0 引言
随着高超声速飞行器的快速发展,对以此为平台的战斗部技术提出了新的挑战。由于高超声速飞行器独特的气动外形,需要发展与之相匹配的异形截面战斗部,例如椭圆形、D形、梯形、三角形等[1]。战斗部作为武器平台的核心部件,利用炸药爆炸能量释放,实现对目标物高效毁伤。因此,异形截面战斗部由于其非对称形,导致其爆炸能量输出具有一定的方向性,研究其能量输出特性及调控方法,提升爆炸能量利用率,对战斗部设计具有重要意义。
目前,异形截面战斗部研究主要集中在D形截面、多边形截面和椭圆形截面战斗部。研究结果表明,相比于传统圆形截面,D形截面和多边形截面装药结构具有明显的定向能量输出特征,且能量输出增益有所增加[2]。通过设计不同截面形状,调控异形截面战斗部装药能量分布,进一步提升其能量利用率。王马法等[3-4]对内凹、外凸和D形等3种装药结构下的破片飞散特性进行数值模拟研究,利用斜激波理论得到了破片飞散角的计算模型,获得了破片的空间分布特性和初速随方位角的分布规律。Ding等[5-7]分别对形面宽度为90°、 120°和150°三种D形战斗部的破片飞散规律进行实验和数值模拟研究,研究了形面宽度和起爆模式对破片威力场的影响规律,在此基础上,李翔宇等[8]拟合出快速计算D形结构破片威力场的计算公式。对于三角形截面,Ning[9]等通过实验和数值模拟对三棱柱形装药结构在炸药内爆作用下的破片飞散特性及破片对目标毁伤特性进行了研究,提出了一种基于实验数据的破片初始速度修正公式。方形装药结构在主动防护系统中应用较为广泛,Loiseau等[10]对方形截面装药结构的壳体破片形成机理进行了理论分析及实验研究。Panowicz等[11]采用数值模拟的方法,分析了一种方形装药结构的破片飞散特性。杨洋等[12]针对具有不同长短轴比例的椭圆截面形状,基于SPH数值模拟方法,得到了椭圆截面战斗部壳体破片初速沿周向分布规律和破片初速计算公式。在此基础上,姜斌等[13]建立了椭圆截面预制破片战斗部模型,系统分析了不同椭圆形装药结构对破片加速过程的影响,并基于一维等熵流体理论,对椭圆形截面长轴和短轴方向破片的驱动过程进行了分析。上述研究工作,表明异形截面壳体在炸药爆炸驱动过程能量分布具有非均匀性,对于爆炸能量利用率有待进一步提升。
通过设计不同的起爆方式,有望改善异形截面战斗部能量利用率。李振铎等[14]以含预制破片的D形战斗部为研究对象,通过实验和模拟对比,获得了端部偏心和中心起爆方式条件下破片能量分布规律。李元等[15-17]研究了面偏心一线、面偏心两线、面偏心三线、棱偏心一线及棱偏心两线起爆下六棱柱装药结构的破片速度飞散特性和威力特性。邓宇轩等[18]分析了端面中心、短轴双点偏心、长轴双点偏心和长短轴4点偏心起爆下椭圆截面战斗部径向破片速度分布规律,发现短轴双点偏心起爆对椭圆截面战斗部破片径向速度的增益效果最好,而长轴双点偏心起爆的增益效果最差。为更加准确地描述D形截面战斗部爆炸过程中破片的飞散行为,Guo等[19-22]基于高速脉冲X光摄影技术及SPH数值计算方法,研究了中心起爆以及偏心起爆条件下D形装药结构的破片速度分布特性,获得了D形截面战斗部的爆炸驱动载荷特性及其破片形成机理,并进一步探讨了多层破片D形装药结构的破片群速度分布特性及飞散特点。
本文以含预制破片的类D形截面战斗部为研究对象,利用AUTODYN有限元程序,设计并优化多点起爆方式,调整炸药爆炸产生的爆轰波波形,研究爆轰波驱动破片过程,分析装药能量输出特性,并进一步研究了不同截面形状及长径比对优化后爆炸驱动的影响。
1 计算模型
1.1 战斗部结构及几何模型
为了优化类D形截面战斗部装药能量输出,设计多点起爆方式,控制炸药爆炸产生的爆轰波波形。类D形截面战斗部结构如图1所示,主要由外壳、预制破片、内衬、B炸药组成,其中,外壳壳体厚度为3 mm,预制破片尺寸为5 mm×5 mm×6 mm,内衬厚度为2 mm。
图1 类D形截面战斗部装药几何模型
Fig.1 The geometry model of a D-shaped section warhead charge
设计3种起爆方式,即端面单点起爆、端面两点起爆及端面三点起爆,如图2所示。单点起爆的起爆点为截面上下圆弧中部连线的中心点,两点起爆的起爆点为到壳体表面所有点的最大距离和最小距离之差最小即min(Δd)=Δdmax-Δdmin,三点起爆的起爆点为上述2种起爆点的叠加。
图2 3种起爆方式
Fig.2 Three initiation modes
此外,为了考察类D形截面战斗部的截面形状和长径比对装药能量输出均匀性的影响,设计了5种类D形战斗部截面,即战斗部截面一侧外径为55 mm的半圆,截面另一侧圆弧外径具有不同半径,分别为70、80、90、100 mm和传统D形截面,如图3所示。对应命名为R70、R80、R90、R100以及传统D形装药,同时,考虑3种不同的装药长径比,分别为0.5、1.0、1.5。
图3 5种类D形战斗部截面
Fig.3 Five D-shaped warhead sections
图4 类D形战斗部有限元模型
Fig.4 D-shaped warhead finite element model
1.2 有限元模型及材料参数
采用AUTODYN有限元软件,对不同起爆方式、截面形状和长径比的类D形战斗部装药爆轰波波形、破片速度及飞散进行数值模拟。为提高计算效率,建立了三维1/2模型,取代三维全模型。考虑炸药爆炸以及壳体膨胀,采用流固耦合算法,消除单元畸变问题,其中,壳体、内衬及与破片采用Lagrange算法,炸药及空气域采用Euler算法。空气域边界条件为压力流出边界条件。设置战斗部中部环向破片观测点41～50。
壳体材料选取STEEL 1006,选用Johnson Cook模型和Shock状态方程,失效模型为Principal Stress,预制破片材料选取STEEL 4340,选用Johnson Cook模型和Linear 状态方程,材料参数[23]如表1所示。内衬材料选取AL1100-O,其状态方程为Shock,强度模型为Steinberg-Guinan,失效模型为Principal Stress,服从随机失效准则,材料参数[24]如表2所示。炸药选取COMP B,采用JWL状态方程描述炸药爆轰做功过程,材料参数[25]如表3所示。
表1 预制破片和壳体Johnson Cook材料参数
Table 1 The Johnson Cook material parameters of the prefabricated fragment and shell
材料ρ/(g·cm-3)A/MPaB/MPanCm43407.837925100.260.0141.0310067.893502750.360.0221
表2 内衬Steinberg-Guinan材料参数
Table 2 The Steinberg-Guinan material parameters of the lining
材料ρ/(g·cm-3)G/GPaδy/MPan1100-O2.727.1400.27
表3 B炸药JWL参数
Table 3 The JWL parameters of the exlosive
ρ/(g·cm-3)A/GPaB/GPaR11.717524.237.6784.2R2ωDCJ/(m·s-1)PCJ/GPa1.10.347 98029.5
2 数值模拟结果及分析
2.1 起爆方式对装药能量输出均匀性的影响
图5给出了长径比0.5的R80截面战斗部装药条件下3种起爆方式爆轰波传播云图。对于单点起爆方式,球形爆轰波沿着各方向均匀传播,当传播至内衬弧面顶端后,逐渐向圆弧相交处传播,并在相交处形成2个高压区。对于两点起爆方式,2个球形爆轰波传播,汇聚成具有“8”字形特征的爆轰波,并向周围传播,与内衬相互作用,形成4个高压区。对于三点起爆方式,3个球形爆轰波传播,汇聚成类环形跑道形的爆轰波,并向周围传播,与内衬相互作用,同样形成4个高压区。计算结果表明,同一时刻下,单点起爆方式产生的爆轰波率先驱动战斗部顶端单元,导致壳体膨胀并发生破碎,存在侧向破片加速不均匀的问题。而三点起爆的爆轰波传播至内衬并发生相互作用区域最大,即大部分破片同时发生加速,达到有效利用爆轰波能量的目的。
图5 3种起爆方式下爆轰波传播云图
Fig.5 Cloud diagram of detonation wave propagation under three initiation modes
图6给出了3种起爆方式下破片速度分布云图。计算结果表明,两段圆弧交接处由于应力集中,最先发生破裂。而圆弧顶点区域由于破裂过程较晚,驱动加速比较充分,破片速度最大。根据图5给出的爆轰波演化过程,破片速度较高的区域是由于局部高压导致破片获得较高的驱动能量,且爆轰产物膨胀作用时间较长。
图6 3种起爆方式下破片速度分布云图
Fig.6 Cloud diagram of fragment velocity distribution under three initiation modes
图7给出了3种起爆方式下战斗部中部破片速度分布。沿着圆弧R55顶端向圆弧R80顶端,破片速度均呈现先下降再升高的趋势,其中,在两段圆弧交接处破片速度最小,圆弧R55顶端破片速度最大。
图7 3种起爆方式下战斗部中部破片速度分布
Fig.7 Velocity distribution of fragmentation in the middle of the warhead under three initiation modes
表4给出了3种起爆方式下长径比0.5战斗部中部环形预制破片速度平均值及标准差,标准差可以反映破片速度分布的均匀性。显而易见,起爆方式对破片速度的影响较为明显,其中,单点起爆速度破片速度平均值为593 m/s,两点起爆速度破片速度平均值为612 m/s,而三点起爆破片速度平均值为615 m/s。尽管三点起爆破片速度标准差为66 m/s,相比与其他起爆方式略高,但是,三点起爆下能量利用率是最高的。
表4 装药中部环形预制破片平均速度及标准差
Table 4 Average velocity and standard deviation of annular prefabricated fragments in the middle of the charge
速度分布范围平均速度/(m·s-1)标准差/(m·s-1)单点起爆59363两点起爆61263三点起爆61566
图8给出了3种起爆方式下战斗部中部破片飞散初始速度曲线。单点起爆条件下,战斗部中部不同位置的破片飞散的最大间隔时间为1.5 μs,而两点起爆和三点起爆条件下,最大间隔时间分别为0.7 μs和0.6 μs。相对于单点起爆而言,多点起爆可以明显缩短不同位置破片受到爆轰驱动的初始响应时间的差异,破片驱动同步性提高60%。驱动破片飞散先后顺序和爆轰波作用先后顺序有关,通过设计多点起爆,控制爆轰波波形,使波阵面到达内衬时间差异降低。根据图5所示爆轰波传播过程,多点起爆下,爆轰波瞬时接触面积远大于单点起爆爆轰波接触面积,进而同时驱动更多的破片。
图8 3种起爆方式下战斗部中部破片飞散初始速度曲线
Fig.8 The initial velocity curve of fragment in the middle of the warhead under the three initiation modes
进一步图9给出了3种起爆方式下破片沿着轴向飞散角分布,其中,破片相对位置代表了破片沿轴向坐标与战斗部高度的比值。计算结果表明,3种起爆方式下,飞散角分布规律大致相同,靠近中心位置处的飞散角接近0°,两端位置的飞散角最大约70°。
图9 3种起爆方式下破片飞散角
Fig.9 Scattering angle of fragments under three initiation modes
2.2 截面形状对装药能量输出均匀性的影响
考虑三点起爆方式装药能量输出均匀性的效果优于其他2种起爆方式,针对长径比0.5情况,进一步分析三点起爆方式下5种截面形状(见图3)对装药能量输出均匀性的影响。图10给出了同一时刻下不同截面形状爆轰波传播演化过程。计算结果表明,三点起爆下,R70～R100截面爆轰波均汇聚形成类环形跑道形波阵面,与内衬接触时形成多个高压区。随着圆弧半径的减小,与圆弧R55越接近,形成的高压区越均匀地作用于内衬,使破片加速更充分。针对传统D形装药而言,三点起爆条件并未在内衬接触表面形成高压区域。
图10 不同截面形状下爆轰波传播云图
Fig.10 Cloud diagram of the detonation wave propagation under different sectional shapes
图11给出了三点起爆下不同截面战斗部破片速度分布云图。计算结果表明,随着圆弧半径的减小,与圆弧R55越接近,破片空间分布均匀性越好。对于传统D形战斗部而言,其破片空间分布均匀性最差。
图11 三点起爆下不同截面战斗部破片速度分布云图
Fig.11 Cloud diagramof warhead fragment velocity distribution with different sections under the three-point initiation mode
图12给出了三点起爆下5种装药构型中部环型预制破片速度分布。沿着圆弧R55顶端向另一侧圆弧顶端,破片速度均呈现先下降再升高的趋势,其中,圆弧R55顶端破片速度最高,圆弧交接处破片速度最低。
图12 三点起爆下5种装药构型中部环型预制破片速度分布
Fig.12 Velocity distribution of annular prefabricated fragments in the middle of five charge configurations under the three-point initiation mode
表5给出了三点起爆下长径比0.5的战斗部中部环形预制破片平均速度及标准差。在5种装药构型中,R70装药构型破片平均速度最高,达到653 m/s,而传统D形装药构型破片平均速度最低,仅为438 m/s,且速度分散性最大,标准差为143 m/s。此外,尽管R80装药构型破片平均速度低于R70的装药构型,但标准差最小,破片速度分布较为均匀。总体而言,类D形界面形状对战斗部装药能量输出特征具有明显的影响,截面形状越对称,多点起爆下能量输出效果越好。
表5 战斗部中部环形预制破片平均速度及标准差
Table 5 Average velocity and standard deviation of annular prefabricated fragments in the middle of the warhead
速度分布范围平均速度/(m·s-1)标准差/(m·s-1)R7065376R8061566R9058068R10059368半圆438143
2.3 长径比对装药能量输出均匀性的影响
选取R80截面战斗部装药构型,进一步分析三点起爆条件下,长径比对装药能量输出均匀性的影响。图13给出了三点起爆下具有不同长径比的战斗部破片速度分布云图。随着长径比的增加,破片周向分布无明显差异,破片轴向空间分布更加均匀。
图13 三点起爆下具有不同长径比的战斗部破片速度分布云图
Fig.13 Cloud diagram of warhead fragment velocity distribution with different aspect ratios under the three-point initiation mode
图14(a)给出了三点起爆下具有不同长径比的战斗部中部环向破片速度分布以及沿轴向破片速度分布。对于环向破片速度,不同长径比下环向破片速度分布趋势相似,R55圆弧顶端破片速度最大,两段圆弧交接处速度最小。如图14(b)所示,装药中部轴向破片速度标准差小于25 m/s的区域从28.57%提高到62.96%,长径比的增加能够明显提高装药中部轴向破片的速度均匀性。
图14 三点起爆下具有不同长径比的战斗部破片速度对比
Fig.14 Comparison of fragment velocities of warheads with different aspect ratios under the three-point initiation mode
表6给出了3种长径比下装药中部环形预制破片速度平均值及标准差。长径比的提高能够显著提高破片速度,随着长径比的增加,破片平均速度从615 m/s增加到1 030 m/s,提高约67.4%。而对于轴向破片速度,随着破片相对位置增加,轴向破片速度先增加后降低。且随着长径比的增加,破片平均速度从612 m/s增加到1 020 m/s,提高约66.6%。
表6 装药中部环形预制破片平均速度及标准差
Table 6 Average velocity and standard deviation of annular prefabricated fragments in the middle of the charge
速度分布范围平均速度/(m·s-1)标准差/(m·s-1)L/D=0.561566L/D=1.092782L/D=1.51 03091
图15给出了三点起爆下具有不同长径比战斗部中部环向破片飞散初始速度曲线。计算结果表明,当长径比从0.5增长到1.5时,破片飞散时间差异从0.6 μs缩短到0.26 μs,飞散同步性提升56.6%。破片飞散时间差异性降低意味着大部分破片均同时受到爆炸产物膨胀作用,获得更高的驱动能量,提升了装药能量的利用率。
图15 三点起爆下具有不同长径比战斗部中部环向破片飞散初始速度曲线
Fig.15 The initial velocity curve of the fragments in the middle of the warhead with different aspect ratios under the three-point initiation
图16给出了三点起爆具有不同长径比战斗部轴向破片飞散角分布。计算结果表明,靠近战斗部轴线中间区域的破片飞散角接近于0°,随着长径比的提高,破片飞散角接近0°的比例从10%提高到40%。这是由于随着长径比的提高,装药中部不受轴向稀疏波影响的区域变大,破片驱动过程不断加速,速度不断提高。
图16 三点起爆具有不同长径比战斗部轴向破片飞散角分布
Fig.16 The scattering angle of fragments with different aspect ratios along warhead axial under the three initiation modes
3 结论
本文针对类D形截面战斗部的毁伤元能量分布均匀性差的问题,通过设计多点起爆方式,控制装药爆炸波形,优化能量输出,系统研究了不同起爆方式、装药截面以及长径比对装药能量输出的影响规律。具体研究结论为:
1) 同一装药构型下,单点起爆、两点起爆和三点起爆的初始爆轰波形分别为球形、8字形和类环形跑道形。相对于单点起爆,三点起爆下爆轰波同时接触内衬区域最大,进而破片驱动同步性提升60%,破片速度最高,且均匀性最好。
2) 在长径比0.5条件下,采用三点起爆,R70装药构型破片平均速度最高,达到653 m/s。而R80装药构型破片平均速度低于R70装药构型,但其分布较为均匀。随着战斗部截面对称性增加,形成的高压区越均匀地作用于内衬,使破片加速更充分。
3) 在三点起爆下,随着长径比的提高,战斗部中部破片飞散同步性提高56.6%,平均速度提高67.4%,装药能量利用率提高。装药中部轴向破片速度标准差小于25 m/s的区域从28.57%提高到62.96%,长径比的增加能够明显提高装药中部轴向破片的速度均匀性。
[1] 王冠,尹童,曹颖.国外高超声速武器攻防发展态势研究[J].现代防御技术,2022,50(2):26-32.
WANG Guan,YIN Tong,CAO Ying.Researchon the development of foreign hypersonic offensive and defensive weapons[J].Modern Defense Technology,2022,50(2):26-32.
[2] SAMW.Relative performance of anti-air middile warheads[C]//19th Internatonal Symposium of Ballistics.Interlaken Switzerland,2001:623-630.
[3] 王马法,卢芳云,李翔宇,等.非轴对称结构约束下破片飞散特性的试验和仿真研究[J].振动与冲击,2016,35(15):122-126.
WANG Mafa,LU Fangyun,LI Xiangyu,et al.Test and simulation for dispersion properties of fragments from asymmetric structures[J].Jounal of Vibration and Shock,2016,35(15):122-126.
[4] 王马法,卢芳云,李翔宇,等.爆轰波斜冲击作用下破片飞散特性研究[J].国防科技大学学报,2013,35(1):60-64.
WANG Mafa,LU Fangyun,LI Xiangyu,et al.Research on the projection characteristics of fragments under the loading of the oblique shock wave[J].Journal of National University of Defense,2013,35(1):60-64.
[5] DING L L,LI Z D,LIANG M Z,et al.The dispersion rule of fragments about the asymmetric shell[J].Shock and Vibration,2017,9810978.
[6] DING L L,LI Z D,LU F Y,et al.Rapid evaluation and analysis of the deformation of filled cylindrical casing with deforming charge width based on self-compiled Matlab program[J].Symmetry,2018,10:310.
[7] DINGLL,LI Z D,LU F Y,et al.Rapid assessment of the spatial distribution of fragments about the D-shaped structure[J].Advances in Mechanical Engineering 2018,10(5):1-16.
[8] 李翔宇,李振铎,梁民族.D型战斗部破片飞散性及威力场快速计[J].爆炸与冲击,2019,39(4):043301.
LI Xiangyu,LI Zhenduo,LIANG Minzu.Dispersion properties and rapid calculation of fragment force field of D-shaped fragmentation warhead[J].Explosion and Shock Waves,2019,39(4):043301.
[9] NING J G,DUAN Y,XU X Z,et al.Velocity characteristics of fragments from prismatic casing under internal explosive loading[J].International Journal of Impact Engineering,2017,109:29-38.
[10] JASON L,WILLIAM G,ANDREW J H.Validation of the gurney model in planar geometry for a conventional explosive[J].Propellants Explosives Pyrotechnics,2016,41:655-664.
[11] ROBBER T P,JACE K N,MARCIN K,et al.Parametric strudies of directed fragmentation warhead used for combat shaped charges[J].Engineering Transactions,2015,63(2):181-190.
[12] 杨祥,武海军,皮爱国,等.椭圆截面杀伤战斗部破片初速沿周向分布规律[J].北京理工大学学报,2018,38 (2):178-183.
YANG Xiang,WU Haijun,PI Aiguo,et al.Fragment velocity distribution of elliptical cross-section killing warhead along circumference[J].Transactions of Beijing Institute of Technology,2018,38(Suppl 2):178-183.
[13] 姜斌,沈波,薛再清,等.椭圆形截面杀伤战斗部破片初速分布特性研究[J].兵器装备工程学报,2022,43(3):149-155.
JIANG Bin,SHEN Bo,XUE Zaiqing,et al.Study on distribution characteristics of initial velocity of elliptic killing warhead fragment[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering 2022,43 (3):149-155.
[14] 李振铎,李翔宇,卢芳云,等.D字形预制破片战斗部破片能量分布特性[J].弹箭与制导学报,2016,36 (1):55-62.
LI Zhenduo,LI Xiangyu,LU Fangyun,et al.Study on fragment energy distribution characteristics of premade D-shape warhead[J].Journal of Projectiles,Rockets,Missiles and Guidance,2016,36(1):55-58,62.
[15] 刘琛,李元,李燕华,等.偏心起爆方式对棱柱形定向战斗部破片飞散规律的影响[J].含能材料,2017,25(1):63-68.
LIU Chen,LI Yuan,LI Yanhua,et al.Influence of eccentric initiation ways on fragment dispersion rule of prismatic aimable warhead[J].Chinese Journal of Energetic Materials,2017,25(1):63-68.
[16] 李元,赵倩,熊诗辉,等.一种异面棱柱战斗部威力特性的数值模拟[J].含能材料,2019,27(2):97-103.
LI Yuan,ZHAO Qian,XIONG Shihui,et al.Numerical modeling on lethality of a faceted prismatic warhead[J].Chinese Journal of Energetic Materials,2019,27(2):97-103.
[17] LI Y,WEN Y Q.Experiment and numerical modeling of asymmetrically initiated hexagonal prism warhead[J].Advances in Mechanical Engineering,2017,9(1):1-14.
[18] 邓宇轩,张先锋,冯可华,等.椭圆截面战斗部爆炸驱动破片作用过程的数值模拟[J].高压物理学报,2022,36(02):153-163.
DENG Yuxuan,ZHANG Xianfeng,FENG Kehua,et al.Numerical simulation of fragmentation process drivenby explosion in elliptical cross-section warhead[J].Chinese Journalof High Pressure Physics,2022,36(2):153-163.
[19] GUO Z W,HUANGG Y,ZHU W,et al.Fragment velocity distribution of D-shaped casing with multiple fragment layers[J].International Journal of Impact Engineering,2019,131:85-93.
[20] GUO Z W,HUANG G Y,ZHU W,et al.The fragmentation of D-shaped casing filled with explosive under eccentric initiation[J].Defence Technology,2018,14:417-421.
[21] GUO Z W,HUANG G Y,LIU H,et al.Fragment velocity distribution of the bottom part of D-shaped casings under eccentric initiation[J].International Journal of Impact Engineering,2020,144:103649.
[22] GUO Z W,HUANG G Y,ZHU W,et al.Mechanism and suppression of the effect of axial rarefaction waves on the eccentric initiation effect[J].International Journal of Impact Engineering,2019,124:37-47.
[23] JOHNSON R,COOK W K.A constitutive model and data for metals subjected to large strains,high strain rates,and high temperatures[C]//Proceedings7th International Symposium on Ballistic.The Hague,1983:541-547.
[24] STEINBERG D J.Equation of state and strength properties of selected materials[M].[S.l.]:[s.n.],1991.
[25] DOBRATZB M,CRAWFORD P C.LLNL explosives handbook:properties of chemical explosives and explosives and explosive simulants[R].UCRL-52997:1981.