姬 龍,王 平,王拱辰

(西安現(xiàn)代控制技術研究所,陜西 西安 710065)

聚能裝藥主要是利用聚能效應對裝甲目標進行毀傷,在一定炸高條件下具有較強的侵徹能力。最為突出的特點和優(yōu)勢為其毀傷能力不依賴于武器發(fā)射平臺本身和平臺動能,因而適用范圍廣,應用方式靈活,并可造成對裝甲等堅固目標的高效毀傷。

目前,傳統(tǒng)聚能裝藥普遍存在藥型罩質(zhì)量利用率低,絕大部分藥型罩材料形成了侵徹能力較低的杵體,限制了射流對目標的毀傷威力(開孔孔徑和穿深),使得射流穿透靶板后的后效不足。為了提高聚能裝藥的侵徹威力,增加聚能侵徹體的侵徹深度和侵徹孔徑,國外學者開展了探索性研究。俄羅斯科學家MININ等首次提出了超聚能概念,并通過數(shù)值模擬進行了驗證,結果表明,這種超聚能方法既能增加射流速度又能增加射流質(zhì)量,且這種新效應能有效應用在石油射孔彈中;隨后,文獻[2-3]利用數(shù)值仿真對超聚能進行了深入的研究,得出在給定的結構中,射流速度增加了25%～30%;國內(nèi)學者王淦龍、陳莉等基于國外報道的多種超聚能裝藥結構,開展了數(shù)值仿真研究,并針對截頂輔助藥型罩結構進行了優(yōu)化,得出其形成的射流在速度和動能方面有了明顯的提高;文獻[6]采用試驗和數(shù)值模擬相結合的方法,探索了5種不同材料作為附加裝置的超聚能裝藥的侵徹性能,并與傳統(tǒng)錐形裝藥進行了比較,研究結果表明鎢作為附加裝置時形成的射流長度和頭部速度最大。文獻[7]通過數(shù)值模擬和X光試驗驗證了截頂裝藥結構射流的成型特性,得出截頂裝藥結構可有效提高射流的頭部速度,同時可以減少杵體的直徑,提升藥型罩的質(zhì)量利用率。文獻[8]利用AUTODYN-2D軟件,研究了藥型罩不同錐角時,附加裝置的材質(zhì)、厚度和直徑對速度的影響,得出截頂裝藥結構更適合于對大錐角的傳統(tǒng)裝藥進行改進。文獻[9-10]提出了超聚能射流的形成理論和計算方法，給出了附加裝置材料密度、厚度和藥型罩錐角、密度、厚度與超聚能射流速度、有效質(zhì)量之間的關系。

本文以截頂結構超聚能裝藥為研究對象,利用數(shù)值模擬的手段,從大錐角聚能裝藥的成型特性研究出發(fā),開展截頂裝藥條件下不同結構的附加裝置對射流成型影響的研究,探求同時增大聚能射流頭部的最大速度和質(zhì)量的方法。

1 大錐角聚能裝藥聚能射流成型特性

提高聚能裝藥的侵徹威力,增加聚能射流的侵徹深度和侵徹孔徑,必須提高聚能射流的速度和直徑。傳統(tǒng)的射流成型理論表明,聚能射流的速度和直徑不可能同時得到提高,提高射流速度需要增加藥型罩的壓垮速度、減小壓垮角,而壓垮角的減小勢必造成藥型罩的質(zhì)量利用率下降,射流直徑減小,同樣,提高射流直徑也會使得速度降低。本文首先對大錐角聚能裝藥端面起爆的成型特性進行研究,針對現(xiàn)有大錐角聚能裝藥成型過程中雖形成的射流直徑大,但射流頭部速度低的問題,指明結構優(yōu)化的方向。

利用AUTODYN軟件,對大錐角裝藥結構的成型特性進行數(shù)值模擬。模擬仿真示意圖如圖1所示,裝藥直徑88 mm,裝藥高度88.4 mm,藥型罩為單錐銅藥型罩,錐角為90°,等壁厚0.88 mm,屬于薄壁厚,頂部直徑20 mm,頂部壁厚1.4 mm(頂部壁厚過薄容易被擊穿),采用面起爆。不同時刻()聚能射流的速度云圖如圖2所示。

圖1 大錐角的常規(guī)裝藥仿真模型

圖2 大錐角裝藥聚能射流的速度云圖

由圖2可知,藥型罩頂部材料基本都留在了杵體部分。由于截頂直徑大,射流頭部碰撞速度高,形成的射流頭部直徑非常細,頭部很早就出現(xiàn)了斷裂的射流粒子。從35 μs時刻和50 μs時刻射流速度分布圖可以看到,射流在拉伸過程中,射流頭部速度雖有提高,但頭部斷裂更加明顯,表明射流性能不穩(wěn)定。所以在傳統(tǒng)聚能裝藥結構中,依靠加大罩頂直徑來提高射流頭部速度是不可行的。通過計算射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比可以得到藥型罩利用率為30.98%,藥型罩利用率較低。

2 截頂裝藥結構成型仿真研究

為形成射流頭部速度高,且藥型罩利用率大的射流,必須使藥型罩材料壓垮角等于或大于180°對稱軸。目前,多采用截頂裝藥結構,使藥型罩在初始壓垮過程中有足夠的加速空間,以更高的速度在軸線處碰撞。

2.1 截頂?shù)缺诤駟五F結構

裝藥結構如圖3所示,裝藥直徑88 mm,裝藥高度88.4 mm,藥型罩為單錐銅藥型罩,錐角為90°,等壁厚0.88 mm,藥型罩截頂直徑設置為20 mm。附加裝置直徑為20 mm,厚度為5 mm,采用密度為19.3 g/cm的鎢,用來代替?zhèn)鹘y(tǒng)結構中的藥型罩頂部。圖4和圖5分別為壓力云圖和速度云圖。

圖3 截頂?shù)缺诤駟五F結構仿真模型

圖4 10 μs時截頂?shù)缺诤駟五F結構藥型罩壓力云圖

根據(jù)圖5不同時刻射流速度可知,所形成的射流比傳統(tǒng)藥型罩單純加大藥型罩截頂直徑要穩(wěn)定,射流的最高速度更高,但射流存在頭部直徑小,容易斷裂的問題,根據(jù)圖4可知出現(xiàn)該問題可能是因為藥型罩壁厚過薄造成初始壓垮速度過大,碰撞時形成射流速度過高,而后期藥型罩在壓垮時,速度與之相差較大,導致形成射流頭部過細。通過截取射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比可以得到藥型罩利用率為26.31%,采用截頂?shù)缺诤駟五F結構,射流速度有所提升,但是藥型罩利用率降低。

圖5 截頂裝藥聚能射流的速度云圖

2.2 截頂變壁厚結構

針對上述現(xiàn)象,附加裝置與上述一致,藥型罩外母線為單錐直線,內(nèi)母線為圓弧;壁兩端厚,中間薄,小端壁厚2 mm,大端壁厚2.5 mm,最小壁厚1 mm,聚能裝藥結構如圖6所示。圖7和圖8分別為壓力云圖和速度云圖。

圖6 截頂變壁厚結構仿真模型

圖7 10 μs時截頂變壁厚結構藥型罩的壓力云圖

圖8 截頂變壁厚結構聚能射流的速度云圖

由圖8可以得到,射流在拉伸過程中基本沒有出現(xiàn)射流斷裂現(xiàn)象,并且射流連續(xù)段頭部最大速度達到將近9 000 m/s,從射流速度分布云圖看,射流穩(wěn)定性也有所提高。從圖7中可知,在射流初始壓垮過程中,藥型罩頂部材料僅有極小部分與附加裝置接觸,沿著附加裝置表面流動,導致附加裝置與藥型罩相互作用時間縮短,即縮短了能量傳遞時間,并且由于杵體速度較高,產(chǎn)生極大后向作用力與附加裝置相互作用,造成附加裝置表面材料向內(nèi)凹陷,這樣能量傳遞時間與面積將更進一步減小。通過計算射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比可以得到藥型罩利用率為29.21%,藥型罩利用率較截頂?shù)缺诤駟五F結構有所提升。

2.3 截頂半球形附加裝置變壁厚結構

為進一步優(yōu)化射流形態(tài),提高射流的頭部速度,采用上節(jié)中藥型罩結構,將附加裝置設置成如圖9所示結構。

圖9 截頂半球形附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖10和圖11分別為壓力云圖和速度云圖。從圖10中可以看出,藥型罩小端在初始壓垮的過程中,藥型罩材料能大致沿著附加裝置壁面流動,使附加裝置初始就具有推動藥型罩材料流動的作用,賦予射流材料一個橫向速度。附加裝置頂部為一個球型罩,具有一定的壓垮加速空間,在炸藥作用下附加裝置將具有一個更高的速度來推動杵體向前運動。在射流形成初期,射流直徑與杵體直徑大致相同,長度也大致相同。隨著射流的拉伸,藥型罩口部材料的壓垮角逐漸增大,后期大部分材料都將進入射流中,射流直徑逐漸增大,根據(jù)圖11可以得到,35 μs時,射流最大直徑大于杵體最大直徑,且射流長度是杵體的3～4倍左右,至50 μs時,杵體基本消失。從射流成型拉伸中軸線上速度分布圖看,射流速度大致呈線性關系,射流軸向密度與壓力分布比較平緩,表示射流穩(wěn)定性較好,不易斷裂,通過計算射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比可以得到藥型罩質(zhì)量利用率高達51.6%。但在射流成型過程中頭部還是會擠出高速的射流粒子,而最終成型的射流頭部速度較高,達10 000 m/s以上,藥型罩口部材料在后期壓垮中壓垮角大,不穩(wěn)定性明顯,所以可得藥型罩小端錐角可能還可以再加大或者加厚,藥型罩大端錐角可以適當減小或者加厚。

圖10 10 μs時截頂半球形附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

圖11 截頂半球形附加裝置變壁厚結構聚能射流的速度云圖

2.4 截頂半球形(材料鎢)附加裝置變壁厚結構

基于以上分析,適當增大藥型罩頂部錐角和壁厚,使其初始壓垮角進一步增大,讓更多的材料參與射流頭部的形成,進而加粗射流頭部直徑。同時減小藥型罩口部錐角,由于隨著藥型罩壓垮的進行,壓垮角從頂部至口部呈增大趨勢。從仿真中可以得到,藥型罩口部大部分材料最終進入射流尾部,適當減小藥型罩口部錐角可以提高口部材料壓垮速度,進而提高射流尾部速度,同時適當增大藥型罩口部壁厚也可能可以增大射流尾部直徑,最終增大了射流的質(zhì)量,提高藥型罩質(zhì)量的利用率。因此,將藥型罩改為曲線罩。

裝藥結構如圖12所示,藥型罩外母線曲率半徑為137.6 mm,內(nèi)母線曲率半徑為111 mm,頂部壁厚為2 mm,外錐角為96°,內(nèi)錐角為104°,口部壁厚為2.5 mm,外錐角為44°,內(nèi)錐角為36°,藥型罩最小壁厚為1 mm。該結構藥型罩母線比單錐罩母線有所加長,增加了射流成型的基礎質(zhì)量。

圖12 截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖13和圖14分別為壓力云圖和速度云圖。

圖13 10 μs時截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

與單錐罩形成的超聚能射流相比較,從圖13可以看到,射流在形成過程中形態(tài)相似,但是由于藥型罩質(zhì)量增加,所以形成的射流質(zhì)量也增大,通過計算射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比可以得到質(zhì)量利用率達到35.8%,根據(jù)圖14速度分布圖可知,隨著拉伸的進行,射流的穩(wěn)定性有所提高。射流頭部速度有很大提高,杵體直徑也有明顯減小。但是在成型過程中,杵體尾部與附加裝置的接觸面積逐漸減小,這使得附加裝置與侵徹體間的能量傳遞關系變得不穩(wěn)定,而且射流頭部還是存在直徑很小的問題,這在侵徹過程中是不利的,需要采用一定方法進行優(yōu)化。

圖14 截頂半球形(鎢)附加裝置變壁厚結構藥型罩聚能射流的速度云圖

2.5 截頂半球形(材料鋁)附加裝置變壁厚結構

針對附加裝置與侵徹體在成型過程中接觸不緊密問題,提出了如下方案。如圖15所示,將原附加裝置的半球形罩材料換成了低密度的鋁材料,鋁的密度為2.7 g/cm,使其能在爆轟波的作用下壓垮獲得高速,對與藥型罩接觸的鎢制錐形罩裝置進行推動加速。

圖15 截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構仿真模型

圖16和圖17分別為壓力云圖和速度云圖。由圖16可以看出,在鋁的推動下,鎢制錐形罩獲得了比用鎢制半球罩推動的更大的速度,即獲得了更大的能量,藥型罩在壓垮過程中完全與附加裝置接觸,能量傳遞路徑完整。

圖16 10 μs時截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構藥型罩壓力云圖

由圖17可知,在射流成型過程中,射流頭部始終比以上幾種方案粗,沒有出現(xiàn)高速粒子擠出現(xiàn)象。從壓力分布圖可以看出,射流拉伸至50 μs時,有效射流段幾乎無波動,即此時射流性能穩(wěn)定,不易發(fā)生斷裂。射流最大速度略有下降,大約為8 000 m/s,這可能是因為附加裝置的直徑不夠大,不能完全引導藥型罩材料沿著壁面向軸線移動,從仿真中也可以看出,藥型罩有部分材料沿著附加裝置表面遠離軸線移動,沒有將所有藥型罩材料向前向軸線推動,而鎢制錐形罩在鋁制半球罩推動下,軸線處壁厚變得非常薄,對銅藥型罩軸線處材料的推動作用下降,也將可能導致射流頭部速度下降。

圖17 截頂半球形(鋁)附加裝置變壁厚結構聚能射流的速度云圖

2.6 加大截頂半球形附加裝置結構

在采用上節(jié)藥型罩的基礎上,將附加裝置直徑加大,加厚鎢制錐形罩軸線處壁厚。裝藥結構如圖18 所示。

圖18 加大截頂半球形附加裝置仿真模型

圖19和圖20分別為藥型罩壓力云圖和聚能射流速度云圖。由圖19可知,在射流形成初期,與附加裝置接觸的藥型罩小端材料壓垮角大于90°,靠近小端的藥型罩材料壓垮角小于90°,杵體直徑大于射流直徑,當壓垮至藥型罩中部位置時,藥型罩壓垮角大于90°,杵體直徑逐漸減小,射流最大直徑變大,最終形成射流最大直徑大于杵體最大直徑的超聚能射流。根據(jù)圖20可知,加大附加裝置直徑后,射流最大速度提高到9 300 m/s,形成杵體減小,從壓力分布得到射流也更早地拉伸至穩(wěn)定狀態(tài),提高了射流的穩(wěn)定性。

圖19 5 μs時加大截頂半球形附加裝置結構藥型罩壓力云圖

圖20 加大截頂半球形附加裝置結構聚能射流的速度云圖

3 結束語

本文通過對截頂裝藥結構中附加裝置結構和藥型罩結構進行優(yōu)化調(diào)整,使得形成的聚能射流既具有較高的射流速度,又具有較高的藥型罩質(zhì)量利用率,較傳統(tǒng)裝藥結構獲得射流形態(tài)有了新的突破,可以有效提高射流的頭部速度和藥型罩的利用率。

采用截頂半球形附加裝置變壁厚結構超聚能裝藥,射流頭部速度可超過10 000 m/s,通過計算射流質(zhì)量與原始藥型罩質(zhì)量比,可以得到藥型罩利用率為51.6%,極大提升了聚能射流的毀傷能力。

同時,本文研究表明,加入高密度的附加裝置代替?zhèn)鹘y(tǒng)藥型罩的頂部,可使適配的藥型罩截頂直徑加大,在附加裝置推動、藥型罩壓垮加速空間增大以及壓垮角增大的三重作用下,能將原來形成最大速度較低的大錐角藥型罩的速度有效提高,并且使藥型罩更多的材料進入到射流成型中,藥型罩利用率增加,形成直徑粗大的高速射流。