徐 鵬，姚文進，李偉兵，張笑瀛

（1.南京理工大學智能彈藥技術國防重點學科實驗室，江蘇 南京 210094；2.63863 部隊，吉林 白城 137001）

0 引 言

在信息化戰(zhàn)爭的條件下，彈藥需要適應智能化、精確化、多功能化的趨勢，對于不同的戰(zhàn)斗目標，要能夠做到“一彈多用”，傳統(tǒng)的成型裝藥戰(zhàn)斗部可以產生特定的毀傷元，實現對某類目標的打擊，但這并不一定適用于對付另一類目標。多模戰(zhàn)斗部可以針對不同的作戰(zhàn)目標，智能匹配產生不同的毀傷元，實現精確打擊，因此成為成型裝藥技術研究的熱點［1-3］。多模戰(zhàn)斗部是在同一成型裝藥的基礎上采用不同起爆方式如點起爆、環(huán)起爆和逆向單點起爆等，來實現聚能射流（JET）、桿式射流（JPC）、爆炸成型彈丸（EFP）和橫向效應增強彈（PELE）等多種毀傷方式的轉換［4-5］。近年來，相關學者對雙模戰(zhàn)斗部成型因素以及聚能裝藥侵徹性能進行了大量研究。Cardoso［6］借助仿真軟件開展了從單點起爆到五點起爆形成的不同EFP 戰(zhàn)斗部結構的理論研究。Arnold［7］提出了一種新型雙模戰(zhàn)斗部，通過不同的起爆序列能夠形成PELE 與EFP 之間轉換的雙模毀傷元。Dehestani［8］研究了聚能裝藥成型過程中幾何參數對射流侵徹性能的影響以及藥型罩厚度對侵徹深度效率的影響。國內學者如鄭宇［9］對雙層藥型罩成型裝藥形成串聯EFP 的機理進行試驗和數值模擬。李偉兵等［10-14］重點研究了JPC 和JET 之間的轉換關系，并優(yōu)化設計了戰(zhàn)斗部結構參數。陳帥［15］針對雙模毀傷元JET 和JPC 轉換成型問題，理論分析了點、環(huán)兩種起爆方式下爆轟波的作用過程。然而，對于將變壁厚弧錐結合形藥型罩各參數與裝藥結構參數相匹配進行優(yōu)化設計的研究工作，以及雙模毀傷元對混凝土靶的侵徹研究方面，國內外報道甚少。

因此，本研究設計了一種采用變壁厚弧錐結合形藥型罩的雙模戰(zhàn)斗部，利用有限元仿真軟件ANSYS/LS-DYNA 對JPC 和JET 的轉換過程進行數值模擬，采用極差分析研究藥型罩和裝藥結構各參數對毀傷元成型的影響。采用優(yōu)化結構，對雙模戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶標進行了數值模擬，對比分析雙模毀傷元對同一目標作用時靶板的受損傷情況。研究成果可為雙模戰(zhàn)斗部的進一步優(yōu)化設計及其應用提供參考。

1 戰(zhàn)斗部結構及數值模型

1.1 模型建立

針對裝藥口徑De=100 mm 的成型裝藥結構，采用ANSYS/LS-DYNA 有限元軟件［16］，對De=100 mm 雙模戰(zhàn)斗部結構的毀傷元成型過程進行數值模擬。藥型罩采用變壁厚弧錐結合形，其結構參數包括錐角2θ、弧度半徑R、上壁厚h1、下壁厚h2。成型裝藥為船尾形結構，裝藥長徑比為L/De，殼體厚度為δ。通過采用中心單點起爆和船尾底端環(huán)起爆兩種起爆方式，實現桿式射流（JPC）和聚能射流（JET）2 種毀傷元的模式轉換。

由于聚能裝藥的作用過程是多物質相互作用的大變形過程，在金屬射流成型過程中，炸藥和藥型罩材料會發(fā)生劇烈變形，采用Lagrange 方法難以準確模擬。因此空氣、炸藥和藥型罩采用多物質ALE 方法，殼體采用Lagrang 方法，Lagrange 與ALE 之間采用流固耦合關鍵字連接［17］。雙模戰(zhàn)斗部結構示意圖和有限元模型圖如圖1 所示。

1.2 材料模型及參數

本研究所建立的模型中，涉及到的戰(zhàn)斗部結構有藥型罩、炸藥和殼體以及空氣域?？諝庥虿捎肕AT_NULL 材料模型和EOS_GRUNEISEN 狀態(tài)方程描述；炸藥材料為8701，采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN 材料模型和EOS_JWL 狀態(tài)方程描述；藥型罩和殼體材料分別為紫銅和4340 鋼，采用MAT_JOHNSON_COOK 材料模型和EOS_ GRUNEISEN 狀態(tài)方程描述。各材料參數主要取值見表1～3。

表2 8701 材料參數［18］Table 2 Material parameters of 8701［18］

表3 紫銅和4340 鋼材料參數［19］Table 3 Material parameters of copper and 4340 steel

1.3 成型分析

相較于單點起爆，多點起爆條件下各個起爆點傳出的爆轟波以相同的爆速，各自獨立均勻地向裝藥內部傳播并發(fā)生碰撞，隨著爆轟波波陣面夾角的增大相繼發(fā)生正反射、正規(guī)斜反射和馬赫反射過程，形成由C-J 爆轟波和馬赫波相間布置的復合爆轟波［20］。馬赫波壓力明顯高于C-J 爆轟波壓力，馬赫波的出現有利于激發(fā)炸藥潛能，顯著提高藥型罩的壓垮速度，進而促進雙模戰(zhàn)斗部模式的轉變。

根據有效裝藥理論［21］，在相同的裝藥結構下，環(huán)起爆的有效裝藥量顯著大于點起爆。有效裝藥量的顯著差距導致兩種起爆方式下爆轟波強度和作用區(qū)域存在明顯的差異。環(huán)起爆下爆轟波在藥型罩上方匯聚，形成面積更廣的強爆轟區(qū)域，壓垮藥型罩的爆壓峰值達到了50～70 GPa；點起爆下爆轟波沿藥型罩的母線方向掃過，強爆轟區(qū)域大都分散在了藥型罩下方，只有極小一部分匯聚在藥型罩上方，壓垮藥型罩的峰值爆壓約為20 GPa。起爆方式的不同最終導致爆轟波對藥型罩的壓垮速度不同，數值模擬下的爆壓分布結果如圖2 所示。

圖2 不同起爆方式下的爆壓分布Fig.2 Detonation pressure distribution under different initiation modes

同一戰(zhàn)斗部形成不同毀傷元的關鍵在于裝藥爆炸時爆轟波的傳播變化，宏觀上隨著起爆直徑的增大，馬赫波作用范圍減小，馬赫超壓增大，形成的毀傷元頭部射流單元速度增大，而尾部射流單元速度降低［22］。頭尾速度差的增大使射流發(fā)生拉伸，長徑比增大，毀傷元的形態(tài)發(fā)生改變，頭部由扁平逐漸變得細長，形態(tài)由JPC 向JET 轉變。當環(huán)起爆半徑為0～20 mm 時，起爆環(huán)在船尾底端，隨著環(huán)起爆半徑的增加，毀傷元成型參數變化不大，有著桿式射流的特征；當環(huán)起爆半徑為20～50 mm 時，起爆環(huán)在船尾側面，隨著環(huán)起爆半徑的增加，毀傷元頭部速度大幅上升，形態(tài)也從桿式射流向聚能射流轉變，有著聚能射流的特征，毀傷元成型參數隨起爆半徑變化如圖3 所示。

圖3 毀傷元成型參數隨起爆半徑變化Fig.3 Forming parameters of damage element change with the initiation radius

不同起爆方式下形成的雙模毀傷元形態(tài)如圖4 所示，其中裝藥頂端中心單點起爆形成JPC 毀傷元，船尾底端環(huán)起爆形成JET 毀傷元。

圖4 雙模毀傷元成型形態(tài)Fig.4 Forming shape of dual-mode damage element

2 雙模戰(zhàn)斗部結構正交設計

2.1 正交設計方案

正交試驗設計是通過正交表安排多因素試驗、利用統(tǒng)計數學原理進行數據分析的一種科學方法，符合“以盡量少的試驗獲得有效、足夠的信息”的試驗設計原則［23］。本研究選取藥型罩錐角2θ為80°～100°、弧度半徑R為4～20 mm、藥型罩上壁厚h1為1.92～3.12 mm、藥型罩下壁厚h2為3.94～5.94 mm、裝藥長徑比L/De為0.80～1.12、戰(zhàn)斗部殼體厚度δ為3～7 mm?；谡辉囼炘O計的基本原則，設計了六因素五水平L25（56）正交試驗表，各因素水平方案見表4。

表4 正交設計各因素水平表Table 4 Factors and levels of orthogonal design

2.2 計算結果及分析

根據仿真結果，150 μs 時，JPC 和JET 毀傷元都已完全成型，成型參數見表5?，F對不同參數組合下雙模毀傷元JET 和JPC 的頭部速度Vj、有效長度L以及頭尾速度差ΔVj進行分析處理。利用極差分析法分別計算各列水平下的極差S，極差S=（Ki/5）max-（Ki/5）min，其中ki表示各因素水平為i時對應的毀傷元特征參數指標之和。極差S的計算結果如表6 和表7 所示，通過S的大小可以得到各因素對各指標影響的主次順序。

表5 正交試驗數值模擬結果（150 μs）Table 5 Numerical simulation results of orthogonal test（150 μs）

表6 桿式射流各指標極差Table 6 Range difference of each index of JPC

表7 聚能射流各指標極差Table 7 Range difference of each index of shaped charge jet

分析可得錐角2θ是影響桿式射流頭部速度Vj1、有效長度L1，以及頭尾速度差ΔVj1的最主要因素；弧度半徑R是影響聚能射流頭部速度Vj2、有效長度L2，以及頭尾速度差ΔVj2的最主要因素。對JPC 和JET 毀傷元頭部速度Vj影響的主次順序分別為2θ、h2、L/De、δ、R、h1和R、2θ、h1、h2、L/De、δ。同樣可得各因素對雙模毀傷元有效長度L以及頭尾速度差ΔVj的影響規(guī)律，結果表明，對JPC 和JET 毀傷元有效長度L影響的主次順序分別為2θ、L/De、R、δ、h1、h2和R、2θ、h1、L/De、δ、h2，下壁厚h2是影響雙模毀傷元有效長度L 的最次要因素。對JPC 和JET 毀傷元頭尾速度差ΔVj影響的主次順序分別為2θ、h2、R、L/De、δ、h1和R、2θ、L/De、δ、h1、h2。

雙模毀傷元頭部速度Vj、有效長度L以及頭尾速度差ΔVj隨裝藥結構參數的變化情況如圖5 所示。A、B、C、D、E、F 分別表示錐角2θ、弧度半徑R、上壁厚h1、下壁厚h2、裝藥長徑比L/De、殼體厚度δ，角標表示其各列水平。從表6、7 中各因素水平極差以及圖5 雙模毀傷元成型參數隨各因素變化曲線可以得出：

圖5 雙模毀傷元成型參數隨各因素變化曲線Fig.5 Curve of forming parameters of dual-mode damage element with various factors

（1）錐角2θ是JPC 頭部速度Vj1、有效長度L1和頭尾速度差ΔVj1的最大影響因素，JET 頭部速度Vj2、有效長度L2和頭尾速度差ΔVj2的第二影響因素。隨著錐角2θ的增大，JPC 和JET 的頭部速度和有效長度都逐漸下降，權衡考慮，選取錐角2θ為80°。

（2）弧度半徑R是JET 頭部速度Vj2、有效長度L2和頭尾速度差ΔVj2的最大影響因素，JPC 有效長度L1的第三影響因素。隨著弧度半徑R的增大，JPC 和JET 頭部速度和有效長度都逐漸下降，綜合考慮三個指標，選取弧度半徑R為8 mm。

（3）藥型罩上壁厚h1是JPC 頭部速度的最次要影響因素，JET 頭部速度Vj2和有效長度L2的第三影響因素，而對于其他指標，影響相對較小。隨著上壁厚h1增大，JET 的頭部速度和有效長度隨之減小，因此選取上壁厚h1為2.22 mm。

（4）藥型罩下壁厚h2是JPC 頭部速度Vj1和有效長度L1的第二影響因素，對其他指標影響都較小，隨著下壁厚h2的增大，JPC 頭部速度Vj1和有效長度L1都隨之減小，考慮到雙模戰(zhàn)斗部兩種毀傷元的頭部速度Vj1和Vj2要有盡可能大的差別，因此選取下壁厚h2為5.44 mm。

（5）裝藥長徑比L/De是JPC 有效長度L1的第二影響因素，頭部速度Vj1和頭尾速度差ΔVj1的第三影響因素，而對于JET 的各指標來說，影響都較小。隨著裝藥長徑比L/De的增大，JPC 頭部速度Vj1和有效長度L1隨之增加，頭尾速度差ΔVj1先減小再增大，綜合考慮三個指標，選取裝藥長徑比L/De為0.88。

（6）殼體厚度δ對JET 和JPC 的各指標影響都較小，隨著殼體厚度的增加，頭尾速度差ΔVj1和ΔVj2都隨之減小，考慮到頭尾速度差的減小，對于毀傷元成型和侵徹能力都有一定的提高，因此選擇殼體厚度δ為5 mm。

綜合考慮各參數對JPC 和JET 雙模毀傷元的整體影響，確定雙模戰(zhàn)斗部最優(yōu)結構參數匹配組合為：2θ=80°，R=8 mm，h1=2.22 mm，h2=5.44 mm，L/De=0.88及δ=5 mm。

2.3 試驗驗證

基于正交設計計算結果，采用瑞典ScandiFlash 公司生產的300 kV 脈沖X 光機對雙模戰(zhàn)斗部優(yōu)化方案的成型開展X 射線成像試驗。試驗儀器主要包括成型裝藥、托彈架、脈沖X 光機、底片和底片保護盒等。試驗過程中，將成型裝藥固定在一定高度的托彈架上，通過控制X 射線管的出光時間，便可在底片上得到毀傷元的X 光成像照片。考慮到JET 的長度較長，因此用兩張底片拍攝，而JPC 用一張底片即可。根據所拍攝的時間及不同毀傷元來布置靶塊及炸高筒，每次靶塊及炸高筒的總高度均由仿真結果確定，以保證侵徹體在拍攝時間通過底片盒，試驗布局如圖6 所示。由于選擇的最優(yōu)匹配組合不在正交方案中，因此需按照新優(yōu)化方案進行計算，優(yōu)化后的雙模毀傷元成型參數如表8 所示。

表8 優(yōu)化結構毀傷元特征參數Table 8 Optimized structural damage element characteristic parameters

圖6 雙模戰(zhàn)斗部X 光試驗布局Fig.6 Curve of forming parameters of dual-mode damage element with various factors

由圖6 可知，X 光出光口與雙模戰(zhàn)斗部和底片盒的水平距離分別為X1和X2，根據幾何相似原理，可計算出放大比例［24］K：K=X2/X1

通過計算底片上，毀傷元頭部與參考線的距離ΔH1和ΔH2，并除以放大系數K和X 光機的出光時間差Δt，就可以得到毀傷元的頭部速度：

考慮到帶殼體戰(zhàn)斗部的X 光試驗有破片產生，為了保護儀器設備不受損壞，試驗戰(zhàn)斗部為無殼體雙模戰(zhàn)斗部。通過對比無殼體戰(zhàn)斗部X 光試驗和數值模擬結果，以確定仿真的可信性。雙模毀傷元成型形態(tài)仿真與X 光試驗對比如圖7 所示，從圖7 中可以看出：桿式射流和聚能射流成型良好，仿真結果與X 光拍攝的毀傷元形態(tài)吻合度較高，桿式射流形態(tài)短粗且頭部出現了射流堆積現象，而聚能射流形態(tài)細長且頭部射流由于速度梯度太大出現了射流斷裂現象。

圖7 雙模毀傷元成型形態(tài)仿真與X 光試驗對比Fig.7 Comparison of the forming shape simulation of dual-mode damage element and X-ray test

對毀傷元X 光照片進行數字化處理，得到了毀傷元的頭尾速度及其差值，仿真和試驗毀傷元特征參數對比見表9。表中“/”是由于試驗時JPC 成型的X 光照片共拍了兩張，但是X 光照片中亮區(qū)及尾部虛影較大，不能明確區(qū)分射流的頭部關鍵點和尾部關鍵點，且有一幅X 光照片沒有拍到侵徹體的頭部，只獲得了兩個時刻JET 的頭部速度和頭尾速度差，JET 毀傷元頭部速度和頭尾速度差的仿真與試驗結果的相對誤差在5%左右。從仿真成型結果的試驗和仿真對比來看，X 光拍攝的毀傷元成型形態(tài)與仿真結果具有較好的一致性。

表9 仿真和試驗毀傷元特征參數對比Table 9 Comparison of numerical simulation and experimental damage element characteristic parameters

3 雙模毀傷元侵徹性能研究

3.1 混凝土材料模型

目前常用于描述混凝土材料在沖擊、侵徹、爆炸等動載荷作用下響應行為的塑性損傷動態(tài)本構模型有HJC（Johnson_Holmquist_Concrete）模型、K&C（Karagozian & Case）模型和RHT 模型等。HJC 模型［25］適用于描述混凝土在大變形、高壓和高應變率下的響應行為，但沒有考慮拉伸損傷引起的材料體積膨脹，因此不能準確模擬混凝土在侵徹或爆炸載荷下的裂紋擴展。K&C 模型［26］考慮了混凝土的應變率效應、拉伸和壓縮損傷等，但網格單元尺寸的大小對混凝土的應變軟化行為有著直接的影響，隨著單元尺寸的增大，應變軟化將加速，因此同樣不能準確模擬混凝土的裂紋擴展。RHT 模型［27-28］在HJC 模型的基礎上，考慮了HJC 沒有考慮到的偏應力張量第三不變量對混凝土強度的影響，失效面引入了反應失效面壓縮子午線剪切強度衰減的Load 角效應來描述混凝土材料的剪切損傷，采用ρ～α狀態(tài)方程可描述多孔材料壓力和體積應變的關系，對混凝土屈服面的描述更加細致，具體材料參數見表10。通過觀察靶體材料損傷分布云圖和實際試驗的對比，發(fā)現RHT 模型對聚能裝藥侵徹后靶體受損傷情況和漏斗坑的預測更加符合實際。綜合考慮，RHT模型更適用于描述聚能裝藥侵徹混凝土材料的數值模擬研究。

表10 混凝土材料的本構模型及損傷方程中的參數［29］Table 10 Constitutive model of concrete material and parameters in damage equation［29］

3.2 雙模毀傷元侵徹混凝土靶板數值模擬

為研究雙模毀傷元對混凝土靶板的毀傷情況，采用本研究設計的雙模戰(zhàn)斗部結構，建立戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶板的三維有限元模型，炸高設定為3De；靶板為C40 素混凝土，考慮到尺寸效應對毀傷元侵徹的影響，靶板尺寸為Φ1000 mm×1500 mm。由于計算模型的對稱性，建立如圖8 所示的1/4 有限元模型，靶板采用Lagrange 算法，不同算法之間采用流固耦合接觸。考慮到Euler 網格和Lagrange 網格之間的匹配關系同時為了減小網格數以提高計算效率，采用過渡網格，既保證了計算時的準確性又有效地節(jié)約了計算資源。

圖8 雙模戰(zhàn)斗部侵徹C40 混凝土靶板有限元模型Fig.8 finite element model of dual-mode warhead penetrating C40 concrete target plate

3.3 結果分析

圖9 為雙模毀傷元侵徹混凝土靶的損傷演化過程，損傷程度范圍為0～1，數值越大則表明混凝土靶受損傷程度越嚴重，顏色為紅色；數值越小則表明混凝土靶受損傷程度越輕微或未受損傷，顏色為藍色。

圖9 雙模毀傷元侵徹混凝土靶的損傷演化過程Fig.9 Damage evolution process of double-mode damage element penetrating concrete target

聚能裝藥對混凝土目標的侵徹過程一般可描述為4 個階段［30］：開坑階段、連續(xù)射流的準定常侵徹階段、斷裂射流侵徹階段及射流堆積階段。從圖9 可以看出，雙模戰(zhàn)斗部不同毀傷元對混凝土靶板的侵徹過程基本一致：雙模毀傷元JPC 和JET 分別在t=96 μs 和t=60 μs 時撞擊靶板，射流頭部撞擊靶板時，接觸面處的壓力、溫度、速度等急劇變化，射流在拉伸波的作用下沿徑向流動，同時靶板受沖擊后開始沿軸向和徑向流動，靶板表面發(fā)生崩落；隨著侵徹的繼續(xù)，接觸面處壓力、溫度、速度等的改變量逐漸降低，形成穩(wěn)定的三高區(qū)。連續(xù)射流沿初始孔徑繼續(xù)侵徹混凝土靶板，孔徑進一步增大，直至孔壁徑向流動速度為零時，侵徹孔徑達到最大，桿式射流和聚能射流分別在t=296 μs 和t=450 μs 時，對混凝土靶的侵徹孔徑達到最大。桿式射流侵徹時，漏斗坑處裂紋更加密集，且延伸更深，受損傷程度嚴重區(qū)域范圍更大，表明桿式射流侵徹時漏斗坑深和孔徑更大，兩種毀傷元侵徹下，在粉碎區(qū)漏斗坑處有形似火山口的部分微微隆起，為侵徹體尾裙外緣脫落造成［31］，射流繼續(xù)侵徹靶板；由于射流存在速度梯度及徑向拉伸波對射流侵徹的影響，連續(xù)射流在侵徹過程中失穩(wěn)斷裂，射流斷裂后速度和直徑不再發(fā)生變化，分段繼續(xù)侵徹靶板。在t=504 μs 和t=600 μs時，JPC 和JET 的侵徹過程都處于斷裂射流侵徹階段，此時侵徹孔徑基本不變，各段射流著靶時靶板的應力狀態(tài)消失，侵徹速度降低；當射流速度小于射流對混凝土靶板的臨界侵徹速度時，侵深基本不再變化，射流在孔道底部堆積，底端孔徑增大，侵徹孔底端裂紋向四周擴展，JPC 和JET 分別在t=696 μs和t=900 μs 時結束侵徹過程。

雙模戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶后，混凝土靶徑向損傷云圖如圖10 所示，JPC 侵徹混凝土靶板時的靶板徑向受損傷區(qū)域以及受損傷嚴重區(qū)域相比JET 侵徹時更大，裂紋較密集且數量明顯更多，徑向損傷云圖更直觀地反映出桿式射流侵徹混凝土靶板時的開孔更大。通過對比不同毀傷元侵徹混凝土靶時靶板徑向受損傷情況，結合圖9 可對不同毀傷元侵徹混凝土靶時的毀傷效果進行綜合評估。

圖10 靶板徑向損傷云圖Fig.10 Radial damage cloud of target

兩種毀傷元侵徹混凝土靶形成的孔洞均由漏斗坑和隧道區(qū)組成。由于毀傷元侵徹孔徑的大小和毀傷元直徑成正比，侵徹深度則和毀傷元有效長度成正比。由圖9 和圖10 可知，JPC 侵徹混凝土靶板時，由于桿式射流頭部直徑大，侵徹時毀傷元頭部與靶板的接觸面積更大，同時較低的頭部速度和頭尾速度差以及更小的長徑比使JPC 侵徹時不容易斷裂，射流隨著靶板介質沿徑向流動并不斷堆積，使孔徑進一步增大，靶板徑向受損傷區(qū)域相比JET 侵徹時更大且損傷更加嚴重；漏斗坑形態(tài)明顯，坑深大；入孔直徑更大但侵徹深度相對較小。JET 侵徹混凝靶板時，靶板徑向受損傷區(qū)域較小且損傷相對輕微；漏斗坑崩落少，坑深??；侵徹深度更大但入孔直徑相對較小。

分別測量了數值模擬下不同毀傷元侵徹混凝土靶板后的漏斗坑直徑及漏斗坑深、隧道區(qū)直徑和深度以及總侵徹深度，測量數據定義如圖11 所示，測量結果見表11。三倍炸高下，JPC 侵徹混凝土靶板時的漏斗坑直徑為210 mm，漏斗坑深為83 mm，隧道區(qū)開孔直徑為54 mm，深度為810 mm，總侵徹深度為893 mm；JET 侵徹混凝土靶板時漏斗坑直徑為168 mm，漏斗坑深為42 mm，隧道區(qū)開孔直徑為42 mm，深度為1191 mm，總侵徹深度為1233 mm。結果表明JPC 侵徹混凝土靶時，漏斗坑崩落更加明顯，隧道區(qū)開孔直徑相較于JET 提升了28.6%，但總侵徹深度下降了38.1%。對比分析可得JPC 相比JET 對混凝土靶侵徹時表面崩落及開孔性能具有明顯的優(yōu)勢，而JET 對混凝土靶的侵徹深度相比JPC 則有顯著提升。

表11 不同毀傷元侵徹混凝土靶數值模擬結果Table 11 Numerical simulation results of different damage elements penetrating concrete target

圖11 測量數據的定義Fig.11 Definition of measured data

4 結 論

采用正交試驗設計方法設計了一種變壁厚弧錐結合罩雙模戰(zhàn)斗部，建立雙模戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶板的數值模型，對比分析不同毀傷元對混凝土靶板的毀傷情況，得出主要結論如下：

（1）同一裝藥結構下，環(huán)起爆的爆轟波強度和作用區(qū)域明顯大于點起爆，宏觀上隨著起爆直徑的增大，形成的毀傷元頭部射流單元速度增大，形態(tài)也從桿式射流向聚能射流轉變，形成速度更大的JET 毀傷元。

（2）錐角2θ是影響JPC 頭部速度Vj1、有效長度L1，以及頭尾速度差ΔVj1的最主要因素；弧度半徑R是影響JET 頭部速度Vj2、有效長度L2，以及頭尾速度差ΔVj2的最主要因素。

（3）通過正交試驗設計得到了雙模毀傷元成型性能較好的最優(yōu)結構參數匹配組合：藥型罩錐角80°，弧度半徑8 mm，藥型罩上壁厚2.22 mm，下壁厚5.44 mm，裝藥長徑比0.88，殼體厚度5 mm，并對優(yōu)化設計結構進行了X 光成像試驗驗證，結果表明數值模擬結果與試驗結果基本吻合。

（4）雙模戰(zhàn)斗部不同毀傷元對混凝土靶的侵徹效果有較大的差異，JPC 相比JET 對混凝土靶侵徹時表面崩落及開孔性能具有明顯的優(yōu)勢，而JET 對混凝土靶的侵徹深度相比JPC 則有明顯的提升。