構型彈體跌落沖擊載荷及結構響應特性*

張 斌，李繼承，陳建良，楊 璞，何麗靈，陳 剛

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621999；2.工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室，四川 綿陽 621999）

武器戰(zhàn)斗部在儲存、運輸和使用過程中，均存在意外跌落的風險。戰(zhàn)斗部結構相對復雜，在跌落沖擊條件下的結構響應傳遞至內部裝藥時，可能使炸藥構件產生破壞、燃燒、爆燃或爆炸等反應，導致武器發(fā)生失效，甚至災難性后果。目前，對戰(zhàn)斗部結構沖擊響應特性以及裝藥事故的分析工作仍相對零散，在相關機理方面仍缺乏系統(tǒng)認知，需要深入研究戰(zhàn)斗部構型彈體的載荷特性、響應特征及其對內部裝藥安全性的影響，進而為戰(zhàn)斗部安全性評估提供理論支撐。

戰(zhàn)斗部跌落安全性分析最直接的方式為跌落試驗，可獲得戰(zhàn)斗部宏觀響應結果。在戰(zhàn)斗部跌落過程中，跌落姿態(tài)、跌落高度和彈體構型等因素都將影響彈體及其內部裝藥的沖擊響應特性。目前，我國制定了多個戰(zhàn)斗部跌落安全性相關國家軍用標準，以規(guī)范戰(zhàn)斗部跌落安全性的分析與研究，相關標準也在戰(zhàn)斗部產品的鑒定檢驗中得到廣泛應用[1]。戰(zhàn)斗部跌落安全性分析條件應能夠涵蓋戰(zhàn)斗部在服役期內所有可能發(fā)生的意外情況，按照相關標準要求，至少需要考察戰(zhàn)斗部在頭部向下垂直姿態(tài)、尾部向下垂直姿態(tài)、水平姿態(tài)、頭部向下45°夾角傾斜姿態(tài)和尾部向下45°夾角傾斜姿態(tài)這5 種典型姿態(tài)下的跌落安全性；同時，為考察戰(zhàn)斗部在最惡劣條件下的跌落安全性，跌落靶板應選為鋼板，其厚度至少75 mm；為考察戰(zhàn)斗部在勤務處理和部署等全過程的跌落場景，跌落高度可選為12 和3 m[1]。

然而，跌落試驗主要是獲取戰(zhàn)斗部的宏觀響應結果，難以細致而完整地顯現(xiàn)構型彈體及內部裝藥的沖擊響應歷程和載荷傳遞特征；同時，跌落試驗的時間成本和經濟成本高昂，甚至存在安全風險，難以用試驗方式針對不同彈體結構、不同跌落工況進行全面而系統(tǒng)的分析。因此，結合數值模擬和理論分析研究戰(zhàn)斗部構型彈體在不同跌落沖擊條件下的動態(tài)響應規(guī)律，已成為通行且行之有效的手段[2-3]，其中數值模擬可獲得結構內部詳細的變形和破壞過程，也可得到應力和應變等參量的具體演化特征，有助于研究彈體及其內部裝藥結構的動態(tài)響應細節(jié)和變化規(guī)律, 進而用于戰(zhàn)斗部跌落沖擊的裝藥安全性分析, 并可有效指導戰(zhàn)斗部的工程研制。目前，關于彈藥跌落安全性研究多集中于裝藥結構本身。王晨等[4]、Dai 等[5]針對炸藥結構件開展了滑道試驗、Spigot 跌落試驗和基于落錘的帶圍壓沖擊試驗等，相關試驗可較好地模擬大型藥柱的實際跌落狀態(tài)，進而研究炸藥的沖擊響應特征，并可基于此評定藥柱受到機械撞擊、剪切力、摩擦力及絕熱壓縮等載荷條件下的安全性。王晨等[4]針對炸藥構件沖擊響應開展了數值模擬分析，得到了炸藥內部溫度變化和變形破碎情況，并給出了炸藥反應臨界跌落速度閾值范圍。Picart 等[6]和Parker 等[7]基于剛性臂擺錘裝置，開展了炸藥構件斜沖擊試驗，進而更準確和詳細地探討摩擦生熱對裝藥結構熱點生成、非沖擊點火和反應演化等響應特征的影響機理和影響規(guī)律。相對來說，由于戰(zhàn)斗部結構復雜、響應影響因素眾多，目前均鮮見針對戰(zhàn)斗部整體跌落沖擊響應分析的研究報道。

本文中，基于數值模擬和應力波分析等手段，探討戰(zhàn)斗部構型彈體在跌落沖擊條件下的載荷特征和結構響應，具體分析彈體在不同姿態(tài)跌落過程中應力波傳播特性及其所導致的裝藥結構變形特征，主要討論跌落姿態(tài)、彈體構型和跌落高度等因素的影響，以期相關工作有助于深入認識跌落沖擊條件下構型彈體內部的載荷傳遞規(guī)律及裝藥結構響應特征，為戰(zhàn)斗部的裝藥安定性評估和結構設計提供參考。

1 數值模擬模型

1.1 幾何模型

構型彈體借鑒文獻[8-9]，并對結構進行合理簡化，彈體結構主要由殼體、尾蓋、隔板和裝藥等部件組成，相應有限元模型結構剖面及其尺寸如圖1 所示。有限元模型中，利用八節(jié)點六面體單元劃分網格，尺寸約5 mm；殼體、尾蓋和隔板之間設為共節(jié)點處理，裝藥之間以及裝藥同殼體、尾蓋、隔板之間均設置為面-面侵蝕接觸處理。對于裝藥結構，為對比分析構型的影響，共設計3 種裝藥構型。首先，為便于討論結構的響應特征，構建較簡單的單段裝藥構型，如圖1(a)所示，簡稱W1構型。然后，結合實際工程應用中的分段裝藥工藝，設定八段裝藥構型，如圖1(b) 所示，簡稱W2 構型。最后，實際應用中為提高彈體剛度和降低裝藥沖擊慣性，在彈身中部還常設計隔板結構，因此，設定八段裝藥+隔板構型，如圖1(c)所示，簡稱W3 構型。對于多段裝藥，將藥柱從彈體頭部至彈體尾部分別編號為第1～8 段藥柱。圖1(a)中橫截面A-B為后續(xù)分析中針對殼體和藥柱的主要分析區(qū)域，相應位置在W2 構型和W3 構型彈體中位于第5 和6 段藥柱的界面處。

圖1 構型彈體及其裝藥結構有限元模型剖面Fig.1 Longitudinal profiles in the finite element models of warheads containing explosive subassemblies

跌落靶板設為Q235 鋼板，結合相關標準規(guī)范[1]，其厚度設為75 mm；為消除數值模擬中靶板邊界效應的影響，靶板長寬尺寸設為7 000 mm×1 200 mm，遠大于彈體尺寸。

1.2 材料本構模型

構型彈體的殼體材料和隔板材料為G50 鋼，引信座材料為TC4 鈦合金，跌落靶板材料為Q235 鋼，這些金屬材料在跌落沖擊過程中將呈現(xiàn)出應變率效應和溫度效應等。利用體現(xiàn)應變率效應和溫度效應的經典Johnson-Cook 本構模型[10]，結合累積損傷失效模型[11]，表征相應的力學性能，并利用Grüneisen 狀態(tài)方程[12]描述沖擊過程中的壓力狀態(tài)。

Johnson-Cook 本構模型具體表達式[10]為：

結合相關材料力學性能研究和數值模擬工作[13-19]，得到的模型參數見表1。Li 等[17-18]和陳建良等[19]的數值模擬研究顯示，相應模型可較好地描述金屬材料在沖擊條件下的主要變形和破壞特征。

表1 材料參數Table 1 Parameters of materials

戰(zhàn)斗部中裝填的高聚物黏結炸藥（PBX）等裝藥材料主要包含炸藥顆粒和黏接劑等，炸藥材料在未發(fā)生化學反應時，盡管其內部細觀變形表現(xiàn)為非均勻特性，其總體宏觀變形也呈現(xiàn)出同溫度和應變率相關的黏性流動特征[20-22]。因此，也可選取黏塑性本構模型來描述其力學行為[23-25]。此外，炸藥壓縮過程中的壓力-體積關系同其孔隙率相關，也可利用Grüneisen 狀態(tài)方程來描述相應的壓力狀態(tài)[24-25]，僅需根據炸藥實驗數據確定其參數取值。本文中主要關注構型彈體跌落過程中內部裝藥結構的力學響應，參考相關研究[24]，也利用Johnson-Cook 本構模型結合累積損傷失效模型、Grüneisen 狀態(tài)方程來描述裝藥結構的力學行為，具體材料參數見表1。其中，不考慮裝藥的破壞，以便于對比分析不同工況條件下裝藥的變形程度。

1.3 跌落工況

結合相關標準規(guī)范[1]，將針對戰(zhàn)斗部在0°、180°、90°、45°和-45°這5 種典型跌落傾角條件下的載荷特征和結構響應特性開展對比分析，具體姿態(tài)編號及含義見表2。跌落高度主要選取12 m，同時選取3、20 和40 m 等3 種高度開展對比分析，并討論跌落高度的影響。

表2 構型彈體跌落姿態(tài)和高度Table 2 Postures and heights of the warhead drop impact

在數值模擬過程中，將跌落高度對應的撞擊速度轉換為彈體初始速度，從低至高4 種高度對應的撞擊速度分別為7.67、15.34、19.80 和28.00 m/s；求解過程中計及重力的影響；實際跌落實驗中，構型彈體與鋼板碰撞后將進行來回減幅彈跳，并最終靜止。鑒于后續(xù)作用過程載荷幅值及載荷對結構響應的影響相對于第一次碰撞的情形顯著降低，為節(jié)約求解時間，本文中針對姿態(tài)1～3 主要關注第1 次碰撞過程，針對姿態(tài)4～5 也主要關注初期跌落碰撞和翻轉之后的第1 次碰撞過程。

2 彈體載荷特性和變形特征

由表1 可知，戰(zhàn)斗部殼體中應力波的傳播速度約為4 280 m/s，而藥柱內應力波的傳播速度僅為2 565 m/s。結合圖1 中構型彈體結構和尺寸可計算得知：戰(zhàn)斗部殼體中應力波從頭部傳到尾部的時間約為0.51 ms，而從側面某一點沿周向傳到對面另一點的時間為0.12 ms，之后應力波將在殼體內來回反射，并使得殼體內應力逐漸趨于均勻化；類似地，對于裝藥結構，應力波從藥柱頭部傳到尾部的時間約為0.78 ms，從藥柱側面沿直徑傳到對面另一點的時間也為0.12 ms。數值模擬結果顯示，在多數跌落沖擊條件下，構型彈體在同靶板開始碰撞后1 ms 時段內（后續(xù)分析中均以彈體同靶板開始碰撞時刻作為計時起點）已發(fā)生反彈（具體參見后續(xù)分析），反彈之后彈體材料由于應力波的來回反射而發(fā)生進一步變形。因此，針對彈體跌落沖擊響應，除需要考慮結構響應（也即最終變形和破壞形貌）之外，還需同時考慮材料響應，尤其是裝藥結構內的應力波傳播特性[26]。

下面對構型彈體響應的分析中，將同時考慮殼體和藥柱的變形及它們內部應力波的作用。為便于討論應力波在彈體內部的傳播特征，選取結構相對簡單的W1 構型彈體開展分析。同時，為研究應力波沿彈體軸向和橫向的傳播規(guī)律，選取具有代表性的姿態(tài)1 和3 開展討論，跌落高度取典型高度12 m。

2.1 垂直跌落

在姿態(tài)1 條件下，彈體殼體和藥柱內部的等效應力演變歷程分別如圖2～3 所示。彈體碰撞靶板之后，殼體尾端和尾蓋區(qū)域開始產生應力波并向殼體頭部傳播，由于垂直跌落，應力波陣面相對平整，其幅值約為573 MPa，見圖2(a)。隨著撞擊過程持續(xù)，沖擊應力波繼續(xù)從彈體尾端向彈頭傳播，同時尾蓋內的應力波經反射疊加或抵消后也傳播進入殼體，使得殼體在彈身部位形成間隔分布的多個高應力環(huán)帶區(qū)域和低應力環(huán)帶區(qū)域，且最大應力幅值顯著升高，達到約1 165 MPa，見圖2(b)。約0.5 ms 時，應力波傳播達到彈體頭部頂端區(qū)域（參見圖2(c)），之后從端部開始反射。約0.55 ms 時，構型彈體開始反彈，彈體與靶板的相互作用減弱，而殼體頭部反射應力波將與從底部向上傳播的的應力波相互作用。從圖2(d)可知，應力波之間主要表現(xiàn)為抵消作用，形成多個低應力幅值的環(huán)帶區(qū)域；同時，由于撞擊過程停止和應力波的互相作用，殼體內部應力幅值顯著降低到約866 MPa。在約1 ms 時，從頭部頂端反射的應力波到達殼體尾端并再次反射，導致殼體完全與靶板分離，并使得殼體兩端應力幅值明顯低于中間區(qū)域；由于反射應力波的抵消作用，殼體內應力分布變得相對均勻，高應力環(huán)帶區(qū)域數量變少，且幅值進一步降低，見圖2(e)。在后續(xù)響應過程中，應力波在殼體內來回反射的疊加或抵消作用使得殼體應力分布更趨于均勻，應力幅值也持續(xù)降低，見圖2(f)～(h)，在4 ms 時應力幅值已下降到約150 MPa。

圖2 在姿態(tài)1 跌落條件下W1 構型彈體殼體等效應力演變歷程Fig.2 Evolution of the effective stress in the shell during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 1

在整個跌落過程中，殼體內最大應力幅值僅約1 165 MPa，遠小于殼體材料屈服應力（見表1）。可知，在該跌落沖擊條件下殼體僅發(fā)生彈性變形。另外，整個響應過程中殼體內應力波陣面均相對平整，說明殼體內應力狀態(tài)受藥柱透射應力波的影響較小，由于裝藥材料的強度和剛度均相對較低（見表1），對殼體的沖擊作用明顯小于靶板的沖擊作用。

從圖3(a)可知，殼體撞擊靶板后，應力波迅速通過尾蓋和殼體傳遞到藥柱，藥柱尾部應力隨即升高，且形成應力波陣面向前端傳播。由于藥柱內應力波速度較低，相同時刻藥柱內應力波傳播距離遠小于殼體內應力波傳播距離（見圖2(b)和3(b)）；同時，戰(zhàn)斗部殼體也從藥柱側面沿徑向透射應力波；因此，藥柱側面與殼體接觸部位應力提前升高，使得裝藥內應力波陣面分布呈現(xiàn)出邊緣高中心低的分布特征，見圖3(b)。特別地，徑向應力波同藥柱尾端傳來的軸向應力波發(fā)生疊加或抵消作用，導致藥柱尾端出現(xiàn)繞中心軸線對稱分布的傾斜高應力面區(qū)域（圖3(b)），應力幅值高達29 MPa，超過裝藥材料屈服應力（見表1）。隨著應力波繼續(xù)傳播，藥柱內部產生更多傾斜高應力面區(qū)域，且此前高應力區(qū)域在藥柱中心軸線位置進一步發(fā)生疊加或抵消作用，其中，疊加作用使得應力幅值更進一步升高，見圖3(c)。彈體開始反彈之后，從尾蓋傳入藥柱的應力波幅值減小，藥柱內的最高應力幅值也有所減小，且尾端側向傳入的應力波在軸線位置處發(fā)生抵消作用，形成一個低應力區(qū)域，見圖3(d)。藥柱內應力波傳播到達肩部位置時，由于藥柱頭部為圓弧曲面，應力波在傳入其頭部過程中將在曲面區(qū)域發(fā)生反射作用，且反射應力波發(fā)生匯聚疊加；同時，從殼體頭部區(qū)域透射過來的應力也發(fā)生疊加作用，因此，藥柱肩部區(qū)域應力幅值顯著升高，見圖3(e)。1.1 ms 之后藥柱也開始在殼體內發(fā)生反彈，此時藥柱和殼體之間的相互作用減弱，藥柱內的最高應力幅值有所降低，同時其頭部區(qū)域的應力波疊加作用導致中心軸線區(qū)域的應力幅值顯著較高，見圖3(f)。在后續(xù)響應過程中，藥柱內應力波的來回反射作用使得應力分布逐漸趨于均勻，應力幅值逐漸降低，整個過程中由于應力波的匯聚作用，藥柱肩部附近區(qū)域的應力幅值始終高于其余位置，且長期高于裝藥材料屈服應力，見圖3(g)～(h)。

跌落過程中藥柱內部塑性應變發(fā)展歷程見圖4。從圖4 可知，塑性變形主要集中于中心軸線區(qū)域，而非藥柱尾端同殼體發(fā)生撞擊的位置，其分布和發(fā)展特征同圖3 中應力特征相對應。特別地，在藥柱內應力波傳播到達頭部曲面區(qū)域之前，最大變形發(fā)生于后端中心軸線區(qū)域，最大幅值約為0.064，見圖4(b)。應力波到達頭部之后，應力波匯聚導致的持續(xù)疊加作用使得頭部區(qū)域持續(xù)產生塑性應變，尤其是中心軸線位置，見圖4(c)。在后期響應過程中，頭部區(qū)域的等效塑性應變幅值進一步上升，而后端區(qū)域的等效塑性應變不再增加，最終頭部區(qū)域的變形程度顯著超過后端區(qū)域變形，見圖4(d)。在實驗觀測方面，高金霞等[27]開展了含柱狀裝藥動能侵徹戰(zhàn)斗部垂直侵徹強度靶實驗，并對回收彈體藥柱進行了CT(computerized tomography)檢測，發(fā)現(xiàn)藥柱變形主要分布于中軸線附近，該區(qū)域甚至出現(xiàn)了裂紋，見圖4(f)，這與圖4(a)～(e)的變形分布特征一致。這再次證實本文中材料模型及參數的適用性，同時表明數值模擬結果可體現(xiàn)構型彈體的主要結構響應特征，尤其是應力波從側面殼體沿徑向傳入藥柱并在中心軸線區(qū)域疊加，進而導致材料發(fā)生變形和損傷。

圖4 在姿態(tài)1 跌落條件下W1 構型彈體藥柱等效塑性應變演變歷程Fig.4 Evolution of the effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 1

在該尾部垂直跌落沖擊條件下，藥柱內部的最大變形區(qū)域位于上端頭部區(qū)域中心位置，而非下方的撞擊端，這表明構型彈體藥柱的變形并非由藥柱同殼體的直接撞擊作用主控，而主要受彈體內部應力波傳播的影響。實際工程應用中，藥柱的變形容易導致?lián)p傷累積，并可能引發(fā)后續(xù)點火風險。因此，彈體尾端垂直跌落沖擊條件下，藥柱的安全風險區(qū)域主要位于上端頭部中心區(qū)域。

2.2 水平跌落

類似地，彈體在姿態(tài)3 跌落條件下殼體內部等效應力演變歷程見圖5，圖中同時展示了圖1(a)中AB位置橫截面上的應力分布特征。彈體碰撞靶板后，殼體底端產生應力波，并以碰撞區(qū)域為中心向殼體上方傳播，殼體上沿厚度方向的應力波陣面為圓弧形，見圖5(a)。當應力波到達殼體內表面時，部分透射進入藥柱，而大部分將在殼體內發(fā)生來回反射，并沿殼體周向逐漸向上傳播，見圖5(b)。由于殼體為圓弧形狀且壁厚較小，內部應力波傳播過程中頻繁出現(xiàn)反射疊加或抵消作用，使得殼體內交替出現(xiàn)多個低應力和高應力區(qū)域，見圖5(b)～(c)。當應力波通過殼體中軸面后，其在殼體內表面的入射角增大，反射波容易分散而難以疊加，因此，殼體上半部分應力幅值相對較小，見圖5(c)。彈體尾端由于含有蓋板使得結構剛度較高，跌落之后尾端先發(fā)生反彈，進而使得殼體后部區(qū)域的應力幅值逐漸減小，而彈體頭部區(qū)域與靶板的沖擊作用有所增強，殼體下側肩部區(qū)域的應力進一步升高，見圖5(d)～(e)。約1.2 ms 時，彈體頭部區(qū)域也開始反彈，殼體下肩部區(qū)域的應力幅值有所下降，見圖5(f)。1.7 ms 后，彈體整體離開靶板，殼體內應力波持續(xù)發(fā)生來回反射并在不同位置出現(xiàn)疊加或抵消作用，總體上使得殼體應力分布趨于均勻，應力幅值逐漸降低，見圖5(g)～(h)。從圖5 還可發(fā)現(xiàn)，在整個跌落過程中殼體前端卵形頭部區(qū)域始終處于低應力狀態(tài)，這是因為前端區(qū)域未直接撞擊靶板，且前端卵形結構導致內部應力波彌散效應比較顯著。

圖5 在姿態(tài)3 跌落條件下W1 構型彈體殼體等效應力演變歷程Fig.5 Evolution of the effective stress in the shell during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 3

類似地，彈體在姿態(tài)3 跌落條件下藥柱內部等效應力與等效塑性應變演變歷程見圖6。彈體跌落之后，殼體內部分應力波透射進入藥柱中，導致藥柱底部應力開始升高。隨后殼體內應力波持續(xù)向藥柱內部傳播，藥柱內應力幅值逐漸增大，且藥柱橫截面上的應力波陣面顯示為弧形，見圖6(a)；同時，也可看出最大應力產生于藥柱下側面附近的內部區(qū)域，而非同殼體撞擊的區(qū)域。約0.12 ms 時，藥柱內應力波傳播到達頂部并發(fā)生反射，此時殼體中應力波也到達殼體頂部并向藥柱頂部區(qū)域透射；此后，從藥柱上端和下端向內部傳播的應力波發(fā)生疊加和抵消作用，導致藥柱內形成平行于軸線的局部高應力和低應力柱形區(qū)域，如圖6(b)所示。隨后由于彈體尾端開始反彈而前端沖擊作用增強（見圖5），藥柱尾端區(qū)域的應力幅值有所降低，且由于從殼體尾部和頭部傳入藥柱應力波的疊加或抵消作用發(fā)生改變，藥柱內高應力區(qū)域分布特征發(fā)生顯著改變，由同藥柱軸線平行的柱形帶逐漸發(fā)生畸變，甚至分割為不連接的兩個高應力區(qū)域，見圖6(c)。彈體整體完全反彈（1.7 ms）之后，應力波的持續(xù)來回反射疊加或抵消作用也使得應力分布趨于均勻，且幅值降低，見圖6(d)～(e)。同樣地，由于藥柱頭部的卵形結構，頭部區(qū)域也始終處于低應力狀態(tài)。

圖6 W1 構型彈體在姿態(tài)3 跌落條件下藥柱等效應力與等效塑性應變演變歷程Fig.6 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during configuration W1 warhead drop impact process with posture 3

為進一步分析藥柱內應力波傳播特征，數值模擬獲得的藥柱中考察橫截面AB沿直徑路徑上的等效應力分布隨時間的變化歷程列于圖7，圖中橫坐標表示距點A的距離。從圖7 可知，彈體跌落后0～0.04 ms，藥柱最大應力區(qū)域仍位于同殼體相接觸的點A內；之后，最大應力點逐漸向藥柱中軸線偏移，且應力幅值和高應力區(qū)域范圍均逐漸增大，在0.12 ms 時應力波到達藥柱頂部。在0.18 ms 前，藥柱頂部反射和透射的應力波尚未傳播到達中軸線位置，也即應力幅值的增大和高應力區(qū)域范圍的擴大主要源于下半部分弧形殼體透射進入藥柱的應力波的疊加作用。

圖7 藥柱考察橫截面A-B 路徑上的等效應力分布Fig.7 Effective stress distribution in the path on the cross section A-B of the explosive subassembly

從圖6 還可知，塑性變形演化特征同應力變化相對應。特別地，塑性應變也并非產生于同殼體相接觸的表面區(qū)域。分析具體演化特征可知，在0.10 ms 時，藥柱下側面附近應力達到28.6 MPa（見圖6(b)），超過裝藥材料屈服應力（見表1），藥柱內開始產生微小塑性變形，見圖6(a)。隨著應力波在藥柱內的反射與疊加過程，塑性變形區(qū)域和最大塑性應變幅值均逐漸增加，見圖6(b)～(c)。待彈體整體完全反彈離開靶板之后，在藥柱肩部附近和中后段的軸線區(qū)域出現(xiàn)兩個高塑性變形區(qū)，但應變幅值不再增加，見圖6(d)～(e)。藥柱最終的等效塑性應變最高幅值約為0.059，低于在姿態(tài)1 跌落條件下的幅值（0.097，見圖4）。

因此，在水平跌落沖擊條件下，藥柱最大變形區(qū)域位于肩部和中后段位置的中心軸線區(qū)域，而非藥柱下方與殼體撞擊區(qū)域，這也再次表明構型彈體裝藥的變形主要受彈體內部應力波傳播特征主控。

3 不同因素的影響分析

以下具體考察跌落姿態(tài)、裝藥構型和跌落高度對彈體載荷特性和變形特征的影響規(guī)律。

3.1 跌落姿態(tài)

5 種典型姿態(tài)條件下W1 構型彈體沿跌落方向的速度變化歷程見圖8，相應的藥柱最大過載幅值見表3。從圖8 和表3 可知，在姿態(tài)1 和3跌落條件下，彈體速度迅速下降直至反彈，而在姿態(tài)2 條件下由于彈體卵形頭部撞擊靶體并侵入靶板內一定距離，彈靶之間整體作用力相對較小，因而彈靶相互作用時間有所增加，彈體速度下降和反彈均相對較慢。相應地，前兩種姿態(tài)條件下藥柱最大過載遠大于姿態(tài)2 條件下的峰值（見表3）。在45°傾斜姿態(tài)跌落條件下（姿態(tài)4 和5），彈體第一次觸靶后整體速度并未下降至零，撞擊端發(fā)生反彈，彈體隨后在空中旋轉，另一端再次與靶板碰撞，最終整體反彈。此外，在傾斜跌落條件下的首次碰撞持續(xù)時間大于垂直和水平姿態(tài)條件下（姿態(tài)1～3）的持續(xù)時間，因而裝藥過載峰值進一步減小（見表3）。

圖8 W1 構型彈體在不同姿態(tài)跌落條件下彈體速度變化歷程Fig.8 Variations of the warhead velocity during the configuration W1 warhead drop impact process with various postures

類似于第2 節(jié)中對彈體在姿態(tài)1 和3 跌落條件下響應特征的分析，以下再對比不同姿態(tài)條件下的彈體載荷特征和結構響應特性。姿態(tài)2 條件下殼體和裝藥的應力及塑性應變演化歷程見圖9，可以看出殼體和藥柱內部應力波傳播特性與姿態(tài)1 條件下的情形相似（見圖2～3），主要區(qū)別為：在姿態(tài)2 條件下彈體尖卵形頭部侵入靶板內，頭部區(qū)域受到靶板的顯著擠壓作用，其應力水平相對較高（見圖9(a)），甚至超過殼體材料屈服應力（見表1）；再者，由于彈體侵入靶板，彈體速度下降相對變慢，反彈時間延后（見圖9），因此藥柱的過載幅值變小，如表3 所示；特別地，當應力波從卵形頭部撞擊端向彈體尾部傳播時，由于傳播區(qū)域逐漸增大，使得應力波發(fā)生一定彌散效應，因此，沿彈體頭部向尾部方向的應力幅值顯著減小（見圖9(a)）。在后續(xù)應力波來回反射過程中，彈身區(qū)域的應力幅值也顯著低于彈頭端部區(qū)域的應力，見圖9(b)～(c)。類似地，藥柱內應力波的傳播也發(fā)生彌散效應，尤其是跌落初期在殼體頭部區(qū)域經彌散之后透射進入藥柱的應力波相對較小，并未超過裝藥屈服應力，裝藥未發(fā)生塑性變形（見圖9(a)）。之后應力波在藥柱后端中軸線區(qū)域發(fā)生疊加，導致藥柱產生輕微塑性變形（見圖9(b)）；后續(xù)應力波來回反射和透射過程中，在藥柱肩部和端部中軸線位置形成高應力分布區(qū)域，進而導致裝藥產生塑性變形，見圖9(b)～(c)。其中，端部區(qū)域由于同時受到殼體透射應力波的綜合作用，塑性應變相對更高，見圖9(c)。但總體來說，在該跌落條件下藥柱變形程度較姿態(tài)1 和3 情形顯著降低（見表3）。

表3 不同跌落姿態(tài)下W1 構型彈體裝藥最大過載和最大局域等效塑性應變Table 3 Maximum acceleration and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact with various postures

圖9 W1 構型彈體在姿態(tài)2 跌落條件下殼體和藥柱等效應力以及藥柱等效塑性應變演變歷程Fig.9 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the shell and explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 2

在傾斜跌落（姿態(tài)4 和5）條件下彈體藥柱等效應力和等效塑性應變演變歷程分別見圖10～11，可以看出應力波從藥柱撞擊端開始向內部傳播。由于傳播方向與藥柱軸線存在較大夾角，應力波在藥柱表面發(fā)生多次反射，使得內部應力分布較復雜，且尾部撞擊情形和頭部撞擊情形之間存在明顯差異，見圖10(a)和11(a)。在隨后波傳播過程中，姿態(tài)4 條件下應力波到達藥柱頭部后其疊加作用導致該位置產生局域化高應力區(qū)域，見圖10(b)，而在姿態(tài)5 條件下應力波向藥柱后端傳播過程中則由于彌散效應，未導致高應力區(qū)域。在彈體反彈并懸空旋轉過程中，藥柱內應力波的持續(xù)傳播與反射使得整體應力水平相對較低，同時彈體發(fā)生一定程度往復彎曲變形，導致殼體與裝藥之間發(fā)生擠壓，使得裝藥中段外側區(qū)域的應力也有所增大，見圖10(c)和11(b)；旋轉之后彈體另一端再次撞擊靶板，應力波再次從撞擊端向藥柱內部傳播，見圖10(d)和11(c)。在該二次碰撞過程中，姿態(tài)4 條件下藥柱內部應力波傳播過程類似于姿態(tài)5 條件下首次碰撞過程中的應力波傳播過程，反之亦然。因此，應力幅值相對較小（見圖10(d)），而姿態(tài)5 條件下應力波到達藥柱頭部時同樣使得該位置出現(xiàn)局域化高應力區(qū)域，見圖11(d)。

圖10 W1 構型彈體在姿態(tài)4 跌落條件下藥柱等效應力與等效塑性應變演變歷程Fig.10 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 4

圖11 W1 構型彈體在姿態(tài)5 跌落條件下藥柱等效應力與等效塑性應變演變歷程Fig.11 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact process with posture 5

模擬結果顯示，在姿態(tài)4 條件下，在1.9 ms 時，藥柱頭部頂端附近區(qū)域開始產生塑性應變，但幅值較小，且呈現(xiàn)極度局域化的分布特征，局部放大見圖10(e)，而在后續(xù)彈體反彈、旋轉和二次撞擊過程中，塑性變形特征則基本不再發(fā)生變化；在姿態(tài)5 條件下，彈體發(fā)生二次碰撞前藥柱內均未發(fā)生塑性變形，二次碰撞之后在68.4 ms 時，藥柱頭部頂端附近區(qū)域開始產生局域化分布的微小塑性應變，同姿態(tài)4 跌落情形相似，見圖11(e)。從圖10～11 可知，在彈體跌落和反彈運動過程大部分時段內，藥柱內部應力幅值均相對較低，2 種條件下分別在1.9 和68.4 ms 時藥柱頭部區(qū)域應力達到較高幅值（見圖10(b)和11(d)），可看出高應力分布區(qū)域同塑性變形區(qū)域相對應。此外，最高應力區(qū)域位于藥柱頭部與殼體接觸區(qū)域的起始點，而藥柱端部同殼體分離的區(qū)域其應力幅值則較低，相應特征仍主要源于藥柱內部應力波復雜的反射和透射特征，尤其是在藥柱頭部區(qū)域的匯聚疊加作用，這再次說明藥柱變形主要受內部應力波傳播特征的影響。

5 種姿態(tài)條件下藥柱局域最大等效塑性應變的變化歷程見圖12，最終應變幅值見表3。從圖12 可知，在姿態(tài)1 和3 條件下，藥柱內部迅速產生塑性變形且應變幅值快速增大至相對較高的水平，且呈現(xiàn)出臺階性特征，這主要源于應力波的往復反射和疊加作用，且在后期應變幅值不再增大，這是由于應力波的抵消作用使得藥柱內部應力幅值減小且趨于均勻分布（見圖3 和6)；在姿態(tài)2 和4 條件下，在相對較長時段后藥柱內部才開始出現(xiàn)塑性變形，但應變幅值相對較小且在后續(xù)過程中未再繼續(xù)增加；在姿態(tài)5 條件下的情形同姿態(tài)4 情況相似，但塑性變形的產生時間進一步明顯延后，幅值也更小。結合圖11 可知，該塑性變形產生于第2 次碰靶過程。再對比表3 參數還可發(fā)現(xiàn)，對于W1 構型彈體中一段裝藥情形，相應于不同跌落姿態(tài)，藥柱過載越高，其塑性應變幅值通常也越大，也即更劇烈的沖擊條件導致更嚴重的藥柱局域變形，其原因主要源于沖擊應力波及其傳播特性；同時，藥柱內局部應力集中也對最大塑性應變幅值產生一定影響。

圖12 W1 構型彈體在不同跌落姿態(tài)條件下的裝藥最大局域等效塑性應變演化歷程Fig.12 Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact processes with different postures

跌落姿態(tài)對構型彈體的力學響應特征具有顯著影響，包括彈體運動特征以及內部藥柱局域變形特性等。總體來說，藥柱的局域變形程度在尾部向下垂直跌落（姿態(tài)1）條件下最大，在水平跌落（姿態(tài)3）條件下次之，而在頭部向下垂直跌落（姿態(tài)2）條件下則相對較小，在傾斜跌落（姿態(tài)4 和5）條件下更進一步減小。藥柱的變形和損傷程度通常影響彈體裝藥的安定性。因此，工程應用中在相應操作過程中可針對性地控制彈體姿態(tài)，可有效降低彈體跌落沖擊導致的裝藥安定性風險。

3.2 裝藥構型

為便于討論，針對不同構型彈體在姿態(tài)1和3 等2 種典型跌落姿態(tài)和12 m 跌落高度開展分析。模擬結果顯示，W1 構型和W2 構型彈體在跌落過程中的速度變化歷程完全相同，藥柱過載幅值也相近，最大過載幅值見表4，這表明分段裝藥方式對彈體運動特征影響較小。但裝藥設為分段結構之后，彈體跌落過程中2 段藥柱之間將出現(xiàn)分離情況。對于W3 構型彈體，在姿態(tài)1條件下的初期速度變化特征也同另外2 種彈體情形相似，但反彈速度有所升高；在姿態(tài)3 條件下則表現(xiàn)為初期速度下降較快而后期反彈速度基本相同，相應地W3 構型彈體的藥柱過載均有所增大（見表4），表明隔板結構的引入對彈體運動特征具有一定影響，這主要源于隔板導致彈體結構剛度的變化。此外，W3 構型彈體跌落過程中，藥柱之間和藥柱與隔板之間也出現(xiàn)分離的情形。

表4 不同構型彈體跌落沖擊過程中裝藥最大過載和最大局域等效塑性應變Table 4 The maximum accelerations and the maximum effective plastic strains of the explosive subassemblies during the drop impact processes of the warheads with different configurations

W2 構型和W3 構型彈體在姿態(tài)1 條件下藥柱等效應力和等效塑性應變的演化歷程見圖13～14。W2 構型彈體在跌落初期（t＜0.96 ms），各段藥柱之間緊密接觸，分段結構對藥柱內應力波傳播影響較小，應力分布特征同W1 構型彈體情形相似（見圖13(a)和圖3(e)）。當應力波到達藥柱頭部并發(fā)生反射后，由于分段構型引入的界面以及跌落過程中各段藥柱之間的分離（見圖13(b)中頭部2 段藥柱間的界面），使藥柱內部應力波的反射和透射特征以及相應的疊加或抵消情況產生顯著差異，見圖13(b)～(d)。盡管藥柱整體應力分布同W1 構型彈體情形（見圖3(g)～(h)）相似，但在各段藥柱界面區(qū)域應力分布出現(xiàn)明顯間斷。特別地，對于彈體頭部區(qū)域的第1 段藥柱，分段界面使得藥柱內部應力波更難透射出去，進而主要局限在藥柱內部來回反射，再同藥柱圓弧形側面所匯聚的應力波進行疊加作用，使得第1 段藥柱內部長時間處于高應力狀態(tài)，見圖13(c)。

圖13 在姿態(tài)1 跌落條件下W2 構型彈體藥柱等效應力和等效塑性應變演變歷程Fig.13 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W2 warhead drop impact process with posture 1

類似地，W3 構型彈體在跌落初期（t＜0.30 ms），藥柱內應力分布特征也同W1 構型彈體情形相似。之后殼體內應力波到達隔板位置并使得隔板應力升高，隨即隔板中的應力波透射進入兩側的第4 和5 段藥柱中，導致該2 段藥柱的應力也開始升高，見圖14(a)。當尾端藥柱的應力波也傳播達到隔板位置時，第4 和5 段藥柱內部發(fā)生更復雜的應力波疊加或抵消作用，導致隔板附近區(qū)域中的應力幅值相對較低，見圖14(b)。由于從隔板中傳入的應力波也沿藥柱向頭部區(qū)域傳播，此時第2 和3 段藥柱內的應力幅值也相對較高（見圖14(b)）。此外，從隔板透射進入的應力波也使得藥柱內應力波疊加或抵消特征發(fā)生變化，導致藥柱應力分布特征同W2 構型彈體情形發(fā)生一定程度改變，尤其是前端區(qū)域的第1～4 段藥柱（見圖13(b)和14(c)）。總體來說，高應力幅值仍主要出現(xiàn)在第1 段藥柱內部，見圖14(c)～(d)。由于隔板的作用將使得藥柱之間的分離間距較小，分離時間更短，第1 段藥柱中的應力波相對更容易透射進入第2 段藥柱中，導致第1 段藥柱中的高應力狀態(tài)水平與持續(xù)時間較W2 構型彈體情形有所縮短（見圖13(d)和14(d)）。

圖14 在姿態(tài)1 跌落條件下W3 構型彈體藥柱等效應力和等效塑性應變演變歷程Fig.14 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W3 warhead drop impact process with posture 1

從圖13 可知，W2 構型彈體中藥柱塑性變形演化特性和最終分布特征同W1 構型彈體情形相似（見圖4），也即彈頭區(qū)域的藥柱由于應力波匯聚和疊加作用產生較高的塑性應變；但由于分段界面對應力波反射特性的影響，最大變形區(qū)域同W1 構型彈體情形也有所差異，其位置更靠近藥柱頭部，其分布也更局域化，與圖13 中的應力分布特征相對應；此外，如上所述，藥柱頭部區(qū)域處于高應力狀態(tài)的時間較長，其塑性應變幅值較W1 構型彈體情形顯著增大。從圖14 可知，W3 構型彈體藥柱變形特征同W2 構型彈體情形相似，但由于隔板結構使得應力波傳播特征進一步改變，最大塑性變形區(qū)域位于第1 段藥柱后端面中心區(qū)域附近（見圖14(d)），且應變幅值稍有降低。

類似地，2 種構型彈體在姿態(tài)3 條件下的藥柱等效應力和等效塑性應變的演化歷程見圖15～16。從圖15 可知，W2 構型彈體在該跌落條件下的應力演化特征基本同W1 構型彈體情形一致（見圖6），這主要是由于藥柱界面同其橫截面平行，而藥柱內部應力波傳播主要沿其橫截面?zhèn)鞑ァＲ虼耍侄谓Y構對應力波傳播的影響較小。從圖16 可知，W3 構型彈體在跌落沖擊初期（t＜0.1 ms）的應力演化特征也基本同W2 構型彈體情形相同（見圖16(a)），但在后期由于隔板自身也發(fā)生沖擊作用并向兩側藥柱透射應力波同時進一步傳播進入其他藥柱，使得藥柱整體的應力分布特征同W2 構型彈體情形發(fā)生變化。從圖16(b)～(c)可知，尾部4 段藥柱中的最高應力幅值較W2 構型彈體情形有所升高，其持續(xù)時間也有所增長，而前端4 段藥柱中的應力幅值則顯著下降，這主要是由于從隔板傳入的應力波同殼體透射進入的應力波之間發(fā)生復雜的疊加或抵消作用。

圖15 在姿態(tài)3 跌落條件下W2 構型彈體藥柱等效應力和等效塑性應變演變歷程Fig.15 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W2 warhead drop impact process with posture 3

圖16 在姿態(tài)3 跌落條件下W3 構型彈體藥柱等效應力和等效塑性應變演變歷程Fig.16 Evolution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W3 warhead drop impact process with posture 3

相應地，在姿態(tài)3 條件下，W2 構型彈體藥柱塑性變形演化特性也同W1 構型彈體情形（參見圖6）相似，但分段界面對應力波的反射疊加具有一定促進作用，導致塑性應變幅值稍有升高（見圖15(b)～(c)）；W3 構型彈體在跌落初期的藥柱變形特征也同W1 構型和W2 構型彈體相似（參見圖15(a)和16(a)），但在后期由于隔板透射應力波的作用，藥柱內部在隔板附近區(qū)域基本未發(fā)生塑性變形，此外，前4 段藥柱的塑性應變幅值較W2 構型彈體情形明顯減小，而后4 段藥柱的變形程度則有所增加（參見圖15(b)～(c)和16(b)～(c)）。

3 種構型彈體在2 種姿態(tài)條件下的藥柱局域最大等效塑性應變變化歷程見圖17，最終應變幅值見表4。從圖17 和表4 可知，在同一姿態(tài)條件下3 種構型彈體的最大塑性應變幅值演化特征相似；對于同一構型彈體，在姿態(tài)1 條件下的藥柱變形程度均高于姿態(tài)3 條件下的情形。此外，在不同姿態(tài)條件下最大藥柱變形程度對應于不同構型彈體。其中，在姿態(tài)1 條件下最大變形對應于W2 構型彈體，而在姿態(tài)3條件下則對應于W3 構型彈體。

圖17 不同構型彈體在不同姿態(tài)跌落條件下的裝藥局域最大等效塑性應變演化歷程Fig.17 Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the drop impact processes of different configuration warheads with different postures

分析裝藥構型對彈體載荷特性和變形特征的影響可知，分段裝藥結構和隔板對彈體跌落沖擊運動特征的影響較小，但對應力波傳播特征和藥柱變形特性具有重要影響。藥柱分段界面的引入容易使得應力波局限在藥柱內部小范圍區(qū)域內往復反射，其疊加作用導致藥柱內部長時間處于高應力狀態(tài)，進而使得藥柱變形程度提高，但對變形區(qū)域分布特征的影響相對較小。引入隔板后，從隔板傳入的應力波使得應力波的疊加或抵消作用更復雜，進而導致藥柱的局域變形位置和變形程度均發(fā)生較大改變，且變化特性還同跌落姿態(tài)密切相關。

3.3 跌落高度

針對W1 構型彈體以姿態(tài)1 和3 等2 種跌落條件為例，對比表2 中4 種跌落高度條件下的彈體響應特征。模擬結果顯示，2 種姿態(tài)條件下彈體的反彈速度均隨跌落高度增加而增大。不同高度條件下藥柱最大過載見表5，可知在同一跌落姿態(tài)條件下，過載幅值隨跌落高度增大也顯著增大。

表5 不同跌落高度下W1 構型彈體藥柱最大過載和最大局域等效塑性應變Table 5 The maximum acceleration and the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the configuration W3 warhead drop impact processes at different drop heights

數值模擬結果表明，4 種高度條件下彈體殼體均處于彈性狀態(tài)，對應于4 種高度的典型時刻藥柱應力分布形貌和最終塑性變形形貌分別見圖18～19。其中，應力時刻選取跌落中間過程時段，姿態(tài)1 和3 條件下分別對應于0.96 和1.00 ms，而應變分布時間取為求解結束時刻，也即4 ms 時刻。從圖18～19 可知，在相同姿態(tài)跌落條件下，藥柱內部等效應力和等效塑性應變的分布形貌相似，但應力和應變幅值均隨跌落高度增加而增大，高應力區(qū)域范圍和塑性變形范圍也有所擴展。因此，跌落高度對構型彈體內部載荷傳遞特征和藥柱變形形貌影響較小，但載荷幅值和藥柱變形程度將隨跌落高度增加而提高。

圖18 W1 構型彈體在姿態(tài)1 和不同高度跌落條件下的藥柱等效應力和等效塑性應變分布Fig.18 Distribution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembly during the configuration W1 warhead drop impact processes with posture 1 at different drop heights

不同跌落高度條件下的藥柱最大局域等效塑性應變變化歷程見圖20，最終應變幅值見表5。從圖20和表5 可知，在同一姿態(tài)條件下，塑性應變演化特征相似，但應變幅值隨跌落高度的增大而顯著增大；此外，最大塑性應變幅值與藥柱最大過載幅值相對應，也即藥柱過載和變形程度均隨跌落高度增大而提高。

圖19 W1 構型彈體在姿態(tài)3 和不同高度跌落條件下的藥柱等效應力和等效塑性應變分布Fig.19 Distribution of the effective stress and effective plastic strain in the explosive subassembles during the configuration W1 warhead drop impact processes with posture 3 at different drop heights

圖20 W1 構型彈體在不同高度跌落條件下的藥柱最大等效塑性應變演變歷程Fig.20 Evolution of the maximum effective plastic strain in the explosive subassemblies during the configuration W1 warhead drop impact processes at different drop heights

跌落高度對彈體載荷特性和變形特征的影響表明，跌落高度對構型彈體內部載荷傳遞特征和結構響應特性影響較小，對載荷幅值和藥柱變形程度則具有重要作用，隨跌落高度增大，藥柱過載和變形程度逐漸提高，高應力范圍和塑性變形范圍也有所擴展。但總體來說，由于材料力學響應的非線性特征，裝藥最大局域變形量、最大過載等參量隨跌落高度的變化并不呈現(xiàn)出線性關系。

4 展 望

上述分析主要關注彈體跌落過程中內部裝藥結構的力學響應，利用Johnson-Cook 本構模型結合Grüneisen 狀態(tài)方程來描述炸藥材料的力學行為，相關模型可較好描述材料的主要力學響應特征，基于模擬結果的裝藥結構變形和損傷分析也可為彈體裝藥安定性評估和預測提供參考。然而，炸藥作為含能材料，在沖擊條件下的點火風險還同材料微結構特征和微裂紋摩擦局域化點火機制等因素密切相關，涉及力-熱-化學反應的耦合[28-29]。近年來，也發(fā)展了針對炸藥非沖擊點火特性的本構模型，如黏彈-黏塑-損傷本構模型和基于微裂紋摩擦生熱細觀機制的熱點點火模型等[30-31]。因此，本文研究成果的應用主要在于根據彈體結構響應特征評估內部裝藥結構的安定性風險位置，仍難以定量評估炸藥損傷失效、點火風險程度及其后續(xù)演化特征等。在今后研究中，將引入更精細和全面的炸藥材料本構模型，以期能直接和精確地預測炸藥材料的變形、損傷失效和點火邊界閾值等。

本文數值模擬中考慮到計算規(guī)模和求解時間成本，模型中將彈體尾蓋與殼體之間設置為固接方式，也即應力波在該連接處的傳播界面為理想界面。而戰(zhàn)斗部中常見的螺紋連接等引戰(zhàn)連接方式一般并不滿足理想固接條件，進而將影響應力波傳播特征，主要在于應力波衰減特性方面，也即透射波和反射波的幅值將偏離理論模型預測值；但對裝藥內應力波的反射、透射和疊加等特征的影響相對較小。因此，本文相關分析中在應力波幅值方面同實際情形將存在一定差異，但數值模擬結果仍可較好地體現(xiàn)彈體及其裝藥主要的結構響應特性。未來，有必要針對引戰(zhàn)連接特性的影響開展專題研究。

另外，數值模擬中由于幾何結構與材料模型方面的近似簡化，計算結果難以全面而精確地描述實際戰(zhàn)斗部跌落沖擊過程中的結構響應細節(jié)。有必要開展適量的原型戰(zhàn)斗部跌落沖擊實驗，并進一步發(fā)展相關隨彈測試技術，例如在戰(zhàn)斗部內關注區(qū)域安裝微型高靈敏度瞬態(tài)傳感器和測試裝置等，同時輔以實驗前后的微細觀檢測手段，再結合數值模擬分析，有助于更深入、準確地認識戰(zhàn)斗部沖擊載荷特征及結構響應特性。

5 結 論

基于數值模擬結合應力波分析手段，研究構型彈體在跌落過程中的沖擊響應特征，并討論跌落姿態(tài)、裝藥構型和跌落高度等因素對彈體內部應力波傳播特性及其所導致的裝藥結構變形特征的影響，得到以下結論。

(1) 在跌落沖擊條件下，彈體裝藥結構的變形和損傷受內部應力波傳播主控，最大變形區(qū)域并不位于藥柱外側同殼體接觸的位置，而是位于內部應力波疊加區(qū)域。應力波在彈體內部的來回反射和疊加特性決定了裝藥結構的主要變形區(qū)域及其變形程度。

(2) 跌落姿態(tài)對彈體內部裝藥結構的力學響應特征具有顯著影響。以藥柱局域變形程度為基準，導致裝藥安定性風險從大到小排序的跌落姿態(tài)依次為尾部向下垂直跌落、水平跌落、頭部向下垂直跌落和傾斜跌落，工程應用中可針對性控制彈體姿態(tài)。

(3) 裝藥構型和隔板結構對彈體運動特征的影響較小，裝藥分段對其過載作用較小，隔板對過載峰值具有一定影響。相比較地，兩者對應力波傳播特征和藥柱變形特性具有重要影響。藥柱分段界面導致的應力波頻繁疊加特征容易使得藥柱變形程度提高，但對變形分布特征的影響相對較小；隔板結構則易導致藥柱的局域變形位置和變形程度均發(fā)生改變，且變化特征同跌落姿態(tài)相關。

(4) 跌落高度主要影響載荷幅值和變形程度。隨跌落高度增大，藥柱的過載和變形程度將逐漸提高，內部高應力區(qū)域和塑性變形區(qū)域的分布范圍也有所擴展。