徐光澤，張 良，張興高，盧 薇，李小軍，方國峰

(軍事科學院防化研究院， 北京 102205)

高效毀傷技術(shù)作為武器裝備中的核心關(guān)鍵技術(shù)之一，一直是軍事技術(shù)領(lǐng)域研究的重點。以雙模戰(zhàn)斗部為代表的新高效毀傷技術(shù)具有明顯的前瞻性、創(chuàng)新性，現(xiàn)在已成為戰(zhàn)斗部發(fā)展的重要方向之一[1]。雙模戰(zhàn)斗部通過智能傳感器部件適時選擇最佳起爆方式來起爆某一固定結(jié)構(gòu)的成型裝藥[2]，以此對目標造成最佳毀傷效果[3]。國內(nèi)外在多模戰(zhàn)斗部方面開展了大量研究。目前，David Bender[4]、汪得功[5]針對某成型裝藥在不同起爆條件下的毀傷元形成過程進行了數(shù)值仿真研究，獲得了不同形態(tài)的毀傷元；蔣建偉等[6]基于柱錐型成型裝藥，用AUTODYN軟件通過點起爆、環(huán)形起爆兩種起爆方式得到了EFP及JPC兩種形式的毀傷元；吳成等[7]應(yīng)用VESF裝置進行了多模態(tài)實驗的研究，測量了不同模態(tài)下形成的JET及EFP的速度、侵徹參數(shù)；郭美芳[8]對可選擇作用/多模戰(zhàn)斗部技術(shù)及實現(xiàn)多模式作用的技術(shù)途徑進行了分析；陳忠勇[9]研究了起爆位置和藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)等對多模毀傷元成型的影響規(guī)律；紀沖等[10]設(shè)計了一種切割式雙模戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)，并利用LS-DYNA程序?qū)煞N模式毀傷元成型及侵徹45鋼靶過程特性進行了數(shù)值模擬；陳奎等[11]研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對弧錐結(jié)合罩在同一裝藥結(jié)構(gòu)下形成雙模毀傷元EFP和JCP的影響。綜合國內(nèi)外多模戰(zhàn)斗部的研究趨勢，桿式侵徹體和爆炸成型彈丸兩種模態(tài)的轉(zhuǎn)換研究較為成熟，而桿式射流與射流之間的轉(zhuǎn)換并沒有得到較多的研究，因此有必要對桿式射流和射流的轉(zhuǎn)換規(guī)律進行進一步研究。

基于ANSYS/AUTODYN 2D有限元軟件，模擬了JET和JPC毀傷元成型過程，結(jié)合仿真實驗結(jié)果對不同結(jié)構(gòu)參數(shù)下毀傷元的成型過程進行分析，在此基礎(chǔ)上，根據(jù)形成毀傷元速度的不同，在同一裝藥結(jié)構(gòu)下，應(yīng)用優(yōu)化理論方法列出多參數(shù)組合設(shè)計方案，獲得實現(xiàn)桿式射流(JPC)與射流(JET)雙模轉(zhuǎn)換的起爆方式及結(jié)構(gòu)參數(shù)的最佳匹配關(guān)系，設(shè)計出優(yōu)化的雙模戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)。相關(guān)結(jié)論可以為桿式射流與射流之間的轉(zhuǎn)換關(guān)系的研究提供新的思路，也可為高效毀傷研究提供一定的參考。

1 數(shù)值仿真模型及方法

針對一種不帶隔板的高能炸藥與金屬相互作用的成型裝藥結(jié)構(gòu)，如圖1所示。藥型罩為截錐型，材料為銅，裝藥為奧克托今，殼體采用AL7039。已知裝藥直徑Φ100 mm，裝藥高度105 mm、藥型罩壁厚為2 mm，藥型罩錐角90°，初始截錐直徑10 mm。在裝藥長徑比(μ=H/Dk)和藥型罩的殼體厚度確定的前提下，通過優(yōu)化藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)，確定最佳起爆方式，以實現(xiàn)雙模戰(zhàn)斗部兩種不同的毀傷元—JET和JPC高效轉(zhuǎn)換。數(shù)值仿真模型包括炸藥、藥型罩、空氣、殼體四部分，4種材料采用歐拉四邊形網(wǎng)格建模，單元使用多物質(zhì)Euler算法，考慮到模型具有對稱性這一因素以及計算的精度和三維模型的求解復雜性，采用建立二分之一二維模型進行仿真計算，并假設(shè)殼體壁厚不影響仿真計算精度要求，如圖2所示。

圖1 雙模戰(zhàn)斗部成型裝藥結(jié)構(gòu)3D和2D示意圖

圖2 仿真模型對應(yīng)的2D和3D模型示意圖

成型裝藥中不同起爆方式對應(yīng)的起爆位置如圖3所示，建立以距離成型裝藥頂部端面中心點5 mm處的點為原點的坐標系XOY，分別以裝藥軸線、炸藥外圍不同位置(即不同的x坐標位置)為環(huán)起爆；以裝藥軸線上不同位置(即不同的x的坐標位置，y值取0)為中心點起爆；以平行于裝藥頂端端面的圓形面的不同位置(即圓形面對應(yīng)的x的坐標不同)為面起爆(通過AUTODYN軟件中二維模型的線起爆來模擬三維模型中的面起爆)，通過數(shù)值模擬計算不同位置對毀傷元成型的影響規(guī)律，研究適合形成雙模毀傷元JET和JPC的最佳起爆位置。

圖3 裝藥結(jié)構(gòu)及不同起爆方式起爆位置示意圖

利用AUTODYN中建立如圖4所示的仿真計算模型，通過裝藥中心點起爆及裝藥頂端環(huán)起爆等不同起爆方式，對不同藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)的裝藥結(jié)構(gòu)進行數(shù)值模擬，采用單因素分析法，研究藥型罩錐角α、截錐直徑對毀傷元成型的影響規(guī)律。

圖4 不同起爆方式下的仿真示意圖

2 數(shù)值仿真結(jié)果分析

考慮成型裝藥需形成兩種不同模態(tài)的毀傷元：JET和JPC，針對不同起爆方式、具有不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的藥型罩的成型裝藥進行數(shù)值模擬研究，分析起爆方式及藥型罩的不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對毀傷元特征參數(shù)的影響規(guī)律，為雙模戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供依據(jù)。

2.1 不同起爆方式對JET和JPC兩種毀傷元成型的影響分析

為了便于對不同起爆方式對JET和JPC兩種毀傷元成型的影響進行研究，進而確定最佳起爆方式。綜合考慮毀傷元成型過程中的形態(tài)特點，選取成型裝藥在70 μs時形成的毀傷元特征參數(shù)記錄如表1所示，表中包括毀傷元長度、直徑、長徑比、頭部速度及頭尾部速度差數(shù)據(jù)。基于毀傷元的形態(tài)、毀傷元速度分布、成型過程中能量變化3個方面分別進行分析，并以此為依據(jù)確定出有利于毀傷元成型的最佳起爆方式。

基于表1和表2的分析，中心點起爆均能形成JPC毀傷元，隨著起爆位置到裝藥端面距離的增大，JPC毀傷元長度、直徑變化不大，但頭部速度逐漸降低，頭尾部速度差變化小于5%。采用裝藥頂端中心點起爆時，形成的JPC毀傷元的頭部速度和形態(tài)較其他位置處起爆的好；環(huán)起爆位置不同時JET毀傷元的成型參數(shù)變化較大，逆向環(huán)起爆較端面正向環(huán)起爆頭尾部速度差大、長徑比變化較大，頭部速度基本一樣；采用不同位置的面起爆方式可以形成JET毀傷元，隨著起爆位置到裝藥端面的距離不斷增大，毀傷元成型參數(shù)變化呈現(xiàn)一定的規(guī)律：頭部速度逐漸降低，頭尾部速度差大致呈降低趨勢，而毀傷元形態(tài)變化不大。

毀傷元速度分布和成型過程中能量變化曲線如表3所示。

表1 不同起爆方式所形成的毀傷元的特征參數(shù)

表2 不同起爆方式下獲取的不同時刻的部分毀傷元形態(tài)

表3 毀傷元速度分布和成型過程中能量變化曲線

通過對表3數(shù)據(jù)的分析，可得如下結(jié)論：端面正向環(huán)起爆所形成的毀傷元頭部速度最高，從頭部到尾部呈現(xiàn)遞減的變化趨勢，而速度在Y方向上大體上均勻分布；而對于構(gòu)成毀傷元的某一毀傷微元，其速度分布呈現(xiàn)出無規(guī)律性，但毀傷元整體的速度分布則具有一定的規(guī)律。不同位置的中心點起爆得到的毀傷元的速度分布有相似性，且頭部速度隨著起爆位置距離藥型罩頂端的增大而增加，頭尾部速度梯度較??；面起爆時毀傷元頭尾部的速度差相比中心點起爆增加了，速度梯度介于環(huán)形起爆與中心點起爆之間，起爆面距離藥型罩越遠時得到的毀傷元具有更高的頭部速度，且毀傷元速度分布不均勻；環(huán)起爆時速度梯度最大，可以獲得較其他起爆方式更高的頭部速度。綜上所述，對某種起爆方式其起爆點的位置是影響毀傷元速度分布的關(guān)鍵因素。從能量的角度來看，不同起爆方式下能量變化的趨勢在大體上是一致的，在80 μs時趨于平穩(wěn)，這說明選取70 μs時的毀傷元特征參數(shù)進行對比分析具有一定的可靠性。

2.2 形成JET和JPC毀傷元的最佳起爆方式的確定

基于上述對毀傷元成型過程影響因素分析可知，在形成JPC毀傷元的4種起爆方式中，裝藥頂端端面中心點起爆時毀傷元成型參數(shù)和形態(tài)較其他3種方式好；在形成JET毀傷元的6種起爆方式中，環(huán)形起爆形成的毀傷元成型參數(shù)總體上較不同位置的面起爆要好。

綜合考慮毀傷元性能，選取裝藥頂端端面中心點起爆方式形成JPC毀傷元，選取環(huán)起爆方式形成 JET毀傷元。以毀傷元頭部速度為參考時，由于端面處正向環(huán)起爆與逆向環(huán)起爆形成的毀傷元參數(shù)較為接近，無法通過一組仿真數(shù)據(jù)來判斷優(yōu)劣。故需通過數(shù)值模擬對這兩種起爆方式形成JET的影響因素作深入分析，進而確定形成JET毀傷元的最佳起爆方式。

對正向環(huán)起爆和逆向環(huán)起爆各進行6組仿真計算，仿真得到的毀傷元成型參數(shù)如表4所示。

表4 正向環(huán)起爆與逆向環(huán)起爆形成的毀傷元成型參數(shù)(70 μs)

為了更好地對比分析正向環(huán)起爆和逆向環(huán)起爆形成的毀傷元在仿真過程中的形態(tài)變化差異，并基于此來選取較好的起爆方式以獲得形態(tài)較好的理想毀傷元，環(huán)起爆與逆環(huán)起爆仿真過程中部分典型毀傷元形態(tài)如圖5所示(每10 μs取一次圖像)。

圖5 不同錐角和起爆條件下的毀傷元形態(tài)圖

對比分析毀傷元成型過程的形態(tài)圖，可以發(fā)現(xiàn)在截錐直徑一定時，對于不同錐角的藥型罩結(jié)構(gòu)，當藥型罩錐角為110°或120°時逆環(huán)起爆成型形態(tài)較好，且毀傷元特征參數(shù)及形態(tài)具有了聚能桿式侵徹體的特點，即形成了JPC；當藥型罩錐角為100°時，逆環(huán)起爆形成了形態(tài)較好的JET。當藥型罩錐角為90°時，截錐直徑逐漸增大時，逆環(huán)起爆形成的毀傷元的連續(xù)性逐漸變差，環(huán)起爆形成的毀傷元相對較好；當錐角為90°時兩種起爆方式下形成的毀傷元形態(tài)和特征參數(shù)均較好?；谏鲜龇治?，選擇環(huán)起爆來形成JET。

基于對上述毀傷元特征參數(shù)和毀傷元仿真過程的形態(tài)圖的對比與分析，最終確定了不同起爆方式與毀傷元成型的最佳匹配關(guān)系——在環(huán)起爆條件下形成聚能射流(JET)，在裝藥端面中心點起爆形成聚能桿式侵徹體(JPC)，從而實現(xiàn)了對一定裝藥結(jié)構(gòu)的戰(zhàn)斗部進行兩種不同模態(tài)的轉(zhuǎn)換。如表5所示給出了兩種毀傷成型過程中的不同形態(tài)。

表5 兩種起爆方式下獲得的JPC和JET毀傷元形態(tài)

2.3 藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)對毀傷元成型的影響分析

藥型罩的材料及其結(jié)構(gòu)參數(shù)是影響聚能裝藥毀傷元性能的另一個重要因素。而截錐形藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)包括藥型罩的錐角、壁厚、截錐直徑。數(shù)值仿真中采用的是壁厚為2 mm的等壁厚藥型罩，主要研究錐角、截錐直徑對毀傷元特征參數(shù)的影響規(guī)律。

2.3.1藥型罩錐角對毀傷元成型的影響

為了研究藥型罩錐角對毀傷元成型的影響程度，分別選取錐角為90°、100°、110°、120°，壁厚為2 mm，截錐直徑為 10 mm 的藥型罩進行仿真，其中t=70 μs時的毀傷元的特征參數(shù)如表6所示，表中記錄了在裝藥頂端中心點起爆及環(huán)起爆兩種不同起爆方式下70 μs時形成的毀傷元頭部速度、頭尾部速度差、長度L、平均直徑D和長徑比λ的具體數(shù)值。

對上述毀傷元成型參數(shù)及形態(tài)進行對比可知，隨著藥型罩錐角的增大，兩種起爆方式所形成的毀傷元頭部速度不斷地減小，毀傷元的速度梯度逐漸減小。當藥型罩錐角變化時，基于毀傷元長度、平均直徑和長徑比的分析可知，中心點起爆時毀傷元的形態(tài)較穩(wěn)定，環(huán)起爆時毀傷元的形態(tài)變化較大。綜上分析可知錐角為90°時形成的毀傷元特征參數(shù)較好。

2.3.2藥型罩截錐直徑對毀傷元成型的影響

為了研究藥型罩截錐直徑對毀傷元成型的影響規(guī)律，分別選取了截錐直徑為6 mm、8 mm、10 mm、12 mm，錐角為90°，壁厚2 mm的藥型罩進行了數(shù)值仿真研究。表7給出了t=70 μs時不同截錐直徑形成的毀傷元的特征參數(shù)，記錄了包括毀傷元速度、形態(tài)參數(shù)等具體數(shù)值。

表6 具有不同錐角的藥型罩所形成的毀傷元的特征參數(shù)

表7 t=70 μs時毀傷元成型參數(shù)

對比不同截錐藥型罩在兩種起爆方式下所形成的毀傷元的參數(shù)及形態(tài)，可以發(fā)現(xiàn)截錐直徑對毀傷元成型影響不大。綜合考慮毀傷元頭部速度和頭尾部速度梯度差的影響，截錐直徑選擇6 mm。

3 正交優(yōu)化設(shè)計

為了比較成型裝藥不同結(jié)構(gòu)參數(shù)對毀傷元成型的影響大小，確定成型裝藥的較佳的參數(shù)?；谡粌?yōu)化理論，建立正交優(yōu)化表，進行了正交優(yōu)化實驗，并采用方差分析對比了實驗結(jié)果。最終得到了影響毀傷元成型的多種因素的主次順序，并以此為依據(jù)確定出戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計的最佳參數(shù)組合。

3.1 正交試驗設(shè)計方法及應(yīng)用

基于上述分析，影響毀傷元形成的因素較多，因素的水平也存在差異，本節(jié)采用設(shè)計不規(guī)則正交表來對上述仿真實驗結(jié)果進行進一步優(yōu)化。正交表中選取毀傷元頭部速度的結(jié)果作為參考序列，并確定了藥型罩錐角、藥型罩厚度、藥型罩截錐直徑為本次試驗的試驗因素，分別記作A、B和C，對3因素進行正交實驗，其中A、B分別選取3個不同的水平，C取3個相同的水平。如表8所示。

表8 因素水平表

以毀傷元頭部速度為參考，基于正交優(yōu)化軟件計算得到兩種起爆方式下優(yōu)化組合為A1、B1和C1，即藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)組合為藥型罩錐角90°、截錐直徑6 mm、壁厚2 mm。

3.2 正交優(yōu)化后雙模戰(zhàn)斗部毀傷元成型的數(shù)值模擬

對正交優(yōu)化后的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)為90°錐角、2 mm壁厚、6 mm 截錐直徑的藥型罩成型裝藥進行數(shù)值仿真，結(jié)果如表9所示為兩種起爆方式下形成的JET和JPC的形態(tài)。

為了說明正交優(yōu)化所選的參數(shù)組合較優(yōu)，現(xiàn)將單因素分析法所選的結(jié)構(gòu)參數(shù)組合與之對比。圖7所示為基于毀傷元速度序列，兩種參數(shù)組合所形成的毀傷元頭部速度隨時間的變化曲線。

由圖7可以看出：正交優(yōu)化所選出的參數(shù)組合更好。毀傷元成型參數(shù)得到了優(yōu)化，形態(tài)得到了進一步改善。仿真實驗結(jié)果與正交優(yōu)化理論相一致，說明了戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)得到了優(yōu)化。

表9 正交優(yōu)化后兩種起爆方式下毀傷元成型過程的形態(tài)

圖7 正交優(yōu)化所選參數(shù)組合與單因素所選參數(shù)組合形成的毀傷元頭部速度隨時間變化曲線

4 結(jié)論

考慮到不同藥型罩形成的毀傷元的形態(tài)差異，采用理論分析和數(shù)值仿真相結(jié)合的方法，從定量與定性相結(jié)合的角度，分析了起爆方式、藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)對JET和JPC兩種毀傷元成型的影響規(guī)律，并給出了合理解釋。此外，以射流速度為參考序列，運用正交優(yōu)化方法列出各影響參數(shù)組合方案，獲得了戰(zhàn)斗部成型裝藥的優(yōu)化結(jié)構(gòu)。相關(guān)結(jié)論如下：

1) 中心點起爆有利于形成JPC，環(huán)起爆有利于形成JET，面起爆形成形態(tài)與桿式射流相似、頭部速度相對較低、連續(xù)性和穩(wěn)定性好的JET。中心點起爆位置距離裝藥底部端面較遠時形成的JPC毀傷元的形態(tài)及成型參數(shù)比較理想，逆環(huán)起爆時形成的JET頭部速度稍微高于正向環(huán)起爆時的速度，毀傷元的質(zhì)量分布的連續(xù)性不好。

2) 截錐型藥型罩的結(jié)構(gòu)參數(shù)中錐角的影響最大，截錐直徑影響較小，且錐角對毀傷元的影響隨著角度的增大而逐漸降低。通過不同的截錐直徑取值，可以有限地改變藥型罩壓垮過程中射流的拉伸情況以及毀傷元成型的性能參數(shù)，但毀傷元質(zhì)量分布的連續(xù)性變化不大。

3) 對于成型裝藥結(jié)構(gòu)一定的戰(zhàn)斗部，中心點起爆和面起爆條件下，起爆位置對與毀傷元成型的頭部速度影響較大，當距離藥型罩頂端較遠時，形成的毀傷元的頭部速度較大；而環(huán)形起爆時，距離藥型罩近的逆環(huán)起爆比正向環(huán)起爆形成的毀傷元的頭部速度大；環(huán)形起爆和面起爆均可形成聚能射流；環(huán)形起爆比面起爆所形成的JET的參數(shù)及形態(tài)較好；對比正向環(huán)起爆與逆向環(huán)起爆可知，正向環(huán)起爆形成的毀傷元總體上較好；在藥型罩錐角逐漸增大的過程中，逆向環(huán)起爆形成的毀傷元在形態(tài)上表現(xiàn)為由聚能射流轉(zhuǎn)變?yōu)榫勰軛U式侵徹體，這可為獲得JPC毀傷元提供一種新的思路。

4) 對于長徑比為1.05、定壁厚的裝藥結(jié)構(gòu)，運用正交理論得到了藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)與毀傷元成型的最佳匹配關(guān)系——藥型罩錐角為90°、截錐直徑6mm時得到的毀傷元性能較好。