活性射流作用混凝土靶侵徹與爆炸效應研究

蘇成海， 王海福， 謝劍文， 葛超， 鄭元楓

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081)

0 引言

近10年來，活性材料技術在聚能裝藥領域的應用已成為高效毀傷領域研究熱點之一。與傳統金屬藥型罩明顯不同的是，活性藥型罩是在高聚物中填充金屬粉末、經冷壓燒結硬化制備而成的一種新型含能藥型罩。活性藥型罩具有較高的結構強度，在聚能作用下形成的活性射流通過侵徹與爆炸(簡稱侵爆)聯合毀傷機理實現對目標的高效毀傷。活性射流首先利用自身動能侵徹目標，經一定延遲后在目標內發生爆炸，迅速釋放大量化學能與氣體產物，從而顯著提高對目標毀傷效應。特別是在打擊混凝土與磚石建筑和輕裝甲類目標時更能發揮強毀傷效應，造成靶體發生嚴重毀壞，或大幅度提高靶后毀傷效應[1-2]。

Baker等通過實驗初步驗證了活性射流對混凝土靶的侵爆聯合毀傷行為，討論了負氧、零氧和正氧配方體系，認為氧平衡配方體系更利于活性射流對混凝土目標的毀傷[3]。Daniels等開展了大口徑活性藥型罩聚能裝藥對典型目標毀傷的實驗研究。結果表明，216 mm活性藥型罩聚能裝藥在瀝青跑道上造成的彈坑達1.53 m，可對類橋墩目標造成嚴重毀傷[4]。Wang等通過X光實驗研究了活性射流的成形行為，初步開展了活性射流侵徹鋼靶的實驗研究[5]。Xiao等通過實驗研究了活性射流對多層介質目標的毀傷行為，建立了活性射流作用下混凝土內裂紋模型[6-7]。高本兵等采用SPH方法對銅、聚四氟乙烯、聚四氟乙烯- 銅3種材料藥型罩的射流成形及其對鋼靶侵徹靶板過程進行了數值模擬研究[8]。張雪朋等對活性射流破甲后的超壓特性進行了實驗研究[9]。

由此可見，國內外在活性射流研究領域已取得一定進展，但上述研究均側重活性藥型罩聚能裝藥對目標毀傷效應的驗證，在機理性和規律性方面的研究有待進一步加強。

本文擬圍繞配方和炸高對活性射流毀傷混凝土靶影響特性進行研究，結合實驗與數值模擬對影響機理進行討論。

1 實驗方法

1.1 活性藥型罩

采用模壓與燒結工藝制備單錐活性藥型罩，表1給出了不同配方體系活性藥型罩的相對放熱量和相對氣體產物量。圖1所示為制備得到的3種活性藥型罩。從配方體系看，配方A是在聚四氟乙烯粉體中直接添加鋁粉，其中，聚四氟乙烯粉體平均尺寸100 nm，鋁粉平均尺寸350 μm. 配方B和配方C是在配方A基礎上利用部分無機氧化劑代替部分高聚物，造成配方B和配方C的放熱量有所提高，但氣體產物量有所下降。

表1 活性藥型罩參數

注：相對放熱量=某配方的放熱量/A配方的放熱量；相對氣體產物量=某配方的氣體產物量/A配方的氣體產物量。

圖1 活性藥型罩樣品Fig.1 Reactive liner samples

1.2 聚能裝藥

聚能裝藥主要由裝藥藥柱和活性藥型罩組成，如圖2所示。裝藥藥柱由梯恩梯(TNT)炸藥壓制而成，藥柱理論直徑為46 mm、高度為60 mm、質量為130 g. 經排水法測試，壓制藥柱密度均在(1.63±0.1)g/cm3范圍內，滿足實驗要求。實驗中，雷管固定在TNT藥柱底部中心，以確保中心起爆。

圖2 活性藥型罩聚能裝藥Fig.2 Reactive liner shaped charge

1.3 實驗布置

聚能實驗在爆炸洞內開展，實驗布置如圖3所示。聚能裝藥通過掛鉤懸掛在一定炸高處，圓柱形混凝土靶標尺寸為φ650 mm×1 000 mm，混凝土四周由3 mm厚的鐵箍周向加固，實驗前測得混凝土平均強度為36.2 MPa.

圖3 實驗布置Fig.3 Experimental setup

2 實驗結果

2.1 不同配方下毀傷效應

圖4 不同配方的活性藥型罩與鋁罩聚能裝藥對混凝土靶毀傷實驗結果Fig.4 Experimental results of concrete target damage effects by reactive and aluminum liners

3種配方活性藥型罩聚能裝藥在1倍裝藥口徑炸高條件下對C35混凝土靶的毀傷效果如圖4(a)～圖4(c)所示。圖4表明活性藥型罩配方對毀傷效應有顯著影響：A配方活性射流對混凝土靶毀傷最理想，混凝土靶側周的加固鐵箍撕裂，有大塊混凝土脫落，并在靶標內形成錐形坑，靶標表面裂紋明顯，裂痕較深；B、C配方毀傷效應較弱，主要表現在侵徹深度淺、表面裂紋細小、裂紋數量較少等。3種配方活性藥型罩聚能裝藥對混凝土靶毀傷實驗數據列于表2. 由表2可知，A配方活性射流對靶標造成的侵徹深度最大，對應的錐形坑表面毀傷直徑也最大，B、C兩種配方的侵徹深度依次下降，對應的彈坑表面毀傷直徑也依次降低。作為對比，圖4(d)中給出了Baker等[3]開展的在1倍裝藥口徑炸高條件下鋁射流侵徹混凝土靶實驗毀傷效果圖。需要注意的是，鋁藥型罩直徑81 mm，明顯大于本實驗中活性藥型罩口徑，對比實驗結果表明，鋁射流的侵徹深度最大(大約為3.1D，D為裝藥直徑)，但其產生的附帶毀傷最小[3]。由此可見，活性射流在毀傷行為上與傳統金屬射流有明顯區別，活性射流在侵徹過程中適時發生爆炸反應，通過劇烈的內爆效應大幅提高對目標的毀傷威力。

表2 活性藥型罩配方對毀傷效應影響實驗數據

注：錐形坑直徑為毀傷后混凝土靶表面剝落區平均直徑，深度為毀傷后形成的錐形凹坑中心與混凝土靶表面之間的垂直距離。

2.2 不同炸高下毀傷效應

基于毀傷效應最佳的A配方活性藥型罩，在靶標與裝藥條件不變條件下，繼續開展炸高為0.5D和1.5D條件下的靜爆威力實驗研究，以獲得炸高對毀傷效應的影響特性，實驗結果如圖5所示。由圖5可見，炸高對毀傷效應也有顯著影響，活性藥型罩最優炸高為1倍裝藥口徑。表3列出了不同炸高下的毀傷實驗數據。

圖5 炸高對毀傷效應影響特性Fig.5 Influence of stand-off distance on damage effect

炸高錐形坑深度錐形坑直徑實驗數據/mm裝藥直徑倍數實驗數據/mm裝藥直徑倍數0.5D100.12.18399.68.691.0D110.22.40470.210.221.5D99.72.17320.46.97

3 討論與分析

3.1 配方影響分析

活性射流對混凝土靶的毀傷過程如下：活性藥型罩聚能裝藥在t0時刻起爆，在t1時刻活性射流頭部到達混凝土靶，并首先利用自身動能實現對混凝土靶的侵徹。當t=τ(τ為活性材料反應延遲時間，是指活性材料從受裝藥爆轟波激發開始，直到活性材料發生顯著爆炸反應的時間間隔[10])時，活性射流侵入混凝土靶一定深度，并發生劇烈的爆炸反應。活性射流爆炸后，對混凝土靶的毀傷行為從侵徹轉變為爆破，大量混凝土介質碎裂并被拋擲，形成一個顯著的錐形坑。從機理上分析，活性射流對混凝土靶毀傷效應的顯著增強可由應力波理論加以解釋[11]。活性射流侵徹混凝土靶以及在其內部釋放化學能的過程，與柱狀裝藥的淺眼爆破過程十分相似。首先，侵徹過程進行開孔并將活性材料送入目標內部；然后，活性射流(類似于柱狀裝藥)發生劇烈化學反應，并釋放大量氣體產物，導致目標內部壓力急劇增加，形成破碎區。在破碎區內，混凝土發生破碎并被拋向周圍空氣；同時沖擊波傳入混凝土靶中，在徑向上產生壓縮應力和應變，也相應地在切向上產生拉伸應力與應變。由于材料抗拉強度遠低于抗壓強度，混凝土首先在拉伸應力作用下發生斷裂，從而形成數個徑向裂紋。隨著徑向裂紋的形成，混凝土內部的壓力迅速下降，同時存儲在靶板內部的彈性變形能釋放，導致混凝土在徑向上形成拉應力，從而形成了切向裂紋。與破碎區相比，此過程中混凝土形成較寬的裂紋區，隨后氣體產物開始流入靶標內部，導致裂紋進一步擴展。當沖擊波和氣體壓力衰減到一定程度后，裂紋擴展結束，裂紋區最終形成。

基于上述分析，可從侵徹和內爆行為兩方面討論配方對毀傷效應的影響機理。

從侵徹角度，在配方B和配方C中增加無機物會造成活性材料延展性下降和反應延遲時間減小。活性材料延展性的下降造成活性射流更易發生斷裂，活性材料反應延遲時間的減小，引起活性射流剛開始侵徹混凝土靶就發生爆炸，從而造成侵徹的過早終止，這兩個因素均導致活性射流對混凝土靶侵徹深度的顯著下降。

從內爆角度，一是配方B和配方C兩種活性射流侵徹深度的嚴重不足直接造成侵徹孔內活性材料爆炸位置過淺，不利于對混凝土靶的爆破拋擲行為；另一方面，配方B和配方C兩種活性射流雖具有較高的反應熱，但氣體產物量偏少，而對于活性材料內爆拋擲行為，大量氣體產物的迅速釋放才能顯著提高侵徹孔內的瞬間壓力，是造成混凝土毀傷的關鍵。由此可見，配方A通過較好的延展性和較長的起爆延遲時間保證了較適當的侵徹深度和爆炸位置，也能通過最大的氣體產物量實現對混凝土最為顯著的拋擲爆破。

3.2 炸高影響分析

如前所述，活性射流與混凝土靶的相互作用過程是一個復雜的動態響應和化學動力學問題過程。活性材料在沖擊加載下不會立刻發生劇烈的化學反應，而是要經歷一段反應延遲時間。對聚四氟乙烯/鋁配方體系的活性射流反應延遲時間τ，該參數受鋁粉顆粒大小影響顯著，隨著鋁粉顆粒尺寸的增大，鋁粉在成形過程中的升溫速率下降，其達到臨界點火溫度所需的時間增加，對應的反應延遲時間增長[12]。由此可見，通過選擇鋁粉顆粒的大小，可實現活性射流反應延遲時間的有效控制。與此同時，文獻[12]還基于鋁粉點火的對流熱傳導理論建立了活性射流點火預估模型，結果表明：當鋁粉平均粒度為350 μm時，對應的點火延遲時間τ≈50 μs.

實驗中研究炸高時，各聚能裝藥的裝藥條件、活性藥型罩配方(配方A)、活性藥型罩結構均相同，由此可認為用于研究炸高影響特性的3發聚能裝藥對應的活性射流反應延遲時間τ為常數。在此前提下，炸高不僅會影響活性射流成形和侵徹特性，而且決定了發生化學反應時活性射流在靶標中的位置。因此，有必要結合數值模擬研究炸高對活性射流侵爆行為的影響機理。

3.2.1 數值模擬方法

反應延遲時間τ的存在使得活性射流侵爆混凝土靶分為兩個主要階段：

第一階段為射流成形與侵徹階段，將活性材料惰性化處理，數值模擬僅研究活性射流對混凝土靶的侵徹行為。在這一階段，采用二維Euler算法研究活性射流侵徹行為。活性材料用SHOCK狀態方程和Johnson-Cook強度模型描述。同時，Raftenberg等基于分離式霍普金森沖擊壓縮實驗和準靜態壓縮實驗，得到了聚四氟乙烯/鋁活性材料未反應條件下的SHOCK和Johnson-Cook模型參數(見表4，其中：c0和s分別表示材料沖擊絕熱參數，a為材料屈服強度，b為材料應變硬化常數；n為應變硬化指數，c為應變率硬化常數，m為熱軟化系數)。混凝土為典型的拉壓不對稱脆性材料，選用P-alpha狀態方程和回歸熱處理(RHT)強度模型進行描述。數值模擬中，直接調用AUTODYN中的CONC-35MPA混凝土材料模型，材料參數源于AUTODYN材料庫。

表4 未反應活性材料參數[13]

第二階段為活性射流內爆階段，通過數值模擬主要研究活性材料對混凝土靶的爆破行為。在這一階段，活性材料的劇烈化學反應可用JWL狀態方程描述，文獻[14]給出了反應活性材料JWL方程的具體形式：

(1)

式中：p為壓力；V為比容；T為溫度；Cv為定容比熱。

第二階段計算前，需要將τ時刻二維Euler域中的射流和混凝土轉換為三維SPH方法中的光滑粒子，并在轉化過程中加入活性材料的JWL模型，用以模擬化學反應所引起的毀傷增強行為。

3.2.2 侵徹特性分析

二維軸對稱侵徹計算模型如圖6所示，歐拉網格大小0.5 mm×0.5 mm，在歐拉域設置流出邊界。圖7所示為侵徹數值模擬結果的局部放大圖。由圖7可以看出，炸高對侵徹過程有一定影響。炸高為0D和0.5D時射流拉伸不充分，撞擊點處的射流頭部速度分別為2 415 m/s和4 701 m/s，τ時刻射流的侵徹深度分別為20.3 mm和41.1 mm. 炸高為1.0D時射流長度較為合適，撞擊點處的射流速度約為5 026 m/s. 拉伸更充分的活性射流在混凝土靶上造成的侵徹深度約為51.9 mm. 炸高為1.5D和2.0D時活性射流斷裂嚴重，導致τ時刻的侵徹深度下降，約為40.0 mm和31.4 mm. 圖7同時揭示了炸高小于1.0D時有較多的活性材料流入混凝土靶內部，但炸高為1.5D和2.0D時由于射流斷裂嚴重，τ時刻流入靶標內部的活性材料很少，不利于活性材料通過內爆行為對混凝土介質的爆破拋擲。

圖6 活性射流侵徹混凝土靶計算模型Fig.6 Model of reactive jet penetrating into concrete target

圖7 τ時刻活性射流侵徹混凝土靶數值模擬結果(局部視圖)Fig.7 Simulated results of reactive jet penetrating into concrete target at the time of τ (local view)

3.2.3 爆破效應分析

將二維Euler域中的活性射流與混凝土轉化為三維SPH粒子，模型中射流的SPH粒子大小為2 mm，混凝土靶的SPH粒子大小為4 mm，并在轉化過程中為活性射流添加JWL材料模型。活性射流爆破毀傷混凝土靶的數值模擬結果如圖8所示，錐形坑深度和直徑隨炸高變化關系如圖9所示。由圖8和圖9可以看出，活性材料的內爆作用顯著提高了對混凝土靶標的毀傷效應，靶標內毀傷范圍明顯增大，混凝土碎塊被拋出，數值仿真結果與實驗結果吻合較好。當炸高為1.0D時，侵徹行為與化學反應延遲時間匹配較好，活性射流對混凝土造成了嚴重毀傷；當炸高為0D和0.5D時，活性射流沒有得到充分拉伸，導致爆炸位置較淺，造成毀傷效果有所下降；當炸高為1.5D和2.0D時，射流的斷裂降低了侵徹能力，且流入靶標內部的活性材料最少，導致活性材料對混凝土靶的拋擲毀傷效應最弱。

圖9 炸高對錐形坑深度和錐形坑直徑的影響特性Fig.9 Influence of stand-off distance on conical crater depth and diameter

4 結論

本文采用模壓燒結工藝制備了活性藥型罩，開展了活性藥型罩聚能裝藥對C35混凝土靶靜爆威力實驗研究，分析了配方、炸高等因素對侵爆毀傷行為的影響機理。本文的主要貢獻及所得結論如下：

1) 驗證了活性射流侵爆聯合毀傷模式，活性射流較傳統鋁射流對混凝土靶的侵徹深度有所下降，但其利用自身動能侵徹和化學能釋放的聯合作用可在混凝土靶上形成顯著的錐形坑，錐形坑深度和直徑分別可達裝藥直徑的2.40倍和10.22倍，從而大幅度提升了對靶標的綜合毀傷效應。

2) 活性藥型罩配方對侵爆毀傷行為影響顯著。在配方中利用無機氧化物替換部分高聚物，造成活性藥型罩侵徹能力下降和反應延遲時間的減小，不利于發揮活性射流對混凝土靶的侵爆聯合作用。與此同時，實驗驗證了活性射流反應氣體產物量是決定混凝土靶內爆破效應的關鍵因素。

3) 活性藥型罩聚能裝藥炸高對侵爆毀傷行為影響顯著。當炸高為1.0D時，侵徹時序與化學反應延遲時間耦合較好，對混凝土靶標的毀傷效果最理想；當炸高為0D和0.5D時，侵徹深度的不足導致爆炸深度不合適，造成毀傷效果不理想；當炸高為1.5D和2.0D時，活性射流斷裂造成侵徹深度下降，且流入侵孔內活性材料質量最少，造成對混凝土靶標的毀傷效果較差。

4) 基于惰性化假設模擬活性射流侵徹行為，再利用JWL方程模擬活性射流爆破行為，這種數值模擬方法獲得的結果與實驗吻合較好。然而，活性射流對混凝土靶的侵爆行為十分復雜，這一過程中的力學與化學耦合作用行為和機理尚不明確，有待進一步研究。