聚能裝藥殼體對環形射流侵徹性能的影響*

何降潤，展婷變，付建平，盧 薇，李小軍，徐 風，陳智剛

(1 中北大學機電工程學院， 太原 030051； 2 中北大學地下目標毀傷技術國防重點學科實驗室， 太原 030051；3 軍事科學研究院防化研究院， 北京 102205)

0 引言

聚能環形切割技術因成型速度快、射流匯聚切割孔徑大，近年來，國內外學者進行了大量的理論與實驗研究。在國外，1978年，Leidel[1]通過給裝藥添加鋼桶的方式，設計了典型中空環形聚能裝藥結構；1998年，Chick等[2]通過將現行聚能裝藥改成環形的方式獲得了環形射流，實驗發現射流很不穩定；Koning、Mostert[3]、Rondot[4]等進一步研究了環形射流的成型機理；在國內，張凱、李曉杰[5]對聚能線性切割器最佳張開角進行理論分析，得出碰撞點速度越高，射流越分散，切割效果就嚴重下降；王成等[6-7]提出了W聚能裝藥結構，給出內外罩等沖量設計的方案，試驗結果表明該方案的可行性；李勇勝等[8]、吳建宇[9]、童宗保等[10]利用數值仿真技術對M罩進行數值模擬，結果表明能夠形成直徑較大的環形射流；徐文龍等[11]基于正交優化方法，設計了一種新型結構，數值模擬和試驗結果均表明該結構能夠降低環形射流的徑向速度。

由于環形藥型罩軸線兩側上微元質量及其承受的爆轟波能量不對稱，現有手段仍未有效解決射流徑向速度過高、侵徹穩定性差的問題。文中基于典型中空環形聚能裝藥，發現通過內外殼體包裹的方式可以有效提高環形射流威力性能。基于LS-DYNA軟件，利用數值模擬的方法，分析了內外殼體厚度比值、殼體材料的選擇對環形射流成型速度、靶板的侵徹孔徑及深度的影響，給出了內外層殼體厚度最佳比值以及殼體材料的選擇對于環形射流形成規律的影響。

1 爆轟波傳播分析

取截面質量微元進行分析，圖1(a)為爆轟波傳播示意圖，圖1(b)為以O為軸線1-1剖截面示意圖。其中B為環形起爆所處的環形截面軸線位置，S1、S2為關于起爆軸線兩側對稱的藥柱。由圖可知，在R處的裝藥微元質量dm=2πRρdx，隨著裝藥半徑的增大，截面對稱的裝藥及藥型罩質量將不以起爆點截面所在的軸線為對稱軸。主裝藥的藥柱高度改變時，藥柱的質量不對稱將更加突出，很顯然S2

圖1 爆轟波傳播示意圖

當主裝藥起爆后，藥型罩除受到弧形波面的炸藥爆轟波的作用外，還受到爆轟波在殼體反射形成的反射沖擊波的作用。當爆轟波作用在殼體內、外壁時，根據運動沖擊波碰到傾斜障礙物發生斜反射原理[12]，反射沖擊波始終與殼體壁面有夾角，起爆點兩側的能量分布不均勻，導致環形射流產生偏斜現象。通過給中間區域內部加一層殼體約束，能顯著增強射流威力性能。

2 數值模擬概況

2.1 有限元模型的建立

聚能裝藥戰斗部結構示意圖及其計算模型如圖2，計算模型主要參數為：藥型罩錐角65°，裝藥直徑D=115 mm，炸高取0.8Dk=24 mm，靶板厚度為50 mm，材料為45號鋼，等壁厚藥型罩厚度δ=3 mm，d3為聚能裝藥外層殼體厚度含戰斗部頂蓋，數值模擬厚度始終為2.5 mm。中間區域為中空結構的空氣域，直徑為d1=38 mm。起爆點的位置設在藥型罩頂部中心位置，起爆方式為環形起爆。采用LS-DYNA有限元軟件分別對內外殼體壁厚比值d2/d3取0.4，0.6，0.8，1.0，1.2，1.4工況進行數值仿真模擬。

圖2 M型聚能裝藥結構示意圖及有限元模型

計算時采用1/4結構建立三維有限元模型。計算網格均采用Solid164八節點六面體單元，炸藥、藥型罩、空氣均采用多物質ALE單元。最大網格尺寸為1.3 mm。

2.2 材料模型及狀態方程

文中金屬材料都采用JOHNSON_COOK材料模型和GRUNEISEN狀態方程。主裝藥選擇8701[13]炸藥，采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和JWL狀態方程描述爆轟氣體的壓力、體積及能量。藥型罩選用紫銅[13]，厚度3 mm。靶板采用45號鋼，殼體材料分別用鋁、鋼、鎢，材料參數見文獻[14]，空氣材料參數見文獻[13]。數值計算采用cm-μs-g-Mbar單位制。

3 結果分析

3.1 殼體材料對環形射流頭部速度、總能量的影響

比較圖3曲線可發現，主裝藥及內外殼體厚度相同的情況下，射流頭部速度與殼體密度、強度成正相關。形成的反射沖擊波的能量更多的作用在藥型罩上，所以內外殼體厚度比值在0.4～1.4范圍內，密度大、強度高的殼體材料，射流頭部速度越高。

圖3 t=20 μs射流的頭部速度

從表1可知，殼體材料為鎢合金時，射流形態比鋼殼、鋁殼射流形態穩定。同一工況下，殼體材料為鎢合金時，射流的徑向速度比鋼殼條件下徑向速度小得多，鋁殼作用下的射流徑向速度最大。

表1 20 μs不同內外殼體厚度比射流速度分布云圖

射流總能量隨時間變化曲線見圖4。當殼體為材料密度較低的鋁時，內、外層殼體對爆轟波的約束能力較差，作用在藥型罩上的能量較低；當殼體材料為鋼、鎢合金時，內、外層殼體對爆轟波的約束能力較強。鋁殼體破壞時吸收主裝藥爆炸時的能量比鋼、鎢合金殼體材料低，所以鋼、鎢合金殼體作用下環形射流總能量峰值較為接近，鋁殼體作用下的環形射流總能量衰減最快。

圖4 射流總能量隨時間變化曲線

3.2 內外殼體壁厚比值對射流侵徹靶板結果及侵徹過程總能量影響

內外殼體厚度比值d2/d3分別取0.4，0.6，0.8，1.0，1.2，1.4，借助數值模擬得到殼體材料為鋁、鋼、鎢合金，聚能裝藥結構侵徹50 mm 45號鋼靶，環形射流開坑直徑、通孔直徑關系見圖5；射流侵徹靶板過程總結量變化曲線見圖6。表2為射流侵徹靶板射流速度為0時損傷云圖。

分析圖5及表2可知，當殼體材料為鋁，內外殼體厚度比值在0.4～1.4，環形射流侵徹深度呈先增加后減小的趨勢。內外殼體厚度比值在0.6時，侵徹深度最大，且殼體厚度的變化對射流侵徹靶板時開坑直徑、通孔直徑的影響不大；殼體材料為鋼時，內外殼體厚度比在0.4～1.0范圍內，開坑直徑、通孔直徑與內外殼體厚度比值呈正相關。內外層殼體厚度比值取0.4～1.2，雖然能夠侵徹50 mm靶板，但形成了沖塞塊體，隨著內外層殼體比值的增加，環形射流的能量更多的消耗在徑向擴孔；殼體材料為鎢合金時，內外層殼體壁厚比在0.4～1.4范圍內，環形射流均能夠完成對50 mm靶板的侵徹；內外層殼體壁厚比在0.4～1.2范圍內，開坑直徑、通孔直徑與內外層殼體壁厚比呈正相關。從工程應用的角度，兼顧開孔與侵深威力，d2/d3鋼殼可取值0.8，鎢合金殼體可取值1.2。

表2 射流侵徹靶板仿真結果圖

圖5 內外殼體壁厚比值與開坑直徑、通孔直徑關系

從圖6可知，射流成型后，低密度殼體材料內外殼體厚度比對射流侵徹靶板過程的總能量影響不大，高密度殼體材料內外層殼體厚度比超過一定范圍射流總能量有所提高。但鎢合金殼體作用下射流總能量最小，主要原因是鎢合金殼體破壞吸收的能量明顯高于鋁、鋼殼破壞時吸收的能量。

圖6 射流侵徹靶板過程總能量變化曲線

3.3 殼體材料對環形聚能裝藥爆轟波的影響

表3為內外層殼體厚度比為0.6時，裝藥結構相同，殼體材料不同時的爆轟波傳播規律。主裝藥起爆后爆轟波呈圓弧型沿藥型罩軸線向下傳播，傳播的過程中在內、外層殼體壁面形成反射沖擊波，與作用在藥型罩兩側質量微元能量相互疊加，所以呈現C-J壓力不對稱。因此內外殼體壁厚相同時，鋼、鎢合金殼體破壞時能夠吸收更多的能量，削弱反射波對射流的干擾，降低射流徑向速度，保證射流兼具開孔、侵徹威力。

表3 殼體材料對環形聚能裝藥爆轟波傳播規律的影響

從表4可知d2/d3取值在0.4～1.4，3 μs時刻內外殼體厚度比對C-J壓力影響不大；隨著爆轟的進行，作用在內層殼體壁面處的壓力不斷增加，爆轟波的彌散效應隨著殼體厚度的增大逐漸減弱，作用在藥型罩徑向方向的能量逐漸減弱，所以對于同種殼體材料，一定范圍內殼體厚度的增加能夠有效提高藥型罩能量利用率。

表4 鋼殼爆轟波壓力隨內外殼體壁厚比傳播規律

4 結論

通過數值模擬研究了外層殼體為2.5 mm，內外層殼體比值0.4～1.4時，殼體材料對影響環形射流的能量、侵徹靶板關系的規律，得出以下結論：

1)殼體材料的選擇對環形射流侵徹性能影響明顯，聚能裝藥結構殼體選擇高密度、高強度材料比低密度、低強度材料形成的環形射流開孔、侵深能力大且能夠提高藥型罩的能力利用率。

2)殼體材料相同時，內外層殼體厚度比值在0.4～1.0時，隨著比值的增大，能夠提高環形射流頭部速度，降低射流徑向速度。

3)內外殼體厚度比和殼體材料均會導致環形射流產生偏斜。從工程應用的角度，兼顧開孔與侵深威力，鋼殼d2/d3取值為0.8，鎢合金殼體材料d2/d3取值為1.2。