局部復(fù)合藥型罩威力性能數(shù)值模擬研究

印立魁， 王維占， 程 瑤， 李小軍， 孟凡高， 趙太勇， 陳智剛

(1.中北大學(xué) 地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，太原 030051；2.西北機(jī)電工程研究所，陜西 咸陽(yáng) 712099； 3.軍事科學(xué)院防化研究院，北京 102205；4.山東特種工業(yè)集團(tuán)有限公司，山東 淄博 255000)

隨著現(xiàn)代目標(biāo)防護(hù)工程技術(shù)的發(fā)展，對(duì)攻堅(jiān)技術(shù)的要求越來(lái)越高，提高串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級(jí)侵深威力性能，是現(xiàn)在串聯(lián)攻堅(jiān)戰(zhàn)斗部發(fā)展趨勢(shì)之一。桿式聚能射流性能的優(yōu)化設(shè)計(jì)主要包括材料和結(jié)構(gòu)兩方面，其中桿式聚能裝藥結(jié)構(gòu)優(yōu)化是提升桿式聚能射流侵徹性能的最有效方法之一。

針對(duì)優(yōu)化桿式射流的威力性能，相關(guān)學(xué)者進(jìn)行了大量研究。楊世全等[1]針對(duì)某等壁厚球缺型藥型罩結(jié)構(gòu),開展了桿式射流成型和對(duì)混凝土侵徹過(guò)程的三維數(shù)值模擬。確定了藥型罩壁厚、裝藥高度和起爆直徑3個(gè)影響因素對(duì)評(píng)估指標(biāo)的敏感性。劉念念等[2]針對(duì)建立的復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)縮比模型，基于多物質(zhì)流固耦合算法模擬了半球形聚能裝藥對(duì)復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)的毀傷過(guò)程，分析了聚能裝藥對(duì)非耐壓殼板及耐壓殼板的毀傷特性。杜燁等[3]通過(guò)建立動(dòng)態(tài)能量采集系統(tǒng)對(duì)含能射流的沖擊釋能特性進(jìn)行了研究,得到了不同沖擊條件下含能射流撞擊靶板產(chǎn)生的超壓-時(shí)間曲線,確定了反應(yīng)產(chǎn)物成分。張之凡等[4]對(duì)半球形聚能裝藥起爆后形成金屬射流及射流穿透雙殼的過(guò)程進(jìn)行仿真模擬。發(fā)現(xiàn)射流在擊穿雙殼的過(guò)程中會(huì)發(fā)生斷裂形成射流斷裂塊；第一層殼在被擊穿過(guò)程中,經(jīng)歷了沖塞、凹陷等過(guò)程,第二層殼直接被射流穿透,之后不斷地被射流斷裂塊擊穿的結(jié)論。肖強(qiáng)強(qiáng)等[5]分析土壤/混凝土復(fù)合目標(biāo)在聚能射流侵徹下的響應(yīng)特性,通過(guò)考慮聚能射流侵徹下塑性波在靶板中的傳播和衰減,以及在土壤/混凝土界面的反射和透射,分析了反射波和透射波作用下射流對(duì)土壤和混凝土的侵徹過(guò)程。Wang等[6]研制一種串聯(lián)彈頭有效地摧毀混凝土目標(biāo)，發(fā)現(xiàn)錐角為100°的聚能裝藥可形成桿式射流 (jetting projectile charge,JPC) 彈藥可在混凝土焦油上形成一個(gè)具有最佳深度和直徑的孔，從而保證第二階段彈頭順利地穿入彈孔。Fu等[7]研究了在大炸高下，偏心亞半球藥型罩、截錐形藥型罩和球缺型藥型罩的桿式射流成型，以及侵徹性能，發(fā)現(xiàn)球缺型藥型罩的穿透性能最好，截錐形藥型罩次之，偏心亞半球的最差。Li等[8]使用LS-DYNA軟件研究了藥型罩材料密度和伸長(zhǎng)率對(duì)侵徹體形狀的影響。選擇具有良好動(dòng)態(tài)伸長(zhǎng)率和中等密度的襯里材料(例如純鐵和銅)來(lái)形成良好的EFP(electronic field production)和JPC，即爆炸形成的(EFP)和桿式射流(JPC)。Wang等[9]利用LS-DYNA軟件對(duì)JPC的成形、延伸和斷裂過(guò)程進(jìn)行了分析。得知JPC尾部在8.5倍裝藥直徑距離處開始脫落;隨著間隙的增加，JPC頭部速減小，尾部速增大，長(zhǎng)徑比顯著增大。Zhang等[10]研究了3種藥型罩的成型及侵徹性能。發(fā)現(xiàn)爆轟過(guò)程中，激波徑向壓力峰值大于軸向壓力峰值;球缺情況下的壓力水平高于其他兩種情況。付恒等[11]對(duì)等壁厚球缺形藥型罩優(yōu)化設(shè)計(jì)，找到了一定侵徹深度條件下,開孔能力最佳的等壁厚球缺罩結(jié)構(gòu)參數(shù)的最佳組合；張鈞等[12]進(jìn)行了變壁厚球缺罩桿式射流的形成與侵徹性能研究，得知頂厚邊薄的球缺罩侵徹力具有明顯優(yōu)勢(shì)；王維占等[13]進(jìn)行了周向約束對(duì)桿式射流成型影響的研究，較為詳細(xì)的闡述了合理匹配殼體材料和襯套高度及壁厚可有效地提高射流侵徹威力，同時(shí)該學(xué)者[14-16]進(jìn)行了不同材料雙層球缺罩桿式射流的試驗(yàn)研究，通過(guò)匹配不同材料主罩與輔罩的阻抗參數(shù)，提升射流的侵徹能力，隨后又進(jìn)行了局部變壁厚球缺罩結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，通過(guò)減小藥型罩罩口邊緣厚度，減弱了射流杵體效應(yīng)，提高了射流有效侵徹質(zhì)量。

本文基于雙層藥型罩射流成型機(jī)理[17]，在限定裝藥結(jié)構(gòu)下，根據(jù)目標(biāo)特性，兼顧開孔與侵深威力指標(biāo)要求，通過(guò)設(shè)計(jì)局部雙層藥型罩結(jié)構(gòu)，將單層藥型罩罩口邊緣位置設(shè)計(jì)為局部雙層結(jié)構(gòu)，通過(guò)調(diào)整輔罩結(jié)構(gòu)參數(shù)，優(yōu)化射流成型過(guò)程，改善成型射流的威力性能。

1 局部復(fù)合藥型罩方案設(shè)計(jì)

采用球缺型藥型罩作為桿式射流的有效質(zhì)量形成體，由于其母線長(zhǎng)度優(yōu)勢(shì)較傳統(tǒng)單錐型藥型罩更能保證射流的有效質(zhì)量和射流速度而被廣泛采用。但球缺型藥型罩在形成桿式射流的時(shí)候，尾部杵體消極質(zhì)量過(guò)大，設(shè)計(jì)不得當(dāng)?shù)脑?，還會(huì)有蹦落環(huán)產(chǎn)生，大大降低了射流的有效破甲質(zhì)量和動(dòng)能。而雙層球缺罩利用阻抗匹配原理可有效提高射流的侵深威力，但其貼合工藝中，主罩與輔罩、藥柱與輔罩貼合不完全導(dǎo)致破甲威力不穩(wěn)定、對(duì)沖壓磨具精度要求較高等缺點(diǎn)并未被廣泛使用。

針對(duì)上述單層藥型罩和雙層藥型罩優(yōu)缺點(diǎn)，為了最大限度的提高主罩、裝藥沖壓磨具的利用率，兼顧成型射流的侵深與開孔威力，本文提出了一種局部復(fù)合雙層球缺罩結(jié)構(gòu)，見圖1所示，主罩采用紫銅，輔罩采用2A12鋁,銅鋁復(fù)合罩具有較好的侵徹性能。在主罩罩口邊緣采用復(fù)合雙層罩結(jié)構(gòu)，改善單層罩射流成型過(guò)程中的頭部速度過(guò)低，蹦落環(huán)成型及雙層罩成型射流開孔能力較差等缺點(diǎn)。依據(jù)目標(biāo)易損特性，通過(guò)調(diào)整輔罩結(jié)構(gòu)參數(shù)，在提高成型射流侵深威力的同時(shí)，兼顧開孔威力。

圖1 局部復(fù)合雙層藥型罩結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the structure of local compound double-layer drug cover

2 數(shù)值模擬分析

2.1 計(jì)算模型與算法

為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，采用 1/4 結(jié)構(gòu)建立三維有限元模型，并設(shè)置對(duì)稱約束條件于1/4 模型的對(duì)稱面上。計(jì)算網(wǎng)格均采用Solid164八節(jié)點(diǎn)六面體單元，考慮到網(wǎng)格收斂性，在計(jì)算前進(jìn)行了網(wǎng)格收斂性驗(yàn)證，發(fā)現(xiàn)網(wǎng)格尺寸介于0.5～1.5 mm時(shí)，對(duì)計(jì)算結(jié)果影響不大，結(jié)合計(jì)算效率，網(wǎng)格尺寸選為1 mm。炸藥、主藥型罩、空氣采用ALE(aribitrary Lagrange-euler)算法，戰(zhàn)斗部殼體、靶板、輔助藥型罩采用Lagrange算法，采用流固耦合算法。并在模型的邊界節(jié)點(diǎn)上施加壓力流出邊界條件，避免壓力在邊界上的反射[18]。局部雙層藥型罩聚能裝藥結(jié)構(gòu)示意圖，如圖2所示。

圖2 局部雙層聚能裝藥結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of local double-layer shaped charge structure

2.2 材料模型

本文算例中，藥型罩材料采用紫銅。靶板和裝藥外殼均為45#鋼。所有金屬材料模型都采用Johnson-Cook材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。主裝藥為8701炸藥，選用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL(Jones-Wilkins-Lee)狀態(tài)方程來(lái)描述?？諝獠捎每瘴镔|(zhì)材料描述，對(duì)應(yīng)的狀態(tài)方程為多線性狀態(tài)方程。裝藥起爆方式采用中心點(diǎn)起爆。其他材料參數(shù)具體如表1、表2所示。

表1 金屬材料參數(shù)

表2 8701炸藥參數(shù)

2.3 結(jié)果及分析

為了探究局部雙層復(fù)合藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成型射流的侵徹與開孔威力的影響規(guī)律，數(shù)值模擬主要從壁厚、圓心角等參數(shù)對(duì)成型射流性能的影響規(guī)律展開研究。

2.3.1 局部雙層罩射流成型過(guò)程分析

通過(guò)調(diào)整聚能裝藥輔罩結(jié)構(gòu)參數(shù)，控制射流成型性能。本節(jié)對(duì)局部雙層罩成型射流過(guò)程展開詳細(xì)分析。圖3為不同時(shí)刻球缺罩形成桿式射流速度云圖。

圖3 3種結(jié)構(gòu)下不同時(shí)刻射流形態(tài)Fig.3 Jet morphology at different time under three structures

由圖3可看出在相同時(shí)刻，單層罩、局部復(fù)合罩1、局部復(fù)合罩2隨著輔罩圓心角增大，射流頭尾速度也逐漸增大，射流長(zhǎng)徑比越來(lái)越大，射流整體速度梯度也逐漸增大。由于輔罩的存在，射流在成型后期，輔罩與主罩在凸臺(tái)連接處提前拉斷，避免了輔罩覆蓋主罩位置罩微元成型生成杵體，雖然主罩缺失的罩微元質(zhì)量由輔罩充當(dāng)，但由于主罩與輔罩微元成型速度并不同步，導(dǎo)致射流的尾部出現(xiàn)徑縮的現(xiàn)象，隨著輔罩圓心角的增加，射流尾部呈現(xiàn)兩極分離的趨勢(shì)越來(lái)越明顯。當(dāng)射流在相應(yīng)炸高下充分拉長(zhǎng)時(shí)，截面比動(dòng)能隨之增大，尾部杵體成型體積越小，對(duì)頭部射流的拖拽作用越不明顯，進(jìn)而越有利于侵徹深度的提高。

圖4為輔罩圓心角為10°條件下，不同輔罩壁厚下射流成型速度云圖。

由圖4可知，在相同圓心角度下，隨著輔罩壁厚的增加，射流尾部杵體成型體積形態(tài)逐漸增大，射流頭部由錐形體向圓柱體過(guò)度，該射流整體形態(tài)變化趨勢(shì)較差，雖然射流頭部和尾部速度逐漸增大，但增加值相對(duì)較小。結(jié)合2.3.1節(jié)可知，在該輔罩圓心角下，輔罩厚度的增加并不利于侵徹深度的增加，分析原因可知，射流成型過(guò)程中藥型罩在凸臺(tái)位置拉斷，輔罩厚度的增加，使凸臺(tái)位置提前拉斷，主罩射流微元質(zhì)量向中心軸線位置匯聚時(shí)間延后，導(dǎo)致射流杵體與射流前半部缺失微元質(zhì)量增大，徑縮位置由尾部杵體位置向射流頭部位置變化，射流頭部由椎體向柱形體變化,且射流尾部杵體與射流頭部?jī)蓸O化其實(shí)明顯。

圖4 不同壁厚輔罩成型射流過(guò)程Fig.4 Jet forming process of auxiliary cover with different wall thicknesses

2.3.2 輔罩結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)成型射流威力性能的影響

在保持其他條件不變的條件下，改變輔罩圓心角、壁厚，依次進(jìn)行數(shù)值模擬。圖5為2.5倍裝藥直徑炸高條件下射流速度云圖及靶板破壞云圖。其中圖5為輔罩壁厚為1 mm條件下，不同圓心角輔罩結(jié)構(gòu)聚能裝藥侵徹45#鋼靶結(jié)果。圖6為輔罩圓心角為25°條件下，不同壁厚輔罩結(jié)構(gòu)聚能裝藥侵徹45#鋼靶結(jié)果。

圖5 不同輔罩圓心角局部復(fù)合藥型罩成型射流及侵徹結(jié)果Fig.5 Jet flow and penetration results of local composite drug cover with different central angle of auxiliary cover

圖6 不同輔罩厚度局部復(fù)合藥型罩成型射流及侵徹結(jié)果Fig.6 Jet flow and penetration results of local composite cartridge with different thickness of auxiliary cartridge

圖7為局部雙層藥型罩成型射流侵徹深度、孔徑與輔罩圓心角的關(guān)系曲線。分析可知，在輔罩壁厚為1 mm時(shí)，通孔孔徑隨著輔罩圓心角θ的增加而減小，減小趨勢(shì)逐漸變緩，當(dāng)輔罩圓心角大于15°時(shí)，通孔孔徑隨著輔罩圓心角的增加而增加。當(dāng)輔罩圓心角大于10°時(shí)，成型射流對(duì)鋼錠的侵徹深度隨著輔罩圓心角的增加而增加，但增加趨勢(shì)變緩。隨著輔罩圓心角的增加，主罩微元總質(zhì)量減小，射流成型形態(tài)越來(lái)越細(xì)長(zhǎng)(見圖3)，雖然射流頭尾速度增加，但對(duì)應(yīng)的穿孔體積減小，侵徹深度增加，對(duì)鋼靶侵徹深度的增加勢(shì)必引起穿孔孔徑逐漸減小，但隨著整體射流速度的增加，其擴(kuò)孔效應(yīng)的優(yōu)勢(shì)遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于低速射流體積的增加，故出現(xiàn)當(dāng)圓心角增大到一定值時(shí)，鋼靶通孔孔徑由減小向增大變化的趨勢(shì)。

圖7 侵深/通孔與θ的關(guān)系Fig.7 Relationship between penetration depth/through hole and θ

圖8為當(dāng)輔罩圓心角為25°時(shí)，侵徹深度/通孔與輔罩壁厚的關(guān)系曲線，可以看出，通孔孔徑隨著輔罩壁厚的增大而減小，侵徹深度隨著輔罩壁厚增加而增加，但當(dāng)輔罩壁厚大于1.5 mm，對(duì)鋼靶的侵徹深度隨著輔罩壁厚的增加而增加。這是因?yàn)檩o罩壁厚的變化與圓心角度變化所導(dǎo)致的射流成型形態(tài)不同，圓心角增大引起射流形態(tài)呈錐形體變化，在有效炸高內(nèi)并未呈現(xiàn)出輔罩壁厚增大導(dǎo)致射流形態(tài)兩極化，即杵體與射流頭部明顯分離(見圖6(f))，這在一定炸高內(nèi)，并不利于射流侵徹能力的提升。而圓心角增加使射流呈現(xiàn)的錐形體雖然存在較大的速度梯度，但射流截面過(guò)度變化均勻，在一定炸高內(nèi)，射流即便拉長(zhǎng)但不會(huì)出現(xiàn)兩極化，這使成型射流作為一個(gè)連續(xù)體，有利于侵徹威力的提升。

圖8 侵徹深度/通孔與輔罩壁厚的關(guān)系Fig.8 Relationship between penetration depth/through hole and auxiliary cover wall thickness

通過(guò)對(duì)單項(xiàng)輔罩壁厚、圓心角結(jié)構(gòu)參數(shù)對(duì)聚能裝藥侵徹45#鋼靶結(jié)果影響規(guī)律分析，研究進(jìn)一步開展了輔罩圓心角和輔罩厚度對(duì)聚能裝藥成型射流的侵徹深度和開孔通孔影響規(guī)律的正交優(yōu)化設(shè)計(jì)。

由圖9可知，輔罩厚度在0.5 mm～1.5 mm厚度內(nèi)時(shí)，隨著輔罩圓心角的增加，開孔通孔孔徑增大，當(dāng)輔罩厚度大于1.5 mm厚度時(shí)，隨著輔罩圓心角的增加，侵徹深度出現(xiàn)峰值拐點(diǎn)，隨著輔罩壁厚的增大，峰值拐點(diǎn)提前出現(xiàn)。這是因?yàn)楫?dāng)輔罩壁厚增大到一定值時(shí)，即主罩質(zhì)量減小到一定值時(shí)，輔罩圓心角的增大，引起成型射流的有效侵徹微元質(zhì)量減小，導(dǎo)致侵徹威力急劇下降，故當(dāng)輔罩壁厚為2.5 mm，圓心角為20°時(shí)，侵徹深度最大可達(dá)130.4 mm，當(dāng)圓心角大于20°時(shí)，侵徹深度迅速下降。

圖9 侵徹深度與θ，SR1的關(guān)系Fig.9 Relationship between the penetration depth and θ and SR1

由圖10可知，輔罩厚度在0.5 mm～1.5 mm厚度內(nèi)時(shí)，隨著輔罩圓心角的增加，通孔孔徑先減小后增大，在該輔罩厚度范圍內(nèi)，隨著輔罩厚度的增加，通孔孔徑變化曲線峰值拐點(diǎn)提前出現(xiàn)，因?yàn)橹髡殖尚蜕淞髻|(zhì)量微元速度的增加造成的開孔增大效應(yīng)優(yōu)于成型射流質(zhì)量微元體積的減小引起的開孔弱化效應(yīng)，進(jìn)而導(dǎo)致峰值拐點(diǎn)提前出現(xiàn)。當(dāng)輔罩壁厚大于2 mm時(shí)，隨著輔罩圓心角的增加，此時(shí)成型射流速度增加引起的增大開孔的效應(yīng)不足以彌補(bǔ)主罩微元質(zhì)量缺失導(dǎo)致開孔弱化效應(yīng)，故通孔孔徑逐漸減小。

圖10 侵徹通孔與θ，SR1的關(guān)系Fig.10 Relationship between the penetration hole and θ and SR1

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

3.1 試驗(yàn)概況

根據(jù)第2章數(shù)值模擬結(jié)果，分別對(duì)單層罩、雙層罩、局部雙層罩開展了試驗(yàn)研究，靶板采用直徑150 mm，高80～100 mm的45#鋼錠，藥型罩主罩材料選用紫銅，輔罩材料采用2A12鋁，采用車制的進(jìn)行成型加工。試驗(yàn)中的裝藥采用8701炸藥壓制而成，試驗(yàn)采用的藥型罩實(shí)物，如圖11所示。

圖11 聚能裝藥藥型罩實(shí)物圖Fig.11 Physical picture of shaped charge cover

裝藥殼體為壁厚3 mm的2A12鋁車制成型，裝藥起爆方式均為中心點(diǎn)起爆。成型裝藥殼體壁厚為t=3 mm。裝藥直徑D=50 mm。裝藥高度H=60 mm。等壁厚球缺罩內(nèi)外球半徑SR2=23.5 mm，SR3=27 mm，SR1=26 mm。試驗(yàn)結(jié)果如表3所示。

表3 試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)中45#鋼錠侵徹結(jié)果，如圖12所示。

圖12 45#鋼錠入出孔Fig.12 Inlet and outlet holes of 45# ingot

3.2 仿真與試驗(yàn)對(duì)比

圖13為工況1、工況2、工況4中藥型罩侵徹45#鋼錠試驗(yàn)與仿真結(jié)果中的穿孔形貌，圖14、圖15為試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果最終試驗(yàn)參數(shù)對(duì)比曲線。

圖13 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison of simulation and test results

圖14 開孔孔徑對(duì)比曲線Fig.14 Comparison curve of hole diameters

由表3結(jié)合圖13～圖15可知，單層藥聚能裝藥型罩對(duì)45#鋼的侵徹深度相對(duì)較小，入孔及通孔直徑最大，但單層藥型罩侵徹的靶板出現(xiàn)嚴(yán)重的崩裂現(xiàn)象，原因是因?yàn)閱螌铀幮驼殖尚偷纳淞餍螒B(tài)相對(duì)短粗(見第2章)，靶板直徑與射流直徑比值較低，侵徹過(guò)程中引起的邊界效應(yīng)較為明顯(邊界拉伸應(yīng)力較大)導(dǎo)致崩裂現(xiàn)象。

圖15 侵徹深度對(duì)比曲線Fig.15 Comparison curve of penetration depth

而雙層罩聚能裝藥成型射流細(xì)長(zhǎng)，邊界效應(yīng)較弱，入孔及通孔直徑相對(duì)最小，但侵徹深度最大。就局部雙層罩而言，隨著輔罩圓心角θ的增大，侵徹深度增大，入孔及通孔直徑減小。工況1、工況2、工況4中鋼靶穿孔形態(tài)與數(shù)值模擬結(jié)果吻合度較好，且試驗(yàn)與仿真規(guī)律具有較好一致性，可見本文采用的數(shù)值模擬參數(shù)具有一定的可用性。

4 結(jié) 論

研究通過(guò)設(shè)計(jì)局部雙層藥型罩聚能裝藥結(jié)構(gòu)，分析了該裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)變化對(duì)射流侵徹深度與開孔威力的影響規(guī)律，得出如下結(jié)論：

(1)研究提出的的局部雙層藥型罩聚能裝藥結(jié)構(gòu)可有效提高成型射流對(duì)鋼靶的侵徹深度。在不改變?cè)b藥結(jié)構(gòu)的前提下，通過(guò)正交優(yōu)化輔罩結(jié)構(gòu)參數(shù)可有效兼顧成型射流對(duì)穿孔孔徑與侵徹深度的的威力要求。

(2)輔罩圓心角、壁厚的變化實(shí)質(zhì)是調(diào)整射流的成型形態(tài)，即改變成型射流尾部杵體和頭部微元質(zhì)量再分配過(guò)程，優(yōu)化得當(dāng)可避免射流形態(tài)兩極化、使射流微元質(zhì)量分布具有較好的連續(xù)性，提高射流的侵徹性能。

上述結(jié)論可為串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級(jí)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考依據(jù)。