桿式彈對厚壁殼體裝藥沖擊起爆機制模擬分析*

康浩博，蔣建偉，彭嘉誠，李 梅

（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）

精確制導(dǎo)彈藥作為摧毀高價值堅固目標(biāo)的利器，在現(xiàn)代戰(zhàn)爭中發(fā)揮了日益重要的作用，為了提高彈藥的生存能力和作用威力，作為有效載荷戰(zhàn)斗部的彈體和裝藥朝厚壁化和不敏感化發(fā)展，這對傳統(tǒng)反導(dǎo)彈藥提出了嚴峻的挑戰(zhàn)，無論是依靠高速破片群的破片式反導(dǎo)戰(zhàn)斗部，還是高射速小口徑動能穿甲彈，均因其毀傷元打擊動能不足，無法有效擊爆和毀傷來襲彈藥，這促使人們研究新的毀傷途徑，近年來電磁炮等新型發(fā)射技術(shù)的發(fā)展，通過提高彈丸炮口動能方式使桿式彈攔截、毀傷來襲厚壁戰(zhàn)斗部成為反導(dǎo)領(lǐng)域的熱點問題。

有效毀傷來襲彈藥的核心在于如何使毀傷元引爆屏蔽裝藥，已有不少學(xué)者主要針對破片毀傷元開展沖擊起爆研究，獲得了破片材料、形狀、尺寸對不同厚度殼體裝藥沖擊起爆的影響規(guī)律，并建立了一些經(jīng)典的起爆判據(jù)。方青等對破片沖擊帶殼裝藥的起爆機制進行了總結(jié)，主要存在2 種起爆機制：沖擊起爆和宏觀剪切起爆，2 種機制同時存在，分別作為主控機制和輔助機制，當(dāng)破片沖擊薄殼體時，主控機制為沖擊起爆，宏觀剪切起爆影響較小可以忽略，當(dāng)破片沖擊厚殼體時，2 種機制的影響相對復(fù)雜。早期，對桿式彈的沖擊起爆研究主要局限于爆炸反應(yīng)裝甲引爆問題：李小笠等研究了長桿體垂直撞擊帶殼裝藥起爆機制，并建立了與長桿體速度、直徑、密度、速度、面板厚度及裝藥敏感性等因素有關(guān)的臨界起爆條件；李文彬等通過試驗研究了桿式侵徹體沖擊起爆反應(yīng)裝甲的影響因素。近年來，也有學(xué)者開展了穿甲彈對反艦導(dǎo)彈的研究：馬瑾等建立了彈目交互模型、K 級和C 級易損性模型、毀傷效應(yīng)計算模型，得到了典型毀傷等級下毀傷典型反艦導(dǎo)彈所需比動能；陳浦等采用AUTODYN-2D軟件數(shù)值模擬獲得了穿甲彈彈長、彈徑和平頭直徑比等因素對典型導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部沖擊起爆臨界速度的影響；姜穎資等采用LS-DYNA 軟件數(shù)值模擬獲得了穿甲彈入射角和偏軸距離對超音速導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部沖擊起爆過程的影響。然而，對于高速桿式彈與厚壁殼體戰(zhàn)斗部的沖擊起爆方面的研究鮮有報道，仍需進行深入探究。

本文中，采用應(yīng)用沖擊物理顯式歐拉型動力學(xué)SPEED 軟件，開展不同彈徑和彈長的桿式彈沖擊厚壁殼體裝藥過程的數(shù)值模擬，利用升降法獲得彈體起爆裝藥臨界著速及裝藥起爆位置變化，得到彈徑和彈長對彈體起爆裝藥臨界著速的影響規(guī)律，深入分析彈體以臨界著速起爆裝藥的起爆機制，并探究彈體著速對起爆機制和起爆位置的影響，以期研究結(jié)果可為反厚壁來襲戰(zhàn)斗部的高速桿式彈設(shè)計提供參考。

1 數(shù)值模擬模型

1.1 物理模型

圖1 為桿式彈垂直命中模擬戰(zhàn)斗部物理模型，其中桿式彈具有一定長徑比（為彈徑,為彈長），材料為鎢合金；模擬戰(zhàn)斗部柱形平板（為厚度）殼體，材料為合金鋼；緊貼殼體后為炸藥，種類為Comp-B，可模擬真實狀態(tài)下高速桿式彈沖擊厚壁殼體戰(zhàn)斗部過程。

圖1 桿式彈垂直命中模擬戰(zhàn)斗部物理模型Fig. 1 The physical model for a rod projectile vertically impacting on a simulated warhead

1.2 數(shù)值建模

采用SPEED 軟件純歐拉算法開展高速桿式彈沖擊模擬戰(zhàn)斗部過程的數(shù)值模擬。用于沖擊起爆問題的數(shù)值模擬方法主要有拉格朗日、歐拉、光滑粒子流體動力學(xué)、拉格朗日-歐拉耦合算法等多種算法。桿式彈與厚壁殼體裝藥的相互作用過程采用歐拉算法，不僅可避免桿式彈、殼體和炸藥大變形引起的網(wǎng)格畸變，又可以很好地描述炸藥沖擊起爆和爆轟過程。因此，處理桿式彈對炸藥沖擊起爆數(shù)值模擬最合適的方法是歐拉算法。目前AUTODYN、LS-DYNA 及SPEED 等軟件均有歐拉算法，SPEED 在這幾款軟件中具有更高的精度（三階）和計算速度，因此本文中采用該軟件進行數(shù)值模擬。

為簡化計算，利用SPEED 軟件建立二維離散化模型，考慮模型對稱性，建立1/2 模型，如圖2 所示。在桿式彈、殼體和炸藥四周設(shè)置投射（transmissive）邊界條件，為桿式彈設(shè)置軸向初始速度條件，并沿彈對稱軸炸藥層軸線設(shè)置多個觀測點，以記錄桿式彈侵徹過程炸藥內(nèi)部的反應(yīng)度和壓力-時程曲線，分析炸藥的沖擊起爆程度以及起爆位置變化。

圖2 二維離散化模型Fig. 2 The two-dimensional discrete model

鎢合金、合金鋼金屬采用能較好描述材料大應(yīng)變、高應(yīng)變率及高溫度狀態(tài)的Johnson-Cook 強度模型。金屬材料材料模型、強度模型和失效模型見表1， 金屬Johnson-Cook 強度模型參數(shù)見表2，參數(shù)均選自SPEED 軟件材料庫。

表1 金屬材料模型Table 1 Models for metal materials

表2 金屬Johnson-Cook 強度模型參數(shù)Table 2 Johnson-Cook strength model parameters for metal materials

炸藥采用Lee-Tarver 三項式點火與增長模型，該模型能很好地描述炸藥受沖擊起爆階段的反應(yīng)率和完成度，其形式如下：

式中：為反應(yīng)質(zhì)量分數(shù)，控制爆轟過程中炸藥化學(xué)能釋放；為時間；ρ 為當(dāng)前密度；ρ為初始密度；為壓力；、、、、、、、、、、和為點火與增長模型方程參數(shù)。式（1）等號右邊第1 項為點火項，描述熱點燃燒階段；第2 項為成長項，描述燃燒從熱點向內(nèi)部和外部的顆粒傳遞階段；第3 項為快反應(yīng)項，描述燃燒快速向爆轟轉(zhuǎn)變的過程。

炸藥反應(yīng)物和未反應(yīng)物均采用JWL 狀態(tài)方程，該方程描述壓力、體積和能量之間的變化關(guān)系，其壓力為：

表3 Comp-B 炸藥Lee-Tarver 狀態(tài)方程參數(shù)Table 3 Lee-Tarver equation-of-state parameters for Comp-B explosive

表4 Comp-B 炸藥基本參數(shù)及JWL 狀態(tài)方程參數(shù)Table 4 Basic parameters and JWL equation-of-state parameters for Comp-B explosive

1.3 計算工況

為了研究高速桿式彈沖擊厚壁殼體裝藥過程中彈徑和彈長對彈體起爆裝藥臨界著速的影響，模擬真實來襲厚壁戰(zhàn)斗部尺寸，取炸藥長度為300 mm，其中兩相鄰觀測點的間隔均為20 mm，殼體厚度為80 mm，分別取彈徑為8、12、16、20、24 和28 mm，彈長為80、100、120、140、160 和180 mm，設(shè)計了不同尺寸彈體共36 組計算工況。

1.4 模型檢驗

材料參數(shù)的正確與否與模擬結(jié)果的正確性直接相關(guān)。本文中，計算了文獻[17]中圓柱形平頭和球形鋼射彈正向撞擊帶不同厚度鋼蓋板的Comp-B 裝藥，表5 為彈體沖擊起爆裝藥臨界著速的模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比。從表5 可看出，模擬結(jié)果與試驗結(jié)果吻合較好，可認定模擬結(jié)果真實可信。

表5 模擬結(jié)果與試驗結(jié)果的對比Table 5 Comparison between simulated results and tested ones

2 彈體沖擊起爆裝藥臨界著速影響因素分析

2.1 彈徑對彈體沖擊起爆裝藥臨界著速的影響

運用SPEED 軟件對各計算工況賦予一定著速進行數(shù)值模擬。采用升降法求取彈體沖擊起爆裝藥的臨界著速，即：選取某一著速，若炸藥未起爆，則提高著速繼續(xù)計算；反之，則降低著速進行計算；直到著速差為±25 m/s，停止計算，取該速度為彈體沖擊起爆裝藥的臨界著速。以炸藥內(nèi)部各點壓力和反應(yīng)度α 的變化作為炸藥起爆與否的判據(jù)。Comp-B 炸藥的CJ 壓力為29.5 GPa；反應(yīng)度為反應(yīng)的炸藥單元與所有炸藥單元的比，α=0～1，其中α=0 代表未反應(yīng)，α=1 代表完全反應(yīng)。

圖3 為彈體起爆裝藥臨界著速隨彈徑變化的曲線，其中為140～180 mm 的曲線重合，可以看出，增大彈徑可以有效降低彈體起爆裝藥臨界著速。當(dāng)彈徑達到16 mm 前，彈體臨界著速與彈徑呈接近線性關(guān)系，隨彈徑增大其臨界著速迅速降低，彈徑每增大4 mm 其臨界著速降低約400 m/s，且彈長越大其臨界著速的降幅越大；當(dāng)彈徑從16 mm 增大到20 mm 時，彈體臨界著速出現(xiàn)突躍降低，下降的趨勢減緩；當(dāng)彈徑達到20 mm 后，彈體臨界著速仍與彈徑呈接近線性關(guān)系，但降幅相對減小，彈徑每增大4 mm 其臨界著速降低約200 m/s，且彈長不同其臨界著速的降幅接近。

圖3 彈體起爆裝藥的臨界著速隨彈徑的變化Fig. 3 Change of critical impact velocity with projectile diameter

2.2 彈長對彈體起爆裝藥臨界著速的影響

圖4 為彈體起爆裝藥臨界著速隨彈長變化的曲線，可以看出隨著彈長增大，彈體起爆裝藥臨界著速先逐漸降低后平緩變化，即彈長存在一個臨界值，超過該臨界值則不會影響彈體起爆裝藥臨界著速。當(dāng)彈徑為8～16 mm 時，彈長對彈體起爆裝藥臨界著速的影響較大，當(dāng)彈長達到140 mm 前，彈長每增加20 mm 其臨界著速可以降低125～275 m/s，且彈徑越大其臨界著速的降幅越大，當(dāng)彈長達到140 mm 后，其臨界著速趨于穩(wěn)定；當(dāng)彈徑為20～28 mm 時，彈長從80 mm增大到120 mm 其臨界著速共降低125～250 m/s，之后已基本趨于穩(wěn)定，相對為8～16 mm 時其臨界著速的變化范圍明顯減小。

圖4 彈體起爆裝藥的臨界著速隨彈長的變化Fig. 4 Change of critical impact velocity with projectile length

3 起爆機制分析

3.1 宏觀剪切起爆

在第2 節(jié)中研究發(fā)現(xiàn)，彈徑在8～16 和20～28 mm 區(qū)間時，彈徑和彈長對彈體沖擊起爆裝藥臨界著速的影響規(guī)律不盡相同，隨兩者的改變，臨界著速雖呈現(xiàn)出相似的變化趨勢，但其變化程度差別較大。這可能是由裝藥起爆機制不同所造成的，需對比彈徑在2 個區(qū)間時裝藥的起爆過程。由于規(guī)律的變化發(fā)生在彈徑從16 mm 增大到20 mm 處，因此選取彈長相同且彈徑分別為16 和20 mm 工況的典型過程進行分析，從而得出其起爆機制。

首先，選取工況（彈徑=16 mm，彈長=80 mm）彈體以不同著速沖擊厚壁殼體裝藥的典型過程進行分析，圖5 為不同著速彈體對炸藥起爆與未起爆典型時刻的壓力云圖。

從圖5 可以看出：=0～140 μs，2 種著速的彈體侵徹殼體時均形成敦粗并出現(xiàn)沖塞現(xiàn)象，即殼體在彈體沖擊下會形成一個直徑略大于彈徑的“塞子”，“塞子”不斷向前運動，之后貫穿殼體后進入炸藥內(nèi)部；=140～500 μs，=1 725 m/s 的彈體仍未能起爆炸藥，僅有高壓產(chǎn)物不斷從彈體侵入口處溢出；而在=225 μs 時，=1 750 m/s 的彈體起爆炸藥，起爆位置發(fā)生在彈體頭部后一定距離處，以近似球面爆轟波從起爆位置向外傳播形成穩(wěn)定爆轟；=240 μs 時，起爆位置后炸藥幾乎被完全起爆，炸藥后端面開始膨脹；=500 μs 時，炸藥已被完全起爆，殼體出現(xiàn)較大位移。

圖5 在不同著速彈體（D=16 mm，L=80 mm）沖擊裝藥典型時刻的壓力云圖Fig. 5 Pressure contours at typical times for the projectiles (D=16 mm, L=80 mm) impacting on the explosive charge at different impact velocities

圖6、7 分別給出了不同著速彈體對炸藥起爆與未起爆時內(nèi)部觀測點的反應(yīng)度和壓力-時程曲線。從圖6(a)、圖7(a)可以看出，炸藥起爆時反應(yīng)度不斷增大，并在觀測點11 處先達到1，壓力幅值先超過炸藥的CJ 壓力，可確定起爆位置發(fā)生在觀測點10 和11 之間，在觀測點11 處已形成穩(wěn)定爆轟，起爆位置后觀測點處反應(yīng)度依次達到1，壓力幅值逐漸增大；從圖6(b)、圖7(b)可以看出，炸藥未起爆時觀測點處反應(yīng)度逐漸衰減，壓力幅值不斷波動，但遠低于炸藥的CJ 壓力。

圖6 在不同著速彈體（D=16 mm，L=80 mm）沖擊下，炸藥內(nèi)觀測點反應(yīng)度-時程曲線Fig. 6 Reaction fraction-time curves at the gauges in the explosive charge impacted by the projectiles (D=16 mm, L=80 mm)at different impact velocities

圖7 在不同著速彈體（D=16 mm，L=80 mm）沖擊下炸藥內(nèi)觀測點壓力-時程曲線Fig. 7 Pressure-time curves at the gauges in the explosive charge impacted by the projectiles (D=16 mm, L=80 mm)at different impact velocities

該工況下彈體以臨界著速侵徹裝藥時出現(xiàn)沖塞現(xiàn)象，殼體發(fā)生較大變形，“塞子”貫穿殼體后進入炸藥內(nèi)部，其邊緣不斷剪切局部炸藥，使炸藥內(nèi)部出現(xiàn)高溫，從而起爆炸藥，該過程以宏觀剪切起爆作為主控機制。因此，彈徑在8～16 mm 區(qū)間時，彈長對彈體臨界著速具有顯著影響。這是由于增大彈長可以提高彈體的侵徹能力，使其在貫穿殼體后具有更高的剩余速度，起爆炸藥的能力增強。

3.2 低速沖擊起爆

然后，選取工況：彈徑=20 mm，彈長=80 mm。對彈體以不同著速沖擊厚壁殼體裝藥的典型過程進行分析，圖8 為不同著速彈體對炸藥起爆與未起爆典型時刻的壓力云圖。

圖8 不同著速彈體（D=20 mm，L=80 mm）沖擊炸藥典型時刻的壓力云圖Fig. 8 Pressure contours at typical times for the projectiles (D =20 mm, L =80 mm) impacting on the explosive charge at different impact velocities

從圖8 可以看出：=0～270 μs，在2 種著速的彈體侵徹作用下殼體變形較小，未出現(xiàn)沖塞現(xiàn)象，隨著侵徹深度增加，彈體速度迅速降低；=270 μs 時，=1 050 m/s 的彈體未起爆炸藥，此時彈體已不具備足夠速度繼續(xù)侵徹殼體；而=315 μs 時=1 075 m/s 的彈體起爆炸藥，此時侵徹深度約為殼體厚度的3/4，起爆位置發(fā)生在離炸藥殼體交界面約1/2 裝藥長度處，殼體仍未出現(xiàn)較大變形；=315～330 μs，爆轟波傳播過程與3.1 節(jié)中的類似，此時彈體剩余速度較低，已無明顯前進的趨勢，因此，即使繼續(xù)延長計算時間，彈體仍無法貫穿殼體。

圖9～10 分別給出了不同著速彈體對炸藥起爆和未起爆時內(nèi)部觀測點的反應(yīng)度和壓力-時程曲線，從圖9(a)、圖10(a)可以看出，炸藥起爆時反應(yīng)度在觀測點8 處先達到1，但壓力幅值并未達到炸藥的CJ 壓力，之后繼續(xù)升高，并在觀測點9 處先達過炸藥的CJ 壓力，可確定起爆位置發(fā)生在觀測點8 和9 之間，且距離觀測點8 更近，因此觀測點8 處比觀測點9 處更早發(fā)生反應(yīng)，即觀測點8 處的炸藥先被起爆，在觀測點9 處已形成穩(wěn)定爆轟；從圖9(b)、圖10(b)可以看出，炸藥未起爆時觀測點處反應(yīng)度緩慢增大，但由于=270 μs 時彈體停止運動，不會繼續(xù)發(fā)生反應(yīng)，壓力變化與3.1 節(jié)中的類似。

圖9 不同著速彈體（D=20 mm，L=80 mm）沖擊下炸藥內(nèi)觀測點反應(yīng)度-時程曲線Fig. 9 Reaction fraction-time curves at the gauges in the explosive charge impacted by the projectiles (D=20 mm, L=80 mm)at different impact velocities

圖10 不同著速彈體（D=20 mm，L=80 mm）沖擊下炸藥內(nèi)觀測點壓力-時程曲線Fig. 10 Pressure-time curves at the gauges in the explosive charge impacted by the projectiles (D=20 mm, L=80 mm)at different impact velocities

該工況中彈體臨界著速1 075 m/s 不足以貫穿殼體，且彈體侵徹過程中無明顯沖塞現(xiàn)象，宏觀剪切作用較弱，推測炸藥仍是在透射沖擊波的作用下發(fā)生爆轟，然而在以往研究中破片沖擊起爆炸藥過程中并未出現(xiàn)此類現(xiàn)象，即破片在著速不足以貫穿殼體時難以起爆炸藥，為進一步探究在此條件下裝藥的起爆機制，開展了與該工況中彈體直徑和著速均相同的破片沖擊厚壁殼體裝藥的數(shù)值模擬，對比分析受破片與桿式彈沖擊下裝藥內(nèi)部壓力變化，圖11 分別給出了破片與桿式彈沖擊厚壁殼體裝藥典型時刻的壓力云圖。

從圖11(a)可以看出，破片以著速1 075 m/s 沖擊厚壁殼體裝藥，=20 μs 時，前驅(qū)沖擊波已躍過炸藥殼體交界面進入炸藥內(nèi)部，其波陣面峰值壓力隨傳播距離增加不斷衰減，=100 μs 時，前驅(qū)波已接近炸藥后端面，峰值壓力相對初始大大降低，到=300 μs 為止，炸藥內(nèi)部始終未發(fā)生爆轟反應(yīng)。從圖11(b)可以看出，桿式彈以著速1 075 m/s 沖擊時產(chǎn)生了壓力幅值相同的前驅(qū)波，與破片不同的是，在=100 μs 前驅(qū)波掃掠過大部分炸藥區(qū)域后，雖然并未發(fā)生爆轟反應(yīng)，但在炸藥殼體交界面上出現(xiàn)持續(xù)高壓，炸藥內(nèi)部產(chǎn)生了一個半橢圓形的高壓區(qū)，致使鄰近炸藥開始發(fā)生反應(yīng)，熱量在相對封閉的空間內(nèi)積累，使得反應(yīng)程度不斷加劇，高壓區(qū)面積也隨時間持續(xù)增大，=300 μs 時已超過1/2 炸藥面積，最終在=315 μs 時在圖8(a)中起爆位置處引發(fā)炸藥爆轟反應(yīng)。

圖11 破片與桿式彈沖擊裝藥典型時刻壓力云圖Fig. 11 Pressure contours at typical times for a fragment and rod projectile impacting on the explosive charge

該工況中彈體始終無法貫穿貫穿殼體，殼體也未發(fā)生明顯變形，經(jīng)過較長時間彈體通過持續(xù)低速沖擊作用起爆炸藥，該過程的主控機制為低速沖擊起爆，對于彈徑在20～28 mm 區(qū)間時，由于在此機制下彈體臨界著速不足以貫穿殼體，因此彈長對其臨界著速的影響相對較小，并且彈體需在炸藥起爆前持續(xù)作用，若未起爆時已停止運動，則不會發(fā)生爆轟反應(yīng)，即彈體著速在一個很小的范圍內(nèi)時才會通過低速沖擊起爆炸藥，因此其臨界著速的變化范圍相對在8～16 mm 區(qū)間時的明顯減小。

3.3 起爆機制的轉(zhuǎn)變

由上文計算結(jié)果分析可知，彈體以臨界著速起爆裝藥時，存在以上2 種裝藥起爆機制：(1)彈體貫穿殼體后起爆炸藥，主控機制為宏觀剪切起爆；(2)彈體未貫穿殼體起爆炸藥，主控機制為低速沖擊起爆。然而彈體在臨界著速以上繼續(xù)提高著速時，裝藥起爆機制是否會發(fā)生轉(zhuǎn)變，仍需進行深入探究。通過數(shù)值模擬對以上2 個工況分別在[1 750 m/s, 3 250 m/s]和[1 075 m/s, 2 575 m/s]區(qū)間改變彈體著速，之后分別對兩者起爆過程的變化進行分析，圖12 分別給出了不同直徑彈體以典型著速起爆裝藥時刻的壓力云圖，圖13 為裝藥起爆位置隨彈體著速變化的曲線，為裝藥起爆位置離炸藥殼體交界面的距離。

圖12 典型著速彈體起爆裝藥時刻壓力云圖Fig. 12 Pressure contours of the explosive charge detonated by the projectiles at typical impact velocities

圖13 裝藥起爆位置隨彈體著速的變化Fig. 13 Change of detonation position with projectile impact velocity

從圖12 可以看出，當(dāng)彈體著速遠高于其臨界著速時，彈體通過高速沖擊所產(chǎn)生的前驅(qū)沖擊波直接起爆炸藥，此時彈體尚未貫穿殼體，殼體變形量很小，前驅(qū)波傳入炸藥內(nèi)部后僅需很短的時間即可起爆炸藥，該過程的主控機制為高速沖擊起爆。

從圖12(a)、圖13(a)可以看出，彈體（=16 mm，=80 mm）以臨界著速=1 750 m/s 貫穿殼體后起爆炸藥，主控機制為宏觀剪切起爆，起爆位置發(fā)生在彈體頭部后一定距離處；著速在1 750～2 750 m/s 區(qū)間時，仍會出現(xiàn)沖塞現(xiàn)象，但隨彈體著速提高殼體變形程度減小，宏觀剪切作用減弱，彈體侵徹過程中產(chǎn)生的沖擊波增強，主控機制從宏觀剪切起爆逐漸向高速沖擊起爆過渡，起爆位置與彈體頭部的距離不斷減小，位置變化明顯；著速在2 750～3 250 m/s 區(qū)間時，起爆位置與彈體頭部的距離基本不變，并緩慢接近炸藥殼體交界面；=3 250 m/s 時彈體主要通過前驅(qū)沖擊波作用起爆炸藥，宏觀剪切已無法作為主導(dǎo)，起爆位置鄰近炸藥殼體交界面。因此若彈體以臨界著速起爆厚壁殼體裝藥時主控機制為宏觀剪切起爆，隨彈體著速提高，主控機制會從宏觀剪切起爆逐漸過渡為高速沖擊起爆。

從圖12(b)、圖13(b)可以看出，彈體（=20 mm，=80 mm）以臨界著速=1 075 m/s 未貫穿殼體起爆炸藥，主控機制為低速沖擊起爆，起爆位置發(fā)生在離炸藥殼體交界面約1/2 裝藥長度處；=1 175 m/s 時彈體仍無法貫穿殼體，主控機制未改變；直到=1 275 m/s 時，彈體著速雖較臨界著速提高較少，但已具備一定的剩余速度貫穿殼體，出現(xiàn)明顯的沖塞現(xiàn)象，主控機制向宏觀剪切起爆轉(zhuǎn)變，起爆位置變化尚不明顯；著速在1 275～1 675 m/s 區(qū)間時，主控機制轉(zhuǎn)變?yōu)楹暧^剪切起爆，由于機制完全轉(zhuǎn)變后，起爆位置相對臨界著速時距離炸藥殼體交界面更遠，因此起爆位置會先遠離炸藥殼體交界面再逐漸接近，不同機制下起爆位置變化不盡相同；著速在1 275～1 675 m/s 區(qū)間時，主控機制均為宏觀剪切起爆，起爆位置先遠離后接近炸藥殼體交界面，不同主控機制下起爆位置變化不盡相同；著速在1 675～2 575 m/s 區(qū)間時，與彈體（彈徑=16 mm，彈長=80 mm）起爆炸藥過程的轉(zhuǎn)變類似，隨彈體著速提高宏觀剪切作用減弱，沖擊波作用增強，主控機制從宏觀剪切起爆向高速沖擊起爆過渡，起爆位置接近炸藥殼體交界面。因此若彈體以臨界著速起爆厚壁殼體裝藥時主控機制為低速沖擊起爆，隨彈體著速提高，主控機制會先從低速沖擊起爆轉(zhuǎn)變?yōu)楹暧^剪切起爆，再逐漸過渡為高速沖擊起爆。

綜上，桿式彈起爆厚壁殼體裝藥共存在3 種起爆機制。當(dāng)彈體著速略高于其臨界著速時，可能會出現(xiàn)以下2 種：機制1，宏觀剪切起爆，此時彈體能夠貫穿殼體，并通過剪切作用起爆炸藥，起爆位置發(fā)生在彈體頭部后一定距離處；機制2，低速沖擊起爆，此時彈體無法貫穿殼體，需通過較長時間的持續(xù)沖擊起爆炸藥，起爆位置發(fā)生在炸藥殼體交界面后距離較遠處。當(dāng)彈體著速遠高于其臨界著速時，前2 種機制最終均會轉(zhuǎn)變?yōu)闄C制3，高速沖擊起爆，彈體無需貫穿殼體即可通過前驅(qū)沖擊波起爆炸藥，起爆位置鄰近炸藥殼體交界面。

4 結(jié) 論

利用沖擊物理顯式歐拉型動力學(xué)SPEED 軟件，對高速桿式彈沖擊厚壁殼體裝藥過程開展了數(shù)值模擬研究，探討了該過程的起爆機制與規(guī)律，獲得的主要結(jié)論如下。

（1）彈體起爆裝藥臨界著速隨彈徑增大而顯著降低，隨彈長增大呈先降低后平緩變化的規(guī)律。

（2）彈體以臨界著速起爆厚壁殼體裝藥時，存在2 種裝藥起爆機制：一是彈體貫穿殼體后起爆炸藥，主控機制為宏觀剪切起爆；二是彈體未貫穿殼體起爆炸藥，主控機制為低速沖擊起爆。

（3）彈體在臨界著速以上繼續(xù)提高著速時，裝藥起爆機制會發(fā)生轉(zhuǎn)變，最終均會轉(zhuǎn)變高速沖擊起爆機制。若彈體以臨界著速起爆裝藥時主控機制為宏觀剪切起爆，則會過渡為高速沖擊起爆；若此時主控機制為低速沖擊起爆，則會先轉(zhuǎn)變?yōu)楹暧^剪切起爆，再過渡為高速沖擊起爆。

（4）不同起爆機制下裝藥起爆位置均發(fā)生在炸藥殼體交界面后一定距離處，相同起爆機制下此距離隨彈體著速提高而減小。