羅渝松，李偉兵，陳志闖，王曉鳴，李文彬

（1. 南京理工大學(xué)智能彈藥技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，江蘇 南京 210094；2. 南京航空航天大學(xué)機(jī)電學(xué)院，江蘇 南京 210016）

在現(xiàn)有彈藥戰(zhàn)斗部的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，多數(shù)戰(zhàn)斗部均采用柱殼裝藥結(jié)構(gòu)，其破片質(zhì)量分布、初速、飛散角等毀傷威力參數(shù)與金屬柱殼的膨脹斷裂過(guò)程直接相關(guān)[1-3]。國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)內(nèi)爆加載下金屬柱殼的膨脹斷裂過(guò)程采用了多種不同的方法進(jìn)行研究，朱建軍等[4]、朱如意等[5]數(shù)值模擬了內(nèi)爆加載下金屬圓柱殼的膨脹斷裂過(guò)程，得到不同裝藥和不同結(jié)構(gòu)下的殼體動(dòng)態(tài)破碎規(guī)律。Singh 等[6]、Wang 等[7]利用高速分幅相機(jī)和光子多普勒測(cè)速系統(tǒng)研究了內(nèi)爆載荷作用下圓柱形殼體的整個(gè)加速過(guò)程，得到殼體膨脹斷裂參數(shù)與材料和結(jié)構(gòu)之間的聯(lián)系。Gold 等[8]、Huang 等[9]、Guo 等[10]使用脈沖X 光照相技術(shù)對(duì)不同結(jié)構(gòu)柱殼裝藥下的殼體膨脹形態(tài)和破片飛散特征進(jìn)行研究，建立了標(biāo)準(zhǔn)柱殼和非標(biāo)準(zhǔn)柱殼的破片初速沿軸向的分布修正公式。Sun 等[11]運(yùn)用高速攝影和掃描電鏡分析技術(shù)分別對(duì)爆炸驅(qū)動(dòng)下分別處于膨脹斷裂狀態(tài)和完全破碎狀態(tài)的金屬柱殼進(jìn)行圖像觀測(cè)，分析表明金屬柱殼斷裂模式與炸藥驅(qū)動(dòng)能力和金屬性能有關(guān)。禹富有等[12]進(jìn)行了TA2 鈦合金柱殼在不同厚度藥柱填塞下的爆炸實(shí)驗(yàn)，采用金相分析手段對(duì)回收破片進(jìn)行破壞分析，發(fā)現(xiàn)柱殼的膨脹斷裂模式與載荷脈寬和柱殼壁厚的比值相關(guān)。對(duì)于爆炸加載下殼體膨脹斷裂過(guò)程的研究，已有的文獻(xiàn)主要采取高速攝影和X 光照相等手段來(lái)獲取殼體的膨脹斷裂圖像，并對(duì)完全破碎后的殼體破片進(jìn)行回收，輔以金相和掃描電鏡等方式來(lái)完成分析[13-14]。但高速攝影和X 光照相等拍攝手段獲取的圖像只能粗略地展示殼體外表面的膨脹斷裂特征，對(duì)于內(nèi)表面的情況和局部細(xì)節(jié)的體現(xiàn)則不足，而回收的破片則是完整殼體發(fā)生斷裂失效后的結(jié)果，不能很好地體現(xiàn)殼體由初始膨脹變形發(fā)展至最終完全破碎的中間過(guò)程。為解決上述問(wèn)題，需要在內(nèi)爆炸載荷環(huán)境下回收處于膨脹斷裂中間狀態(tài)的金屬殼體。

本文中，針對(duì)內(nèi)爆加下膨脹半徑具有明顯軸向效應(yīng)的大長(zhǎng)徑比（L/d≥3）金屬柱殼[15]，利用AUTODYN 軟件數(shù)值模擬4 種結(jié)構(gòu)殼體的膨脹變形過(guò)程，統(tǒng)計(jì)、對(duì)比4 種結(jié)構(gòu)殼體自由膨脹的徑向位移數(shù)值確定最優(yōu)殼體結(jié)構(gòu)?；谧顑?yōu)結(jié)構(gòu)殼體在起爆后不同時(shí)刻的膨脹狀態(tài)，匹配其外形設(shè)計(jì)凍結(jié)回收裝置并進(jìn)行回收過(guò)程的數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證，對(duì)回收殼體的膨脹半徑進(jìn)行定量分析，以期為實(shí)現(xiàn)內(nèi)爆加載下膨脹態(tài)金屬柱殼的凍結(jié)回收提供參考。

1 金屬柱殼結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

金屬柱殼在爆轟產(chǎn)物的作用下首先是起爆端發(fā)生膨脹斷裂，而非起爆端殼體的繼續(xù)膨脹運(yùn)動(dòng)將不可避免地影響中間段殼體的回收效果[16-17]。為減小非起爆端對(duì)中間回收段殼體斷裂形貌的影響，本節(jié)在一體式殼體結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上進(jìn)行改進(jìn)，設(shè)計(jì)了兩段式、刻槽式和單段式等3 種柱殼結(jié)構(gòu)，利用AUTODYN數(shù)值模擬軟件對(duì)比研究4 種殼體在內(nèi)部爆炸驅(qū)動(dòng)作用下的動(dòng)態(tài)變形過(guò)程，分析起爆后各時(shí)刻殼體膨脹斷裂形態(tài)的差異，并考慮到實(shí)際加工因素，確定用于進(jìn)行凍結(jié)回收的最佳殼體結(jié)構(gòu)。

1.1 計(jì)算方案與仿真模型

殼體的仿真計(jì)算方案是根據(jù)所設(shè)計(jì)的殼體結(jié)構(gòu)而定的，除一體式結(jié)構(gòu)外還包括兩段式、刻槽式、單段式這3 種改進(jìn)結(jié)構(gòu)，殼體改進(jìn)遵循的原則為：結(jié)構(gòu)改進(jìn)后的殼體既要在預(yù)期回收段上與一體式結(jié)構(gòu)殼體的膨脹外形相同，又要保證預(yù)期回收段以外的非起爆端部分對(duì)回收的影響要盡可能小。對(duì)于柱殼結(jié)構(gòu)而言，減小非起爆端對(duì)預(yù)期回收段影響的具體做法是將殼體改動(dòng)的位置設(shè)在變形和未變形的交界面處，使非起爆端殼體在內(nèi)爆驅(qū)動(dòng)作用下能與預(yù)期回收段殼體實(shí)現(xiàn)分離。根據(jù)殼體改進(jìn)原則，在一體式結(jié)構(gòu)殼體基礎(chǔ)上設(shè)計(jì)了其余3 種改進(jìn)結(jié)構(gòu)殼體，如圖1（b）～（d）所示。

圖1 中一體式結(jié)構(gòu)為完整圓柱殼體，其外表不進(jìn)行任何削弱強(qiáng)度的機(jī)械加工，總長(zhǎng)度為160 mm，其余3 種結(jié)構(gòu)則分別在距離起爆端120 mm 位置處進(jìn)行改進(jìn)。兩段式結(jié)構(gòu)是在一體式結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上沿120 mm 截面切斷后粘接為一體，其中0～120 mm 區(qū)間段包含了預(yù)期回收的殼體，120～160 mm 區(qū)間段位于非起爆端，可降低稀疏波的提前傳入對(duì)殼體膨脹產(chǎn)生的影響?？滩凼浇Y(jié)構(gòu)使用了刻槽工藝對(duì)殼體的機(jī)械強(qiáng)度進(jìn)行部分削弱，使殼體在內(nèi)爆驅(qū)動(dòng)作用下能沿預(yù)設(shè)位置處斷裂，實(shí)現(xiàn)前后兩段殼體的分離。單段式殼體結(jié)構(gòu)是考慮到當(dāng)非起爆端的徑向稀疏波對(duì)中間段殼體的影響不是很大時(shí)，在一體式殼體結(jié)構(gòu)基礎(chǔ)上保持藥柱長(zhǎng)度不變而直接縮短殼體長(zhǎng)度，減少加工時(shí)間和成本。

圖1 4 種殼體的結(jié)構(gòu)方案Fig. 1 Structures of four shells

采用AUTODYN 有限元分析軟件建立上述4 種柱殼裝藥結(jié)構(gòu)的仿真計(jì)算模型，以一體式結(jié)構(gòu)的參數(shù)設(shè)置為例來(lái)說(shuō)明有限元模型的建立：炸藥和殼體的模型長(zhǎng)度均為160 mm，其中，炸藥半徑為20 mm，網(wǎng)格邊長(zhǎng)為0.5 mm 殼體外壁半徑為25 mm，厚度為5 mm，其網(wǎng)格相較于炸藥進(jìn)行適當(dāng)加密，網(wǎng)格邊長(zhǎng)為0.2 mm 網(wǎng)格類(lèi)型均為L(zhǎng)agrange 網(wǎng)格。為統(tǒng)計(jì)不同位置處的殼體膨脹半徑，從殼體端部開(kāi)始沿軸向每隔8 mm 設(shè)置一個(gè)觀測(cè)點(diǎn)，共計(jì)21 個(gè)。起爆點(diǎn)設(shè)置在左端面中心，建立如圖2 所示的仿真計(jì)算模型，其余3 種結(jié)構(gòu)的模型建立方法相同。

1.2 材料模型與參數(shù)選取

圖2 一體式殼體的仿真計(jì)算模型（1～21 為觀測(cè)點(diǎn)）Fig. 2 The simulation calculation model for the integrated shell(1?21 are observed points)

仿真計(jì)算模型中的殼體材料為40CrMnSiB 鋼，熱處理方式為860 ℃淬火2 h 后再500 ℃回火2 h，內(nèi)爆加載下材料壓力和比體積之間的關(guān)系用Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程進(jìn)行描述，由于鐵元素質(zhì)量百分比相近，其狀態(tài)方程參數(shù)選擇用AUTODYN 材料庫(kù)中1006 鋼的參數(shù)近似代替。材料采用Johnson-Cook 強(qiáng)度模型來(lái)描述其在變形過(guò)程中的強(qiáng)度變化，該模型定義的屈服應(yīng)力表述如下：

式中：σ 為流動(dòng)應(yīng)力， ε 為等效塑性應(yīng)變， ε˙?為無(wú)量綱塑性應(yīng)變率，T、T0、Tm分別為材料溫度、環(huán)境溫度和材料熔點(diǎn)，A、B、n、C、m為材料特性常數(shù)。40CrMnSiB 鋼在上述熱處理?xiàng)l件下的特性參數(shù)：A=1 080 MPa，B=308 MPa，n=0.282，C=0.017 5，m= 0.53，T0=293 K，Tm=1 793 K。炸藥選取為8701 炸藥，采用JWL 狀態(tài)方程進(jìn)行描述：

式中：pe為爆轟產(chǎn)物壓力，Ae、Be、R1、R2、ω 為炸藥的特性常數(shù)，V為相對(duì)體積，E為炸藥單位體積的初始內(nèi)能[18]。8701 炸藥的特性參數(shù)：Ae=542.4 GPa，Be=7.628 GPa，R1=4.2，R2=1.1，ω=0.3，E=9 GPa。

1.3 計(jì)算結(jié)果及分析

圖3 給出了炸藥起爆后30 μs 時(shí)刻4 種結(jié)構(gòu)殼體的徑向膨脹位移，從圖中可以看出：從起爆端開(kāi)始的0～96 mm 區(qū)間內(nèi)，4 種殼體的徑向位移并無(wú)明顯差別；而在96～112 mm 區(qū)間上，裸露藥柱的殼體受到軸向稀疏波的影響較大，其徑向位移明顯減小。因此，為了減小非起爆端對(duì)中間段殼體凍結(jié)回收的影響，需將一體式殼體改為刻槽式或兩段式殼體。由于兩段式殼體可直接由一體式殼體經(jīng)線切割加工后拼接而成，考慮到殼體實(shí)際加工的便捷性，確定最佳殼體結(jié)構(gòu)為兩段式。改進(jìn)后的兩段式結(jié)構(gòu)既能保證回收段殼體的膨脹外形與一體式結(jié)構(gòu)相同，又能減小非起爆端對(duì)回收段殼體的影響，因此滿足改進(jìn)設(shè)計(jì)的要求。

2 凍結(jié)回收仿真研究

根據(jù)采用前照明分幅照相技術(shù)拍攝到的金屬柱殼膨脹斷裂圖像[19]可知，在柱殼最大膨脹半徑與非起爆端初始膨脹位置之間，存在一個(gè)近似線性區(qū)，該區(qū)域內(nèi)的殼體膨脹半徑與軸向距離之間近似線性相關(guān)，如圖4 所示。區(qū)域內(nèi)靠近起爆端的殼體已經(jīng)發(fā)生斷裂，而靠近非起爆端的部分則尚處在膨脹變形階段，因此定義該區(qū)域?yàn)榻饘僦鶜ぴ趦?nèi)爆加載下的斷裂過(guò)渡區(qū)，將斷裂過(guò)渡區(qū)的膨脹態(tài)金屬柱殼作為預(yù)期回收的目標(biāo)。

為獲得起爆后不同時(shí)刻的膨脹態(tài)金屬柱殼，根據(jù)一體式殼體自由膨脹形態(tài)隨時(shí)間的變化，選定了3 個(gè)回收時(shí)刻，結(jié)合3 個(gè)時(shí)刻下殼體膨脹變形的初始位置和上一節(jié)中篩選出的最優(yōu)殼體結(jié)構(gòu)，確定了兩段式結(jié)構(gòu)的切割、粘接位置，匹配不同時(shí)刻下預(yù)期回收段殼體的膨脹外徑設(shè)計(jì)了相應(yīng)的凍結(jié)回收裝置，數(shù)值模擬凍結(jié)回收過(guò)程并初步評(píng)估回收效果。

2.1 不同時(shí)刻的凍結(jié)回收裝置匹配設(shè)計(jì)

凍結(jié)回收裝置的內(nèi)壁形狀尺寸需根據(jù)金屬柱殼在自由膨脹狀態(tài)下的變形情況來(lái)確定。根據(jù)數(shù)值仿真的結(jié)果，可知起爆后0～23 μs 內(nèi)，炸藥內(nèi)部爆轟波經(jīng)歷了從起爆端向非起爆端傳播的過(guò)程，殼體沿軸向隨之發(fā)生不同程度的變形響應(yīng)。為獲取處于不同發(fā)展?fàn)顟B(tài)下的軸向裂紋傳播段，選取起爆后13、16 和23 μs 等3 個(gè)時(shí)刻的殼體進(jìn)行凍結(jié)回收。圖5 反映了一體式殼體在內(nèi)部爆炸載荷作用下于13、16、23 μs 時(shí)刻的變形響應(yīng)，其中8701 藥柱的尺寸為 ? 40 mm×160 mm，40CrMnSiB 鋼柱殼厚度為5 mm。由圖可知，13、16、23 μs 時(shí)刻預(yù)期回收的中間段殼體分別介于高斯點(diǎn)5～13、6～16、7～21 之間。

為避免非起爆端殼體對(duì)中間段殼體凍結(jié)回收的影響，加工時(shí)將13、16 μs 回收時(shí)刻的原殼體分別沿高斯點(diǎn)13、16 所在橫截面切斷，然后粘接為一體，而23 μs 時(shí)刻的膨脹態(tài)殼體從高斯點(diǎn)7 到高斯點(diǎn)21 呈近似線性膨脹，所以該回收時(shí)刻的原殼體加工時(shí)無(wú)需切斷。

圖3 起爆后30 μs 時(shí)刻4 種殼體的徑向位移Fig. 3 Radial displacements of four shells at 30 μs after detonation

圖4 殼體斷裂分區(qū)Fig. 4 Division of fracture area of the shell

圖5 一體式殼體的膨脹變形響應(yīng)壓力云圖Fig. 5 Variation of internal pressure of integrated shell with expansion and deformation process

進(jìn)行凍結(jié)回收裝置的設(shè)計(jì)時(shí)，將起爆端的凍結(jié)回收裝置內(nèi)壁設(shè)計(jì)成與殼體最大膨脹外徑相切的圓柱形，以實(shí)現(xiàn)對(duì)該段殼體的徑向約束，防止其在徑向載荷的作用下將凍結(jié)段殼體帶出回收裝置；中間段殼體對(duì)應(yīng)的凍結(jié)回收裝置內(nèi)壁則根據(jù)殼體膨脹外徑與軸向位置的線性關(guān)系，設(shè)計(jì)成與殼體膨脹外形相匹配的圓臺(tái)形；將非起爆端對(duì)應(yīng)的回收裝置內(nèi)壁設(shè)計(jì)成擴(kuò)口形狀，利用內(nèi)壁形狀的突變?cè)趦啥螝んw的交界面處形成應(yīng)力集中，加速非起爆端殼體的脫離。匹配13、16、23 μs 時(shí)刻殼體膨脹外形設(shè)計(jì)的凍結(jié)回收裝置如圖6 所示。

圖6 匹配不同時(shí)刻殼體膨脹外形設(shè)計(jì)的凍結(jié)回收裝置結(jié)構(gòu)尺寸Fig. 6 Structural dimensions of designed freezing recovery devices matching deformation responses of shells at different times

2.2 不同時(shí)刻的凍結(jié)回收仿真結(jié)果

通過(guò)對(duì)柱殼裝藥在凍結(jié)回收裝置約束作用下的靜爆過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，得到三個(gè)時(shí)刻下中間段殼體的徑向膨脹位移隨時(shí)間的變化情況，如圖7 所示。殼體從起爆端開(kāi)始沿軸向逐漸發(fā)生膨脹變形，當(dāng)自由膨脹進(jìn)行到回收時(shí)刻時(shí)，從圖中膨脹位移轉(zhuǎn)折點(diǎn)可以看出，中間段殼體的軸向各點(diǎn)幾乎是同時(shí)與回收裝置內(nèi)壁發(fā)生接觸，在凍結(jié)回收裝置對(duì)殼體的持續(xù)約束作用下，膨脹速度逐漸減小，最終殼體的膨脹運(yùn)動(dòng)完全停止，殼體回收的動(dòng)態(tài)響應(yīng)過(guò)程也說(shuō)明了凍結(jié)回收裝置內(nèi)壁結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)的合理性。

圖7 3 個(gè)回收時(shí)刻殼體徑向變形響應(yīng)Fig. 7 Radial deformation response of the shell at three recovery times

圖8 給出了3 個(gè)時(shí)刻下中間段殼體的最終回收半徑與理想回收半徑之間的關(guān)系，發(fā)現(xiàn)在殼體與凍結(jié)回收裝置發(fā)生接觸后，會(huì)繼續(xù)進(jìn)行不同程度的徑向膨脹，引起凍結(jié)回收裝置的塑性變形。其中，13、16、23 μs 時(shí)刻的回收殼體在理想回收半徑的基礎(chǔ)上分別繼續(xù)向外膨脹了4.7～8.2、4.8～8.8、4.0～5.4 mm，回收到的殼體分別更接近19.2、21.4、26.8 μs 時(shí)刻的自由膨脹態(tài)。此外，不同軸向位置處殼體在與回收裝置接觸后的膨脹距離并不一致，這是由于起爆后爆轟產(chǎn)物向非起爆端流動(dòng)堆積，使得越靠近非起爆端的凍結(jié)回收裝置內(nèi)壁所受到的壓力載荷越大，造成殼體的偏移膨脹距離從起爆端到非起爆端呈現(xiàn)逐漸增大的趨勢(shì)。

3 凍結(jié)回收試驗(yàn)驗(yàn)證

圖8 3 個(gè)時(shí)刻下的殼體回收半徑Fig. 8 Recovery radii of the shell at three recovery times

圖9 金屬柱殼裝藥結(jié)構(gòu)Fig. 9 Charge structures of the metal cylindrical shell

在對(duì)凍結(jié)回收過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬的基礎(chǔ)上，為進(jìn)一步驗(yàn)證凍結(jié)回收試驗(yàn)方法對(duì)于回收膨脹態(tài)金屬柱殼的可行性與合理性，按照上述方案設(shè)計(jì)進(jìn)行了內(nèi)爆加載下金屬柱殼的凍結(jié)回收試驗(yàn)。圖9 為金屬柱殼裝藥結(jié)構(gòu)的實(shí)物圖，加工13 和16 μs 時(shí)刻回收的兩段式結(jié)構(gòu)殼體時(shí)，分別在距離起爆端96 和120 mm位置處采取線切割的方法沿橫截面切斷，然后用膠水將兩段殼體粘接成一體，23 μs 時(shí)刻回收殼體則根據(jù)預(yù)期回收段殼體的膨脹斷裂特點(diǎn)直接采用一體式結(jié)構(gòu)，內(nèi)部裝填直徑40 mm 的8701 藥柱；殼體起爆端和非起爆端設(shè)計(jì)了螺紋段，以實(shí)現(xiàn)殼體與尼龍雷管座和端蓋之間的穩(wěn)固配合，其中尼龍雷管座匹配殼體和凍結(jié)回收裝置的端口形狀進(jìn)行了定位設(shè)計(jì)，保證殼體在橫向放置時(shí)的定位可靠。凍結(jié)回收試驗(yàn)的整體布置如圖10 所示。

圖10 凍結(jié)回收試驗(yàn)總體布局Fig. 10 Overall layout of the freeze recovery test

按照設(shè)計(jì)的回收試驗(yàn)方案，對(duì)相應(yīng)時(shí)刻處于膨脹斷裂中間狀態(tài)的殼體進(jìn)行了凍結(jié)回收，這里選取23 μs時(shí)刻的殼體回收結(jié)果進(jìn)行展示和量化分析。從圖11 中可以看出，設(shè)計(jì)的回收裝置成功約束住了殼體的膨脹運(yùn)動(dòng)，得到的膨脹態(tài)殼體根據(jù)外形的差異可以分為柱面段和錐面段，分別與相應(yīng)位置處對(duì)應(yīng)的回收裝置內(nèi)壁形狀相同，表明殼體的自由膨脹與回收階段都在回收裝置的軸向約束區(qū)內(nèi)進(jìn)行。將回收得到的殼體與圖5 所示的自由膨脹態(tài)對(duì)比，可知兩者在預(yù)期回收段上的外形是相似的。

圖11 23 μs 時(shí)刻的殼體凍結(jié)回收試驗(yàn)結(jié)果Fig. 11 Shell obtained from freezing recovery test at 23 μs

為進(jìn)一步評(píng)估凍結(jié)回收試驗(yàn)的仿真設(shè)計(jì)與實(shí)際試驗(yàn)回收結(jié)果之間的差異，對(duì)23 μs 時(shí)刻回收殼體的軸向和徑向尺寸進(jìn)行了測(cè)量。其中，殼體柱面段的軸向設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為40.78 mm，實(shí)際回收得到的長(zhǎng)度為38.3 mm，比設(shè)計(jì)長(zhǎng)度短2.48 mm，誤差百分比為6.1%；錐面段軸向設(shè)計(jì)長(zhǎng)度為119 mm，實(shí)際回收得到的長(zhǎng)度為109 mm，比設(shè)計(jì)長(zhǎng)度短10 mm，誤差百分比為8.4%。圖12 反映了實(shí)際回收殼體的膨脹半徑與其仿真值、設(shè)計(jì)時(shí)刻的理想值和26.8μs 時(shí)刻的自由膨脹值之間的差異，可以看出幾者在膨脹形態(tài)上是一致的。其中，殼體的實(shí)際回收半徑略小于仿真回收半徑，但整體吻合程度較高；由于凍結(jié)回收不可能瞬間完成，故殼體的實(shí)際回收半徑要大于23 μs 時(shí)刻的理想膨脹半徑，軸向各點(diǎn)處的絕對(duì)誤差在3.27～4.57 mm范圍內(nèi)，誤差百分比小于10%，與26.8 μs 時(shí)刻的自由膨脹值相近。評(píng)估結(jié)果表明，設(shè)計(jì)的凍結(jié)回收試驗(yàn)方法對(duì)于回收膨脹態(tài)殼體具有較好的效果，回收殼體的軸向和徑向尺寸誤差相較于其理想狀態(tài)均可控制在10%以內(nèi)。

圖12 23 μs 時(shí)刻中間段殼體的回收半徑Fig. 12 Recovery radii of the middle section shell at 23 μs

從凍結(jié)回收試驗(yàn)的結(jié)果不難看出，自由膨脹態(tài)的金屬柱殼在與凍結(jié)回收裝置接觸后，其徑向膨脹運(yùn)動(dòng)不可能立刻停止，在回收裝置的約束作用下仍會(huì)繼續(xù)向外膨脹一段距離。本文是從回收殼體的軸向和徑向尺寸與設(shè)計(jì)理想值之間的近似程度出發(fā)，說(shuō)明凍結(jié)回收方法設(shè)計(jì)的合理性，但對(duì)殼體與回收裝置間的接觸作用導(dǎo)致殼體在斷裂形貌上發(fā)生的變化方面仍研究不足。為進(jìn)一步評(píng)估回收過(guò)程的接觸作用所帶來(lái)的影響，后續(xù)可將回收得到的膨脹態(tài)殼體的表面失穩(wěn)分布、裂紋擴(kuò)展路徑、斷口形貌特征等斷裂信息與自然破碎下的情況進(jìn)行對(duì)比分析，通過(guò)比較斷裂信息的異同來(lái)反映接觸作用的影響程度。

4 結(jié) 論

基于AUTODYN 有限元分析軟件對(duì)不同柱殼結(jié)構(gòu)的殼體膨脹進(jìn)行數(shù)值模擬，確定了應(yīng)用于內(nèi)爆加載下膨脹態(tài)金屬柱殼回收的最優(yōu)殼體結(jié)構(gòu)。根據(jù)不同時(shí)刻下殼體的自由膨脹狀態(tài)設(shè)計(jì)與之匹配的凍結(jié)回收裝置，并進(jìn)行回收過(guò)程的數(shù)值模擬和試驗(yàn)驗(yàn)證，最后對(duì)試驗(yàn)回收結(jié)果進(jìn)行量化評(píng)估，得出結(jié)論如下：

（1）兩段式結(jié)構(gòu)最有利于減小非起爆端對(duì)預(yù)期回收段殼體的影響，其膨脹特性最接于一體式殼體且加工方便，適用于進(jìn)行內(nèi)爆加載下膨脹態(tài)金屬柱殼的凍結(jié)回收試驗(yàn)。

（2）回收得到的殼體形態(tài)較為完整，殼體的軸向和徑向尺寸與其設(shè)計(jì)理想值之間的誤差均小于10%，在考慮回收裝置塑性變形量的前提下，回收結(jié)果滿足設(shè)計(jì)需求。

（3）通過(guò)凍結(jié)回收試驗(yàn)得到的膨脹態(tài)金屬柱殼可為研究?jī)?nèi)爆加載下的殼體膨脹斷裂過(guò)程提供實(shí)物參考，且相比于常用回收破片的方式更能體現(xiàn)殼體膨脹斷裂過(guò)程中的整體形態(tài)演變。