環(huán)形射流和中心爆炸成型彈丸組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻的破孔特性

任思遠， 張慶明， 張曉偉， 田志敏

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點實驗室， 北京 100081；2.軍事科學(xué)院 國防工程研究院， 北京 100039)

0 引言

城市作戰(zhàn)需要在障礙墻體上進行開孔，以便作戰(zhàn)人員進入目標內(nèi)作戰(zhàn)。為了對目標進行大孔徑開孔，多采用聚能裝藥結(jié)構(gòu)。聚能射流戰(zhàn)斗部是根據(jù)聚能效應(yīng)，利用炸藥爆炸后驅(qū)動金屬藥型罩形成高溫、高壓的金屬射流對目標進行侵徹與毀傷，多應(yīng)用于串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級對堅固目標進行開孔和反應(yīng)裝甲對長桿彈進行干擾[1-3]。

對于實現(xiàn)大孔徑開孔的聚能裝藥結(jié)構(gòu)，許多學(xué)者已進行了一定的研究。郭俊等[4]設(shè)計了一種輕質(zhì)鈦合金聚能裝藥結(jié)構(gòu)，研究了藥型罩形狀、裝藥長度、殼體厚度和起爆方式等對聚能射流侵徹性能的影響。根據(jù)參數(shù)影響規(guī)律的分析，提出了給定侵徹深度條件下大口徑開孔聚能裝藥結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法。王成等[5]設(shè)計了一種可以形成環(huán)形射流的W型聚能裝藥，根據(jù)等沖量原理將藥型罩設(shè)計成逐段變壁厚，改善了環(huán)形射流的形態(tài)，侵徹孔徑可以達到0.625倍裝藥口徑。段嘉慶[6]提出了一種新型環(huán)形裝藥結(jié)構(gòu)，分析了藥型罩壁厚、曲率半徑、裝藥高度對環(huán)形爆炸成型彈丸(EFP)的影響。該裝藥結(jié)構(gòu)可以對鋼筋混凝土靶的開孔能力達到1.1倍裝藥口徑。吳成等[7]針對軸向侵徹的環(huán)形聚能戰(zhàn)斗部藥型罩內(nèi)外壁非對稱質(zhì)量的情況, 提出了環(huán)型藥型罩的質(zhì)量補償設(shè)計思路，采用該方法設(shè)計的藥型罩侵徹效果有明顯改善，但是對靶板的開孔仍然為將近1倍裝藥口徑。黃群濤[8]在分析環(huán)形射流成型機理的基礎(chǔ)上，對環(huán)形EFP的成型與侵徹過程進行了數(shù)值模擬。通過對環(huán)形藥型罩及其聚能裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)的合理匹配，解決了環(huán)形藥型罩成型翻轉(zhuǎn)過程中的偏斜飛散問題。計算結(jié)果表明，在0.26倍裝藥口徑比和4倍裝藥口徑的炸高條件下,環(huán)形EFP對45號鋼的侵徹孔徑可達到0.96倍裝藥口徑。李鵬飛等[9]研究了環(huán)形射流的成型及侵徹效應(yīng)，對環(huán)球形藥型罩和環(huán)錐形藥型罩進行了對比。通過數(shù)值模擬和試驗得出結(jié)論，環(huán)球形裝藥結(jié)構(gòu)的侵徹能力更好，侵徹孔徑可達1倍裝藥口徑,穿深可達0.3倍裝藥口徑。Chick等[10]對環(huán)形裝藥結(jié)構(gòu)進行了改進，通過對壁厚和藥型罩截面形狀的優(yōu)化得到了穩(wěn)定的環(huán)形射流，改進后的結(jié)構(gòu)可在3倍炸高處侵徹出0.75倍裝藥口徑的環(huán)形孔洞。徐文龍等[11]和Xu等[12]基于正交優(yōu)化方法,采用有限元分件軟件Autodyn對新型環(huán)形聚能裝藥結(jié)構(gòu)進行了優(yōu)化設(shè)計，優(yōu)化出了徑向偏轉(zhuǎn)速度低的新型環(huán)形聚能射流，對靶板形成的破孔直徑不足1倍裝藥口徑。

綜上可以看出，目前聚能射流戰(zhàn)斗部對目標的開孔能力仍然有限，不能在保證侵徹深度的同時又兼顧侵徹孔徑大小。傳統(tǒng)的聚能射流頭部速度高、長徑比大，因而侵徹穿深大，但是開孔孔徑較小，不能滿足在墻體上侵徹一定大小的孔徑需求。環(huán)形射流具有侵徹大圓孔的優(yōu)勢，但是環(huán)形射流非常不穩(wěn)定，不容易侵徹出有效的圓孔。針對混凝土墻體的開孔問題，本文設(shè)計了一種環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部，可以形成具有一定外擴角度的環(huán)形射流，在保證侵徹深度同時又兼具對混凝土墻體形成較大的侵徹孔徑，解決了在障礙墻體上大孔徑開孔的難題。

1 組合戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計

聚能射流形成原理是：炸藥起爆后由于爆轟波首先接觸藥型罩頂部，在高溫、高壓下藥型罩以很大的速度向軸向擠壓，罩頂首先翻轉(zhuǎn)，其附近的爆轟產(chǎn)物在相對較長的時間內(nèi)保持高壓。而藥型罩底部翻轉(zhuǎn)的時間較晚，其附近的爆轟產(chǎn)物的壓力由于稀疏波的作用較早下降。因此藥型罩頂部可獲得比底部更大的軸向速度，導(dǎo)致藥型罩被拉伸形成射流[13]。

如圖1所示，為了對墻體侵徹形成一定大小的通孔，采用環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部。環(huán)形射流具有一定的外擴角度，在一定炸高上起爆后，向前飛行同時向徑向擴大，在接觸到墻體時已經(jīng)形成一定大小的環(huán)形射流，對墻體進行侵徹切割。中心EFP可以作用在墻體上，對被環(huán)形射流切割下來的部分進行預(yù)先破碎，有利于后續(xù)沖擊波將其推出破孔。

圖1 環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部總體結(jié)構(gòu)Fig.1 Structure of annular jet and central EFP combined warhead

如圖2所示，環(huán)形藥型罩分為內(nèi)罩和外罩，環(huán)形炸藥起爆后，等壁厚的環(huán)形藥型罩由于外罩質(zhì)量大于內(nèi)罩，環(huán)形藥型罩內(nèi)外單位質(zhì)量所受沖量不等，造成內(nèi)罩形成的射流速度大于外罩，導(dǎo)致射流會被彎曲、拉斷，密實度不好，侵徹能力很低[14]。為了使環(huán)形射流具有較好的密實度和形狀不發(fā)生彎曲且具有一定的外擴角度，設(shè)計了一種變壁厚的環(huán)形藥型罩。借鑒等沖量的設(shè)計原則[15]，綜合考慮內(nèi)、外藥型罩質(zhì)量不等及作用其上的有效裝藥量不同等因素，對環(huán)形藥型罩的內(nèi)、外罩質(zhì)量進行設(shè)計。中心的球形藥型罩采用等壁厚，形成一定形狀的EFP，保證環(huán)形射流作用在墻體之前能將墻體進行一定程度的預(yù)先破碎。

圖2 環(huán)形藥型罩結(jié)構(gòu)圖Fig.2 Structure of annular liner

設(shè)計的組合戰(zhàn)斗部的口徑d=200 mm，中心球形藥型罩為等壁厚，直徑為0.15倍口徑，厚度為0.03倍口徑，橫截面是由曲率半徑為0.23倍口徑和0.20倍口徑的同心圓構(gòu)成。如圖3所示，環(huán)形藥型罩外徑為d，內(nèi)徑為0.20d，變壁厚通過兩個曲率半徑分別為0.23倍口徑和0.26倍口徑的偏心圓來實現(xiàn)。圓心的軸向距離不變且環(huán)形藥型罩內(nèi)徑、外徑不變情況下，截面積不變，藥型罩質(zhì)量一定。偏心距可以保證環(huán)形藥型罩內(nèi)側(cè)壁厚始終大于對稱處的外側(cè)壁厚，且藥型罩由外到內(nèi)壁厚逐漸變厚。偏心距h越大，內(nèi)罩壁厚越大，對稱的外罩處壁厚越小，也就是說內(nèi)外罩的壁厚變化梯度越大。為了研究壁厚變化梯度對環(huán)形射流成型影響，在d一定情況下，設(shè)計了偏心距與口徑之比h/d分別為0(等壁厚)、0.01、0.02、0.03等4種環(huán)形藥型罩。

圖3 4種變壁厚環(huán)形藥型罩截面圖Fig.3 Cross sections of four kinds of annular liners with variable thickness

2 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

2.1 環(huán)形射流及中心EFP的成型過程

利用Autodyn有限元軟件對戰(zhàn)斗部的成型和侵徹過程進行數(shù)值模擬。計算模型中炸藥、藥型罩和空氣采用Euler算法，殼體和靶板都采用Lagrange算法[16-17]。對h/d為0、0.01、0.02、0.03的4種環(huán)形藥型罩和中心球形藥型罩的組合戰(zhàn)斗部進行數(shù)值模擬，中心球形藥型罩保持不變。4種環(huán)形藥型罩的外徑都為d，內(nèi)徑為0.2倍口徑，中心球形藥型罩的直徑為0.15倍口徑，藥型罩材料為紫銅；戰(zhàn)斗部裝藥為TNT，裝藥高度為0.75倍口徑；殼體厚度為0.025倍口徑，殼體材料選聚乙烯。材料選用的計算模型如表1所示。

表1 材料計算模型Tab.1 Material calculation model

邊界條件采用壓力流出型邊界，即物質(zhì)可在邊界上自由流出，避免能量在邊界上反射。環(huán)形裝藥的起爆方式為中心環(huán)形起爆，柱形裝藥起爆方式為中心點起爆。在環(huán)形藥型罩上由外到內(nèi)依次設(shè)置10個監(jiān)測點，監(jiān)測點1～5位于外罩，6～10位于內(nèi)罩，如圖4所示。

圖4 組合戰(zhàn)斗部仿真模型和監(jiān)測點位置Fig.4 Warhead calculation model and location of monitoring points on the shaped charge liner

表2是環(huán)形射流與EFP形成過程中的爆轟波作用過程。從表2中可以看出，由于裝藥起爆后，爆轟波開始向前方傳播，環(huán)形爆轟波首先作用在環(huán)形藥型罩的底部，將環(huán)形藥型罩底部壓垮，環(huán)形藥型罩的底部首先翻轉(zhuǎn)過來。然后中心裝藥的爆轟波傳播到環(huán)形藥型罩的內(nèi)側(cè)，使得環(huán)形藥型罩的內(nèi)側(cè)壓力大于外側(cè)，環(huán)形藥型罩的底部靠近內(nèi)側(cè)的部分開始向外運動，中心裝藥的爆轟波對環(huán)形藥型罩的內(nèi)側(cè)的擠壓是環(huán)形射流具有外擴角度的關(guān)鍵。同時，隨著h/d的增大，環(huán)形藥型罩的壁厚變化梯度增大，內(nèi)側(cè)厚度增大，中心裝藥擠壓內(nèi)側(cè)壓力保持不變情況下,內(nèi)側(cè)藥型罩向外擴的速度就減小了。

圖5是4種變壁厚環(huán)形藥型罩所形成的環(huán)形射流的速度梯度變化。從圖5中可以看出，隨著壁厚變化梯度的增大，環(huán)形射流速度變化梯度開始減小，使得環(huán)形射流的密實度增加。結(jié)合爆轟波作用在藥型罩的過程可以分析其原因，壁厚梯度變化增加，內(nèi)側(cè)藥型罩越來越厚，爆轟波向外擠壓內(nèi)側(cè)藥型罩壓力不變，內(nèi)側(cè)藥型罩的速度就變小。同時罩底部內(nèi)側(cè)變厚，使得射流頭部速度降低，頭尾速度差就減小。

圖5 環(huán)形射流的速度梯度Fig.5 Velocity gradient of annular jet

表2 爆轟波作用過程

表3是環(huán)形射流和中心EFP成型過程，從表3中數(shù)值模擬結(jié)果可以看出：h/d為0的藥型罩并沒有翻轉(zhuǎn)過來，而是由于內(nèi)罩速度大于外罩導(dǎo)致內(nèi)罩形成射流頭部，外罩形成尾部，且內(nèi)罩具有徑向的速度，環(huán)形射流向外擴散角度很大導(dǎo)致射流發(fā)生了彎曲；h/d為0.01的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流外擴角度較大，但是由于射流頭部速度和尾部速度差過大造成了射流被拉斷；h/d為0.02的環(huán)形藥型罩在成型過程中完全翻轉(zhuǎn)過來，罩頂向前形成頭部，射流沒有彎曲，密實度較好，并且頭部具有一定的外擴角度；h/d為0.03的藥型罩也完全翻轉(zhuǎn)，但密實度過大，沒有形成明顯的射流，而且射流尾部向外擴散角度大于頭部向外擴散速度，導(dǎo)致尾部直徑大于頭部直徑，并且擴散速度都很小。由表3可知，隨著環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度的增大，環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流頭部外擴速度減小，射流密實度提高。綜合來看，h/d為0.02的環(huán)形藥型罩形成的射流密實度和形態(tài)最優(yōu)。

表3 環(huán)形射流和中心EFP成型過程

圖6是不同變壁厚環(huán)形藥型罩監(jiān)測點的徑向速度，從圖6中監(jiān)測點的徑向擴散速度可以看出，外罩上各點的徑向速度開始時方向向內(nèi)部，速度大小從罩底到罩頂依次減小。但最終，外罩上各點的速度方向逐漸變?yōu)橥庀颉?nèi)罩上各點徑向速度方向向外，大小由罩底到罩頂依次減小。這是因為，炸藥爆炸時，外罩被向內(nèi)部擠壓，而內(nèi)罩被向外擠壓，所以外罩徑向速度向內(nèi)，而內(nèi)罩徑向速度向外。但是因為單位質(zhì)量所受沖量內(nèi)罩大于外罩，所以整個環(huán)形藥型罩最終所受沖量向外，具有一個向外的擴張速度。

圖6 不同變壁厚環(huán)形藥型罩監(jiān)測點的徑向速度Fig.6 Radial velocities of monitoring points on the annular liner

由圖6可以看出，隨著壁厚變化梯度的增大，內(nèi)罩上各點的向外徑向速度減小，外罩的向內(nèi)徑向速度增大。壁厚變化梯度增大時，外罩的厚度減小，內(nèi)罩的壁厚增大，使得內(nèi)罩單位質(zhì)量受到?jīng)_量減小，外罩單位質(zhì)量受到?jīng)_量增大，環(huán)形射流向外擴張速度減小。壁厚變化梯度小，徑向向外的擴張速度大，但是環(huán)形射流形態(tài)不穩(wěn)定，容易彎曲，密實度不好；壁厚變化梯度大，徑向向外的擴張速度變小，密實度增加，射流形態(tài)穩(wěn)定。因此，壁厚變化的梯度是控制環(huán)形射流向外擴張速度的重要因素。為了保證環(huán)形射流具有良好的形態(tài)，較好的密實度，同時還要保證環(huán)形射流向外擴張，以增大在一定炸高下對墻體的破孔孔徑，就需要選擇適當?shù)谋诤褡兓荻取?/p>

從圖7中可以看出，射流頭部的徑向速度隨著壁厚變化梯度的增大而減小，環(huán)形射流向外擴張角度就會減小。內(nèi)外罩壁厚變化梯度增大，使內(nèi)外罩單位質(zhì)量所受沖量差異減小，外擴角度減小，射流會更平衡。但是射流頭部的軸向速隨著壁厚變化梯度的增大先增大、后減小。因為隨著壁厚變化梯度增加，內(nèi)外罩所受沖量越接近平衡，使得更多能量集中于軸向。但是當內(nèi)罩壁厚增大到一定時，罩底厚度過厚使得射流頭部因為質(zhì)量過大而速度減小?？梢钥闯觯氡ＷC環(huán)形射流既有較高的軸向速度也要具有一定的徑向外擴速度，需要找到最優(yōu)的壁厚變化梯度，才可以對墻體形成較高的侵徹深度和較大的開孔孔徑?？梢钥闯觯琱/d為0.02的環(huán)形藥型罩所產(chǎn)生的射流軸向速度較大，并且具有一定的外擴角度，射流密實度和形態(tài)最好。

圖7 環(huán)形射流頭部徑向速度和軸向速度變化Fig.7 Radial and axial velocities of head of annular jet

2.2 組合戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶的開坑

接下來對h/d為0、0.01、0.02、0.03的4種環(huán)形藥型罩與中心球形藥型罩組合戰(zhàn)斗部進行半無限混凝土靶板的侵徹數(shù)值模擬，4種戰(zhàn)斗部的中心球形藥型罩均一致。在炸高都為1.5d情況下，通過觀察對混凝土靶板的開坑坑徑與坑深，對比4種不同環(huán)形藥型罩與中心球形藥型罩組合的開孔能力。本文沒有進行其他口徑戰(zhàn)斗部數(shù)值模擬，結(jié)果中開孔孔徑、侵徹深度僅僅是為d=200 mm時的結(jié)果。圖8為對半無限混凝土靶開坑結(jié)果，由于混凝土具有離散性，混凝土靶完全損傷區(qū)視為開坑的形貌，即紅色部分。損傷程度范圍為0～1，0代表沒有破壞，1代表完全破壞。

圖8 4種組合戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶開坑的數(shù)值模擬Fig.8 Numerical simulation of annular jet and central EFP combined warhead penetrating into semi-infinite concrete targets

圖9為采用4種不同壁厚變化梯度的環(huán)形藥型罩組合戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶開坑的坑徑與坑深進行統(tǒng)計得到的環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與坑徑、坑深的關(guān)系。從圖9可以發(fā)現(xiàn)，戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶板開坑的坑徑與坑深隨著環(huán)形藥型罩的壁厚變化梯度的增大而先增大、后減小。其中h/d為0.02的戰(zhàn)斗部開坑最深，坑徑最大。

圖9 環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與開坑坑徑、坑深的關(guān)系Fig.9 Relationship among the gradient of thickness variation of annular liner and the diameter and depth of craters

隨著偏心距的增大，環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度變大，環(huán)形藥型罩的內(nèi)外罩沖量差越來越小，造成環(huán)形射流形態(tài)越來越好，密實度越來越高，對靶板的侵徹能力增強。但是h/d進一步增大到0.03后，環(huán)形藥型罩的罩頂過厚，導(dǎo)致射流頭部速度減小，侵徹能力反而降低；偏心距小的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流盡管外擴角度較大，但是射流形態(tài)不好，接觸靶板后徑向侵徹能力不足。環(huán)形藥型罩h/d為0.02時，射流形態(tài)和密實度均良好，徑向侵徹能力較好。h/d為0.02的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流雖然外擴角度比h/d為0和0.01的環(huán)形藥型罩形成的射流小，但是由于射流形態(tài)較好，其對混凝土靶開坑坑徑較大。h/d為0.03的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流外擴角度很小，且射流密實度過高，對靶板侵徹坑徑降低。

圖10是環(huán)形藥型罩h/d為0.02的組合戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶的開坑坑徑、坑深與炸高的關(guān)系。由圖10可以看出，隨著炸高的增加，戰(zhàn)斗部對混凝土靶板的開坑坑徑增大，但增長越來越緩慢。炸高增加，環(huán)形射流有充分的空間進行徑向擴張，會使得接觸到靶板時環(huán)形射流直徑變大，形成的坑徑增大；開坑坑深隨著炸高先增大、后減小，這是因為一定炸高有利于形成穩(wěn)定的環(huán)形射流，但是炸高過大時會造成射流被拉斷，導(dǎo)致射流的侵徹能力降低。 為了保證環(huán)形射流可以對混凝土墻體形成較大孔徑且能完全侵徹墻體，確定炸高為1.5倍口徑。

圖10 開坑坑徑、坑深與炸高的關(guān)系Fig.10 Change of crater diameter and depth with blasting height

2.3 組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體的破孔

通過以上數(shù)值模擬，環(huán)形藥型罩h/d為0.02的組合戰(zhàn)斗部對半無限混凝土靶的開坑能力最強。為了確定對混凝土墻體破孔的能力，對采用h/d為0、0.01、0.02、0.03等4種環(huán)形藥型罩的組合戰(zhàn)斗部對不同厚度的混凝土墻體進行開孔的數(shù)值模擬，炸高為1.5d. 混凝土墻體與半無限混凝土靶不同，混凝土墻體由于背面反射的稀疏波容易造成混凝土墻體背面層裂，使得戰(zhàn)斗部對混凝土墻體的侵徹深度增加，容易形成破孔。

圖11是環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與混凝土墻體最大破孔厚度的關(guān)系，最大破孔厚度是指戰(zhàn)斗部可以對墻體形成通孔的最大墻體厚度。從圖11中可以看出，隨著壁厚變化梯度的增加，最大破孔厚度先增大、后減小，環(huán)形藥型罩h/d為0.02的組合戰(zhàn)斗部對混凝土靶的破孔厚度最大，可以達到1.5倍的裝藥。這是因為隨著壁厚變化梯度的增加，環(huán)形射流的軸向速度越來越高，密實度越來越高，對墻體的侵徹能力增加。隨著壁厚變化梯度的進一步增加，環(huán)形射流密實度過大，導(dǎo)致頭部質(zhì)量增加，頭部軸向速度降低。且環(huán)形射流尾部徑向速度大于頭部，導(dǎo)致射流侵徹靶板方向不穩(wěn)定，在侵徹過程中射流發(fā)生偏斜，侵徹能力下降。

圖11 環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與混凝土墻體最大破孔厚度的關(guān)系Fig.11 Relationship between the gradient of thickness variation of annular liner and the maximum perforation thickness of concrete wall

圖12是環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與厚度為d的混凝土墻體破孔孔徑的關(guān)系。從圖12中可以看出，環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體所造成的破孔孔徑隨著環(huán)形藥型罩的變壁厚梯度的增大而先增大、后減小，其中采用h/d為0.02的環(huán)形藥型罩組合戰(zhàn)斗部對墻體造成的破孔孔徑最大，達到了2.5倍口徑。通過之前對環(huán)形射流的分析可以得出，h/d為0和0.01的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流盡管擴散角度大，但是由于射流密實度低以及形態(tài)發(fā)生了彎曲、拉斷，在接觸到墻體后其徑向侵徹方向發(fā)生了改變，侵徹距離有限。而h/d為0.02的環(huán)形藥型罩形成的射流形態(tài)較好，密實度度較高，且頭部具有較高的軸向以及徑向速度，接觸到墻體后射流侵徹方向保持較好，會形成較大的破孔。h/d為0.03的環(huán)形藥型罩形成的環(huán)形射流由于密實度過高，且尾部徑向擴張速度大于頭部，對墻體的破孔能力較低。

圖12 環(huán)形藥型罩壁厚變化梯度與混凝土墻體破孔孔徑的關(guān)系Fig.12 Relationship between the gradient of thickness variation of annular liner and the diameter of perforated hole on concrete wall

圖13是環(huán)形藥型罩h/d為0.02的組合戰(zhàn)斗部對厚度為200 mm的混凝土墻破孔數(shù)值模擬，炸高為1.5倍口徑。由圖13可看出，射流在接觸墻體時已經(jīng)沿著一定角度在徑向外擴了一定距離。中心EFP先對墻體進行預(yù)先破碎，后續(xù)環(huán)形射流對墻體進行開孔，孔徑達到了2.5倍裝藥口徑。

圖13 組合戰(zhàn)斗部侵徹混凝土墻體的數(shù)值模擬(h/d=0.02)Fig.13 Numerical simulation of combined warhead penetrating into the 200 mm-thick concrete target(h/d=0.02)

圖14是環(huán)形藥型罩h/d為0.02的組合戰(zhàn)斗部侵徹過程中環(huán)形射流和中心EFP的軸向速度變化。中心EFP的軸向速度要比環(huán)形射流速度快，中心EFP先接觸墻體；0.2～0.3 ms時速度由2 700 m/s快速下降到500 m/s，消耗了中心EFP的主要動能；0.3 ms以后，速度緩慢下降直到侵徹結(jié)束速度為0 m/s. 環(huán)形射流在中心EFP對墻體預(yù)損后開始侵徹；0.22～0.35 ms時速度由2 500 m/s快速下降到300 m/s，消耗了環(huán)形射流的主要動能；0.35 ms以后，環(huán)形射流速度緩慢下降，侵徹能力降低。

圖14 侵徹過程中環(huán)形射流和中心EFP的軸向速度變化Fig.14 Axial velocities of annular jet and central EFP during penetration

3 組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體破孔的試驗

戰(zhàn)斗部裝藥為TNT炸藥，采用h/d為0.02的變壁厚環(huán)形藥型罩，中心球形藥型罩和環(huán)形藥型罩的材料均為紫銅。戰(zhàn)斗部尺寸和數(shù)值模擬中一致，炸高分別為0.75倍、1倍、1.5倍口徑?；炷涟泻穸葹?倍裝藥口徑200 mm. 墻體四周用鋼殼約束，消除邊界效應(yīng)的影響。

圖15為不同炸高下對混凝土墻體的破孔試驗結(jié)果。如圖15所示，從試驗結(jié)果來看，環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部可以對混凝土墻體形成較大的破孔孔徑，戰(zhàn)斗部對混凝土墻體形成了一個漏斗形狀圓形通孔。

圖15 不同炸高下對混凝土墻體的破孔試驗結(jié)果Fig.15 Test results of perforated holes on reinforcedconcrete walls at different blasting heights

圖16為試驗得到的混凝土墻體的破孔孔徑隨著炸高變化。如圖16所示：炸高為0.75倍口徑時，形成內(nèi)徑為2.25倍口徑、外徑為3.45倍口徑的漏斗狀通孔；炸高為1倍口徑時，形成內(nèi)徑為2.41倍口徑、外徑為3.63倍口徑的漏斗狀通孔；炸高為1.5倍口徑時，形成內(nèi)徑為2.52倍口徑、外徑為3.75倍口徑的漏斗狀通孔。

圖16 試驗得到的混凝土墻體破孔孔徑隨著炸高的變化Fig.16 Change of diameter of hole on concrete wall with blasting height

數(shù)值模擬結(jié)果和試驗結(jié)果吻合良好，驗證了數(shù)值模擬的有效性。數(shù)值模擬結(jié)果表明，根據(jù)對環(huán)形藥型罩進行變壁厚設(shè)計，使其具有一定的壁厚變化梯度，可以獲得具有較高的軸向速度和一定的外擴角度的環(huán)形射流，采用h/d為0.02的環(huán)形藥型罩組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體具有較強的侵徹能力和開孔能力。試驗結(jié)果表明，采用變壁厚的環(huán)形藥型罩組合戰(zhàn)斗部可以對混凝土墻體形成較大的通孔。該組合戰(zhàn)斗部在1.5倍炸高下對厚度為200 mm的混凝土墻體可以形成2.52倍口徑的通孔。

4 結(jié)論

1) 基于數(shù)值方法對環(huán)形射流和中心EFP組合戰(zhàn)斗部進行了模擬，對環(huán)形射流的成型過程進行了分析。數(shù)值模擬結(jié)果表明，h/d為0.02的環(huán)形藥型罩形成的射流形態(tài)和密實度最好，具有一定的外擴角度。

2) 進行了直徑200 mm的組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體破孔的數(shù)值模擬，通過對比開孔能力得到了最優(yōu)的環(huán)形藥型罩結(jié)構(gòu)。數(shù)值模擬結(jié)果表明：中心EFP先對墻體進行預(yù)先破碎，后續(xù)環(huán)形射流對墻體進行開孔；采用h/d為0.02的環(huán)形藥型罩組合戰(zhàn)斗部開孔能力最高，對混凝土墻體破孔孔徑可以達到2.5倍以上裝藥口徑。

3) 進行了組合戰(zhàn)斗部對混凝土墻體破孔的試驗，試驗結(jié)果驗證了數(shù)值模擬的有效性。結(jié)果表明，設(shè)計的戰(zhàn)斗部在1.5倍炸高條件下對混凝土墻體形成了內(nèi)徑為2.52倍口徑、外徑為3.75倍口徑的漏斗狀通孔。