周向液体层对战斗部破片加速过程的影响

李彪彪，袁宝慧，王 辉，沈 飞，张立建

(西安近代化学研究所，陕西 西安 710065)

引 言

随着现代化战争对远程打击与机动打击要求的提升，一些新型巡航导弹(如BGM-109A)为提高其续航性与机动性，不断提升其内部空间的紧凑性及储油量，甚至将战斗部内置于导弹的燃油舱。然而，当战斗部装药爆炸时，燃油可能会随着爆轰产物的膨胀而吸收部分驱动能量，进而可能降低破片的初速，同时，燃油作为一种液体，也可能会在破片飞散过程中对其产生较大的阻力。这些因素将可能使内置于燃油舱内的战斗部爆炸后的破片速度与空气中存在着显著差异，因此，在战斗部的设计过程中需要详细分析周向燃油层对破片速度的影响规律。然而目前对于战斗部破片初速影响因素的研究主要关注于装药能量[1-3]、装药结构[4-7]、起爆方式[8-10]等，鲜有关于外部燃油等液体介质对战斗部破片速度影响的研究。

鉴于此，本研究为模拟巡航导弹迎击目标过程中油箱满腔、半满和空腔3种典型工况设计了空腔、半满、满腔(即半边圆柱充水)3种状态的模拟样机，由于装药爆炸过程中，燃油反应可能会对破片初速产生更为复杂的影响，为了便于对该问题进行解耦分析，用水介质代替燃油，开展了模拟样机静爆试验，获得不同状态下模拟样机静爆后破片的速度，并利用有限元分析软件LS-DYNA对不同状态下模拟样机装药驱动破片的过程进行分析，获得了外部液体介质对战斗部破片速度的影响规律，以期为相关杀伤战斗部的设计提供参考。

1 模拟样机静爆试验

1.1 模拟样机的设计

对于含有周向液体层的模拟样机设计，其主要的变化参量为装填比及液体层的厚度。根据相关战斗部的装填比及其周向液体层的厚度，设计了如图1所示的装药直径与液体层厚度之比约为1∶1的模拟样机。

图1 样机结构示意图

模拟样机主要由主装药、起爆药、内衬、破片、外壳和上下端盖组成。其中主装药为Φ110mm×200mm的某含铝炸药，起爆药为Φ25mm×25mm的JH-14；为了提升装药加载过程中破片的完整性，在主装药与外部破片层之间垫有厚度为1mm铝衬；铝衬外侧同时粘贴有方形钨破片(5.7mm×5.7mm×5.7mm，3.24g)与球形钨破片(Φ7mm，3.14g)，从图1中俯视图方向观察，球形钨破片排列于战斗部左侧，方形钨破片排列于战斗部右侧，两种形状的破片各占180°范围；破片与外壳之间为模拟样机的液体舱部分，液体舱的厚度与装药的直径相等；上下盖板上的凹槽与内衬、外壳之间紧密配合，并通过专用防水胶密封。模拟样机的空腔与满腔工况通过是否将液体舱内填充水介质实现，对于模拟样机半满工况(即半边圆柱充水)，加工了与模拟样机内部液体舱半边相吻合的薄膜塑料水囊(可忽略塑料薄膜对水介质的约束)，达到了与实际工况相似的效果。

1.2 试验布局

试验选择在以爆心为中心、周围200m内无障碍物的野外进行，试验场地的布置如图2所示。

图2 试验布局图

由图2可知，距爆心6m处布局有6个测速靶，测速靶1、2、3之间的夹角为30°，测速靶4、5、6之间的夹角为30°，测速靶1、2、3与测速靶4、5、6左右对称布置。当液体舱为空腔或满腔时，测速靶1、2、3与战斗部球形破片一侧相对应，测速靶4、5、6与战斗部方形破片一侧相对应；当液体舱为半满状态时，测速靶1、6与战斗部球形破片一侧相对应，测速靶3、4与战斗部方形破片一侧相对应，通过测速靶板1、2、3可测得无水一侧破片的速度，测速靶4、5、6所测得的破片速度为有水一侧的速度。同时，为更直观地观察模拟样机的静爆过程，在距爆心500m处掩体内布置有FastcamSA4高速摄影仪，实验中高速摄影仪的摄影频率设置为5000fps。

2 结果与讨论

2.1 模拟样机静爆试验结果分析

根据上述的实验布局分别进行了满腔、半满与空腔3种工况下的模拟样机静爆试验，3种工况下测得爆心与测速靶之间的平均速度如表1所示。

表1 不同工况下测速靶测得的破片速度

注：代表球形破片飞散的过程中未穿水；代表球形破片飞散的过程中穿过了水层；代表方形破片飞散的过程中未穿过水层；代表方形破片飞散的过程中穿过了水层。

对比表1中半满工况下破片的速度，发现在该工况下有水一侧方形破片与无水一侧方形破片的速度之比略低于有水一侧球形破片与无水一侧球形破片的速度之比。通过分析认为，破片在水中的衰减规律是造成该现象的主要因素。破片在水中飞散的过程，只考虑水介质的阻力作用。根据流体动力学原理，可得到如下的速度衰减公式[11]：

(1)

式中：m为破片的质量；v为破片的速度；Cx为空气阻力系数；S为破片的迎风面积；ρ为水介质的密度。通过查阅资料[11]，发现实验所用球形与方形破片的阻力系数分别为0.97和1.80，迎风面积分别为38.5和48.7mm2。则在该模拟样机静爆过程中周向液体介质对方形破片的衰减作用约为球形破片的2.3倍。

根据表1中满腔工况下破片的速度，还能够得到该工况下球形钨破片的速度约为方形钨破片的1.19倍，略大于空腔工况下球形钨破片与方形钨破片的速度之比。同样可以认为是破片在水中的衰减规律影响了模拟样机满腔工况下球形钨破片与方形钨破片的速度之比。

为了更进一步分析周向液体介质对破片速度的影响规律，将不同工况下破片的速度呈现于图3所示的极坐标中，极坐标以爆心为极点，以爆心为起点指向测速靶2的射线为极轴，取逆时针方向为角度的正方向，极径表示破片的速度，极角表示破片飞散的方向。

图3 不同工况下不同形状破片速度的极坐标图

图3中η表示舱体中的水量，η=1表示满腔状态，η=0.5表示半满状态，η=0表示空腔状态，数据点的形状代表破片的形状，空心数据点代表破片穿过空气后的速度，实心数据点代表破片穿过水层后的速度。结合表1和图3可知，在空腔状态下球形破片的速度能够达到1370m/s，方形破片的速度能够达到1200m/s；而满腔状态下球形破片的速度仅能达到904m/s，方形破片的速度约为760m/s。在外部液体介质包覆下战斗部装药爆炸加载破片的速度仅为空腔状态下破片速度的55%～60%。在半满状态下，液体介质包覆一侧破片的速度略低于满腔状态下破片的速度，但外部无液体介质一侧破片的速度约为空腔状态下破片速度的1.67倍。

在爆轰产物膨胀驱动破片的过程中，为了方便研究该过程对破片速度的影响，假设3种工况下模拟样机静爆过程中轴向稀疏作用的近似一致，忽略模拟样机壳体破裂过程中消耗的能量，且认为破片的初速相等，水介质的径向飞散速度近似相等。根据上述假设，可得到如下的能量方程：

meE=Ef+Eb+Ew

(2)

式中：me为装药的质量；E为装药的格尼能；Ef为破片的动能；Eb为爆轰产物的动能；Ew为水层的动能。

式(2)中破片的动能可通过测速靶测得的破片速度计算得到，爆轰产物的动能可借助于Gurney模型与破片的速度获得。对于水层动能的计算，通过高速摄影照片中两侧测速靶的距离与测速靶的实际距离获得照片与实物之间的放大比，结合照片与实物之间的放大比能够得到水介质的抛洒距离，并根据实验中高速摄影仪的摄影频率(5000fps)得到水介质的抛洒时间，进而能够计算得到水介质的抛洒速度。抛洒过程中，忽略水层的速度差异，假定同一抛洒方向上水的速度相同，即可通过水的抛洒速度得到水层的动能。模拟样机静爆的高速摄影照片如图4所示。

图4 模拟样机静爆的高速摄影照片

由图4可知，当模拟样机舱体为全满状态时，爆炸过程中水介质的抛洒速度约为820m/s；当模拟样机舱体为半满状态时，水介质的抛洒速度约为520m/s。因此，全满工况下装药爆炸驱动水介质所需的能量为4.44MJ，半满工况下装药爆炸驱动水介质所需的能量为0.89MJ，利用装药的格尼系数(2.667mm/s)[12]，计算得到装药格尼能为12.87MJ。由上述计算分析发现，当模拟样机舱体为全满工况时，推动水介质向外膨胀所需要的能量约为装药格尼能的34.5%，因此该工况下破片的速度必将远低于空腔状态下破片的速度。当模拟样机舱体为半满状态时，需要消耗装药6.9%的格尼能推动水介质向外膨胀，半满状态时推动水介质所需的能量远低于满仓状态下推动水介质能量的一半，可以认为在半满状态时，水介质的径向惯性约束作用使得爆轰产物并未均等地向各个方向膨胀作功，空腔一侧约束较弱，有水一侧约束较强，导致爆轰产物在空腔一侧的膨胀作用增强，导致类似于局部泄爆的现象出现，其能量也就出现了不均衡分配，进而影响到空腔一侧破片的加速效果。从图4更能够直观地看出类似局部泄爆的现象，因而导致了无水一侧破片的速度能够达到空腔状态下破片的速度的1.67倍。

2.2 模拟样机静爆过程数值模拟分析

试验部分仅能根据测速系统获得破片的速度来分析周向液体层对战斗部破片速度的影响，而难以得到周向液体层对装药爆炸加速破片过程的影响。为了进一步分析周向液体层对战斗部破片加速过程的影响，本研究运用ANSYS/LS-DYNA非线性仿真软件对液体介质包覆下炸药驱动破片过程进行数值模拟[12-14]。数值计算中采用流固耦合算法，模型按照模拟样机的实际工况建立，如图5所示。

图5 模拟样机数值计算模型

计算模型中主装药爆轰过程采用JWL状态方程来描述，参数见表2。内衬与外壳均采用铝加工而成，其材料模型采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN状态方程。空气采用空物质材料(NULL)描述，对应的状态方程为线性多项式。水采用空物质材料(NULL)模型，其状态方程采用GRUNEISEN状态方程。

表2 某含铝炸药爆轰产物JWL状态方程参数[15]

3种工况下模拟样机爆炸后不同形状破片速度的数值模拟计算结果如图6所示，图中η表示舱体中的水量，数据点的形状代表破片的形状，空心数据点与实心数据点分别代表破片穿过空气与水层。为便于对比数值模拟与试验结果，将数值模拟中加速后期近乎稳定的破片速度与试验所测得的破片速度均值呈现于图7中。

图6 数值模拟计算结果

图7 数值模拟与试验结果对比

由图6和图7可看出，模拟样机在空腔状态下爆炸后球形破片与方形破片的速度较为吻合；模拟样机在满腔状态下爆炸后方形破片与球形破片的速度略大于实验中得到的速度；半满状态下，数值模拟得到的破片速度也在实验得到破片速度的附近。由于数值模拟中难以考虑能量在水中的耗散，模拟结果与实验结果在数值上将略有差异，但能够得到相似的规律，即战斗部外侧液体介质降低了杀伤战斗部爆炸后破片的速度，但在非全满状态下，由于液体介质的约束作用，导致爆轰能量的不均衡分配，这将有效地提高无液体部分破片的速度。

3 结 论

(1)周向液体介质约束下，战斗部装药爆炸后，推动周向液体介质向外膨胀需消耗其爆轰能量，因此战斗部装药爆轰能量的分配必将改变，其爆轰加载破片的性能将降低，当液体层厚度与装药直径为1∶1时，满腔状态下破片的速度仅能达到空腔状态下的55%～60%。

(2)当周向液体非全包覆时，有水一侧阻碍着爆轰产物向外膨胀，无水一侧出现明显的泄爆现象，液体层约束使得装药爆轰能量不均衡分配，显著提高了无水一侧破片的速度，当液体层厚度与装药直径为1∶1时，半满状态下无水一侧破片的速度能够达到空腔状态下的1.65倍。