双模成型装药战斗部药型罩结构的正交设计

王彦盛; 李伟兵; 黄炫宁; 王晓鸣

doi:10.11858/gywlxb.20200537

双模成型装药战斗部药型罩结构的正交设计

doi: 10.11858/gywlxb.20200537

南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室，江苏南京　210094

基金项目: 国家自然科学基金（11972018）；装备预研兵器工业联合基金（6141B012858）

详细信息

作者简介:
王彦盛（1998－），男，本科，主要从事弹药研究. E-mail：514270553@qq.com

通讯作者:
李伟兵（1982－），男，博士，副研究员，博士生导师，主要从事终点效应与目标毁伤技术研究. E-mail： njustlwb@163.com

中图分类号: O385; TJ410.33
计量
- 文章访问数: 7464
- HTML全文浏览量: 3012
- PDF下载量: 38
出版历程
- 收稿日期: 2020-04-07
- 修回日期: 2020-04-26
- 刊出日期: 2020-06-25

Orthogonal Design of the Liner Structure in Dual-Mode Charge Warhead

ZNDY of Ministerial Key Laboratory, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China

摘要

摘要: 针对双模战斗部小型化设计及其应用问题，利用LS-DYNA仿真软件，研究了双模战斗部药型罩结构参数（药型罩锥角、药型罩壁厚）对双模毁伤元成型性能的影响规律，揭示了各结构参数对双模毁伤元成型性能的控制规律：随着药型罩锥角和壁厚的增大，双模毁伤元的头部速度下降明显。结合正交设计方法，确定了药型罩壁厚是决定两毁伤元头部速度差的主要因素，锥角是决定各毁伤元头部速度的主要因素。得到了双模毁伤元成型性能均较佳的药型罩结构参数组合：药型罩锥角为80°，药型罩上端壁厚为5.0 mm，药型罩下端壁厚为4.0 mm，药型罩倒角弧度半径为10.0 mm。为验证模拟结果，进行了X射线成像试验，数值模拟结果与试验结果吻合较好。研究结果可为双模战斗部的进一步优化设计提供参考依据。
- 双模战斗部 /
- 药型罩 /
- 正交设计 /
- 参数优化
Abstract: The influence of structural parameters (liner cone and thickness) of dual-mode warhead on the forming performance of dual-mode damage element is studied by LS-DYNA for the miniaturization design and application of dual-mode warhead, and the results reveal that the head speed of dual-mode damage element obviously decreases with the increase of liner cone and thickness. By the orthogonal design method, it is found that the thickness of the liner is the main factor to determine the head velocity difference between the two damage elements, and the liner cone is the main factor to determine the head velocity of each damage element. The structural parameters combination of the liner is obtained as following, whose forming performance of the dual-mode damage element is better. The liner cone is 80°, the thickness of the upper end of the liner is 5.0 mm, the thickness of the lower end of the liner is 4.0 mm, and the liner radian radius is 10.0 mm. X-ray imaging tests were done, whose results show a quantitatively good agreement between numerical simulation and tests. The research results provide a reference for the further optimization design of the dual-mode warhead.
- dual-mode warhead /
- liner /
- orthogonal design /
- parameter optimization

HTML全文

随着航天活动的日益增多，空间碎片数量急剧增加，航天器防护问题显得尤为重要，空间碎片主要分布在人类使用最频繁、距地球表面2000 km的低地球轨道，这些空间碎片的运行速度是第一宇宙速度，如果与航天器发生撞击，其平均撞击速度可达10 km/s，对航天器安全和航天员生命造成巨大威胁^[1]。由于这些潜在威胁的影响，人们不得不关注航天器的防护问题。1947年Whipple提出的双层板防护结构是应用最广泛的防护结构，其基本原理是空间碎片撞击第一层防护板之后，破碎成大量高速运动的粒子，这些粒子作用于航天器舱壁，将点载荷转化为面载荷，减小了航天器舱壁的损伤。碎片云的形成与弹靶材料的破碎行为息息相关，然而研究材料的破碎过程，首先要从弹靶材料中应力波的传播入手。国内外学者对撞击产生碎片云的分布已有大量的研究成果，但是对于球形弹丸超高速撞击靶板时弹丸材料破碎行为的研究相对较少。哈尔滨工业大学迟润强等^[2]将破碎的弹丸材料分为主体部分和后剥落部分，主体部分即为高压影响区域，后剥落部分可以看作层裂区域。弹丸的破碎行为直接影响弹丸形成碎片云在空间的分布规律，有很重要的研究意义。

本研究利用AUTODYN软件进行数值模拟。由于在超高速（尤其是几千米每秒的侵彻速度）下，如果采用Lagrange方法进行模拟很容易引起网格畸变，Euler方法也有类似的问题，因此采用光滑粒子流体动力学（Smoothed Particle Hydrodynamics，SPH）方法。SPH方法是一种无网格方法，可以有效地避免极度大变形时网格扭曲造成的精度破坏等问题，非常适合求解高速碰撞等动态大变形问题^[3]。卞梁等^[4]采用SPH方法对平板碰撞过程中波的传播和反射等现象进行了数值模拟，通过与解析解的对比，证实了SPH方法能够很好地模拟应力波的传播规律。本研究通过将SPH粒子数量设置为相对较大的数值，模拟得到压力脉冲在弹丸材料中较为细致的传播过程，以及弹丸背表面和侧表面层裂片的厚度，从而细致地描述弹丸材料的破碎过程，通过与层裂理论相结合，获得弹丸材料的破碎过程随碰撞初始条件的变化规律。

1. 数值模拟参数选择及模型合理性验证

数值模拟采用AUTODYN中的SPH方法，球形弹丸和靶板材料选择硬铝合金Al2024-T351，采用Johnson-Cook本构模型^[5-6]，屈服应力Y的表达式为

$Y = \left( {A + B\varepsilon _{\rm{P}}^n} \right)\left( {1 + C{\rm{ln}}\,\dot \varepsilon _{\rm{P}}^*} \right)\left( {1 - T_{\rm{H}}^m} \right)$

(1)

式中：A、B、C、n和m为5种材料常数；ε_P为有效塑性应变； ${\dot \varepsilon _{\rm{P}}^*}$ 为归一化有效塑性应变率，其中参考应变率 ${{\dot \varepsilon }_0}$ =1 s^-1；T_H=(T–T_room)/(T_melt–T_room)，其中T_room代表室温，T_melt代表材料熔点。具体参数见表1。

表 1 Al2024-T351材料的Johnson-Cook本构模型参数

Table 1. Johnson-Cook model parameters for Al2024-T351

A/MPa	B/MPa	C	m	n	T_room/K	T_melt/K
265	426	0.015	1	0.34	300	775

下载: 导出CSV

| 显示表格

状态方程采用Mie-Grüneisen状态方程，表达式为

$p = {p_{\rm{H}}} + \varGamma \rho \left( {e - {e_{\rm{H}}}} \right)$

(2)

式中：p和e分别为静水压力和比内能；Γρ=Γ₀ρ₀=C（C为常数），Γ和ρ分别为Grüneisen参数和密度，Γ₀和ρ₀为初始Grüneisen参数和初始密度。Mie-Grüneisen状态方程的Shock形式定义如下

$\left\{ {\begin{aligned} & {{p_{\rm{H}}} = \frac{{{\rho _0}C_0^2\mu \left( {1 + \mu } \right)}}{{{{\left[ {1 - \left( {S - 1} \right)\mu } \right]}^2}}}}\\ & {{e_{\rm{H}}} = \frac{{{p_{\rm{H}}}}}{{2{\rho _0}}}\left( {\frac{\mu }{{1 + \mu }}} \right)}\\ & {\mu = \rho /{\rho _0} - 1} \end{aligned}} \right.$

(3)

式中：p_H和e_H分别为Hugoniot曲线上静水压力和比内能的参考值；S表示冲击波速度U和波后质点速度u_P之间线性关系的斜率，通常U=C₀+Su_P，C₀为体积声速。具体参数见表2。

表 2 Al2024-T351材料的Mie-Grüneisen状态方程参数

Table 2. Mie-Grüneisen state equation parameters for Al2024-T351

ρ₀/(g·cm^-3)	C₀/(m·s^-1)	S	Γ₀
2.785	5328	1.338	2

下载: 导出CSV

| 显示表格

由于材料的抗拉能力有限，导致球形弹丸背表面出现层裂现象，本研究采用应力失效判据，即：材料承受的拉应力大于失效应力值时，粒子失效。采用Grady-Spall失效模型，该模型定义的失效应力是随着材料密度、体积声速以及屈服应力变化的，失效应力σ_s的表达式如下（其中铝合金材料的ε_c取0.15）

${\sigma _{\rm{s}}} = \sqrt {2\rho C_0^2Y{\varepsilon _{\rm{c}}}}$

(4)

数值模拟中，弹靶都采用对称建模方式。本研究的弹丸尺寸相对靶板较小，建立的靶板模型尺寸远远大于弹丸模型尺寸，因此采用无反射边界条件，不考虑靶板直径的影响。为了得到应力波的传播过程，弹丸和靶板的SPH粒子尺寸均设置为0.01 mm。

Piekutowski^[7]开展了一系列超高速撞击实验，采用X射线照相技术拍摄到一组清晰的碎片云形态图像，本研究选择其中一种工况进行数值模拟的合理性验证。弹丸直径12.70 mm，靶板厚度2.03 mm，弹丸初始撞击速度6.38 km/s，选取与实验一致的弹丸和靶板材料，用硬铝合金撞击硬铝合金。从拍摄图像（见图1）可以看到，前端是一个碎片云密集区域，后边基本可以看作一个球壳结构。图1（a）是通过AUTODYN中的SPH方法得到的碎片云形态，与实验拍摄的碎片云形态吻合较好，证明了数值模拟方法的可靠性。此外在形成碎片云的过程中，材料的拉伸破坏和弹丸背表面的层裂对碎片云形态有非常直接的影响，如果层裂过程与实际过程不符，则数值模拟得到的碎片云与实验必定会有差异，而事实证明两者吻合度很高，侧面说明SPH方法对于层裂现象的数值模拟也是可靠的。从SPH方法的角度来讲，它以核函数近似为基础，将连续介质离散为一系列具有质量的粒子，通过核函数将方程离散，由于本研究设置的SPH粒子尺寸非常小，计算时邻域搜索半径也相对很小，因此提高了数值模拟结果的准确性，即对于裂纹扩展以及弹丸背表面层裂的仿真也是可靠的。

图 1 数值模拟和实验结果对比

Figure 1. Comparison of numerical simulation and experimental results

下载: 全尺寸图片幻灯片

2. 弹丸材料中应力波传播规律

球形弹丸超高速撞击靶板形成碎片云的整个过程主要与两个初始条件有关：弹丸的初始速度以及靶板厚度与弹丸直径的比例。球形弹丸的破碎过程也随初始条件的变化而改变。通过建立不同初始条件的模型，以数值模拟结果为参考，结合应力波传播理论，得到两个初始条件对弹丸中应力波传播的影响规律。

2.1 相同工况下不同时间弹丸中压力曲线分析

设计3种数值模拟工况，球形弹丸直径和靶板厚度保持不变（弹丸直径6 mm，靶板厚度1.5 mm），弹丸初始速度分别为3、4、5 km/s，对碰撞后不同时间弹丸中传播的压力脉冲进行分析。碰撞开始后不同时间压力曲线如图2所示。横坐标以弹丸远离靶板自由面为基准（零点），可以清晰地看到压力脉冲由碰撞端向背表面传播的过程。

图 2 撞击后不同时间压力曲线变化

Figure 2. Pressure curves at different time after impact

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图2可以看出，碰撞开始后弹丸中压力脉冲逐渐变宽，一定时间后，脉冲宽度保持不变，但从开始碰撞到应力波传播至弹丸背表面的整个过程中，压力脉冲的峰值压力逐渐降低。弹丸速度为3 km/s时，碰撞开始时峰值压力达到26.9 GPa，传播到接近背表面时峰值压力为8.4 GPa；弹丸速度为4 km/s时，碰撞开始时峰值压力达到40.0 GPa，传播到接近背表面时峰值压力为13.5 GPa；弹丸速度为5 km/s时，碰撞开始时峰值压力达到55.9 GPa，传播到接近背表面时峰值压力为22.8 GPa。这主要是靶板反射稀疏波和侧方稀疏波双重作用的结果。提取每一时刻的峰值压力，绘制峰值压力-时间曲线，如图3所示。

图 3 弹丸内部峰值压力随时间衰减曲线

Figure 3. Internal peak pressure of projectile decays with time

下载: 全尺寸图片幻灯片

从图3中的数据可以看出，弹丸中峰值压力的衰减接近于线性衰减，且衰减速率随着弹丸初始速度的提高有增大的趋势。

2.2 不同弹丸初速下压力曲线分析

设计3种数值模拟工况，弹丸直径6 mm，靶板厚度1.5 mm，弹丸初始速度分别为3、4、5 km/s。弹丸压力云图如图4所示。

图 4 不同速度弹丸的内部压力云图

Figure 4. Internal pressure nephogram of projectile with different speeds

下载: 全尺寸图片幻灯片

图5为碰撞相同时间（0.6 μs）时，3种工况下弹丸材料中的压力脉冲曲线。弹丸初始速度为3、4、5 km/s时，弹丸中的压力脉宽均为3 mm左右，可以看出，不同弹丸初始速度下，弹丸中压力脉冲的宽度基本保持不变。但是在碰撞后的同一时刻，弹丸中的峰值压力有很大的不同，且随着撞击速度的增大而呈现递增趋势。通过脉冲曲线可以看出，压力脉冲大致可以分为两个阶段，第一阶段的斜率较小，第二阶段的斜率较大^[8]，这样的脉冲形式将会对之后弹丸背表面的层裂情况产生影响。

图 5 不同速度弹丸的压力脉冲曲线

Figure 5. Pressure pulse curve of projectile with different speeds

下载: 全尺寸图片幻灯片

2.3 不同靶板厚度下压力曲线分析

模拟3种工况，保持弹丸直径和弹丸初始速度不变（弹丸直径6 mm，弹丸初始速度4 km/s），靶板厚度分别为1.0、1.5、2.0 mm。压力云图如图6所示。

图 6 不同靶板厚度下弹丸内压力云图

Figure 6. Pressure nephogram of projectile with different target thicknesses

下载: 全尺寸图片幻灯片

图7为碰撞相同时间（0.6 μs）时，3种工况下弹丸材料中的压力脉冲曲线。靶板厚度为1.0、1.5、2.0 mm时，弹丸中传播的压力脉冲宽度分别为2、3和4 mm。由此可以很直观地看出，弹丸中传播的压力脉冲的宽度随靶板厚度的增加而变宽。由压力脉冲曲线可以得到，虽然脉冲宽度随着靶板厚度的增加而增加，但是峰值压力的强度基本保持不变，也就是说，靶板厚度的增加主要影响弹丸中传播压力脉冲的宽度，对峰值压力的影响不大。

图 7 不同靶板厚度下弹丸内部压力脉冲曲线

Figure 7. Internal pressure pulse curve of projectile with different target thicknesses

下载: 全尺寸图片幻灯片

3. 压力脉冲与弹丸破碎的关系

弹丸中压力脉冲形状直接影响弹丸背表面的破碎行为。在弹丸和靶板尺寸相同的情况下，弹丸初始撞击速度直接影响弹丸中传播压力脉冲的峰值压力，而脉冲的宽度基本不变，即：弹丸速度越高，压力脉冲的衰减速度越快。如果把脉冲看作线性衰减，则层裂片厚度δ满足

$\delta = \frac{\lambda }{2} \cdot \frac{{{\sigma _{\rm{c}}}}}{{{\sigma _{\rm{m}}}}}$

(5)

式中：λ为脉冲宽度，σ_c为弹丸材料动态断裂应力，σ_m为脉冲压力峰值^[9]。

由（5）式可以看出，脉冲峰值越大，层裂厚度越小。此外，弹丸中压力脉冲主要分为两个阶段，第一阶段衰减速率小，第二阶段衰减速率大，因此决定了弹丸背表面的初始层裂片厚度会大于此计算值，后期层裂厚度小于此计算值。图8为弹丸速度分别为3、4、5 km/s时弹丸背表面层裂图，与理论分析一致。弹丸速度为3 km/s时，第一层层裂厚度为0.4 mm，之后层裂厚度趋于稳定，为0.07 mm；弹丸速度为4 km/s时，第一层层裂厚度为0.25 mm，之后层裂厚度趋于稳定，为0.07 mm；弹丸速度为5 km/s时，第一层层裂厚度为0.20 mm，之后层裂厚度趋于稳定，为0.06 mm^[10]。

图 8 不同速度工况下弹丸背表面层裂情况（弹丸局部）

Figure 8. Spallation of sphere’s back surface under different speed conditions (one part of the projectile)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图9是弹丸尺寸6 mm、初始速度4 km/s工况下，靶板厚度分别为1.0、1.5、2.0 mm时弹丸背表面的层裂图。靶板厚度为1.0 mm时，第一层层裂厚度为0.21 mm，之后的稳定层裂厚度为0.065 mm；靶板厚度为1.5 mm时，第一层层裂厚度为0.25 mm，之后的稳定层裂厚度为0.070 mm；靶板厚度为2.0 mm时，第一层层裂厚度为0.26 mm，之后的稳定层裂厚度为0.065 mm。弹丸初始速度相同的情况下，靶板背表面的层裂片厚度基本相同。

图 9 不同靶板厚度下弹丸背表面层裂（弹丸局部）

Figure 9. Spallation of sphere’s back surface with different target thicknesses (one part of the projectile)

下载: 全尺寸图片幻灯片

靶板越厚，弹丸中压力脉冲的宽度越大，直接影响弹丸背表面在弹丸撞击轴线方向上的层裂深度。靶板厚度为1.0、1.5、2.0 mm时，弹丸背表面层裂沿弹丸撞击轴向的深度分别为1.0、1.3和1.7 mm，即：在弹丸尺寸和弹丸初始速度相同的情况下，靶板厚度越大，弹丸背表面层裂深度越大。

4. 结　论

（1）采用AUTODYN中的SPH方法，对球形弹丸超高速撞击靶板进行数值模拟，结果表明：在弹丸和靶板尺寸不变的情况下，球形弹丸的撞击速度直接影响弹丸中压力脉冲的峰值压力，且撞击速度越高，峰值压力越大；在弹丸尺寸和弹丸初始速度不变的情况下，靶板厚度影响弹丸中传播压力脉冲的宽度，且靶板厚度越大，压力脉冲越宽。

（2）弹丸超高速撞击靶板过程中，弹丸中的峰值压力衰减速率随着撞击速度的增加而变快。

（3）弹丸中传播的压力脉冲形状影响弹丸背表面的层裂：压力脉冲的峰值压力越大，压力的衰减速率越快，则弹丸背表面的层裂厚度越小；压力脉冲的峰值压力越小，衰减速率越慢，则弹丸背表面层裂厚度越大。且弹丸中传播的压力脉冲越宽，弹丸背表面沿弹丸撞击轴线方向上的层裂深度越大。

图 1 成型装药结构示意图

Figure 1. Schematic of shaped charge structure

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 2 JPC（a）和JET（b）的成型图

Figure 2. JPC (a) and JET (b) molding charts

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 3 毁伤元头部速度随药型罩锥角的变化曲线（a）及毁伤元成型图像（b）

Figure 3. Change curve of the head velocity of the damaged element with the cone angle of the liner (a) and the corresponding damage molding chart (b)

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 4 毁伤元头部速度与药型罩壁厚关系曲线及毁伤元成型图

Figure 4. Relationship between head velocity of damage element and liner thickness and the corresponding damage molding charts

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 5 毁伤元头部速度与药型罩变壁厚关系曲线及毁伤元成型图

Figure 5. Relationship between head velocity of damage element and varied thickness of liner and the corresponding damage molding charts

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 6 双模毁伤元各指标随因素水平的变化曲线

Figure 6. Change curves of each index of bimodal damage element with the level of factors

下载: 全尺寸图片幻灯片

图 7 毁伤元成型形态仿真（上）与试验结果（下）的对比

Figure 7. Comparison between simulation results (above) and X-ray pictures (below) of penetrators

下载: 全尺寸图片幻灯片

表 1 材料参数及计算模型

Table 1. Material parameters and calculation models

Component	Material	ρ/（g·cm⁻³）	Material model	Equation of state
Liner	Copper	8.960	Johnson_Cook	Grüneisen
Explosive	8701	1.695	High_Explosive_Burn	JWL
Air		1.250 × 10⁻³	Null	Grüneisen

下载: 导出CSV

表 2 药型罩结构参数仿真方案

Table 2. Simulation scheme of the structural parameters of the liner

Project	D_e/mm	L/mm	α/(°)	h/mm	h₁/mm	h₂/mm	R/mm	Initiation mode
1	100.0	0.90D_e	70−100	0.051D_e			0.10D_e	1, 2
2	100.0	0.90D_e	85, 90	0.030D_e−0.070D_e			0.10D_e	1, 2
3	100.0	0.90D_e	85		0.035D_e−0.055D_e	0.055D_e	0.10D_e	1, 2
3	100.0	0.90D_e	95		0.050D_e	0.050D_e−0.030D_e	0.10D_e	1, 2

下载: 导出CSV

表 3 正交试验的各因素水平

Table 3. Factor levels in orthogonal test

Level	Factor
Level	α/(°)	h₁	h₂	R
1	80	0.03D_e	0.03D_e	0
2	85	0.04D_e	0.04D_e	0.05D_e
3	90	0.05D_e	0.05D_e	0.10D_e
4	95	0.06D_e	0.06D_e	0.15D_e
5	100	0.07D_e	0.07D_e	0.20D_e

下载: 导出CSV

表 4 正交阵列各方案的计算结果

Table 4. Calculation results of orthogonal array schemes

Project	L_α	L_h1	L_h2	L_R	v_tip1/(m·s⁻¹)	v_tip2/(m·s⁻¹)	Δv/(m·s⁻¹)
1	1	1	1	1	5 211	8 289	3 078
2	1	2	2	2	4 798	8 683	3 885
3	1	3	3	3	4 436	7 384	2 948
4	1	4	4	4	4 126	6 509	2 383
5	1	5	5	5	3 836	4 992	1 156
6	2	1	2	3	4 659	8 361	3 702
7	2	2	3	4	4 320	6 900	2 580
8	2	3	4	5	4 000	5 353	1 353
9	2	4	5	1	3 741	6 741	3 000
10	2	5	1	2	4 449	7 193	2 744
11	3	1	3	5	4 220	5 982	1 762
12	3	2	4	1	3 932	6 944	3 012
13	3	3	5	2	3 648	6 629	2 981
14	3	4	1	3	4 366	6 441	2 075
15	3	5	2	4	3 980	5 356	1 376
16	4	1	4	2	3 881	7 274	3 393
17	4	2	5	3	3 582	6 035	2 453
18	4	3	1	4	4 321	5 768	1 447
19	4	4	2	5	3 894	4 957	1 063
20	4	5	3	1	3 570	6 140	2 570
21	5	1	5	4	3 519	5 439	1 920
22	5	2	1	5	4 285	5 586	1 301
23	5	3	2	1	3 648	6 309	2 661
24	5	4	3	2	3 510	5 905	2 395
25	5	5	4	3	3 217	5 144	1 927

下载: 导出CSV

表 5 各指标极差

Table 5. Range of indicators

Factor	S_vtip1/(m·s⁻¹)	S_vtip2/(m·s⁻¹)	S_Δv/(m·s⁻¹)
α	845.6	1 494.8	649.2
h₁	487.6	1 304.0	816.4
h₂	861.2	766.0	408.4
R	36.8	1 762.8	1 752.6

下载: 导出CSV

参考文献(12)

[1]	郭美芳, 范宁军. 多模式战斗部与起爆技术分析研究 [J]. 探测与控制学报, 2005, 27(1): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1008-1194.2005.01.009 GUO M F, FAN N J. The study on a multimode warhead and the initiation technology [J]. Journal of Detection and Control, 2005, 27(1): 31–34. doi: 10.3969/j.issn.1008-1194.2005.01.009
[2]	谭多望, 孙承纬. 成型装药研究新进展 [J]. 爆炸与冲击, 2008, 28(1): 50–56. doi: 10.3321/j.issn:1001-1455.2008.01.009 TAN D W, SUN C W. Progress in studies on shaped charge [J]. Explosion and Shock Waves, 2008, 28(1): 50–56. doi: 10.3321/j.issn:1001-1455.2008.01.009
[3]	BENDER D, FONG R, NG W, et al. Dual mode warhead technology for future smart munitions [C]//19th International Symposium on Ballistics. Interlaken, Switzerland: Casino Kursaal Congress Center, 2001: 679–684.
[4]	ARNOLD W, GRASWALD M, ROTTENKOLBER E. A novel technology for switchable modes warheads [C]//26th International Symposium on Ballistics. Miami, Florida, USA, 2011.
[5]	LI W B, WANG X, LI W B, et al. Research on the optimum length-diameter ratio of the charge of a multimode warhead [J]. Shock Waves, 2012, 22(3): 265–274. doi: 10.1007/s00193-012-0365-z
[6]	纪冲, 龙源, 余道强, 等. 切割式双模战斗部毁伤元成型及侵彻钢靶特性研究 [J]. 高压物理学报, 2012, 26(5): 508–516. doi: 10.11858/gywlxb.2012.05.005 JI C, LONG Y, YU D Q, et al. Experimental and numerical study on the formation and penetration properties of dual-mode warhead [J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2012, 26(5): 508–516. doi: 10.11858/gywlxb.2012.05.005
[7]	杨亚东, 陈智刚. 起爆方式对杆式射流形成影响的数值模拟研究 [J]. 弹箭与制导学报, 2008, 28(5): 89–91. doi: 10.3969/j.issn.1673-9728.2008.05.027 YANG Y D, CHEN Z G. Numerical simulation of jetting penetrator charge formation under different initiation ways [J]. Journal of Projectiles, Rocket, Missiles and Guidance, 2008, 28(5): 89–91. doi: 10.3969/j.issn.1673-9728.2008.05.027
[8]	樊菲. 实现杆流与射流转换的研究 [D]. 南京: 南京理工大学, 2012. FAN F. Research on achieving the conversion of JPC and JET [D]. Nanjing: Nanjing University of Science and Technology, 2012.
[9]	李伟兵, 樊菲, 王晓鸣, 等. 杆式射流与射流转换的双模战斗部优化设计 [J]. 兵工学报, 2013, 34(12): 1500–1505. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2013.12.003 LI W B, FAN F, WANG X M, et al. Optimal design of dual mode warhead for jetting penetrator and jet conversion [J]. Acta Armamentarii, 2013, 34(12): 1500–1505. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2013.12.003
[10]	樊雪飞, 李伟兵, 王晓鸣, 等. 爆轰驱动钽药型罩形成双模毁伤元仿真与试验研究 [J]. 兵工学报, 2017, 38(10): 1918–1925. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.006 FAN X F, LI W B, WANG X M, et al. Simulation and experimental study of tantalum liner to form dual-mode damage element by detonation [J]. Acta Armamentraii, 2017, 38(10): 1918–1925. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2017.10.006
[11]	FU J P, CHEN Z G, HOU X C, et al. Simulation and experimental investigation of jetting penetrator charge at large stand-off distance [J]. Defence Technology, 2013, 9(2): 117–124.
[12]	LI W B, WANG X M, LI W B. The effect of annular multi-point initiation on the formation and penetration of an explosively formed penetrator [J]. International Journal of Impact Engineering, 2010, 37(4): 414–424. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2009.08.008