非等徑爆炸拋灑裝置燃料拋撒特性影響規律研究

朱 進,白春華

(北京理工大學 爆炸科學與技術重點實驗室,北京 100081)

0 引言

爆炸拋撒技術是一種利用中心藥柱爆炸載荷作用,驅動周圍的介質向外拋撒的方法研究。20世紀60年代,由美國率先開始研制的燃料-空氣炸藥型武器(fuel air explosive,FAE),并將其在10年后的越南戰爭中首次投入使用,使得全世界都看到了這種武器的威力并促使各國紛紛投入FAE的研究,這使得爆炸拋撒技術得到的快速的深入研究和發展[1]。

爆炸拋撒技術發展至今,不僅用于軍事武器領域,在民用領域也有發揮了很多作用,如滅火彈、爆破除塵和農業灌溉等。王紫民、武建德[2]曾基于一款迫擊炮發射的森林滅火彈,研究了彈體材料對該滅火彈拋撒性能的影響。拋撒裝置的研究如今圍繞增大裝藥量和云霧拋撒形狀等問題進行。很多研究者們[3-8]利用等效試驗和數值模擬技術,研究云霧的拋撒規律,其主要研究不同彈體結構、不同裝藥結構對云霧拋撒帶來的影響,在同等條件下,使云霧拋撒成扁平狀云霧能發揮云霧爆轟產生更大的破壞力。因此大部分學者[8-10]也圍繞扁平狀云霧拋撒開展研究。很多研究表明,殼體破裂過程和破裂時的燃料初速度分布對燃料的分散產生主要影響,能直接燃料后期的分撒狀態,合理設計殼體結構能使得燃料拋撒成理想的云霧。

從最早的圓柱形狀拋撒裝置,逐漸發展到各類異形拋撒裝置(方形,扇形等)和多點云霧爆轟[11-14],異性拋撒裝置的發展來源于對燃料拋撒裝藥量和云霧形狀等因素的綜合考慮,為了增大燃料覆蓋范圍,子母式拋撒結構的應運而生,為了增大子母式拋撒結構內子彈裝藥量,扇形拋撒結構得以問世。但一般式的母彈為減少飛行過程中的空氣阻力,被設計成流線型,為增大此類母彈中子彈裝藥效率,非等徑的異性拋撒裝置也得以發明。

本文中針對縱向為錐柱狀、橫截面為扇形的異性拋撒裝置結構進行研究。從點火位置、殼體材料和殼體厚度幾方面綜合研究裝置結構對該類異性拋撒裝置殼體破裂和燃料初速度分布的規律影響,在與前人做過的試驗結果進行對比的基礎上,利用數值模擬的方法尋找燃料拋撒規律。

1 扇形裝置殼體破裂過程數值仿真

燃料拋撒的初始狀態與彈體裝置結構密切相關,彈體外殼的破裂情況能直接影響燃料拋撒的初速度大小和分布規律,為了得到燃料拋撒初始狀態與彈殼結構參數的關系,對拋撒裝置殼體破裂過程利用LS-DYNA軟件進行數值仿真。

1.1 結構模型

利用Hypermesh軟件進行前處理,模型按狀態共分為空氣、燃料、中心分散藥(TNT)和拋撒裝置等4大部分,其中拋撒裝置又分為外殼、端蓋和中心管,分別由不同材料構成。模型中的空氣區域尺寸為半徑0.5 m、高1.7 m的圓柱形,空氣邊界為無反射邊界條件。除中心管和外殼采用四邊形殼單元外,其余模型全部采用六面體模型。經過前期試算驗證,設置過大的網格尺寸時候易出現畸變較大的網格,使得計算精度不準確或者計算報錯,設置過小的尺寸網格導致計算時間過長,因此在滿足計算精度的前提下,為了提高計算效率,設定模型總單元數量約為180萬個,體單元的平均尺寸為0.5 cm,計算方法為ALE(arbitrary lagrange-euler)算法,單元采用單點積分的 ALE 多物質單元,中心拋撒藥、燃料和空氣區域采用 Euler 網格,殼體各結構采用 lagrange 網格。為簡化計算,采用1/2模型,在YOZ方向上建立對稱約束。TNT從下端開始起爆。扇形裝置結構模型如圖1所示。

圖1 扇形裝置結構模型

1.2 材料參數

材料參數從各文獻或有關書籍中選取。

空氣參數的選擇:采用MAT-MULL空材料模型,狀態方程為線性多項式方程EOS-LINEAR-POLYNOMIAL,有關參數見表1[18]。

表1 空氣模型參數

TNT參數的選擇:采用高能燃燒炸藥MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和EOS-JWL狀態方程,參數如表2[18]所示,其JWL表達式為:

表2 TNT模型參數

(1)

式(1)中:p為爆轟產物的壓力;V為相對比體積;e為單位體積炸藥的內能;A、B、R1、R2、ω均為JWL狀態方程參數。

燃料實際上為液態有機物和鋁粉的固液混合物,性能與水類似,為了便于分析,計算中的燃料用水材料模型代替,燃料模型采用MAT_NULL材料模型和 Gruneisen狀態方程進行描述,主要參數如表3[1]所示。Gruneisen狀態方程形式為

表3 燃料參數模型

(γ0+αμ)e

(2)

式(2)中:C為沖擊波傳播速度;γ0為Gruneisen 指數;α為γ0的一階體積修正量;μ=(ρ/ρ0)-1,ρ0為燃料初始質量密度;S1、S2、S3為Gruneisen狀態方程的系數。

拋撒裝置結構采用MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY材料模型和PLASTIC_KINEMATIC模型,計算參數如表4[14]和表5[1]所示,并比較2種模型與實驗值的吻合度。

表4 拋撒裝置材料參數(MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY)

表5 拋撒裝置材料參數(PLASTIC_KINEMATIC)

1.3 數值模擬結果可行性分析

1.3.1數值模擬結果

當拋撒時間達到2 ms時候停止計算,分析拋撒裝置從0時刻底部開始點火到2 ms時的殼體表面初速度大小和分布規律,燃料拋撒形成的云霧實際上很大程度上是由燃料拋撒初期狀態決定的,由于殼體破壞后燃料會出現破碎分離和霧化等變化過程,水狀態模型顯然已經不適用于云霧遠場分析,因此在燃料拋撒的仿真研究中,通常只考慮燃料拋撒初期階段。

圖2為仿真計算得到的拋撒裝置拋灑初期殼體破裂的運動速度云圖過程。為了使殼體破裂均勻,殼體表面大約每隔10 cm有一道0.1 cm深度的刻槽。每一時刻都截取從側面和后方觀察到的速度云圖。

圖2 扇形拋撒裝置數值計算結果

由圖2可以看出,從炸藥底部開始起爆后,殼體底部每個面中間的單元先產生初速度,然后云圖逐漸向上部蔓延,即殼體的初速度加速獲取時間是從底部向上順序。大約從0.3 ms開始,殼體表面出現首道裂痕,然后殼體開始沿著刻槽破裂成條狀,隨著時間進行,條狀殼體也從上下部位開始撕裂斷開。殼體的初速度一開始在中心藥柱爆炸驅動作用下獲得加速度,隨著燃料泄壓和受到空氣阻力作用后,又開始減速。最大速度云圖覆蓋面積大約在0.75 ms時刻出現。

1.3.2燃料分散過程的實驗與仿真對比分析

仿真計算中,不論是MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY材料模型還是PLASTIC_KINEMATIC模型都能得到與實驗值趨勢一致的計算結果,但是使用PLASTIC_KINEMATIC模型計算結果吻合度更勝一籌,因此圖中數據選擇用該模型計算的結果對比。

云霧尺寸方向如圖3所示,引用陳民生等[1]的實驗數據(見圖4)。點圖表示試驗結果,則線圖表示數值模擬結果。橫坐標為中心藥柱起爆后云霧拋撒時間,縱坐標為云霧邊緣距中心藥柱的距離。

圖3 云霧尺寸方向示意圖

圖4 仿真與實驗結果圖

本研究的數值計算結果與外場實驗的曲線的趨勢基本相同,超壓存在一定的差值,可能有如下的原因:受數值仿真網格尺寸的影響; TNT的制作工藝會影響爆轟威力;試驗場地條件復雜多變,受天氣環境影響等因素;仿真中用水狀態模型代替燃料。結果對比如表6所示。

由表6可以看出,試驗與仿真兩者誤差值在0～0.1 m,最大誤差值在0.5 ms時刻180°方向上,最大誤差比率為34%,由于燃料在中心藥柱爆炸后會產生破碎分離,與軟件中的水模型有一定差別,誤差范圍與原文獻中比較是相似的,計算結果和實驗結果總體趨勢一致。

2 錐形拋撒裝置拋撒性能仿真分析

2.1 結構模型

錐形結構是由第1節的扇形結構針對流線型母彈體改裝而來,其細端放朝母彈前部。細端的端蓋保持原形狀不變,尺寸以中心藥柱圓心為中心收縮20%,如圖5所示。

圖5 結構模型剖面圖

2.2 點火位置的影響

非等徑異形拋撒裝置由于其結構特點,燃料裝藥在徑向上裝藥不均勻,導致粗端質量大,細端質量少于粗端,受到相同作用的爆炸載荷驅動后,粗端和細端拋撒速度不一致。為了形成較好的云霧,研究粗端和細端2個不同點火位置條件下,錐形裝置的云霧拋撒特性。仿真結果如圖6所示,選取0.3 ms和0.5 ms等2個時刻粗端點火條件下的速度分布圖和細端點火條件下的速度分布圖。點火位置主要影響殼體表面初速度的縱向分布,因此選取0°和180°等2個方向上的殼體單元速度進行分析。

圖6 仿真計算結果

計算結果顯示在0.3 ms時刻即殼體破裂初期,2種點火條件下的殼體表面初速度縱向分布都為細端比粗端快,但是粗端點火條件下的殼體云霧尺寸分布為粗端大于細端,細端點火條件下的殼體云霧尺寸分布與前者相反。0.5 ms時刻,殼體破裂并運動一段時期后,2種點火條件下的殼體表面初速度縱向分布仍然都為細端比粗端快,但是云霧尺寸大小分布上來看,粗端點火條件下的殼體上下云霧尺寸分布均勻,而細端點火條件下上大下小的趨勢更加凸顯出來。另外,粗端起爆條件下的殼體單元初速度大小大比細端起爆條件下高出約7%。由圖7和圖8顯示,無論粗端點火還是細端點火,后期細端的速度都大于粗端,如果是細端點火,則細端殼體單元速度總是比粗端大,導致拋灑出的云霧尺寸不均勻。

圖7 粗端點火條件下粗端單元和細端單元速度-時間圖

圖8 細端點火條件下粗端單元和細端單元速度-時間圖

結論:仿真結果和預期相符,假設燃料從中部起爆會導致燃料初速度大小分布為細端快、粗端慢,分布不均,則細端點火加劇了前面的情況;粗端點火彌補了前面缺陷,降低細端燃料初速度,加快了粗端燃料初速度,選擇中部到細端的合適位置點火能獲得上下均勻的云霧尺寸。

2.3 殼體厚度的影響

殼體厚度是影響燃料拋撒初速度的重要因素,同時也影響彈體生成、運輸和儲備過程的安全性,殼體過薄,殼體強度難以保證,殼體過厚,使得彈體過重,減小裝藥比,且阻礙燃料的拋撒。本節選取4、8、15 mm等3種厚度的殼體進行仿真計算,研究殼體厚度對燃料拋撒初速度的影響。取不同厚度條件下0.3 ms時刻結果如圖9所示。殼體破裂效果比較相似,但殼體膨脹大小隨厚度加厚而減小,殼體單元初速度也隨著殼體厚度加厚顯著減小,殼體厚度每增加一倍,殼體單元初速度減小約12.5%。不同厚度的殼體破裂時間無太大差異,都在0.225 ms時刻開始破裂。選取不同厚度殼體的大弧面中心點附近單元速度做速度-時間曲線和云霧尺寸-時間曲線作對比。不同厚度殼體單元速度隨時間變化對比如圖10所示,不同厚度殼體單元云霧尺寸隨時間規律如圖11所示。

圖9 不同殼體厚度條件下的仿真結果

圖10 不同厚度殼體單元速度隨時間變化對比

圖11 不同厚度殼體云霧尺寸隨時間變化規律

結論:相同結構的裝置和同材質殼體條件下,殼體厚度加厚會加強殼體強度,燃料拋撒的初速率變小,云霧尺寸減小,但對初速度分布規律影響較小。

2.4 殼體材料的影響

鋼和鋁均能用于拋撒裝置殼體材料。

ABS工程塑料由于其韌性好、質量輕、成本低等特點,也可用作拋撒殼體材料,材料參數取自文獻[2]。

陶瓷[15-17]作為一種脆性材料,廣泛應用于軍事防護裝甲中,也被用于部分彈藥制作,如陶瓷穿甲彈。低附帶陶瓷毀傷戰斗部能抵消傳統低附帶毀傷彈藥的設計缺陷,如果用于拋撒裝置殼體,其重量輕的特點,能提高拋撒裝置的裝藥量,且脆性材料發生膨脹過程較短、形變小,更利于形成均勻的破片。陶瓷材料參數采用楊震琦[19]的模型參數。

運用這4種材料做仿真計算后,得到結果如圖12、圖13所示,實際上不同材料對燃料拋撒初速度影響較小,但是對殼體初速度分布規律有一定影響。

圖13 不同殼體材料單元速度-時間變化規律

結論:塑料、鋁、陶瓷和鋼初速率大小遞減,陶瓷材料殼體膨脹期形變小,破裂均勻,速度分布也更均勻。殼體第一道裂痕通常在大弧面與側面連接處出現,出現時間還與材質韌性有關,各種材料殼體第一道裂痕出現時間如表7所示。

表7 殼體破裂時間

3 結論

本文中基于LS-DYNA軟件對非等徑異形拋撒裝置的拋撒過程做仿真計算,研究點火位置、殼體厚度和殼體材料3種因素對拋撒裝置拋撒性能的影響規律,得出如下結論:

1) 選擇中部到細端的合適位置點火能獲得上下均勻的云霧尺寸,粗端點火條件下的燃料拋撒初速度比細端點火條件下的燃料拋撒初速度高出約7%。

2) 殼體厚度加厚可大幅度降低燃料拋撒初速度和云霧尺寸,殼體厚度增加1倍,燃料拋撒初速度減小約12.5%,殼體厚度不改變燃料拋撒初速度分布。

3) 不同的材料不僅影響燃料拋撒初速度和云霧尺寸,也會影響初速度分布,陶瓷材料殼體的燃料拋撒分布最均勻,塑料材料殼體的燃料拋灑出速度最大。