曹 濤，顧文彬,劉建青，王振雄，徐景林，劉 欣

(解放軍理工大學(xué) 野戰(zhàn)工程學(xué)院, 南京 210007)

【彈道工程和火藥工程】

起爆點(diǎn)數(shù)量對(duì)側(cè)向環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的影響

曹 濤，顧文彬,劉建青，王振雄，徐景林，劉 欣

(解放軍理工大學(xué) 野戰(zhàn)工程學(xué)院, 南京 210007)

分析了側(cè)向環(huán)形聚能裝藥(ASC)的結(jié)構(gòu)特性和藥罩壓垮機(jī)理,借助有限元仿真軟件LS-DYNA模擬了不同起爆點(diǎn)數(shù)量下環(huán)形射流的成型過程，發(fā)現(xiàn)了不同截面環(huán)形射流的形態(tài)特征及速度分布特征。試驗(yàn)對(duì)比了兩點(diǎn)與四點(diǎn)起爆時(shí)ASC的侵徹能力，試驗(yàn)現(xiàn)象與數(shù)值模擬吻合較好。四點(diǎn)起爆條件下ASC能完全切透2 cm厚上層鋼板，兩點(diǎn)起爆時(shí)上靶穿透率為48.1%。研究結(jié)果為ASC結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)與實(shí)際應(yīng)用提供參考。

ASC；射流偏斜；起爆點(diǎn)數(shù)量；試驗(yàn)研究

ASC作為一種新型裝藥結(jié)構(gòu)[1-5]，爆炸后能在軸向形成大口徑環(huán)形聚能射流，一般作為串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級(jí)裝藥使用，能大大提高戰(zhàn)斗部毀傷效能。ASC作為中空的軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，起爆點(diǎn)一般設(shè)置在裝藥環(huán)形對(duì)稱面上，起爆點(diǎn)數(shù)量是影響環(huán)形射流形成的關(guān)鍵因素之一。趙長(zhǎng)嘯等[6]研究了多點(diǎn)起爆條件下藥型罩表面壓力分布規(guī)律以及起爆點(diǎn)參數(shù)對(duì)壓力分布的影響，發(fā)現(xiàn)爆轟波在起爆點(diǎn)的對(duì)稱平面處發(fā)生碰撞形成高壓區(qū)。龔康平[7]研究了起爆點(diǎn)數(shù)量對(duì)環(huán)形聯(lián)系切割索切割效果的影響，認(rèn)為起爆點(diǎn)數(shù)量越多，形成爆炸零門的可能性越大，單點(diǎn)起爆優(yōu)于兩點(diǎn)起爆。其得出此結(jié)論的原因在于起爆點(diǎn)未成功起爆時(shí)切割索將受到破壞，但是對(duì)于多點(diǎn)成功起爆條件下切割索的侵徹能力研究國(guó)內(nèi)外還鮮見報(bào)道。實(shí)際上對(duì)于ASC，有研究者提出環(huán)形起爆的實(shí)現(xiàn)方法[8]，其基本方式是通過ASC頂部覆蓋圓餅狀傳爆藥塊，單點(diǎn)起爆傳爆藥塊圓心，從而實(shí)現(xiàn)環(huán)向同時(shí)起爆。這種起爆方式對(duì)傳爆藥塊和ASC相對(duì)位置的加工工藝要求非常高，并且在ASC曲率半徑較大時(shí)，用于起爆的傳爆藥量將大大增加，造成了不必要的浪費(fèi)和切割器重量增加。因此點(diǎn)起爆方式仍是目前ASC主要起爆方式。研究不同起爆點(diǎn)數(shù)量下環(huán)形射流的成型規(guī)律與侵徹能力，對(duì)ASC的應(yīng)用具有實(shí)際意義。鑒于環(huán)形射流成型過程的瞬時(shí)性與復(fù)雜性，本文采用數(shù)值模擬的方法研究起爆點(diǎn)數(shù)量對(duì)于環(huán)形射流成型特性的影響，并進(jìn)行了不同起爆點(diǎn)數(shù)量下ASC侵徹能力試驗(yàn)分析。

1 ASC射流特性分析

1.1 ASC結(jié)構(gòu)特點(diǎn)

ASC可認(rèn)為是將線型聚能裝藥(LSC)首尾相接繞成圓環(huán)形得到的三維空間結(jié)構(gòu)，其基本構(gòu)型如圖1。雖然ASC徑向截面具有對(duì)稱性，但其外側(cè)裝藥和藥型罩質(zhì)量明顯大于內(nèi)側(cè)。環(huán)形對(duì)稱面上某點(diǎn)起爆后，內(nèi)側(cè)炸藥先于外側(cè)完成爆轟，藥型罩壓垮不同步，并且隨著爆轟波的傳播，藥型罩壓垮不同步性逐步加強(qiáng)，使得射流在不同位置呈現(xiàn)不同狀態(tài)。起爆點(diǎn)數(shù)量能夠改變爆轟波傳播距離，從而使環(huán)形射流性能改變，影響侵徹能力。為方便描述ASC不同截面射流成型狀況，約定過ASC中心軸線和起爆點(diǎn)的截面為0°截面，過中心軸線與0°截面沿爆轟波傳播方向成θ角的截面為θ截面。

1.炸藥; 2.金屬藥型罩; 3.對(duì)稱平面; 4.環(huán)形對(duì)稱面

1.2 環(huán)形藥型罩壓垮過程

藥型罩微元的運(yùn)動(dòng)規(guī)律可由下式近似描述[10]：

(1)

其中:Vi為金屬罩單元拋擲終速度;τi為罩單元加速特征時(shí)間。對(duì)式求導(dǎo)可得罩單元加速度：

(2)

(3)

這樣θ截面處藥型罩單元的運(yùn)動(dòng)情況可以完全確定。以金屬罩錐頂角為原點(diǎn)，建立坐標(biāo)系，如圖2，考察罩內(nèi)外側(cè)藥型罩壓垮過程。θ=0°時(shí)，Δt=0。內(nèi)外側(cè)藥型罩同時(shí)壓垮。不同時(shí)刻罩單元飛行位置曲線的交點(diǎn)即為單元碰撞點(diǎn)。從圖3可以看出，罩單元碰撞點(diǎn)并不在環(huán)形對(duì)稱面上，而是偏離對(duì)稱面稍向內(nèi)偏。

圖2 藥型罩單元?jiǎng)幼鬟^程參考坐標(biāo)系

圖3 不同時(shí)刻 0°截面內(nèi)外側(cè)藥型罩單元飛行位置

圖4 不同時(shí)刻 90°截面內(nèi)外側(cè)藥型罩單元飛行位置

2 環(huán)形射流數(shù)值模擬分析

2.1 建模參數(shù)

在LS-DYNA中建立模型如圖5,在考察射流成型過程中未設(shè)置靶板，故該模型由炸藥、金屬藥型罩和空氣三部分構(gòu)成。考慮到環(huán)形切割器內(nèi)外側(cè)結(jié)構(gòu)的不對(duì)稱性，因此建立三維模型。炸藥、藥型罩和空氣都采用solid164三維實(shí)體單元和歐拉網(wǎng)格。在模擬計(jì)算中為了防止單元大變形引起計(jì)算終止問題，采用多物質(zhì)ALE算法。為了提高網(wǎng)格質(zhì)量和求解精度，劃分截面網(wǎng)格時(shí)采用映射網(wǎng)格劃分，然后對(duì)截面進(jìn)行三維拉伸，同時(shí)將模型進(jìn)行環(huán)向劃分。模型中對(duì)空氣域設(shè)置無(wú)反射邊界條件，對(duì)稱面添加對(duì)稱約束。

圖5 有限元模型

裝藥采用B炸藥，用高能炸藥材料模型High_explosive_burn描述[11]，炸藥爆轟過程采用燃燒反應(yīng)率乘以高能炸藥的狀態(tài)方程來控制炸藥化學(xué)能的釋放。爆轟產(chǎn)物的狀態(tài)方程選用JWL狀態(tài)方程，其形式為：

(4)

式中：p1為爆壓;E0為單位體積炸藥內(nèi)能;V為相對(duì)體積；A1、B1、R1、R2、ω是表征炸藥特性的常數(shù)。B炸藥是聚能裝藥中經(jīng)常用到的烈性炸藥之一，經(jīng)過多年發(fā)展其參數(shù)已經(jīng)比較成熟，具體見表1。

表1 B炸藥材料參數(shù)

藥型罩采用密度大、氣化溫度高且經(jīng)濟(jì)實(shí)用的純鐵，用Steinberg材料模型和Gruneisen狀態(tài)方程，應(yīng)用LS-DYNA軟件仿真射流成型過程時(shí),只要材料參數(shù)得當(dāng)，藥型罩的材料模型選擇Steinberg或者Johnson-Cook都能很好地模擬聚能射流的形成過程[12]，純鐵主要材料參數(shù)見表2。

表2 純鐵藥型罩材料主要參數(shù)

空氣采用空物質(zhì)模型，與Gruneisen狀態(tài)方程連用[13]，它可以評(píng)估材料的失效以及熱效應(yīng)，對(duì)流體而言，偏剪應(yīng)力σd與剪切應(yīng)變率關(guān)系如下式:

(5)

式中μ表示流體粘度。如果流體承受剪應(yīng)力，流體就會(huì)產(chǎn)生形變?？諝庵饕牧蠀?shù)見表3。

表3 空氣藥型罩材料主要參數(shù)

2.2 環(huán)形射流形態(tài)特征

炸藥起爆后，爆轟波近似以平面波形式沿環(huán)形裝藥環(huán)向傳播。相同時(shí)間內(nèi)，內(nèi)側(cè)裝藥爆轟波傳播角度大于外側(cè)裝藥，因此，各個(gè)截面藥型罩壓垮時(shí)間不同步，從而導(dǎo)致射流出現(xiàn)不同程度的扭曲變形。1/4模型在0°截面一點(diǎn)起爆后，表4為不同截面射流斷裂前狀態(tài)。

裝藥從0°截面起爆后，各個(gè)截面隨著圓心角的增大依次爆轟。不同截面射流出現(xiàn)不同程度的偏斜，0°截面和15°截面射流基本呈對(duì)稱狀態(tài)，射流拉伸時(shí)間長(zhǎng)，斷裂前長(zhǎng)度均達(dá)到6 cm以上。30°、45°、60°、75°截面射流兩翼保持水平，但頭部出現(xiàn)明顯的向外側(cè)偏斜的現(xiàn)象，射流最大拉伸長(zhǎng)度維持在3 cm左右。90°截面射流偏斜和扭曲變形最為嚴(yán)重，射流兩翼明顯不對(duì)稱，內(nèi)翼相對(duì)靠前，外翼相對(duì)滯后，射流頭部向外偏斜，杵體粗大，斷裂前射流質(zhì)量很少。

表4 不同截面處射流斷裂前狀態(tài)

2.3 爆轟波碰撞現(xiàn)象

ASC與LSC不同之處在于：即使采用單點(diǎn)起爆，爆轟波經(jīng)不同路徑仍會(huì)發(fā)生碰撞。因此研究爆轟波碰撞現(xiàn)象對(duì)于認(rèn)清ASC射流特點(diǎn)具有獨(dú)特的意義。根據(jù)爆轟波流體動(dòng)力學(xué)理論[14]，由兩個(gè)起爆點(diǎn)發(fā)出的爆轟波發(fā)生正碰撞或者斜碰撞，在碰撞點(diǎn)處壓力將會(huì)明顯提高。圖6為1/4模型在0°和90°截面分別設(shè)置一個(gè)起爆點(diǎn)時(shí)環(huán)形射流侵徹鋼靶板的過程。兩起爆點(diǎn)發(fā)出的爆轟波在45°截面附近碰撞，形成高壓區(qū)。射流在45°截面出現(xiàn)類似EFP的高速侵徹體，正是由于爆轟波碰撞形成高壓區(qū)作用而成。EFP高速侵徹體撞擊靶板，并且迅速穿透繼續(xù)飛行。相比較其他截面，爆轟波碰撞區(qū)形成的EFP高速體侵徹能力明顯增強(qiáng)。圖7，圖8所示靶板僅在爆轟波碰撞位置被穿透。爆轟波碰撞現(xiàn)象說明適當(dāng)增加起爆點(diǎn)數(shù)量，利用爆轟波之間的相互作用，可以有效提高ASC的局部侵徹能力。

圖6 爆轟波碰撞區(qū)域EFP高速侵徹體形成

圖7 EFP高速侵徹體穿透靶板

圖8 1/4模型兩點(diǎn)對(duì)稱起爆靶板侵徹后效

2.4 環(huán)形射流頭部速度分布

起爆點(diǎn)位置和數(shù)量不同，將在裝藥中形成不同形狀與強(qiáng)度的爆轟波。藥型罩微元壓垮變形獲得的速度由爆轟波的強(qiáng)度及方向決定。因此，起爆方式不僅對(duì)射流形態(tài)有重要影響，不同的起爆方式還將導(dǎo)致環(huán)形射流速度分布不同。豎直速度一定程度上能反映射流的侵徹性能，圖9所示為1/4模型上起爆點(diǎn)數(shù)N分別為1、2、3、6、19時(shí)，環(huán)形射流頭部豎直速度分布情況。N=1時(shí)，即采用單點(diǎn)起爆，射流頭部豎直速度大致分為三個(gè)區(qū)域：在0°截面到20°截面，射流豎直速度有小幅上升；20°截面到80°截面，速度呈遞減趨勢(shì)，在80°截面附近速度降為最低；80°到90°截面范圍內(nèi)，射流豎直速度有所回升，在90°截面處上升到最大。N=2時(shí)，射流速度分布呈對(duì)稱狀態(tài)，0°到40°截面射流速度分布與采用單點(diǎn)起爆方式時(shí)速度分布情況一致，說明在這段范圍內(nèi)環(huán)形射流形成還沒有受到爆轟波碰撞的影響。而在45°截面附近，射流速度突然增大。這正是上述EFP高速侵徹體形成的直接原因。N=6時(shí)，環(huán)形射流速度分布呈穩(wěn)定波動(dòng)狀態(tài)，起爆點(diǎn)截面速度最低，兩起爆點(diǎn)之間的中心截面射流速度最高。N=19時(shí)，環(huán)形射流各處的豎直速度基本穩(wěn)定在3.87 km·s-1。

圖9 不同起爆點(diǎn)數(shù)量下環(huán)形射流豎直速度分布

3 ASC侵徹能力試驗(yàn)研究

3.1 起爆網(wǎng)絡(luò)

在ASC環(huán)形對(duì)稱面上等間隔設(shè)置起爆點(diǎn)，注藥時(shí)預(yù)留出起爆孔。為確保各起爆點(diǎn)同時(shí)起爆，起爆網(wǎng)絡(luò)設(shè)計(jì)如圖10。電雷管起爆中心鉛導(dǎo)爆索，由中心導(dǎo)爆索起爆傳爆件中的傳爆藥柱。傳爆藥柱起爆后，再由四根等長(zhǎng)度的鉛導(dǎo)爆索起爆ASC起爆孔中的擴(kuò)爆藥，從而實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)同時(shí)起爆。

1.雷管; 2.鉛導(dǎo)爆索; 3.傳爆件

3.2 試驗(yàn)設(shè)置

靜爆試驗(yàn)設(shè)置如圖11。環(huán)形切割器頂部中心間隔90°設(shè)置一個(gè)起爆點(diǎn)(兩點(diǎn)起爆時(shí)間隔180°)，起爆點(diǎn)位于正方形靶板對(duì)角線上，通過起爆網(wǎng)絡(luò)實(shí)現(xiàn)多點(diǎn)同時(shí)起爆。靶板為2塊20 mm厚45#鋼板疊加而成，整個(gè)裝置放置在剛性靶臺(tái)上，炸高設(shè)置為40 mm。

3.3 結(jié)果分析

兩發(fā)裝藥均未能有效切割下靶，其上靶侵徹效果如圖12。裝藥E(左)采用兩點(diǎn)起爆，切口呈橢圓形，橢圓長(zhǎng)短軸落于靶板對(duì)角線上，長(zhǎng)軸兩端有明顯侵徹位置外偏跡象，對(duì)上靶底面照片進(jìn)行適當(dāng)圖像處理可得到上靶穿透率為48.1%。裝藥F(右)采用四點(diǎn)起爆，上靶被完全切開，洞口形狀近似呈菱形，在菱形的四個(gè)對(duì)角侵徹痕跡向外偏斜。根據(jù)起爆點(diǎn)設(shè)置位置，侵徹痕跡外偏均發(fā)生在兩相鄰起爆點(diǎn)中間位置，試驗(yàn)現(xiàn)象與數(shù)值模擬結(jié)果較為吻合。從侵徹效果來看，各起爆點(diǎn)均實(shí)現(xiàn)可靠起爆，相同裝藥結(jié)構(gòu)和試驗(yàn)設(shè)置條件下，采用四點(diǎn)起爆ASC切割效果要優(yōu)于兩點(diǎn)起爆。

圖12 兩點(diǎn)與四點(diǎn)起爆ASC侵徹上靶后效

在進(jìn)行ASC侵徹能力試驗(yàn)時(shí)，對(duì)其中一發(fā)裝藥D設(shè)置為四點(diǎn)同時(shí)起爆，實(shí)際起爆過程中，由于起爆網(wǎng)絡(luò)制作原因，只有三個(gè)起爆點(diǎn)成功起爆，其侵徹效果如圖13。因起爆點(diǎn)均設(shè)置在靶板對(duì)角線上，從E、F兩發(fā)裝藥試驗(yàn)結(jié)果分析，初步判斷靶板左上角起爆點(diǎn)未成功起爆。若以靶板左下角和右上角之間對(duì)角線為界，將靶板分為兩部分，則左上部靶板采用兩點(diǎn)起爆，右下部靶板采用三點(diǎn)起爆。采用相同的圖像處理方法，得到D裝藥左上部分穿透率為2.8%，右下部分穿透率為27.5%。因裝藥成分和炸高設(shè)置原因，右下部分靶板雖然未完全切透，但其切割效果明顯優(yōu)于左上部分，由此亦可看出適當(dāng)增加起爆點(diǎn)數(shù)量能有效提高ASC侵徹能力。

圖13 三點(diǎn)起爆ASC侵徹上靶后效

4 結(jié)論

1) 采用點(diǎn)起爆方式時(shí)，隨著爆轟波的傳播，ASC的結(jié)構(gòu)特點(diǎn)導(dǎo)致內(nèi)外側(cè)炸藥微元爆轟存在時(shí)間差，內(nèi)側(cè)藥型罩先于外側(cè)動(dòng)作。根據(jù)兩側(cè)藥型罩壓垮飛行軌跡曲線可得：θ=0°時(shí)，即起爆點(diǎn)截面，內(nèi)外側(cè)藥型罩碰撞點(diǎn)稍向內(nèi)偏；θ≠0時(shí)，內(nèi)外側(cè)藥型罩碰撞點(diǎn)向外偏斜。

2) 隨著距離起爆點(diǎn)截面角度θ的增大，射流形態(tài)出現(xiàn)不同程度的偏斜與扭曲變形，1/4模型在0°截面一點(diǎn)起爆時(shí)，90°截面射流偏斜與扭曲變形最為嚴(yán)重。爆轟波在相鄰兩起爆點(diǎn)之間發(fā)生碰撞，碰撞區(qū)域藥型罩加載壓力增大，罩微元拋擲速度增高，形成EFP高速侵徹體，具有較其他位置更強(qiáng)的侵徹能力。起爆點(diǎn)數(shù)量不同，ASC射流頭部速度分布規(guī)律不同，起爆點(diǎn)數(shù)越多，速度分布差異越小。

3) 試驗(yàn)研究了兩點(diǎn)起爆和四點(diǎn)起爆條件下ASC侵徹威力，相鄰起爆點(diǎn)之間明顯射流外偏現(xiàn)象，與數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好。四點(diǎn)起爆能夠完全切斷2 cm厚上層靶板，兩點(diǎn)起爆上靶穿透率為48.1%，說明采用多點(diǎn)起爆方式能有效提高ASC侵徹能力。

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EffectsofDetonationPointsNumberonAnnularShapedChargePenetrationAbility

CAO Tao, GU Wenbin, LIU Jianqing, WANG Zhenxiong, XU Jinglin, LIU xin

(College of Field Engineering, PLA University of Science & Technology, Nanjing 210007, China)

In order to study the effects of detonation points number on annular shaped charge (ASC) penetration ability,the structure characteristics of ASC and liners collapsing mechanism were analyzed theoretically.The process of annular jet formation under different detonation points number were simulated with the aid of finite element simulation software LS-DYNA.The shape characteristics and the velocity distribution characteristics of annular jet were discovered in different section.The penetration ability under 2 and 4 detonation points were compared by experimentation and appearance showed in good agreement with numerical simulation. ASC can fully cut upper 2 cm steel target under 4 detonation points,compared to 2 detonation points which turned to be a 48.1% penetration rate.Results provide a reference for the design and practical application of ASC.

ASC; jet deviation; number of detonation points; experimental study

2017-09-02；

2017-09-26

曹濤(1992—)，男，碩士研究生，主要從事爆炸作用機(jī)理和戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)研究。

顧文彬(1961—)，男，教授，博士生導(dǎo)師，主要從事爆炸作用機(jī)理和戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)等方面的教學(xué)和研究，E-mail：guwenbin1@aliyun.com。

10.11809/scbgxb2017.12.025

本文引用格式：曹濤，顧文彬,劉建青，等.起爆點(diǎn)數(shù)量對(duì)側(cè)向環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的影響[J].兵器裝備工程學(xué)報(bào)，2017(12):106-111.

formatCAO Tao, GU Wenbin, LIU Jianqing, et al.Effects of Detonation Points Number on Annular Shaped Charge Penetration Ability[J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(12):106-111.

TJ5

A

2096-2304(2017)12-0106-06

(責(zé)任編輯唐定國(guó))