吳海軍,王可慧,柯 明,楊 慧,李 明,段 建,張慶明

(1. 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;2. 西北核技術(shù)研究所,西安 710024)

環(huán)形聚能裝藥是一種特殊結(jié)構(gòu)的線性聚能裝藥,具有體積小、破甲能力強(qiáng)及侵徹孔徑大的特點(diǎn),能實(shí)現(xiàn)對(duì)靶板的大口徑開(kāi)孔,其獨(dú)特的作用效果受到了國(guó)內(nèi)外學(xué)者的關(guān)注。Chick等[1]將線性聚能裝藥彎曲為環(huán)形形成環(huán)形射流,但實(shí)驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)這種方法形成的射流不穩(wěn)定。針對(duì)環(huán)形聚能裝藥的非對(duì)稱(chēng)性導(dǎo)致射流內(nèi)偏的現(xiàn)象,根據(jù)等動(dòng)量守恒原則,吳成等[2]提出了內(nèi)壁加厚或外壁減薄使藥型罩內(nèi)外壁質(zhì)量相等的質(zhì)量補(bǔ)償設(shè)計(jì)方法;王成等[3]設(shè)計(jì)的W型聚能裝藥不僅內(nèi)外壁質(zhì)量相等,且對(duì)應(yīng)的裝藥質(zhì)量也相等;段嘉慶等[4]使內(nèi)外壁頂部厚度相同,外壁底部厚度減為頂部2/3,內(nèi)壁底部厚度稍減,確保內(nèi)外壁壓垮同步,在一定程度上克服了環(huán)形射流易偏斜及斷裂的問(wèn)題。為進(jìn)一步提升環(huán)形射流的侵徹能力,王偉力和李永勝等[5-7]采用數(shù)值模擬方法對(duì)環(huán)形聚能裝藥的藥型罩材料、藥型罩錐角、起爆控制、裝藥形狀及炸高等因素分別進(jìn)行了研究,指出60°錐角及柱錐狀裝藥的環(huán)形聚能裝藥對(duì)靶板的切割效果最理想。吳建宇等[8]、吳海軍等[9]和何降潤(rùn)等[10]分別研究了炸高、環(huán)形同步起爆點(diǎn)數(shù)、殼體厚度及材料(鋁、鋼或鎢)對(duì)環(huán)形射流成型和侵徹深度的影響;王成等[11]分析了起爆環(huán)直徑和裝藥長(zhǎng)徑比對(duì)鋁合金環(huán)形聚能裝藥成型過(guò)程的影響。

如前所述,影響環(huán)形射流成型和侵徹性能的因素很多,如藥型罩、裝藥、起爆方式及殼體等,針對(duì)單一因素的研究并不能取得理想效果。近年來(lái),許多學(xué)者采用多種優(yōu)化設(shè)計(jì)方法,開(kāi)展了環(huán)形聚能裝藥的優(yōu)化設(shè)計(jì)。吳國(guó)東等[12]設(shè)計(jì)了一種弧錐結(jié)合的變壁厚環(huán)形藥型罩結(jié)構(gòu),基于灰度理論對(duì)圓弧曲率半徑、錐角、罩頂厚、裝藥高度及殼體厚度等因素進(jìn)行了灰關(guān)聯(lián)分析,找出了影響侵徹能力的最主要因素。傅磊[13]等采用正交試驗(yàn)方法對(duì)環(huán)型聚能裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì),得到了藥型罩開(kāi)口角度、藥型罩壁厚、裝藥高度及炸高的影響規(guī)律。馬焱等[14]采用灰度理論對(duì)正交實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行了分析,然后應(yīng)用基于支持向量機(jī)回歸、粒子群優(yōu)化及遺傳算法等參數(shù)尋優(yōu)算法的支持向量機(jī)網(wǎng)絡(luò)回歸模型對(duì)灰色關(guān)聯(lián)度進(jìn)行預(yù)測(cè),實(shí)現(xiàn)了環(huán)型聚能裝藥侵徹靶板能力的預(yù)測(cè)。徐文龍等[15]設(shè)計(jì)了一種帶有隔板和輔助裝置的環(huán)形聚能裝藥,基于正交試驗(yàn)方法,給出了藥型罩壁厚、藥型罩曲率半徑、聚焦裝置錐角、噴孔直徑及殼體厚度對(duì)射流頭部軸向及徑向速度的影響及優(yōu)化參數(shù)。劉宏杰等[16]設(shè)計(jì)了一種雙錐罩環(huán)形聚能裝藥,采用灰度理論研究了不同結(jié)構(gòu)參數(shù)(雙錐罩上錐角、壁厚、罩高及上錐罩高占比)對(duì)環(huán)形射流頭部速度和長(zhǎng)度的影響,獲得了優(yōu)化的雙錐罩設(shè)計(jì)參數(shù)。楊世全等[17]采用正交試驗(yàn)方法研究了藥型罩壁厚、裝藥高度和起爆直徑對(duì)等壁厚球缺藥型罩桿式射流成型和侵徹性能的影響。

總之,環(huán)形射流的研究起步較晚,傳統(tǒng)聚能射流的設(shè)計(jì)方法和經(jīng)驗(yàn)不能直接應(yīng)用于環(huán)形聚能裝藥的設(shè)計(jì),采用正交試驗(yàn)和灰度理論等方法對(duì)其進(jìn)行多變量聯(lián)合優(yōu)化,為環(huán)形聚能裝藥的設(shè)計(jì)和應(yīng)用提供了更加直接的指導(dǎo)。本文利用顯示動(dòng)力學(xué)有限元軟件LS-DYNA,分析得到了藥型罩錐角、藥型罩厚度、裝藥高度和炸高4個(gè)因素對(duì)侵徹能力的影響規(guī)律,以環(huán)形聚能射流對(duì)鋼板的侵徹能力為指標(biāo),采用正交試驗(yàn)方法對(duì)環(huán)形聚能裝藥進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì),改善了射流成型,增強(qiáng)了侵徹能力。

1 計(jì)算模型

1.1 環(huán)形聚能裝藥初始結(jié)構(gòu)

圖1為本文設(shè)計(jì)的環(huán)形聚能裝藥及藥型罩部分的初始結(jié)構(gòu)截面示意圖。由圖1(a)可見(jiàn),環(huán)形聚能裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)為:殼體厚度a=2 mm,裝藥高度H=160 mm(2.00d);由圖1(b)可見(jiàn),藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)為:藥罩口徑d=80 mm,錐角α=60°,壁厚δ=4 mm(0.05d),裝置外側(cè)半徑Router=200 mm,中空部分半徑Rinner=120 mm,藥型罩錐頂環(huán)形半徑R0=160 mm。起爆方式為環(huán)向8點(diǎn)同步起爆,初始炸高h(yuǎn)取80 mm(1.00d)。

(a) Annular shaped charge

(b) Liner圖1 環(huán)形聚能裝藥及藥型罩初始結(jié)構(gòu)截面示意圖Fig.1 Schematic diagram of the initial structure of annular shaped charge and the liner

1.2 幾何模型

環(huán)形聚能裝藥及靶板幾何模型如圖2所示,主要由藥型罩、裝藥、殼體、空氣及靶板5部分組成。其中,靶板為100 mm厚的921A船用鋼板。殼體和靶板采用Lagrange單元,藥型罩、裝藥和空氣采用ALE單元,它們之間的相互作用采用流固耦合算法。使用Solid164實(shí)體單元對(duì)模型進(jìn)行劃分,將藥型罩、裝藥和空氣劃分為共節(jié)點(diǎn)單元,用空氣網(wǎng)格包圍藥型罩和裝藥,并延伸至射流運(yùn)動(dòng)的整個(gè)區(qū)域。為空氣網(wǎng)格的上下表面及側(cè)面添加無(wú)反射邊界,模擬無(wú)限條件。靶板側(cè)面固定支撐,被侵徹區(qū)域局部網(wǎng)格加密,設(shè)定網(wǎng)格特征尺寸為2 mm,匹配藥型罩網(wǎng)格,提高計(jì)算精度。

圖2 環(huán)形聚能裝藥及靶板幾何模型Fig.2 Geometric model of the annular shaped charge and the target

1.3 材料模型及參數(shù)

藥型罩材料為無(wú)氧紫銅,殼體材料為45#鋼,靶板材料為921A鋼,均采用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen狀態(tài)方程來(lái)描述材料在動(dòng)力學(xué)作用下的響應(yīng)行為。裝藥為Octol炸藥,采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN本構(gòu)方程,狀態(tài)方程為JWL(Jones-Wilkins-Lee)。對(duì)于多物質(zhì)ALE算法,需建立覆蓋整個(gè)侵徹體飛行區(qū)域的空氣網(wǎng)格?？諝獠捎肗ULL本構(gòu)方程,狀態(tài)方程由LINEAR_POLYNOMIAL模型描述。主要模型參數(shù)如表1-表3所列。

表1 紫銅、45#鋼和921A鋼的材料模型參數(shù)[18-19]Tab.1 Material parameters of red cooper, 45# steel, and 921A steel[18-19]

表2 Octol炸藥的材料模型參數(shù)[18]Tab.2 Material model parameters of Octol explosive[18]

表3 空氣的材料模型參數(shù)Tab.3 Material model parameters of air

2 影響環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的單因素分析

選擇藥型罩錐角、藥型罩厚度、裝藥高度及炸高4個(gè)因素為研究對(duì)象,通過(guò)數(shù)值模擬找出這些因素對(duì)環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的影響規(guī)律,為進(jìn)一步的優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

2.1 藥型罩錐角的影響

其他參數(shù)同初始方案保持一致,分別對(duì)藥型罩錐角α為40°, 50°, 60°, 70°, 80°, 90°, 100°, 110°, 120°的環(huán)形聚能裝藥侵徹鋼靶進(jìn)行數(shù)值仿真,得到不同藥型罩錐角的環(huán)形聚能裝藥對(duì)靶板侵徹的模擬結(jié)果,如圖3所示。侵徹深度隨藥型罩錐角的變化關(guān)系如圖4所示。由圖3和圖4可見(jiàn):當(dāng)藥型罩錐角小于90°時(shí),侵徹深度隨錐角的增大而增大;當(dāng)藥型罩錐角大于90°時(shí),侵徹深度隨錐角的增大而減小;侵徹深度的極大值出現(xiàn)在90°錐角附近;當(dāng)藥型罩錐角為80°, 90°, 100°時(shí),在彈坑底部外側(cè)出現(xiàn)明顯的剪切破壞,剩余靶板幾乎被剪斷。

(a) α=40°

(b) α=50°

(c) α=60°

(d) α=70°

(e) α=80°

(f) α=90°

(g) α=100°

(h) α=110°

(i) α=120°圖3 不同藥型罩錐角的環(huán)形聚能裝藥對(duì)鋼靶侵徹的模擬結(jié)果Fig.3 Simulation results of the annular shaped charge penetrating steel target with different liner cone angles

圖4 侵徹深度隨藥型罩錐角的變化關(guān)系Fig.4 Penetration depth vs. the cone angle of liner

2.2 藥型罩厚度的影響

其他參數(shù)同初始方案保持一致,分別對(duì)藥型罩厚度δ為0.02d(1.6 mm),0.03d(2.4 mm),0.04d(3.2 mm),0.05d(4.0 mm),0.06d(4.8 mm),0.07d(5.6 mm),0.08d(6.4 mm),0.09d(7.2 mm),0.10d(8.0 mm)的環(huán)形聚能裝藥侵徹鋼靶進(jìn)行了數(shù)值仿真。不同藥型罩厚度的環(huán)形聚能裝藥對(duì)靶板侵徹的模擬結(jié)果如圖5所示。侵徹深度隨藥型罩厚度的變化關(guān)系如圖6所示。

(a) δ=0.02d

(b) δ=0.03d

(c) δ=0.04d

(d) δ=0.05d

(e) δ=0.06d

(f) δ=0.07d

(g) δ=0.08d

(h) δ=0.09d

(i) δ=0.10d圖5 不同藥型罩厚度的環(huán)形聚能裝藥對(duì)鋼靶侵徹的模擬結(jié)果Fig.5 Simulation results of the annular shaped chargepenetrating steel target with different liner thickness

圖6 侵徹深度隨藥型罩厚度的變化關(guān)系Fig.6 Penetration depth vs. the thickness of liner

由圖5和圖6可見(jiàn),當(dāng)藥型罩厚度為0.02d～0.04d時(shí),侵徹深度隨藥型罩厚度的增加而逐漸增加;當(dāng)藥型罩厚度大于0.04d時(shí),侵徹深度又隨藥型罩厚度的增加而逐漸減小;侵徹深度的極大值出現(xiàn)在0.04d附近。這是因?yàn)閱渭冊(cè)黾铀幮驼趾穸瓤稍黾由淞鞯馁|(zhì)量,但射流速度會(huì)隨之降低,射流有效能量并不能增加,因此在一定范圍內(nèi)增加藥型罩厚度可提高侵徹深度,當(dāng)藥型罩厚度過(guò)大并無(wú)益處。

2.3 裝藥高度的影響

其他參數(shù)同初始方案保持一致,分別對(duì)裝藥高度H為1.00d(80 mm),1.25d(100 mm),1.50d(120 mm),1.75d(140 mm),2.00d(160 mm),2.25d(180 mm),2.50d(200 mm)的環(huán)形聚能裝藥侵徹鋼靶進(jìn)行了數(shù)值仿真。不同裝藥高度的環(huán)形聚能裝藥對(duì)靶板侵徹的模擬結(jié)果如圖7所示。

(a) H=1.00d

(b) H=1.25d

(c) H=1.50d

(d) H=1.75d

(e) H=2.00d

(f) H=2.25d

(g) H=2.50d圖7 不同裝藥高度的環(huán)形聚能裝藥對(duì)鋼靶侵徹的模擬結(jié)果Fig.7 Simulation results of the annular shaped charge penetrating steel target with different loading heights

圖8為侵徹深度隨裝藥高度的變化關(guān)系。由圖7和圖8可見(jiàn),當(dāng)裝藥高度為1.00d～2.50d時(shí),彈坑深度隨裝藥高度的增加而逐漸增加,但增加幅度逐漸減小。這是因?yàn)樵黾友b藥高度也即增加裝藥量,射流能量隨之增加,在一定范圍內(nèi)增加裝藥高度可提高侵徹深度,但單純依靠增加裝藥高度來(lái)提高侵徹深度并不經(jīng)濟(jì),降低了炸藥能量的利用率。

圖8 侵徹深度隨裝藥高度的變化關(guān)系Fig.8 Penetration depth vs. the height of loading

2.4 炸高的影響

其他參數(shù)同初始方案保持一致,分別對(duì)炸高h(yuǎn)為0.50d(40 mm),0.75d(60 mm),1.00d(80 mm),1.25d(100 mm),1.50d(120 mm),1.75d(140 mm),2.00d(160 mm)時(shí),環(huán)形聚能裝藥侵徹鋼靶進(jìn)行了數(shù)值仿真。不同炸高時(shí)環(huán)形聚能裝藥對(duì)靶板侵徹的模擬結(jié)果如圖9所示。

(a) h=0.50d

(b) h=0.75d

(c) h=1.00d

(d) h=1.25d

(e) h=1.50d

(f) h=1.75d

(g) h=2.00d圖9 不同炸高時(shí)環(huán)形聚能裝藥對(duì)鋼靶侵徹的模擬結(jié)果Fig.9 Simulation results of the annular shaped chargepenetrating steel target with different burst heights

圖10為侵徹深度隨炸高的變化關(guān)系。

圖10 侵徹深度隨炸高的變化關(guān)系Fig.10 Penetration depth vs. the height of burst

由圖9和圖10可見(jiàn),炸高為0.50d～1.00d時(shí),侵徹深度變化幅度不大;炸高大于1.00d時(shí),侵徹深度隨炸高的增大而減小;侵徹深度的極大值出現(xiàn)在0.75d附近。這是因?yàn)樵谝欢ǚ秶鷥?nèi)增加炸高有利于射流在成型過(guò)程中充分伸展,增大射流長(zhǎng)徑比,有利于提高侵徹深度,但炸高過(guò)大時(shí),射流在運(yùn)動(dòng)過(guò)程中易發(fā)生斷裂,降低侵徹能力。

3 環(huán)形聚能裝藥正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)

由第2節(jié)分析可知,影響環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的因素較多,規(guī)律各不相同,且這些參數(shù)的影響不是相互獨(dú)立的,針對(duì)單一變量的優(yōu)化難以確定最佳方案,環(huán)形聚能裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)過(guò)程中需進(jìn)行多變量聯(lián)合優(yōu)化,才能有效提高環(huán)形射流的侵徹能力。對(duì)藥型罩錐角、藥型罩厚度、裝藥高度及炸高這4個(gè)因素,每個(gè)因素4個(gè)變化水平的優(yōu)化問(wèn)題而言,若采用單因素輪換的方法,將有44共256種組合,試驗(yàn)數(shù)量龐大,效率較低。

正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)又稱(chēng)正交設(shè)計(jì)或多因素優(yōu)選設(shè)計(jì),是合理安排、科學(xué)分析各試驗(yàn)因素的一種有效數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法。它借助正交表這一工具,從眾多的試驗(yàn)條件中挑選出部分具有代表性的試驗(yàn)點(diǎn),科學(xué)安排試驗(yàn),然后對(duì)試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行綜合比較和統(tǒng)計(jì)分析,找出各因素水平的最佳組合,從而得到最優(yōu)或較優(yōu)的試驗(yàn)方案。正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的特點(diǎn)是用不太多的試驗(yàn)次數(shù),就能找出試驗(yàn)因素的最佳水平組合,了解試驗(yàn)因素的重要程度及交互作用情況,減少試驗(yàn)的盲目性,避免資源浪費(fèi)[20]。

3.1 正交試驗(yàn)方案

在開(kāi)展環(huán)形聚能裝藥的優(yōu)化設(shè)計(jì)過(guò)程中,有的文獻(xiàn)以射流軸向速度和徑向速度作為優(yōu)化指標(biāo)[15],有的以軸向/徑向速度和密實(shí)度作為優(yōu)化指標(biāo)[12],有的以射流速度和長(zhǎng)度作為指標(biāo)[16],也有的以環(huán)形射流穿靶時(shí)間及剩余速度作為優(yōu)化指標(biāo)[13],但環(huán)形聚能裝藥的侵徹深度不僅和射流的軸向和徑向速度有關(guān),射流的形狀(如截面積及長(zhǎng)徑比等)也會(huì)對(duì)侵徹深度產(chǎn)生影響。因此,選用侵徹深度Xij作為試驗(yàn)指標(biāo)更有針對(duì)性。

影響環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的因素主要包括:藥型罩材料、形狀、錐角、厚度;裝藥性能、高度;殼體厚度;起爆方式;炸高等因素。其中,藥型罩的材料、形狀,裝藥種類(lèi)、性能,起爆方式均已選定,不在本次優(yōu)化范圍內(nèi)。藥型罩口徑主要受總體參數(shù)制約,殼體厚度對(duì)侵徹深度的影響較小,暫不考慮。選定藥型罩錐角α、藥型罩厚度δ、裝藥高度H、炸高h(yuǎn)共4個(gè)因素作為試驗(yàn)因素,分別記作A,B,C,D,每個(gè)因素取4個(gè)參數(shù)值。選擇正交表L16(45),正交試驗(yàn)方案如表4所列。

表4 正交試驗(yàn)方案Tab.4 Orthogonal experiment scheme

3.2 正交試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1 極差分析

針對(duì)正交試驗(yàn)方案中的參數(shù)組合進(jìn)行16次的數(shù)值仿真,計(jì)算出不同條件下環(huán)形聚能裝藥的侵徹深度。正交試驗(yàn)結(jié)果的極差分析如表5所列。

(1) 確定因素的主次順序

根據(jù)表5中極差Rj的大小,可判斷各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)影響的主次順序。藥型罩錐角因素的極差最大,藥型罩厚度因素的極差最小,各因素主次關(guān)系為:藥型罩錐角>炸高>裝藥高度>藥型罩厚度。

(2) 確定試驗(yàn)因素的優(yōu)水平和優(yōu)組合

極差分析中所得到的最優(yōu)組合并不在正交試驗(yàn)方案中,為考察優(yōu)化結(jié)果,重新計(jì)算得到侵徹深度為72.88 mm,可知其侵徹能力確實(shí)高于表中其他參數(shù)組合方案。

3.2.2 方差分析

方差分析的基本思路是將數(shù)據(jù)的總變異分解為試驗(yàn)因素引起的變異和偏差引起的變異,從統(tǒng)計(jì)角度量化各因素對(duì)試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度,判斷各個(gè)因素的作用是否顯著。正交試驗(yàn)結(jié)果的方差分析如表6所列。

表6 正交試驗(yàn)結(jié)果的方差分析結(jié)果Tab.6 Variance analysis of orthogonal experiment results

方差分析結(jié)果從統(tǒng)計(jì)角度量化了各因素對(duì)環(huán)形聚能裝藥侵徹深度的影響,由表6可知,在所選因素及所選水平條件下,藥型罩錐角對(duì)侵徹深度的影響非常顯著,而藥型罩厚度、裝藥高度及炸高的影響相對(duì)較小。

3.3 對(duì)藥型罩錐角的進(jìn)一步優(yōu)選

通過(guò)正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)的方法,得到了各因素的優(yōu)化水平組合:藥型罩錐角α為100°,藥型罩厚度δ為0.05d,裝藥高度H為2.00d,炸高h(yuǎn)為1.25d。同時(shí),由第3.2節(jié)分析可知藥型罩錐角對(duì)侵徹深度具有非常顯著的影響,而正交試驗(yàn)設(shè)計(jì)中錐角的變化間隔較大。因此保持其他參數(shù)不變,對(duì)藥型罩錐角α為80°, 85°, 90°, 95°, 100°的情況進(jìn)行數(shù)值模擬,對(duì)藥型罩錐角進(jìn)行進(jìn)一步優(yōu)選。圖11為侵徹深度隨細(xì)化藥型罩錐角變化關(guān)系。

圖11 侵徹深度隨細(xì)化藥型罩錐角變化關(guān)系Fig.11 Penetration depth vs. the refined cone angle of liner

由圖11可見(jiàn),當(dāng)藥型罩錐角為80°～90°時(shí),侵徹深度隨藥型罩錐角的增加而略有增加,但增加幅度不大;當(dāng)藥型罩錐角大于90°后,侵徹深度隨藥型罩錐角的增加而明顯減小;侵徹深度在藥型罩錐角為90°時(shí)達(dá)到極大值。因此,最終優(yōu)化方案選擇藥型罩錐角為90°。

優(yōu)化方案侵徹深度計(jì)算結(jié)果如表7所列。由表7可知,初始方案的侵徹深度為0.66d,而正交試驗(yàn)方案的侵徹深度為0.91d,經(jīng)過(guò)進(jìn)一步優(yōu)選藥型罩錐角之后,侵徹深度可達(dá)0.94d,與初始方案相比,提高了約43%,優(yōu)化效果明顯。

表7 優(yōu)化方案侵徹深度計(jì)算結(jié)果Tab.7 Calculation results of penetration depth for the optimization schemes

4 結(jié)論

通過(guò)對(duì)影響環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的單因素分析及正交試驗(yàn)設(shè)計(jì),可得到以下結(jié)論:

(1) 藥型罩錐角、藥型罩厚度和炸高對(duì)侵徹能力的影響非單調(diào)變化。當(dāng)藥型罩錐角為40°～120°時(shí),侵徹深度的極大值出現(xiàn)在90°附近;當(dāng)藥型罩錐角小于90°時(shí),侵徹深度隨藥型罩錐角的增大而增大;當(dāng)藥型罩錐角大于90°時(shí),侵徹深度隨藥型罩錐角的增大而減小。當(dāng)藥型罩厚度為0.02d～0.10d時(shí),侵徹深度的極大值出現(xiàn)在0.04d附近;當(dāng)藥型罩厚度小于0.04d時(shí),侵徹深度隨藥型罩厚度的增大而增大;當(dāng)藥型罩厚度大于0.04d時(shí),侵徹深度隨藥型罩厚度的增大而減小。當(dāng)炸高為0.50d～2.00d時(shí),侵徹深度的極大值出現(xiàn)在0.75d附近;當(dāng)炸高為0.50d～1.00d時(shí),侵徹深度的變化幅度不大;當(dāng)炸高大于1.00d時(shí),侵徹深度隨炸高的增大而減小。隨裝藥高度的增大,侵徹深度逐漸增大,但幅度逐漸減小。

(2) 對(duì)正交試驗(yàn)結(jié)果的分析表明,各因素對(duì)環(huán)形聚能裝藥侵徹能力的影響主次順序?yàn)?藥型罩錐角>炸高>裝藥高度>藥型罩厚度,藥型罩錐角對(duì)侵徹深度的影響非常顯著,而藥型罩厚度、裝藥高度及炸高的影響相對(duì)較小。

(3) 對(duì)藥型罩錐角的進(jìn)一步優(yōu)選表明,當(dāng)藥型罩錐角為80°～100°時(shí),侵徹深度在90°時(shí)達(dá)到極大值;當(dāng)藥型罩錐角為80°～90°時(shí),侵徹深度隨藥型罩錐角的增加而略有增加,但增加幅度不大;當(dāng)藥型罩錐角大于90°后,侵徹深度隨藥型罩錐角明顯減小。

(4)環(huán)形聚能裝藥的最終優(yōu)化方案:藥型罩錐角為90°,藥型罩厚度為0.05d,裝藥高度為2.00d,炸高為1.25d。該方案的侵徹深度可達(dá)0.94d,與初始方案0.66d相比,提高約43%。