基于LS－DYNA的串聯聚能戰斗部前級裝藥結構研究＊

崔志光，劉占辰，荊獻勇，陳少君

（空軍工程大學工程學院，西安 710038）

0 引言

為了對付復合裝甲和主動反應裝甲，串聯聚能裝藥戰斗部應運而生，且近年來在反擊飛機和艦艇、反機場跑道、反地下工事、侵徹建筑物和掩體等方面都有廣泛的應用[1]。為擴大前級穿孔孔徑，有效減少串聯戰斗部前后級之間的干擾，增大串聯戰斗部毀傷效能，要求串聯聚能戰斗部前級射流比普通聚能射流直徑粗，杵體小，尾部速度高，速度梯度小。因此，對串聯聚能戰斗部前級裝藥結構進行研究十分必要。

聚能射流的性能受諸多因素的影響，在裝藥和藥型罩材料確定的情況下，采用合適的藥型罩形狀和起爆方式，能顯著改善射流性能。文獻[2－3]分析了起爆方式對聚能射流性能的影響，文獻[4]從藥型罩錐角、工藝等方面對大破孔聚能裝藥進行了研究，文獻[5]提出了一種順序起爆模式的串聯聚能裝藥結構。

文中在現有研究的基礎上，設計了一種頂部環形起爆的小長徑比變錐角聚能裝藥結構，并利用LSDYNA有限元分析軟件，分別對同口徑、等罩厚的錐形裝藥和變錐角裝藥在不同起爆方式下的聚能射流形成過程進行了數值模擬和對比分析。仿真結果表明，與錐形裝藥相比，文中設計的裝藥結構更符合串聯聚能戰斗部前級裝藥的特性要求。

1 結構設計

根據定常理想不可壓縮流體理論，聚能射流速度隨藥型罩錐角減小而增大，直徑隨藥型罩錐角增大而增大。為增大射流直徑和尾部速度，獲得更適于串聯聚能戰斗部前級特性的射流，文中設計了一種不同于錐形裝藥的小長徑比變錐角裝藥結構，其母線上各點切線與對稱軸的夾角由罩頂至罩底逐漸減小。這種結構頂部對應于大錐角裝藥，有利于提高射流直徑；底部對應于小錐角裝藥，有利于提高射流尾部速度和減小杵體質量。為便于比較，文中設計了裝藥口徑40mm，藥型罩壁厚2mm，裝藥高度分別為50mm和40mm的錐形裝藥和變錐角裝藥結構，實體模型及具體參數如圖1所示。

圖1 兩種裝藥結構的實體模型

綜合分析文獻[2－3]的研究成果可知，采用頂部環形起爆的方式在不明顯影響射流直徑的情況下，能獲得更高的射流速度和質量。所以文中的設計采用頂部環形起爆方式，以提高射流速度和藥型罩質量利用率。

2 計算模型

2.1 有限元網格

為研究錐形裝藥和變錐角裝藥結構形成射流的特性，分別對圖1所示的兩種裝藥結構建立了有限元模型[6]。由于實體模型具有對稱性，為節省計算資源，建立了1／4有限元模型，并施加相應約束來保證仿真結果的準確性。有限元模型由炸藥、藥型罩和空氣三部分（Part）組成，均劃分為歐拉網格，所有單元均為Solid 164八節點實體單元。其中，空氣網格作為射流流動的通道，在其外表面施加了無反射邊界條件模擬無限域。劃分的有限元網格如圖2所示。

圖2 兩種裝藥結構的有限元網格

2.2 材料模型

數值模擬所用炸藥密度為1.787g／cm3，爆速為8390m／s，采用 HIGH－EXPLOSIVE－BURN 模型和JWL狀態方程共同描述，如式（1）、式（2）[3]所示：

式中：peos為來自于狀態方程的炸藥爆轟產物壓力，p為任意時刻炸藥單元所釋放的壓力；F為炸藥燃燒質量分數；V為相對體積；E為單位體積的內能密度；A、B、R1、R2和ω為輸入參數。

藥型罩材料為紫銅，密度為8.96g／cm3，采用JOHNSON－COOK模型和GRUNEISEN狀態方程共同描述，如式（3）所示：

空氣密度為1.25×10－3g／cm3，采用NULL模型和GRUNEISEN狀態方程共同描述。

2.3 ALE算法

聚能射流形成過程的模擬涉及大變形，若采用隨體網格的拉格朗日算法，當結構變形巨大時，可能使有限元網格出現嚴重畸變，出現負體積、速度無窮大等現象，引起數值計算困難，導致計算終止。歐拉算法中，雖然材料和能量能在固定不動的網格之間流動，較好的解決了網格畸變的問題。但這種在網格不一致時，計算精度較低，難以滿足要求。因此，文中在數值模擬中，采用了多物質任意拉格朗日－歐拉（ALE）算法，它的網格是相對固定的，每一步（或若干步）都根據物質邊界重新構造一個合適的網格，避免了在嚴重變形的網格上進行計算，解決了網格大變形和材料流動的問題[7]。

3 仿真結果及分析

3.1 仿真結果

首先，研究不同藥型罩形狀對射流性能的影響。利用LS－DYNA求解器對常見的錐形裝藥和文中設計的變錐角裝藥在中心單點起爆方式下的射流形成過程進行仿真計算，兩種裝藥結構形成的射流在起爆12μs、25μs、41μs時的形態如圖3所示。

圖3 不同裝藥結構射流形成過程（中心起爆）

其次，為了研究起爆方式對射流性能的影響，基于文中設計的變錐角裝藥結構，分別設定中心單點起爆和半徑為15mm的環形起爆兩種起爆方式進行仿真計算。兩種起爆方式下形成的射流在起爆25μs、41μs、70μs時的形態如圖4所示。

圖4 不同起爆方式下射流形成過程（變錐角裝藥）

3.2 結果分析

由圖3可知，中心起爆的錐形裝藥比變錐角裝藥同一時刻形成的射流速度要大，射流細長，直徑變化較大，杵體很大，起爆40μs后，射流斷裂；由圖4可知，變錐角裝藥形成的射流整體呈錐狀，射流均勻，直徑變化較小，杵體短小，射流與杵體長度之比大，在計算時間（80μs）內未出現斷裂現象。

另外，由圖4可知，環形起爆的變錐角裝藥比中心起爆時同一時刻形成的射流長度更長、杵體更小。

利用后處理器LS－PREPOST，對仿真所得的射流形成過程進行分析，提取了起爆40μs時三種情況下形成射流的主要參數，如表1所示。其中，h為裝藥高度；m為裝藥質量；dj為射流平均直徑；lj為射流長度；lp為杵體長度；vj為射流頭部速度；vt為射流尾部速度。

表1 射流主要參數（40μs）

對比仿真所得的三種射流的直徑和杵體長度，可知變錐角裝藥在兩種不同起爆方式下形成射流的直徑都比錐形裝藥大近70%，杵體長度比錐形裝藥小50%以上，藥型罩的質量利用率有很大提高。這有利于變錐角裝藥射流在目標上形成更大的侵徹孔徑，同時減少藥型罩在孔底的金屬堆積，有利于串聯聚能戰斗部后級的繼續侵徹或隨進。

分析三種情況下形成射流的速度分布，變錐角裝藥在中心起爆和環形起爆方式下形成射流的頭尾速度差分別為1960m／s和2610m／s，而錐形罩在中心起爆方式下形成射流的頭尾速度差則高達3464m／s，頭尾速度差很大，容易使射流拉長斷裂，造成串聯戰斗部前后級之間的相互干擾和射流有效長度的降低，影響串聯聚能戰斗部的性能。

由以上分析可知，變錐角裝藥結構與錐形裝藥相比，其長徑比小，裝藥質量小，產生的射流速度小。但其形成的射流直徑大，杵體小，有效長度長，藥型罩質量利用率高，頭尾速度差異小。且在環形起爆方式下，其射流速度有明顯提高。可以預見，環形起爆的變錐角裝藥，能在以更小的裝藥高度和質量獲得與錐形裝藥相當甚至更大的侵徹孔徑和深度的同時，有效減小串聯戰斗部前后級之間的干擾。可見，環形起爆變錐角裝藥結構更符合串聯聚能戰斗部前級裝藥特性，能顯著提高戰斗部整體性能。

4 結論

文中根據串聯聚能戰斗部前級裝藥的性能需求，設計了一種環形起爆的小長徑比變錐角裝藥結構，基于LS－DYNA對其射流形成過程進行了數值仿真，并與錐形裝藥結構射流形成過程進行了對比分析。仿真結果證明，變錐角裝藥形成的射流直徑大，杵體小，有效長度長，藥型罩質量利用率高，速度梯度小，比錐形裝藥更適合作為串聯聚能戰斗部前級裝藥。同時，變錐角裝藥在環形起爆方式下形成的射流優于在中心單點起爆方式下形成的射流。文中設計的頂部環形起爆小長徑比變錐角前級裝藥結構和所采用的數值仿真方法對串聯聚能戰斗部前級裝藥結構設計具有一定的參考價值。

[1]張彤，陽世清，徐松林，等.串聯戰斗部的技術特點及發展趨勢[J].飛航導彈，2006（10）：51－54.

[2]張會鎖，趙捍東，黃延平，等.起爆方式對聚能射流影響的數值仿真研究[J].含能材料，2008，16（4）：415－419.

[3]王成，付曉磊，寧建國.起爆方式對聚能射流性能影響的數值分析[J].北京理工大學學報，2006，26（5）：401－404.

[4]吳成，廖莎莎，孫韜，等.鎢合金藥型罩材料的大破孔聚能戰斗部研究[J].北京理工大學學報，2009，29（9）：760－762.

[5]張先鋒，陳惠武，何勇，等.反鋼筋混凝土串聯聚能裝藥技術研究[J].爆炸與沖擊，2008，28（3）：207－212.

[6]時黨勇，李裕春，張勝民.基于 ANSYS／LS－DYNA 8.1進行顯式動力分析[M].北京：清華大學出版社，2005.

[7]張先鋒，陳惠武.破爆型串聯戰斗部前級對后級影響數值模擬[J].彈箭與制導學報，2006，26（2）：66－68.