藥型罩錐角影響線性切割器切割性能的數(shù)值模擬

張 強(qiáng) 姜 勇 黃 龍

(1.海軍駐鄭州地區(qū)軍事代表室 鄭州 450015) (2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所 鄭州 450015)

藥型罩錐角影響線性切割器切割性能的數(shù)值模擬

張 強(qiáng)1姜 勇2黃 龍1

(1.海軍駐鄭州地區(qū)軍事代表室 鄭州 450015) (2.中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第七一三研究所 鄭州 450015)

基于經(jīng)典射流成型理論得到了切割器射流頭部動(dòng)能與半錐角之間的關(guān)系,并利用ANSYS/LS—DYNA軟件對(duì)切割器切割鋼靶進(jìn)行了數(shù)值模擬。結(jié)果表明半錐角大于70°時(shí),不能形成射流;半錐角小于20°時(shí),射流未接觸到切割目標(biāo)就發(fā)生了斷裂現(xiàn)象;半錐角為34°時(shí)切割器具有最佳的切割性能。

線性切割器; 聚能射流; 半錐角; 數(shù)值模擬

Class Number TG48

1 引言

線性聚能切割器形成的射流具有速度高、方向性強(qiáng)、能量密度高等特點(diǎn)[1],近年來(lái),在爆破拆除、水下切割、射孔采油、彈體分離等領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[2]。在某些特殊的工況中,要求切割器具有足夠大的切割能力和盡可能小的爆炸沖擊響應(yīng),因此在不增加裝藥量前提下對(duì)切割器進(jìn)行優(yōu)化研究是很有必要的。

切割器的切割性能受炸藥材料、有效裝藥高度、藥型罩材質(zhì)、藥型罩錐角等多種因素的影響[3]。在裝藥條件一致的情況下,藥型罩錐角對(duì)射流的形成及切割能力有較大的影響[4]。

2 聚能射流的形成

2.1 射流形成理論

炸藥爆轟波到達(dá)藥型罩壁面的初始?jí)毫Ω哌_(dá)幾十萬(wàn)個(gè)大氣壓,遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于藥型罩金屬材料的強(qiáng)度(幾千大氣壓),并使其結(jié)晶特征(金相組織、結(jié)晶取向)發(fā)生變化,在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中塑性變形功轉(zhuǎn)化為熱能,使藥型罩溫度上升,進(jìn)一步降低了材料的強(qiáng)度[5]。因此,只要炸藥足夠厚,稀疏波不致迅速降低藥型罩壁面的爆轟產(chǎn)物壓力,就可以忽略材料強(qiáng)度對(duì)藥型罩運(yùn)動(dòng)的影響,而把藥型罩當(dāng)做理想流體來(lái)處理[6]。

聚能射流的形成如圖1所示,以O(shè)點(diǎn)為動(dòng)坐標(biāo)系進(jìn)行研究,藥型罩在爆轟波的驅(qū)動(dòng)下向?qū)ΨQ軸線匯聚的過(guò)程中,罩壁厚度方向的各層速度都在發(fā)生變化,外層(緊貼炸藥)速度減慢,內(nèi)層速度增加,動(dòng)能向內(nèi)層轉(zhuǎn)移[7]。接近對(duì)稱軸線時(shí)內(nèi)層材料受擠壓,速度迅速增大,方向趨于對(duì)稱軸方向。當(dāng)層間速度差產(chǎn)生的剪應(yīng)力和拉應(yīng)力超過(guò)了罩材料在該狀態(tài)下的剪切強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度時(shí),藥型罩就會(huì)分離成射流和杵體兩部分。高能炸藥的射流最大速度達(dá)到12km/s～25km/s,而杵體的速度一般為1500m/s～2500m/s[8]。

圖1 聚能射流的形成

圖2 定常流動(dòng)模型

2.2 半錐角與動(dòng)能的關(guān)系

根據(jù)經(jīng)典PRE射流形成的定常流動(dòng)模型,如圖2所示,可以得到聚能射流的質(zhì)量和速度公式[9]:

m1=m·sin2(β/2)

(1)

(2)

式中:u1、u0分別為射流速度和藥型罩被壓垮的速度;α為藥型罩的半錐角,β為壓垮角,δ為爆轟波陣面法線與藥型罩壁面法線的夾角。

由圖1可見(jiàn),藥型罩在炸藥爆轟波的驅(qū)動(dòng)下,其罩微元的運(yùn)動(dòng)方向不是垂直于罩表面,而是沿著與表面法線成一小角δ的方向運(yùn)動(dòng)。藥型罩壁面的壓垮速度是變化的,射流速度從頭部到尾部單調(diào)下降,射流速度梯度相對(duì)于藥型罩而言是負(fù)值,對(duì)于射流位置而言是正值[10]。

由式(1)和式(2)得到射流的動(dòng)能為

(3)

3 數(shù)值模擬

本文采用LS—DYNA軟件對(duì)聚能射流的形成和對(duì)靶板的切割進(jìn)行數(shù)值模擬。首先選取α為80°,然后以-10°為步長(zhǎng)依次遞減,粗略選取出α的范圍,然后以2°為步長(zhǎng)進(jìn)行精確篩選。

3.1 幾何模型與材料模型

數(shù)值模型由炸藥、藥型罩、空氣和鋼靶四部分組成,其中炸藥、藥型罩和空氣三種材料采用歐拉網(wǎng)格建模(圖3(a)),單元使用多物質(zhì)ALE算法,靶板采用拉格朗日網(wǎng)格建模(圖3(b)),并且靶板與空氣和藥型罩材料間采用耦合算法。由于切割器是線性的,并且具有平面對(duì)稱特點(diǎn),幾何模型可以簡(jiǎn)化為平面對(duì)稱問(wèn)題。為了方便建模,采用單層實(shí)體網(wǎng)格建模,這種簡(jiǎn)化既可以充分利用LS—DYNA程序中的多物質(zhì)ALE算法,又可以將模型尺寸大大減小。為了提高計(jì)算精度,在靶板中間對(duì)網(wǎng)格進(jìn)行了加密,模型如圖3所示。

圖3 幾何模型

數(shù)值模擬中涉及到的材料本構(gòu)模型及狀態(tài)方程如表1所示。

表1 材料本構(gòu)模型及狀態(tài)方程

3.2 模擬過(guò)程

炸藥爆炸直至形成射流的過(guò)程如圖4所示。

圖4 爆轟波壓垮藥型罩形成射流的過(guò)程

1μs時(shí)刻,炸藥爆炸,爆轟波在炸藥內(nèi)部傳播,8μs爆轟波與藥型罩接觸并在12μs壓垮藥型罩,18μs藥型罩完全變形,并開(kāi)始有射流形成,30μs射流成型。

射流對(duì)靶板的切割過(guò)程可以分為三個(gè)階段:開(kāi)坑階段、準(zhǔn)定常階段和終止階段。開(kāi)坑階段也就是切割的開(kāi)始階段,射流頭部撞擊靶板,產(chǎn)生百萬(wàn)大氣壓的壓力,從碰撞點(diǎn)向靶板和射流中分別傳入沖擊波,如圖5的(a)(b);開(kāi)坑階段后,在靶板中形成三高區(qū)(高溫、高壓、高應(yīng)變),此后射流對(duì)三高區(qū)狀態(tài)的靶板穿孔,碰撞力較小,此階段射流的能量分步變化緩慢,切割參數(shù)變化不大,與時(shí)間基本無(wú)關(guān),所以叫準(zhǔn)定常階段,如圖5(c)所示;終止階段中射流能量消耗殆盡,主要依靠杵體完成對(duì)靶板的切割和貫穿,如圖5(d)所示。

圖5 射流切割鋼靶板過(guò)程的應(yīng)力云圖

3.3 數(shù)值模擬結(jié)果及分析

通過(guò)數(shù)值模擬,得到了不同α角的線性切割器切割鋼靶板的深度,具體結(jié)果如表2所示。

表2 20°～80°半錐角藥型罩的切割結(jié)果

根據(jù)表2切割深度的數(shù)據(jù)推測(cè),具有最佳切割深度的半錐角應(yīng)為30°～40°之間。然后分別對(duì)半錐角32°、34°、36°和38°進(jìn)行了數(shù)值模擬,如表3所示。

表3 32°～38°半錐角藥型罩的切割結(jié)果切割結(jié)果

利用上述數(shù)據(jù),得到了射流頭部速度和切割深度隨半錐角變化的曲線圖,如圖6所示。

由圖6可知,當(dāng)半錐角為20°時(shí),射流的頭部速度高達(dá)11594m/s,但切割深度只有85mm;當(dāng)半錐角大于70°時(shí),其速度和切割深度都有較大幅度的下降。

圖5 射流頭部速度和切割深度隨半錐角變化的曲線圖

4 結(jié)語(yǔ)

利用LS—DYNA軟件能很好地模擬爆炸切割的全過(guò)程。通過(guò)數(shù)值模擬得出如下結(jié)論,可為今后聚能切割器有關(guān)的設(shè)計(jì)問(wèn)題提供參考:

1) 射流的頭部速度隨著半錐角的增大而單調(diào)減小,對(duì)切割效果有較大的影響;

2) 當(dāng)半錐角在70°及以上時(shí),藥型罩整體發(fā)生翻轉(zhuǎn),其頭部和尾部速度梯度不大,一般在4000m/s以下,此時(shí)層間速度差產(chǎn)生的剪應(yīng)力和拉應(yīng)力未超過(guò)藥型罩在該狀態(tài)下的剪切強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度,沒(méi)有形成聚能射流。因此要想形成射流,必須滿足半錐角小于70°的條件;

3) 當(dāng)半錐角為20°時(shí),射流的頭部速度高達(dá)11594m/s,動(dòng)能大部分轉(zhuǎn)向射流頭部造成杵體速度變小,此時(shí)頭部速度和杵體速度相差過(guò)大,導(dǎo)致射流在未切割靶板之前就發(fā)生了頸縮和斷裂,嚴(yán)重影響了切割能力;

4) 半錐角為34°時(shí),射流的頭部速度為7051m/s,在切割過(guò)程中射流未出現(xiàn)斷裂現(xiàn)象,此時(shí)具有最佳的切割性能。

[1] 羅勇,沈兆武,崔曉榮.線性聚能切割器的應(yīng)用研究[J].含能材料,2006,14(3):236-239.

[2] 王耀華.線型聚能切割器爆炸飛散物危害特性實(shí)驗(yàn)[J].解放軍理工大學(xué)學(xué)報(bào),2013,12(6):648-652.

[3] 關(guān)煥文.飛機(jī)救生爆炸切割沖擊防護(hù)技術(shù)研究[J].火工品,2015,10(5):17-20.

[4] 胡書堂.藥型罩對(duì)聚能破甲效應(yīng)的影響淺析[J].理論與探索,2006,6(2):12-15.

[5] 林加劍,沈兆武,任輝啟,等.線型聚能切割器切割鋼索的實(shí)驗(yàn)研究及數(shù)值模擬[J].工程爆破,2008,14(4):1-4.

[6] 童宗保.一種M型藥型罩形成環(huán)形射流的數(shù)值模擬研究[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào),2016,3(3):143-170.

[7] 陳偉.起爆方式對(duì)環(huán)向聚能射流成型影響的數(shù)值模擬[J].高壓物理學(xué)報(bào),2015,12(9):419-424.

[8] 惲壽榕,趙衡陽(yáng).爆炸力學(xué)[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社,2005:171-175.

[9] 紀(jì)國(guó)劍.聚能裝藥形成射流的方針計(jì)算與理論研究[D].南京:南京理工大學(xué)碩士學(xué)位論文,2004:15-16.

[10] 北京工業(yè)學(xué)院八系爆炸及其作用編寫組.爆炸及其作用(下)[M].北京:國(guó)防工業(yè)出版社,1979:84-88.

Numerical Simulation of the Effect of Incising on the Different Cone Angles of Liner Shaped Charge

ZHANG Qiang1JIANG Yong2HUANG Long1

(1. Navy Representative Office in Zhengzhou, Zhengzhou 450015)(2. No.713 Research Institute of CSIC, Zhengzhou 450015)

Based on the theoretic of jet shaped charge, the relation of half-cone angle and the kinetic energy of jet was found. The ANSYS/LS—DYNA was used to simulate liner shaped charge incising steel target. The simulation shows that jet can’t come into being when the half-cone angle above 70°, jet ruptured when the half-cone angle nether 20°, the liner shaped charge with 34° half-cone angle works best in incising steel target.

liner shaped charge, jet, half-cone angle, numerical simulation

2016年8月12日,

2016年9月24日

張強(qiáng),男,高級(jí)工程師,研究方向:導(dǎo)彈發(fā)射技術(shù)。姜勇,男,工程師,研究方向:導(dǎo)彈發(fā)射技術(shù)。黃龍,男,助理工程師,研究方向:導(dǎo)彈發(fā)射技術(shù)。

TG48

10.3969/j.issn.1672-9730.2017.02.018