蘇成海， 王海福， 謝劍文， 葛超， 鄭元楓

(北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

0 引言

近10年來(lái)，活性材料技術(shù)在聚能裝藥領(lǐng)域的應(yīng)用已成為高效毀傷領(lǐng)域研究熱點(diǎn)之一。與傳統(tǒng)金屬藥型罩明顯不同的是，活性藥型罩是在高聚物中填充金屬粉末、經(jīng)冷壓燒結(jié)硬化制備而成的一種新型含能藥型罩?；钚运幮驼志哂休^高的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度，在聚能作用下形成的活性射流通過(guò)侵徹與爆炸(簡(jiǎn)稱侵爆)聯(lián)合毀傷機(jī)理實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)的高效毀傷?；钚陨淞魇紫壤米陨韯?dòng)能侵徹目標(biāo)，經(jīng)一定延遲后在目標(biāo)內(nèi)發(fā)生爆炸，迅速釋放大量化學(xué)能與氣體產(chǎn)物，從而顯著提高對(duì)目標(biāo)毀傷效應(yīng)。特別是在打擊混凝土與磚石建筑和輕裝甲類目標(biāo)時(shí)更能發(fā)揮強(qiáng)毀傷效應(yīng)，造成靶體發(fā)生嚴(yán)重毀壞，或大幅度提高靶后毀傷效應(yīng)[1-2]。

Baker等通過(guò)實(shí)驗(yàn)初步驗(yàn)證了活性射流對(duì)混凝土靶的侵爆聯(lián)合毀傷行為，討論了負(fù)氧、零氧和正氧配方體系，認(rèn)為氧平衡配方體系更利于活性射流對(duì)混凝土目標(biāo)的毀傷[3]。Daniels等開展了大口徑活性藥型罩聚能裝藥對(duì)典型目標(biāo)毀傷的實(shí)驗(yàn)研究。結(jié)果表明，216 mm活性藥型罩聚能裝藥在瀝青跑道上造成的彈坑達(dá)1.53 m，可對(duì)類橋墩目標(biāo)造成嚴(yán)重毀傷[4]。Wang等通過(guò)X光實(shí)驗(yàn)研究了活性射流的成形行為，初步開展了活性射流侵徹鋼靶的實(shí)驗(yàn)研究[5]。Xiao等通過(guò)實(shí)驗(yàn)研究了活性射流對(duì)多層介質(zhì)目標(biāo)的毀傷行為，建立了活性射流作用下混凝土內(nèi)裂紋模型[6-7]。高本兵等采用SPH方法對(duì)銅、聚四氟乙烯、聚四氟乙烯- 銅3種材料藥型罩的射流成形及其對(duì)鋼靶侵徹靶板過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究[8]。張雪朋等對(duì)活性射流破甲后的超壓特性進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究[9]。

由此可見(jiàn)，國(guó)內(nèi)外在活性射流研究領(lǐng)域已取得一定進(jìn)展，但上述研究均側(cè)重活性藥型罩聚能裝藥對(duì)目標(biāo)毀傷效應(yīng)的驗(yàn)證，在機(jī)理性和規(guī)律性方面的研究有待進(jìn)一步加強(qiáng)。

本文擬圍繞配方和炸高對(duì)活性射流毀傷混凝土靶影響特性進(jìn)行研究，結(jié)合實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬對(duì)影響機(jī)理進(jìn)行討論。

1 實(shí)驗(yàn)方法

1.1 活性藥型罩

采用模壓與燒結(jié)工藝制備單錐活性藥型罩，表1給出了不同配方體系活性藥型罩的相對(duì)放熱量和相對(duì)氣體產(chǎn)物量。圖1所示為制備得到的3種活性藥型罩。從配方體系看，配方A是在聚四氟乙烯粉體中直接添加鋁粉，其中，聚四氟乙烯粉體平均尺寸100 nm，鋁粉平均尺寸350 μm. 配方B和配方C是在配方A基礎(chǔ)上利用部分無(wú)機(jī)氧化劑代替部分高聚物，造成配方B和配方C的放熱量有所提高，但氣體產(chǎn)物量有所下降。

表1 活性藥型罩參數(shù)

注：相對(duì)放熱量=某配方的放熱量/A配方的放熱量；相對(duì)氣體產(chǎn)物量=某配方的氣體產(chǎn)物量/A配方的氣體產(chǎn)物量。

圖1 活性藥型罩樣品Fig.1 Reactive liner samples

1.2 聚能裝藥

聚能裝藥主要由裝藥藥柱和活性藥型罩組成，如圖2所示。裝藥藥柱由梯恩梯(TNT)炸藥壓制而成，藥柱理論直徑為46 mm、高度為60 mm、質(zhì)量為130 g. 經(jīng)排水法測(cè)試，壓制藥柱密度均在(1.63±0.1)g/cm3范圍內(nèi)，滿足實(shí)驗(yàn)要求。實(shí)驗(yàn)中，雷管固定在TNT藥柱底部中心，以確保中心起爆。

圖2 活性藥型罩聚能裝藥Fig.2 Reactive liner shaped charge

1.3 實(shí)驗(yàn)布置

聚能實(shí)驗(yàn)在爆炸洞內(nèi)開展，實(shí)驗(yàn)布置如圖3所示。聚能裝藥通過(guò)掛鉤懸掛在一定炸高處，圓柱形混凝土靶標(biāo)尺寸為φ650 mm×1 000 mm，混凝土四周由3 mm厚的鐵箍周向加固，實(shí)驗(yàn)前測(cè)得混凝土平均強(qiáng)度為36.2 MPa.

圖3 實(shí)驗(yàn)布置Fig.3 Experimental setup

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

2.1 不同配方下毀傷效應(yīng)

圖4 不同配方的活性藥型罩與鋁罩聚能裝藥對(duì)混凝土靶毀傷實(shí)驗(yàn)結(jié)果Fig.4 Experimental results of concrete target damage effects by reactive and aluminum liners

3種配方活性藥型罩聚能裝藥在1倍裝藥口徑炸高條件下對(duì)C35混凝土靶的毀傷效果如圖4(a)～圖4(c)所示。圖4表明活性藥型罩配方對(duì)毀傷效應(yīng)有顯著影響：A配方活性射流對(duì)混凝土靶毀傷最理想，混凝土靶側(cè)周的加固鐵箍撕裂，有大塊混凝土脫落，并在靶標(biāo)內(nèi)形成錐形坑，靶標(biāo)表面裂紋明顯，裂痕較深；B、C配方毀傷效應(yīng)較弱，主要表現(xiàn)在侵徹深度淺、表面裂紋細(xì)小、裂紋數(shù)量較少等。3種配方活性藥型罩聚能裝藥對(duì)混凝土靶毀傷實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)列于表2. 由表2可知，A配方活性射流對(duì)靶標(biāo)造成的侵徹深度最大，對(duì)應(yīng)的錐形坑表面毀傷直徑也最大，B、C兩種配方的侵徹深度依次下降，對(duì)應(yīng)的彈坑表面毀傷直徑也依次降低。作為對(duì)比，圖4(d)中給出了Baker等[3]開展的在1倍裝藥口徑炸高條件下鋁射流侵徹混凝土靶實(shí)驗(yàn)毀傷效果圖。需要注意的是，鋁藥型罩直徑81 mm，明顯大于本實(shí)驗(yàn)中活性藥型罩口徑，對(duì)比實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明，鋁射流的侵徹深度最大(大約為3.1D，D為裝藥直徑)，但其產(chǎn)生的附帶毀傷最小[3]。由此可見(jiàn)，活性射流在毀傷行為上與傳統(tǒng)金屬射流有明顯區(qū)別，活性射流在侵徹過(guò)程中適時(shí)發(fā)生爆炸反應(yīng)，通過(guò)劇烈的內(nèi)爆效應(yīng)大幅提高對(duì)目標(biāo)的毀傷威力。

表2 活性藥型罩配方對(duì)毀傷效應(yīng)影響實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)

注：錐形坑直徑為毀傷后混凝土靶表面剝落區(qū)平均直徑，深度為毀傷后形成的錐形凹坑中心與混凝土靶表面之間的垂直距離。

2.2 不同炸高下毀傷效應(yīng)

基于毀傷效應(yīng)最佳的A配方活性藥型罩，在靶標(biāo)與裝藥條件不變條件下，繼續(xù)開展炸高為0.5D和1.5D條件下的靜爆威力實(shí)驗(yàn)研究，以獲得炸高對(duì)毀傷效應(yīng)的影響特性，實(shí)驗(yàn)結(jié)果如圖5所示。由圖5可見(jiàn)，炸高對(duì)毀傷效應(yīng)也有顯著影響，活性藥型罩最優(yōu)炸高為1倍裝藥口徑。表3列出了不同炸高下的毀傷實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖5 炸高對(duì)毀傷效應(yīng)影響特性Fig.5 Influence of stand-off distance on damage effect

炸高錐形坑深度錐形坑直徑實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)/mm裝藥直徑倍數(shù)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)/mm裝藥直徑倍數(shù)0.5D100.12.18399.68.691.0D110.22.40470.210.221.5D99.72.17320.46.97

3 討論與分析

3.1 配方影響分析

活性射流對(duì)混凝土靶的毀傷過(guò)程如下：活性藥型罩聚能裝藥在t0時(shí)刻起爆，在t1時(shí)刻活性射流頭部到達(dá)混凝土靶，并首先利用自身動(dòng)能實(shí)現(xiàn)對(duì)混凝土靶的侵徹。當(dāng)t=τ(τ為活性材料反應(yīng)延遲時(shí)間，是指活性材料從受裝藥爆轟波激發(fā)開始，直到活性材料發(fā)生顯著爆炸反應(yīng)的時(shí)間間隔[10])時(shí)，活性射流侵入混凝土靶一定深度，并發(fā)生劇烈的爆炸反應(yīng)?；钚陨淞鞅ê螅瑢?duì)混凝土靶的毀傷行為從侵徹轉(zhuǎn)變?yōu)楸?，大量混凝土介質(zhì)碎裂并被拋擲，形成一個(gè)顯著的錐形坑。從機(jī)理上分析，活性射流對(duì)混凝土靶毀傷效應(yīng)的顯著增強(qiáng)可由應(yīng)力波理論加以解釋[11]?；钚陨淞髑謴鼗炷涟幸约霸谄鋬?nèi)部釋放化學(xué)能的過(guò)程，與柱狀裝藥的淺眼爆破過(guò)程十分相似。首先，侵徹過(guò)程進(jìn)行開孔并將活性材料送入目標(biāo)內(nèi)部；然后，活性射流(類似于柱狀裝藥)發(fā)生劇烈化學(xué)反應(yīng)，并釋放大量氣體產(chǎn)物，導(dǎo)致目標(biāo)內(nèi)部壓力急劇增加，形成破碎區(qū)。在破碎區(qū)內(nèi)，混凝土發(fā)生破碎并被拋向周圍空氣；同時(shí)沖擊波傳入混凝土靶中，在徑向上產(chǎn)生壓縮應(yīng)力和應(yīng)變，也相應(yīng)地在切向上產(chǎn)生拉伸應(yīng)力與應(yīng)變。由于材料抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)低于抗壓強(qiáng)度，混凝土首先在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生斷裂，從而形成數(shù)個(gè)徑向裂紋。隨著徑向裂紋的形成，混凝土內(nèi)部的壓力迅速下降，同時(shí)存儲(chǔ)在靶板內(nèi)部的彈性變形能釋放，導(dǎo)致混凝土在徑向上形成拉應(yīng)力，從而形成了切向裂紋。與破碎區(qū)相比，此過(guò)程中混凝土形成較寬的裂紋區(qū)，隨后氣體產(chǎn)物開始流入靶標(biāo)內(nèi)部，導(dǎo)致裂紋進(jìn)一步擴(kuò)展。當(dāng)沖擊波和氣體壓力衰減到一定程度后，裂紋擴(kuò)展結(jié)束，裂紋區(qū)最終形成。

基于上述分析，可從侵徹和內(nèi)爆行為兩方面討論配方對(duì)毀傷效應(yīng)的影響機(jī)理。

從侵徹角度，在配方B和配方C中增加無(wú)機(jī)物會(huì)造成活性材料延展性下降和反應(yīng)延遲時(shí)間減小?；钚圆牧涎诱剐缘南陆翟斐苫钚陨淞鞲装l(fā)生斷裂，活性材料反應(yīng)延遲時(shí)間的減小，引起活性射流剛開始侵徹混凝土靶就發(fā)生爆炸，從而造成侵徹的過(guò)早終止，這兩個(gè)因素均導(dǎo)致活性射流對(duì)混凝土靶侵徹深度的顯著下降。

從內(nèi)爆角度，一是配方B和配方C兩種活性射流侵徹深度的嚴(yán)重不足直接造成侵徹孔內(nèi)活性材料爆炸位置過(guò)淺，不利于對(duì)混凝土靶的爆破拋擲行為；另一方面，配方B和配方C兩種活性射流雖具有較高的反應(yīng)熱，但氣體產(chǎn)物量偏少，而對(duì)于活性材料內(nèi)爆拋擲行為，大量氣體產(chǎn)物的迅速釋放才能顯著提高侵徹孔內(nèi)的瞬間壓力，是造成混凝土毀傷的關(guān)鍵。由此可見(jiàn)，配方A通過(guò)較好的延展性和較長(zhǎng)的起爆延遲時(shí)間保證了較適當(dāng)?shù)那謴厣疃群捅ㄎ恢?，也能通過(guò)最大的氣體產(chǎn)物量實(shí)現(xiàn)對(duì)混凝土最為顯著的拋擲爆破。

3.2 炸高影響分析

如前所述，活性射流與混凝土靶的相互作用過(guò)程是一個(gè)復(fù)雜的動(dòng)態(tài)響應(yīng)和化學(xué)動(dòng)力學(xué)問(wèn)題過(guò)程?；钚圆牧显跊_擊加載下不會(huì)立刻發(fā)生劇烈的化學(xué)反應(yīng)，而是要經(jīng)歷一段反應(yīng)延遲時(shí)間。對(duì)聚四氟乙烯/鋁配方體系的活性射流反應(yīng)延遲時(shí)間τ，該參數(shù)受鋁粉顆粒大小影響顯著，隨著鋁粉顆粒尺寸的增大，鋁粉在成形過(guò)程中的升溫速率下降，其達(dá)到臨界點(diǎn)火溫度所需的時(shí)間增加，對(duì)應(yīng)的反應(yīng)延遲時(shí)間增長(zhǎng)[12]。由此可見(jiàn)，通過(guò)選擇鋁粉顆粒的大小，可實(shí)現(xiàn)活性射流反應(yīng)延遲時(shí)間的有效控制。與此同時(shí)，文獻(xiàn)[12]還基于鋁粉點(diǎn)火的對(duì)流熱傳導(dǎo)理論建立了活性射流點(diǎn)火預(yù)估模型，結(jié)果表明：當(dāng)鋁粉平均粒度為350 μm時(shí)，對(duì)應(yīng)的點(diǎn)火延遲時(shí)間τ≈50 μs.

實(shí)驗(yàn)中研究炸高時(shí)，各聚能裝藥的裝藥條件、活性藥型罩配方(配方A)、活性藥型罩結(jié)構(gòu)均相同，由此可認(rèn)為用于研究炸高影響特性的3發(fā)聚能裝藥對(duì)應(yīng)的活性射流反應(yīng)延遲時(shí)間τ為常數(shù)。在此前提下，炸高不僅會(huì)影響活性射流成形和侵徹特性，而且決定了發(fā)生化學(xué)反應(yīng)時(shí)活性射流在靶標(biāo)中的位置。因此，有必要結(jié)合數(shù)值模擬研究炸高對(duì)活性射流侵爆行為的影響機(jī)理。

3.2.1 數(shù)值模擬方法

反應(yīng)延遲時(shí)間τ的存在使得活性射流侵爆混凝土靶分為兩個(gè)主要階段：

第一階段為射流成形與侵徹階段，將活性材料惰性化處理，數(shù)值模擬僅研究活性射流對(duì)混凝土靶的侵徹行為。在這一階段，采用二維Euler算法研究活性射流侵徹行為。活性材料用SHOCK狀態(tài)方程和Johnson-Cook強(qiáng)度模型描述。同時(shí)，Raftenberg等基于分離式霍普金森沖擊壓縮實(shí)驗(yàn)和準(zhǔn)靜態(tài)壓縮實(shí)驗(yàn)，得到了聚四氟乙烯/鋁活性材料未反應(yīng)條件下的SHOCK和Johnson-Cook模型參數(shù)(見(jiàn)表4，其中：c0和s分別表示材料沖擊絕熱參數(shù)，a為材料屈服強(qiáng)度，b為材料應(yīng)變硬化常數(shù)；n為應(yīng)變硬化指數(shù)，c為應(yīng)變率硬化常數(shù)，m為熱軟化系數(shù))?；炷翞榈湫偷睦瓑翰粚?duì)稱脆性材料，選用P-alpha狀態(tài)方程和回歸熱處理(RHT)強(qiáng)度模型進(jìn)行描述。數(shù)值模擬中，直接調(diào)用AUTODYN中的CONC-35MPA混凝土材料模型，材料參數(shù)源于AUTODYN材料庫(kù)。

表4 未反應(yīng)活性材料參數(shù)[13]

第二階段為活性射流內(nèi)爆階段，通過(guò)數(shù)值模擬主要研究活性材料對(duì)混凝土靶的爆破行為。在這一階段，活性材料的劇烈化學(xué)反應(yīng)可用JWL狀態(tài)方程描述，文獻(xiàn)[14]給出了反應(yīng)活性材料JWL方程的具體形式：

(1)

式中：p為壓力；V為比容；T為溫度；Cv為定容比熱。

第二階段計(jì)算前，需要將τ時(shí)刻二維Euler域中的射流和混凝土轉(zhuǎn)換為三維SPH方法中的光滑粒子，并在轉(zhuǎn)化過(guò)程中加入活性材料的JWL模型，用以模擬化學(xué)反應(yīng)所引起的毀傷增強(qiáng)行為。

3.2.2 侵徹特性分析

二維軸對(duì)稱侵徹計(jì)算模型如圖6所示，歐拉網(wǎng)格大小0.5 mm×0.5 mm，在歐拉域設(shè)置流出邊界。圖7所示為侵徹?cái)?shù)值模擬結(jié)果的局部放大圖。由圖7可以看出，炸高對(duì)侵徹過(guò)程有一定影響。炸高為0D和0.5D時(shí)射流拉伸不充分，撞擊點(diǎn)處的射流頭部速度分別為2 415 m/s和4 701 m/s，τ時(shí)刻射流的侵徹深度分別為20.3 mm和41.1 mm. 炸高為1.0D時(shí)射流長(zhǎng)度較為合適，撞擊點(diǎn)處的射流速度約為5 026 m/s. 拉伸更充分的活性射流在混凝土靶上造成的侵徹深度約為51.9 mm. 炸高為1.5D和2.0D時(shí)活性射流斷裂嚴(yán)重，導(dǎo)致τ時(shí)刻的侵徹深度下降，約為40.0 mm和31.4 mm. 圖7同時(shí)揭示了炸高小于1.0D時(shí)有較多的活性材料流入混凝土靶內(nèi)部，但炸高為1.5D和2.0D時(shí)由于射流斷裂嚴(yán)重，τ時(shí)刻流入靶標(biāo)內(nèi)部的活性材料很少，不利于活性材料通過(guò)內(nèi)爆行為對(duì)混凝土介質(zhì)的爆破拋擲。

圖6 活性射流侵徹混凝土靶計(jì)算模型Fig.6 Model of reactive jet penetrating into concrete target

圖7 τ時(shí)刻活性射流侵徹混凝土靶數(shù)值模擬結(jié)果(局部視圖)Fig.7 Simulated results of reactive jet penetrating into concrete target at the time of τ (local view)

3.2.3 爆破效應(yīng)分析

將二維Euler域中的活性射流與混凝土轉(zhuǎn)化為三維SPH粒子，模型中射流的SPH粒子大小為2 mm，混凝土靶的SPH粒子大小為4 mm，并在轉(zhuǎn)化過(guò)程中為活性射流添加JWL材料模型。活性射流爆破毀傷混凝土靶的數(shù)值模擬結(jié)果如圖8所示，錐形坑深度和直徑隨炸高變化關(guān)系如圖9所示。由圖8和圖9可以看出，活性材料的內(nèi)爆作用顯著提高了對(duì)混凝土靶標(biāo)的毀傷效應(yīng)，靶標(biāo)內(nèi)毀傷范圍明顯增大，混凝土碎塊被拋出，數(shù)值仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。當(dāng)炸高為1.0D時(shí)，侵徹行為與化學(xué)反應(yīng)延遲時(shí)間匹配較好，活性射流對(duì)混凝土造成了嚴(yán)重毀傷；當(dāng)炸高為0D和0.5D時(shí)，活性射流沒(méi)有得到充分拉伸，導(dǎo)致爆炸位置較淺，造成毀傷效果有所下降；當(dāng)炸高為1.5D和2.0D時(shí)，射流的斷裂降低了侵徹能力，且流入靶標(biāo)內(nèi)部的活性材料最少，導(dǎo)致活性材料對(duì)混凝土靶的拋擲毀傷效應(yīng)最弱。

圖9 炸高對(duì)錐形坑深度和錐形坑直徑的影響特性Fig.9 Influence of stand-off distance on conical crater depth and diameter

4 結(jié)論

本文采用模壓燒結(jié)工藝制備了活性藥型罩，開展了活性藥型罩聚能裝藥對(duì)C35混凝土靶靜爆威力實(shí)驗(yàn)研究，分析了配方、炸高等因素對(duì)侵爆毀傷行為的影響機(jī)理。本文的主要貢獻(xiàn)及所得結(jié)論如下：

1) 驗(yàn)證了活性射流侵爆聯(lián)合毀傷模式，活性射流較傳統(tǒng)鋁射流對(duì)混凝土靶的侵徹深度有所下降，但其利用自身動(dòng)能侵徹和化學(xué)能釋放的聯(lián)合作用可在混凝土靶上形成顯著的錐形坑，錐形坑深度和直徑分別可達(dá)裝藥直徑的2.40倍和10.22倍，從而大幅度提升了對(duì)靶標(biāo)的綜合毀傷效應(yīng)。

2) 活性藥型罩配方對(duì)侵爆毀傷行為影響顯著。在配方中利用無(wú)機(jī)氧化物替換部分高聚物，造成活性藥型罩侵徹能力下降和反應(yīng)延遲時(shí)間的減小，不利于發(fā)揮活性射流對(duì)混凝土靶的侵爆聯(lián)合作用。與此同時(shí)，實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了活性射流反應(yīng)氣體產(chǎn)物量是決定混凝土靶內(nèi)爆破效應(yīng)的關(guān)鍵因素。

3) 活性藥型罩聚能裝藥炸高對(duì)侵爆毀傷行為影響顯著。當(dāng)炸高為1.0D時(shí)，侵徹時(shí)序與化學(xué)反應(yīng)延遲時(shí)間耦合較好，對(duì)混凝土靶標(biāo)的毀傷效果最理想；當(dāng)炸高為0D和0.5D時(shí)，侵徹深度的不足導(dǎo)致爆炸深度不合適，造成毀傷效果不理想；當(dāng)炸高為1.5D和2.0D時(shí)，活性射流斷裂造成侵徹深度下降，且流入侵孔內(nèi)活性材料質(zhì)量最少，造成對(duì)混凝土靶標(biāo)的毀傷效果較差。

4) 基于惰性化假設(shè)模擬活性射流侵徹行為，再利用JWL方程模擬活性射流爆破行為，這種數(shù)值模擬方法獲得的結(jié)果與實(shí)驗(yàn)吻合較好。然而，活性射流對(duì)混凝土靶的侵爆行為十分復(fù)雜，這一過(guò)程中的力學(xué)與化學(xué)耦合作用行為和機(jī)理尚不明確，有待進(jìn)一步研究。