聚能射流解體帶殼B炸藥的數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究

朱 瑞，郭 濤，毛益明，姚 淼，李 師，陳 勇

(陸軍工程大學(xué) 野戰(zhàn)工程學(xué)院， 南京 210007)

1 引言

聚能金屬射流侵徹帶殼炸藥，實(shí)質(zhì)上屬于高速碰撞問題。1968年Held研究了不同直徑金屬射流引爆裸露高能炸藥的情況，并提出射流引爆炸藥的Held 判據(jù)，表達(dá)式為

研究表明，Held判據(jù)實(shí)際上可以通過實(shí)驗(yàn)方式確定出射流對(duì)炸藥作用的上閾值和下閾值，2個(gè)閾值均用射流速度和直徑表征。上閾值即是射流引爆炸藥的臨界值，而低于此下閾值時(shí)不會(huì)引起任何化學(xué)反應(yīng)。在上、下閾值之間，是炸藥從燃燒到爆炸等應(yīng)對(duì)性反應(yīng)的中間狀態(tài)區(qū)域[14]。利用聚能射流的沖擊侵徹作用使帶殼炸藥解體，是在不起爆炸藥的情況下進(jìn)行的，但這并不意味著炸藥處于惰性狀態(tài)。此時(shí)炸藥的狀態(tài)可能有3種：一是炸藥發(fā)生低階爆轟，并使殼體產(chǎn)生較多較大速度的破片；二是炸藥在射流作用下發(fā)生爆燃，產(chǎn)生大片低速破片；三是部分炸藥在射流跡線處部分發(fā)生反應(yīng)，而后從殼體拋出[15]。這些狀態(tài)，都要求射流的引爆能力控制在炸藥起爆的上閾值以下?；谝陨嫌^點(diǎn)，探索射流穿透殼體后的引爆能力情況對(duì)于研究解體未爆彈顯得非常重要。由于射流頭部直徑遠(yuǎn)小于模擬裝藥的尺寸，因此反應(yīng)過程近似于射流對(duì)覆蓋靶板炸藥的侵徹作用。

針對(duì)內(nèi)裝B炸藥的帶殼裝藥，首先采用有限元軟件AUTODYN-2D通過數(shù)值模擬找出聚能射流穿過靶板后引爆能力的變化規(guī)律，找到有效控制該引爆能力的方法，繼而采取實(shí)驗(yàn)的方式對(duì)規(guī)律進(jìn)行驗(yàn)證，為后續(xù)聚能金屬射流對(duì)小型未爆彈的侵徹解體研究提供參考和借鑒。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立及材料參數(shù)

利用AUTODYN程序，采用軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，單位為mm-g-μs，由于涉及到炸藥的爆轟，以及射流的形成，材料均發(fā)生大變形，因此采用Euler形式的網(wǎng)格進(jìn)行計(jì)算，殼體采用Lagrange網(wǎng)格。2種網(wǎng)格之間的接觸采用程序自帶的Lagrange-Euler自由耦合算法。

數(shù)值模擬共分2步，首先建立聚能裝藥計(jì)算模型，而后進(jìn)行聚能射流侵徹靶板的數(shù)值模擬。圖1給出了聚能裝藥的計(jì)算模型，計(jì)算模型共包含空氣、8701炸藥、紫銅和聚四氟乙烯(PTFE)等4種材料，其中材料模型的選取見表1。

圖1 聚能裝藥的計(jì)算模型示意圖

表1 數(shù)值模擬采用的模型云圖

聚能裝藥口徑為20 mm，主裝藥為RDX-8701炸藥，藥柱高度為50 mm。8701炸藥所采用的JWL狀態(tài)方程為：

表2 8701炸藥主要參數(shù)

表3 紫銅材料模型的主要參數(shù)

表4 聚四氟乙烯材料模型的主要參數(shù)

聚能裝藥產(chǎn)生的金屬射流侵徹貫穿金屬靶板的數(shù)值模擬。選取金屬靶板為45#鋼，狀態(tài)方程采用shock方程，強(qiáng)度模型和失效模型均采用Johnson-Cook模型，其參數(shù)已在表5給出。

表5 45#鋼材料模型的主要參數(shù)

靶板按照厚度h分為4種規(guī)格，即2 mm、3 mm、6 mm和10 mm。射流的炸高分為2D、3D、5D、10D和15D，其中D為藥型罩直徑。區(qū)分5個(gè)水平的炸高，與4個(gè)厚度水平的靶板進(jìn)行組合，采用正交實(shí)驗(yàn)法得到20個(gè)種組合分別進(jìn)行計(jì)算，侵徹后射流的模擬結(jié)果表6和如圖2。

表6 聚能射流不同炸高下，對(duì)不同厚度靶板的數(shù)值模擬所得射流頭部數(shù)據(jù)

圖2 聚能射流穿透靶板后的射流狀況云圖

當(dāng)炸高H較小時(shí)，射流連續(xù)，成長(zhǎng)桿狀侵徹靶板。當(dāng)H增大，射流逐漸出現(xiàn)斷裂。大炸高下射流斷裂后對(duì)靶板的侵徹過程如圖3所示。大炸高下，射流由于自身的拉伸作用，在侵徹靶板前已不連續(xù)，變成一個(gè)個(gè)射流粒子，其形狀特征是頭部小、尾部分叉。射流粒子依次侵入靶板，進(jìn)而對(duì)靶板形成侵徹，最終穿透靶板。當(dāng)靶板厚度為6 mm、炸高H取15D時(shí)，射流穿過靶板后頭部為斷裂狀態(tài)。這主要是因?yàn)?，?dāng)射彈頭部因侵徹作用而消耗，恰好貫穿靶板時(shí)，其尾部從出口處飛出，從而出現(xiàn)了該特定工況下顯示的射流頭部斷裂。

圖3 大炸高下射流對(duì)靶板的侵徹過程云圖

2.2 模擬結(jié)果分析

炸高在2～15D范圍內(nèi)，從相同裝藥條件下，射流頭部的剩余速度u與板厚h、炸高H的關(guān)系(圖4)可見，u隨著h的增大而減小，且炸高越小射流受板厚的影響越大，u下降的速度越快。在u隨H的變化方面，未見明顯的單調(diào)變化規(guī)律。h為2 mm 和3 mm 時(shí)，u是隨H的增大而減小的，而h取10 mm時(shí)u隨炸高H增大而增大。h為6 mm 時(shí)u隨著炸高的增加是先增大后減小的?？傮w來看，隨著炸高H的增加，u的差別逐漸減小，最終落在一定的速度范圍內(nèi)。

圖4 相同裝藥條件下，射流速度與板厚、炸高的關(guān)系曲線

分析侵徹靶板后的射流頭部直徑d發(fā)現(xiàn)，隨著炸高H的增大而減小，而相同炸藥下d隨板厚h的變化不明顯。但在較大炸高下，d是隨板厚h的增大而減小的。這說明大炸高下，由于射流的不連續(xù)程度加劇，侵徹能力逐漸減弱。

從圖5可知，在相同裝藥條件下，以射流頭部剩余速度值u和射流頭部直徑d表征的射流引爆能力u2d，隨著板厚h的增加而減小，隨著炸高H的增大而減小。兩者下降趨勢(shì)不同。u2d隨板厚h的變化成線性，且變化率隨炸高的不同上下浮動(dòng)，受射流狀態(tài)的影響較大。u2d隨炸高H的變化成冪指數(shù)變化，先是對(duì)H的增大敏感，隨著H繼續(xù)增大，u2d的變化趨于平緩。特別對(duì)于大炸高下聚能射流穿透靶板后引爆能力變化趨于緩慢下降趨勢(shì)?？梢?，u2d隨炸高H的變化在工程上更有價(jià)值，特別是臨近臨界閾值時(shí)更加方便通過調(diào)整炸高控制u2d緩慢變化。

圖5 相同裝藥條件下，u2d與板厚、炸高的關(guān)系曲線

研究表明，裸露B炸藥的Held引爆閾值為16 mm3/μs2，而屏蔽B炸藥發(fā)生爆燃反應(yīng)的臨界值為14.26 mm3/μs2。針對(duì)鋼殼厚度為6 mm的模擬裝藥，根據(jù)計(jì)算結(jié)果，擬合得到射流穿過靶板后的數(shù)值u2d與H的關(guān)系曲線，如圖6。此曲線符合u2d數(shù)值隨炸高H的變化趨勢(shì)，擬合效果良好。

按照擬合曲線計(jì)算，炸高為15D時(shí)，雖然射流頭部已經(jīng)破碎，但其對(duì)應(yīng)點(diǎn)數(shù)值仍在14.26 mm3/μs2的數(shù)值線以上，說明此時(shí)聚能射流會(huì)使殼內(nèi)B炸藥發(fā)生強(qiáng)于爆燃的反應(yīng)。當(dāng)炸高取17.5D時(shí)，u2d計(jì)算值為14.18 mm3/μs2，處于臨界值附近，需要實(shí)驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證。當(dāng)炸高取20D時(shí)，u2d計(jì)算值為13.18 mm3/μs2，殼內(nèi)B炸藥反應(yīng)程度應(yīng)能明顯降低。

圖6 射流穿過靶板后的數(shù)值u2d與H的擬合關(guān)系曲線

3 實(shí)驗(yàn)

3.1 實(shí)驗(yàn)設(shè)置

為驗(yàn)證數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)帶殼B炸藥的適用性，將實(shí)驗(yàn)設(shè)置和材料選擇與模擬相對(duì)應(yīng)，選用的聚能裝藥與數(shù)值模擬一致。殼體設(shè)置為扁平圓柱形和長(zhǎng)圓柱形，材料為45# 鋼，殼體厚度為6 mm，內(nèi)裝2 kg的B炸藥。扁平圓柱形外徑為179 mm，高度為64 mm。長(zhǎng)圓柱形外徑為92 mm，高度為240 mm。實(shí)驗(yàn)所用聚能裝藥及帶殼炸藥見圖7。

圖7 聚能裝藥及帶殼炸藥實(shí)物圖Fig.7 Shaped charge and shell explosive used

實(shí)驗(yàn)中，通過調(diào)節(jié)聚能裝藥與模擬未爆彈之間的距離(炸高H)來實(shí)現(xiàn)控制聚能射流引爆能力的目的，實(shí)驗(yàn)設(shè)置如圖8所示。為降低實(shí)驗(yàn)對(duì)周圍環(huán)境的影響，將實(shí)驗(yàn)裝置設(shè)置在實(shí)驗(yàn)坑內(nèi)。

圖8 實(shí)驗(yàn)設(shè)置示意圖

3.2 實(shí)驗(yàn)方法及現(xiàn)象分析

本實(shí)驗(yàn)采用的方法是，首先實(shí)驗(yàn)確定能夠完全引發(fā)爆轟的炸高H，而后通過H的遞增來降低聚能射流的引爆能力，最終取得不使帶殼裝藥爆炸時(shí)炸高H的取值，記錄實(shí)驗(yàn)情況，將結(jié)果數(shù)據(jù)與擬合關(guān)系曲線作對(duì)比。實(shí)驗(yàn)所得數(shù)據(jù)見表7。

表7 實(shí)驗(yàn)結(jié)果及現(xiàn)象

對(duì)于扁平圓柱形的帶殼B炸藥采取軸向侵徹，炸高取100 mm、150 mm、200 mm、300 mm 的情況下，實(shí)驗(yàn)坑均出現(xiàn)坍塌，情況如圖9，證明炸藥發(fā)生了爆炸。取350 mm炸高徑向侵徹長(zhǎng)圓柱帶殼B炸藥時(shí)也發(fā)生了爆炸。另外，實(shí)驗(yàn)1中炸高為200 mm的實(shí)驗(yàn)，模擬裝藥未發(fā)生爆炸，但在后續(xù)的實(shí)驗(yàn)中炸高取200 mm、300 mm時(shí)，均發(fā)生爆炸。實(shí)驗(yàn)1可能是因?yàn)閷?shí)驗(yàn)設(shè)置時(shí)產(chǎn)生了偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致殼內(nèi)部分炸藥發(fā)生反應(yīng)，造成強(qiáng)度較低的爆燃，使得裝藥殼體因膨脹而破裂成大塊碎片。由于該組實(shí)驗(yàn)結(jié)果達(dá)不到使裝藥可靠不爆炸的目的，故將其舍棄。

圖9 實(shí)驗(yàn)坑坍塌現(xiàn)場(chǎng)圖Fig.9 Collapse of experimental pit

實(shí)驗(yàn)6的現(xiàn)象及結(jié)果見圖10(a)。在炸高取500 mm時(shí)帶殼裝藥未發(fā)生爆炸。實(shí)驗(yàn)過程中，實(shí)驗(yàn)坑內(nèi)產(chǎn)生大量黑煙，殼體頂蓋從上方脫離模擬未爆彈飛出實(shí)驗(yàn)坑(圖10(a)左圖紅色區(qū)域)。

圖10 不同炸高下未引爆鋼殼B炸藥時(shí)的 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象及結(jié)果圖

實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示，帶殼裝藥下底面無明顯隆起無穿孔，炸藥上方有明顯侵徹產(chǎn)生的凹坑，凹坑周圍炸藥成碎塊狀，炸藥上表面有燒蝕發(fā)黑的痕跡。從該現(xiàn)象推斷，此反應(yīng)過程中，聚能射流侵徹穿透殼體上表面后，已不足以以沖擊形式引爆炸藥，僅能使射流跡線附近炸藥由于射流軸向稀疏波的作用而破碎成塊狀或粉末。進(jìn)一步侵徹炸藥時(shí)，由于射流的高溫使射流附近炸藥發(fā)生局部的不完全燃燒，產(chǎn)生的氣體急劇膨脹使殼體頂蓋脫離裝藥而飛出。

實(shí)驗(yàn)8的現(xiàn)象及結(jié)果見圖10(b)。對(duì)于長(zhǎng)圓柱形的模擬未爆彈，在炸高取400 mm時(shí)，B炸藥未爆炸。過程中，實(shí)驗(yàn)坑中出現(xiàn)大面積明黃色火焰，產(chǎn)生灰色煙霧。帶殼裝藥受侵徹后，殼內(nèi)已無炸藥，側(cè)面被射流穿透，兩底面向外隆起均脫離殼體，殼內(nèi)壁有燒蝕痕跡，炸藥從底面被擠出，部分炸藥成粉末狀侵入坑壁。從實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象推斷，射流引起侵徹點(diǎn)附近炸藥發(fā)生反應(yīng)，部分炸藥燃燒，反應(yīng)程度高于實(shí)驗(yàn)6，產(chǎn)生的氣體向裝藥兩端擠壓，從而使殼體兩底面向外隆起，當(dāng)對(duì)殼體端面的作用大于端面所能承受的應(yīng)力極限時(shí)，未反應(yīng)炸藥從兩端飛出。

4 結(jié)果與討論

將數(shù)值模擬進(jìn)行擬合，并與實(shí)驗(yàn)結(jié)果對(duì)比。炸高取100 mm、200 mm、300 mm時(shí)，帶殼裝藥被射流引爆，此時(shí)表征射流引爆能力的u2d值均大于爆燃反應(yīng)的臨界值14.26 mm3/μs2，即便數(shù)值模擬中炸高取300 mm時(shí)射流頭部已經(jīng)碎裂，實(shí)驗(yàn)中帶殼裝藥也均能被引爆。隨著炸高進(jìn)一步增大，射流的引爆能力逐漸降低，引爆方式也將主要表現(xiàn)為燃燒到爆轟的轉(zhuǎn)變。當(dāng)炸高取500 mm時(shí)，射流附近的炸藥僅能不完全燃燒，射流已失去了對(duì)帶殼炸藥的引爆能力。研究表明，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值分析的預(yù)期是相符的，隨著炸高的增大，射流的引爆能力在逐漸減小，射流對(duì)殼內(nèi)炸藥的作用從直接沖擊引爆變成為燃燒到爆轟的轉(zhuǎn)變。當(dāng)炸高增大到一定程度時(shí)u2d低于炸藥的引爆閾值且可避免炸藥產(chǎn)生爆炸。

當(dāng)炸高取350 mm時(shí)，u2d接近并略低于臨界值，但實(shí)驗(yàn)表明此時(shí)B炸藥已被引爆。這一問題的原因在于，文獻(xiàn)[7]中爆燃臨界值14.26 mm3/μs2是有限炸藥厚度下的爆燃臨界條件，本實(shí)驗(yàn)所取的炸藥厚度比文獻(xiàn)中大，此處作為臨界值偏大，應(yīng)進(jìn)一步取小。對(duì)于扁平圓柱殼體B炸藥，炸高取500 mm時(shí)，炸藥未起爆，此時(shí)u2d取值低于帶殼B炸藥的引爆臨界值，與數(shù)值估計(jì)的結(jié)果相符。同理，對(duì)于長(zhǎng)圓柱形殼體B炸藥，與數(shù)值估計(jì)的結(jié)果也相符。數(shù)據(jù)分析表明，無論形狀是扁平圓柱或是長(zhǎng)圓柱，只要控制u2d取值小于11.663 mm3/μs2，就可以使帶殼炸藥在可靠非爆炸條件下解體。其原理可表述為：

聚能射流在殼體中侵徹的速度均在音速以上，射流和與之相聯(lián)的彈道沖擊波一起對(duì)炸藥加載，而且不會(huì)形成初始的高壓峰值。對(duì)于B炸藥，其C-J爆速在7.000 m/s 以上，而在大炸高下射流侵徹達(dá)不到這一速度，不存在持續(xù)引爆的情況。炸藥是否爆轟，只取決于射流頭部微元參數(shù)，而與后續(xù)射流無關(guān)。因此，僅需要考慮射流穿過殼體時(shí)刻的頭部引爆能力情況，可依據(jù)Held判據(jù)判斷此時(shí)射流頭部的引爆能力。

在射流高溫、高壓的作用下，B炸藥除受沖擊而碎裂外，還會(huì)在射流跡線處發(fā)生從表向里的局部分解或燃燒反應(yīng)，使炸藥裝藥從內(nèi)部膨脹，從而破壞裝藥結(jié)構(gòu)。當(dāng)達(dá)到一定的溫度后，炸藥可在隔絕空氣的情況下，僅依靠自身所含的氧進(jìn)行迅速氧化反應(yīng)，燃燒的形式分穩(wěn)定燃燒和不穩(wěn)定燃燒，其中不穩(wěn)定燃燒又分為增強(qiáng)式和衰減式。增強(qiáng)式的不穩(wěn)定燃燒是趨于爆轟的燃燒，衰減式的不穩(wěn)定燃燒是趨于熄滅的燃燒，兩者都產(chǎn)生氣體，只是燃速不同。理論上，不論哪種燃燒，只要使其對(duì)裝藥破壞的速度大于爆轟形成的速度，即可完成帶殼裝藥的非爆炸解體。但在工程應(yīng)用上，增強(qiáng)式的不穩(wěn)定燃燒結(jié)果是不可控的，因此通常選擇衰減式的燃燒作為射流解體帶殼裝藥的主要方式。

5 結(jié)論

1) 采用AUTODYN-2D程序建立直徑為20 mm的聚能射流侵徹靶板模型，分析計(jì)算了不同靶板厚度和不同炸高條件下聚能射流穿過靶板后的頭部速度u、直徑d和引爆能力u2d的變化情況，證明可通過調(diào)整炸高H實(shí)現(xiàn)對(duì)射流穿過靶板后引爆能力的控制。

2) 以厚度為6mm的靶板為例，建立引爆能力隨炸高變 化的擬合曲線，與使屏蔽B炸藥發(fā)生反應(yīng)的閾值作對(duì)比，可實(shí)現(xiàn)對(duì)射流沖擊下帶殼B炸藥作用結(jié)果的估算。

3) 針對(duì)厚度為6 mm 的鋼殼模擬裝藥，通過調(diào)整炸高控制射流的引爆能力u2d，實(shí)驗(yàn)表明，當(dāng)u2d小于11.663 mm3/μs2時(shí)，能夠可靠實(shí)現(xiàn)不同形狀帶殼B炸藥的非爆炸式解體。

4) 基于大炸高下射流侵徹穿透殼體后的高溫特點(diǎn)和炸藥的自氧化特點(diǎn)，殼內(nèi)B炸藥在射流附近產(chǎn)生局部燃燒，產(chǎn)生氣體。衰減式的燃燒更能可靠地保證帶殼B炸藥在不爆炸條件下，通過燃燒產(chǎn)生的氣體膨脹作用，破壞裝藥結(jié)構(gòu)，達(dá)到解體的目的。