王子明，閆建文，王羽翼，雷方超

(西安理工大學(xué)土木建筑工程學(xué)院，西安 710048)

藥型罩是聚能射流形成的最核心部分之一，藥型罩錐角作為藥型罩的重要參數(shù)對聚能射流的侵徹能力有著非常顯著的影響，故學(xué)者們都將其視為重要的研究對象。侯秀成等[1]應(yīng)用LS-DYNA及動(dòng)態(tài)示蹤點(diǎn)的處理方法，研究單錐藥型罩有效射流與藥型罩材料的分配關(guān)系。張世澤等[2]分析了錐形裝藥結(jié)構(gòu)中藥型罩錐角對所形成的聚能射流和侵徹參數(shù)的影響，結(jié)果表明錐形罩錐角大小對聚能射流的形狀、射流速度、射流質(zhì)量、侵徹深度、寬度有著明顯的影響。徐文龍等[3]提出一種超聚能射流的理論計(jì)算方法，得出了隨著藥型罩錐角的增大，超聚能射流速度逐漸減小、質(zhì)量逐漸增大的結(jié)論。

在單錐藥型罩研究理論較為成熟背景下，學(xué)者們進(jìn)一步研究雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)。李磊等[4]利用LS-DYNA軟件研究雙錐藥型罩形成的射流性能，并運(yùn)用正交試驗(yàn)對雙錐型結(jié)構(gòu)進(jìn)行優(yōu)化設(shè)計(jì)。趙海平等[5]為消除杵堵，提高射流的連續(xù)性，將雙錐罩改良，設(shè)計(jì)出一種上錐罩為銅下錐罩為鋁的雙錐罩結(jié)構(gòu)。以上研究均對雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)進(jìn)行了進(jìn)一步的改進(jìn)，提升了射流性能。筆者采用示蹤點(diǎn)跟蹤法，觀測雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)射流形態(tài)的形成過程，推測雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)有效射流速度大于單錐型藥型罩結(jié)構(gòu)的原因，同時(shí)分析雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)對形成射流速度的影響，最后模擬不同參數(shù)的雙錐罩結(jié)構(gòu)形成的射流對混凝土靶板的侵徹效果，為改進(jìn)藥型罩結(jié)構(gòu)，提升射流性能研究提供參考。

1 藥型罩結(jié)構(gòu)射流模擬對比

1.1 裝藥結(jié)構(gòu)

聚能彈的整體結(jié)構(gòu)主要包括殼體、炸藥、藥型罩和起爆裝置。藥型罩的結(jié)構(gòu)參數(shù)(幾何形狀、尺寸大小、材料性能等)對聚能射流的成型和侵徹能力有著非常顯著的影響。單、雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)分別如圖1～圖2所示。

圖1 單錐藥型罩結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of single cone shaped charge liner

圖2 雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)Fig.2 Structure of double cone shaped charge liner

單、雙錐藥型罩壁厚δ為2 mm，裝藥長度H為68.5 mm，殼體厚2 mm，罩頂距起爆點(diǎn)距離2 5 mm，起爆方式均為中心點(diǎn)起爆。

模型的材料均來自AUTODYN材料庫，殼體材料為STEEL1006，藥型罩材料為CU-OFHO，二者均采用shock狀態(tài)方程和Steinberg Guinan強(qiáng)度模型。本實(shí)驗(yàn)中所有結(jié)構(gòu)數(shù)值模擬均使用OCTOL炸藥，狀態(tài)方程為JWL方程。主要材料參數(shù)與狀態(tài)方程參數(shù)如表1～表2所示。

表1 不同材料的材料模型及其狀態(tài)方程參數(shù)

表2 OCTOL材料主要參數(shù)

采用Euler算法進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，建立模型的邊界條件為Flow-out。由于藥型罩內(nèi)壁壓垮后形成有效射流，外壁形成低速杵體，故建立模型時(shí)在藥型罩內(nèi)壁上設(shè)置15個(gè)固定觀測點(diǎn)，聚能裝藥有限元模型如圖3所示。

圖3 聚能裝藥有限元模型Fig.3 Finite element model of shaped charge

1.2 射流形態(tài)與速度分析

引用文獻(xiàn)[1]的研究結(jié)論，藥型罩頂部材料內(nèi)表面形成高速的聚能射流，且射流速度為由罩頂?shù)秸值籽刂幮驼帜妇€呈逐漸增大的趨勢，即罩頂內(nèi)壁材料形成的微元射流速度最大，罩底處材料形成的射流速度較小。計(jì)算完成后將空氣、殼體以及爆轟氣體隱藏，只留下藥型罩材料，方便觀察各觀測點(diǎn)處藥型罩微元的最終分布情況。

圖4 兩種結(jié)構(gòu)形成的射流形態(tài)對比(t=50 s)Fig.4 Comparison of jet morphology formed by two structures(t=50 s)

由圖4可以清晰地看到，兩種藥型罩頂部內(nèi)壁形成的射流速度最大，罩底內(nèi)壁形成的射流速度最小。藥型罩形成的射流速度沿著藥型罩母線逐漸遞減，且越遠(yuǎn)離藥型罩罩頂，速度的下降趨勢越快。藥型罩罩頂壓垮速度最高，由頂部到底部逐漸減小，故射流會(huì)形成相應(yīng)的速度梯度。該模擬結(jié)果表明雙錐藥型罩形成的有效射流與藥型罩材料的分配關(guān)系同單錐結(jié)構(gòu)相一致。

圖5 兩種藥型罩各觀測點(diǎn)處射流微元速度分布(t=50 s)Fig.5 Velocity distribution of jet micro-veans at each observation point of the two types of masks(t=50 s)

由圖5可知，單錐藥型罩前10個(gè)觀測點(diǎn)處的藥型罩微元形成的射流速度相近，第11觀測點(diǎn)處藥型罩微元形成的射流速度開始大幅下降；50s時(shí)雙錐結(jié)構(gòu)的前10個(gè)觀測點(diǎn)處藥型罩微元形成的有效射流速度更為接近和密集，有效射流與低速杵體之間速度差距與單錐結(jié)構(gòu)相比更為明顯。

由于雙錐罩結(jié)構(gòu)含藥量較單錐結(jié)構(gòu)有所提升，故雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)形成的射流所含能量高于單錐藥型罩結(jié)構(gòu)。兩種藥型罩結(jié)構(gòu)最大區(qū)別在于錐角的變化，且雙錐藥型罩大、小錐罩結(jié)合處的微元形成的射流速度增長較為明顯，更多藥型罩微元參與形成密集的高速射流。仿真模擬可知，雙錐罩結(jié)合處微元從爆轟波接觸受壓直至完全壓垮整個(gè)階段均發(fā)生第10～15s內(nèi)，觀測該時(shí)間段內(nèi)雙錐結(jié)構(gòu)的大、小錐罩結(jié)合處壓垮階段所吸收能量(見表3)。

表3 單、雙錐藥型罩壓垮過程中每微秒吸收能量平均值

對比單錐藥型罩相同觀測點(diǎn)處的藥型罩微元，雙錐藥型罩在壓垮過程中吸收能量明顯高于單錐藥型罩結(jié)構(gòu)。由于錐罩結(jié)合處炸藥量的增多及錐罩錐角變化可能使得部分能量反射從而產(chǎn)生聚能效應(yīng)[6]，雙錐藥型罩微元吸收了大量爆轟產(chǎn)物所攜帶的能量，從而提高藥型罩微元的壓垮速度，形成的射流微元速度較單錐結(jié)構(gòu)有所提升。

2 雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)影響分析

2.1 藥型罩錐角對射流速度的影響

藥型罩的錐角是影響侵徹元形態(tài)及特性的主要因素之一，直接影響聚能射流的速度與質(zhì)量，通過改變藥型罩底部錐角可形成雙錐藥型罩。因此以雙錐藥型罩的小錐角(α)與大錐角(β)為研究對象，各個(gè)因素的具體設(shè)計(jì)水平參數(shù)如表4所示。

表4 正交設(shè)計(jì)各因素水平值

表5 結(jié)構(gòu)參數(shù)設(shè)計(jì)方案與計(jì)算結(jié)果

各位級藥型罩頭部射流最大速度(vmax)與平均速度如圖6～圖7所示。最大速度與小錐角(α)及大錐角(β)均成正比關(guān)系，且大錐角的角度變化對射流頭部最大速度更為明顯。

圖6 不同因素水平對射流頭部最大速度的影響Fig.6 Effect of different factor levels on the maximum velocity of the jet head

圖7 不同因素水平對射流平均速度的影響Fig.7 Effect of different factor levels on the average jet velocity

由文獻(xiàn)[1]的結(jié)論可知，單錐角藥型罩尾部材料形成的射流速度遠(yuǎn)遠(yuǎn)小于頂部處材料所形成的射流速度，藥型罩頂部材料形成聚能射流頭部微元，藥型罩尾部結(jié)構(gòu)對聚能射流頭部速度影響較小。結(jié)合PER理論[7]，射流微元速度受錐角變化的影響，由于藥型罩頂部微元形成的射流速度最高，故小錐角的變化會(huì)對藥型罩頭部射流速度產(chǎn)生明顯影響。但模擬結(jié)果表明雙錐藥型罩尾部微元形成的是速度較慢的杵體，并未直接參與形成射流，而尾部大錐角的變化亦對藥型罩頭部射流速度產(chǎn)生明顯影響。由于大錐角藥型罩微元并未直接參與形成射流，故大錐角角度對藥型罩頭部射流速度的影響不能用PER理論解釋。

不同小錐角藥型罩結(jié)構(gòu)所形成的射流形態(tài)如圖8所示。

圖8 不同小錐角藥型罩結(jié)構(gòu)所形成的射流形態(tài)(β=100°)Fig.8 Jet shape formed by different small cone angle shaped charge liner structures(β=100°)

由圖8可知，隨著小錐角的增大，小錐角藥型罩被壓垮后全部形成高速射流，最終形成的高速射流形態(tài)越來越緊密。對比不同小錐角結(jié)構(gòu)最終形成的射流形態(tài)，隨著小錐角角度增大，藥型罩含藥量減小，除了小錐罩內(nèi)壁的藥型罩微元形成了高速杵體，其他藥型罩微元都形成了速度較低的杵體，射流平均速度隨著藥型罩小錐角的大小成正比關(guān)系。隨著小錐角角度的增大，由于射流整體速度降低，速度梯度較小，低速的杵體體積增多，所以射流尾部斷裂越不明顯。

不同大錐角藥型罩結(jié)構(gòu)所形成的射流形態(tài)如圖9所示。

圖9 不同大錐角藥型罩結(jié)構(gòu)所形成的射流形態(tài)(α=50°)Fig.9 Jet shape formed by different large cone angle shaped charge liner structures(α=50°)

同理，隨著大錐角的變大，由于錐角變化處含藥量的增多，藥型罩錐角變化區(qū)域的藥型罩微元在被壓垮后吸收的能量有所提升，形成高速運(yùn)動(dòng)的射流，小錐角的各觀測點(diǎn)處形成射流的微元越來越緊密。不僅是藥型罩頂部區(qū)域材料，錐角變化處的中部區(qū)域材料內(nèi)壁亦參與形成高速射流，因此隨著大錐角角度的增大，形成射流的平均速度亦會(huì)有所提升。由于中部區(qū)域材料形成的射流速度有所提升，與尾部大錐角形成低速杵體的速度差距進(jìn)一步被拉大，故射流與后續(xù)杵體之間的斷裂越發(fā)明顯。以此推論大錐角的角度變化對藥型罩中部區(qū)域材料形成射流的過程產(chǎn)生了影響。

由模擬結(jié)果可知，在錐角角度能滿足形成射流微元的條件下，大錐角與小錐角的角度差距越大，含藥量越多，藥型罩中部結(jié)構(gòu)處藥型罩微元吸收越多的爆轟能量后也轉(zhuǎn)化為具有侵徹能力的高速射流，最終形成的射流形態(tài)也越發(fā)緊密，從而提升射流的整體平均速度。由表4可知，45°、110°的錐角組合形成射流平均速度為1 881.62 m/s，為模擬中的最大值，其與分析結(jié)果相一致。

2.2 藥型罩頂距起爆點(diǎn)距離對射流速度的影響

在錐角一定的情況下，可以通過調(diào)整罩頂距殼體底部的距離來改變大、小錐罩的長度比，錐頂離殼體底部越近，大、小錐罩長度比越小。因此采用殼體底部中心起爆方式，通過模擬結(jié)果可知，小錐角為45°、大錐角為110°的雙錐藥型罩形成的藥型罩頭部射流速度與整體速度較優(yōu)，故選用該結(jié)構(gòu)模型分析藥型罩大、小錐罩長度比的影響。

由于雙錐藥型罩錐頂微元形成的射流速度最大。因此在裝藥起爆后，罩頂距起爆點(diǎn)越近，爆轟波越早作用于藥型罩錐頂處，延長了爆轟波對藥型罩頂?shù)淖饔脮r(shí)間；同時(shí)還加大了爆轟產(chǎn)物與藥型罩的作用面積，從而提高了錐頂結(jié)構(gòu)對爆轟波能量的吸收，錐頂距起爆點(diǎn)不同距離處的射流速度如表6所示。

表6 錐頂距起爆點(diǎn)不同距離處的射流速度

由表6結(jié)果可知，大、小錐罩長度比越小則錐頂距殼體底部距離越近，爆轟波作用于錐頂藥型罩的效果越明顯，第50s時(shí)形成射流的頭部速度越大。但由于大、小錐罩長度比越大，殼體裝藥量越小，藥型罩整體吸收能量越低，因此降低了最終形成的射流平均速度。

3 雙錐藥型罩侵徹性能分析

對比分析4種雙錐藥型罩結(jié)構(gòu)(錐頂距起爆點(diǎn)距離分別為20、22.5、25、27.5 mm)侵徹混凝土靶板效果(見圖10)。藥型罩炸高均為200 mm，靶板尺寸為150 mm×100mm，其中混凝土靶板采用拉格朗日方法，與歐拉方法進(jìn)行耦合，混凝土材料選擇AUTODYN材料庫中的CONC-35MPA材料模型。

圖10 不同雙錐藥型罩聚能射流對混凝土侵徹結(jié)果Fig.10 Penetration results of jet of different double cone shaped charge liner into concrete

由于藥型罩頂距起爆點(diǎn)距離的不同，最終導(dǎo)致各自的侵徹效果存在一定的差異。所有的模擬結(jié)果均取聚能射流侵徹混凝土靶板75s時(shí)刻的數(shù)據(jù)。由結(jié)果可知，射流對混凝土靶板侵徹表面的損失很大。錐頂距起爆點(diǎn)距離小于25 mm時(shí)，藥型罩的侵徹深度與其錐頂距起爆點(diǎn)距離沒有明顯正反比關(guān)系，而距離為27.5 mm時(shí)，侵徹深度明顯減小(見表7)。

表7 侵徹?cái)?shù)據(jù)結(jié)果

結(jié)合表6～表7數(shù)據(jù)結(jié)果，錐頂距起爆點(diǎn)20 mm時(shí)，形成的藥型罩頭部射流最大速度最大，且侵徹深度最深，而距起爆點(diǎn)27.5 mm時(shí)，形成的最大速度最小，侵徹深度最淺。因此可以推測錐頂距起爆點(diǎn)距離越小，侵徹深度越深。藥型罩頂距起爆點(diǎn)距離越遠(yuǎn)，藥型罩頭部的平均速度越大，速度梯度與射流的拉伸較小，形成的射流也較為密集，故使得在侵徹混凝土靶板過程中產(chǎn)生橫向擴(kuò)孔效應(yīng)，因此擴(kuò)孔能力增強(qiáng)。

4 結(jié)論

1)對比單錐型與雙錐型藥型罩，頂部微元所形成的射流速度最大，二者藥型罩微元所形成的射流速度都是從罩頂沿著母線逐漸遞減，雙錐藥型罩形成的有效射流與藥型罩材料的分配關(guān)系同單錐結(jié)構(gòu)相一致，但雙錐藥型罩形成射流的頭部最大速度與射流平均速度均大于單錐型藥型罩形成的射流速度，且在壓垮階段雙錐結(jié)構(gòu)吸收的能量值高于單錐結(jié)構(gòu)。

2)在小錐角范圍45°～55°，大錐角范圍90°～110°的條件下，雙錐藥型罩的大、小錐角角度均對射流頭部最大速度與射流平均速度影響顯著，小錐角角度越大，形成的藥型罩頭部射流最大速度越大，射流平均速度越?。欢箦F角越大，形成的藥型罩頭部射流最大速度與射流平均速度均越大。大、小錐角角度差值越大，形成射流的平均速度越大，同時(shí)能保持較高的頭部速度。

3)雙錐罩頂距殼體起爆點(diǎn)距離在20～27.5 mm范圍內(nèi)，起爆距離對藥型罩頭部射流最大速度與射流平均速度影響明顯。距離越小，形成的藥型罩頭部射流最大速度越大，侵徹混凝土靶板的深度越深；而距起爆點(diǎn)越遠(yuǎn)，形成射流的平均速度越大，對靶板的擴(kuò)孔能力越強(qiáng)。