截頂輔助雙層藥型罩射流成型影響研究

李 昊，尹建平，畢廣劍，楊 東，馬俐康

(1.中北大學 機電工程學院， 太原 030051； 2.河南北方紅陽機電有限公司， 河南 南陽 474650;3.晉西工業集團有限責任公司，太原 030027)

1 引言

聚能裝藥戰斗部是當今破甲彈最常用的戰斗部，可通過聚能效應，壓垮藥型罩，形成高溫、高壓、高速且穿透力強的侵徹體，對裝甲進行毀傷。為了提高聚能射流的速度以及侵徹能力，在截頂藥型罩結構基礎上，結合雙層藥型罩，設計一種截頂輔助雙層藥型罩，即去掉藥型罩頂端處藥型罩，加上輔助藥型罩，剩余藥型罩部分設計為雙層藥型罩的結構，可以有效提高射流速度。目前，針對截頂輔助藥型罩的研究，主要對其結構設計及結構參數進行優化，對超聚能射流的形成機理進行深入研究，提高射流速度和動能；對雙層藥型罩的研究主要在于內外罩的聲阻抗匹配及材料的選擇使用，來提高射流的毀傷能力。

本文結合截頂輔助藥型罩和雙層藥型罩結構，設計一種截頂輔助雙層藥型罩，針對藥型罩錐角、輔助藥型罩厚度以及輔助藥型罩材料3個因素，對其結構參數進行正交優化設計，分析各因素對射流性能的影響規律，并得出最優方案。

2 理論模型

2.1 幾何模型

本文中截頂輔助雙層藥型罩的基本結構參數如下：戰斗部裝藥口徑100 mm，裝藥長度150 mm，殼體厚度3 mm，輔助藥型罩直徑為40 mm，藥型罩總壁厚2 mm，依照相關文獻[10]設計為外罩為鋁，內罩為銅的雙層藥型罩結構，內外罩均為 1 mm厚，藥型罩結構如圖1所示。

圖1 截頂輔助雙層藥型罩結構圖

2.2 有限元模型

模型主要由炸藥、殼體、主藥型罩、輔助藥型罩和空氣5部分組成，通過AUTODYN有限元軟件對射流成型進行數值模擬仿真計算，整體采用Euler算法對射流成型進行仿真計算。建立長為600 mm、寬120 mm的空氣域，網格單元大小為0.5 mm×0.5 mm，在空氣域邊界添加“FLOW OUT”邊界條件，消除爆轟產物在邊界的反射影響，計算單位采用mm-mg-ms，起爆方式采用中心點起爆模式。藥型罩的有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元模型圖

為觀測射流成型過程中的各種參數及能量分布狀況，在軸線上設置17個高斯點，高斯點1坐標為(180，0)，后續的高斯點間隔20 mm設置1個，共設置17個高斯點，排列分布如圖3所示。

圖3 高斯點分布圖

2.3 材料模型及參數

截頂雙層藥型罩的裝藥選用COMP B炸藥，殼體選用4340鋼，雙層藥型罩外罩采用沖擊阻抗較低的鋁，內罩采用沖擊阻抗較高的銅，輔助藥型罩分別依據不同方案，選用鎳、鉭、鉬、鎢4種材料，以上材料均在AUTODYN材料庫中選用。具體的材料模型及參數如表1所示。

表1 材料模型及參數Table 1 Material model and parameters

3 方案設計

本文采用正交優化的方法進行方案設計，正交優化的因素為藥型罩錐角，輔助藥型罩厚度，輔助藥型罩材料共3個變量，不考慮各因素之間的交互作用，每個因素選取4個水平值。錐角的選取范圍為55°～70°，每組間隔5，分別為55°、60°、65°、70°；輔助藥型罩厚度的選取范圍為3～6 mm，每組間隔1 mm，分別為3 mm、4 mm、5 mm、6 mm；輔助藥型罩材料分別選取鎳、鉭、鉬、鎢4種材料。所以截頂雙層藥型罩結構參數優化應為3因素4水平正交優化問題，正交優化方案設計如表2所示。

表2 正交優化方案設計Table 2 Orthogonal optimization design

4 數值模擬

本文采用的截頂雙層藥型罩，是以截頂式輔助藥型罩為基礎，在主藥型罩上采用雙層的鋁-銅藥型罩，使用AUTODYN仿真軟件模擬射流成型過程。以方案2為例，分析其射流成型過程，設置一組截頂單層銅藥型罩作為對照組進行對比分析，相關結構參數保持不變。

4.1 截頂單層銅藥型罩射流成型分析

利用AUTODYN對截頂輔助單層銅藥型罩進行數值模擬，得到不同時刻的成型過程，射流成型如圖4所示：10 μs時刻炸藥的爆轟波未到達藥型罩；在20 μs時刻，爆轟波到達輔助藥型罩，同時，輔助藥型罩改變爆轟波的傳播形態，并壓垮主藥型罩；在26 μs時刻，主藥型罩繼續被壓垮，在軸線上形成較短射流；30 μs之后，射流隨之被逐漸拉伸，形成頭部細長的射流形態。輔助藥型罩位于射流的尾部，同時有少部分銅向尾部運動。

圖4 截頂單層藥型罩不同時刻射流形態圖

4.2 截頂雙層鋁-銅藥型罩射流成型分析

截頂輔助雙層鋁-銅藥型罩成型如圖5所示，過程如下：10 μs時刻，爆轟波未傳播至藥型罩；20 μs時刻，爆轟波同時到達輔助藥型罩和主藥型罩，開始逐步壓垮，主藥型罩頂部上的銅已經閉合；26 μs時刻，爆轟波首先作用在沖擊阻抗較小的外層鋁罩上，再傳播到內層銅罩上，增大內層銅罩上的壓力值，增加射流速度；30 μs時刻之后，射流同樣由于速度梯度逐漸拉伸，頭部有少許部分拉斷，輔助藥型罩處于射流尾部，外層鋁都形成杵體部分。在50 μs時刻，截頂輔助雙層藥型罩的射流成型效果要優于單層藥型罩。

圖5 截頂雙層藥型罩不同時刻射流形態圖

5 結果分析

聚能裝藥戰斗部形成的射流頭部速度越高、射流動能越大，其侵徹能力越強，因此射流頭部速度和射流動能是衡量射流侵徹能力的主要條件。本文將頭部速度和動能作為射流性能的評判指標。

對于數據結果的處理，在本文中采取極差分析的方式。將正交優化設計的16組方案中，水平數相同的方案數據相加除以4，獲取4個水平的平均計算結果，記為、、、，各水平的最大值與最小值的差值，即為極差。通過比較各因素極差的大小來確定3個因素對射流速度或動能的影響程度。

5.1 射流速度分析

對于不同方案的射流速度分析，本文選取50 μs時刻下的射流進行分析，通過設置的高斯點獲取更為準確的速度數據，調取速度數據曲線圖，獲取射流頭部速度。16組方案的具體射流頭部速度數據如表3所示。

表3 不同方案下射流頭部速度(m/s)Table 3 Head velocity of jet under different schemes(m/s)

對射流頭部速度采取極差分析，相關水平的平均值以及各因素對射流頭部速度的極差如表4所示。

表4 射流頭部速度極差分析Table 4 Velocity range analysis of jet head

由表4的數據可以看出，3個因素對射流頭部速度的影響程度，按照從大到小排列依次為：材料、厚度、錐角。射流頭部速度隨各因素的變化趨勢可通過上表分析出：射流的速度在水平范圍內，隨著錐角的增大先升高后降低，在平均值即60°時，達到最大值；隨著輔助藥型罩厚度的增加，速度逐漸升高，在平均值即6 mm時，達到最大值；對于輔助藥型罩材料的選擇，射流速度在平均值即鉭材料達到最大值。速度最優方案組合應為：錐角60°、輔助藥型罩厚度 6 mm、材料為鉭。

5.2 射流動能分析

射流的動能越大，表明射流的侵徹能力越強，射流的動能也是重要指標之一。針對50 μs時刻下射流的動能進行分析，根據上文截頂輔助雙層藥型罩射流成型過程分析，發現射流成型后，主要是內層銅材料形成射流的有效部分，因此本文僅觀測銅在50 μs時的動能，進行比較分析，具體數據如表5所示。

表5 不同方案下銅射流動能(kJ)Table 5 Copper jet flow energy under different schemes(kJ)

對射流動能采取極差分析，相關水平的平均值以及各因素對射流動能的極差如表6所示。

表6 射流動能極差Table 6 Range analysis of jet flow energy

由表6的數據可以看出，3個因素對射流動能的影響程度，按照從大到小排列依次為：錐角、材料、厚度。射流動能隨各因素的變化趨勢可通過上表分析出：射流動能在水平范圍內，隨著錐角的增大而減小，在平均值即55°時，達到最大值；隨著輔助藥型罩厚度的增加，動能緩慢減小，在平均值即3 mm時，達到最大值；對于輔助藥型罩材料的選擇，在平均值即鎳材料達到最大值。動能最優方案組合應為：錐角55°、輔助藥型罩厚度為3 mm、材料為鎳。

5.3 綜合分析

結合對射流頭部速度和射流動能2個指標的分析，可以得出射流動能中錐角因素的影響最大，因此選取動能中的錐角最大水平值即55°；輔助藥型罩厚度在速度中影響程度排列第2，在動能中排列最后，因此選取在射流頭部速度的最大水平值即6 mm；輔助藥型罩材料在速度中的影響程度最高，在動能中的影響程度排列第2，因此選取材料在速度中的最大水平值即鉭。經過正交優化設計并綜合射流頭部速度和射流動能分析，設計優化方案為：錐角55°、厚度6 mm、材料為鉭。

通過對優化后的方案進行建模仿真計算，得到在50 μs時，該方案下射流的頭部速度為9 769.3 m/s，射流動能為661.35 kJ。對比分析可知，該方案速度均高于設計的16組方案，動能也處于前列水平。

6 結論

1) 對射流頭部速度進行分析，得出對速度影響的重要程度因素應為材料、厚度、錐角；重新組合尋找速度最優的方案，即為：錐角60°、輔助藥型罩厚度6 mm、材料為鉭。

2) 對射流動能進行分析，得出對動能影響的重要程度因素應為錐角、材料、厚度。

3) 結合射流頭部速度和射流動能，經過整體綜合分析，得到使藥型罩性能達到最佳的結構參數：錐角55°、厚度6 mm、材料為鉭。