惰性芯體物性對(duì)階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)的影響*

李傳增王樹山宋述忠

(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.北京奧信化工科技發(fā)展有限責(zé)任公司,北京100044)

惰性芯體物性對(duì)階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)的影響*

李傳增1,2,王樹山1,宋述忠2

(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.北京奧信化工科技發(fā)展有限責(zé)任公司,北京100044)

為研究惰性芯體物性對(duì)軸向階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)的影響規(guī)律,分別加工并裝配了空腔內(nèi)填充LY12鋁、尼龍1011和無填充物三種技術(shù)狀態(tài)的戰(zhàn)斗部并進(jìn)行了靜爆實(shí)驗(yàn),采用脈沖X射線成像測(cè)試技術(shù)獲得了破片平均速度和飛散場(chǎng)形態(tài);應(yīng)用非線性動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件LS-DYNA,采用ALE算法進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,分析了三種惰性芯體物性對(duì)破片場(chǎng)飛散形態(tài)、沖擊波壓力和破片初速的影響規(guī)律。結(jié)果表明:惰性芯體材料的沖擊阻抗較主裝藥的沖擊阻抗越大,對(duì)沖擊波壓力的影響越明顯,作用于殼體表面的初始?jí)毫υ酱?主裝藥推動(dòng)破片做功的能力越強(qiáng),破片的速度越大,且惰性芯體物性的影響隨著芯體半徑的增大而增大。

梯形空腔裝藥;爆轟驅(qū)動(dòng);惰性芯體

爆轟產(chǎn)物驅(qū)動(dòng)是一個(gè)產(chǎn)物氣體與固體板、殼運(yùn)動(dòng)的耦合問題,物體運(yùn)動(dòng)必須與產(chǎn)物流場(chǎng)同時(shí)求解。一些學(xué)者針對(duì)帶有空腔的圓柱形裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)金屬殼體的規(guī)律進(jìn)行了研究,給出不同的破片初速計(jì)算公式。如R.M.Lioyd[1]在帶有剛性芯體裝藥的Gurney修正式基礎(chǔ)上,對(duì)空腔的徑向稀疏效應(yīng)進(jìn)行了簡(jiǎn)單修正,給出了帶有空腔的圓柱形裝藥破片初速的計(jì)算公式;李世才[2]采用經(jīng)典的Gurney公式形式,建立虛擬的載荷系數(shù)并通過實(shí)驗(yàn)標(biāo)定的方法給出了計(jì)算圓筒形裝藥破片初速的計(jì)算公式。S.Wang等[3]和李傳增[4]建立了瞬時(shí)爆轟產(chǎn)物雙向驅(qū)動(dòng)模型,在Gurney公式的基礎(chǔ)上,推導(dǎo)了計(jì)算圓柱形空腔裝藥破片初速的工程計(jì)算模型。姬聰生[5]和王樹山等[6]提出了一種采用軸向階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)的動(dòng)能桿戰(zhàn)斗部,通過多層多段帶空腔的異形結(jié)構(gòu)裝藥控制桿條具有不同的飛散速度,在戰(zhàn)斗部軸截面上形成不同的環(huán)形分布場(chǎng),并采用數(shù)值計(jì)算和實(shí)驗(yàn)相結(jié)合的方法對(duì)其破片飛散場(chǎng)特征和速度分布規(guī)律進(jìn)行了研究。然而,在實(shí)際的應(yīng)用中,為保證在發(fā)射沖擊加載時(shí)的裝藥強(qiáng)度,空腔內(nèi)往往填充不同材料的惰性芯體,而惰性芯體材料的物理和力學(xué)特性對(duì)該裝藥結(jié)構(gòu)的爆轟驅(qū)動(dòng)將產(chǎn)生影響。因此,本文結(jié)合一定工程背景,分別對(duì)空腔內(nèi)填充LY12鋁、尼龍1011和無填充物3種技術(shù)狀態(tài)下的預(yù)制破片戰(zhàn)斗部進(jìn)行靜爆實(shí)驗(yàn)和數(shù)值計(jì)算,從機(jī)理上探索惰性芯體物性對(duì)階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)的影響規(guī)律。

1 靜爆實(shí)驗(yàn)

1.1 實(shí)驗(yàn)戰(zhàn)斗部機(jī)構(gòu)及參數(shù)

實(shí)驗(yàn)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1所示,主裝藥為注裝B炸藥,采用軸向階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu);擋圈、內(nèi)襯和外殼的材料均為2 mm厚的LY12鋁;端蓋和墊圈材料為尼龍1011;預(yù)制破片材料為高強(qiáng)度軸承鋼,尺寸為?6 mm×6 mm,共960枚,徑向2層軸向4段;加工并裝配了3發(fā)無填充物(編號(hào)為1、2、3)、3發(fā)填充尼龍1011(編號(hào)為4、5、6)、3發(fā)填充LY12鋁材料(編號(hào)為7、8、9)的戰(zhàn)斗部進(jìn)行靜爆實(shí)驗(yàn),起爆方式為頂部中心起爆。

1.2 實(shí)驗(yàn)原理與方法

如圖2所示,將受試戰(zhàn)斗部懸吊于600 mm×600 mm的方形鋼質(zhì)防護(hù)桶內(nèi),并保證射線管、戰(zhàn)斗部和防護(hù)桶的軸線在同一條直線上,且與底片夾相垂直。爆炸點(diǎn)距射線管的距離為2 050 mm,底片夾與爆心相距820 mm,并在每次實(shí)驗(yàn)后進(jìn)行校準(zhǔn)。立靶及校準(zhǔn)完成后,采用制式電雷管起爆戰(zhàn)斗部,同時(shí)利用電離漆包線的方法向操作臺(tái)傳出同步觸發(fā)信號(hào),預(yù)先設(shè)定延遲時(shí)間為150μs時(shí),啟動(dòng)脈沖450形閃光X射線系統(tǒng)。

圖1 實(shí)驗(yàn)戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)圖和照片(單位:mm)Fig.1 Structure diagram and photo of testing warhead(unit:mm)

圖2 實(shí)驗(yàn)場(chǎng)地布置Fig.2 Testing site

1.3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

為方便描述問題,本文中將惰性芯體按半徑由小到大依次記為A(起爆端)、B、C、D四段。

1.3.1 破片飛散場(chǎng)

2號(hào)戰(zhàn)斗部由于射線強(qiáng)度調(diào)高只得到了靜止像而沒有得到破片動(dòng)態(tài)飛散像,其余8發(fā)戰(zhàn)斗部的破片飛散場(chǎng)特征如圖3所示。

圖3 1 5 0μs時(shí)各實(shí)驗(yàn)戰(zhàn)斗部的脈沖X射線成像照片F(xiàn)ig.3 X-ray images at 150μs after initiating

三種技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部破片飛散場(chǎng)平均尺寸分別為218.4、236.4和249.1 mm,內(nèi)部空洞平均尺寸分別為97.5、101.1和105.7 mm;4～6號(hào)戰(zhàn)斗部與1～3號(hào)戰(zhàn)斗部相比,破片分布場(chǎng)密集性有所降低,徑向雙層破片已基本錯(cuò)開,A段破片的堆積程度明顯降低,在底片上能夠清晰地看到5層破片的分布情況,7～9號(hào)戰(zhàn)斗部的破片場(chǎng)進(jìn)一步展開,D段徑向雙層破片已全部錯(cuò)開,A段破片的堆積程度較前兩種技術(shù)狀態(tài)進(jìn)一步降低,呈現(xiàn)幾個(gè)一簇的現(xiàn)象,雖然其破片場(chǎng)展開的較為充分,但由于B、C兩段的速度差相對(duì)較小,在底片上只能較為清晰地分辨D段的4層破片。4號(hào)和7號(hào)均沒有拍攝戰(zhàn)斗部靜止像,其中4號(hào)中間部位出現(xiàn)了煙霧,對(duì)比分析5號(hào)和6號(hào),可判斷出尼龍1011材料在瞬間高溫、高壓的爆炸沖擊載荷作用下迅速發(fā)生了塑性變形、破碎、相變甚至氣化現(xiàn)象。而7號(hào)芯體的端部外形保持得相對(duì)較為完整,表明鋁棒在爆炸加載過程中沒有發(fā)生較大的塑性變形,這與實(shí)驗(yàn)中回收的鋁棒情況相吻合。

1.3.2 破片速度測(cè)試

由于稀疏波和端蓋效應(yīng)的影響以及破片之間的摩擦、碰撞和擠壓等原因使破片發(fā)生了翻轉(zhuǎn),很難分清底片上各破片所屬的段數(shù),但D段破片的時(shí)間歷程是清晰的。因此本文中采用數(shù)字圖像處理技術(shù)對(duì)各技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部的D段各層破片的平均速度和最大速度進(jìn)行了測(cè)量。

(1)測(cè)試方法

采用脈沖X射線成像技術(shù)進(jìn)行破片速度參數(shù)測(cè)量的一般原理為:在關(guān)聯(lián)時(shí)間差Δt=t2-t1范圍內(nèi),獲取兩幅不同時(shí)刻破片場(chǎng)的分布透視圖像,通過分析這兩幅圖像可以得到任意一個(gè)破片相對(duì)于某一標(biāo)記時(shí)刻的距離,從而得到該破片在Δt時(shí)間內(nèi)所飛行的距離d,進(jìn)而得到該破片的大致速度。為減少測(cè)量誤差,本文中通過采集已知尺寸參照物的像素?cái)?shù)目,計(jì)算出實(shí)測(cè)單位與像素所對(duì)應(yīng)的轉(zhuǎn)換關(guān)系,其轉(zhuǎn)換關(guān)系式為:d/i=l/n,其中d為兩點(diǎn)間距離,i為兩點(diǎn)間像素個(gè)數(shù),l為參照物實(shí)際尺寸,n為參照物的像素個(gè)數(shù)。

(2)測(cè)試結(jié)果

計(jì)算時(shí),由于芯體材料LY12鋁棒在爆炸加載過程中外形保持較完整,所以7號(hào)實(shí)驗(yàn)中選芯體直徑作為參照尺寸;4號(hào)實(shí)驗(yàn)中選取整個(gè)底片作為參照尺寸;其余實(shí)驗(yàn)中均選取戰(zhàn)斗部直徑作為參照尺寸。D段4層破片平均速度的測(cè)試結(jié)果見表1～3。

表1 無填充材料時(shí)D段破片速度(1～3號(hào))Table 1 Fragment velocity of warhead 1～3(no filling)

表2 芯體材料為尼龍1011時(shí)D段破片速度(4～6號(hào))Table 2 Fragment velocity of warhead 4～6(nylon 1011)

表3 芯體材料為L(zhǎng)Y12鋁時(shí)D段破片速度(7～9號(hào))Table 3 Fragment velocity of warhead 7～9(LY12 Al)

由表1～3可知,三種技術(shù)狀態(tài)下D段破片的平均速度由小到大依次為:空腔、填充尼龍1011、填充LY12鋁。其中,當(dāng)惰性芯體材料為尼龍1011和LY12鋁時(shí),D段破片的平均速度較無填充物條件下分別增加了約8.6%和19.4%。該結(jié)果表明:帶惰性芯體的軸向階梯形裝藥結(jié)構(gòu)能夠有效控制各段破片之間的速度梯度,且惰性芯體材料對(duì)破片速度分布的影響較為顯著。

2 數(shù)值計(jì)算

2.1 有限元建模方法

LS-DYNA中的多物質(zhì)ALE流固耦合算法在計(jì)算爆轟驅(qū)動(dòng)問題時(shí),炸藥、空氣等流體材料在ALE單元中流動(dòng),由于網(wǎng)格固定,不存在單元?jiǎng)×一兊膯栴},所以能夠很好地描述裝藥對(duì)破片的驅(qū)動(dòng)過程[7]。為能夠完整地描述破片場(chǎng)的形成過程,建立全戰(zhàn)斗部模型。預(yù)制破片、殼體、內(nèi)襯和端蓋均采用Lagrange單元進(jìn)行劃分。主裝藥、空腔或惰性芯體以及空氣域采用ALE算法進(jìn)行描述,并通過共節(jié)點(diǎn)控制物質(zhì)邊界。整個(gè)有限元模型共劃分為734 290個(gè)單元,分為970個(gè)部分(PART)。為保證主裝藥爆轟產(chǎn)物充分驅(qū)動(dòng)殼體和破片,空氣域應(yīng)足夠大,本模型中取為主裝藥的3.3倍,并在空氣域邊界施加非反射邊界條件,以模擬無限空氣域。為使該戰(zhàn)斗部的破片場(chǎng)達(dá)到預(yù)定分布狀態(tài),設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)充分考慮稀疏波效應(yīng)的影響,使最小空腔段對(duì)應(yīng)的破片向外充分飛散,而最大空腔段對(duì)應(yīng)的破片應(yīng)在稀疏波效應(yīng)的作用下向內(nèi)拉伸,以減小破片場(chǎng)中間的空洞,所以延長(zhǎng)最小空腔段裝藥,并用非金屬墊圈來填補(bǔ)破片留下的空間。有限元計(jì)算模型和流固耦合計(jì)算模型見圖4,其中空腔技術(shù)狀態(tài)按填充空氣進(jìn)行處理。

圖4 有限元模型圖和流固耦合計(jì)算模型Fig.4 Numerical simulation drawing and fluid-structure interaction model

2.2 接觸算法

破片式戰(zhàn)斗部起爆后,內(nèi)襯、殼體、破片、端蓋之間將發(fā)生復(fù)雜的接觸碰撞,且破片之間的相互碰撞摩擦等作用是不可忽略的。進(jìn)行數(shù)值計(jì)算之初曾嘗試使用侵蝕面面接觸算法(ERODING_SURFACE_ TO_SURFACE)進(jìn)行計(jì)算,但出現(xiàn)了破片之間的網(wǎng)格穿透的現(xiàn)象,使計(jì)算結(jié)果不可信。時(shí)黨勇等[8]提出采用基于Pinball搜索方式的侵蝕自動(dòng)單面接觸算法(ERODING-SINGLE-SURFACE)同時(shí)對(duì)多個(gè)PART進(jìn)行控制,讓程序自動(dòng)追蹤各構(gòu)件可能發(fā)生碰撞的區(qū)域,且可以有效模擬破片之間的相互摩擦、碰撞與翻滾效應(yīng)。本文中為避免網(wǎng)格穿透現(xiàn)象的發(fā)生并取得和實(shí)際相符的計(jì)算結(jié)果,綜合采用了以上2種算法,在全面設(shè)置自動(dòng)單面接觸算法的同時(shí),也設(shè)置了徑向2層破片間的侵蝕面面接觸算法,取得了較好的計(jì)算效果。同時(shí),為使上述接觸算法更加魯棒,預(yù)制破片之間保留了0.002 mm的微小間距,并定義了材料之間的靜、動(dòng)摩擦因數(shù)。

2.3 材料本構(gòu)模型及參數(shù)

計(jì)算時(shí),采用統(tǒng)一的cm-μs-g單位制。炸藥采用MAT-HIGH-EXPLOSIVE-BURN高能炸藥燃燒材料模型和JWL狀態(tài)方程進(jìn)行描述。Jones-Wilkens-Lee(JWL)狀態(tài)方程能夠精確地描述在爆炸驅(qū)動(dòng)過程中爆轟產(chǎn)物的壓力、體積和能量特性,其表達(dá)式為

式中:p為壓力;V為相對(duì)體積;e為內(nèi)能;A、B、R1、R2及ω為常數(shù)。

注裝B炸藥的本構(gòu)模型和狀態(tài)方程參數(shù)見表4,其中,ρ為密度;E0為單位體積初始內(nèi)能;D為爆速;pCJ為爆轟壓力。

空氣采用MAT_NULL材料模型和線性多項(xiàng)式狀態(tài)方程:

式中:C0～C6為多項(xiàng)式方程系數(shù);其中,C0=-1.00×10-6,C1=C2=C3=C6=0,C4=C5=0.4;μ=ρ/ρ0 -1,ρ、ρ0分別為密度和初始密度。

外殼體、內(nèi)襯、墊圈、端蓋和破片均采用MAT_PLASTIC_KENEMATIC隨動(dòng)硬化模型描述。該模型的表達(dá)式為

式中:σy為屈服極限;σ0為初始屈服應(yīng)力為有效塑性應(yīng)變;Ep是塑性硬化模量,Ep=EtanE/(EEtan);C、p、β、Etan、E為輸入?yún)?shù),β為硬化參數(shù),E為彈性模量,Etan為切線模量。各材料具體參數(shù)見表5,其中:ν為泊松比,εf為失效應(yīng)變。

表4 主裝藥材料模型參數(shù)Table 4 Parameters of B explosives

2.4 計(jì)算結(jié)果與分析

采用上述有限元模型和計(jì)算算法分別對(duì)3種技術(shù)狀態(tài)的戰(zhàn)斗部進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,計(jì)算時(shí)間為150μs。

2.4.1 破片場(chǎng)飛散形態(tài)

起爆后,爆轟波以球面波的形式從A段起爆端開始向前傳播,且最先與內(nèi)襯最頂端接觸,隨后向兩側(cè)擴(kuò)展,內(nèi)襯開始向外膨脹變形,并發(fā)生破碎。由于延長(zhǎng)了頂層破片處的裝藥,所以稀疏波效應(yīng)的影響在一定程度上有所減小,抑制了頂層破片向內(nèi)飛散的情況。此后,在爆轟波巨大壓力下,內(nèi)襯不斷變形并擠壓里層破片,里層破片推動(dòng)外層破片向外膨脹,A段破片率先向外擴(kuò)張,其他三段依次展開,由于戰(zhàn)斗部的軸向階梯形空腔裝藥結(jié)構(gòu)和爆轟波傳播至各段的時(shí)間差,戰(zhàn)斗部初始呈現(xiàn)圓臺(tái)狀鼓包。在端蓋處,受端蓋的側(cè)向膨脹和稀疏波效應(yīng)的影響,端部壓力迅速衰減,從而減小了對(duì)兩端破片的推動(dòng)作用,造成戰(zhàn)斗部?jī)啥说钠破俣葴p小,并向戰(zhàn)斗部軸線方向收縮。150μs時(shí),三種技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部的破片飛散場(chǎng)如圖5所示。圖5(a)和5(b)中后三段破片分布場(chǎng)外部整體輪廓基本呈線性,差別不明顯。而相對(duì)于圖5(a)和5(b),圖5(c)中分布場(chǎng)外部整體輪廓明顯具有一定的弧度,且從軸向觀察,D段破片展開后明顯較前兩者稀疏,說明其B、C兩段環(huán)形破片場(chǎng)的展開半徑相差不大,速度梯度較小。上述現(xiàn)象與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好。

圖5 1 5 0μs時(shí)三種技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部的破片飛散場(chǎng)計(jì)算結(jié)果Fig.5 Numerically simulated fragment status at 150μs

2.4.2 惰性芯體物性對(duì)沖擊波壓力的影響

主裝藥在一端起爆時(shí),爆轟波以球面波的形式向前傳播,由于惰性芯體的存在,爆轟波的傳播過程將受到一定的擾動(dòng),從而導(dǎo)致作用于殼體內(nèi)表面上的沖擊波壓力發(fā)生變化而影響破片速度的大小。本文中選取與殼體內(nèi)表面相鄰的空氣域單元作為觀測(cè)點(diǎn),對(duì)沖擊波壓力進(jìn)行測(cè)量,按惰性芯體半徑從小到大的順序?qū)⒂^測(cè)點(diǎn)依次記為A、B、C、D,各觀測(cè)點(diǎn)的壓力-時(shí)間歷程曲線和沖擊波壓力峰值分別見圖6和表6。

圖6 各觀測(cè)點(diǎn)壓力-時(shí)間歷程曲線Fig.6 Pressure-time history curve

表7 各觀測(cè)點(diǎn)沖擊波壓力峰值Table 7 Shock wave peak pressure

以無填充物技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部觀測(cè)點(diǎn)的沖擊波壓力峰值為參照值,空腔填充LY12鋁和尼龍1011技術(shù)狀態(tài)戰(zhàn)斗部的沖擊波壓力峰值分別為無填充物的0.99、1.28、2.03、2.75倍和0.98、1.04、1.15、1.19倍。從爆轟物理學(xué)的角度分析,當(dāng)爆轟產(chǎn)物向空腔內(nèi)部飛散時(shí),在惰性芯體中產(chǎn)生爆炸沖擊波,同時(shí)在爆轟產(chǎn)物中產(chǎn)生了反射沖擊波或反射稀疏波,這種反射波的性質(zhì)取決于主裝藥和惰性芯體的物理特性,如果炸藥的沖擊阻抗ρ0D(ρ0為炸藥的初始密度,D為爆速)比惰性芯體的沖擊阻抗ρm0Dm(ρm0為惰性芯體的原始密度,Dm為沖擊波速度)小,反射時(shí)界面上的壓力P將高于爆轟波的C-J壓力PH,則產(chǎn)物中的反射波為沖擊波。反之,如果炸藥的沖擊阻抗大于惰性芯體的沖擊阻抗,界面上的壓力將低于爆轟波的C-J壓力,則傳入產(chǎn)物中的反射波為稀疏波。如果兩者的沖擊阻抗相等,則界面處不發(fā)生反射現(xiàn)象,入射波強(qiáng)度則不變地傳入惰性芯體中去。B炸藥的密度約為L(zhǎng)Y12鋁材料密度的0.6倍,是尼龍1011材料密度的1.61倍。當(dāng)B炸藥的密度為1.68 g/cm3時(shí),其爆速D為7840 m/s,爆轟波C-J面壓力約為25.82 GPa,根據(jù)泰特狀態(tài)方程,其爆炸沖擊波在鋁介質(zhì)中的傳播速度約為7 168 m/s,分界面壓力約為28 GPa,即鋁材料中爆炸沖擊波的初始?jí)毫Ρ日ㄋ幍谋Z波C-J壓力要高,并且隨著材料的沖擊阻抗或動(dòng)力學(xué)剛度的增大而增大。因此,主裝藥的沖擊阻抗大于尼龍1011材料的沖擊阻抗,而小于LY12鋁材料的沖擊阻抗。可見,在爆轟波作用下,LY12鋁材料在該過程中向爆轟產(chǎn)物中反射的為沖擊波,增加了作用在殼體表面上的壓力。相反,當(dāng)惰性芯體材料為尼龍1011和空腔(空氣)時(shí)向爆轟產(chǎn)物中反射的均為稀疏波,造成沖擊波壓力下降,而空腔(空氣)中的的稀疏波效應(yīng)更強(qiáng)?？梢?惰性芯體物性對(duì)沖擊波壓力的影響與各芯體材料的沖擊阻抗相關(guān),且其沖擊阻抗較主裝藥的沖擊阻抗越大,對(duì)沖擊波壓力的影響越明顯,作用于殼體表面的初始?jí)毫υ酱蟆?/p>

2.4.3 破片飛散速度

由于單枚破片在飛散的過程中受到相鄰破片之間的碰撞、摩擦以及翻轉(zhuǎn)等因素的影響,各破片之間的速度存在一定的差異,且現(xiàn)有的計(jì)算方法和測(cè)試結(jié)果所得到的均為破片的平均速度值。因此,本文中對(duì)各技術(shù)狀態(tài)下的1/4有限元模型域所包含的240枚破片的速度進(jìn)行了統(tǒng)計(jì)并求其平均值,統(tǒng)計(jì)結(jié)果見表7。由于戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性,該統(tǒng)計(jì)結(jié)果能夠充分反映模擬戰(zhàn)斗部的破片速度分布。表7中的數(shù)據(jù)表明,各段破片之間存在著明顯的速度梯度,且破片平均速度隨惰性芯體半徑的增加而減小,這與美國(guó)海軍實(shí)驗(yàn)場(chǎng)關(guān)于帶軸向空腔的圓柱形戰(zhàn)斗部(空腔條件下)的實(shí)爆實(shí)驗(yàn)結(jié)論相符[9]。A段與D段破片位于戰(zhàn)斗部?jī)啥?由于端蓋的側(cè)向膨脹,端部壓力迅速衰減,作用在兩段破片的推動(dòng)作用減小,因此兩端的破片速度被明顯拉低。

惰性芯體物性對(duì)沖擊波壓力的影響規(guī)律的分析結(jié)果顯示,在戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)不變的情況下,惰性芯體物性相對(duì)主裝藥的沖擊阻抗是造成各段觀測(cè)點(diǎn)沖擊波壓力不同的主要原因。LY12鋁材料的沖擊阻抗大于主裝藥的沖擊阻抗,在爆轟波作用下,其向爆轟產(chǎn)物內(nèi)部反射沖擊波,這在一定程度上增強(qiáng)了作用于外殼體表面上的壓力,進(jìn)一步推動(dòng)了破片向外飛散。相反,當(dāng)惰性芯體材料為尼龍1011材料和空氣時(shí),則向爆轟產(chǎn)物內(nèi)反射稀疏波,造成作用于殼體表面的壓力下降,弱化了對(duì)殼體的推動(dòng)作用。同時(shí),根據(jù)瞬時(shí)爆轟的假設(shè),惰性芯體的存在破壞了爆轟產(chǎn)物流場(chǎng)的流動(dòng)平衡,惰性芯體的沖擊阻抗越大,在爆炸沖擊載荷作用下獲得速度所需的壓強(qiáng)越大,從而促使更多的爆轟產(chǎn)物對(duì)外做功推動(dòng)破片飛散。因此,惰性芯體的沖擊阻抗越大,主裝藥推動(dòng)破片做功的能力越強(qiáng),破片的速度越大。

表7 各段破片的平均速度Table 6 Average velocity of fragment

3 結(jié) 論

(1)靜爆實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明:帶惰性芯體的軸向階梯形裝藥結(jié)構(gòu)能夠有效地控制各段破片之間的速度梯度,且芯體物性對(duì)戰(zhàn)斗部破片速度的影響較為顯著,當(dāng)填充芯體材料為尼龍1011和LY12鋁時(shí),破片初速比空腔條件下分別提高了約8.6%和19.4%。

(2)應(yīng)用非線性動(dòng)力學(xué)計(jì)算軟件LS-DYNA,采用ALE算法,分別建立了實(shí)驗(yàn)戰(zhàn)斗部的有限元模型,計(jì)算結(jié)果表明:破片飛散場(chǎng)形態(tài)與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合良好;惰性芯體物性對(duì)軸向階梯形裝藥結(jié)構(gòu)爆轟驅(qū)動(dòng)的影響與各芯體材料的沖擊阻抗相關(guān),其沖擊阻抗較主裝藥的沖擊阻抗越大,對(duì)沖擊波壓力的影響越明顯,作用于殼體表面的初始?jí)毫υ酱?主裝藥推動(dòng)破片做功的能力越強(qiáng),破片的速度越大,且芯體物性的影響隨著芯體半徑的增大而增大。

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Influence of inert core stuffing’s physical properties on the impact of detonation driving of scalar hollow charge

Li Chuanzeng1,2,Wang Shushan1,Song Shuzhong2
(1.State Key Laboratory of Explosion Science and Technology Beijing Institute of Technology,Beijing100081,China; 2.Beijing Auxin Chemical Technology Ltd,Beijing100044,China)

In the present work,to find out how the inert core's physical properties influence the detonation driving of the axial scalar hollow charge,we fabricated three warheads separately stuffed with air,nylon 1011 and aluminum 12,carried out a static explosion test using the pulse X-ray imaging testing technology,and obtained the average velocity of the fragment field and the characteristics of the velocity distribution.Also,using the LS-dyna software and the ALE algorithm,we carried out numerical simulation to analyze the influences of the physical properties of three kinds of inert core’s stuffings on the fragment field's shape,shockwave pressure,and initial velocity.The results show that the detonation driving is related with the shock resistance and dynamic stiffness of the stuffing:if the shock resistance of the stuffing is greater than the main charge,the impact on the shock wave pressure is more obvious;the greater the initial pressure on the shell surface,the greater the power of the main charge to drive the fragment,and the faster the fragment’s velocity;and the influence of the inert core’s physical properties become greater as the inert core or cavity radius increases.

scalar hollow charge;detonation driving;inert core

O381國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼:13035

:A

10.11883/1001-1455(2017)02-0291-08

(責(zé)任編輯 王小飛)

2015-04-12;

:2015-07-28

李傳增(1981- ),男,博士,高級(jí)工程師,lcz@auxin-tech.com.cn。