梯形截面聚能裝藥射流成型特性研究

馬 彬，岑樂山，江 濤，盧文瑞，黃正祥，王鈺婷

(南京理工大學機械工程學院, 南京 210094)

0 引言

隨著軍事技術的迅猛發展，現代化戰場上涌現出一系列高科技武器系統及搭載平臺，例如巡飛彈、無人機等，它們的出現為未來戰場上的精確打擊奠定了堅實的基礎。然而受氣動力學特性限制，這些武器系統及搭載平臺所攜帶戰斗部打破了原有旋轉成體結構，而采用非圓截面戰斗部空間布局形式。根據公開資料可知，當前非圓截面戰斗部主要以殺爆戰斗部為主，部分采用動能侵徹體，所對應的毀傷元主要為破片、沖擊波以及動能侵徹體。隨著戰場防護技術不斷提高，當前該類戰斗部所形成的毀傷元已難以有效對付具有高效防護能力的裝甲目標、工事等，無法實現對目標的有效打擊。與殺爆戰斗部和穿甲戰斗部相比，聚能射流頭部速度可達6 000～10 000 m/s，在侵徹過程中受靶板強度影響較小，具有更高的侵徹威力，增強了對高效防護裝甲目標和防護工事的毀傷效果。與此同時，非對稱結構戰斗部空間布局形式的出現以及發展，也對聚能戰斗部結構設計提出了巨大的挑戰。

在非旋轉成體聚能裝藥方面，相關學者進行了初步探索。李硯東等研究了一種橢圓截面結構的聚能裝藥，設置多點起爆，并通過動力學仿真軟件LS-DYNA進行了數值仿真。通過仿真主要分析了所獲得侵徹體的形態特征以及動力學特性，同時研究了該裝藥結構尺寸對侵徹體性能的影響。結果表明：該結構聚能裝藥所形成的侵徹體與常規軸對稱成型裝藥在多點起爆下形成的高速成型彈丸相比，侵徹體的整體性能在一定程度上得到了優化，其所形成的高速成型彈丸寬度有很大幅度的提高，且彈丸頭部速度也得到了較大提高。Stewart等為了研究用于攻頂破甲兼侵徹功能的多模戰斗部，設計了40多種多模戰斗部結構，均呈現非旋轉成體結構，經過仿真研究，由于裝藥結構的不對稱性，導致聚能射流的穩定性受到嚴重影響。王鈺婷等通過數值模擬及實驗研究了橢圓形及方形截面聚能裝藥所得聚能射流的成型及侵徹性能。研究結果表明，橢圓形截面聚能裝藥所形成的聚能射流，除頭部在運動拉伸過程中持續呈現凝聚態外，其余部分在運動拉伸過程中，尤其是慣性拉伸階段后期出現分散，分散的聚能射流由關于截面長軸對稱分布的散明顯降低了聚能射流的侵徹能力；而方形聚能裝藥壓垮藥型罩過程中具有一定的周期性，所設計結構的方形截面聚能裝藥侵徹深度略大于圓柱形裝藥。

由于梯形截面結構對于飛行器而言具有高升力、大升力阻比等優點，對于諸多新型搭載平臺采用梯形截面結構，文中在Φ56 mm基準聚能裝藥基礎上，設計了梯形截面結構聚能裝藥，該裝藥采用旋轉成體藥型罩加裝梯形截面裝藥。通過動力學仿真軟件ANSYS/LS-DYNA對該結構聚能裝藥進行建模分析，獲得了該結構聚能裝藥成型聚能射流特性。研究成果將為梯形截面聚能裝藥在新型武器搭載平臺上的應用提供參考和指導。

1 數值模擬

1.1 模型建立

梯形截面結構聚能裝藥是基于Φ56 mm基準聚能裝藥設計而來。如圖1所示分別為Φ56 mm基準聚能裝藥及梯形截面聚能裝藥兩者結構圖。

圖1 聚能裝藥結構圖

在圖1所示裝藥結構基礎上，采用ANSYS/LS-DYNA有限元軟件，對Φ56 mm基準聚能裝藥以及梯形截面聚能裝藥的射流成型過程進行了數值模擬。圖2為所建立的兩種裝藥結構的仿真模型，由于結構的對稱性，模型采用二分之一建模方法。

圖2 有限元仿真模型

1.2 材料模型及參數

在所建立的模型中，主要涉及的單元為炸藥、藥型罩以及空氣域。在研究過程中，炸藥采用B炸藥，材料模型為MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN及JWL狀態方程:

(1)

表1 B炸藥參數[16]

從經濟、原材方面考慮，高導無氧銅都具備一定的優勢，因此高導無氧銅為現階段聚能破甲戰斗部最為普遍使用的藥型罩材料之一。由于經過大量的研究，材料參數亦較為成熟，因此文中藥型罩材料選用高導無氧銅，數值模擬過程中采用MAT_JOHNSON-COOK材料模型，狀態方程采用Gruneisen狀態方程:

(2)

表2 高導無氧銅材料參數[18]

在數值模擬過程中，空氣的材料本構模型為MAT_NULL,表3所示為空氣的關鍵本構參數。

表3 空氣材料參數

2 結果及討論

2.1 藥形罩壓垮過程

為了探索梯形截面裝藥結構對聚能射流成型特性的影響機制，基于ANSYS/LS-dyna有限元軟件對兩種結構聚能裝藥射流成型過程的數值模擬，對比分析了梯形截面與圓形截面兩種結構聚能裝藥起爆過程中藥型罩的壓垮過程及所得聚能射流得形態特征及動力學參數。如圖3所示，為裝藥起爆后4 μs和20 μs時刻兩種結構聚能裝藥爆轟波傳播特性云圖。

圖3 裝藥起爆4 μs和20 μs時刻爆轟壓力分布特性云圖

通過圖3的爆轟波應力云圖可知，在裝藥起爆后4 μs時刻，爆轟波傳播至藥型罩頂部。此時由于炸藥未傳爆至裝藥邊界，裝藥截面形狀對該時刻爆轟波的整體傳播特性幾乎無影響，因此兩種裝藥結構所表現出的爆轟波傳播特性并無明顯差異。由圖3中20 μs時刻裝藥的爆轟波應力云圖可知，當裝藥傳爆至裝藥邊界時，會形成一系列稀疏波，由于兩種裝藥結構截面的不同，導致兩種結構的聚能裝藥起爆所產生的爆轟壓力分布逐漸出現明顯差異。

基于數值模擬，對藥型罩表面的爆轟波壓力進行分析，如圖4所示分別兩種裝藥結構起爆后6 μs和14 μs時刻藥型罩表面的爆轟壓力分布云圖。

圖4 裝藥起爆后6 μs與14 μs時刻藥形罩表面壓力分布云圖

通過圖4所示的藥型罩表面的應力云圖可以看出，在裝藥起爆后6 μs時刻，圓截面和梯形截面兩種結構聚能裝藥下，由于炸藥爆轟未傳爆至裝藥界面，兩種裝藥結構下藥型罩表面的爆轟壓力均呈現對稱分布。隨著爆轟程度的不斷增加，炸藥爆轟傳播至裝藥界面，界面結構的不同，由界面效應所產生的稀疏波開始對整個爆轟場中的爆轟壓力產生影響。由圖4中14 μs時刻的藥性罩表面的爆轟壓力云圖可知，對于圓截面結構聚能裝藥，由于裝藥結構呈現旋轉對稱，爆轟波幾乎同時傳播至裝藥表面，表面稀疏波均勻對稱；而對于梯形截面裝藥結構呈非軸對稱性，爆轟波不能同時到達各表面，所產生的稀疏波亦不能同時達到藥型罩表面，致使藥形罩表面壓力不再呈現均勻分布。

聚能裝藥爆轟壓力的分布，最終將對藥型罩的壓垮速度產生影響。圖5為裝藥起爆后6 μs和14 μs時刻藥型罩壓垮速度分布云圖。

圖5 裝藥起爆6 μs與14 μs時刻藥形罩壓垮速度分布云圖

在聚能裝藥起爆初期，對于圓截面及梯形截面兩種結構聚能裝藥，由于藥形罩表面壓力呈軸對稱分布，因此，兩種結構聚能裝藥藥形罩壓垮速度也呈軸對稱分布如圖5中6 μs時刻速度云圖。隨著裝藥爆轟程度的增加，由于爆轟傳播至裝藥界面，裝藥界面對爆轟壓力的產生影響，導致傳播至藥型罩表面的壓力亦隨著裝藥截面的不同而發生變化，對于藥型罩運動特性的影響則表現為壓垮速度分布隨裝藥截面的不同而出現差異如圖5中14 μs時刻速度云圖所示。對于梯形截面裝藥而言，藥形罩壓垮運動后期，從梯形截面裝藥傳入的稀疏波陸續趕上運動中的藥形罩微元，考慮到從裝藥表面傳入的稀疏波總是垂直于裝藥表面傳入爆轟產物，因此從裝藥表面傳入的稀疏波總是最先影響靠近梯形截面短邊處的藥形罩微元，而越靠近梯形截面下底邊，稀疏波對藥型罩壓垮運動的影響速度越慢。從梯形截面聚能裝藥表面傳入的稀疏波到達藥形罩微元表面后，在微元表面反射稀疏波，使微元表面爆轟產物壓力下降更為迅速，最終表現為藥形罩微元壓垮運動的加速度減小更為迅速。由于上述稀疏波的作用，最終導致梯形截面聚能裝藥藥型罩壓垮速度呈現圖5中14 μs時刻梯形截面藥型罩上的速度分布規律，即靠近上底面的藥型罩微元壓垮速度低于靠近下底面的部分。

2.2 聚能射流特性分析

在分析聚能裝藥壓垮過程的基礎上，為探究裝藥截面形狀對聚能射流成型特性的影響，對比分析了Φ56 mm基準聚能裝藥以及所設計的梯形截面裝藥兩種結構裝藥所獲得的聚能射流特性。圖6為兩種結構裝藥在起爆后不同時刻所獲得的聚能射流形態。

圖6 聚能裝藥起爆不同時刻所得聚能射流形態

由圖6所示的兩種結構聚能裝藥所得到的聚能射流形態圖可知，在裝藥起爆后20 μs時刻，對于Φ56 mm聚能裝藥，所形成的聚能射流具有較理想的軸對稱性；對于梯形截面聚能裝藥，起爆后20 μs時刻，由于裝藥結構的不對稱性導致的爆轟波以及稀疏波的共同作用，聚能射流已開始展現出不對稱性。隨著時間增加，梯形截面結構聚能裝藥所產生的聚能射流非軸對稱性趨于嚴重。聚能射流40 μs時刻軸向速度分布如圖7所示，裝藥起爆后40 μs時刻聚能射流已經形成充分壓垮并進入慣性拉伸階段，由圖可知，圓形截面結構聚能裝藥所得聚能射流得頭部速度約為6 230 m/s，聚能射流尾部速度為1 570 m/s；梯形截面聚能射流的頭部為6 230 m/s，尾部速度約為1 660 m/s。

圖7 聚能射流在40 μs時刻沿軸線不同位置處的軸向速度

通過分析可知，兩種結構得裝藥所產生得聚能射流頭尾速度并不明顯差異，然而，根據一維流體動力學侵徹理論可知，聚能射流的侵徹能力與它的有效長度成正比。為比較裝藥截面結構對聚能射流有效長度的影響，對比分析了裝藥起爆40 μs時刻兩種裝藥結構所得聚能射流的形態尺寸，結果如圖8所示。

圖8 裝藥起爆40 μs時刻聚能射流尺寸(單位:mm)

通過圖8所示的裝藥起爆40 μs時刻的射流形態可知，對于Φ56 mm圓形截面聚能裝藥所形成的聚能射流長度為137.38 mm，杵體部分占總侵徹體的長度比例26.9%，聚能射流穩定性及軸對稱性較理想。對于梯形截面聚能裝藥而言，所形成的聚能侵徹體分為4部分，其中杵體速度較低并且杵體占總侵徹體的比例為32.4%，該截面結構裝藥所產生的杵體比例要高于圓形截面結構裝藥所產生的杵體，且杵體的軸對稱性變差。對于梯形截面所產的射流部分，有約30%部分出現非對稱分叉。梯形截面裝藥所產生的聚能射流軸對稱性及聚能射流的整體形態嚴重影響了聚能射流的有效長度，該情況將對聚能射流的侵徹威力產生較大影響。

在對比分析兩種結構的聚能裝藥在40 μs時刻的形態特性基礎上，為了解兩種結構裝藥所產生的聚能射流整體的速度分布，對所得聚能射流在40 μs時刻軸向和徑向速度進行了提取，結果如圖9所示。

圖9 裝藥起爆40 μs 時刻聚能射流徑向速度分布圖

根據圖9所得圓形截面及梯形截面兩種結構裝藥所得聚能射流得徑向速度分布圖可知，對于圓截面聚能裝藥，所得聚能射流徑向最大速度約為68.4 m/s；而對于梯形截面結構聚能裝藥，所得聚能射流的最大徑向速度約為525 m/s，并且按照圖9(b)中所示的聚能射流定位圖可知，沿藥型罩軸線方向，相同軸線位置處，軸線左右兩側的徑向速度大小亦不相同。軸向速度梯度的存在，導致聚能射流逐漸的拉伸變長，而徑向速度的存在以及分布的不均，導致聚能射流的整體形態特性出現不規則變化，最終致使聚能射流不再具有軸對稱性。

3 結論

采用動力學仿真軟件ANSYS/LS-DYNA，以Φ56 mm基準聚能裝藥為基礎，構建了梯形截面結構聚能裝藥，并通過數值模擬，對Φ56 mm基準聚能裝藥以及所構建的梯形截面結構聚能裝藥聚能射流成型過程進行了分析。主要結論如下：

1)梯形截面聚能裝藥藥型罩在壓垮過程中，藥型罩微元在向軸線壓垮時，微元壓垮運動受爆轟波及從裝藥表面傳入的稀疏波兩者的共同影響，藥形罩微元壓垮速度在軸線相同位置處不再呈現旋轉對稱分布，最終導致聚能射流整體形態不再呈現旋轉對稱，有約占總長度30%的部分出現非對稱分叉。梯形截面裝藥所產生的聚能射流軸對稱性及聚能射流的整體形態嚴重影響了聚能射流的有效長度。

2)通過對兩種結構聚能裝藥所產生聚能射流的尺寸及速度分布進行對比分析，所產生的聚能射流長度及速度分布十分相近，產生的聚能射流頭部速度約為6 230 m/s，圓形結構聚能裝藥射流尾部速度約為1 570 m/s，而梯形截面裝藥所得聚能射流的尾部速度為1 660 m/s，相比于圓形截面增加了5.7%。

3)對于Φ56 mm圓形截面聚能裝藥所形成的聚能射流長度為137.38 mm，杵體部分占總侵徹體的長度比例26.9%。對于梯形截面聚能裝藥而言，杵體占總侵徹體的比例為32.4%，該截面結構裝藥所產生的杵體比例要高于圓形截面結構裝藥所產生的杵體，且杵體的軸對稱性變差。