李軍寶,李偉兵,王曉鳴,李文彬

(南京理工大學 智能彈藥技術(shù)國防重點學科實驗室,江蘇 南京 210094)

同軸復合裝藥作為一種可調(diào)節(jié)裝藥能量釋放特性的裝藥方式,已被廣泛應用于不同戰(zhàn)斗部工程試驗。國內(nèi)外學者針對同軸雙元復合裝藥進行了大量研究[1-9],Kato等[3]研究了加鎢粉的高密度炸藥和高爆速炸藥組成的復合裝藥結(jié)構(gòu),發(fā)現(xiàn)復合裝藥爆速明顯提高。Held[4]采用狹縫掃描技術(shù),研究了柱狀復合裝藥爆轟波傳播過程的疊加效應,深入分析了復合裝藥的爆轟特性。丁剛等[6]研究了復合裝藥在偏心起爆條件下的爆轟波特性,發(fā)現(xiàn)爆轟波陣面前沿的會聚波能顯著提高內(nèi)層裝藥爆轟波的傳播速度。沈飛等[7]利用兩種爆速相差0.45 mm/μs的DNTF 基含鋁炸藥制備了兩種典型的同軸雙元組合裝藥,并采用圓筒試驗對比了兩種裝藥的驅(qū)動釋能過程,發(fā)現(xiàn)外層使用高爆速炸藥時,組合裝藥的驅(qū)動能力相對較強,尤其在加速階段后期,圓筒壁仍存在明顯的加速度。

目前有關(guān)復合裝藥的研究多集中于起爆方式與內(nèi)外層裝藥的匹配,對新型裝藥結(jié)構(gòu)的設(shè)計方面關(guān)注較少。通過在內(nèi)外層之間添加隔爆材料便構(gòu)成一種新型的同軸多層復合裝藥。當隔爆材料為惰性材料時,可改變爆轟波之間的相互作用,同時影響內(nèi)部裝藥產(chǎn)生的爆炸沖擊波對殼體的作用;當隔爆材料為含能材料時,可通過參與反應降低其所占據(jù)戰(zhàn)斗部空間對戰(zhàn)斗部能量的削弱。洪曉文等[10]通過仿真研究了同軸多層復合裝藥的沖擊波傳播特性。Reynolds等[11]設(shè)計了一種威力可調(diào)戰(zhàn)斗部,通過將兩個裝藥層由隔爆材料隔開,研究了內(nèi)層起爆和內(nèi)外層同時起爆下兩種刻槽預控破片戰(zhàn)斗部殼體的破片輸出特性,發(fā)現(xiàn)在內(nèi)層起爆下,爆炸和碎片速度分別降低了約33%和20%。Arnold等[12-14]提出了一種在殼體與炸藥之間加入緩沖層的戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu),研究了緩沖層對破片輸出特性的影響。

對于同軸復合裝藥戰(zhàn)斗部,其能量輸出特性受內(nèi)外層裝藥結(jié)構(gòu)、隔爆材料、起爆方式等因素影響較大,其內(nèi)外層裝藥產(chǎn)生的爆炸沖擊波在隔爆材料中的傳播、相互作用以及沖擊波驅(qū)動殼體形成破片過程有待于進一步研究。本文選取聚氨酯為隔爆材料,針對帶殼同軸復合裝藥在內(nèi)、外層起爆下的能量輸出特性進行了Autodyn仿真與試驗研究。分析了一端單點起爆與一端外層六點起爆下,復合裝藥戰(zhàn)斗部沖擊波傳播、殼體膨脹破碎及破片特性,結(jié)合超高速攝影技術(shù)與驗證板回收技術(shù)對殼體的膨脹過程與形成破片分布規(guī)律進行了試驗研究。

1 數(shù)值模擬方法

1.1 計算模型

帶殼同軸復合裝藥由內(nèi)層裝藥、隔爆材料、外層裝藥以及含端蓋的殼體。內(nèi)層炸藥為8701(RDX 95%,DNT 3%,CZ 2%),尺寸為φ35 mm×200 mm;隔爆材料為聚氨酯,內(nèi)徑35 mm,厚度15 mm,長200 mm;外層裝藥為RDX基含鋁炸藥(RDX 76%,Al 20%,Wax 4%),內(nèi)徑65 mm,厚度15 mm,長200 mm。圓柱殼體選用45鋼,內(nèi)徑為95 mm,厚為10 mm。起爆方式為一端中心單點起爆與一端外層六點起爆。由于基于網(wǎng)格算法的有限元在模擬殼體斷裂時,需要刪除一定數(shù)量的單元,造成了整體殼體一些斷裂特征不能精確體現(xiàn)。為此,采用了SPH算法來模擬殼體斷裂以避免上述問題。各部分均采用SPH算法,起爆方式為一端中心點起爆,在外層炸藥上每隔2 mm設(shè)置1個高斯點,在殼體上每隔3 mm設(shè)置一個高斯點。由于本文研究的對象為軸對稱環(huán)形戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu),為了節(jié)省計算時間,數(shù)值模擬采用1/4模型進行建模,具體結(jié)構(gòu)模型如圖1所示。

圖1 戰(zhàn)斗部仿真結(jié)構(gòu)模型

1.2 材料參數(shù)

炸藥狀態(tài)方程的確定與起爆方式有關(guān)。分別采用Lee-Tarver狀態(tài)方程描述內(nèi)層起爆下含鋁炸藥與外層多點起爆下8701的起爆過程,具體的狀態(tài)方程參數(shù)見參考文獻[15,16]。文獻[17,18]給出了45鋼材料的Johnson Cook強度模型與Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)。聚氨酯的材料模型采用軟件自帶的參數(shù)描述,殼體的失效破環(huán)現(xiàn)象同樣采用軟件自帶的stochastic模型描述,該模型采用Mott分布表征物質(zhì)的固有缺陷,通過在模型內(nèi)隨機添加弱化點來模型殼體材料的真實破壞與斷裂。

Mott假設(shè)當應變由ε增加至ε+dε的過程中,單位長度的試樣斷裂概率p1可表示為

p1=Ceγεdε

(1)

式中:C與γ為常數(shù)。進而可得材料在應變達到ε前的斷裂概率p可表示為

(2)

1.3 粒子尺寸的確定

采用SPH算法建模計算時,粒子尺寸的確定對數(shù)值模擬結(jié)果的精度影響較大。一方面,過大的粒子尺寸無法準確模擬爆炸沖擊波的相互作用與傳播、殼體的膨脹破片形成過程,最終導致計算結(jié)果不準確;另一方面,過小的粒子尺寸在提升了計算精度的同時也會大大增加運算時間,降低計算效率。為準確描述帶殼同軸復合裝藥沖擊波與破片輸出特性,本文首先建立粒子尺寸為0.1 cm、0.12 cm、0.15 cm、0.18 cm和0.2 cm的仿真模型,數(shù)值模擬了內(nèi)層起爆下不同粒子尺寸對殼體形態(tài)與破片平均質(zhì)量的影響,以確定合理的粒子尺寸。

考慮到300 μs時爆轟產(chǎn)物已完全泄露,不再對殼體作功,圖2給出了不同粒子尺寸下戰(zhàn)斗部殼體在300 μs時的破碎形態(tài)圖。從圖2可以看出,粒子尺寸為0.18 cm和0.2 cm時,殼體的斷裂并不完全,沿軸向方向的裂紋產(chǎn)生較少,因此形成了較多長條狀大質(zhì)量破片,未能準確描述殼體斷裂形成破片的過程;當粒子尺寸為0.15 cm時,殼體破碎較為完全但兩端的端蓋破碎情況與0.12 cm和0.1 cm的結(jié)果仍有差異。

圖3給出了粒子尺寸對破片平均質(zhì)量的影響規(guī)律,可以看出,當粒子尺寸大于0.12 cm時,破片平均質(zhì)量明顯提高,這也反映了大質(zhì)量破片數(shù)目的增加,根據(jù)前期的破片回收試驗經(jīng)驗,0.12 cm和0.15 cm 粒子尺寸下的破片平均質(zhì)量與真實試驗回收值更為相符。根據(jù)以上分析,綜合考慮計算精度與運算效率,最終取殼體粒子尺寸為0.12 cm,所建立的1/4計算模型共328 692個粒子。

圖2 不同粒子尺寸下殼體在300 μs時的破碎形態(tài)

圖3 不同粒子尺寸下破片平均質(zhì)量

2 模擬結(jié)果與分析

2.1 沖擊波傳播過程

圖4給出兩種起爆方式下炸藥反應形成的沖擊波成長過程,每種起爆方式列出3種典型時刻,不同顏色對應的不同壓力值。

從圖4(a)可以看出,一端中心起爆下,t=4 μs時內(nèi)層炸藥形成的沖擊波以一定角度斜入射聚氨酯隔爆材料中,由于內(nèi)層炸藥的波阻抗小于聚氨酯材料,沖擊波在界面處發(fā)生折射。t=10 μs時外層裝藥中的沖擊波已形成穩(wěn)定爆轟波并以一定角度射入45鋼柱殼內(nèi),由于沖擊波之前在聚氨酯材料中發(fā)生折射,使沖擊波前沿作用于殼體的入射角減小,這加速了殼體變形初期的徑向膨脹速度。斜射入的沖擊波在到達殼體外表面后反射稀疏波進入45鋼柱殼,t=25 μs時在殼體內(nèi)觀測到明顯的“鋸齒形”稀疏波。從以上可以看出,內(nèi)層起爆下隔爆材料減小了內(nèi)外層裝藥產(chǎn)生爆炸沖擊波之間的相互作用。從圖4(b)可以看出,外層環(huán)起爆下,t=4 μs時外層裝藥中各形成的沖擊波前沿較早的作用在殼體,使靠近起爆端出殼體的膨脹變形時間提前,同時沖擊波折射射入聚氨酯材料。圖4(b)中表明,t=10 μs時在內(nèi)層裝藥中發(fā)生碰撞的沖擊波,在軸線方向產(chǎn)生超壓爆轟,測量可得高壓區(qū)壓力高達60 GPa。t=25 μs時,與中心起爆所不同的是,中心超壓爆轟區(qū)的沖擊波已追趕上外層裝藥的沖擊波前沿,形成穩(wěn)定連續(xù)的高壓區(qū)域。此外,殼體中也出現(xiàn)了與一端中心起爆相似的鋸齒形稀疏波。

圖4 不同起爆方式下的沖擊波傳播過程

為進一步分析沖擊波對殼體的驅(qū)動作用,提取柱殼內(nèi)壁軸向處的高斯點數(shù)據(jù),觀測徑向位移曲線X-t和爆轟產(chǎn)物對柱殼的壓力曲線p-t,同時對p-X曲線積分處理可得到炸藥對柱殼內(nèi)表初始單位面積的累積作功曲線W-t。以l為4 cm、10 cm和16 cm分別為研究對象,圖5、圖6給出了p-t和W-t曲線,其中爆轟產(chǎn)生的壓力到達柱殼內(nèi)表相應位置的時刻記為零時刻,對W-t曲線進行平移。

從圖5的p-t曲線可以看出,內(nèi)層起爆下峰值壓力隨軸向位置增加逐漸減小,皆大于20 GPa;由于六點起爆下由于沖擊波對殼體的入射角更大,導致其徑向壓力峰值明顯小于內(nèi)層起爆,皆小于20 GPa,此外,且作用時間分別提前了2.71 μs、1.16 μs和0.91 μs?？梢钥闯?兩種起爆方式下,爆轟壓力作用于殼體的時間與峰值壓力在靠近起爆端時差異最大,隨軸向位移的增大差異逐漸減小。

由圖6中沖擊波對殼體的積累作功曲線可以看出,內(nèi)層起爆下爆轟壓力對殼體在l為2 cm、10 cm和18 cm處作功分別是六點起爆下的1.43、0.86和1.07倍。外層起爆下兩端的殼體積累作功皆較大,對于靠近起爆端的殼體,由于沖擊波較早的作用于殼體,較長的作用時間增大了對殼體作功;對于遠離起爆端的殼體,對其積累作功在作用時間t大于12 μs時明顯增加,這與外層起爆下中心裝藥遠離起爆端處產(chǎn)生的超壓爆轟現(xiàn)象有關(guān)。此外,從圖6中的副圖可以看出,在沖擊波對殼體作用的前5 μs內(nèi),內(nèi)層起爆下積累作功明顯大于外層起爆的結(jié)果,這與圖4中沖擊波壓力峰值規(guī)律相符,反映了內(nèi)層起爆下沖擊波在初期作用于殼體的壓力明顯更高。從炸藥類型的角度分析,在外層起爆導致的超壓爆轟發(fā)生后,較高的爆轟壓力可能會促使外層含鋁炸藥中的鋁粉發(fā)生化學反應并釋放能量,進一步促進殼體膨脹破碎行為,這也解釋了外層起爆下裝藥對殼體破碎累計作功更大這一結(jié)果。

圖5 兩種起爆方式下的p-t曲線

圖6 兩種起爆方式下的W-t曲線

2.2 殼體膨脹與破片特性分析

圖7給出兩種起爆方式下殼體在300 μs時的最終形態(tài),通過觀察可知,殼體在外層起爆下的徑向膨脹位移更大且沿軸向方向的位移梯度更大,兩者最大徑向膨脹位移皆發(fā)生在遠離起爆端的位置,殼體的最大膨脹直徑出現(xiàn)在距起爆點13 cm的軸向位置附近,外層起爆下則更遠離起爆端,出現(xiàn)在距起爆點16 cm的軸向位置附近。

為進一步分析殼體膨脹位移沿軸線方向的分布規(guī)律,分別提取了外壁上高斯點在t為100 μs、200 μs和300 μs時的位置信息如圖8所示,可以看出,在靠近起爆端的l為1 cm、4 cm和7 cm處,兩種起爆方式下的最大膨脹位移差異不大,隨著軸向位置的逐漸增加,外層起爆下的膨脹顯著增強并逐漸高于中心起爆下的結(jié)果,在l=18 cm時兩者差異達到最大。

圖7 兩種起爆方式下殼體在t=300 μs時的形態(tài)

圖8 殼體最大膨脹位移的軸向分布規(guī)律

圖9給出了不同軸向位置處的破片穩(wěn)定速度分布規(guī)律,可以看出,外層起爆下殼體形成破片的最大速度由內(nèi)層起爆下的1 526 m/s提升到1 984 m/s,提高了30%,受端部稀疏波的影響,兩者的速度分布皆呈現(xiàn)中間高兩端低的特征,其中遠離起爆端的殼體速度差異更為明顯。較大的軸向速度梯度將會增加殼體斷裂時周向裂紋的形成,進一步影響沿軸線方向的破片分布特征,這將在下一節(jié)的試驗中得到驗證。此外,在通過對比也可以看出,當l小于7 cm時,兩種起爆方式下的徑向速度較為接近,差異小于6.1%之間,隨著軸向位置的逐漸增加,差異明顯提升在l為18 cm時達到最高,為25.8%。這是由于中心裝藥在遠離起爆端發(fā)生超壓爆轟,顯著提升了對殼體的積累作功,進而提升了破片最大速度。為進一步分析起爆方式對破片速度的影響,圖中還給出了等效TNT當量下破片速度的理論計算值?？梢钥闯?內(nèi)層起爆下的破片速度與理論計算值更為接近,而外層起爆下的速度由于裝藥內(nèi)發(fā)生超壓爆轟而明顯高于理論計算值。

圖9 殼體最大穩(wěn)定速度的軸向分布規(guī)律

圖10描述了不同起爆方式下殼體破碎形成破片的質(zhì)量分布模擬結(jié)果?？梢钥闯?兩種起爆方式下得到的大部分破片質(zhì)量分布在1 g以下。與外層起爆相比,內(nèi)層起爆下形成的1 g以下的小質(zhì)量破片較少而5 g以上的破片數(shù)目明顯更多。

圖10 不同起爆方式下破片的質(zhì)量分布圖

由圖11中破片平均質(zhì)量與沖擊波對殼體作功曲線可知,外層起爆下內(nèi)部裝藥反應產(chǎn)生的沖擊波對殼體作功較內(nèi)層起爆下提升了15.2%,導致殼體破碎更為完全,最終統(tǒng)計得到破片平均質(zhì)量降低了24.5%。

圖11 破片平均質(zhì)量與沖擊波對殼體作功曲線

3 試驗驗證

為進一步驗證仿真結(jié)果,開展了內(nèi)層起爆下的戰(zhàn)斗部靜爆試驗,試驗現(xiàn)場布置與彈體各部件如圖12所示。試驗現(xiàn)場由試驗彈體、沖擊波超壓測試系統(tǒng)、超高速攝影系統(tǒng)和見證靶板組成。試驗時,藥柱放置在1 m高的木質(zhì)平臺上,利用超高速攝影試驗拍攝殼體在爆炸加載下的膨脹斷裂過程,為避免殼體破碎產(chǎn)生的破片對電子測量設(shè)備的影響,將超高速攝影儀放置于掩體墻之外。此外,在距藥柱1.5 m處放置長度為1.5 m、寬度為1 m、厚度為2 mm的鋁見證板,借助靶板上的穿孔情況分析破片的飛散行為。戰(zhàn)斗部各部分材料及起爆方式均與仿真保持一致。

圖12 驗證試驗現(xiàn)場布置圖與彈體部件實物圖

3.1 超高速攝影分析

內(nèi)層起爆下殼體在膨脹初期的圖像如圖13所示,取距起爆端40 mm處的殼體外壁進行分析,測得在35 μs、39 μs和43 μs時的膨脹直徑為153.8 mm、167.2 mm和182.8 mm。

從圖13可以看出,35 μs時起爆端附近殼體剛開始出現(xiàn)明顯膨脹;39 μs時,殼體呈“鼓狀”,少量爆轟產(chǎn)物從起爆端附近泄露;43 μs時端蓋完全破碎,導致起爆端處的爆轟產(chǎn)物大量泄漏,同時伴隨著稀疏波進入。

通過測量可得對應時刻的仿真結(jié)果分別為160.13 mm、169.74 mm和178.98 mm,與試驗結(jié)果之間的誤差小于4.1%。這表明本文所采用的數(shù)值模擬方法較好的描述了殼體在戰(zhàn)斗部內(nèi)部裝藥反應初期的膨脹變形過程,同時也驗證了本文所采用材料模型參數(shù)的準確性。

圖13 殼體在不同時刻的膨脹圖像

3.2 驗證板回收

針對回收的見證靶板,利用image pro plus軟件進行處理以提取破片尺寸信息。試驗回收的靶板及處理后的圖像如圖14所示。

圖14 試驗回收的靶板及處理后的圖像

從圖4可以看出戰(zhàn)斗部爆炸后,在鋁板上產(chǎn)生了大量的破片穿孔,從靶板上的孔洞分布來看,破片分布呈現(xiàn)中間密集兩側(cè)稀疏的特征,且遠離起爆端的孔洞數(shù)目也要明顯多于靠近起爆端的區(qū)域。由圖8殼體最大穩(wěn)定速度的軸向分布可知,遠端的殼體沿軸向方向的速度梯度更大,這提升了殼體斷裂的概率,導致遠端的破片數(shù)目明顯較多。若以遠離起爆點的鋁板端部為參考位置,統(tǒng)計可得孔洞水平方向位置信息可以得到,72%的孔洞位于X=0.20L至X=0.45L之間,其中L為見證板長度。由內(nèi)層起爆下的數(shù)值模擬結(jié)果可知,破片最大速度位于X=0.35L0軸向位置處,其中L0為殼體長度,這表明該處破片在見證板上該位置處形成穿孔的概率最大,可以看出試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好。

4 結(jié)論

利用數(shù)值模擬研究了含聚氨酯隔爆材料的同軸復合裝藥戰(zhàn)斗部的能量輸出特性,獲得了不同起爆方式下戰(zhàn)斗部內(nèi)部爆炸沖擊波傳播過程、殼體膨脹斷裂與形成破片特性,最后采用超高速攝影儀與見證板回收技術(shù)對仿真結(jié)果進行了試驗驗證。結(jié)果如下:

(1)超高速攝影測得距起爆40 mm處的殼體外壁在前43 μs內(nèi)膨脹直徑與仿真結(jié)果誤差小于4.1%,驗證了本文所確定的0.12 cm粒子尺寸的合理性與所采用的材料參數(shù)的正確性;

(2)內(nèi)層起爆下,隔爆材料延遲了裝藥爆轟波對殼體內(nèi)壁的作用時刻,降低了對殼體的驅(qū)動能力。與內(nèi)層起爆相比,外層起爆下沖擊波對殼體作功提升了15.2%;

(3)兩種起爆方式下,靠近起爆端部分殼體的膨脹過程及所形成破片最大速度基本一致;外層起爆下,由于裝藥內(nèi)部發(fā)生超壓爆轟現(xiàn)象,導致破片最大速度較內(nèi)層起爆提高了30%,破片平均質(zhì)量較內(nèi)層起爆降低了24.5%。