截頂裝藥結構的成型特性研究

姬 龍,王 平,王拱辰

(西安現代控制技術研究所,陜西 西安 710065)

聚能裝藥主要是利用聚能效應對裝甲目標進行毀傷,在一定炸高條件下具有較強的侵徹能力。最為突出的特點和優勢為其毀傷能力不依賴于武器發射平臺本身和平臺動能,因而適用范圍廣,應用方式靈活,并可造成對裝甲等堅固目標的高效毀傷。

目前,傳統聚能裝藥普遍存在藥型罩質量利用率低,絕大部分藥型罩材料形成了侵徹能力較低的杵體,限制了射流對目標的毀傷威力(開孔孔徑和穿深),使得射流穿透靶板后的后效不足。為了提高聚能裝藥的侵徹威力,增加聚能侵徹體的侵徹深度和侵徹孔徑,國外學者開展了探索性研究。俄羅斯科學家MININ等首次提出了超聚能概念,并通過數值模擬進行了驗證,結果表明,這種超聚能方法既能增加射流速度又能增加射流質量,且這種新效應能有效應用在石油射孔彈中;隨后,文獻[2-3]利用數值仿真對超聚能進行了深入的研究,得出在給定的結構中,射流速度增加了25%～30%;國內學者王淦龍、陳莉等基于國外報道的多種超聚能裝藥結構,開展了數值仿真研究,并針對截頂輔助藥型罩結構進行了優化,得出其形成的射流在速度和動能方面有了明顯的提高;文獻[6]采用試驗和數值模擬相結合的方法,探索了5種不同材料作為附加裝置的超聚能裝藥的侵徹性能,并與傳統錐形裝藥進行了比較,研究結果表明鎢作為附加裝置時形成的射流長度和頭部速度最大。文獻[7]通過數值模擬和X光試驗驗證了截頂裝藥結構射流的成型特性,得出截頂裝藥結構可有效提高射流的頭部速度,同時可以減少杵體的直徑,提升藥型罩的質量利用率。文獻[8]利用AUTODYN-2D軟件,研究了藥型罩不同錐角時,附加裝置的材質、厚度和直徑對速度的影響,得出截頂裝藥結構更適合于對大錐角的傳統裝藥進行改進。文獻[9-10]提出了超聚能射流的形成理論和計算方法，給出了附加裝置材料密度、厚度和藥型罩錐角、密度、厚度與超聚能射流速度、有效質量之間的關系。

本文以截頂結構超聚能裝藥為研究對象,利用數值模擬的手段,從大錐角聚能裝藥的成型特性研究出發,開展截頂裝藥條件下不同結構的附加裝置對射流成型影響的研究,探求同時增大聚能射流頭部的最大速度和質量的方法。

1 大錐角聚能裝藥聚能射流成型特性

提高聚能裝藥的侵徹威力,增加聚能射流的侵徹深度和侵徹孔徑,必須提高聚能射流的速度和直徑。傳統的射流成型理論表明,聚能射流的速度和直徑不可能同時得到提高,提高射流速度需要增加藥型罩的壓垮速度、減小壓垮角,而壓垮角的減小勢必造成藥型罩的質量利用率下降,射流直徑減小,同樣,提高射流直徑也會使得速度降低。本文首先對大錐角聚能裝藥端面起爆的成型特性進行研究,針對現有大錐角聚能裝藥成型過程中雖形成的射流直徑大,但射流頭部速度低的問題,指明結構優化的方向。

利用AUTODYN軟件,對大錐角裝藥結構的成型特性進行數值模擬。模擬仿真示意圖如圖1所示,裝藥直徑88 mm,裝藥高度88.4 mm,藥型罩為單錐銅藥型罩,錐角為90°,等壁厚0.88 mm,屬于薄壁厚,頂部直徑20 mm,頂部壁厚1.4 mm(頂部壁厚過薄容易被擊穿),采用面起爆。不同時刻()聚能射流的速度云圖如圖2所示。

圖1 大錐角的常規裝藥仿真模型

圖2 大錐角裝藥聚能射流的速度云圖

由圖2可知,藥型罩頂部材料基本都留在了杵體部分。由于截頂直徑大,射流頭部碰撞速度高,形成的射流頭部直徑非常細,頭部很早就出現了斷裂的射流粒子。從35 μs時刻和50 μs時刻射流速度分布圖可以看到,射流在拉伸過程中,射流頭部速度雖有提高,但頭部斷裂更加明顯,表明射流性能不穩定。所以在傳統聚能裝藥結構中,依靠加大罩頂直徑來提高射流頭部速度是不可行的。通過計算射流質量與原始藥型罩質量比可以得到藥型罩利用率為30.98%,藥型罩利用率較低。

2 截頂裝藥結構成型仿真研究

為形成射流頭部速度高,且藥型罩利用率大的射流,必須使藥型罩材料壓垮角等于或大于180°對稱軸。目前,多采用截頂裝藥結構,使藥型罩在初始壓垮過程中有足夠的加速空間,以更高的速度在軸線處碰撞。

2.1 截頂等壁厚單錐結構

裝藥結構如圖3所示,裝藥直徑88 mm,裝藥高度88.4 mm,藥型罩為單錐銅藥型罩,錐角為90°,等壁厚0.88 mm,藥型罩截頂直徑設置為20 mm。附加裝置直徑為20 mm,厚度為5 mm,采用密度為19.3 g/cm的鎢,用來代替傳統結構中的藥型罩頂部。圖4和圖5分別為壓力云圖和速度云圖。

圖3 截頂等壁厚單錐結構仿真模型

圖4 10 μs時截頂等壁厚單錐結構藥型罩壓力云圖

根據圖5不同時刻射流速度可知,所形成的射流比傳統藥型罩單純加大藥型罩截頂直徑要穩定,射流的最高速度更高,但射流存在頭部直徑小,容易斷裂的問題,根據圖4可知出現該問題可能是因為藥型罩壁厚過薄造成初始壓垮速度過大,碰撞時形成射流速度過高,而后期藥型罩在壓垮時,速度與之相差較大,導致形成射流頭部過細。通過截取射流質量與原始藥型罩質量比可以得到藥型罩利用率為26.31%,采用截頂等壁厚單錐結構,射流速度有所提升,但是藥型罩利用率降低。

圖5 截頂裝藥聚能射流的速度云圖

2.2 截頂變壁厚結構

針對上述現象,附加裝置與上述一致,藥型罩外母線為單錐直線,內母線為圓弧;壁兩端厚,中間薄,小端壁厚2 mm,大端壁厚2.5 mm,最小壁厚1 mm,聚能裝藥結構如圖6所示。圖7和圖8分別為壓力云圖和速度云圖。

圖6 截頂變壁厚結構仿真模型

圖7 10 μs時截頂變壁厚結構藥型罩的壓力云圖

圖8 截頂變壁厚結構聚能射流的速度云圖

由圖8可以得到,射流在拉伸過程中基本沒有出現射流斷裂現象,并且射流連續段頭部最大速度達到將近9 000 m/s,從射流速度分布云圖看,射流穩定性也有所提高。從圖7中可知,在射流初始壓垮過程中,藥型罩頂部材料僅有極小部分與附加裝置接觸,沿著附加裝置表面流動,導致附加裝置與藥型罩相互作用時間縮短,即縮短了能量傳遞時間,并且由于杵體速度較高,產生極大后向作用力與附加裝置相互作用,造成附加裝置表面材料向內凹陷,這樣能量傳遞時間與面積將更進一步減小。通過計算射流質量與原始藥型罩質量比可以得到藥型罩利用率為29.21%,藥型罩利用率較截頂等壁厚單錐結構有所提升。

2.3 截頂半球形附加裝置變壁厚結構

為進一步優化射流形態,提高射流的頭部速度,采用上節中藥型罩結構,將附加裝置設置成如圖9所示結構。

圖9 截頂半球形附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖10和圖11分別為壓力云圖和速度云圖。從圖10中可以看出,藥型罩小端在初始壓垮的過程中,藥型罩材料能大致沿著附加裝置壁面流動,使附加裝置初始就具有推動藥型罩材料流動的作用,賦予射流材料一個橫向速度。附加裝置頂部為一個球型罩,具有一定的壓垮加速空間,在炸藥作用下附加裝置將具有一個更高的速度來推動杵體向前運動。在射流形成初期,射流直徑與杵體直徑大致相同,長度也大致相同。隨著射流的拉伸,藥型罩口部材料的壓垮角逐漸增大,后期大部分材料都將進入射流中,射流直徑逐漸增大,根據圖11可以得到,35 μs時,射流最大直徑大于杵體最大直徑,且射流長度是杵體的3～4倍左右,至50 μs時,杵體基本消失。從射流成型拉伸中軸線上速度分布圖看,射流速度大致呈線性關系,射流軸向密度與壓力分布比較平緩,表示射流穩定性較好,不易斷裂,通過計算射流質量與原始藥型罩質量比可以得到藥型罩質量利用率高達51.6%。但在射流成型過程中頭部還是會擠出高速的射流粒子,而最終成型的射流頭部速度較高,達10 000 m/s以上,藥型罩口部材料在后期壓垮中壓垮角大,不穩定性明顯,所以可得藥型罩小端錐角可能還可以再加大或者加厚,藥型罩大端錐角可以適當減小或者加厚。

圖10 10 μs時截頂半球形附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

圖11 截頂半球形附加裝置變壁厚結構聚能射流的速度云圖

2.4 截頂半球形(材料鎢)附加裝置變壁厚結構

基于以上分析,適當增大藥型罩頂部錐角和壁厚,使其初始壓垮角進一步增大,讓更多的材料參與射流頭部的形成,進而加粗射流頭部直徑。同時減小藥型罩口部錐角,由于隨著藥型罩壓垮的進行,壓垮角從頂部至口部呈增大趨勢。從仿真中可以得到,藥型罩口部大部分材料最終進入射流尾部,適當減小藥型罩口部錐角可以提高口部材料壓垮速度,進而提高射流尾部速度,同時適當增大藥型罩口部壁厚也可能可以增大射流尾部直徑,最終增大了射流的質量,提高藥型罩質量的利用率。因此,將藥型罩改為曲線罩。

裝藥結構如圖12所示,藥型罩外母線曲率半徑為137.6 mm,內母線曲率半徑為111 mm,頂部壁厚為2 mm,外錐角為96°,內錐角為104°,口部壁厚為2.5 mm,外錐角為44°,內錐角為36°,藥型罩最小壁厚為1 mm。該結構藥型罩母線比單錐罩母線有所加長,增加了射流成型的基礎質量。

圖12 截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖13和圖14分別為壓力云圖和速度云圖。

圖13 10 μs時截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

與單錐罩形成的超聚能射流相比較,從圖13可以看到,射流在形成過程中形態相似,但是由于藥型罩質量增加,所以形成的射流質量也增大,通過計算射流質量與原始藥型罩質量比可以得到質量利用率達到35.8%,根據圖14速度分布圖可知,隨著拉伸的進行,射流的穩定性有所提高。射流頭部速度有很大提高,杵體直徑也有明顯減小。但是在成型過程中,杵體尾部與附加裝置的接觸面積逐漸減小,這使得附加裝置與侵徹體間的能量傳遞關系變得不穩定,而且射流頭部還是存在直徑很小的問題,這在侵徹過程中是不利的,需要采用一定方法進行優化。

圖14 截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構藥型罩聚能射流的速度云圖

2.5 截頂半球形(材料鋁)附加裝置變壁厚結構

針對附加裝置與侵徹體在成型過程中接觸不緊密問題,提出了如下方案。如圖15所示,將原附加裝置的半球形罩材料換成了低密度的鋁材料,鋁的密度為2.7 g/cm,使其能在爆轟波的作用下壓垮獲得高速,對與藥型罩接觸的鎢制錐形罩裝置進行推動加速。

圖15 截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖16和圖17分別為壓力云圖和速度云圖。由圖16可以看出,在鋁的推動下,鎢制錐形罩獲得了比用鎢制半球罩推動的更大的速度,即獲得了更大的能量,藥型罩在壓垮過程中完全與附加裝置接觸,能量傳遞路徑完整。

圖16 10 μs時截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

由圖17可知,在射流成型過程中,射流頭部始終比以上幾種方案粗,沒有出現高速粒子擠出現象。從壓力分布圖可以看出,射流拉伸至50 μs時,有效射流段幾乎無波動,即此時射流性能穩定,不易發生斷裂。射流最大速度略有下降,大約為8 000 m/s,這可能是因為附加裝置的直徑不夠大,不能完全引導藥型罩材料沿著壁面向軸線移動,從仿真中也可以看出,藥型罩有部分材料沿著附加裝置表面遠離軸線移動,沒有將所有藥型罩材料向前向軸線推動,而鎢制錐形罩在鋁制半球罩推動下,軸線處壁厚變得非常薄,對銅藥型罩軸線處材料的推動作用下降,也將可能導致射流頭部速度下降。

圖17 截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構聚能射流的速度云圖

2.6 加大截頂半球形附加裝置結構

在采用上節藥型罩的基礎上,將附加裝置直徑加大,加厚鎢制錐形罩軸線處壁厚。裝藥結構如圖18 所示。

圖18 加大截頂半球形附加裝置仿真模型

圖19和圖20分別為藥型罩壓力云圖和聚能射流速度云圖。由圖19可知,在射流形成初期,與附加裝置接觸的藥型罩小端材料壓垮角大于90°,靠近小端的藥型罩材料壓垮角小于90°,杵體直徑大于射流直徑,當壓垮至藥型罩中部位置時,藥型罩壓垮角大于90°,杵體直徑逐漸減小,射流最大直徑變大,最終形成射流最大直徑大于杵體最大直徑的超聚能射流。根據圖20可知,加大附加裝置直徑后,射流最大速度提高到9 300 m/s,形成杵體減小,從壓力分布得到射流也更早地拉伸至穩定狀態,提高了射流的穩定性。

圖19 5 μs時加大截頂半球形附加裝置結構藥型罩壓力云圖

圖20 加大截頂半球形附加裝置結構聚能射流的速度云圖

3 結束語

本文通過對截頂裝藥結構中附加裝置結構和藥型罩結構進行優化調整,使得形成的聚能射流既具有較高的射流速度,又具有較高的藥型罩質量利用率,較傳統裝藥結構獲得射流形態有了新的突破,可以有效提高射流的頭部速度和藥型罩的利用率。

采用截頂半球形附加裝置變壁厚結構超聚能裝藥,射流頭部速度可超過10 000 m/s,通過計算射流質量與原始藥型罩質量比,可以得到藥型罩利用率為51.6%,極大提升了聚能射流的毀傷能力。

同時,本文研究表明,加入高密度的附加裝置代替傳統藥型罩的頂部,可使適配的藥型罩截頂直徑加大,在附加裝置推動、藥型罩壓垮加速空間增大以及壓垮角增大的三重作用下,能將原來形成最大速度較低的大錐角藥型罩的速度有效提高,并且使藥型罩更多的材料進入到射流成型中,藥型罩利用率增加,形成直徑粗大的高速射流。