趙 鑫，徐永杰，董方棟，鄭娜娜，王志軍

(1.中北大學 機電工程學院， 太原 030051；2.重慶紅宇精密工業(yè)集團有限公司， 重慶 402760；3.中國兵器工業(yè)第208研究所， 北京 102202； 4.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐長治地區(qū)軍事代表室，山西 長治 046000)

1 引言

隨著現(xiàn)代裝甲防護技術的不斷發(fā)展，對各類戰(zhàn)斗部的毀傷能力也提出了更高要求，藥型罩作為聚能裝藥戰(zhàn)斗部的核心，已經成為彈藥毀傷研究的重點。

國內外研究者對藥型罩作了許多研究，俄羅斯著名學者V.F.Minin等對截頂加輔助藥型罩裝藥結構進行了研究；陳莉對一種疊加輔助藥型罩的結構所形成射流的性能和狀態(tài)進行了數(shù)值模擬；石軍磊研究了超聚能射流形成過程中輔助藥型罩材料對射流性能的影響；張斐設計了一種新型截頂聚能裝藥結構，分析了輔助藥型罩的材料對射流成型及其性能的影響；張小靜運用Autodyn仿真軟件對錐罩材料對錐罩-球缺組合藥型罩所形成射流的影響進行了研究。上述研究結果表明：輔助結構藥型罩對射流成型具有一定影響，可提高侵徹性能。

帶有輔助藥型罩的聚能裝藥結構在國內外已有許多研究，但對于帶圓筒形輔助結構的藥型罩侵徹兼開孔能力的研究有待進一步深入。為了提高半球罩所形成射流的頭部速度，同時提高射流對間隔靶板的侵徹性能，對帶有圓筒形輔助藥型罩的半球罩結構進行正交優(yōu)化設計，研究射流的成型與侵徹過程，使射流在保持有效速度的基礎上，提高擴孔能力。

2 模型建立

2.1 物理模型

為了提高射流對靶板的侵徹能力，讓射流細長的同時具有一定的擴孔能力，在半球罩的頂部中心增加圓筒形的輔助結構。

藥型罩與靶板結構如圖1所示，戰(zhàn)斗部直徑為126 mm，裝藥直徑為120 mm，裝藥長度=180 mm，半球罩與圓筒罩壁厚相等為，圓筒形輔助藥型罩外徑為，高度為，炸高為。建立10層靶板，相鄰靶板間隔為100 mm，根據(jù)“薩拉丁”裝甲車的正面裝甲防護性能，每層靶板厚度為=32 mm，直徑為=400 mm，材料為均質裝甲鋼。

2.2 有限元模型

建立如圖2所示有限元模型，為減少計算時間，建立1/2對稱模型，空氣域長800 mm、寬140 mm，為模擬無限空氣域，施加邊界條件。內部有裝藥、殼體、半球罩，圓筒形輔助藥型罩，均采用Euler網格，靶板采用Lagrange算法，能較好地模擬靶板變形，起爆方式為裝藥頂部中心點起爆，有限元模型網格尺寸為0.4 mm。

圖1 聚能裝藥侵徹靶板結構示意圖Fig.1 Schematic diagram of the structure of the shaped charge penetrating the target plate

圖2 聚能裝藥侵徹靶板結構有限元模型示意圖Fig.2 The finite element model of the shaped charge penetrating the target structure

本文中所選材料來自Autodyn材料庫，裝藥選用HMX，采用EOS_JWL狀態(tài)方程，以HMX的密度作為設計方案中的變量，李亮亮選擇了不同的HMX基炸藥進行試驗，得到不同密度下炸藥的爆速；栗保華建立了一種任意密度下JWL狀態(tài)方程參數(shù)的計算方法，本文選取不同密度HMX炸藥，其狀態(tài)方程參數(shù)見表1。

表1 HMX炸藥密度與爆速

殼體材料用AL 2024-T4，圓筒罩與半球罩材料相同，選用紫銅COPPER，靶板材料選用RHA，材料模型參數(shù)見表2。

表2 材料模型參數(shù)Table 2 Material model parameters

3 方案設計

對于帶圓筒形輔助藥型罩的半球罩，以下因素對射流成型具有較大影響：圓筒形藥型罩高度與外徑，半球罩與圓筒罩壁厚，裝藥密度。聚能裝藥因素水平如表3所示。

表3 聚能裝藥因素水平Table 3 Factor level of shaped charge

若按照常規(guī)設計方法，需要進行設計的工況過多，故采用正交優(yōu)化設計方法，制定25個設計方案，節(jié)省了計算時間，具體設計方案見表4。

表4 正交表L25(54)設計方案Table 4 OrthogonalTable L25 (54) design scheme

續(xù)表(表4)

4 結果與分析

4.1 射流成型數(shù)值模擬

裝藥被引爆后，爆轟波從裝藥底部向前傳播，炸藥爆轟，產生高溫、高壓的爆轟產物，擠壓藥型罩向軸線聚集，引起藥型罩的高速變形，隨著爆轟波向前傳播，這種變形從藥型罩頂?shù)降撞肯嗬^發(fā)生，藥型罩微元作塑性流動，在軸線匯合并向前運動。

當裝藥距靶板一定距離時，射流向前運動，并不斷被拉長，藥型罩在100 μs時形成的射流形態(tài)較好，細長而不斷裂，頭部具有較高速度，已具備足夠的侵徹能力，比較此時射流動能，表5為正交優(yōu)化方案的計算結果。

表5 射流成型計算結果Table 5 Jet forming calculation results

對以上數(shù)據(jù)進行分析，計算極差，、、、、分別為各水平所對應動能的平均值，為同因素下不同水平對應動能的極差值，可以確定每個因素對指標的重要程度，極差計算結果如表6所示。

表6 極差計算結果Table 6 Range calculation result

根據(jù)極差計算結果，4種因素對射流動能的影響排列順序為：裝藥密度>半球罩與圓筒罩壁厚>圓筒罩外徑>圓筒罩高度，其中，改變圓筒形輔助藥型罩高度對射流的動能影響最小，而裝藥密度對射流動能影響最大。射流動能隨各因素的變化趨勢如圖3—圖6所示。

圖3 圓筒罩高度對射流動能的影響曲線Fig.3 The effect of cylinder liner height on jet flow energy

圖4 圓筒罩外徑對射流動能的影響曲線Fig.4 The influence of the outer diameter of the cylinder liner on the jet flow energy

圖5 藥型罩壁厚對射流動能的影響曲線Fig.5 The influence of the wall thickness of the liner on the jet flow energy

圖6 裝藥密度對射流動能的影響曲線Fig.6 Effect of charge density on jet flow energy

由圖3—圖6可知，射流動能隨圓筒罩高度的增加而增加；隨圓筒罩外徑的增加，射流動能先增加后減??；隨壁厚的增加射流動能先增加后減小；隨裝藥密度的增加射流動能減小，藥型罩密度為1.89 g·cm與1.90 g·cm時，射流動能相差不大；若需使射流具有較高的動能，我們需著重考慮裝藥密度、圓筒罩與半球罩壁厚這2個因素。

在上述25種方案中，方案12、20、23的射流動能較高，均接近于1.9×10μJ，射流成型性能較好。

4.2 侵徹靶板數(shù)值模擬

為了對射流的侵徹性能進一步分析，對方案12、20、23中射流穿靶過程進行數(shù)值模擬，改變炸高，藥型罩其他參數(shù)不變，建立方案26～34，如表7所示。射流侵徹靶板結果如表8所示。

表8中，為第1層靶的前擴孔口徑，為第1層靶的后擴孔口徑，為第10層靶的前擴孔口徑，為第10層靶的后擴孔口徑，為射流侵徹10層靶板后的頭部最高速度。

方案26、29、30中射流未穿過第10層靶板，侵徹性能較差；方案27、28、31、32中射流速度較低，方案33、34中射流速度較高。

同一參數(shù)下，炸高=3時的射流速度，低于=4與=5時的射流速度；方案32～34中射流速度高于方案26～31中射流速度。侵徹靶板如圖7所示。

觀察圖7、表8中靶板孔徑分布情況，方案26～28中=5時，10層靶板前、后擴孔口徑較大；方案29～31中，第1層靶板的前擴孔口徑相較于其他方案較大，=5時，射流穿過10層靶板；方案32～34中射流均穿過10層靶板，且=4與=5時靶板前、后擴孔口徑相差不大。

方案26～31中，間隔靶板孔徑前后相差較大，分布不均勻，方案32～34中，間隔靶板孔徑大小相差不大，排布較為均勻。

綜上所述，射流侵徹靶板時，方案33中10層間隔靶前、后孔徑較大，孔徑大小較為均勻，射流連續(xù)且穿靶后，頭部速度較高，對于間隔靶板的侵徹性能較強。

表7 射流侵徹靶板方案Table 7 Jet penetrating target plan

表8 射流侵徹靶板結果Table 8 Jet penetrating the target plate result

圖7 侵徹靶板示意圖Fig.7 Penetration target diagram

5 結論

對帶圓筒形輔助藥型罩的半球罩所形成的射流進行了數(shù)值模擬，用正交優(yōu)化選出了射流成型性能較好的方案，分別為方案12、20、23，對這3種方案設計不同炸高，對射流的侵徹性能進行對比，得出以下結論：

1) 4個因素中，對射流頭部速度影響的排列順序為：裝藥密度>半球罩與圓筒罩壁厚>圓筒罩外徑>圓筒罩高度。

2) 正交表中，方案12、20、23中射流成型性能較好，射流頭部速度較高，有效長度較大。

3) 當圓筒罩高度=40 mm、圓筒罩外徑=30 mm、半球罩與圓筒罩壁厚=1.4 mm、裝藥密度=1.80 g/cm、炸高=4時，射流的頭部速度較高，對間隔靶板的擴孔口徑較大，侵徹性能較強。