環形聚能戰斗部殼體與裝藥匹配性研究

陸志毅，劉宏杰 ，李大超，蔡瀟

（1.海裝駐上海地區第十軍事代表室，上海 200241；2.海軍潛艇學院，山東 青島 266044）

王利俠等用裝藥匹配性設計方法解決了聚能戰斗部帶殼后的穿深下降等問題。高爾新等人依據試驗的方式方法，對彈藥殼體的壓垮速度和射流速度進行了系統的研究。劉曉蕾等人依據試驗數據，針對聚能裝藥中的殼體材料壁厚及不同殼體材料，采用數據仿真的方法對射流成型參數進行深入研究。程素秋等用數值仿真的方法得出了重要的成果：不同的殼體材料在水下爆炸后產生氣泡脈動具備較大影響，然而，不同的殼體厚度則對氣泡產生時間不會產生太大影響，但對氣泡壓力峰值影響較大。Takashi 等依據某項科學試驗，對不同厚度、不同材質的金屬和藥量，進行了水下爆炸特性研究，其研究結果表明，殼體對爆炸效應的加強作用。Jones等研究表明，在設計彈頭的圓周約束時，套管的壁厚可以合理匹配，套管的材料和高度可以有效地改變射流的形狀和性能。同時，彈頭可以降低質量并匹配前后級的尺寸。

考慮到環形聚能裝藥結構的使用和結構特征，裝藥結構可以制成無殼形式，或者可以采用不同厚度的殼體或者不同材料的外殼，在滿足射流侵徹能力的要求下，盡可能使前級裝藥殼體質量達到最小值。裝藥外殼在防止炸藥受到損傷和大氣有害作用方面起到了保護作用，并以一定的方式影響裝藥的爆轟能力以及爆炸能量輸入到藥型罩的比例系數。外殼還可以控制在炸藥中傳播的爆炸波前的幾何形狀，這已經通過炸藥與外殼的配合得到證實，可觀察到圓柱形外殼影響爆轟波陣面結構和炸藥爆轟特性的物理現象。

1 數值模擬設計及有限元模型

1.1 模型設計

為了有效開展殼體與裝藥匹配性研究，文中開展了相應的仿真模型設計。首先，假設所有的情況為理想狀態。假設對裝藥高度進行標定，設為120mm，其外徑設計為520mm。該模型采用八節點六面體網格，采用射流區域密集，周圍稀疏的網格劃分方法。起爆方式采用頂端環形起爆。炸藥選用B 炸藥（RDX/TNT=60/40），采用MAT_HIGH-EXPLOSIVE-BURN模型和EOS_JWL 狀態方程。

式中：p 為爆轟壓力，E 為炸藥比內能，v 為相對比容。具體參數見表1。

表1 B 炸藥計算參數

藥型罩選用紫銅，MAT_Steinberg 材料模型用來描述紫銅高應變率下的流動行為，狀態方程選用EOS_Grüneisen 狀態方程。

式中，E 為單位體積內能；ρ0為材料初始密度；C 為us與up的交值點；S1，S2和S3是us-up曲線的斜率值；γ0為Grüneisen 伽馬；α 為對γ0的修正。其中μ=(1/v)-1，V為當前空氣的相對體積。

殼體選用高強度鋼，材料呈應變硬化規律，其中，斷裂參數采用：D1=0.25，D2=D3=D4=D5=0。

依據M-J-Cook 材料模型及E-G 狀態方程。針對多介質ALE 算法，根據實際的爆炸過程，尚需要建立滿足整個射流過程和炸藥起爆范圍的空氣網格。根據設定，為了消除邊界上的發射壓力，則將壓力流出邊界條件適用于邊界節點。文中空氣采用M-Null 材料模型，則狀態方程是一個線性多項式，具體如下：

2 數值模擬結果與分析

2.1 后蓋材料對射流成形及侵徹能力的影響

取外側殼體厚度為10mm，圖1 所示為炸藥起爆后爆轟波作用到后蓋（TC4）上典型單元的壓力-時間變化曲線。

由圖1 知，炸藥起爆3μs 后爆轟波到達后蓋，后蓋內側表面最大壓力達到12GPa。起爆方式為藥型罩頂端環形線起爆，炸藥起爆后，爆轟波作用到后蓋上的壓力較小（相比外殼體），爆轟波迅速向炸藥傳播，后蓋反射的沖擊波對作用到藥型罩表面沖擊波波形及沖擊波強度影響不大，可以考慮將金屬殼體改為密度較小的金屬材料或其他硬質非金屬材料。

圖1 TC4 后蓋壓力-時間曲線

研究射流的穿透能力，最直觀、最簡單的方法是檢查射流對目標的毀傷效果。更換后蓋材料。

2.2 外側殼體對射流成形及侵徹能力的影響

計算時采用無后蓋模型，內側殼體厚度為10mm，圖2 所示為炸藥起爆后爆轟波作用到外側殼體（30CrMnSiNi2A）上典型單元的壓力-時間變化曲線。

圖2 30CrMnSiNi2A 外側殼體壓力-時間曲線

由圖2 知，炸藥起爆6μs 后爆轟波到達外側殼體，外側殼體表面最大壓力達到27GPa。對于環形射流，除了研究射流的速度梯度，還要考察射流微元垂直于中心線方向（X方向）上的速度。當外殼材料相同時，殼的厚度增加，射流偏斜程度降低，并且射流頭部的速度變化不大。隨著的增加，射流微元X 方向上速度減小；當為10mm 時，X 方向上速度達到最小值；綜合考慮選取殼體厚度10mm。另外，無外殼時，射流微元X 方向上速度值達到最大值；隨著δ 的增加，射流微元X 方向上速度減小；當δ 為10mm 時，X 方向上速度達到最小值；當δ 繼續增加時，射流微元X 方向上又呈現增大趨勢。綜合考慮選取殼體厚度10mm。

3 內側殼體對射流成形及侵徹能力的影響

計算時采用無后蓋模型，外側殼體厚度為10mm，圖4所示為炸藥起爆后爆轟波作用到內側殼體（30CrMnSiNi2A）上典型單元的壓力-時間變化曲線。由圖3 知，炸藥起爆18μs 后爆轟波到達內側殼體靠近藥型罩底部附近，內側殼體表面最大壓力達到8.97GPa。爆轟波作用到內殼體的時間明顯晚于外殼體，且產生的壓力遠小于外殼體。內殼體材料相同時，殼體厚度增大，射流偏移程度減小，射流頭部速度變化不大。另外，無外殼時，射流微元X 方向上速度值最小；隨著σ 的增加，射流微元X 方向上速度先增大后減小；當σ 為10mm 時，X 方向上速度減小到；當σ 繼續增加時，射流微元X 方向上又呈現增大趨勢。綜合考慮選取殼體厚度10mm。圖4 為距裝藥后端97mm 處單元A 壓力-時間變化曲線。

由圖4 知，無內殼約束時，爆轟波有明顯向下匯聚的現象，同時，沒有內殼的約束，爆轟波向后產生的壓力過大，對后級隨進戰斗部產生不利影響。綜合考慮，選取內殼體厚度為7.5mm。

圖3 30CrMnSiNi2A 內側殼體壓力-時間變化曲線

圖4 單元A 壓力-時間變化曲線

4 結語

殼體對環形射流成形以及侵徹性能影響較大，主要表現為：

（1）由于采用藥型罩頂端環形線起爆方式，炸藥起爆后爆轟波作用到后蓋產生的壓力較小（相比外殼體），數值仿真結果表明，不同后蓋材料對射流成形及侵徹能力幾乎沒有影響。考慮到裝藥安全性，后蓋材料可以采用硬質塑料或者低密度非金屬材料，以保證后蓋產生的破片不會對后級隨進戰斗部產生影響。

（2）炸藥起爆后，爆轟波迅速作用到外殼，同時，爆轟波繼續向炸藥中傳播，外殼向炸藥中反射的沖擊波與炸藥中傳播過來的爆轟波共同作用到藥型罩上，由于內側殼體與炸藥之間設置了空氣間隙（為保證形成良好射流），爆轟波作用到內殼體時間明顯晚于外殼體，且爆轟波壓力明顯小于作用到外側殼體上的。

（3）環形聚能裝藥結構中內外殼體對射流成形及侵徹性能有很大影響，裝藥量和裝藥形式不變的前提下，改變殼體厚度，射流侵徹能力發生很大變化。