不同厚度比環形復合藥型罩射流成型研究

劉宏杰,張 永,張孝芳,王俊華

(1.海軍潛艇學院 導彈兵器系， 山東 青島 266000； 2.沈陽航空航天大學 航空航天工程學部， 沈陽 110136)

1 引言

國內學者王成等[1-2]設計出一種能夠擴孔的W型聚能裝藥戰斗部，運用網格線示蹤點方法對射流成型過程進行了數值仿真。吳成[3]研究了軸向侵徹的環形聚能裝藥戰斗部內外壁質量對射流擴孔能力的影響，研究結果表明在藥型罩設計中利用等沖量原理設計的內外壁變壁厚藥型罩，在炸藥作用下產生的高速射流不易偏斜，對目標靶板的侵徹效果有明顯提升。李永勝等[4-5]通過數值模擬方法對設計方案做理論驗證，理論驗證通過后，再用具體的實驗驗證仿真結果，進而對反艦串聯戰斗部提出了具體可行的設計方案，最終確定影響侵徹能力的關鍵因素是藥型罩材料、裝藥類型和裝藥直徑大小等。文獻[4-5]中的2種結果均表明采用環形聚能裝藥結構形成的高速金屬射流對靶板的侵徹切割效果明顯，能夠作為反艦戰斗部的第一級破孔戰斗部。段嘉慶等[6]通過理論分析和計算，設計出一種等動量雙層罩同時壓垮形成高速射流的裝藥結構。他們首先進行理論分析，然后采用數值模擬方法驗證了形成的環形射流侵徹體不易彎曲。以上提出的研究方案大多基于單層藥型罩結構，隨著防護技術的不斷進步，軍事目標的抗毀傷能力不斷增強，對大威力高侵徹能力的射流提出了新的需求，雙層藥型罩對比單層藥型罩，優勢在于雙層藥型罩既可以充分利用較大密度金屬的優勢，又可以充分利用內層延展性較好的金屬的特性。國內外學者已對雙層藥型罩結構做了大量的研究，美國提出了分離式裝藥的概念[7]，王哲等[8]通過研究藥型罩高速壓垮以及微元軸向運動的過程，建立了雙層裝藥結構形成的爆炸成型彈丸的速度方程，為建立雙層藥型罩模型建立理論基礎。

以上提到的雙層藥型罩結構形成的多為單束射流或桿式射流，本文以反艦串聯戰斗部為研究對象，而反艦串聯戰斗部中的第一級戰斗部主要依靠藥型罩形成的高速環形射流侵徹切割前級目標靶板，形成足夠大的擴孔，以保證后級隨進戰斗部的順利侵徹。現有的環形聚能裝藥結構戰斗部存在兩點不足：一是對艙適應性較差，艙中的設備會使射流造成大量耗散，最終影響終點威力；二是艙的存在相當于增加了炸高，在作用過程中射流被充分拉伸，極易斷裂，使得侵徹能力不穩定。因此，本文將雙層藥型罩結構運用到環形聚能裝藥戰斗部設計中，運用理論分析方法研究不同藥型罩外罩材料，外罩頂端開口以及不同外內罩厚度比對射流成形性能的影響。

2 數值模擬方案及有限元模型

2.1 模型建立

為便于計算模型的建立，做以下假設：① 在模擬條件中，空氣介質、裝藥、金屬罩及戰斗部殼體均為連續介質；② 整個爆炸過程為絕熱過程。圖1為串聯戰斗部前級聚能裝藥結構。

圖1 裝藥結構示意圖

在數值模擬計算的過程中，由于所建立的模型和作用的載荷充分對稱，為節約時間成本，僅建立了1/4有限元模型。為保證計算的收斂和計算結果準確，在計算的過程中需要施加邊界約束條件。計算模型由炸藥部分、金屬罩、空氣介質以及目標靶板組成。其中炸藥、空氣和藥型罩定義為歐拉網格，靶板和殼體定義為拉格朗日網格。由于歐拉網格和拉格朗日相互作用的過程中，會有介質穿過靜網格，從而產生不耦合的現象，計算誤差偏大，甚至無法繼續計算，而拉格朗日-歐拉法(ALE)[9]能很好地解決此問題，并極大地提高了計算精度和效率。因此，本文采用拉格朗日-歐拉法(ALE)進行數值模擬計算。環形裝藥結構中，起爆點均勻分布，且起爆點越多，炸藥爆轟速度越快，在本次計算中起爆方式采用頂端環形起爆的方式[10-11]。

2.2 料模型與狀態方程

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[12-15]。

(1)

式(1)中：p為裝藥爆轟時產生的壓力；E為炸藥的比內能；υ為相對比容；A、B、R1、R2、ω為試驗確定的常數。

紫銅藥型罩作為內層裝藥結構，外層藥型罩為某型硬鋁，均采用MAT_Steinberg材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程[16]，該材料模型適用于高應變的情況，對沖擊波加載具有很好的描述能力，所受壓力與內能的關系為：

(2)

式(2)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；μ=(1/V)-1，V為當前空氣的相對體積。

戰斗部殼體采用的是高強度鋼30CrMnSiNi2A[17]，其中計算參數選取采用D1=0.25，D2=D3=D4=D5=0[18]。采用MAT_Johnson-Cook材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程。鋼板選用艦船用某型鋼。環形射流切割過程中鋼靶材料應變率高，在鋼靶材料應變快速變化的過程中，其動態力學性能和靜態力學性能差異較大，因而采用塑性隨動模型反應材料的本構模型，即塑性隨動模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC。在多重物質ALE算法中，對整個射流的形成區域需要建立完整的空氣網格，同時邊界節點上需要添加壓力流出邊界條件，可以避免產生壓力反射現象。空氣的本構模型采用NULL及線性多項式。

3 數值模擬結果與分析

爆轟作用下鋁銅雙層藥型罩射流的形成過程如圖2所示，從仿真結果可以看出雙層藥型罩壓垮、射流形成以及斷裂的過程。

圖2 鋁-銅結構射流成型過程示意圖

內層紫銅藥型罩經歷了類似單層紫銅罩的變化過程：藥型罩壓垮，射流形成、拉伸和斷裂，外層罩在爆轟產物作用下向藥型罩軸線處擠壓。

3.1 外罩頂部開口對射流成型的影響分析

外層鋁罩頂部閉合時，爆轟波首先作用到罩頂，罩頂壓垮初步形成鋁射流。然而，由于內層紫銅射流的阻礙作用，使得有一部分外層鋁罩壓垮形成鋁杵狀物。外罩無開口鋁-杵狀物y方向速度云圖如圖3所示。

圖3 外罩無開口鋁-杵狀物y方向速度云圖

由圖3可知，t=63 μs時，頂部出現明顯堆積現象；t=87 μs時，外層鋁杵狀物后端低速部分質量明顯增多。

外罩無開口時，形成的鋁杵狀物后端速度低，對紫銅射流拉伸成型產生不利影響，圖4為典型時刻射流y向速度云圖。由圖4可知，t=63 μs時，射流頭部高速段出現明顯斷裂；t=87 μs時，射流中速段和低速段也出現明顯斷裂現象。

圖4 外罩無開口紫銅射流y方向速度云圖

t=87 μs時，射流不同速度段均出現明顯斷裂，射流發生斷裂后，射流粒子會偏離、飛散和翻轉，r方向速度變化范圍變大，射流侵徹能力下降。

綜上所示，單層藥型罩頂端部分形成射流頭部速度高，紫銅罩外層增加鋁罩時，爆轟波先作用到鋁罩頂端部分，當外層鋁罩開口時，爆轟波直接作用到銅罩，通過對比計算確定，鋁罩開口時，形成銅射流頭部速度高、射流穩定。

3.2 外內罩厚度比η對鋁銅雙層罩射流成型的影響

對為了節省篇幅，僅選取不同η形成射流y方向節點速度云圖(見圖5)，這樣同時可以查看射流拉伸和斷裂現象。

由圖5可知，當η=1.5時，紫銅射流在t=69 μs時開始斷裂，斷裂前射流長度為12.19 cm，t=84 μs時，射流高速段部分再次發生斷裂，同時射流中速段已發生明顯斷裂。當η=2時，紫銅射流在t=66 μs時開始斷裂，斷裂前射流長度為11.33 cm，t=84 μs時，射流中速段已發生明顯斷裂，但是高速段射流依舊能夠穩定拉伸。當η=2.5時，紫銅射流在t=69 μs時開始斷裂，斷裂前射流長度為11.36 cm，t=84 μs時，射流中速段已發生明顯斷裂，同時高速段射流由于較大速度梯度差斷裂形成多段射流。當η=3時，紫銅射流在t=75 μs時開始斷裂，斷裂前射流長度為11.9 cm，t=84 μs時，射流中速段已發生明顯斷裂，高速段射流再次發生斷裂。

圖5 不同η紫銅射流速度云圖

因此，外內罩厚度比η為2時，內層紫銅射流拉伸成型性能好，頭部速度高，在外層鋁杵狀物包覆作用下不易發生偏斜和飛散，經過進一步拉伸后，高速段射流不易斷裂，有利于提高射流侵徹性能。

4 單雙層罩射流侵徹雙層靶對比研究

檢驗射流侵徹能力最直觀的方法為查看對靶板的侵徹后效。單、雙層罩射流侵徹鋁-鋼雙層靶板后效圖如圖6所示。經過多次試算，最終確定炸高為70 mm。

圖6 單、雙層罩射流侵徹鋁-鋼雙層靶板后效圖

由圖6可知，單層罩射流擊穿鋁板后，射流頭部速度降低很快，同時射流粒子發生明顯偏斜和飛散，使其對鋼靶侵徹能力下降；相比單層罩射流，雙層罩射流擊穿鋁板后，仍有大部分高速射流，同時由于外層鋁杵狀物包覆作用，內層紫銅射流未發生明顯偏斜和飛散。侵徹結束后，雙層罩射流對鋼靶侵徹深度達6.8 cm，較單層罩射流侵深提高了21.4%。

5 結論

環形聚能裝藥結構中，單層紫銅罩表面放置其他金屬罩時，雙層罩紫銅射流成型和侵徹性能較單層紫銅罩射流有較大變化，主要體現在以下兩個方面：

1) 外層鋁罩開口時，爆轟波直接作用到銅罩，相比鋁罩閉合，開口罩形成紫銅射流頭部速度高，射流穩定。

2) 不同外內罩厚度比例形成射流成型和侵徹性能差別較大，主要體現在影響射流拉伸成型能力、偏斜速度以及速度梯度，最終確定最佳外內罩厚度比例為2，在侵徹鋁-鋼雙層靶過程中，單層罩射流侵徹能力有限，雙層罩射流較單層罩射流對鋼靶侵深提高21.4%。