截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部射流成形規(guī)律研究

宣世峰，尚 偉，韓 偉，祖旭東

(1.中航航空服務(wù)保障(天津)有限公司， 天津 300000；2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 南京 210094；3.中國人民解放軍32381部隊， 北京 100072)

聚能裝藥技術(shù)是高效毀傷戰(zhàn)斗部常用的技術(shù)之一。近年來，隨著材料技術(shù)和加工工藝的快速發(fā)展，各國軍事裝備的防護(hù)能力不斷加強(qiáng)，采用傳統(tǒng)聚能戰(zhàn)斗部摧毀目標(biāo)越來越艱難，這就對聚能戰(zhàn)斗部性能提出了更高要求。射流頭部速度和射流長度是反映聚能戰(zhàn)斗部性能的重要成形參數(shù)，如何有效提高射流頭部速度和射流長度是當(dāng)前的研究熱點。

俄羅斯學(xué)者V.F.Minin等提出了通過截頂方式改進(jìn)傳統(tǒng)聚能裝藥結(jié)構(gòu)的方案，并依靠數(shù)值計算證明了截頂式聚能裝藥射流與傳統(tǒng)射流相比具有更高的速度和侵徹能力。國內(nèi)方面，王成等率先開展了截頂式聚能裝藥的數(shù)值模擬研究。石軍磊等研究了截頂材料對射流成形的影響，得出大密度材料更有利于提高截頂式聚能裝藥射流的頭部速度。胡曉敏等通過數(shù)值模擬研究了藥型罩錐角和截頂厚度對射流頭部速度的影響，得出錐角增大，射流頭部速度減小；而截頂厚度對射流頭部速度和射流長度的影響較小。關(guān)榮等研究了截頂長度和截頂間隙對線性聚能射流成形參數(shù)的影響規(guī)律，得出截頂長度和截頂間隙之間存在最佳匹配關(guān)系。徐文龍等采用理論研究的手段分析了截頂高度、錐角和材料對截頂式聚能射流成形參數(shù)的影響。王淦龍基于數(shù)值模擬討論了裝藥長度、藥型罩錐角、截頂直徑和厚度等結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流成形和侵徹的影響。然而，上述研究工作僅是討論了結(jié)構(gòu)參數(shù)對截頂式聚能戰(zhàn)斗部射流成形的影響規(guī)律，并未對截頂式聚能射流的成形機(jī)理作深入分析。因此，開展基于成形機(jī)理的截頂式聚能射流成形規(guī)律研究已成為當(dāng)務(wù)之急。

本文以88 mm裝藥直徑直錐式聚能戰(zhàn)斗部為設(shè)計參照，采用數(shù)值模擬的方法對無截頂和有截頂聚能裝藥戰(zhàn)斗部的爆轟波傳播規(guī)律和射流成形特征進(jìn)行對比，并分析出截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部的射流成形機(jī)理。在此基礎(chǔ)上，通過改變截頂直徑和厚度，計算不同工況的截頂式聚能裝藥射流成形過程，最終得到截頂結(jié)構(gòu)參數(shù)對截頂式聚能裝藥射流長度和頭部速度的影響規(guī)律。

1 數(shù)值模型

1.1 結(jié)構(gòu)模型

如圖1所示為88 mm裝藥直徑直錐式聚能戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)圖，其中裝藥高度為124 mm，罩頂高為42 mm，藥型罩為變壁厚，內(nèi)壁錐角為52°，外壁錐角為53°。在88 mm裝藥直徑直錐式聚能戰(zhàn)斗部的基礎(chǔ)上，保證裝藥高度不變，通過截去藥型罩錐頂平臺段替換為小金屬圓柱體截頂裝置的方式即可獲得截頂式聚能裝藥結(jié)構(gòu)。

圖1 Φ88 mm裝藥直徑直錐式聚能戰(zhàn)斗部示意圖

如圖2所示為88裝藥直徑截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部二維計算模型。模型由空氣域、JH-2裝藥、截頂裝置和藥型罩四部分組成，整體采用Euler算法。截頂裝置為金屬小圓柱，其直徑和高度可根據(jù)需求調(diào)節(jié)，材料為鎢合金。藥型罩材料為高導(dǎo)無氧銅。裝藥采用端面起爆方式，空氣域四周設(shè)置無反射邊界，可避免爆轟波在邊界處反射對射流成形造成的影響。計算網(wǎng)格采用中間加密外側(cè)漸變的方式，其中加密區(qū)網(wǎng)格的尺寸為0.8 mm×0.2 mm。

圖2 截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部二維計算模型示意圖

1.2 材料模型

1) JH-2炸藥。炸藥常采用高能炸藥爆轟本構(gòu)模型MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN來描述，對于爆轟氣體采用標(biāo)準(zhǔn)的Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態(tài)方程。爆轟氣體的壓力可由下式得到：

(1)

式(1)中：為爆轟氣體的密度與初始炸藥的密度的比值，即=；為高能炸藥的比內(nèi)能；、、、和為實驗數(shù)據(jù)擬合所得的材料系數(shù)。88直徑截頂式聚能裝藥計算模型(圖2)的JH-2炸藥由High_Exliosive_Burn材料本構(gòu)和JWL狀態(tài)方程描述，具體參數(shù)如表1所示。

表1 JH-2炸藥的材料模型參數(shù)

2) 截頂裝置和藥型罩。射流成形過程為典型高溫、高壓和高應(yīng)變過程，因此計算模型中截頂裝置所用的鎢合金、藥型罩所用的高導(dǎo)無氧銅均可選用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen狀態(tài)方程進(jìn)行描述，詳細(xì)參數(shù)見表2和表3。

Johnson-Cook彈塑性流體材料模型是在高速碰撞領(lǐng)域常用的金屬本構(gòu)模型之一，該模型考慮了塑性應(yīng)變、應(yīng)變率、壓力和溫度度材料強(qiáng)度的影響，其函數(shù)表達(dá)式為

(2)

(3)

式中：為室溫；為常態(tài)下材料的熔化溫度。

表2 鎢合金和CU-OFHC的Johnson-Cook材料模型參數(shù)

表3 鎢合金和CU-OFHC的Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)

Gruneisen狀態(tài)方程可以描述金屬材料在高壓下的行為特性，該方程定義在壓縮狀態(tài)下材料的壓力為

(+)

(4)

在膨脹情況下材料的壓力為

=+(+)

(5)

式中：為-曲線(沖擊波速度-粒子速度)的截距；、、為-曲線斜率的系數(shù)；為Gruneisen常數(shù)；是的一階體積修正量；=-1，和分別為當(dāng)前密度和初始密度。

1.3 模型有效性驗證

為了檢驗計算模型的有效性，通過閃光X-ray拍攝了88 mm裝藥直徑直錐式聚能戰(zhàn)斗部的射流成形過程。閃光X-ray試驗在南京理工大學(xué)湯山試驗中心開展。圖3為試驗所用的88 mm直錐式聚能戰(zhàn)斗部實物。

圖3 Φ88 mm直錐式聚能戰(zhàn)斗部實物圖

閃光X-Ray試驗布置情況如圖4所示。試驗時，聚能戰(zhàn)斗部懸掛于位置，出光口、間隔Δ時間相繼出光，將2個不同時刻的射流影像投射在底片′、′上。

圖4 閃光X-Ray試驗布置圖

在X-Ray拍攝期間，點光源、真實射流和投影之間構(gòu)成相似三角形，所得投影實際上是放大后的真實射流。記′、′底片上投影的放大比分別為和，則：

=′

(6)

=′

(7)

式中，′、′、和表示各位置點間的距離。

′、′底片記錄時刻的真實射流長度分別為

(8)

(9)

其中′，′為′、′底片記錄時刻的投影射流長度。則射流的頭部速度可表示為

=(′-′)Δ

(10)

式中，為′和′時刻的平均速度，可近似看作是中間時刻的射流速度。

此次試驗記錄了88 mm直錐式聚能戰(zhàn)斗部在裝藥起爆后25 μs和35 μs時刻的射流形態(tài)。圖5所示為35 μs時刻的模擬和試驗射流成形結(jié)果。從整體看，兩者的射流及杵體形態(tài)基本一致。

圖5 Φ88 mm直錐式聚能戰(zhàn)斗部模擬和試驗射流 成形結(jié)果示意圖

統(tǒng)計該時刻射流的主要成形參數(shù)如表4所示，不難看出，模擬和試驗的主要射流成形參數(shù)誤差都較小。由此證明，數(shù)值模型的射流成形計算結(jié)果有效。

表4 模擬和試驗主要射流成形參數(shù)對比

2 截頂裝置有無對射流成形的影響

分別對88 mm直錐式和截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部(截頂直徑為30 mm，厚度為10 mm)的射流成形過程進(jìn)行數(shù)值計算，結(jié)合計算結(jié)果對比分析2種結(jié)構(gòu)在爆轟波傳播和射流成形特征方面的差異，并進(jìn)一步闡明截頂裝置有無對射流成形的影響。

圖6所示為2種聚能裝藥結(jié)構(gòu)在起爆后6 μs時刻的爆轟波應(yīng)力云圖。不難看出，截頂裝置的存在使爆轟波的應(yīng)力分布發(fā)生了明顯改變。由于截頂?shù)闹睆酱笥谒幮驼猪敳康闹睆?，?dāng)爆轟波傳播至截頂表面時，部分在截頂表面發(fā)生反射，部分繞過截頂對藥型罩進(jìn)行壓垮。其中，對于反射部分，因為鎢合金截頂?shù)牟ㄗ杩惯h(yuǎn)大于銅藥型罩，爆轟波在截頂表面形成高壓反射區(qū)，儲存了更多加載在藥型罩表面的爆炸能量；對于繞射部分，爆轟波傳播方向發(fā)生改變，使得爆轟波對藥型罩的壓垮角增大，并進(jìn)一步提高了射流頭部速度和射流長度。這就是截頂式聚能裝藥射流的成形機(jī)理。

圖6 6 μs時刻直錐式和截頂聚能裝藥結(jié)構(gòu) 爆轟波傳播云圖

圖7反映了2種結(jié)構(gòu)在裝藥起爆40 μs時刻射流的形態(tài)和速度分布情況。對比發(fā)現(xiàn)，截頂式聚能裝藥射流的速度梯度更大，形成射流較為細(xì)長。在40 μs時刻，直錐式射流的頭部速度為7 963 m/s，而截頂式聚能裝藥的頭部速度為9 636 m/s，較直錐式提高了21%。統(tǒng)計發(fā)現(xiàn)，該時刻直錐式聚能射流長度為165 mm，截頂式聚能射流長度為221 mm，射流長度提高了33.9%。

3 截頂結(jié)構(gòu)參數(shù)對射流成形的影響

通過改變截頂結(jié)構(gòu)參數(shù)，計算了5種截頂直徑(20 mm，30 mm，40 mm，50 mm，60 mm)和5種截頂厚度(2 mm，4 mm，6 mm，8 mm，10 mm)共計25個工況的截頂式聚能裝藥射流成形過程，統(tǒng)計40μs時刻的射流頭部速度和長度分別如表5和表6。

圖7 40 μs時刻直錐式和截頂式聚能射流形態(tài) 及速度分布云圖

表5 40 μs射流頭部速度統(tǒng)計表(m/s)

表6 40 μs射流長度統(tǒng)計表(mm)

將表5、表6中的射流數(shù)據(jù)繪制成如圖8和圖9所示的三維圖。圖8、圖9直觀反映了射流頭部速度和長度隨截頂直徑、厚度的變化關(guān)系。不難得出，對截頂直徑，射流頭部速度和射流長度隨截頂直徑增大呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律，這說明爆轟波的繞射作用和截頂直徑之間存在最佳匹配值，其中88 mm裝藥直徑截頂式聚能戰(zhàn)斗部射流成形的最佳截頂直徑設(shè)計值為30 mm；對截頂厚度，隨截頂厚度增大，射流頭部速度和射流長度均增大，但是增大趨勢逐漸緩和。相較而言，大截頂直徑的聚能射流對截頂厚度不敏感，這是因為繞射爆轟波的加載時間和加載位置延后，在射流成形過程中起主要作用的是截頂裝置的儲能作用，而當(dāng)儲能飽和時，射流速度和長度的增幅就趨于平穩(wěn)。

圖8 射流頭部速度計算結(jié)果

圖9 射流長度計算結(jié)果

4 結(jié)論

采用數(shù)值模擬方法對比了無截頂和有截頂聚能裝藥戰(zhàn)斗部的爆轟波傳播規(guī)律和射流成形特征，揭示了截頂式聚能裝藥戰(zhàn)斗部的射流成形機(jī)理，改變截頂裝置的直徑和厚度，研究了截頂參數(shù)對射流成形的影響規(guī)律，得到以下3點結(jié)論：

1) 截頂裝置的存在改變了爆轟波的應(yīng)力場分布，儲存了更多加載在藥型罩表面的爆炸能量，增大了爆轟波對藥型罩的壓垮角，并進(jìn)一步提高了聚能射流的頭部速度和射流長度；

2) 截頂式聚能裝藥射流整體形態(tài)細(xì)長，速度梯度大，與直錐式聚能射流相比射流頭部速度和射流長度均有大幅度提高；

3) 截頂式聚能戰(zhàn)斗部形成的射流頭部速度和射流長度隨截頂直徑的增大先增大后減小，隨截頂厚度的增大而增大，但是增大趨勢逐漸緩和，大截頂直徑的聚能裝藥射流成形參數(shù)對截頂厚度不敏感。