片速度增益25.47%；連位三線起爆速度增益達22.25%；間位雙線起爆速度增益21.73%；偏心單線起爆目標方向速度增益達17.72%。定向方向上破片速度增益最大，隨方位角增大破片速度增益迅速下降，到方位角為90°附近時，破片速度近似于中心起爆的破片速度。

(3)根據(jù)破片速度分布，統(tǒng)計了不同起爆方式下破片能量分配隨方位角區(qū)間的變化規(guī)律，不同起爆方式下破片總能量差距不大，偏心起爆改變不同區(qū)域內(nèi)裝藥能量分配情況，通過試驗驗證，能量分配特性與模擬結(jié)果吻合較好，鄰位雙線起爆定向區(qū)域能量增益最高，能量增益超過40%。