鈍感爆炸元件管殼收口對裝藥密度影響的仿真研究

殷 瑱，聞 泉，王雨時，張志彪

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鈍感爆炸元件管殼收口對裝藥密度影響的仿真研究

殷 瑱，聞 泉，王雨時，張志彪

（南京理工大學機械工程學院，江蘇南京，210094）

為了分析鈍感爆炸元件管殼收口過程對其內(nèi)部炸藥裝藥密度的影響，進而實現(xiàn)優(yōu)化設(shè)計，應(yīng)用ANSYS/ LS-DYNA仿真軟件對典型材料和尺寸的導爆管殼收口過程進行了對比仿真，得到了內(nèi)部裝藥所受應(yīng)力與管殼材料和尺寸的關(guān)系。結(jié)果表明：收口可能會使導爆管裝藥密度變得過大，因此導爆管收口端不宜設(shè)計為輸入端。為盡可能減小收口力對裝藥密度的影響，導爆管殼宜選擇低強度材料，如純鋁和紫銅，導爆管殼直徑應(yīng)盡可能加大，壁厚應(yīng)盡可能減薄，口部收口高度應(yīng)盡可能縮短。

爆炸元件；導爆管；數(shù)值模擬；設(shè)計原則；收口；裝藥密度

導、傳爆管是引信爆炸序列的主要鈍感爆炸元件，為了實現(xiàn)密封和保證安全性，絕大多數(shù)導、傳爆管殼在裝配后期都要收口，因此管殼收口效果的好壞將直接關(guān)系到引信爆炸輸出威力和可靠性[1-2]。雖然目前有學者對收口過程進行了數(shù)值仿真研究[3-5]，但是他們主要針對的是大尺寸管殼材料在收口過程中管殼的失效形式、應(yīng)力及應(yīng)變分布規(guī)律等，很少研究微小尺寸管殼部件的收口過程，而且也未考慮收口工藝過程對管殼內(nèi)裝填物的影響。本文利用LS-DYNA仿真軟件對不同材料和尺寸的導爆管殼進行對比分析，研究管殼收口對裝藥密度的影響。

1 仿真模型建立與參數(shù)設(shè)置

1.1 有限元仿真模型建立

某引信導爆管部件如圖1所示。其管殼收口沖壓成形模具分為上模和下模兩部分，如圖2所示。因為待收口的導爆管半成品及其收口模具（包括上模和下模）屬于軸對稱結(jié)構(gòu)，所以在應(yīng)用LS-DYNA仿真時采用1/2仿真模型。

圖1 待收口的導爆管半成品

(a) 收口 （b） 平口

1.2 材料模型選擇

模具的強度和硬度較高，故采用剛體模型。導爆管殼采用適用于金屬和塑性成形分析的冪函數(shù)塑性材料模型。為分析管殼材料和尺寸對收口效果的影響，選取特軟狀態(tài)下的08鋼、5A06防銹鋁、1060純鋁和T2紫銅4種常用材料，其材料力學性能參數(shù)如表1所列。導爆藥選用JH-14，炸藥裝藥密度0=1.7 g/cm3時，剪切模量=3.5GPa，屈服應(yīng)力σ=0.2 GPa[8]。

表1 導爆管殼材料力學性能參數(shù)[6-7]

Tab.1 Mechanical property parameters of lead cup

1.3 邊界條件設(shè)置

上模所有節(jié)點創(chuàng)建為組件（Component），并定義其時間和力的載荷曲線，通過上模的軸向運動來模擬收口過程。施加給上模的載荷如圖3所示。圖3中0~1為上模與導爆管殼尚未接觸階段，1~2為導爆管殼受上模恒定壓力作用下發(fā)生彎曲變形階段。

導爆管殼和模具均以PART標識來進行接觸分析，接觸算法采用對稱罰函數(shù)算法，接觸形式設(shè)置為面面自動接觸，上模與5A06防銹鋁、1060純鋁和T2紫銅的摩擦系數(shù)如表2所列。

表2 摩擦副材料的摩擦因素[9]

Tab.2 The friction coefficient between different materials

圖3 導爆管定壓收口時的上模載荷曲線

2 仿真結(jié)果及其分析

假設(shè)收口過程為準靜態(tài)過程，上模在外力作用下緩慢向下運動，管殼在上模壓力作用下發(fā)生彎曲，此時應(yīng)考慮管殼與上模間相互運動而引起的摩擦力，同時假設(shè)加強帽和炸藥裝藥在此準靜態(tài)過程不產(chǎn)生變形，僅受零件間的作用力與反作用力。根據(jù)受力關(guān)系可得導爆管殼收口過程各零件受力情況，如圖4~7所示，為簡化表示圓柱形管殼在收口過程中受到周向均布力，圖中僅繪出截面上的作用力。圖4~7中為正壓力，為摩擦力，下標1、2、3、4分別指上模、管殼、加強帽和導爆藥。例如相互作用力12表示上模1對管殼2作用力，’12表示與12關(guān)于軸線對稱且大小相等的作用力。由于管殼內(nèi)裝藥的徑向受力相互抵消，故管殼內(nèi)裝藥最終僅受軸向作用力，可用仿真結(jié)果中加強帽與導爆藥接觸面中心點軸向應(yīng)力來表征管殼裝藥軸向受力。收口模具在向下運動時，管殼剛與其接觸會受到瞬時作用力，使得管殼裝藥軸向應(yīng)力在瞬間達到峰值，而后在管殼受到穩(wěn)定作用力時，裝藥軸向應(yīng)力也趨于穩(wěn)定。由于一開始管殼裝藥軸向應(yīng)力瞬間達到峰值不會影響裝藥密度，故裝藥密度主要受裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力的影響，因而可用裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力作為分析裝藥密度影響的評判指標。

圖4 收口時上模受管殼作用力

圖5 收口時加強帽受管殼和導爆藥作用力

圖6 收口時管殼受上模和加強帽作用力

圖7 收口時導爆藥受加強帽作用力

通過仿真分析可得不同材料和尺寸時管殼彎曲變形的情況，如表3所示。

表3 不同材料和尺寸的導爆管收口和平口仿真結(jié)果

Tab.3 Simulation results of different material and size of lead cup during nosing and flat process

注:為管殼直徑；為收口高度；為管殼厚度；為收口時管殼彎曲角；為裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力；為平口時管殼口部半徑膨脹量。

表4 裝藥壓力與裝藥密度對應(yīng)關(guān)系[10]

Tab.4 Charge pressure corresponding to charge density

由表3可知，不論是何種材料的導爆管殼，平口時管殼口部半徑膨脹量始終與收口時管殼彎曲角負相關(guān)，越小，越大。過小時，容易出現(xiàn)管殼口部隨上模一起向下運動，最終壓平時上模直接與加強帽接觸，而管殼口部徑向膨脹加劇不再在軸向約束加強帽（得不出管殼膨脹量），表3中對應(yīng)此現(xiàn)象時的膨脹量用“-”表示。對表3中導爆管殼材料為08鋼時的仿真結(jié)果進行多元線性回歸，得出、和與、和的關(guān)系式：

（2）

（3）

同理，可得導爆管殼材料為5A06鋁時的關(guān)系式：

（5）

（6）

導爆管殼材料為1060鋁時的關(guān)系式：

（8）

（9）

以及導爆管殼材料為T2紫銅時的關(guān)系式：

（11）

（12）

式（1）~式（12）中、、、、、的計量單位與表3中的相同，其擬合的均方差在0.04~35之間，相關(guān)系數(shù)多數(shù)大于0.5。

由式（1）~（12）可知，對上述討論的4種導爆管殼典型材料而言，管殼彎曲角、裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力與管殼直徑、收口高度和管殼厚度的關(guān)系式所給出的影響規(guī)律完全相同，而不同導爆管殼材料的管殼口部半徑膨脹量與管殼直徑、收口高度和管殼厚度的關(guān)系表達式略有不同。從這些多元線性回歸式可以看出不同材質(zhì)的導爆管殼在常用結(jié)構(gòu)參數(shù)范圍內(nèi)其收口彎曲角、裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力和管殼口部半徑膨脹量的變化規(guī)律。

未見有文獻披露現(xiàn)有引信許用導、傳爆藥JH-6、JH-14、JO-9等裝藥壓力與裝藥密度之間的關(guān)系。文獻[10]給出了與這些許用導、傳爆藥配方和性能接近的鈍化黑索今、JH-2（8701炸藥）裝藥壓力與裝藥密度的對應(yīng)關(guān)系。表3列出的導爆管收口過程中的裝藥軸向穩(wěn)態(tài)應(yīng)力范圍為80~200MPa，對應(yīng)表4裝藥密度有可能達1.68~1.72 g/cm3，遠遠超過了黑索今基引信導爆藥常用裝藥密度范圍（1.50~1.60 g/cm3）。因此，導爆管殼及其收口設(shè)計應(yīng)有助于降低其裝藥應(yīng)力。

3 結(jié)論

本文采用對比分析的方法，利用LS-DYNA軟件對不同材料和尺寸的導爆管殼收口過程進行仿真研究。結(jié)果表明：在導爆管殼常用尺寸與材料范圍內(nèi)，在收口模具錐角取80°的情況下，收口質(zhì)量（變形、裂紋等）差異不太大；從減小導爆藥裝藥應(yīng)力角度考慮，導爆管殼材料優(yōu)選順序應(yīng)是：1060鋁、5A06鋁、T2紫銅、08鋼；從減小導爆藥裝藥應(yīng)力進而有利于保證起爆感度的角度考慮，導爆管殼直徑應(yīng)盡可能加大，導爆管殼壁厚應(yīng)盡可能減薄，導爆管殼口部收口高度應(yīng)盡可能縮短；導爆管殼收口工藝有可能會使其內(nèi)裝藥密度變得過大，特別是在收口附近區(qū)域內(nèi)，因此導爆管收口端一般不宜作為輸入端。

[1] 楊寶剛,蘭瓊,陳學平,等.高能壓裝炸藥部件裂紋損傷及防治措施[J].兵器裝備工程學報(四川兵工學報),2015,36(2):119- 123.

[2] 王淑萍,王曉峰,金大勇.壓制密度及密度均勻性對裝藥撞擊安全性的影響[J].含能材料, 2011,19(6):705-708.

[3] 吳振亭,王彥民.筒形件沖壓縮口成形工藝的數(shù)值模擬研究[J].鍛壓技術(shù), 2009,34(5):58-62.

[4] 唐先智,周杰.管件壁厚對收口影響的研究[J].鍛壓裝備與制造技術(shù), 2005(4):95-97.

[5] 周杰,尹紅靈,伍馭美,等.摩擦對收口的影響研究[J].摩擦與潤滑,2001(1):39-42.

[6] 武恭,姚良均,李震夏,等.鋁及鋁合金材料手冊[M].北京:科學出版社,1994.

[7] 工程材料實用手冊編輯委員會.工程材料實用手冊·第4卷·銅合金、鈦合金[M].北京:中國標準出版社,2001.

[8] 張磊.機場跑道反封鎖彈藥技術(shù)研究[D].南京:南京理工大學,2013.

[9] 徐灝主編.機械設(shè)計手冊（第2版）[M].北京:機械工業(yè)出版社,2000.

[10] 李福平,劉忠良,蒲若珩,等.火炸藥手冊（增訂本·第一分冊·單質(zhì)炸藥和混合炸藥）[M].西安:第五機械工業(yè)部第二〇四研究所,1981.

Influence of Cup Nosing on Charge Density of Secondary Explosive Components Based on Simulation

YIN Zhen, WEN Quan, WANG Yu-shi, ZHANG Zhi-biao

(School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing, 210094)

To analyze the influence of nosing process of secondary explosive component on charge density, so that realize optimization design, ANSYS/LS-DYNA simulation software was used to simulate nosing process, different material and size of lead cup was compared, and the relationship between the material and size of cup and stress of inner charge was obtained. Results showed that cup nosing may lead to high charge density, therefore cup nosing ending should not work as input end. In order to decrease cup nosing effect on charge density, lower strength materials, such as pure aluminum and copper should be selected as lead cup. The cup diameter should be large, and the cup thickness and nosing height should be little as soon as possible.

Explosive component；Lead；Numerical simulation；Design principle；Cup nosing；Charge density

1003-1480（2017）01-0001-04

TJ45+7

A

2016-04-05

殷瑱（1990 -），男，在讀碩士研究生，主要從事特種機械技術(shù)研究。

江蘇省研究生培養(yǎng)創(chuàng)新工程項目（SJLX15_0145）。