新結構藥型罩射流對等效前艙的抗干擾研究

肖強強，黃正祥，祖旭東，朱傳勝

（南京理工大學 智能彈藥國防重點學科實驗室，南京210094）

聚能射流具有速度快、能量密度高、穿透能力強等特點，因此聚能裝藥戰斗部被廣泛應用于各種導彈、魚雷、炮彈等彈藥系統中，用于對付坦克、艦船及輕型裝甲車輛，還可作為串聯攻堅戰斗部的前級對付機場跑道、地面建筑、碉堡、掩體等硬目標.聚能射流在飛行過程中極易受到干擾，而導彈、魚雷、末制導炮彈等探測和制導裝置常位于戰斗部的前部，且距離藥型罩底部較近，聚能射流在穿過前艙的過程中未完全成型，射流頭部被前艙消耗，同時產生的碎片等對其進行干擾，容易導致射流發生斷裂失穩現象.為了獲得較好的侵徹能力，聚能射流的頭部速度和斷裂時間應盡可能大[1，2]，因此前艙嚴重影響了聚能射流的破甲威力.

為了降低前艙對聚能射流的干擾，本文設計了一種新結構藥型罩，通過在主藥型罩頂部增加一個小錐角罩，利用小錐角罩形成的高速射流破壞前艙結構，為主射流順利通過前艙提供通道，以保證主射流的侵徹威力.

本文利用AUTODYN－2D仿真軟件計算了有限長桿體以不同速度侵徹前艙時消耗的桿體長度，以虛擬原點法和準定常侵徹理論為基礎，將前艙等效為一定厚度的均質靶板，建立了聚能射流侵徹前艙后計算射流參數的工程算法.通過對常規藥型罩和新結構藥型罩進行仿真計算，分析射流通過前艙后的頭部速度和剩余能量，獲得了聚能射流穿過等效前艙后的參數，并與理論分析進行了對比.同時，利用計算得到的射流參數對2種結構藥型罩射流穿過等效前艙后對混凝土的侵徹孔形進行了計算.

對2種結構藥型罩進行了侵徹帶等效前艙鋼筋混凝土試驗.試驗結果表明，采用常規藥型罩結構的聚能裝藥，其形成的射流在穿過前艙后對鋼筋混凝土靶板的穿深只有2.28m；新結構藥型罩形成的射流，由于前艙已被小射流破壞，大大降低了其對主射流的干擾，主射流順利穿透2.5m厚的鋼筋混凝土靶.試驗結果與理論結果基本吻合.

1 聚能射流侵徹帶等效前艙混凝土分析

聚能射流頭部速度高、尾部速度低，因此在飛行和侵徹過程中，射流會不斷拉伸，射流長度不斷增加.由連續射流侵徹的準定常理論可知，聚能射流的侵徹深度與其長度成正比.隨著射流的繼續拉伸，開始出現頸縮斷裂現象，射流斷裂后，侵徹能力大大降低.因此聚能裝藥戰斗部有一最有利炸高，一方面能夠使射流充分伸長，提高侵徹深度；另一方面防止炸高過大使得射流產生徑向分散和擺動，甚至出現斷裂現象，降低破甲能力.

為了節省彈內空間，彈藥系統中聚能裝藥戰斗部距離前艙較近.聚能射流侵徹前艙時，射流未經充分拉伸，甚至還沒有完全成型，射流直徑較大，侵徹界面處射流速度下降較快，射流能量被大量消耗.由于射流直徑較大，侵徹過程中距離侵徹軸線較近的前艙結構與射流接觸，而射流與前艙的相對速度較高，因此射流在前艙部件的縱向切割下穩定性降低；同時侵徹過程中產生的大量碎片也會對射流的穩定性產生影響.通過上述分析可以看出，聚能射流穿過前艙后頭部速度降低，侵徹混凝土靶時不能充分拉伸，前艙與聚能射流的作用時間越長，越容易發生斷裂失穩現象，致使聚能射流的侵徹能力下降.

由于前艙結構復雜，難以對射流侵徹前艙進行理論計算，采用數值仿真軟件進行計算費時費力，而且對于不同的聚能裝藥結構，需要分別對其侵徹前艙過程進行計算.為了計算聚能射流穿過前艙后的參數，將前艙等效為一定厚度的均質靶板，根據聚能射流的虛擬原點法計算其穿過均質等效靶板后的參數，用以計算射流穿過前艙后對混凝土的侵徹孔形.

采用AUTODYN－2D仿真軟件，令一與聚能射流相同材料的有限長桿體以不同速度vi（i＝1，2，…，n）沿射流侵徹通道侵徹前艙，桿體的長度足夠長，以避免稀疏波在桿底反射.

聚能射流頭部侵徹前艙時，若著靶時射流速度為vT0，至射流穿過前艙速度下降至vT，因此可取長桿體速度vi＝vT0～vT.由于射流頭部速度較高，可不考慮侵徹過程中侵徹體及靶板強度的影響.針對不同長桿體速度vi，計算得到長桿體侵徹前艙過程中消耗的長度為li.由定常侵徹理論可知，在忽略強度影響的情況下，高速長桿體的侵徹深度與速度無關，因此僅考慮長桿體消耗的長度，不同速度下長桿體消耗長度的平均值為

將前艙等效為厚度為He、密度為ρe的均質靶板，則

式中，由于長桿體采用與射流相同的材料，故ρj為射流和長桿體的密度.

圖1為新結構藥型罩射流侵徹帶前艙等效靶混凝土的示意圖.

圖1 新結構藥型罩射流侵徹帶前艙等效靶混凝土示意圖

為方便利用仿真計算得到的射流參數進行理論計算，設聚能裝藥起爆時刻為時間坐標零點，空間坐標零點與仿真模型零點重合，本文空間坐標零點為裝藥頂部.裝藥高度為L，藥型罩底部到前艙的距離為H，（ta，la）為虛擬原點的坐標，由虛擬原點法和準定常侵徹理論可得：

從而得到射流出靶時的頭部速度為

假設射流的尾部速度及直徑沒有受到前艙的影響，則可根據聚能射流穿過前艙后的參數對混凝土的侵徹過程進行計算.

混凝土材料具有低密度、低聲速的特點，聚能射流侵徹混凝土材料時射流的頭部侵徹速度往往大于混凝土聲速.由于靶板材料受到擾動的速度超過材料中擾動的傳播速度，因此會在侵徹界面前形成沖擊波，對混凝土的擴孔過程產生影響.由于射流直徑較細，通常認為，由于射流側表面的稀疏波的作用，在射流中傳播的沖擊波很快衰減，傳播距離有限，對聚能射流侵徹靶板過程的影響有限，因此可不考慮射流中沖擊波的作用.

文獻[3，4]通過考慮在靶板中傳播的沖擊波對侵徹過程的影響，得到了侵徹速度vp大于靶板聲速c0時聚能射流的軸向侵徹方程：

式中，vj為射流著靶速度，vp為侵徹速度，ρt為混凝土的密度，Rt為混凝土靶的侵徹阻抗，c0為零壓狀態下的混凝土靶聲速，λ為常數.

隨著侵徹速度的降低，沖擊波強度也逐漸降低，至vp≤c0時，侵徹方程退化為A－T方程：

在靶中沖擊波的影響下，根據射流速度的不同，擴孔過程[5，6]可分為2個不同階段，聚能射流最終的侵徹孔直徑為

式中，

式中，Dj為射流著靶時的直徑；Dm為侵徹孔的最終直徑.

銅質射流的密度ρj＝8 930kg/m3，混凝土密度ρt＝2 400kg/m3，侵徹阻抗Rt＝110MPa.GRADY[7]通過試驗證實混凝土壓力范圍在3～25GPa之間時，c0和λ的取值范圍為：c0＝3.0～4.1km/s，λ＝1.5～2.2，因此取混凝土狀態參數為c0＝3 000 m/s，λ＝1.7.

2 聚能射流侵徹等效前艙的仿真分析

2.1 有限元計算模型及參數

以某戰斗部引信與頭螺結構為例，對前艙結構進行了簡化，計算時只保留對射流干擾較大的部分組件，對于離射流通道較遠，對射流干擾小的組件則不予考慮.計算和試驗過程中等效前艙材料均為鋁材.

前艙采用Lagrange算法，為確定前艙對均質靶的等效厚度，有限長桿也采用Lagrange算法，桿體侵徹前艙過程采用Lagrange/Lagrange耦合算法求解.由于聚能射流的成型過程屬于大變形過程，無法采用Lagrange網格對其進行計算，因此射流的成型過程采用AUTODYN－2D的Euler求解器進行計算，射流侵徹前艙過程采用Euler/Lagrange流固耦合算法進行計算.聚能裝藥選用Octol炸藥，藥型罩選用高導無氧銅，波形調整器選用尼龍，等效前艙材料為鋁，Octol參數見文獻[8]，高導無氧銅、尼龍及鋁的參數見文獻[9].

2.2 聚能射流抗前艙干擾能力的數值計算分析

新結構藥型罩和常規藥型罩結構的射流形態如圖2所示，新結構藥型罩在主藥型罩的頂部增加了一個小錐角罩，小錐角罩與主藥型罩之間采用圓弧過渡連接.炸藥起爆后小藥型罩首先被壓垮形成高速射流，由主藥型罩壓垮形成的主射流緊隨其后.由于小藥型罩的直徑遠小于主藥型罩，且小藥型罩距離前艙較遠，因此小射流侵徹前艙時已完全成型.利用小射流高速侵徹前艙，為主射流開辟通道，降低了前艙對主射流的干擾.

計算過程中，新結構藥型罩主罩采用與常規藥型罩相同的結構，小錐角罩角度為42°.沒有等效前艙的情況下，聚能裝藥起爆后180μs時，常規藥型罩結構射流頭部速度為7 245m/s，而新結構藥型罩射流頭部由小錐角罩壓垮形成，因此頭部速度比較高，為9 553m/s，對等效前艙有更強的侵徹能力.

圖2 聚能裝藥計算模型及射流形態

2種結構藥型罩射流對等效前艙的侵徹過程如圖3所示.常規藥型罩結構射流頭部在起爆后103.7μs開始接觸等效前艙，此時射流尚未成型；而新結構藥型罩射流由于頭部速度較高，91.6μs開始侵徹等效前艙，此時主射流頭部剛剛形成，而小射流則已完全成型.

150μs時，隨著侵徹過程的進行，小射流被等效前艙消耗完，但主射流已基本成型，常規藥型罩結構由于射流頭部剛剛形成，因此消耗較多，頭部速度降至5 855.8 m/s，等效前艙開始對聚能射流尾部的形成產生干擾.200μs時新結構藥型罩主射流已完全成型，等效前艙大部分被破壞，此時主射流仍具有較高的頭部速度.

250μs時，新結構藥型罩射流穿過等效前艙，結束對等效前艙的侵徹；常規藥型罩結構射流直至300μs時才完成對等效前艙的侵徹，新結構藥型罩減少了等效前艙對射流的干擾時間.

由于等效前艙對聚能射流頭部的消耗，加上對射流成型過程的干擾，射流穿過前艙后出現了嚴重的頸縮現象，導致其斷裂時間提前.

圖3 聚能射流侵徹等效前艙作用過程

圖4為聚能射流動能Ek隨時間的變化曲線.

圖4 聚能射流動能變化曲線

沒有等效前艙時聚能射流在起爆后190μs完全成型，能量達到最大值，常規藥型罩射流能量約為44.5MJ.由于新型藥型罩頂部被小錐角罩代替，與常規藥型罩相比，主射流能量降低0.5 MJ，約1.1%.但小射流能量為4.36 MJ，遠大于主射流能量損失.由于等效前艙對射流能量的消耗，常規藥型罩結構射流頭部在接觸到前艙后能量開始下降，至射流穿過等效前艙，能量消耗了16.1 MJ.與沒有前艙相比，聚能射流的頭部速度從7 245m/s下降至4 565m/s，能量下降至28.5 MJ，等效前艙消耗了聚能射流總能量的36.1%，大大降低了聚能裝藥的侵徹威力.

新結構藥型罩小射流侵徹等效前艙時，主射流在爆轟氣體的作用下能量仍在上升，150μs時主射流開始侵徹等效前艙，能量隨著侵徹過程的進行持續降低.由于主射流侵徹等效前艙時已基本成型，因此在侵徹過程中降低了能量消耗，小射流和主射流消耗的總能量只有11.6 MJ，與常規藥型罩結構相比降低了30%.

為計算均質鋁靶對前艙的等效厚度，用一長度為800 mm的銅質桿體，分別以不同速度沿射流侵徹軸線侵徹等效前艙.圖5為桿體速度為8km/s時通過仿真計算得到的侵徹后的長度.

圖5 桿體速度8km/s時侵徹等效前艙后的剩余長度

銅質桿體侵徹前艙后消耗的長度如表1所示.

表1 不同速度銅質桿體侵徹前艙后消耗長度

從仿真計算結果可以看出，高速侵徹下，速度變化對桿體消耗長度的影響較小，與第1節中的分析一致.桿體的平均消耗長度＝289mm，均質鋁靶的密度ρe＝2 700kg/m3，因此由式（3）可以得到均質等效靶對前艙的等效厚度He＝526mm.

利用仿真計算得到的射流成型參數，對射流侵徹均質等效靶后參數進行了計算，并與射流侵徹前艙后的仿真結果進行了對比.2種藥型罩穿過等效前艙后的頭部速度vT和直徑DT、尾部速度vs和直徑Ds、射流長度L及能量Ek如表2所示.

表2 聚能射流穿過等效前艙后的參數

從結果可以看出，將前艙等效為均質等效靶后，理論計算與仿真結果基本上是吻合的，并節省了大量計算時間.與常規藥型罩相比，新結構藥型罩形成的射流在穿過等效前艙后，頭部速度從4 565 m/s提高到5 864 m/s，提高了28.5%；而射流能量從28.5 MJ提高到36.85 MJ，提高了29.3%，采用新結構藥型罩，大大提高了射流抗前艙干擾的能力.

3 試驗驗證

為了驗證新結構藥型罩對等效前艙的抗干擾能力及侵徹威力，進行了聚能裝藥侵徹帶等效前艙鋼筋混凝土試驗，常規藥型罩結構和新結構藥型罩各進行了一發.

聚能裝藥炸藥為Octol，等效前艙材料為鋁2A11，鋼筋混凝土厚度為2.5 m.常規藥型罩結構的侵徹深度只有2.28m，而新結構藥型罩在穿過等效前艙后，穿透了2.5 m厚的鋼筋混凝土靶，侵徹深度提高了11.7%以上，這表明采用新結構藥型罩可明顯減少等效前艙對射流的干擾作用.

利用表2中的射流參數對聚能射流侵徹混凝土的侵徹孔直徑進行理論計算，詳細計算過程可參考文獻[10]，不同侵徹深度P處侵徹孔直徑DP的試驗與計算結果如圖6所示，試驗結果與理論分析基本上是吻合的.

圖6 侵徹孔形的理論計算與試驗結果對比

4 結論

為了減少前艙對聚能射流的干擾，提高聚能射流穿過前艙后的侵徹威力，在常規藥型罩的頂部增加一小錐角罩，利用小錐角罩形成的小射流清除前艙，為主射流提供通道.

分析了聚能射流侵徹前艙時，將前艙等效為均質靶板的等效方法，針對文中前艙結構，結合數值仿真和理論分析，計算得到了均質等效靶的等效厚度.

由于罩底距離前艙較近，常規藥型罩形成的射流侵徹前艙時未經充分拉伸，能量消耗較多.與常規藥型罩相比，新結構藥型罩形成的射流侵徹等效前艙時能量消耗降低了30%，射流侵徹前艙后，頭部速度提高28.5%，能量提高29.3%，具有更強的侵徹能力.

新結構藥型罩形成的聚能射流穿過等效前艙后對鋼筋混凝土目標的侵徹深度較常規藥型罩結構提高了11.7%以上.

采用數值仿真和理論分析相結合的方法，對帶前艙聚能裝藥侵徹混凝土的侵徹孔直徑進行了計算，試驗與計算結果吻合很好，表明該方法可用于帶前艙聚能裝藥侵徹混凝土的工程計算，滿足計算要求.

針對不同的前艙結構，通過對小錐角罩和主藥型罩的合理匹配，設計出來的新結構藥型罩可達到減少前艙對射流干擾并提高侵徹威力的目的.

[1]HELD M.Transverse shaped charges[C].8th International Symposium on Ballistic.Orlando，USA：IBC，1984：39－47.

[2]HELD M，FISCHER R.Penetration theory of inclined and moving shaped charges [J].Propellants， Explosive，Pyrotechnics，1986，11（4）：115－122.

[3]XIAO Qiang－qiang，HUANG Zheng－xiang，ZU Xu－dong，et al.Supersonic penetration by jet into concrete：research of shaped charge for creating large cavity diameter [C].26th International Symposium on Ballistic.Miami，USA：IBC，2011：1 273－1 279.

[4]肖強強，黃正祥，顧曉輝.沖擊波影響下的聚能射流侵徹擴孔方程[J].高壓物理學報，2011，25（4）：333－338.XIAO Qiang－qiang，HUANG Zheng－xiang，GU Xiao－hui.Equation of penetration and crater growth by shaped charge jet under the influence of shock wave[J].Chinese Journal of High Pressure Physics，2011，25（4）：333－338.（in Chinese）

[5]HELD M.Verification of the equation for radial crater growth by shaped charge jet penetration[J].International Journal of Impact Engineering，1995，17（1）：387－398.

[6]HELD M，HUANG N S，CHANG C C.Determination of the crater radius as a function of time of a shaped charge jet that penetrates water[J].Propellants，Explosives，Pyrotechnics，1996，21（2）：64－69.

[7]GRADY D.Shock equation of state properties of concrete[C].International Conference on Structures Under Shock and Impact.Udine，Southamption：Computational Mechanics Publications，1996：1－10.

[8]HUERTA M，VIGIL M G.Design，analyses，and field test of a 0.7 m conical shaped charge[J].International Journal of Impact Engineering，2006，32（8）：1 201－1 213.

[9]Century Dynamic Ltd.Interactive non－linear dynamic analysis software theory manual[M].Ramon，USA：Century Dynamics Incorporated，2001.

[10]肖強強，黃正祥，顧曉輝.聚能裝藥侵徹混凝土的徑向擴孔工程研究[J].兵工學報，2010，31（4）：464－468.XIAO Qiang－qiang，HUANG Zheng－xiang，GU Xiao－hui.Engineering research of radial crater growth for the penetration in concrete target by shaped charge jet[J].Acta Armamentarii，2010，31（4）：464－468.（in Chinese）