殼體厚度對裝藥爆炸沖擊波特性影響研究

杜 寧,趙梓淇,熊 瑋,劉 闖,張先鋒

(1.沈陽理工大學 裝備工程學院,遼寧 沈陽 110159;2.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

現代局部戰爭分析顯示,戰斗部爆炸形成破片和空氣沖擊波超壓殺傷已成為戰場主要威脅,導致的單兵傷亡約占總傷亡人數的70%,其中空氣沖擊波傷害約占60%[1]。由于裝藥爆炸空氣沖擊波有別于普通的沖擊波,其尾部帶有稀疏波區,且瞬態峰值壓力高,壓力沖量計算比較復雜,因此,裝藥爆炸空氣沖擊波特性成為了國內外學者研究的熱點。

關于炸藥裝藥空爆性能已經開展了大量的試驗研究,文獻[2]對爆炸驅動下復合裝藥空氣沖擊波傳播特性進行了試驗研究,運用自由場傳感器測量單一裝藥、內外復合裝藥空氣沖擊波超壓,發現內外層復合裝藥對提高徑向沖擊波的壓力沖量有顯著優勢。林謀金等[3]分別測量了RDX炸藥、鋁纖維炸藥和傳統含鋁炸藥的壓力-時程曲線,結果表明RDX炸藥中加入鋁纖維可以顯著提高混合炸藥空氣沖擊波的壓力沖量。閆永明[4]測量了不同質量裝藥空爆載荷下不同厚度鋼板變形尺寸,確定了材料強度是影響鋼板抗爆轟變形的關鍵因素之一。文獻[5]測試了TNT炸藥空爆沖擊波峰值超壓,獲得空氣沖擊波衰減規律及相似率經驗公式。王輝[6]對不同厚度包覆層裝藥的內爆性能進行了實驗研究,結果表明爆炸驅動下隨著包覆層質量的增加,空氣沖擊波峰值超壓降低,罐體內的氣體溫度增加。文獻[7]運用AUTODYN軟件計算了不同厚度殼體TNT裝藥的水下爆炸沖擊波峰值超壓,結果表明水中沖擊波峰值超壓隨殼體厚度與裝藥半徑比的增加而增大。ZHANG[8]運用LS-DYNA軟件研究了戰斗部殼體厚度的改變對爆炸空氣沖擊波傳播特性的影響,結果表明空氣沖擊波峰值超壓衰減指數隨殼體厚度的增加而增大。隨著戰斗部殼體厚度增加,炸藥釋放出的能量主要消耗于殼體的變形、破碎和破片的飛散,因此,消耗于爆炸產物的膨脹和形成空氣沖擊波的能量減小。因此,帶殼裝藥爆炸時,殼體厚度會對空氣沖擊波參數產生影響[9]。目前,關于殼體厚度對裝藥空爆性能影響研究的可見公開報道較少。

2A12鋁合金為可熱處理的強化鋁合金,具有良好的塑性成形能力和機械加工性能,是航天、航空、軍工領域常用材料[10]。本文選取3種典型厚度的2A12鋁合金殼體裝藥為研究對象,基于數值模擬方法重點關注殼體厚度對裝藥空氣沖擊波峰值超壓、壓力沖量等問題,分析不同距離處空氣沖擊波超壓的衰減規律,為評價不同厚度殼體裝藥空爆毀傷威力提供參考。

1 不同厚度殼體裝藥爆炸沖擊波特性數值模擬

1.1 模型建立及參數選取

采用AUTODYN軟件模擬裝藥結構空氣中爆炸沖擊波傳播特性,考慮邊界條件、載荷及結構的對稱性,建立裝藥結構的1/2模型,建立的仿真模型與試驗結構[11]保持一致,仿真模型如圖1所示。

圖1 不同厚度殼體裝藥爆炸仿真模型Fig.1 Numerical model of HE with different thickness case

仿真模擬采用Lagrange/Euler耦合算法,裝藥和空氣采用Euler網格,雷管座、殼體、底端蓋采用Lagrange網格。

JH-2炸藥采用JWL狀態方程,雷管座、殼體、底端蓋材料均為2A12鋁合金,2A12鋁合金采用Shock狀態方程及JC本構模型描述,空氣采用AUTODYN材料庫自帶狀態方程。基于文獻[12-13]材料參數及仿真模型所得的仿真結果,可以較好地預測空氣沖擊波峰值超壓等參數。數值模擬中炸藥JWL狀態方程材料參數、2A12鋁合金JC本構參數見表1和表2。表中,ρ為材料密度;v為炸藥爆炸速度;A,B,R1,R2,ω為常數;a為材料初始屈服應力;b為材料塑性應變模量;n為材料塑性硬化指數;C為材料應變強化參數;m為材料熱軟化參數。

表1 JH-2炸藥JWL狀態方程參數[12]Table 1 Parameters of the JH-2 explosive JWL equation of state[12]

表2 2A12鋁合金JC本構參數[13]Table 2 Parameters of 2A12 aluminum-alloy JC constitutive-model[13]

1.2 仿真結果

圖2給出了JH-2炸藥爆炸典型時刻空氣沖擊波壓力波形;不同距離(d)處裸裝藥、2A12鋁合金殼體裝藥爆炸空氣沖擊波超壓隨時間的變化曲線如圖3所示。圖中,η為殼體與裝藥質量比;T-1,T-2,T-3分別表示殼體單邊壁厚2.68 mm,4.06 mm,5.46 mm。由圖2可以看出,JH-2裝藥在自由場中發生爆炸后,波陣面隨著時間的增加而被拉寬,波陣面上的壓力也隨之衰減,0.7 ms時波陣面最大壓力為0.65 MPa,1 ms時波陣面最大壓力衰減至0.45 MPa。由圖3可以看出,2.5 m處空氣沖擊波峰值超壓最大,隨著傳播距離的增加,空氣沖擊波峰值超壓不斷減小,正壓區被不斷拉寬。2.5 m處空氣沖擊波超壓衰減較快,隨著距離的增加,空氣沖擊波超壓衰減較緩慢。壓力衰減是因為空氣沖擊波的壓力隨傳播距離的增加而增加,波陣面上的單位面積能量迅速減小,又由于受壓縮的空氣量不斷增加,使得單位質量空氣的平均能量不斷下降造成的。

圖2 JH-2炸藥爆炸典型時刻的空氣沖擊波壓力Fig.2 Air shock wave pressure of JH-2 explosive at typical time

圖3 空氣沖擊波仿真結果Fig.3 Overpressure simulation results of shock wave

2 分析與討論

2.1 空氣沖擊波峰值超壓

空氣沖擊波峰值超壓是沖擊波對目標破壞作用的重要參數之一,空氣沖擊波峰值超壓的試驗結果和仿真結果對比如表3所示。

表3 空氣沖擊波超壓Table 3 Overpressure of shock wave in air

由文獻[11]及圖3可知,不同厚度2A12鋁合金殼體裝藥與裸裝藥壓力隨時間變化趨勢相同。由表3中空氣沖擊波超壓測試結果可知,η值由0增至0.66時,2A12鋁合金裝藥近區(2.5 m處)爆炸驅動下空氣沖擊波峰值超壓下降幅度較大,為23.7 kPa(即(97.2-73.5) kPa),而遠區(6 m)爆炸驅動下空氣沖擊波峰值超壓下降幅度較小,為5.6 kPa(即(19.6-14) kPa),3.5 m和4.5 m處空氣沖擊波峰值超壓下降幅度分別為11.8 kPa和8.3 kPa。由表3中空氣沖擊波超壓仿真結果可知,η值由0增至0.66時,2.5 m,3.5 m,4.5 m,6 m處空氣沖擊波峰值超壓下降幅度分別為30.6 kPa,15.4 kPa,9.6 kPa,5.5 kPa。隨著殼體厚度增加,不同距離處空氣沖擊波峰值超壓仿真結果與試驗結果相對誤差e較小,在18.1%以內。總體而言,空氣沖擊波峰值超壓仿真結果與試驗結果吻合較好。增加2A12鋁合金殼體厚度,空氣沖擊波峰值超壓逐漸降低,隨著距離的增加,空氣沖擊波峰值超壓下降幅度減小。此外,通過數值模擬方法及參數可以較準確計算空氣沖擊波峰值超壓。

2.2 沖擊波的壓力沖量隨距離變化

空氣沖擊波的壓力沖量也是沖擊波對目標破壞作用的重要參數之一,壓力沖量的大小直接決定了沖擊波破壞作用的程度[14]。從能量守恒角度分析,假設炸藥能量均轉化成殼體變形、破碎、向四周飛散以及爆轟產物膨脹。其中LLOYD[15]對Gurney公式進行改進得到向四周飛散的初速v0為

(1)

由式(1)可得殼體動能與裝藥格尼能的比值為

(2)

由上式可計算出,η為0.3,0.48,0.66時,Eks/Ee約為24.6%,31.5%,36.6%。η值由0.3增至0.66時,殼體質量增加了約1.2倍,Eks/Ee提升了48.8%。對于惰性帶殼裝藥,爆炸形成的空氣沖擊波的壓力沖量I與無殼同等裝藥量形成的沖擊波壓力沖量I0比值可用下式近似計算[16]：

(3)

式中:裝填系數a=me/(me+ms)。

由式(3)可計算出,η為0.3,0.48,0.66時,I/I0約為79.1%,71.4%,65.7%,隨著殼體厚度的增加,I/I0逐漸下降。對沖擊波超壓曲線進行積分,獲得2A12鋁合金裝藥爆炸驅動下空氣沖擊波的壓力沖量試驗值及仿真值,如表4所示。由表4可知,2.5 m處I/I0分別為64.8%,74.7%;6 m處I/I0分別為77.9%,40.4%,65.7%。η由0.30增至0.66時,2.5 m處計算值與試驗值的差異約為18.1%,4.6%;6 m處計算值與試驗值的差異約為1.5%,42.4%,0.9%。總體而言,計算值與試驗值相差較小,因此可以判定2A12鋁合金殼體在爆炸驅動下對空氣沖擊波的壓力沖量無明顯的貢獻。

表4 空氣沖擊波的壓力沖量Table 4 Impulse of air shock wave

由表4中試驗結果可知,η=0.30與裸裝藥相比,在2.5 m處,空氣沖擊波的壓力沖量降低約35.2%;在6 m處,空氣沖擊波的壓力沖量降低約22.1%。η=0.48與裸裝藥相比,在2.5 m處,空氣沖擊波的壓力沖量降低約25.3%;在6 m處,空氣沖擊波的壓力沖量降低約40.6%。η=0.66與裸裝藥相比,在6 m處,空氣沖擊波的壓力沖量降低約34.9%。η=0.66與η=0.48相比,在6 m處,空氣沖擊波的壓力沖量增加約9.5%。對比試驗結果可知,空氣沖擊波的壓力沖量仿真結果相對誤差較大。相同距離處仿真與試驗獲得的空氣沖擊波的壓力沖量有波動但整體呈下降趨勢,整體變化規律一致,總體而言,空氣沖擊波的壓力沖量仿真結果與試驗結果吻合較好,證明了數值模擬方法的可靠性。增加殼體厚度對空氣沖擊波的壓力沖量無明顯的貢獻。數值模擬方法及參數可以較準確計算空氣沖擊波的壓力沖量。

2.3 沖擊波的壓力沖量隨殼體厚度變化規律數值模擬

在驗證了數值模擬方法可靠性的基礎上,研究沖擊波的壓力沖量隨殼體厚度變化規律。分別建立了2A12鋁合金殼體與裝藥質量比η分別為1.05,1.34,1.64,1.87的仿真模型,獲得的空氣沖擊波峰值超壓及空氣沖擊波的壓力沖量結果如表5所示。

表5 空氣沖擊波的壓力沖量Table 5 Impulse of air shock wave

空氣沖擊波的壓力沖量和η的關系如圖4所示。由圖可知,隨著殼體厚度的增加,相同距離處空氣沖擊波的壓力沖量逐漸衰減。

圖4 空氣沖擊波壓力沖量與η的關系Fig.4 Relation between impulse of air shock wave and η

3 結束語

以3種典型厚度2A12鋁合金殼體為研究對象,分析了殼體厚度對裝藥空爆性能的影響規律,同時結合AUTODYN軟件建立了不同厚度殼體裝藥仿真模型。基于數值模擬方法所得結論如下:

①隨著2A12鋁合金殼體厚度的增加,空氣沖擊波峰值超壓降低;隨著距離的增加,空氣沖擊峰值超壓下降幅度減小,相同距離處,殼體越厚,空氣沖擊峰值超壓下降幅度越大。

②增加殼體厚度對空氣沖擊波的壓力沖量無明顯貢獻,隨著殼體厚度的增加,相同距離處空氣沖擊波的壓力沖量逐漸衰減。

③2A12鋁合金殼體裝藥空氣沖擊波峰值超壓仿真結果與試驗結果吻合較好,沖擊波的壓力沖量仿真結果與試驗結果誤差較大,但整體變化規律一致,證明了數值模擬方法及參數的有效性與可靠性。