一種組合藥型罩聚能裝藥戰斗部對含水復合結構毀傷的數值模擬及試驗研究*

蔣文燦，程祥珍，梁 斌，聶 源，盧永剛

（1. 中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621999；2. 中國人民解放軍32391 部隊，廣東 廣州 510515）

隨著武器裝備防護能力的提高，對戰斗部毀傷能力的要求進一步提升。聚能裝藥是為提高武器系統的定向威力而廣泛采用的一種方式，其結構主要由主裝藥、藥型罩、外殼以及波形發生器等組成。通過起爆主裝藥產生爆轟波壓垮藥型罩形成高速金屬射流，金屬射流的速度可達到9 000 m/s 甚至更高。藥型罩是聚能裝藥戰斗部的核心部件，也是影響其毀傷威力的關鍵因素之一。通過設計不同的藥型罩結構，可以獲得不同形態和速度的侵徹體，如爆炸成形彈丸（速度1.5～3 km），桿式射流和射流（通常超過6 km/s，最高可達12 km/s）。

水介質對侵徹體能量具有明顯的衰減作用，因此提高射流或射彈在水中的毀傷威力是提高水下聚能戰斗部毀傷效應的關鍵。王海福等研究表明，桿式侵徹體徑向尺寸適中，而且受拉伸會斷裂形成多段侵徹體；前驅侵徹體可在水中形成較理想的空腔，在水中速度衰減最慢；偏心亞半球形罩可有效形成空腔隨進效應。周方毅研究表明，球錐組合藥型罩形成的侵徹體能夠形成兼具錐形罩（金屬射流）和球缺罩（翻轉彈丸）兩種藥型罩的侵徹體特點，使成型侵徹體質量增大、速度加快，形成高速桿式射流，非常有利于破壞目標。在此研究基礎上，周方毅等又提出一種雙球缺組合藥型罩，對于防護能力強的目標，雙球缺組合藥型罩比圓錐、球缺型組合藥型罩破壞效果更好。張春輝等設計了一種球缺罩與偏心亞半球形罩組合聚能戰斗部，并通過改變小藥型罩材質，使復合材質的組合藥型罩與傳統桿式射流相比侵徹相同厚度的水介質與靶板后，剩余動能提升了28.59%。李兵等結合數值模擬和試驗研究了半球形藥型罩對雙層圓柱殼結構的毀傷過程，結果表明水中聚能戰斗部對雙層圓柱殼結構的破壞載荷主要有金屬射流、沖擊波載荷及氣泡載荷3 種，金屬射流穿透力強，造成結構局部小尺寸破口，而沖擊波載荷及氣泡載荷作用面積大，引起結構大面積破口及塑性凹陷。王玉等對比分析了球缺罩聚能裝藥戰斗部對水下單層潛艇靶板試驗和數值模擬結果，發現射流頭部距離和時間關系曲線、靶板變形擾度曲線、射流頭部速度數值模擬計算與試驗誤差均在15%以內，在此基礎上設計了圓錐+球缺組合藥型罩和雙球缺組合藥型罩并展開數值模擬研究，研究結果表明雙球缺組合藥型罩質量分布均勻，射流形態好，有效射流轉化率高。王長利等通過實驗以及數值模擬，開展了防雷艙結構在聚能裝藥水下爆炸作用下的毀傷研究，探討沖擊波在多介質結構中的傳播規律及其對結構的毀傷機理，藥型罩采用了變壁厚紫銅材料。

目前雖然組合藥型罩聚能裝藥戰斗部對含水復合結構的毀傷已有報道，但組合藥型罩聚能侵徹體的形成、侵徹體對水下多層靶標毀傷機理以及侵徹體與水介質的作用規律仍需進一步研究，且組合藥型罩聚能裝藥戰斗部對于含水復合結構毀傷試驗研究的報道相對較少，因此本文擬設計一種組合藥型罩聚能裝藥戰斗部，結合數值模擬和試驗對含水復合結構多層靶的毀傷性能進行研究。

1 數值模型

1.1 結構設計

根據報道，射流在水中由于過于拉伸，會造成射流分段且不連續，隨進射流也會受到水干擾，而采用爆炸成形彈丸由于徑向尺寸較大，與水接觸面積較大能量衰減相比射流和桿式射流更快。因此，為了提高侵徹體的二次毀傷威力，采用偏心亞半球形罩和偏心亞半球缺罩形成組合藥型罩。偏心亞半球形罩形成桿式射流，在侵徹體最前端侵徹水介質和靶板，為后續侵徹體提供瞬時空腔，偏心亞半球缺罩形成的侵徹體在空腔中低阻隨進。

根據以上思路，設計了組合藥型罩聚能裝藥戰斗部，戰斗部主要由3 部分組成，分別是殼體、主裝藥和藥型罩（見圖1(a)）。組合藥型罩主要由大小藥型罩構成，均采用紫銅材料，通過機加方式可形成連續結構。大藥型罩采用偏心亞半球缺罩，小藥型罩采用偏心亞半球形罩。主裝藥采用8 701 炸藥，外殼采用鋁材料。其中，小藥型罩底部開口直徑為20 mm，壁厚α 為3.6 mm（即0.18），偏心距δ 為6 mm（即0.3），炸高為175.4 mm（即8.77）；大藥型罩的裝藥直徑為122 mm，炸高為147 mm（即1.2），外徑為68 mm（即0.56），內徑為76 mm（即0.62），外徑與內徑偏心距為17.5mm（即0.14）；裝藥長徑比/為1.13。

另外，為研究增加的小藥型罩（即偏心亞半球形罩）對侵徹體形成過程以及侵徹體與水介質和靶板作用過程的影響，設計了只含大藥型罩（即偏心亞半球缺罩，見圖1(b)）的結構并進行了數值模擬。

圖1 組合藥型罩和偏心亞半球缺罩結構設計(單位：mm)Fig. 1 Structural design of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner (unit: mm)

1.2 數值模擬計算

1.2.1 計算模型

組合藥型罩聚能戰斗部對含水復合結構毀傷的數值模擬模型見圖2，主要由戰斗部、靶板、后效靶、水和空氣組成。計算模型含有四層靶板，兩層靶板的間距分別為172、119、172 mm，在第四層靶板后放置一層后效靶，與第四層靶板間隔100 mm。從第一層到后效靶的靶板厚度分別為28、12、12、28、14 mm。四層靶板置于水中，后效靶板置于空氣中。戰斗部直接與靶板貼合，通過主裝藥頂部起爆，靶板均采用45 鋼。采用LS-DYNA 軟件，計算模型采用二維軸對稱結構，采用ALE 流固耦合算法，網格尺寸0.1 cm，單位制為cm-g-μs。其中殼體和靶板采用拉格朗日網格，主裝藥和藥型罩采用歐拉網格，采用*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY 關鍵字對歐拉網格進行材料填充，材料模型及本構模型使用見表1。偏心亞半球缺罩毀傷過程的數值模擬與組合藥型罩相同，區別只是藥型罩的結構。

圖2 組合藥型罩聚能裝藥戰斗部對含水復合結構作用的數值模擬計算模型(單位: mm)Fig. 2 Numerical simulation model of the shaped charge warhead of combined liner on water containing composite structure (unit: mm)

1.2.2 材料參數選取

炸藥、藥型罩、殼體、水、靶板采用的本構模型及狀態方程見表1。藥型罩采用STEINBERG 本構模型，STEINBERG 本構模型可用于模擬極高應變率下材料的變形，其參數選取參考文獻[16]。

表1 材料本構模型及狀態方程Table 1 Constitutive model and state equation of the materials

主裝藥采用8 701 炸藥，其密度ρ=1.72 g/cm，爆速為8 425 m/s，=30.4 GPa，狀態方程采用JWL方程：

2 組合藥型罩聚能侵徹體穿靶過程數值模擬計算結果及分析

2.1 侵徹體形成過程

基于數值模擬計算結果，對組合藥型罩形成侵徹體以及穿靶過程進行了分析。首先對比分析了偏心亞半球缺罩和組合藥型罩形成聚能侵徹體并侵徹靶板過程。圖3 為侵徹第1 層靶板時在爆轟波壓垮作用下藥型罩的侵徹體形成過程。分析發現，在20 μs 時，組合藥型罩小藥型罩的內壁軸線位置附近最先獲得加速（圖3(a)紅色區域），在50 μs 時頭部侵徹體發生了斷裂，此時侵徹體頭部到達第1 層靶板位置（圖3 中未畫第1 層靶板），大藥型罩此時并未完全形成穩定的侵徹體構型。在80 μs 時，偏心亞半球缺罩形成了比較穩定的侵徹體構型并開始侵徹第1 層靶板（圖3(b)）。此時組合藥型罩中大藥型罩的侵徹體構型也基本成型。

圖3 80 μs 前組合藥型罩和偏心亞半球缺罩的侵徹體形成過程Fig. 3 Formation processes of penetrators for combined liner and eccentric sub-hemispherical liner before the time of 80 μs

圖4 和圖5 分別為80 μs 時偏心亞半球缺罩和組合藥型罩形成的侵徹體外形及速度分布以及在軸線位置侵徹體速度隨位置分布。分析侵徹體形態（見表2）發現，組合藥型罩與偏心亞半球缺罩的侵徹體主要區別為前端和尾端（圖5 中的段和段），組合藥型罩由于有小藥型罩形成的桿式侵徹體在前端，因此整體更長（=1.64）。組合藥型罩的段侵徹體頭部已經到達靶板位置并處于侵徹靶板過程，若無靶板，組合藥型罩形成的侵徹體會更長。由于小藥型罩作用，組合藥型罩侵徹體與偏心亞半球缺罩頭部形狀完全不同。通過對比偏心亞半球缺罩與組合藥型罩外形尺寸以及軸線處的速度分布發現，組合藥型罩段與偏心亞半球缺罩（段）外形尺寸非常接近，軸線處的速度分布也非常接近。組合藥型罩中小藥型罩產生了更多速度相對更高的侵徹體分布在侵徹體頭部（段，80 μs 時頭部最高速度3 267 m/s，在50 μs 時最高速度達到4 570 m/s，偏心亞半球缺罩80 μs 時頭部最高速度3 005 m/s），同時也產生了一部分速度相比偏心亞半球缺罩速度更低的部分分布在尾部（段，80 μs 最低速度為674 m/s，組合藥型罩杵體最低速度1 083 m/s）。組合藥型罩頭部出現速度急劇減小的情況（點以后），主要原因為在80 μs 時侵徹體頭部與第1 層靶板發生作用，由于質量較小而導致侵徹過程頭部侵徹體速度迅速減小。

表2 80 μs 時組合藥型罩和偏心亞半球缺罩的外形尺寸統計Table 2 Statistics of overall dimensions of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner at 80 μs

圖4 80 μs 時組合藥型罩和偏心亞半球缺罩形成的侵徹體在對稱軸線處速度隨位置分布Fig. 4 The velocity distribution with position y of the penetrator formed by the combined liner and eccentric sub-hemispherical liner at the position of axis of symmetry (x=0) at the time of 80 μs

圖5 80μs 時組合藥型罩和偏心亞半球缺罩形成的侵徹體構型和速度分布Fig. 5 Configurations and velocity distributions of the penetrator formed by the combined liner and eccentric sub-hemispherical at the time of 80 μs

通過以上對比分析發現，在偏心亞半球缺藥型罩基礎上增加的小藥型罩能夠形成速度相對更高的細長桿式射流分布于侵徹體前端，使整個侵徹體更長，而增加的小藥型罩并不會明顯改變原有侵徹體的速度分布和侵徹體構型，且可以使侵徹體頭部速度更高。因此通過設計不同的小藥型罩結構，可以在不顯著改變原有侵徹體構型和速度分布情況下，增加整個侵徹體的長度和頭部速度并改變頭部侵徹體形態。

2.2 侵徹體穿過靶板過程

2.2.1 水介質響應狀態

設計組合藥型罩的主要目的是希望在侵徹水介質過程中，小藥型罩形成侵徹體能夠在前端為后續侵徹體開辟空腔通路，通過對侵徹體形成過程分析發現，在偏心亞半球缺藥型罩頂部設計小藥型罩能夠實現。盡管如此，隨后的侵徹靶板和水介質會對形成的分段侵徹體形成較大干擾，影響其穿靶過程。因此有必要對侵徹體穿靶過程水介質的響應狀態進行分析。

圖6 為偏心亞半球缺罩和組合藥型罩穿靶過程水介質的響應狀態，其中和為射流的頭部直徑。分析結果發現組合藥型罩和偏心亞半球缺罩在穿水過程中均能形成空腔隨進效應。偏心亞半球缺罩在穿透第1 層靶板后，侵徹體頭部達到第2 層靶板時，形成明顯的空腔使后續侵徹體低阻隨進，但侵徹體并沒有斷裂成多個部分，在215 μs 時形成的空腔尺寸與侵徹體杵體的徑向尺寸之比為2.25（=90 mm，=40 mm），即最大空腔徑向尺寸為侵徹體最大徑向尺寸的2.25 倍，因此頭部形成的較大空腔能夠保證后續侵徹體在空腔中運動。在侵徹完成第2 層靶板并到達第3 層靶板時（345 μs），仍可觀察到空腔隨進效應，但形成的最大空腔徑向尺寸變小（345 μs 時頭部隨進侵徹體所處的徑向最大空腔尺寸為56 mm，侵徹體徑向尺寸為50 mm），與后續侵徹體尺寸接近。在侵徹體第四層靶板時（550 μs），已不能觀察到空腔隨進現象，整個侵徹體已匯聚到一起。在穿透第4 層靶板后（810 μs），侵徹體頭部徑向尺寸超過軸向（長徑比0.54），但最終侵徹體并未能穿透后效靶板（1 000 μs）。對組合藥型罩的穿靶過程分析發現，在760 μs 時侵徹體已經完全穿透后效靶板。在155 μs 時頭部的侵徹體已經到達第2 層靶板處，雖然侵徹體頭部尺寸相對偏心亞半球缺罩頭部尺寸更小，形成的空腔也相對更小（/=2），但能夠觀察到組合藥型罩頭部后面的侵徹體均處于空腔中。在400 μs 時侵徹體由于速度梯度較大出現了分段（圖6(b)中P1 和P2 為斷裂點），分析斷裂P1 可以發現，頭部侵徹體為后續侵徹體提供了非常理想的空腔環境，并在穿透完水介質后，頭部侵徹體仍然可以為尾部侵徹體提前進行開孔。

圖6 組合藥型罩和偏心亞半球缺罩穿靶過程（其中灰色部分為水介質，黃色部分為主裝藥，白色為空腔，深綠色為侵徹體）Fig. 6 Penetration process of combined liner and eccentric sub-hemispherical liner (the gray part is water medium,the yellow part is the main charge, white is cavity and dark green is penetrator)

王海福等認為，水介質的擴展速度不僅反映空腔徑向尺寸效應，同時也表明侵徹體水中侵徹過程消耗能量的多少。因此本文將對比分析在不同水層（每個水層的中間位置，距離軸線）、同一位置點侵徹體附近的水介質擴展速度（圖7 中v表示侵徹體頭部侵徹不同水層時使水介質產生的最大徑向擴展速度）。通過對比發現，三個水層偏心亞半球缺罩水介質的最高速度均明顯高于組合藥型罩，表明在侵徹過程中偏心亞半球缺罩水介質獲得的徑向速度相對更高，也即偏心亞半球缺罩侵徹體在穿水過程中損失的能量相對更多。

圖7 在不同水層水介質的徑向擴展速度Fig. 7 Variation curves of radial expansion velocity of water medium different water layers

通過對2 種藥型罩形成的侵徹體穿靶過程分析發現，侵徹體頭部形狀將直接影響組合藥型罩在水中的侵徹性能以及二次毀傷效果。通過在偏心亞半球缺藥型罩頂部設計小藥型罩，小藥型罩能夠在爆轟波壓垮作用下形成細長桿式射流，并在侵徹水介質和靶板過程中，前端桿式射流為后續侵徹體形成空腔通路。盡管如此，由于水介質和靶板對侵徹體很強的速度衰減作用并不斷消耗頭部侵徹體質量，導致在穿靶完成后，侵徹體只能保留尾部杵體的速度。

2.2.2 侵徹體穿過靶板過程速度以及動能衰減

為了進一步理解2 種藥型罩的穿靶過程，對2 種藥型罩形成的侵徹體頭部位置及速度隨時間變化、侵徹體動能以及侵徹體長徑比隨時間變化進行了分析，如圖8 所示。圖8(a)中，曲線的斜率表征侵徹體頭部速度的變化情況。分析發現，偏心亞半球缺罩頭部侵徹體速度在穿靶過程中受到了較大的衰減，在1 000 μs 時，其斜率幾乎為零，表明侵徹體并未能穿透后效靶板。而分析組合藥型罩發現，在680 μs 點處左右斜率不相同（左邊斜率α 小于右邊斜率β），此時后效靶已完全穿透，可能原因為后端侵徹體與頭部侵徹體匯聚導致速度突然增大，因此出現了頭部侵徹體斜率突然增大的情況。分析圖8(a)表明，對于穿靶過程，偏心亞半球缺罩侵徹體受到水的衰減作用更明顯，通過對侵徹體動能隨時間變化情況（圖8(b)）分析也能得到相同的結論。

圖8 侵徹體頭部位置隨時間變化曲線以及侵徹體動能隨位置變化曲線Fig. 8 Position of the penetrator head varying with time and kinetic energy of penetrator varying with time

對侵徹體的頭部速度隨位置變化曲線進行分析（見圖9），發現在穿透后效靶板后剩余速度為1 035 m/s，與杵體速度相近，說明在穿靶過程中速度梯度較大的侵徹體與杵體分離后在侵徹體前端不斷被水介質和靶板消耗，速度衰減明顯，雖然質量和速度均受到嚴重衰減，但杵體部分由于在空腔通道中低阻隨進，因此在穿靶完成后，仍能保持（或接近）其最初的速度進一步完成毀傷作用，通過分析其構型發現（見圖10），其徑向尺寸L=24 mm，即0.2，軸向尺寸L=106 mm，長徑比L/L=4.42。

圖9 侵徹體頭部速度隨穿水深度變化Fig. 9 Variation of the head velocity of the penetrator with penetration depth

圖10 組合藥型罩侵徹體穿透所有靶板后侵徹體構型及速度分布Fig. 10 The configuration and velocity distribution of the penetrator after the combined shaped charge liner penetrator penetrates all targets

分析結果表明，水介質對2 種藥型罩形成的侵徹體均有明顯的速度衰減（偏心亞半球缺罩衰減了96%，組合藥型罩速度衰減了80%）和動能衰減作用（偏心亞半球缺罩衰減了99%，組合藥型罩速度衰減了92%），盡管對侵徹體的衰減作用很強，但由于組合藥型罩其侵徹體頭部有小藥型罩形成的桿式射流開辟空腔通路，因此其速度和動能衰減趨勢并沒有球缺藥型罩明顯。研究結果表明，盡管穿靶過程水介質和靶板對侵徹體的有很強的衰減作用，通過將藥型罩設計成組合結構，將前驅侵徹體設計成有利于穿水的桿式射流，可有效減弱水介質和靶板對侵徹體的衰減作用。

2.2.3 侵徹體對靶板毀傷機理分析

利用數值模擬結果研究了組合藥型罩形成的侵徹體對靶板的毀傷機理。爆炸波在水中以壓力波的形式傳播，因此通過分析爆炸過程的壓力波變化可對水中爆炸毀傷過程進行分析。

水中爆炸靶板可能受到侵徹體、爆炸沖擊波、靶板應力波和氣泡脈動等多種載荷的聯合作用，通過對靶板表面的壓力分析可以得出載荷對靶板的作用。第1 層靶板由于與戰斗部直接連接，因此將受到多種載荷聯合作用。分析侵徹第1 層靶板時在接近靶板表面炸高空腔（點）和水中（點）的壓力發現（見圖11），水中的峰值壓力較空腔更早出現，且其峰值壓力為673 MPa（85 μs），明顯超過在炸高空腔中的靶板表面的峰值壓力162 MPa（125 μs），表明爆炸形成的沖擊波通過水介質傳播并作用在第1 層靶面，這種作用相比沿空氣傳播并作用在靶板上更快強度更高，但不如侵徹體作用的速度（聚能侵徹體在50 μs達到靶板）。因此分析結果表明，對于侵徹第1 層靶板過程，首先爆炸形成的侵徹體高速沖擊靶板，沖擊產生的應力波在靶板中不斷來回振蕩并與沖擊孔作用，這個過程會持續150 μs（即從侵徹體開始接觸第1 層靶面到尾部完全穿透所用時間），在此過程中，爆炸產生的沖擊波通過水介質傳播到靶板表面并與之發生作用，然后這種作用也會通過應力波方式最終作用在沖擊孔處。

圖11 組合藥型罩侵徹體侵徹第1 層靶板時靶板表面的空氣炸高空腔Q1 點和水介質Q2 點壓力隨時間變化Fig. 11 The pressure at point Q1 and point Q2changes with time when the combined liner penetrates the first target in aqueous medium

為了進一步分析爆炸沿水中傳播的壓力波對第一層靶板的作用，計算了當戰斗部外部介質為空氣時在相同位置處的壓力隨時間變化（即用空氣替換包圍在戰斗部外部的水介質），分析發現（見圖12），兩種環境下點處的峰值壓力在接近（點在空氣介質中峰值壓力及其達到時間分別為175 MPa 和105 μs，在水介質中分別為162 MPa 和125 μs）。但在戰斗部外部點處，水介質時峰值壓力明顯高于空氣介質處的峰值壓力（點在空氣介質中峰值壓力和到達時間分別為2.71 MPa 和120 μs，水介質中分別為673 MPa和85 μs），水介質下的峰值壓力是空氣介質下峰值壓力的248 倍，表明第1 層靶板受到爆炸沿水介質傳播沖擊波的強烈作用。分析結果表明，當裝藥戰斗部外部為水介質時，爆炸波一方面通過對藥型罩的壓垮形成金屬侵徹體作用在靶板表面，也受到從水中傳播過來的壓力波作用，在兩者共同作用下，導致了試驗觀察到的第1 層靶板的撕裂。

圖12 更改外部水介質環境為空氣后組合藥型罩侵徹體在侵徹第一層靶板時P1 點和P2 點壓力隨時間變化Fig. 12 The pressure at point P1 and point P2 changes with time when the combined liner penetrates the first layer of target in air

試驗結果表明，從第1 層靶到第4 層靶，受到毀傷程度逐漸減弱，表明侵徹體和沖擊波對靶板作用強度被逐漸衰減，通過數值模擬方法可以計算出衰減的程度。分析在距離軸線40 mm 附近各層靶板面的峰值壓力值發現（見圖13），在40 mm 處爆炸產生的沖擊波壓力已經被衰減得非常小，最大不超過300 MPa，因此在距離40 mm 處沖擊波壓力已經很難使靶板破壞或發生塑性變形，且隨著距離增加，靶板表面的峰值壓力明顯減小。以上分析結果表明，從第2 層靶開始，沖擊波對結構作用已經不明顯，主要是侵徹體對靶板的沖擊作用以及靶板中應力波的作用。

圖13 在偏離軸線40 mm 處各層靶板上表面的沖擊波壓力Fig. 13 Shock wave pressure on the surfaces of target 40 mm away from the axis

以上分析結果表明，第1 層靶在高速聚能侵徹體作用下沖擊膨脹形成侵徹孔洞，并在孔洞附近形成壓縮波向外傳播，傳播到靶板邊緣反射成拉伸波，由于靶板徑向尺寸相對較小，對孔洞形成拉伸效應明顯，另一方面，由于距裝藥較近，爆炸形成的沖擊波通過水介質傳播到第1 層靶面孔洞處，對靶板孔洞同樣具有膨脹作用，因此第1 層靶板將會受到侵徹體沖擊作用和沿水介質傳播的爆炸沖擊波的聯合作用。相較之下，第2 層靶收到的沖擊波作用的效應不明顯，因此隨后幾層處于水中的靶板的毀傷效果并沒有第1 層強烈，隨著水層厚度增加，水中的爆炸沖擊波能量被逐漸衰減。

3 組合藥型罩聚能裝藥戰斗部試驗驗證

3.1 試驗設計

數值模擬計算結果表明，組合藥型罩可以形成理想的空腔隨進效應，因此對設計的結構展開試驗驗證。圖14 為設計的試驗原理圖，采用8 號雷管中心起爆傳爆藥，傳爆藥再起爆主裝藥，端面采用磁環將整個戰斗部吸附在靶板表面中心位置。采用數值模擬的結構布局尺寸以及靶板材料進行布置，水箱整體尺寸為300 mm×300 mm×950 mm，后效靶尺寸300 mm×300 mm×15 mm。整個水箱充滿水介質。

圖14 組合藥型罩聚能裝藥戰斗部試驗布置圖Fig. 14 Experimental layout of shaped charge warhead with combined charge liner

3.2 試驗結果

試驗結果見圖15，分析發現，四塊靶板和后效靶均被完全穿透。第1 塊靶板完全碎裂，雖然僅找到兩塊碎片，但可以根據碎片評估侵徹體破孔尺寸，第2 塊和第3 塊靶板出現比較規則的圓孔，但整個靶板并未碎裂。第2 塊和第3 塊靶板在穿孔附近都出現了裂紋，但整體并未碎裂，第2 塊靶板比第3 塊靶板最長裂紋更長。第4 塊靶板上形成比較規則的圓孔，但孔附近并未出現裂紋，后效靶形成不規則圓孔，且靶板整體碎裂。結合數值模擬計算結果，表明第一層靶板受到了侵徹體的沖擊作用以及爆炸沖擊波聯合作用，導致其沿對角線方向撕裂，而受到水介質對沖擊波強烈的衰減作用，隨后的第2 層、第3 層以及第四層靶板的沖擊波的毀傷效果并不明顯。

圖15 組合藥型罩聚能裝藥戰斗部試驗結果Fig. 15 The results of shaped charge warhead with combined charge liner

對靶板穿孔大小（入口孔徑）進行了統計（見圖16 和表3），分析結果發現，組合藥型罩數值模擬計算結果與試驗結果相符，最大偏差為14.6%。

圖16 靶板穿孔尺寸測量結果Fig. 16 Measurement results on the target

表3 藥型罩聚能裝藥穿孔尺寸數值模擬計算與試驗結果對比Table 3 Comparison between numerical calculation and experimental results of perforation size

4 結 論

本文設計了一種組合藥型罩結構并展開對含水復合結構的數值模擬研究，對組合藥型罩形成侵徹體以及穿靶過程進行了分析，最后對設計的結構進行了試驗驗證，通過分析獲得了以下結論。

(1) 設計了一種組合藥型罩結構，在原有偏心亞半球缺藥型罩結構的基礎上，在外圓頂部軸線處設計偏心亞球缺罩，利用小藥型罩在水下形成前驅桿式射流，輔助后續侵徹體在水中進行空腔隨進運動，減弱水對后續侵徹體的作用。根據數值模擬結果表明設計的組合藥型罩能形成理想空腔隨進效果，對設計的組合藥型罩展開試驗驗證，所有靶板均被完全穿透，靶板成孔尺寸數值模擬計算與試驗結果符合較好，最大偏差不超過15%。

(2) 利用數值模擬方法對穿靶過程進行了分析，分析結果表明，在原有偏心亞半球缺罩基礎上增加的小藥型罩并不會明顯影響原藥型罩侵徹體的構型和速度，小藥型罩在侵徹體頭部形成細長的桿式射流，不僅增加了侵徹體總長，也增加了侵徹體頭部的速度。通過對穿靶過程分析發現，侵徹體頭部的形狀將直接影響組合藥型罩在水中的侵徹性能以及二次毀傷效果。通過將侵徹體頭部設計成細長桿式射流，能形成理想的空腔隨進效應。盡管如此，組合藥型罩在完成水層的穿靶后，僅能保持其尾部杵體速度，水介質和靶板對侵徹體頭部速度衰減作用非常明顯。

(3) 通過數值模擬計算分析了組合藥型罩穿靶機理。分析結果表明，第一層靶板不僅受到侵徹體高速沖擊作用，還受到沿水傳播的爆炸沖擊波的強烈作用，而隨著水層厚度增加，水中的爆炸沖擊波能量被迅速衰減。對試驗結果分析發現，由于第一層靶板受到了高速侵徹體沖擊作用和爆炸沖擊波聯合作用，導致其沿對角線方向靶板的撕裂，而由于水介質對沖擊波的衰減，導致其余靶板受爆炸沖擊波作用并不明顯。