1 引言
巡飞弹作为一种将无人机技术和导弹技术相结合的新型武器弹药，其战斗部是对目标实现终点毁伤的核心部件，战斗部毁伤效率决定着巡飞弹的作战效能。为了更高效地利用战斗部爆轰产生的能量，适应日益复杂的战场情况，近年来，针对复合毁伤战斗部的研究逐渐增多。张俊等[1]通过在聚能战斗部周向装填预制破片，提出了一种破甲/周向预制破片的复合战斗部结构，并仿真分析了该结构下EFP的成型性能与破片场的杀伤威力；李松楠[2]、韩文斌[3]等在张俊的研究基础上，研究分析了起爆点位置、药型罩锥角对破片飞散的影响；龚柏林等[4]提出了一种能够在中心区域形成EFP，外环为预制破片群的复合战斗部结构；赵飞扬等[5]设计了一种将预制破片与整体式多爆炸成型弹丸结合的组合式毁伤结构战斗部，并对其成型过程进行数值模拟。但针对提高破甲战斗部靶后杀伤威力的相关研究却较少。
本文在某型破甲/周向破片多功能战斗部的基础上，为某型巡飞弹设计了一种新型破甲随进杀伤战斗部结构，以提高破甲战斗部的靶后毁伤能力，并利用ANSYS/LS-DYNA有限元分析软件研究随进破片直径、数量对随进破片杀伤威力的影响，并通过试验验证了仿真结果的准确性。
2 战斗部结构及仿真模型建立
战斗部结构如图1所示，由战斗部壳体、周向破片、传爆药、炸药、药形罩和随进破片组成，药形罩选用偏心球缺结构。战斗部主要参数有：装药直径53 mm，装药高度63.6 mm，罩厚为1.5 mm，曲率半径98.5 mm，壳体厚1.5 mm，周向破片直径3 mm，并在药形罩下边缘粘附不同尺寸的随进破片。靶板厚80 mm，炸高为120 mm。
利用TrueGrid软件建立有限元模型，如图2所示，所有单元均为8节点6面体实体单元。由于随进破片沿轴线飞行的不确定性，因此选用全模型进行仿真计算。采用ALE算法，其中，炸药、药形罩及空气为Euler网格，壳体、预制破片及靶板为Lagrange网格。为避免边界效应，空气域外边界设置为非反射边界用以模仿无限空气域。计算采用cm-g-μs单位制[6]。
图1 战斗部结构示意图
Fig.1 Structure of warhead
图2 有限元模型示意图
Fig.2 Finite element model
炸药采用8701装药，用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和EOS_JWL状态方程来描述，具体参数如表1所示[7]。药型罩采用紫铜，用MAT_JOHNSON_COOK本构模型和EOS_GRUNEISEN状态方程来描述，具体参数如表2所示[8]。靶板采用45#钢，破片为钨合金材料，靶板和破片均用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型来描述，具体参数如表3所示[9]。空气介质采用MAT_NULL材料模型[10]。
表1 8701装药模型参数
Table 1 8701 charge model parameters
材料ρ/(g·cm-3)D/(m·s-1)PCJ/GPaA/GPaB/GPaR1R2ωE/GPa87011.8458 83033.7854.520.494.61.350.258.5
表2 紫铜模型参数
Table 2 Copper model parameters
材料ρ/(g·cm-3)G/GPaA/GPaB/GPaTm/KTr/KmC紫铜8.96469E-20.2921 356300.151.090.025
表3 钨合金和45#钢模型参数
Table 3 Model parameters of tungsten alloy and 45 # steel
材料ρ/(g·cm-3)E/GPaμσs/GPaEt/GPa钨合金17.63600.2861.790.79245#钢7.832070.30.52.07E-2
3 结果分析
3.1 破甲随进毁伤元的形成
以药型罩下边缘粘附12枚直径2.6 mm的随进破片为例，破甲随进杀伤毁伤元成型过程如图3所示，药型罩在爆轰压力作用下被压垮，并在中心发生相互碰撞、挤压，在 40 μs 时形成髙速射流侵彻体，头部速度达到4 000 m/s，杵体部分速度为1 145 m/s；因在药形罩下边缘均匀粘附了球形随进破片，爆轰波加载在药形罩上的压力存在差异，与球形破片接触的药形罩部分所受的爆轰压力相对较小，最终形成与破片数对应的尾裙；随进破片在射流尾裙的包裹带动下往靶后运动；射流在靶板上的开孔直径为20.8 mm，出孔直径为16.1 mm。
图3 破甲随进杀伤战斗部射流成型过程示意图
Fig.3 Jet forming process of amor penetration accompanying lethal warhead
预制破片随进靶板过程如图4所示，破片在爆轰压力、射流尾裙及射流杵体的复合作用下，在靶前完成一次汇聚，96 μs时破片与靶板漏斗坑(由射流尾裙撞击靶板形成)摩擦减速并二次汇聚，最终在靶后形成一束高速、高密集度的破片群。
3.2 随进破片对射流侵彻威力的影响
为进一步探究随进破片对聚能射流侵彻能力的影响，本文在基准弹基础上设计了5种方案，如表4所示。为对比随进破片数量对射流侵彻威力的影响，方案Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ在药型罩下边缘分别粘附14、28、42枚直径2.6 mm的随进破片。方案Ⅳ、Ⅴ在方案Ⅰ基础上破片数量不变，破片直径增大至2.8 mm和3 mm，可以对比分析破片直径对射流侵彻能力的影响。各方案对45#钢的极限穿深情况与靶前射流能量变化情况如图5所示。
图4 轴向预制破片随进靶板过程云图
Fig.4 The process of axial prefabricated fragments entering the target plate
表4 各方案破片参数
Table 4 Scheme fragmentation parameters
破片直径/mm破片数量/枚方案Ⅰ2.614方案Ⅱ2.628方案Ⅲ2.642方案Ⅳ2.814方案Ⅴ314
图5 射流侵彻能力随破片参数变化曲线
Fig.5 The variation curve of jet penetration ability with fragment parameters
由图5可以看出，随进破片数量相较于破片直径，对聚能射流的极限穿深和靶前能量影响大，方案Ⅲ射流对45#钢的极限穿深较基准弹降低了1.8%；随进破片直径对射流侵彻能力的影响较小，方案Ⅴ射流对45#钢的极限穿深较基准弹降低了0.6%；这说明随进破片对聚能射流侵彻能力的影响较小。
3.3 破片直径对靶后杀伤威力的影响
随进破片的直径对毁伤威力有着重要影响，对于同一厚度的靶板，破片的直径越大，穿透靶板所需的速度越小[11]，但由于爆轰压力给予预制破片的向轴向汇聚的分力有限，破片直径过大，会导致汇聚作用不足，预制破片无法随进至靶后，对靶后目标不能造成有效毁伤。基于上述问题，计算并分析直径为2.6 mm、2.8 mm、3 mm的钨破片在靶后的平均比动能，得出最优直径。
3种直径破片的平均速度、比动能曲线分别如图6、图7所示，9～40 μs时3种破片在爆轰波的作用下进行加速运动；φ2.6 mm破片在40～85 μs时被射流尾裙包裹带动继续加速，85 μs时与靶板漏斗坑摩擦减速并二次汇聚；φ2.8 mm破片在40～112 μs时位于射流尾裙与杵体之间基本保持匀速运动，112 μs时破片与靶板漏斗坑摩擦减速并二次汇聚，135 μs时射流杵体与破片碰撞并带动破片短暂加速；而φ3 mm破片因质量较大在射流形成后一直位于杵体之后，并于119 μs时与靶板漏斗坑摩擦减速并二次汇聚，并在175 μs时速度趋于稳定。
图6 3种直径破片平均速度随时间变化曲线
Fig.6 Curve of average velocity of three diameter fragments with time
图7 3种直径破片比动能随时间变化曲线
Fig.7 Three kinds of diameter fragment specific kinetic energy curve with time
260 μs时，φ2.6 mm、φ2.8 mm、φ3 mm破片靶后速度分别为843 m/s、694m/s、385m/s，φ2.6 mm破片速度比φ2.8 mm破片提高21.5%、比φ3 mm破片提高119%；φ2.6 mm、φ2.8 mm、φ3 mm破片平均比动能分别为1 087 J/cm2、791 J/cm2、261 J/cm2，φ2.6 mm破片平均比动能比φ2.8 mm破片提高37.4%、比φ3 mm破片提高316.5%。由此可见，φ2.6 mm随进破片较其他2种破片有更好的靶后杀伤威力。
3.4 破片数量对靶后杀伤威力的影响
战斗部在对给定目标进行打击时，除了要保证破片有足够的比动能外，还需要充足的破片数来保证对目标关键位置的高命中毁伤概率。为研究随进破片数量与其靶后杀伤威力之间的关系，仿真计算了不同数量随进破片的靶后平均速度变化规律，其中方案A、B、C、D分别代表在药型罩下边缘粘附10、12、14、16个φ2.6 mm预制破片，结果如图8所示。
图8 各方案破片平均速度随时间变化曲线
Fig.8 The variation curve of average velocity of fragments with time in each scheme
260 μs时，4种方案的平均速度分别为：869 m/s、844 m/s、790 m/s、680 m/s。比较4种方案的速度分布情况，可以看出，破片数目对随进破片靶后速度的影响较大，随着破片数量的增多，50～100 μs时射流尾裙对随进破片速度的增益越来越弱，且在260 μs时破片靶后平均速度随数量增加呈递减趋势。其中方案C最大破片速度为811 m/s，最小破片速度为744 m/s；而方案D破片在汇聚过程中，由于数量过多，导致其中2个破片汇聚不足，与靶板摩擦减速，靶后速度剩余149 m/s和236 m/s。
根据人体杀伤比动能标准[12-13]，ed=160 J/cm2，计算得φ2.6 mm钨球破片对人体目标的有效杀伤速度最小值为324 m/s。由此可知，在药型罩下边缘放置14个φ2.6 mm破片与本文中药形罩匹配较好，靶后有效破片数量多，在此基础上增加随进破片数量，会导致战斗部靶后杀伤能力降低。
4 试验
为验证数值模拟的可靠性，进行了静破甲试验，场地布置如图9所示，试验战斗部结构如上文所述，战斗部中心距地面高度300 mm，炸高120 mm，在钢靶正后方600 mm处布置了800 mm×600 mm×25 mm的松木后效靶，方案1为基准战斗部，无随进破片，方案2战斗部选用14个φ2.6 mm钨球随进破片。
图9 试验场地布置图
Fig.9 Layout of test site
试验回收的钢靶、后效靶如图10～图13所示。方案1战斗部对45#钢靶侵彻入口为21 mm，出口孔径为16 mm，后效靶共有11个穿孔，其中大孔1个，小孔10个；方案2战斗部对45#钢靶侵彻入孔孔径为20.3 mm，出孔孔径为15.4 mm，对后效靶共造成22个穿孔，其中4个大孔，18个小孔。由试验可以看出，随进破片有效增强了破甲战斗部的靶后杀伤威力，与数值仿真结果基本一致。
图10 方案1回收钢靶图
Fig.10 Scheme 1 Steel target recovery
图11 方案2回收钢靶图
Fig.11 Scheme 2 Recovery of steel target
图12 方案1回收后效靶图
Fig.12 Scheme 1 Recovery aftereffect target
图13 方案2回收后效靶图
Fig.13 Scheme 2 recovers aftereffect target
5 结论
通过数值模拟和试验，可以得出如下结论：
1) 在药型罩下边缘放置球形破片，可在聚能射流成型的同时，形成可随进至靶后且具有较高初速的破片群，增加了聚能战斗部对靶后目标的毁伤威力；且随进破片对聚能射流侵彻能力的影响较小。
2) φ2.6 mm随进破片平均比动能比φ2.8 mm破片提高37.4%、比φ3 mm破片提高316.5%，具有更好的靶后杀伤威力；在药型罩下边缘粘附14个φ2.6 mm破片，靶后有效破片数多，与药型罩结构匹配性较好。
3) 试验结果与仿真结果基本一致，证明了随进破片对聚能战斗部的轴向毁伤增强效应。
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