超聚能射流形成過(guò)程機(jī)理研究

徐文龍， 王成， 徐斌

(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)

0 引言

聚能裝藥作為一種產(chǎn)生高能量密度的技術(shù)，在軍事領(lǐng)域和民用領(lǐng)域得到了廣泛的應(yīng)用[1-2]。近年來(lái)，隨著現(xiàn)代科技的發(fā)展,各種軍事目標(biāo)的防護(hù)能力不斷提高，采用傳統(tǒng)聚能裝藥摧毀目標(biāo)越來(lái)越困難，這就對(duì)射流性能提出了更高要求[3]。傳統(tǒng)聚能射流理論及實(shí)驗(yàn)研究表明，只有部分靠近藥型罩內(nèi)層的材料形成對(duì)穿深有貢獻(xiàn)的射流，而大部外層材料形成對(duì)穿深基本無(wú)貢獻(xiàn)的杵體。因此，設(shè)計(jì)一種新型聚能裝藥結(jié)構(gòu)，使得形成射流的藥型罩內(nèi)層材料轉(zhuǎn)化為杵體，形成杵體的藥型罩外套材料形成射流，且其形成射流的速度能夠達(dá)到傳統(tǒng)射流的速度，即形成射流速度高、有效質(zhì)量大的超聚能射流，對(duì)實(shí)現(xiàn)裝甲目標(biāo)的高效毀傷具有重要意義。

俄羅斯學(xué)者M(jìn)inin等[4]在傳統(tǒng)聚能裝藥基礎(chǔ)上提出了超聚能裝藥領(lǐng)域，并定義了超聚能射流現(xiàn)象。國(guó)內(nèi)對(duì)于超聚能的研究成果較少，王成等[5]于2014年率先對(duì)藥型罩截頂加附加裝置的超聚能裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究；錢俊松[6]通過(guò)數(shù)值模擬的方法對(duì)超聚能裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)；王淦龍[7]對(duì)截頂輔助罩超聚能裝藥結(jié)構(gòu)及噴射型超聚能裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究；李慶鑫等[8]對(duì)“蘑菇形”超聚能裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了數(shù)值模擬研究。目前，國(guó)內(nèi)對(duì)于超聚能射流的研究大多停留在數(shù)值模擬層面，超聚能射流的理論和作用規(guī)律方面還有待深入研究，數(shù)值研究結(jié)論沒(méi)有有效的試驗(yàn)支撐。本文通過(guò)理論分析、數(shù)值模擬及試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方式給出了超聚能射流形成的理論模型，分析了超聚能射流形成過(guò)程并進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。通過(guò)對(duì)比試驗(yàn)，證明了超聚能裝藥破甲能力遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)聚能裝藥結(jié)構(gòu)，在試驗(yàn)工況中，超聚能射流的侵徹深度為傳統(tǒng)聚能射流的2.3倍。

1 超聚能射流形成過(guò)程機(jī)理

1.1 傳統(tǒng)聚能射流形成過(guò)程機(jī)理

傳統(tǒng)聚能射流的理論屬于理想不可壓縮流體的射流理論。圖1為壓合角β(β<90°)在碰撞點(diǎn)觀測(cè)的兩股理想不可壓縮流體對(duì)稱碰撞的示意圖。由于射流碰撞過(guò)程是對(duì)稱的，只需要研究射流半平面流動(dòng)情況，如圖2所示。其中，u0和m分別為來(lái)流的速度和質(zhì)量，uJ和mJ分別為沿OX軸正方向運(yùn)動(dòng)射流的速度和射流質(zhì)量，uS和mS分別為沿OX軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)射流的速度和杵體質(zhì)量。

由文獻(xiàn)[9]可知：

(1)

在聚能射流形成過(guò)程中，設(shè)藥型罩的壓合速度為v0且方向與藥型罩表面垂直，如圖3所示。這時(shí)爆轟波將同時(shí)沖擊藥型罩與裝藥接觸的全部表面，藥型罩錐角2α=2β，速度v0可以分解為沿罩母線方向的分量u0和沿OX軸正方向的分量vK，由幾何關(guān)系可知：

(2)

由(1)式和(2)式可知，沿罩母線方向的分量u0=uJ=uS=v0/tanβ，因此OX軸上的速度uJ、uS及vK疊加可求得射流速度vJ和杵體速度vS為

(3)

1.2 超聚能機(jī)理

1.2.1 提高射流有效質(zhì)量

在傳統(tǒng)聚能裝藥結(jié)構(gòu)中，只有部分靠近藥型罩的內(nèi)層材料形成對(duì)穿深貢獻(xiàn)的射流，而外層材料的大部分形成對(duì)穿深基本無(wú)貢獻(xiàn)的杵體。能否設(shè)計(jì)一種新型聚能裝藥結(jié)構(gòu)，使得形成射流的藥型罩內(nèi)層材料轉(zhuǎn)化為杵體，形成杵體的藥型罩外套材料形成射流，且其形成射流的速度能夠達(dá)到傳統(tǒng)射流的速度，即形成射流速度高、用于侵徹的有效質(zhì)量大的超聚能射流，達(dá)到對(duì)防護(hù)裝甲高效毀傷的目的。

若將(1)式、(3)式中的壓合角β增大到它的互補(bǔ)角β′=π-β，可得：

(4)

(5)

當(dāng)壓合角增大到它的互補(bǔ)角時(shí)，對(duì)比(1)式、(4)式可知，原來(lái)的射流質(zhì)量和杵體質(zhì)量發(fā)生了互換；對(duì)比(3)式、(5)式可知，原來(lái)的射流速度和杵體速度也發(fā)生了互換。這就意味著實(shí)現(xiàn)了藥型罩的外層材料形成射流，藥型罩的內(nèi)層材料形成杵體，從而提高了射流的有效質(zhì)量，但形成射流的速度降低了。

1.2.2 提高射流速度

超聚能裝藥結(jié)構(gòu)可以在提高射流有效質(zhì)量的基礎(chǔ)上，保證射流的速度不降低。典型超聚能藥型罩主要由截頂藥型罩及附加裝置兩部分組成，如圖4所示，附加裝置為圓柱形，質(zhì)量為mab，密度為ρa(bǔ)b，直徑為Dab，壁厚為δab；藥型罩質(zhì)量為ml，密度為ρl，口徑D，截頂直徑為Dl，壁厚為δl，錐角為2α(α<90°)。在理想狀況下，爆轟波同時(shí)沖擊附加裝置及藥型罩與炸藥接觸的全部表面，附加裝置及藥型罩與炸藥接觸的單位表面積S所受到的沖量I相等，單位體積(立方體)附加裝置與藥型罩質(zhì)量分別為m′ab、m′l，藥型罩壓合角β與半錐角α相等。附加裝置的速度為vab方向與OX軸正方向一致，藥型罩的壓合速度v0方向與藥型罩表面垂直，與上述1.1節(jié)傳統(tǒng)聚能射流形成理論一致，速度v0可以分解為沿罩母線方向的分量u0和沿OX軸正方向的分量vK，其相互關(guān)系見(2)式。

由

(6)

可得vab與v0具有如下關(guān)系：

(7)

記

(8)

則

vab=f×v0.

(9)

由于射流碰撞過(guò)程是對(duì)稱的，取射流半平面作為研究對(duì)象，如圖5所示。藥型罩在爆轟波作用下壓垮，射流作用于附加裝置，改變了射流的速度方向，射流在中軸線處發(fā)生大角度碰撞、形成超聚能射流。為了方便研究，引入一個(gè)具有恒速運(yùn)動(dòng)的坐標(biāo)系，其原點(diǎn)由O點(diǎn)沿OX軸正向運(yùn)動(dòng)，運(yùn)動(dòng)速度為vab，圖5(a)為截頂藥型罩與附加裝置碰撞形成的貼壁射流示意圖，忽略截頂藥型罩在附加裝置推動(dòng)作用下的響應(yīng)時(shí)間，即截頂藥型罩瞬時(shí)達(dá)到附加裝置速度vab，此時(shí)在動(dòng)坐標(biāo)系下，射流沿OX正向的速度為

vX=vK.

(10)

碰撞瞬間將碰撞區(qū)域作為剛性處理，因此由(1)式、(2)式可知：

(11)

在射流繼續(xù)與附加裝置碰撞并沿其壁面流動(dòng)過(guò)程中，由于爆炸焊接等問(wèn)題，射流存在一定的速度損失，設(shè)其損失系數(shù)為f(λ)，λ為相關(guān)系數(shù)，其與附加裝置及藥型罩碰撞速度、材料聲阻抗等參數(shù)有關(guān)，則射流沿OY軸負(fù)方向運(yùn)動(dòng)速度為

vY=f(λ)×u′J.

(12)

將90°-β代入(4)式可得，截錐藥型罩與附加裝置碰撞時(shí)產(chǎn)生的射流質(zhì)量m′J與杵體質(zhì)量m′S為

(13)

在靜止坐標(biāo)系中，杵體質(zhì)量m′S的軸向速度為

v′S=vK+vab=[1/sinβ+f]v0.

(14)

圖5(b)為射流與OX軸剛性碰撞示意圖，射流來(lái)流速度為

(15)

壓合角為

(16)

(17)

由(1)式可知：

uJ=uS=uH.

(18)

回到靜止坐標(biāo)系中，射流的軸向速度為

(19)

此時(shí)杵體的速度為

(20)

由于附加裝置速度vab大于杵體速度vS，杵體在附加裝置二次推動(dòng)作用下最終速度為

vS=vab=f×v0.

(21)

由(14)式、(19)式、(21)式得，超聚能射流截頂藥型罩各部分速度分布為

(22)

將γ代入(4)式可得射流mJ與OX軸剛性碰撞時(shí)產(chǎn)生的射流質(zhì)量mJ與杵體質(zhì)量mS為

(23)

由(13)式、(17)式、(22)式得，超聚能射流截頂藥型罩各部分質(zhì)量分布為

(24)

1.3 超聚能射流與傳統(tǒng)射流對(duì)比分析

圖6為截頂藥型罩示意圖。由幾何關(guān)系可知，截頂藥型罩質(zhì)量ml(圖6陰影部分)與原藥型罩質(zhì)量m存在如(25)式所示關(guān)系：

(25)

基于上述理論對(duì)超聚能射流與傳統(tǒng)射流速度、質(zhì)量關(guān)系進(jìn)行對(duì)比研究，附加裝置及藥型罩參數(shù)如表1所示。

表1 附加裝置及藥型罩參數(shù)

將表1中參數(shù)代入(25)式得：

ml=0.695m.

(26)

將表1中參數(shù)代入(1)式、(3)式得，傳統(tǒng)聚能裝藥射流、杵體質(zhì)量及速度為

(27)

將表1中參數(shù)代入(8)式、(22)式、(24)式、(26)式，同時(shí)假設(shè)f(λ)=1，得超聚能射流截頂藥型罩各部分質(zhì)量及速度分布為

(28)

在表1所示工況中，超聚能射流速度為相同壁厚、相同錐角下的傳統(tǒng)聚能射流的1.32倍，質(zhì)量為傳統(tǒng)聚能射流的6.84倍。由超聚能射流速度及質(zhì)量公式(22)式、(24)式可知，參數(shù)f、f(λ)及β是超聚能射流及質(zhì)量分布的主要影響因素。

在表1所示工況中，假設(shè)f(λ)=1，半錐角15°≤β≤45°時(shí)，超聚能射流速度及質(zhì)量隨著β變化規(guī)律如圖7所示。與傳統(tǒng)聚能裝藥射流速度隨著β角度變化規(guī)律一致，隨著β角度的增大，超聚能射流速度逐漸減??；當(dāng)角度β值相同時(shí)，隨著f增大，超聚能射流速度增大，如圖7(a)所示。超聚能射流質(zhì)量隨著角度β值的增大而增大，如圖7(b)所示，在理想狀況下，超聚能射流質(zhì)量大小與f值無(wú)關(guān)。因此參數(shù)β、f存在最優(yōu)值，同時(shí)可以針對(duì)不同目標(biāo)通過(guò)調(diào)節(jié)β、f取值獲得需要的射流速度與質(zhì)量。

2 數(shù)值模擬研究

采用非線性顯式動(dòng)力學(xué)分析軟件AUTODYN，對(duì)在表1所示工況超聚能射流及其對(duì)應(yīng)的傳統(tǒng)聚能射流進(jìn)行數(shù)值模擬，其初始模型如圖9所示，在藥型罩口部設(shè)置固定觀測(cè)點(diǎn)，用以測(cè)量流過(guò)口部位置射流速度的變化。藥型罩口部傳統(tǒng)射流與超聚能射流速度對(duì)比如圖10所示，超聚能射流與傳統(tǒng)聚能射流速度最大值分別為11 175.4 m/s、7 808.7 m/s，超聚能射流速度為傳統(tǒng)聚能射流的1.43倍，上述理論公式(27)式、(28)式計(jì)算結(jié)果為1.32倍，二者的偏差為8.3%；數(shù)值模擬結(jié)果表明，超聚能射流與傳統(tǒng)聚能射流杵體速度基本相同，與上述理論公式(27)式、(28)式計(jì)算結(jié)論基本一致。

典型超聚能射流形成過(guò)程如圖11所示，爆轟波首先作用于附加裝置，截頂藥型罩在附加裝置推動(dòng)作用下獲得一定的初始速度；在爆轟波作用下，藥型罩開始?jí)嚎?，沿附加裝置形成貼壁射流(見圖11(b))，此過(guò)程對(duì)應(yīng)理論模型中的圖5(a)階段；貼壁射流在截頂藥型罩軸線處發(fā)生碰撞(見圖11(c))，產(chǎn)生超聚能射流，此過(guò)程對(duì)應(yīng)理論模型中的圖5(b)階段；超聚能射流進(jìn)一步拉伸變形，最終形成如圖11(e)所示速度高、質(zhì)量大的超聚能射流。

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)超聚能裝藥結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)如表1所示，傳統(tǒng)聚能裝藥結(jié)構(gòu)幾何參數(shù)與超聚能結(jié)構(gòu)參數(shù)相同，只是將附加結(jié)構(gòu)材料改為藥型罩材料且與藥型罩加工為一體。圖12為超聚能與傳統(tǒng)聚能射流試驗(yàn)及數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比圖。由表2、表3數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比可知，靶板入口直徑數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大偏差為6.9%，靶板侵徹深度數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果最大偏差為5.0%，數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比，二者基本一致，說(shuō)明研究中采用的計(jì)算方法、材料模型及相關(guān)參數(shù)等是合理的。對(duì)比傳統(tǒng)聚能射流與超聚能射流侵徹試驗(yàn)結(jié)果可知，在2.5D炸高工況下，超聚能射流的侵徹深度為傳統(tǒng)聚能射流的2.3倍。

工況入口直徑侵徹深度試驗(yàn)值計(jì)算值誤差/%試驗(yàn)值計(jì)算值誤差/%2.0D77.080.03.996.092.0-4.22.5D50.050.0087.090.03.4

4 結(jié)論

1) 理論推導(dǎo)結(jié)果表明，附加裝置材料、厚度、直徑和截頂藥型罩截頂高度、錐角、材料等參數(shù)均對(duì)超聚能射流速度及有效質(zhì)量具有重要影響，在進(jìn)行超聚能射流設(shè)計(jì)時(shí)需優(yōu)化考慮以上參數(shù)的配合關(guān)系。

表3 超聚能裝藥侵徹?cái)?shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

Tab.3 Comparison of numerical and experimental results of hyper shaped charge mm

2) 隨著藥型罩錐角的增大，超聚能射流速度逐漸減小、質(zhì)量增大；錐角相同時(shí)，隨著f增大，超聚能射流速度增大，在理想狀況下，超聚能射流質(zhì)量大小與f值無(wú)關(guān)。

3) 超聚能射流速度理論公式計(jì)算結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果吻合較好，說(shuō)明給出的理論推導(dǎo)過(guò)程具有較高的可信度。

4) 理論公式、數(shù)值模擬及試驗(yàn)結(jié)果表明，超聚能射流速度及有效質(zhì)量遠(yuǎn)大于傳統(tǒng)聚能射流。

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