呂愿宏， 王續(xù)躍， 寶圖雅， 李曉杰， 王連吉

(1. 內(nèi)蒙動(dòng)力機(jī)械研究所， 呼和浩特 010010；2. 大連理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧大連 116024；3. 大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧大連 1160244. 內(nèi)蒙古航天紅崗機(jī)械有限公司， 呼和浩特 010010)

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粉末藥型罩聚能射流形成過(guò)程中溫度分布及影響分析

呂愿宏1， 王續(xù)躍2， 寶圖雅4， 李曉杰3， 王連吉2

(1. 內(nèi)蒙動(dòng)力機(jī)械研究所， 呼和浩特 010010；2. 大連理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院精密與特種加工教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧大連 116024；3. 大連理工大學(xué) 工業(yè)裝備結(jié)構(gòu)分析國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 遼寧大連 1160244. 內(nèi)蒙古航天紅崗機(jī)械有限公司， 呼和浩特 010010)

根據(jù)石油射孔彈的實(shí)際結(jié)構(gòu)和幾何尺寸，運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA-2D非線性動(dòng)力學(xué)有限元分析軟件，采用瞬態(tài)非線性的熱耦合計(jì)算方式，對(duì)孔隙率為11.53%的銅藥型罩射流形成過(guò)程中典型瞬態(tài)的溫度場(chǎng)進(jìn)行描述和分析；對(duì)多孔藥型罩聚能射流的最高溫度-時(shí)間曲線進(jìn)行研究，并對(duì)射流自身是否產(chǎn)生熔化進(jìn)行判斷；對(duì)比了多孔藥型罩與密實(shí)藥型罩聚能射流軸線和外表面溫度。結(jié)果表明：聚能射流軸線溫度高，由軸線向外表面逐漸降低，最高溫度先增大，11μs增到最大1 743K后減小，最后幾乎不變，約為1 378K，多孔藥型罩比密實(shí)藥型罩聚能射流的溫度高，延伸性能和穩(wěn)定性能更好。

石油射孔彈； 數(shù)值模擬； 溫度場(chǎng)； 多孔藥型罩； 密實(shí)藥型罩； 聚能射流

1　引言

金屬聚能射流的溫度越高，延展性能越好，射流斷裂時(shí)間越長(zhǎng)，這決定了聚能射流良好的侵徹性能。但目前還沒(méi)有一種可以直接測(cè)量聚能射流溫度的方法，大都采用估算的方法。劉迎彬等〔1〕主要從多孔藥型罩受到爆轟波加載及卸載作用、多孔藥型罩在壓合時(shí)的塑性變形以及聚能射流拉伸過(guò)程中的塑性變形等三個(gè)方面對(duì)聚能射流引起的溫升進(jìn)行了理論估算，并與密實(shí)藥型罩聚能射流的溫升進(jìn)行比較。陳昊〔2〕用LS-DYNA數(shù)值模擬了球缺形紫銅藥型罩射流形成時(shí)的溫度變化情況。李裕春等〔3〕利用LS-DYNA-2D對(duì)線型聚能射流的形成過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了線型聚能射流形成過(guò)程中溫度的分布特性。馬上等〔4〕提出自適應(yīng)分裂質(zhì)點(diǎn)方案，避免了物質(zhì)點(diǎn)法中的數(shù)值斷裂，更加準(zhǔn)確地仿真了射流形成過(guò)程，并對(duì)射流形成過(guò)程中溫度的分布情況進(jìn)行了分析。

目前，大多是對(duì)某一時(shí)刻密實(shí)藥型罩聚能射流溫度的數(shù)值計(jì)算進(jìn)行研究，對(duì)其是否產(chǎn)生熔化并未給出可靠判斷。通常，所用的粉末旋壓免燒結(jié)工藝壓制的藥型罩會(huì)帶有孔隙，為了研究多孔藥型罩聚能射流在自由運(yùn)動(dòng)過(guò)程中的穩(wěn)定性，對(duì)其溫升進(jìn)行數(shù)值計(jì)算是非常重要的。本文選用多孔材料的物態(tài)方程，對(duì)多孔藥型罩聚能射流的物態(tài)進(jìn)行判斷，并與密實(shí)藥型罩聚能射流的溫度進(jìn)行對(duì)比分析。

2　基本假設(shè)及多孔度

彈殼、炸藥和藥型罩都是均勻連續(xù)介質(zhì)，計(jì)算采用頂部中心點(diǎn)起爆，裝藥結(jié)構(gòu)為嚴(yán)格軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，采用cm-g-μs單位制。粉末藥型罩采用多孔材料狀態(tài)方程進(jìn)行計(jì)算，定義初始多孔度α0為〔5〕：

(1)

式中：ρ0為密實(shí)材料在常態(tài)下的初始密度；ρ00為多孔材料在常態(tài)下的初始密度；V0=1/ρ0；V00=1/ρ00；孔隙率δ=1-1/α0。

3　計(jì)算模型

3.1幾何模型

采用LS-DYNA-2D建立數(shù)值模型，該模型由外殼、炸藥和金屬藥型罩三部分組成。以普遍使用的某型號(hào)石油射孔彈為例〔6〕，裝藥高度為40mm，藥型罩底部外口徑為40mm，罩錐角為60o，罩壁厚為1.5mm，裝藥為28g的PBX9010。射孔彈的整個(gè)結(jié)構(gòu)具有軸對(duì)稱性，為節(jié)約計(jì)算資源，將采用1/2有限元計(jì)算模型，截面結(jié)構(gòu)和尺寸如圖1所示。

圖1　射孔彈的幾何結(jié)構(gòu)和幾何尺寸Fig.1　Geometric structure and dimension of perforating charge

3.2有限元模型

模型使用SOLID162二維實(shí)體單元進(jìn)行網(wǎng)格劃分，彈殼和炸藥、炸藥和藥型罩之間的接觸使用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE接觸算法〔7〕，藥型罩自身的接觸使用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接觸算法。由于藥型罩在炸藥作用下形成聚能射流的過(guò)程中存在大變形、大應(yīng)變，使用Lagrange算法會(huì)造成單元嚴(yán)重畸變，因此需要使用自適應(yīng)網(wǎng)格技術(shù)〔8〕。計(jì)算時(shí)間為20μs，不刪除炸藥和彈殼的作用。彈殼、炸藥和藥型罩均使用映射劃分網(wǎng)格〔9〕。本模型共生成2 908個(gè)節(jié)點(diǎn)，2 652個(gè)單元，其有限元模型如圖2所示。

圖2　射孔彈的有限元模型Fig.2　Finite element model of perforating charge

3.3材料模型及參數(shù)

(2)

式中：P為等熵壓力；E為內(nèi)能；V為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)體積；A，B，R1，R2，ω為待定常數(shù)。

炸藥PBX9010的計(jì)算參數(shù)分別為：密度ρ0=1.787 g/cm3，爆速D=0.84 cm/μs，爆壓PJ=0.34 Mbar，A=5.814 Mbar，B=6.8×10-2Mbar，R1=4.1，R2=1.0，ω=0.35，E0=0.09 Mbar。

藥型罩材料為密實(shí)和多孔紫銅，均統(tǒng)一采用Mie-Gruneisen狀態(tài)方程來(lái)描述〔7〕：

(3)

pH(η)= A1η+A2η2+A3η3

(4)

在以上方程中，可以用α控制孔隙度。當(dāng)α=1時(shí)，為密實(shí)藥型罩，密實(shí)銅的狀態(tài)方程參數(shù)是〔10〕：A1=1.4057，A2=2.4818，A3=3.5961。當(dāng)α=1.13時(shí)，為孔隙率11.53%多孔藥型罩，筆者在文〔10〕中，采用多孔材料模型對(duì)銅在α=1.13孔隙度時(shí)的狀態(tài)方程進(jìn)行修正，并擬合得到：A1=2.5921，A2=-4.229，A3=19.5435。

對(duì)于外殼材料碳鋼采用Gruneisen狀態(tài)方程來(lái)描述：

(5)

式中：c為聲速；S1，S2和S3為D -μ曲線斜率的系數(shù)；γ0為Gruneisen系數(shù)；a為對(duì)γ0的一階修正；μ=ρ/ρ0-1。

鋼外殼的物態(tài)方程參數(shù)為〔11〕：c=0.4569cm/μs，S1=1.49，S2=S3=0，γ0=2.17，a=0.46。

4　模擬結(jié)果與分析

為了對(duì)聚能射流形成過(guò)程進(jìn)行熱力耦合分析，需要在原來(lái)的K文件中加入熱材料關(guān)鍵字與控制關(guān)鍵字。對(duì)于LS -DYNA而言，熱(溫度)、變形和應(yīng)力三者彼此相關(guān)且同時(shí)產(chǎn)生，DYNA提供了三者的耦合計(jì)算。因?yàn)榫勰苌淞餍纬傻倪^(guò)程瞬間完成，高應(yīng)變率下的變形往往是絕熱過(guò)程，所以本文忽略導(dǎo)熱的影響，模型的初始溫度設(shè)定為293 K。分析類型為熱力耦合分析，整個(gè)模擬過(guò)程中采用瞬態(tài)非線性的熱耦合計(jì)算方式。

4.1聚能射流形成過(guò)程中的溫度場(chǎng)

對(duì)多孔藥型罩聚能射流形成過(guò)程溫度場(chǎng)進(jìn)行計(jì)算，設(shè)定計(jì)算時(shí)間為20 μs。通過(guò)數(shù)值模擬得到了聚能射流形成過(guò)程中不同時(shí)刻溫度場(chǎng)云圖。為了便于研究，計(jì)算結(jié)果隱藏外殼和炸藥，取幾個(gè)典型瞬態(tài)的溫度場(chǎng)進(jìn)行觀察和分析，如圖3所示。

圖3　聚能射流形成過(guò)程中的溫度場(chǎng)Fig.3　The temperature field during the jet formation process

圖3給出了聚能射流形成過(guò)程中6個(gè)典型瞬態(tài)溫度場(chǎng)云圖，其中：(a)表示多孔藥型罩的初始狀態(tài)，初始溫度為293 K。(b)表示1.4 μs時(shí)爆轟波到達(dá)多孔藥型罩并使其的溫度上升到994.3 K。(c)表示在爆轟產(chǎn)物的作用下藥型罩向?qū)ΨQ軸線運(yùn)動(dòng)、碰撞，射流頭部已經(jīng)形成。射流頭部附近沿對(duì)稱軸線呈現(xiàn)出最高溫度，罩頂部的溫度較高，罩底部的溫度低較。(d)表示11 μs時(shí)射流對(duì)稱軸線的最高溫度達(dá)到最大值1 743 K，射流、杵體和兩翼溫度均勻，射流溫度最高，杵體次之，兩翼最低，原因是兩翼只受到爆轟波的沖擊壓縮和爆轟產(chǎn)物的作用，還未在中心對(duì)稱軸線發(fā)生碰撞。(e)表示14 μs時(shí)射流內(nèi)部軸線上溫度高，由中心向外溫度逐漸降低，從射流的內(nèi)部軸線最高1 243.26 K降到聚能射流的外表面最低855.46 K。(f)表示隨著射流的自由運(yùn)動(dòng)，射流中心最高溫度區(qū)域被進(jìn)一步拉伸擴(kuò)大，杵體溫度開(kāi)始變得不均勻。

4.2聚能射流溫度分析

由圖3可以看出，多孔藥型罩形成的聚能射流的最高溫度出現(xiàn)在聚能射流軸線上靠近中心位置處，對(duì)射流不同時(shí)刻的最高溫度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量結(jié)果如圖4中的Highest temperature曲線所示。

圖4　銅的沖擊溫度與時(shí)間的關(guān)系曲線Fig.4　Impact T-t relationship curves of copper

聚能射流不同時(shí)刻最高溫度處壓力測(cè)量結(jié)果見(jiàn)圖5。

圖5　聚能射流最高溫度處的壓力與時(shí)間關(guān)系曲線Fig.5　P-t relationship curves at highest temperature of shaped charge jet

由圖4中的Highest temperature曲線和圖5可以看出，1 μs時(shí)炸藥爆轟波未到達(dá)藥型罩，溫度是初始設(shè)定值293 K。2 μs時(shí)爆轟波作用于藥型罩，多孔藥型罩的孔隙被壓實(shí)，粉末壓實(shí)產(chǎn)生能量沉積，溫度驟然上升到966 K。 2 ～11 μs，罩體發(fā)生碰撞產(chǎn)生射流，射流中心發(fā)生巨大的塑形切變，隨著壓力的升高，聚能射流的最高溫度隨時(shí)間不斷升高，11 μs時(shí)，溫度和壓力同時(shí)達(dá)到最大值，最高溫度是1 743 K，最大壓力是35 GPa。11 ～14 μs，射流開(kāi)始進(jìn)入自由狀態(tài)，壓力下降，隨著壓力的下降溫度也下降。14 ～20 μs，射流完全進(jìn)入自由狀態(tài)，壓力較低，溫度幾乎不變，由于自由拉伸溫度略有升高，平均值1 378 K為銅的常壓熔點(diǎn)。

通常，高壓會(huì)使材料的熔點(diǎn)增高，簡(jiǎn)單的高壓熔點(diǎn)可用Simon公式計(jì)算〔12〕：

(6)

式中：Tm0為零壓熔化溫度；Tm是pm壓力下的熔點(diǎn)；a、c是材料常數(shù)，由下式?jīng)Q定：

a=Pc=Qδ2/3[eq(1-δ-1/3)-δ2/3]

(7)

式中：Pc為沖擊熔點(diǎn)處的冷壓值；δ=ρ/ρ0K，對(duì)于銅，ρ0K=9.05；Q=59.7166GPa≈0.6Mbar；q=9.88854〔13〕；銅沖擊熔化點(diǎn)的密度ρm=12.98〔14〕。δ=12.98/9.05= 1.4343，Pc=1.3684Mbar。

(8)

式中：γ是Gruneisen系數(shù)，對(duì)于銅，γ=2〔14〕，則c=1.3。

由上式可得到Simon熔化方程中的參數(shù)a和c均已知，Tm0=1 356 K?？梢郧蠼獬鰣D5中不同沖擊壓強(qiáng)下的熔化溫度，即圖4中的Simon melting point熔化曲線。由圖4可見(jiàn)，9 ～13 μs，聚能射流最高溫度高于Simon公式計(jì)算得到的高壓熔點(diǎn)，高溫處局部產(chǎn)生熔化。13 ～20 μs，盡管聚能射流最高溫度略低于Simon公式計(jì)算得到的高壓熔點(diǎn)，由于高應(yīng)變率下的變形往往是絕熱過(guò)程，所以聚能射流熔化部分仍然保持熔化狀態(tài)。

從圖4中的Highest temperature曲線可以看出，14 ～20 μs聚能射流的最高溫度是略有升高的，共升高了14 K，原因是熱產(chǎn)生的另外一個(gè)來(lái)源是畸變變形作用。現(xiàn)在對(duì)14 μs時(shí)射流橫截上的速度進(jìn)行測(cè)量，測(cè)量截面如圖6中的1-1′所示。

圖6　聚能射流速度測(cè)量截面Fig.6　The velocity measurement cross section of shaped charge jet

設(shè)定截面中間的位置點(diǎn)坐標(biāo)為0，左半軸取負(fù)值，右半軸取正值，其截面上的速度分布見(jiàn)圖7。

圖7　聚能射流截面上的點(diǎn)速度Fig.7　point velocity on measurement cross section of shaped charge jet

由圖7可以看出，截面中間位置速度最大，截面兩外端速度最小，最大相差125 m/s，速度梯度加劇拉伸變形，從而使溫度升高。此外，射流截面中間處速度高，外表面低，也是射流頭部呈尖錐狀的原因。

4.3多孔藥型罩和密實(shí)藥型罩聚能射流溫度比較

由圖4可以看出，14 μs后聚能射流最高溫度比較恒定，標(biāo)志著聚能射流基本形成。下面對(duì)14 μs時(shí)多孔藥型罩和密實(shí)藥型罩聚能射流軸線和外表面溫度進(jìn)行比較和分析。

聚能射流的軸線和外表面溫度測(cè)量位置點(diǎn)如圖8中的點(diǎn)1 ～20所示。外表面溫度測(cè)量位置點(diǎn)：1 ～8是杵體外表面測(cè)量位置點(diǎn)，9 ～15是兩翼外表面測(cè)量位置點(diǎn)，16 ～20是射流外表面測(cè)量位置點(diǎn)。

圖8　聚能射流溫度測(cè)量位置Fig.8　The temperature measurement position of shaped charge jet

14 μs時(shí)多孔藥型罩和密實(shí)藥型罩聚能射流軸線測(cè)量位置點(diǎn)和外表面測(cè)量位置點(diǎn)的溫度分布如圖9所示。

圖9　聚能射流溫度的對(duì)比圖Fig.9　The temperature comparison of inner and outside of shaped charge jet

由圖9分析可知聚能射流的溫度，見(jiàn)表1。

表1　聚能射流溫度

由圖9和表1可以看出，多孔藥型罩聚能射流軸線和外表面的溫度均比密實(shí)藥型罩的高，這主要是由于多孔藥型罩壓垮時(shí)孔隙吸收了大量能量，多孔藥型罩受沖擊波加載及卸載引起的。

軸線上靠近射流的溫度比靠近杵體的溫度高，最高溫度出現(xiàn)在射流軸線上位置點(diǎn)13，由于測(cè)量位置1和20也在聚能射流軸線上，故溫度較高。射流溫度最高，杵體次之，兩翼最低，原因是兩翼只受到爆轟波的沖擊壓縮和爆轟產(chǎn)物的作用，還未在中心對(duì)稱面上發(fā)生碰撞。射流和兩翼過(guò)渡區(qū)溫度梯度大。多孔藥型罩射流外表面平均溫度是855.46 K(582.31 ℃)，密實(shí)罩是687.48 K(414.33 ℃)，多孔罩比密實(shí)罩高167.98 K。銅的再結(jié)晶退火溫度是500 ～700 ℃〔15〕，多孔藥型罩聚能射流外表面達(dá)到了銅的再結(jié)晶退火溫度，延伸性能更好。

通過(guò)以上對(duì)比分析，多孔藥型罩比密實(shí)藥型罩聚能射流的溫度高，延伸性能和穩(wěn)定性能更好。這對(duì)提高聚能射流侵徹能力具有重要意義，與多孔藥型罩高穿深的實(shí)驗(yàn)結(jié)論〔16〕相符。

5　結(jié)論

(1)通過(guò)數(shù)值模擬得到了帶殼射孔彈多孔藥型罩聚能射流形成過(guò)程中的溫度分布：射流溫度最高，杵體次之，兩翼最低；射流內(nèi)部軸線上溫度高，由中心向外溫度逐漸降低，14 μs時(shí)，溫度從射流的中心軸線最高的1 243.26 K降到射流的外表面最低的855.46 K。

(2)分析了聚能射流最高溫度隨時(shí)間的變化規(guī)律：初始溫度是293 K，隨后，聚能射流最高溫度逐漸升高，最高溫度達(dá)到了1 743 K，然后，溫度開(kāi)始逐漸下降，下降到1 378 K后，溫度幾乎不變，聚能射流在之后的形成過(guò)程中局部產(chǎn)生熔化。

(3)多孔藥型罩比密實(shí)藥型罩聚能射流軸線測(cè)量點(diǎn)平均溫度高170.46 K，杵體外表面測(cè)量點(diǎn)平均溫度高258.24 K，兩翼外表面測(cè)量點(diǎn)平均溫度高184.71 K，射流外表面測(cè)量點(diǎn)平均溫度高167.98 K。多孔藥型罩聚能射流中心軸線的溫度和外表面的溫度均高于密實(shí)藥型罩，且14 μs時(shí)多孔藥型罩射流外表面溫度582.31 ℃達(dá)到再結(jié)晶退火溫度500 ～700 ℃，說(shuō)明多孔藥型罩形成聚能射流后自由運(yùn)動(dòng)更加穩(wěn)定。

〔1〕 劉迎彬，沈兆武，劉天生，等. 聚能粒子流溫升的理論計(jì)算[J]. 高壓物理學(xué)報(bào),2013,27(6): 877-883.

LIU Ying-bin, SHEN Zhao-wu, LIU Tian-sheng, et al. Theoretical considerations on the temperaturerise of shaped charge particle jet[J]. Chinese Journal of High Press Physics, 2013,27(6):877-883.

〔2〕 陳昊. 聚能金屬射流形成及侵徹過(guò)程中的動(dòng)態(tài)變形研究[D]. 南京:南京理工大學(xué), 2012.

CHEN Hao. Research on dynamic deformation in process of jet formation and penetration[D]. Nanjing:Nanjing University of Science and Technology, 2012.

〔3〕 李裕春，吳騰芳，徐全軍，等. 線型聚能裝藥射流形成過(guò)程的數(shù)值模擬[J]. 解放軍理工大學(xué)學(xué)報(bào)(自然科學(xué)版)， 2002,3(3):71-75.

LI Yun-chun, WU Teng-fang, XU Quan-jun, et al. Numerical simulation of linear shaped charge jet formation[J]. Journal of PAL University of Science and Technology(Science and Technology), 2002,3(3):71-75.

〔4〕 馬上，張雄. 聚能裝藥射流形成的自適應(yīng)物質(zhì)點(diǎn)法模擬[J]. 固體力學(xué)學(xué)報(bào),2009,30(5):504-508.

MA Shang, ZHANG Xiong. Adaptive material point method for shaped charge jet formation[J]. Chinese Journal of Solid Mechanics,2009,30(5):504-508.

〔5〕 湯文輝，張若棋. 物態(tài)方程理論及計(jì)算概論[M]. 北京: 高等教育出版社,2008:247.

TANG Wen-hui, ZAHNG Ruo-qi.Introduction to theory and computation of equations of state[M]. Beijing:Higher Education Press, 2008:247.

〔6〕 白錫忠，常熹. 油氣井射孔彈及其應(yīng)用[M]. 長(zhǎng)沙: 湖南文藝出版社,1992:263.

BAI Xi-zhong, CHANG Xi. The well perforator and its application[M]. Changsha:Hunan Art Press,1992:263.

〔7〕 LS-DYNA keyword user's manual[Z]. Livermore:Livermore Software Technology Corporation, 2012:75-88.

〔8〕 張紅松，胡仁喜，康士廷. ANSYS 14.5 LS-DYNA非線性有限元分析實(shí)例指導(dǎo)教程[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社,2013:319-324.

ZHANG Hong-song, HU Ren-xi, KANG Shi-ting.ANSYS 14.5 LS-DYNA non-linear finite element analysis examples tutorials[M]. Beijing:Machinery Industry Press, 2013:319-324.

〔9〕 郝好山，胡仁喜，康士廷. ANSYS 12.0 LS-DYNA非線性有限元分析從入門到精通[M]. 北京:機(jī)械工業(yè)出版社, 2010:102-104.

HAO Hao-shan, HU Ren-xi, KANG Shi-ting. ANSYS 12.0 LS-DYNA non-linear finite element analysisfrom entry to master[M]. Beijing: Machinery Industry Press, 2010:102-104.

〔10〕 呂愿宏，王續(xù)躍，李曉杰，等. 粉末藥型罩石油射孔彈侵徹性能的數(shù)值模擬[J]. 工程爆破,2015,21(2):1-4.

LV Yuan-hong,WANG Xu-yue,LI Xiao-jie, et al.The numerical simulation on penetrating performance of powdered liner in perforation of oil[J]. Engeering Blasting, 2015,21(2):1-4.

〔11〕 時(shí)黨勇，李裕春，張勝民. 基于ANSYS_LS-DYNA8.1進(jìn)行顯式動(dòng)力分析[M]. 北京:清華大學(xué)出版社,2005:117.

SHI Dang-yong, LI Yu-chun, ZHANG Sheng-min. Based on ANSYS_LS-DYNA8.1 explicit dynamic analysis[M]. Beijing: Tsinghua University Press, 2005:117.〔12〕 經(jīng)福謙. 實(shí)驗(yàn)物態(tài)方程導(dǎo)引[M]. 北京: 科學(xué)出版社, 1999:385-386.

JING Fu-qian. Experimental equation of state guidance[M]. Beijing: Science Press, 1999:385-386.

〔13〕 徐錫甲，張萬(wàn)箱. 實(shí)用物態(tài)方程理論導(dǎo)引[M]. 北京:科學(xué)出版社,1986:535.

XU Xi-jia, ZHANG Wan-xiang. Practical equation of state theory guide[M]. Beijing: Science Press, 1986:535.〔14〕 MEYER M A. 材料的動(dòng)力學(xué)行為[M]. 張慶民，劉彥，黃風(fēng)雷，等，譯. 北京:國(guó)防工業(yè)出版社,2006:94.

MEYER M A. Dynamic behavior of materials[M]. ZHANG Qing-min, LIU Yan,HUANG Feng-lei, et al, translation. Beijing: National Defence Industry Press, 2006:94.

〔15〕 胡傳炘. 熱加工手冊(cè)[M]. 北京:北京工業(yè)大學(xué)出版社,2002:1151-1152.

HU Chuan-xin. Thermal processing handbook[M]. Beijing: Beijing University of Technology Press,2002:1151-1152.

〔16〕 李如江，沈兆武，劉天生. 多孔藥型罩聚能射流低炸高大穿深機(jī)理研究[J]. 含能材料,2008,16(4):424-427.

LI Ru-jiang, SHEN Zhao-wu, LIU Tian-sheng. Deep penetration mechanism of jet produced by shaped charge with porous liner at low stand off distance[J]. Chinese Journal of Energetic materials, 2008,16(4):424-427.

Temperaturedistributionandinfluenceanalysisduringshapedchargejetformationprocessofpowderliner

LVYuan-hong1，WANGXu-yue2，BAOTu-ya4，LIXiao-jie3，WANGLian-ji2

(1.MachineryDynamicalInstituteofInnerMongolia，Hohhot010010，China；2.KeyLaboratoryforPrecisionandNon-traditionalMachiningTechnologyoftheMinistryofEducation，SchoolofMechanicalEngineering,DalianUniversityofTechnology，Dalian116024,Liaoning,China;3.StateKeyLaboratoryofStructuralAnalysisforIndustrialEquipment，DalianUniversityofTechnology,Dalian116024，Liaoning，China；4.InnerMongoliaAerospaceMachineCorporation,Hohhot010010，China)

Accordingtoactualstructureandgeometrysizeofpetroleumperforatingcharge,thetypicaltransienttemperaturefieldofcopperlinerwith11.53%porosityjetwasdescribedandanalyzedbyusingnonlineardynamicsfiniteelementsoftwareANSYS/LS-DYNA-2Dandnonlineartransientthermalcouplingcalculationmethod.Thehighesttemperature-timecurveofporouslinershapedchargejetwasstudiedandthejetitselfmeltornotwasjudged.Theaxisandtheoutersurfacetemperatureofporouslinerjetandsolidlinerjetwerealsocompared.Theresultshowedthatthetemperatureofaxiswashighest,decreasingfromaxistooutersurface,themaximumpeakoftemperatureinitiallyincreasedto1 743Kin11μs,thendecreased,finallystabilizedat1 738K.Incomparisontosolidcopperliner,thejettemperatureofporouslinerwashigher,andwithbetterstabilityandextensionperformance.

Petroleumperforatingcharge；Numericalsimulation；Temperaturefield；Porousliner；Solidliner；Shapedchargejet

1006-7051(2016)04-0016-06

2016-01-23

國(guó)家自然科學(xué)基金項(xiàng)目(11272081，51321004)

呂愿宏(1988-)，男，碩士，研究方向?yàn)槭蜕淇准夹g(shù)。E-mail： 737052990@qq.com

TD235.22

Adoi： 10.3969/j.issn.1006-7051.2016.04.004