雙錐藥型罩結構參數對聚能射流的影響

王子明，閆建文，王羽翼，雷方超

(西安理工大學土木建筑工程學院，西安 710048)

藥型罩是聚能射流形成的最核心部分之一，藥型罩錐角作為藥型罩的重要參數對聚能射流的侵徹能力有著非常顯著的影響，故學者們都將其視為重要的研究對象。侯秀成等[1]應用LS-DYNA及動態示蹤點的處理方法，研究單錐藥型罩有效射流與藥型罩材料的分配關系。張世澤等[2]分析了錐形裝藥結構中藥型罩錐角對所形成的聚能射流和侵徹參數的影響，結果表明錐形罩錐角大小對聚能射流的形狀、射流速度、射流質量、侵徹深度、寬度有著明顯的影響。徐文龍等[3]提出一種超聚能射流的理論計算方法，得出了隨著藥型罩錐角的增大，超聚能射流速度逐漸減小、質量逐漸增大的結論。

在單錐藥型罩研究理論較為成熟背景下，學者們進一步研究雙錐藥型罩結構。李磊等[4]利用LS-DYNA軟件研究雙錐藥型罩形成的射流性能，并運用正交試驗對雙錐型結構進行優化設計。趙海平等[5]為消除杵堵，提高射流的連續性，將雙錐罩改良，設計出一種上錐罩為銅下錐罩為鋁的雙錐罩結構。以上研究均對雙錐藥型罩結構進行了進一步的改進，提升了射流性能。筆者采用示蹤點跟蹤法，觀測雙錐藥型罩結構射流形態的形成過程，推測雙錐藥型罩結構有效射流速度大于單錐型藥型罩結構的原因，同時分析雙錐藥型罩結構參數對形成射流速度的影響，最后模擬不同參數的雙錐罩結構形成的射流對混凝土靶板的侵徹效果，為改進藥型罩結構，提升射流性能研究提供參考。

1 藥型罩結構射流模擬對比

1.1 裝藥結構

聚能彈的整體結構主要包括殼體、炸藥、藥型罩和起爆裝置。藥型罩的結構參數(幾何形狀、尺寸大小、材料性能等)對聚能射流的成型和侵徹能力有著非常顯著的影響。單、雙錐藥型罩結構分別如圖1～圖2所示。

圖1 單錐藥型罩結構Fig.1 Structure of single cone shaped charge liner

圖2 雙錐藥型罩結構Fig.2 Structure of double cone shaped charge liner

單、雙錐藥型罩壁厚δ為2 mm，裝藥長度H為68.5 mm，殼體厚2 mm，罩頂距起爆點距離2 5 mm，起爆方式均為中心點起爆。

模型的材料均來自AUTODYN材料庫，殼體材料為STEEL1006，藥型罩材料為CU-OFHO，二者均采用shock狀態方程和Steinberg Guinan強度模型。本實驗中所有結構數值模擬均使用OCTOL炸藥，狀態方程為JWL方程。主要材料參數與狀態方程參數如表1～表2所示。

表1 不同材料的材料模型及其狀態方程參數

表2 OCTOL材料主要參數

采用Euler算法進行數值仿真計算，建立模型的邊界條件為Flow-out。由于藥型罩內壁壓垮后形成有效射流，外壁形成低速杵體，故建立模型時在藥型罩內壁上設置15個固定觀測點，聚能裝藥有限元模型如圖3所示。

圖3 聚能裝藥有限元模型Fig.3 Finite element model of shaped charge

1.2 射流形態與速度分析

引用文獻[1]的研究結論，藥型罩頂部材料內表面形成高速的聚能射流，且射流速度為由罩頂到罩底沿著藥型罩母線呈逐漸增大的趨勢，即罩頂內壁材料形成的微元射流速度最大，罩底處材料形成的射流速度較小。計算完成后將空氣、殼體以及爆轟氣體隱藏，只留下藥型罩材料，方便觀察各觀測點處藥型罩微元的最終分布情況。

圖4 兩種結構形成的射流形態對比(t=50 s)Fig.4 Comparison of jet morphology formed by two structures(t=50 s)

由圖4可以清晰地看到，兩種藥型罩頂部內壁形成的射流速度最大，罩底內壁形成的射流速度最小。藥型罩形成的射流速度沿著藥型罩母線逐漸遞減，且越遠離藥型罩罩頂，速度的下降趨勢越快。藥型罩罩頂壓垮速度最高，由頂部到底部逐漸減小，故射流會形成相應的速度梯度。該模擬結果表明雙錐藥型罩形成的有效射流與藥型罩材料的分配關系同單錐結構相一致。

圖5 兩種藥型罩各觀測點處射流微元速度分布(t=50 s)Fig.5 Velocity distribution of jet micro-veans at each observation point of the two types of masks(t=50 s)

由圖5可知，單錐藥型罩前10個觀測點處的藥型罩微元形成的射流速度相近，第11觀測點處藥型罩微元形成的射流速度開始大幅下降；50s時雙錐結構的前10個觀測點處藥型罩微元形成的有效射流速度更為接近和密集，有效射流與低速杵體之間速度差距與單錐結構相比更為明顯。

由于雙錐罩結構含藥量較單錐結構有所提升，故雙錐藥型罩結構形成的射流所含能量高于單錐藥型罩結構。兩種藥型罩結構最大區別在于錐角的變化，且雙錐藥型罩大、小錐罩結合處的微元形成的射流速度增長較為明顯，更多藥型罩微元參與形成密集的高速射流。仿真模擬可知，雙錐罩結合處微元從爆轟波接觸受壓直至完全壓垮整個階段均發生第10～15s內，觀測該時間段內雙錐結構的大、小錐罩結合處壓垮階段所吸收能量(見表3)。

表3 單、雙錐藥型罩壓垮過程中每微秒吸收能量平均值

對比單錐藥型罩相同觀測點處的藥型罩微元，雙錐藥型罩在壓垮過程中吸收能量明顯高于單錐藥型罩結構。由于錐罩結合處炸藥量的增多及錐罩錐角變化可能使得部分能量反射從而產生聚能效應[6]，雙錐藥型罩微元吸收了大量爆轟產物所攜帶的能量，從而提高藥型罩微元的壓垮速度，形成的射流微元速度較單錐結構有所提升。

2 雙錐藥型罩結構參數影響分析

2.1 藥型罩錐角對射流速度的影響

藥型罩的錐角是影響侵徹元形態及特性的主要因素之一，直接影響聚能射流的速度與質量，通過改變藥型罩底部錐角可形成雙錐藥型罩。因此以雙錐藥型罩的小錐角(α)與大錐角(β)為研究對象，各個因素的具體設計水平參數如表4所示。

表4 正交設計各因素水平值

表5 結構參數設計方案與計算結果

各位級藥型罩頭部射流最大速度(vmax)與平均速度如圖6～圖7所示。最大速度與小錐角(α)及大錐角(β)均成正比關系，且大錐角的角度變化對射流頭部最大速度更為明顯。

圖6 不同因素水平對射流頭部最大速度的影響Fig.6 Effect of different factor levels on the maximum velocity of the jet head

圖7 不同因素水平對射流平均速度的影響Fig.7 Effect of different factor levels on the average jet velocity

由文獻[1]的結論可知，單錐角藥型罩尾部材料形成的射流速度遠遠小于頂部處材料所形成的射流速度，藥型罩頂部材料形成聚能射流頭部微元，藥型罩尾部結構對聚能射流頭部速度影響較小。結合PER理論[7]，射流微元速度受錐角變化的影響，由于藥型罩頂部微元形成的射流速度最高，故小錐角的變化會對藥型罩頭部射流速度產生明顯影響。但模擬結果表明雙錐藥型罩尾部微元形成的是速度較慢的杵體，并未直接參與形成射流，而尾部大錐角的變化亦對藥型罩頭部射流速度產生明顯影響。由于大錐角藥型罩微元并未直接參與形成射流，故大錐角角度對藥型罩頭部射流速度的影響不能用PER理論解釋。

不同小錐角藥型罩結構所形成的射流形態如圖8所示。

圖8 不同小錐角藥型罩結構所形成的射流形態(β=100°)Fig.8 Jet shape formed by different small cone angle shaped charge liner structures(β=100°)

由圖8可知，隨著小錐角的增大，小錐角藥型罩被壓垮后全部形成高速射流，最終形成的高速射流形態越來越緊密。對比不同小錐角結構最終形成的射流形態，隨著小錐角角度增大，藥型罩含藥量減小，除了小錐罩內壁的藥型罩微元形成了高速杵體，其他藥型罩微元都形成了速度較低的杵體，射流平均速度隨著藥型罩小錐角的大小成正比關系。隨著小錐角角度的增大，由于射流整體速度降低，速度梯度較小，低速的杵體體積增多，所以射流尾部斷裂越不明顯。

不同大錐角藥型罩結構所形成的射流形態如圖9所示。

圖9 不同大錐角藥型罩結構所形成的射流形態(α=50°)Fig.9 Jet shape formed by different large cone angle shaped charge liner structures(α=50°)

同理，隨著大錐角的變大，由于錐角變化處含藥量的增多，藥型罩錐角變化區域的藥型罩微元在被壓垮后吸收的能量有所提升，形成高速運動的射流，小錐角的各觀測點處形成射流的微元越來越緊密。不僅是藥型罩頂部區域材料，錐角變化處的中部區域材料內壁亦參與形成高速射流，因此隨著大錐角角度的增大，形成射流的平均速度亦會有所提升。由于中部區域材料形成的射流速度有所提升，與尾部大錐角形成低速杵體的速度差距進一步被拉大，故射流與后續杵體之間的斷裂越發明顯。以此推論大錐角的角度變化對藥型罩中部區域材料形成射流的過程產生了影響。

由模擬結果可知，在錐角角度能滿足形成射流微元的條件下，大錐角與小錐角的角度差距越大，含藥量越多，藥型罩中部結構處藥型罩微元吸收越多的爆轟能量后也轉化為具有侵徹能力的高速射流，最終形成的射流形態也越發緊密，從而提升射流的整體平均速度。由表4可知，45°、110°的錐角組合形成射流平均速度為1 881.62 m/s，為模擬中的最大值，其與分析結果相一致。

2.2 藥型罩頂距起爆點距離對射流速度的影響

在錐角一定的情況下，可以通過調整罩頂距殼體底部的距離來改變大、小錐罩的長度比，錐頂離殼體底部越近，大、小錐罩長度比越小。因此采用殼體底部中心起爆方式，通過模擬結果可知，小錐角為45°、大錐角為110°的雙錐藥型罩形成的藥型罩頭部射流速度與整體速度較優，故選用該結構模型分析藥型罩大、小錐罩長度比的影響。

由于雙錐藥型罩錐頂微元形成的射流速度最大。因此在裝藥起爆后，罩頂距起爆點越近，爆轟波越早作用于藥型罩錐頂處，延長了爆轟波對藥型罩頂的作用時間；同時還加大了爆轟產物與藥型罩的作用面積，從而提高了錐頂結構對爆轟波能量的吸收，錐頂距起爆點不同距離處的射流速度如表6所示。

表6 錐頂距起爆點不同距離處的射流速度

由表6結果可知，大、小錐罩長度比越小則錐頂距殼體底部距離越近，爆轟波作用于錐頂藥型罩的效果越明顯，第50s時形成射流的頭部速度越大。但由于大、小錐罩長度比越大，殼體裝藥量越小，藥型罩整體吸收能量越低，因此降低了最終形成的射流平均速度。

3 雙錐藥型罩侵徹性能分析

對比分析4種雙錐藥型罩結構(錐頂距起爆點距離分別為20、22.5、25、27.5 mm)侵徹混凝土靶板效果(見圖10)。藥型罩炸高均為200 mm，靶板尺寸為150 mm×100mm，其中混凝土靶板采用拉格朗日方法，與歐拉方法進行耦合，混凝土材料選擇AUTODYN材料庫中的CONC-35MPA材料模型。

圖10 不同雙錐藥型罩聚能射流對混凝土侵徹結果Fig.10 Penetration results of jet of different double cone shaped charge liner into concrete

由于藥型罩頂距起爆點距離的不同，最終導致各自的侵徹效果存在一定的差異。所有的模擬結果均取聚能射流侵徹混凝土靶板75s時刻的數據。由結果可知，射流對混凝土靶板侵徹表面的損失很大。錐頂距起爆點距離小于25 mm時，藥型罩的侵徹深度與其錐頂距起爆點距離沒有明顯正反比關系，而距離為27.5 mm時，侵徹深度明顯減小(見表7)。

表7 侵徹數據結果

結合表6～表7數據結果，錐頂距起爆點20 mm時，形成的藥型罩頭部射流最大速度最大，且侵徹深度最深，而距起爆點27.5 mm時，形成的最大速度最小，侵徹深度最淺。因此可以推測錐頂距起爆點距離越小，侵徹深度越深。藥型罩頂距起爆點距離越遠，藥型罩頭部的平均速度越大，速度梯度與射流的拉伸較小，形成的射流也較為密集，故使得在侵徹混凝土靶板過程中產生橫向擴孔效應，因此擴孔能力增強。

4 結論

1)對比單錐型與雙錐型藥型罩，頂部微元所形成的射流速度最大，二者藥型罩微元所形成的射流速度都是從罩頂沿著母線逐漸遞減，雙錐藥型罩形成的有效射流與藥型罩材料的分配關系同單錐結構相一致，但雙錐藥型罩形成射流的頭部最大速度與射流平均速度均大于單錐型藥型罩形成的射流速度，且在壓垮階段雙錐結構吸收的能量值高于單錐結構。

2)在小錐角范圍45°～55°，大錐角范圍90°～110°的條件下，雙錐藥型罩的大、小錐角角度均對射流頭部最大速度與射流平均速度影響顯著，小錐角角度越大，形成的藥型罩頭部射流最大速度越大，射流平均速度越小；而大錐角越大，形成的藥型罩頭部射流最大速度與射流平均速度均越大。大、小錐角角度差值越大，形成射流的平均速度越大，同時能保持較高的頭部速度。

3)雙錐罩頂距殼體起爆點距離在20～27.5 mm范圍內，起爆距離對藥型罩頭部射流最大速度與射流平均速度影響明顯。距離越小，形成的藥型罩頭部射流最大速度越大，侵徹混凝土靶板的深度越深；而距起爆點越遠，形成射流的平均速度越大，對靶板的擴孔能力越強。