環形聚能裝藥尼龍射流成型及侵徹過程數值模擬研究

吉 慶，王志軍，伊建亞，董理嬴，湯雪志

(中北大學 機電工程學院，太原 030051)

環形射流是一種特殊結構的線性聚能裝藥形式，可實現對靶板的大孔徑毀傷[1]，因此考慮在破甲戰斗部的前端加裝一段能產生環形射流的切割裝置，構成前級侵徹破孔，后級隨進侵徹的串聯戰斗部，以實現對目標的高效毀傷[2]，引起了國內外學者廣泛研究[3-4]。

徐文龍等[5]提出了一種新型環形聚能裝藥結構，研究了藥型罩參數對射流穩定性的影響。王成等[6]基于材料為鋁的環形聚能裝藥結構，經過計算發現環形射流成型過程主要受裝藥長徑比的影響，射流軸向速度與長徑比成正比。劉宏杰等[7]對環形雙錐罩聚能裝藥結構進行了優化設計，發現環形雙錐角罩形成的射流更加細長，頭部速度高且不易斷裂。傅磊等[8]通過對爆破型串聯戰斗部前級環形聚能裝藥結構的改進，消除了前級裝藥對后級侵徹的毀傷效應。裴紅波等[9]對水和塑料構成的特殊環形聚能裝藥結構進行了數值模擬，通過觀察水射流的形成過程，得到了水射流的變化規律。Xu Wenlong等為了提高環形裝藥在硬質目標上的穿透直徑和深度，提出并驗證了中心鉆孔的環形裝藥(BCASC)，發現最大壁厚θ的位置對通孔直徑和深度有更大的影響。隨著θ值的增加，穿透孔徑減小，而穿透深度逐漸增加。Zhang Zhifan等利用SPH方法比較了環形射流和普通射流穿透水下靶板的整個過程，發現環形射流形成過程與EFP相似，并且其速度呈現出從尖端到尾部的線性分布，且趨勢減小。但環形射流的侵徹孔徑大于后者。

因此，本研究在王成等提出的新型環形聚能裝藥結構上，將藥型罩材料改為非金屬尼龍材料，運用有限元軟件AUTODYN對環形尼龍射流進行了數值模擬研究，分析了環形尼龍射流的成型和對靶板的侵徹過程，且利用正交優化方法對聚能裝藥參數進行了優化分析，最后對環形尼龍射流的應用進行了數值模擬研究。

1 仿真模型建立

1.1 模型參數

本研究所采用的戰斗部結構示意圖如圖1，R為藥型罩口徑，大小為100 mm，C為起爆半徑。首先，選取長徑比為1∶1，藥型罩壁厚為2 mm，起爆半徑C=0，利用AUTODYN軟件建立初步仿真模型，采用二維歐拉算法進行計算，對空氣域施加Flow_Out邊界條件來模擬無限空氣域，有限元計算模型如圖2所示。

圖1 戰斗部結構示意圖

圖2 有限元模型示意圖

1.2 材料模型參數

在數值仿真計算中，聚能戰斗部殼體材料為Steel 4340，采用Linear狀態方程和Johnson Cook強度模型來描述殼體在高溫高壓下的材料變形；炸藥選用B炸藥，采用JWL狀態方程來描述其反應過程，該方程可以描述炸藥在爆炸過程中的沖擊波傳播過程和爆轟產物飛散過程，狀態方程參數如表1；靶板材料為軋制均質裝甲鋼(RHA)，采用shock狀態方程和Von Mises強度模型來描述其反應過程，為了更加貼合實際情況，在計算過程中對其設置失效和侵蝕模型；藥型罩材料為尼龍，采用Shock狀態方程和Von Mises強度模型。材料狀態方程EOS、密度ρ0等具體參數見表2。

表1 B炸藥材料參數

表2 材料參數

2 環形射流性能分析

2.1 射流成型

首先，采用1.1所建模型進行初步仿真計算，起爆方式為中心點起爆(C=0)，圖3為不同時刻射流成型過程。

由圖3可知，當聚能裝藥引信起爆后，爆轟波在炸藥內快速傳播，10 μs后爆轟波開始作用于藥型罩，最先受到擠壓為靠近對稱軸部分，即a點，藥型罩受到擠壓開始向外翻轉，并向遠離軸線方向運動，此時刻射流直徑偏粗，頭部速度比較低。隨著炸高的增加，到18 μs時，射流進入拉伸階段，在速度梯度在作用下，射流沿著軸向拉伸，24 μs時環形射流直徑達到0.7D，射流橫向尺寸繼續減小，環形射流速度云圖如圖4所示。

圖3 不同時刻環形射流形態示意圖

圖4 環形射流速度云圖

由圖4可知，環形射流頭部和尾部具有較大的速度梯度，使得射流逐漸被拉伸。圖5為射流頭部和尾部速度曲線，10 μs時，爆轟波波陣面傳至藥型罩頂部位置，藥型罩材料被急劇加速，18 μs時射流頭部速度最高，為6 192 m/s，32 μs時環形射流頭部速度為5 284 m/s，出現明顯下降趨勢，在速度梯度的作用下，射流塑形失穩造成波動表面振幅增大，導致射流頭部發生斷裂現象如圖4(b)，不利于對靶板的侵徹。圖6為射流動能曲線，最高動能為3.204 1×1011μJ，對應時刻為24.6 μs，此時射流長度為46 mm，頭部位置為0.5倍炸高，說明環形射流相比于聚能射流而言更容易被拉斷，也對炸高更為敏感。

圖5 射流速度曲線

圖6 射流動能曲線

2.2 環形射流侵徹靶板分析

經過以上對環形射流成型過程仿真計算，為了更加了解環形射流對靶板的侵徹過程和機理，在一倍炸高處放置 10 mm 厚靶板，材料選用軋制均質裝甲鋼(RHA)。同時為了解決在侵徹過程中形成的網格畸變問題，對靶板材料設置失效和侵蝕模型。在環形射流侵徹靶板過程中，炸藥、藥型罩和空氣域3種材料采用歐拉網格單元建模，單元使用多物質ALE算法，靶板采用拉格朗日網格單元建模，并且靶板與空氣和藥型罩材料間定義流固耦合算法求解。

圖7為環形射流侵徹靶板模型和侵徹結果，t=34 μs時環形射流開始侵徹靶板，此時射流頭部速度可達到5 758 m/s，因此會在接觸點形成一個高溫、高壓、高應變區域，可在靶板中產生沖擊壓力為16.75 GPa的應力波，射流頭部開始侵入靶板即為開坑階段。由于靶板處于靜止狀態，射流頭部撞擊靶板產生的壓力是侵徹過程中的最大值，撞擊靶板產生的沖擊波向靶板中傳播，射流在b點產生了很大的剪切應力，從而達到環形射流切割靶板的效果。t=74 μs時，射流頭部速度受到靶板的影響而急速下降，隨著侵徹的加深，杵體開始發揮作用，主要表現在對于c孔的沖擊，此時射流已經基本完成侵徹過程，侵徹孔徑為99 mm，達到了一倍口徑。仿真結果表明環形尼龍射流有將靶板完全切割形成通孔的能力。

圖7 環形射流侵徹靶板過程示意圖

3 裝藥結構優化設計

3.1 正交優化方案設計

分別選用炸高(A)，藥型罩壁厚(B)，起爆半徑(C)和裝藥長徑比(D)作為正交優化因素，各因素以及對應的水平如表3所示，采用L16(45)正交表來安排仿真方案，共計16組，如表4所示。

表3 因素水平表

表4 正交表

3.2 正交優化結果分析

將未穿透靶板的實驗數據均記為0進行數據分析，分別對每次實驗各因素同一水平的實驗結果求和，再求出各因素各水平結果的平均值，記為均值1、2、3、4，通過平均值的最大數值減去最小數值即可得到各因素平均值的極差Rj，結果如表4所示。各個因素變化時判斷指標的變化幅度可以通過極差大小來體現，因素的極差越大，其對指標的影響也越大，也就越重要。因此，從極差來看，對環形射流侵徹靶板孔徑大小影響由主至次為：藥型罩壁厚→環形起爆半徑→長徑比→炸高，圖8為正交優化效應曲線。

為了進一步分析各因素對侵徹孔徑影響的顯著水平，采用方差分析進行計算。A、B、C、D的偏差平方和分別記為SA、SB、SC、SD。根據表3和表4計算可得：SA=375.73，SB=17 546.13，SC=1 957.25，SD=2 128.43。誤差SE=1 976.93，各因素的自由度為fT=n-1=3，考慮比值：

F比=(SA/fT)/(SE/fE)

由上式計算可得：FA=0.19，FB=8.875，FC=0.99，FD=1.077，查閱F分布臨界值表，當取顯著性水平a=0.25時[10]，F0.75(3，3)=2.36，即在可靠性有75%的分析下，FB大于2.36，說明藥型罩壁厚對環形射流侵徹靶板口徑有顯著影響。

圖8 正交優化效應曲線

4 尼龍環形射流對ERA的沖擊起爆情況

目前，針對低密度射流對ERA沖擊起爆問題，也已有了大量研究，發現低密度射流具有對ERA穿透而不引爆的能力，如尼龍、聚四氟乙烯、樹脂玻璃等，但是存在開孔孔徑較小問題。尼龍材料是由酰胺單體通過聚合而成的高分子化合物，分子主鏈上含有酰胺集團，屬于結晶性樹脂，當其受熱溫度升高時，其硬度并不隨之逐漸軟化，因此本研究利用環形射流大孔徑毀傷能力，研究環形尼龍射流對ERA的沖擊起爆情況。

帶殼裝藥尺寸為常用的2/4/2結構[11-14]，徑向尺寸為200 mm，面板和背板材料為均質裝甲鋼RHA，夾層裝藥為B炸藥，采用Lee-Tarver狀態方程來描述，為了觀察爆轟波在炸藥中的傳播過程，在夾層裝藥中設置高斯觀測點，如圖9所示。經過正交優化計算可知，方案2、7和16具有將靶板完全切割形成通孔的能力，因此選擇以上3種方案對ERA進行沖擊起爆研究，具體反應度云圖和監測點壓力曲線如圖10和圖11所示。

圖9 帶殼裝藥觀測點設定示意圖

圖10 方案2、7、16對ERA沖擊起爆反應度云圖

圖11 方案2、7、16監測點壓力曲線

為了判斷數值模擬中夾層炸藥是否被沖擊起爆，可以根據觀測點壓力是否大于B炸藥的臨界起爆壓力5.63 GPa來看。從圖10可以看出方案2帶殼裝藥中夾層裝藥發生了爆轟現象，帶殼裝藥殼體破碎，形成的侵徹孔徑為70 mm，炸藥全部反應，剩余外殼高速向外飛散，會對主射流產生極大地影響。由夾層裝藥反應度云圖可以看到夾層裝藥反應度達到了1。由圖11高斯點壓力變化曲線(a)可知，方案2距離被環形射流切割點最近的高斯點4的最大壓力達到了25.4 GPa，超過了B炸藥的臨界起爆壓力5.63 GPa，而越遠離中心區域高斯點壓力也越大，出現了明顯的點火增長，反應速率加大。

方案7夾層裝藥發生局部燃燒現象。由夾層裝藥反應度云圖可以看到被環形射流切割掉的炸藥反應度都達到了1，而未被切割部分有極少炸藥反應度達到1，說明炸藥已被點燃，但由圖11(b)可知，方案7在沖擊過程中沖擊區域向外擴展的最大壓力為5.48GPa，且遠離切割點的壓力越來越小，說明炸藥并未由燃燒轉為爆轟，這是由于夾層裝藥本身就是頓感炸藥，沖擊過程中炸藥反應度雖高，但熱點較少且持續時間短，不足以引爆炸藥。沖擊過程結束后，夾層裝藥內部壓力較低，面板和背板開孔處向外側翹曲和變形，會對主射流產生一定的影響，但是效果比方案2和方案16要好。方案7形成的通孔直徑為78 mm，遠大于聚能射流所形成的孔徑。

圖11中，方案16炸藥未被全部引爆，但與方案7不同的是距離被環形射流切割點最近的高斯點5的最大壓力達到了17.9 GPa，超過了B炸藥的臨界起爆壓力5.63 GPa，隨著時間的推移，夾層裝藥都將會被引爆。

綜上，環形尼龍所產生的前驅沖擊波強度僅為16.75 GPa，遠小于金屬射流的沖擊波強度，初始加載會使炸藥壓縮鈍化，由于殼體的存在，前驅沖擊波引爆炸藥的能力大大減小，但如果初始載荷超過某一臨界值，炸藥就有被沖擊波引爆的可能。當射流在介質中侵徹時，射流頭部會產生一個變形區，炸藥能否被引爆取決于射流速度和變形區尺寸。

5 結論

1) 通過對環形尼龍射流成型和侵徹過程的研究，發現環形射流的最高速度可達到6 192 m/s，最高動能點出現在0.5倍炸高處，說明環形射流相比于聚能射流而言更容易被拉斷，即對炸高更為敏感。且環形尼龍射流具有將10 mm厚ERA靶板切割成通孔的能力，可作為串聯戰斗部前級藥型罩材料來使用；

2) 通過對4個因素進行正交優化設計，從仿真結果來看當A=0.5，B=2 mm，C=15 mm，D=1.2時，環形射流侵徹性能最優；對計算結果進行方差分析計算，得到在可靠性有75%的分析下，藥型罩壁厚對環形射流侵徹靶板通孔孔徑有顯著影響；

3) 通過對ERA的沖擊起爆研究，發現方案7夾層裝藥發生了局部燃燒現象，在沖擊過程中沖擊區域向外擴展的最大壓力為5.5 GPa，小于B炸藥的臨界起爆壓力，且遠離切割點的壓力越來越小，說明炸藥并未由燃燒轉為爆轟，形成的通孔直徑為78 mm，遠大于聚能射流所形成的孔徑。