某型航空炸弹的外径为152 mm，战斗部质量为20 kg，装药为9 kg。由于落角的影响，原型航弹在弹轴周围环带分布的破片在地面上形成了窄椭圆形的分布，如图1所示。由于落速的影响，窄椭圆形的长轴两侧向航向偏移，其中某一典型炸高（6 m）和典型落角(45°)条件下其破片对地打击分布示意图见图1。破片的分布范围主要位于炸点地面投影（图1中坐标（0，0）处）的后侧，对于理论落点处（图1中坐标（6，0）处）无覆盖。理论落点和炸点投影点周围是武器系统关注的目标分布区域，破片分布带没有覆盖这两处，航弹打击效果有所欠缺。

原型航弹由头罩、引信、战斗部、控制舱和舵舱组成，结构原理示意图见图2。破片分布带没有覆盖理论落点和炸点投影点周围，与原型航弹的结构有直接关系。因为战斗部的前端具有引信和头罩，即使战斗部前端设计破片，也会因引信和头罩的阻挡导致战斗部破片不能有效地向前飞散。原型航弹的引信舱、战斗部舱、控制舱和舵舱为功能舱段，头罩为保持气动外形的辅助舱。武器系统总体不允许功能舱大幅调整，因此主要考虑辅助舱段头罩的改进。从航弹打击目标的特点考虑，由于航弹战斗部的装药质量大，爆炸冲击波的能量强，因此考虑若航弹头部有破片，战斗部的爆炸是否可以对其形成有效加载；如果改进设计头罩能够形成破片，且破片飞散可以达到较大的飞散角，在典型炸高（6 m）和典型落角(45°)条件下，头罩的破片是否可以覆盖理论落点和炸点投影点周围的地面。

根据以上分析思路，进行了头罩的改进设计。（1）头罩外形和结构设计。原型头罩为合金钢材质，仅仅是航弹的保形和配重舱段，其最大直径为152 mm，总质量为3.5 kg。考虑将其有效质量主要设计成钢珠破片，而外壳在保证结构强度的基础上采用非金属材料制成薄壁件，外壳的外形尺寸与原型头罩相同。若除去非金属壳体的质量，假设单枚破片的质量为2.5 g，可以装填875枚的破片，这些破片足以对于6 m左右的地面目标形成较好的毁伤。由于头罩不承受较大的过载，因此非金属薄壁件能够满足过载要求。（2）头罩及航弹的质量特性设计。从图2中的头罩剖面可以看出，原型头罩的质量主要集中在头罩轴向靠前的位置。因此改进头罩将破片质量主要分布在改进头罩的前段，保持头罩自身的质量和质心不变。破片靠前布置既可以保证航弹质量和质心参数不变，也可以提高对前端目标的打击能力。（3）头罩的功能特性设计。考虑不改变原航弹引战系统，改进头罩不装填炸药，仅利用隔舱战斗部装药的爆炸作用进行头罩破片的加载。这样航弹的功能舱段也不需要进行改进设计。原型头罩与改进头罩的对比详见表1。

改进头罩不含炸药，与战斗部舱之间还间隔着引信舱，内部的破片仅仅依靠战斗部爆炸作用间隔一定距离加载，这种加载远比炸药接触加载方式更难控制，影响因素更多。一般情况下，距离小于十倍装药半径处的爆炸可认为是近距离爆炸。由于头罩最前端至战斗部中心的距离未超过战斗部自身长度，可以确定战斗部装药对头罩破片的加载属于近距离爆炸加载。近距离爆炸加载情况下爆炸产物对结构的加载和破坏作用非常显著。改进头罩不含炸药，其加载的能量主要源于战斗部装药的近距离爆炸加载，加载效果与航弹的具体结构有重要关系。首先，航弹的引信舱轴向仅150 mm，与头罩和战斗部舱相比较均短很多，引信内部质量主要分布在中部，且空腔多，易于能量传递；其次，战斗部的装药质量较大，达到9 kg，爆炸威力足够大。以上条件使战斗部近距离爆炸能量能够较好地传递到头罩部位。然而限于能量在多种介质中传递的复杂性，理论上不能精确分析压力时程曲线下的结构动力响应，无法直接计算得到加载结果。采用数值模拟是解决此类复杂问题的有效方法。

AUTODYN软件是处理几何和材料大变形的非线性瞬态动力分析程序，采用AUTODYN软件对改进方案的爆炸加载过程进行数值模拟。战斗部、引信和改进头罩是改进方案的主要影响舱段，一并进行模拟。为便于分析，引信舱功能部件简化成整体金属结构，其结构轴向长度为150 mm，引信舱壁为10 mm。战斗部装药为9 kg，起爆点设置于战斗部装药前端面中点。采用ALE（Arbitrary Lagrangian-Eulerian）算法处理涉及网格大变形和材料流动问题的爆炸产物作用过程，炸药和空气采用欧拉算法，炸药、空气、破片和结构件之间的相互作用采用流固耦合算法^[10–12]。破片和战斗部壳体材料选用4340钢，引信及内部结构件选用Al-2024-T4硬铝，这些材料在高能炸药爆轰高压作用下，表现出高应变率、高流动、与温度相关等特性，计算时采用Steinberg本构关系和Grüneisen状态方程，涉及的参数有材料密度$ \;\rho $、初始剪切模量G₀、屈服应力$ {{\textit{σ}} _0}$、硬化系数$ {\textit{β}}$、硬化指数n、熔化应力${{\textit{σ}}_{\rm{m}}} $、熔化温度T_m0以及3个Grüneisen状态方程参数C₀、S₁、$ {\textit{γ}}$。改进头罩壳体采用Lucite有机玻璃，采用Rankine-Hugoniot冲击状态方程，计算中涉及的参数有材料密度ρ、弹性模量E以及两个Grüneisen状态方程参数C₀、S₁。主装药采用COMP B炸药，计算时采用JWL状态方程，涉及的参数有材料密度$\;{\textit{ρ}} $、爆速D、C-J爆压p、体积模量K、初始内能e₀以及5个JWL状态方程参数A、B、$ \omega $、R₁、R₂。空气采用理想气体状态方程，计算涉及的参数有材料密度$ \rho $、绝热指数$ \gamma $、参考温度T₀和比热容C_V。以上材料及状态方程参数由软件材料库选定^[13]，具体参数详见表2～表6。改进方案模型见图3，改进航弹的破片飞散形式模拟结果见图4，头罩破片速度矢量图见图5，原型航弹的破片飞散形式示意见图6。

对比图4和图6，可以看出，虽然改进头罩位于战斗部的隔舱，但战斗部的炸药爆炸使改进头罩形成了大量的破片，破片弥补了原型航弹头部无破片的部分区域。根据图5分析，90%以上的改进头罩破片飞散方向位于航弹头部约100°以内的圆锥角区域。大部分破片速度达到290 m/s。通过计算，在典型炸高（6 m）条件下，破片飞散到地面的动能大于80 J，满足对人员的杀伤要求^[14–15]。

对数值模拟的爆炸加载过程进行了分析。由于引信的舱壁较厚，引信内腔中部具有较大的结构件，但引信中部结构件与舱体连接的部分为环状薄壁，战斗部的爆炸产物击碎了薄壁后可以从引信空腔部位快速流入改进头罩的内部，加速改进头罩内部破片，使破片获得足够大的动能，大幅提升了航弹的毁伤威力。

破片分布面积是杀爆战斗部对地打击的一项重要技术指标，也是工程上可以快速地开展分析和试验考核的指标参数，能够比较准确地反映航空炸弹的威力。在典型终点弹道参数条件下（落角45°，落速180 m/s，炸高6 m），结合数值模拟结果对原型航弹和改进方案的破片分布面积进行了计算^[16]，得到了地面上破片的分布密度云图，详见图7，图7中坐标（0，0）为炸点投影点，（6，0）为理论落点。其中，原型航弹的破片（仅由战斗部形成）的性能参数来源于已有战斗部研制过程中的试验数据（破片平均初速为2100 m/s，飞散角为12°，飞散方向角为94°），改进方案的战斗部破片性能参数采用已有试验数据，头罩产生的破片数据采用数值模拟分析得到的数据（破片初速为290 m/s，飞散锥角为100°）。对卧姿人员产生50%杀伤概率的破片密度为2.18枚每平方米^[15]，故对分布密度达到2.18枚每平方米的面积（对人员的毁伤面积）计算结果进行统计，得到因改进头罩扩大的面积为127 m²。原型和改进后的航空炸弹毁伤面积对比见图8。

头罩的改进设计使航弹的毁伤面积提高了20%以上，破片不仅覆盖了炸点投影的后方和侧向，对于理论落点和炸点投影点周围也可以形成高密集度的破片分布，毁伤威力得到了明显提高。

为了验证改进方案的毁伤效果，设计了模拟空炸静爆试验方案。将试验弹以45°落角姿态悬挂在6 m高度处，在地面铺设了木板考察破片分布，并对过程进行高速摄影，试验布局示意图见图9。由于试验弹破片的打击面积较大，考虑到打击区域呈现轴对称性，故仅对改进头罩破片打击的半幅区域进行木板铺设。

典型时间点的高速摄影照片见图10。由于战斗部破片速度明显高于改进头罩破片，因此从连续的多幅高速摄影照片中，可以看到战斗部破片和改进头罩破片依次打击到地面的不同位置。破片打击到地面后有明显的升腾灰尘，从而可以区分战斗部破片和改进头罩破片的打击位置。

试验后对木板上的破片穿孔进行了统计，破片分布统计图见图11。根据对称性原则可以看出，改进头罩破片的分布呈现近似椭圆形，中间密度大，越靠近边缘密度越小。为了便于统计，采用单位面积上的破片数量判据，若一平方米面积上的破片数量大于3，则认为该面积上的破片分布密度满足大于2.18枚每平方米要求，认为该面积为有效的毁伤面积统计单元。以距离炸点投影点最远的有效毁伤面积统计单元作为边界进行了毁伤面积的统计，统计的毁伤面积区域见图11中红线包围区域，得到的毁伤面积为120 m²，与理论分析结果的相对偏差为5.8%。结合前文计算得到的原型航弹的毁伤面积分析，改进方案的毁伤面积提高了20.4%。

（1）统筹考虑其他舱段的有效利用，是快速提升航空炸弹威力的有效技术途径。在不改变航空炸弹质量特性和主要功能舱段的情况下，对辅助舱段头罩进行内部装配破片改进，利用隔舱的战斗部实现破片有效加载，实现了毁伤面积的增大。

（2）改进头罩使航空炸弹加强了对于理论落点和炸点投影点周围地面目标的有效打击，毁伤面积提高了20%以上，毁伤威力提升效果明显。