藥型罩形位偏差對(duì)聚能裝藥射流成型及其破甲過程影響

徐恒威，梁 斌，劉俊新，盧永剛，李軍潤(rùn)，廖文軍

（1.西南科技大學(xué)土木工程與建筑學(xué)院，四川 綿陽 621010； 2.中國(guó)工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621900）

0 引 言

聚能裝藥利用炸藥的爆炸化學(xué)能驅(qū)動(dòng)藥型罩沿中心軸線閉合形成高速射流，從而實(shí)現(xiàn)對(duì)堅(jiān)固目標(biāo)物的高效毀傷。聚能裝藥結(jié)構(gòu)若想產(chǎn)生同軸、連續(xù)和準(zhǔn)直的射流，就必須保持藥型罩軸線與藥柱軸線完全同軸，軸對(duì)稱性是聚能裝藥發(fā)揮穩(wěn)定破甲性能的重要保障［1］，基于現(xiàn)有的工藝水準(zhǔn)，藥型罩裝配過程中總是會(huì)存在一定的宏觀偏差［2］，導(dǎo)致藥型罩軸線與藥柱軸線不同軸，進(jìn)而影響聚能戰(zhàn)斗部的打擊精度和毀傷效能。鑒于此，開展藥型罩形位偏差對(duì)聚能裝藥射流成型及其破甲過程影響研究，對(duì)高效毀傷破甲彈藥的研制及毀傷效應(yīng)評(píng)估工作具有一定的參考價(jià)值。

聶源等［3］探究了起爆位置偏差、藥型罩位置偏差、壁厚偏差與多宏觀偏差耦合下射流橫向位移的變化規(guī)律，獲得了聚能裝藥制造過程中允許的單一宏觀偏差允許范圍。Coppinger 等［4］基于ALEGRA 軟件研 究了藥型罩密度、裝藥密度以及藥型罩材料力學(xué)性能對(duì)射流橫向偏移的影響規(guī)律，結(jié)果表明藥型罩的密度變化會(huì)使射流產(chǎn)生大量的橫向偏移。岳繼偉等［5］針對(duì)含隔板聚能裝藥的起爆偏心效應(yīng)展開了研究，證實(shí)隔板對(duì)起爆偏心效應(yīng)的確具有放大作用，且該放大作用隨起爆位置偏心量的增加而增大，但缺乏非對(duì)稱射流侵徹特性的研究。劉健峰等［6］基于彈道試驗(yàn)研究了起爆偏心情形下彈丸的飛行特性及終點(diǎn)毀傷效應(yīng)，認(rèn)為EFP 戰(zhàn)斗部的相對(duì)偏心量應(yīng)該控制在3.3%以內(nèi)。趙方宣等［7］、薛偉等［8］等通過LS-DYNA 非線性有限元軟件模擬了殼體不對(duì)稱情形下射流/彈丸的成型過程，基于現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果討論了非理想射流/彈丸毀傷效能的變化規(guī)律。綜合以上成果可知，聚能裝藥非對(duì)稱性影響因素的研究多集中在起爆偏心、殼體厚度不對(duì)稱和藥型罩加工質(zhì)量等方面，有關(guān)藥型罩形位偏差的研究較為少見，且制造偏差因素對(duì)射流侵徹過程及其侵徹特性的影響機(jī)理有待深入研究。

鑒于此，本研究針對(duì)聚能裝藥制造過程中常見的藥型罩形位偏差展開試驗(yàn)研究，采用有限元軟件LS-DYNA 對(duì)非軸對(duì)稱情形下射流成型及其侵徹過程進(jìn)行了數(shù)值模擬，揭示了藥型罩偏移對(duì)壓垮過程各時(shí)期影響的顯著性差異，建立了藥型罩偏移量與射流侵徹特性的關(guān)聯(lián)關(guān)系，并探究了藥型罩偏移與偏斜耦合下射流橫向速度及彎曲程度的變化規(guī)律。

1 數(shù)值模擬

1.1 數(shù)值模型建立

常見的藥型罩形位偏差分為3 種：a.藥型罩偏移：藥型罩軸線與藥柱軸線存在水平偏移量；b.藥型罩偏斜：藥型罩軸線與藥柱軸線存在偏斜角；c.藥型罩偏移與偏斜耦合：藥型罩軸線與藥柱軸線既存在水平偏移量又存在偏斜角。具體特征如圖1 所示，Δx表示藥型罩偏移量，Δθ表示藥型罩偏斜角；其中，藥型罩向右側(cè)偏移為正，藥型罩順時(shí)針偏斜為正。在工程實(shí)踐中，圖1a 和圖1c 展示的情況最為常見［2］，因此，將針對(duì)這2 種情況開展研究。

圖1 藥型罩形位偏差示意圖Fig.1 Schematic diagram of shape and position deviation of liner

采用非線性有限元程序LS-DYNA 建立藥型罩偏移情形下聚能裝藥侵徹堅(jiān)固目標(biāo)物的數(shù)值模型，模型由空氣、炸藥、藥型罩及靶板4 部分組成，如圖2 所示。空氣、炸藥、藥型罩定義為Euler 共節(jié)點(diǎn)網(wǎng)格，靶板定義為L(zhǎng)agrange 網(wǎng)格，整個(gè)數(shù)值模型采用ALE 算法，Lagrange 網(wǎng)格與Euler 網(wǎng)格間用關(guān)鍵詞*CONSTRAINED_ LAGRANGE_ IN_SOLID 進(jìn)行耦合。

圖2 聚能裝藥侵徹靶板數(shù)值模型Fig.2 Numerical model of shaped charge penetrating target

為使研究結(jié)果更具普適性，對(duì)聚能裝藥的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行無量綱化處理。其中，Dk表示聚能裝藥口徑，罩頂裝藥高度取0.5Dk，藥型罩壁厚取0.02Dk，罩頂圓弧半徑取0.0375Dk，藥型罩偏移量取0.025Dk，藥型罩錐角為2α。網(wǎng)格排列采用漸變形式，藥型罩母線方向上網(wǎng)格尺寸控制在0.25 mm，藥型罩厚度方向上網(wǎng)格劃分?jǐn)?shù)量為4。起爆方式采用藥柱上表面單點(diǎn)中心起爆。

1.2 材料模型及相關(guān)參數(shù)

空氣采用空白材料模型（MAT_NULL）以及線性多項(xiàng)式方程共同描述［9］；炸藥選用8701 炸藥，以LS-DYNA軟件中的高能炸藥模型（MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN）和JWL 狀態(tài)方程進(jìn)行描述［9］；藥型罩材料是紫銅，密度為8.96 g·cm-3，其本構(gòu)模型采用STEINBERG 模型［9］；靶板材料選用45#鋼，密度為7.83 g·cm-3，運(yùn)用JOHNSON-COOK 材料模型和GRUNEISEN 狀態(tài)方程共同描述靶板的響應(yīng)過程［9］。材料及狀態(tài)方程參數(shù)均取自文獻(xiàn)［9］，仿真模型單位制為cm-g-μs。

1.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

1.3.1 脈沖X 光攝影及靜破甲試驗(yàn)布置

為驗(yàn)證模型建立和材料參數(shù)設(shè)定的正確性，對(duì)藥型罩偏移量（Δx）為0.025Dk時(shí)聚能裝藥射流成型及其侵徹過程展開了試驗(yàn)研究。圖3 為聚能裝藥實(shí)物圖，裝藥為8701 炸藥，藥型罩材料為紫銅；考慮到殼體材料（尼龍）阻抗較低且對(duì)爆轟波傳播過程無影響，故可視作無殼聚能裝藥進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。

圖3 聚能裝藥實(shí)物圖Fig.3 Picture of shaped charge

采用ScandiFlash300 脈沖攝影裝置對(duì)聚能裝藥射流成型過程進(jìn)行拍攝，試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置如圖4 所示。試驗(yàn)前用鐵絲將聚能裝藥垂直懸掛在脈沖X 光出光口和底片之間，并合理調(diào)整懸掛高度以確保底片能完整地捕捉到射流形態(tài)。裝藥起爆的同時(shí)開啟計(jì)時(shí)系統(tǒng)，通過設(shè)置不同的出光時(shí)間以獲得不同時(shí)刻下的射流形態(tài)。

圖4 脈沖X 光攝影試驗(yàn)布置圖Fig.4 Layout of pulsed X-ray photography experiment

圖5 為靜破甲試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置示意圖。如圖5 所示，開展靜破甲試驗(yàn)需要的試驗(yàn)用品有：靶板、聚能裝藥、炸高筒、雷管、擴(kuò)爆藥。靶板材料為45#鋼，炸高筒高度為3Dk。起爆方式采用雷管中心起爆擴(kuò)爆藥，再由擴(kuò)爆藥起爆裝藥；試驗(yàn)結(jié)束后，用剛尺測(cè)量靶板的開坑直徑，后再沿中心軸線剖開靶板便能獲得聚能裝藥侵徹深度及孔道。

圖5 靜破甲試驗(yàn)布置圖Fig.5 Layout of static penetration experiment

1.3.2 驗(yàn)證

將聚能裝藥射流成型及侵徹過程模擬結(jié)果與脈沖X 光攝影試驗(yàn)、靜破甲試驗(yàn)的結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得到了圖6 及射流威力參量數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比表1。由圖6 可以看出，聚能射流的仿真形態(tài)與其實(shí)際形態(tài)高度相似，且射流侵徹鋼靶的開坑形狀以及侵徹孔道形狀也與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好。根據(jù)表1 可知，射流頭部、杵體軸向速度的數(shù)值模擬結(jié)果為6318 和675 m?s-1，與現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)結(jié)果分別相差-3.5% 和+3.2%；射流長(zhǎng)度（L）、射流偏離軸線的最大距離（δmax）、侵徹深度（H）與試驗(yàn)實(shí)測(cè)值分別相差-2.5%，-10.9%，+8.9%，誤差均保持在11%以內(nèi)，表明數(shù)值模擬結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合度較高。開坑直徑相對(duì)于試驗(yàn)實(shí)測(cè)值的誤差為-24%，分析認(rèn)為：可能是由于非軸對(duì)稱聚能裝藥的加工難度較大，導(dǎo)致實(shí)際的藥型罩偏移量（Δx）大于0.025Dk，因而射流彎曲程度更大，該觀點(diǎn)從δmax的大小關(guān)系中也可以得到證實(shí)，故實(shí)際的開坑直徑較數(shù)值模擬結(jié)果更大。由此可見，采用數(shù)值模擬方法能夠較為準(zhǔn)確地還原非軸對(duì)稱聚能裝藥射流成型及其侵徹過程。

表1 射流威力參量數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Table 1 Comparison between numerical simulation and experimental results of jet power parameters

圖6 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Fig.6 Comparison between test and numerical simulation results

1.4 數(shù)值模擬

基于前文驗(yàn)證的模型創(chuàng)建及參數(shù)設(shè)定方法，分別建立藥型罩偏移量（Δx）為0，0.0125，0.025，0.0375，0.05Dk下聚能裝藥侵徹鋼靶的數(shù)值模型，所有數(shù)值模型除藥型罩偏移量不同以外，其余結(jié)構(gòu)參數(shù)與圖2 完全一致。研究擬獲得不同藥型罩偏移量下罩表面壓力分布、射流成型參數(shù)和威力參量。

1.5 示蹤點(diǎn)技術(shù)

有限元分析軟件LS-DYNA 支持定義示蹤點(diǎn)輸出流體單元的歷史信息，內(nèi)容包括坐標(biāo)、速度和應(yīng)力等信息，計(jì)算結(jié)束后信息會(huì)以固定格式保存至文件中，可用于獲得射流成型過程中更多的細(xì)節(jié)信息［10］。示蹤點(diǎn)分為動(dòng)態(tài)示蹤點(diǎn)和靜態(tài)示蹤點(diǎn)，動(dòng)態(tài)示蹤點(diǎn)跟隨流體單元一起運(yùn)動(dòng)，靜態(tài)示蹤點(diǎn)則是固定位置。

研究在藥型罩母線上均勻設(shè)置一定組數(shù)的靜態(tài)示蹤點(diǎn)，每組監(jiān)測(cè)點(diǎn)關(guān)于藥型罩軸線對(duì)稱分布。爆轟波壓垮藥型罩的過程中，靜態(tài)示蹤點(diǎn)將會(huì)記錄藥型罩兩側(cè)微元的壓力信息，待計(jì)算結(jié)束后，通過數(shù)據(jù)處理手段便能獲得罩兩側(cè)爆轟壓力差值的變化曲線。

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 藥型罩表面壓力分布

為簡(jiǎn)化闡述過程，任意選取某一藥型罩偏移量（Δx=0.025Dk）下的聚能裝藥結(jié)構(gòu)為例，與軸對(duì)稱聚能裝藥結(jié)構(gòu)（Δx=0）進(jìn)行對(duì)比分析，以說明藥型罩偏移對(duì)罩表面壓力對(duì)稱分布的影響規(guī)律，圖7 為起爆后不同時(shí)刻藥型罩表面壓力分布情況。

圖7 藥型罩表面壓力云圖Fig.7 Pressure distribution on the liner surface

由圖7 可以看出，在壓垮過程任意階段（t=4，10，12，14 μs），軸對(duì)稱聚能裝藥結(jié)構(gòu)的藥型罩表面壓力均呈對(duì)稱分布。對(duì)于藥型罩偏移量（Δx）為0.025Dk的聚能裝藥結(jié)構(gòu)，t=4 μs 時(shí)，中心面左側(cè)的藥型罩表面壓力略大于右側(cè)，但差異程度較小，總體可認(rèn)為壓垮過程早期藥型罩表面壓力呈對(duì)稱分布；t=10，12 μs 時(shí)，爆轟壓力在藥型罩表面呈明顯的非對(duì)稱分布，中心面左側(cè)的藥型罩表面壓力顯著大于右側(cè)，罩兩側(cè)軸對(duì)稱位置處爆轟壓力的差值最高能達(dá)到1.5 GPa；t=14 μs時(shí)，藥型罩表面壓力又基本恢復(fù)旋轉(zhuǎn)對(duì)稱分布。由此可見，藥型罩偏移對(duì)罩表面壓力對(duì)稱分布的影響并非貫穿整個(gè)壓垮過程，其主要影響壓垮過程中期（t=10 μs）、中后期（t=14 μs），而壓垮過程早期（t=4 μs）、后期（t=14 μs）近乎不受影響。

2.2 藥型罩壓垮過程

如圖8 所示，t=4 μs 時(shí)，一部分爆轟波已達(dá)到藥柱外表面邊緣，意味著從此時(shí)開始，稀疏波將會(huì)陸續(xù)傳入到爆轟產(chǎn)物中，使得爆轟壓力下降［11］。圖9 為罩兩側(cè)爆轟壓力差值變化曲線，ΔZ表示靜態(tài)示蹤點(diǎn)距離藥型罩頂部的垂直高度，Δp表示罩左側(cè)微元與罩右側(cè)微元表面爆轟壓力的差值，該值可用于量化藥型罩非對(duì)稱壓垮程度隨偏移量（Δx）增加的演化規(guī)律。

圖8 爆轟波形（t=4 μs）Fig.8 Detonation waveform （t=4 μs）

圖9 罩兩側(cè)爆轟壓力差值變化曲線Fig.9 Variation curve of detonation pressure difference on both sides of liner

如圖9a 所示，t=4 us 時(shí)，由于藥型罩向藥柱軸線右側(cè)偏移，所以稀疏波到達(dá)罩軸線右側(cè)爆轟產(chǎn)物的時(shí)間領(lǐng)先于其到達(dá)左側(cè)爆轟產(chǎn)物的時(shí)間，但此時(shí)只產(chǎn)生了少量稀疏波，故罩右側(cè)爆轟壓力有輕微下降，即罩左側(cè)爆轟壓力略大于右側(cè)（0<Δp<0.05 GPa）；t=10 μs時(shí)，藥型罩壓垮過程進(jìn)入中期階段，爆轟波已完全傳播至藥柱外表面邊緣，大量稀疏波會(huì)率先傳入到罩右側(cè)表面，且罩兩側(cè)炸藥層厚度的差異也會(huì)導(dǎo)致炸藥提供的爆轟壓力不同，因此，此時(shí)的罩兩側(cè)爆轟壓力差值（0.5<Δp<2 GPa）較t=4 μs 時(shí)顯著增大，如圖9b 所示；隨著壓垮過程繼續(xù)進(jìn)行，t=12 μs 時(shí)，稀疏波也陸續(xù)到達(dá)藥型罩左側(cè)表面，其傳入時(shí)間的差異對(duì)罩兩側(cè)爆轟壓力的影響已經(jīng)消失，但罩兩側(cè)炸藥層厚度的不同仍然會(huì)對(duì)爆轟壓力造成影響，故罩兩側(cè)爆轟壓力的不對(duì)稱程度（0.2<Δp<1.1 GPa）較t=10 μs 時(shí)有所下降，如圖9c 所示；當(dāng)爆轟波向藥型罩底部趨近時(shí)，裝藥對(duì)罩微元的驅(qū)動(dòng)作用逐漸減弱，則罩兩側(cè)爆轟壓力差值也隨之降低（0.1<Δp<0.4 GPa），如圖9d 所示。

由上述分析可知，藥型罩偏移造成罩兩側(cè)稀疏波傳入時(shí)間及炸藥層厚度存在差異，具體表現(xiàn)為罩兩側(cè)爆轟壓力呈非對(duì)稱分布，從而導(dǎo)致爆轟壓力對(duì)藥型罩的非對(duì)稱壓垮作用。隨著時(shí)間的增加，藥型罩非對(duì)稱壓垮程度呈先增后減的趨勢(shì)變化，在t=10 μs 時(shí)（中期階段），藥型罩非對(duì)稱壓垮程度達(dá)到最大。

2.3 射流形態(tài)及其成型參數(shù)

圖10 展示了起爆后25 μs 時(shí)刻，不同藥型罩偏移量（Δx）下射流形態(tài)及橫向速度分布。當(dāng)Δx=0 時(shí)，射流與藥型罩軸線完全同軸；當(dāng)Δx=0.0125Dk時(shí)，射流中段出現(xiàn)輕微彎曲，偏離軸線的最大距離（δmax）為0.035Dk，可認(rèn)為射流還保持著良好的同軸性和準(zhǔn)直性［2］；當(dāng)Δx>0.0125Dk時(shí)，射流中部彎曲程度不斷增大且多處出現(xiàn)斷裂。由2.2 節(jié)可知，藥型罩非對(duì)稱壓垮程度在中期階段達(dá)到最大，而該階段主要是形成射流中部，故射流中部橫向速度最大，從而導(dǎo)致極易發(fā)生斷裂。

圖10 t=25 μs 時(shí)，不同藥型罩偏移量下射流形態(tài)Fig.10 Jet shape under different liner offset at t=25 μs

圖11 為t=25 μs 時(shí)，射流成型參數(shù)演化曲線。由圖11a 可知，隨著藥型罩偏移量（Δx）的增加，射流頭部軸向速度和頭尾軸向速度差先迅速下降，在偏移量（Δx）達(dá)到0.025Dk后下降趨勢(shì)趨于平緩。在炸高固定的情況下，頭尾速度差越大越利于射流在運(yùn)動(dòng)過程中沿軸線拉長(zhǎng)。因此，在藥型罩偏移量（Δx）為0～0.05Dk范圍內(nèi)時(shí)，射流長(zhǎng)度呈先快速下降后平穩(wěn)減小的趨勢(shì)變化，如圖11b 所示。

圖11 t=25 μs 時(shí)，射流成型參數(shù)變化曲線Fig.11 Curve of jet forming parameters at t=25 μs

聚能裝藥是利用空穴效應(yīng)將爆轟能量沿軸向匯集并轉(zhuǎn)化為侵徹體動(dòng)能的一種戰(zhàn)斗部形式，則侵徹體軸向動(dòng)能的大小直接決定了聚能裝藥戰(zhàn)斗部的破甲性能［12］。隨著藥型罩偏移量（Δx）的增加，射流動(dòng)能逐漸減小（圖11b），另外，考慮到橫向動(dòng)能呈上升的趨勢(shì)變化，意味著藥型罩偏移量（Δx）的增加進(jìn)一步降低了軸向動(dòng)能，從而導(dǎo)致聚能裝藥破甲性能下降。

2.4 侵徹過程

藥型罩偏移量（Δx）為0.025Dk時(shí)，聚能裝藥侵徹靶板的全過程，如圖12 所示。t=25 μs 時(shí)，射流已經(jīng)到達(dá)靶板上表面，橫向速度的存在導(dǎo)致射流的開坑位置偏離軸線；t=45 μs 時(shí)，射流中后段進(jìn)入靶板內(nèi)部，由于該部分射流的彎曲程度較大，則會(huì)與靶板內(nèi)壁發(fā)生相互作用，即增大了射流動(dòng)能的損耗［14］；起爆后65 μs 時(shí)刻，射流中后段在靶板軸線右側(cè)進(jìn)行了二次開坑，形成了偏移侵徹孔道；t=90 μs 時(shí)，射流與杵體相互分離，偏移侵徹孔道與初始侵徹孔道完成相接，大量射流殘?jiān)逊e在靶板內(nèi)部；t=110 μs 時(shí)刻，射流速度已經(jīng)很低，導(dǎo)致后續(xù)難以推開靶板內(nèi)的殘?jiān)?3］，影響了侵徹過程的進(jìn)行，最終測(cè)得侵徹深度為14.46 cm。

圖12 Δx=0.025Dk時(shí)，射流對(duì)靶板的侵徹過程Fig.12 Penetration process of jet into the target plate at Δx=0.025Dk

2.5 開坑形狀及侵徹深度

藥型罩偏移量（Δx）為0，0.025，0.05Dk時(shí)，靶板開坑形狀如圖13 所示。藥型罩偏移量（Δx）為0 時(shí)，射流保持著良好的線性特征且與中心軸線完全同軸，故開坑形狀呈旋轉(zhuǎn)對(duì)稱狀，如圖13a 所示；隨著藥型罩偏移量（Δx）增加，射流形態(tài)逐漸彎曲，當(dāng)頭部侵徹開坑結(jié)束后，待橫向速度更大的中后段到達(dá)靶板上表面時(shí)，由于其積累的橫向位移大于初始侵徹孔道的孔徑，則該部分射流將在靶板上進(jìn)行二次開坑，導(dǎo)致后續(xù)射流無法直接作用于孔底以增加侵徹深度［14］，形成了圖13b與圖13c 所示的偏移侵徹孔道。藥型罩偏移量（Δx）越大則意味著偏移侵徹孔道的孔徑越大，表明有更多的射流動(dòng)能損耗在形成偏移孔道上，從而出現(xiàn)大開孔低侵深的現(xiàn)象。

圖13 靶板開坑形狀Fig.13 Penetration channel of target

表2 給出了不同藥型罩偏移量（Δx）下聚能裝藥侵徹深度的計(jì)算結(jié)果。與軸對(duì)稱聚能裝藥結(jié)構(gòu)相比，藥型罩偏移量（Δx）為0.0125Dk時(shí)聚能裝藥的侵徹深度下降了6.6%；當(dāng)藥型罩偏移量（Δx）為0.025Dk時(shí)，侵徹深度下降了11.1%，這已經(jīng)超過正常的穿深跳動(dòng)范圍（10%）；隨著藥型罩偏移量（Δx）的增加，射流侵徹深度繼續(xù)下降，當(dāng)藥型罩偏移量（Δx）為0.05Dk時(shí)侵徹深度下降百分比高達(dá)32.5%。由此可見，為提高聚能戰(zhàn)斗部的破甲穩(wěn)定性，應(yīng)將藥型罩偏移量（Δx）控制在±0.0125Dk范圍內(nèi)。

表2 不同藥型罩偏移量（Δx）下侵徹深度計(jì)算結(jié)果Table 2 Calculation results of penetration depth under different offsets（Δx）

3 藥型罩偏移與偏斜耦合下聚能裝藥射流成型過程

前文針對(duì)藥型罩偏移的情況展開了系統(tǒng)性研究，但在實(shí)際工程中藥型罩偏移與偏斜耦合的情況也頻繁出現(xiàn)，然而相關(guān)研究鮮有公開報(bào)道，兩者間的關(guān)聯(lián)關(guān)系也不得而知。鑒于此，根據(jù)表3 設(shè)計(jì)的數(shù)值模擬方案，對(duì)藥型罩偏移與偏斜耦合下聚能裝藥射流成型過程開展了三維數(shù)值模擬研究，結(jié)果如圖14 和圖15 所示。

表3 數(shù)值模擬方案Table 3 Numerical simulation scheme

圖14 藥型罩偏移與偏斜反方向耦合Fig.14 Coupling of liner offset and deflection in the opposite direction

圖15 藥型罩偏移與偏斜同方向耦合Fig.15 Coupling of liner offset and deflection in the same direction

圖14 為藥型罩偏移與偏斜反方向耦合下射流形態(tài)及橫向速度分布圖。從圖14a 和圖14b 可以看出，藥型罩偏移和藥型罩偏斜情形下，射流橫向速度最大值分別為170 m?s-1和300 m?s-1；但當(dāng)藥型罩偏移與偏斜反方向耦合時(shí)，橫向速度最大值大于各單一偏差情形下的橫向速度最大值之和，如圖14c 所示，表明兩者的耦合進(jìn)一步加劇了射流的非對(duì)稱程度，導(dǎo)致其具有更大的橫向速度。再根據(jù)圖14c 和圖14d 可以看出，藥型罩偏移與偏斜反方向耦合時(shí)，單一偏差的增加會(huì)驅(qū)使射流橫向速度及彎曲程度呈增大的趨勢(shì)變化。

當(dāng)藥型罩偏移與偏斜同方向耦合時(shí)，射流橫向速度最大值僅為80 m?s-1，如圖15a 所示，可認(rèn)為該情形下射流具有良好的準(zhǔn)直性和對(duì)稱性，這是由于此時(shí)藥型罩偏移與偏斜引起的射流彎曲方向相反，因而兩者的耦合相互抵消了對(duì)方對(duì)射流對(duì)稱性造成的影響；如圖15b 所示，隨著藥型罩向左偏移，射流彎曲方向發(fā)生改變，說明在該情形下的藥型罩偏移與偏斜耦合中，藥型罩偏移占據(jù)主導(dǎo)地位，其對(duì)射流形態(tài)的影響更為顯著，故射流彎曲方向與藥型罩偏移方向一致；若繼續(xù)增大藥型罩向左的偏移量（Δx），射流彎曲程度及橫向速度應(yīng)該往左持續(xù)增大。因此，藥型罩偏移與偏斜耦合情形下，當(dāng)某一因素保持不變時(shí)，另一因素存在最佳取值；小于該最佳取值時(shí)射流的不對(duì)稱程度隨該因素的增加而減小，大于時(shí)則隨之增加而增大。

綜上所述，藥型罩偏移與偏斜反方向耦合時(shí)，兩者的耦合將使得射流彎曲程度及橫向速度更大；對(duì)應(yīng)地，若是藥型罩偏移與偏斜同方向耦合時(shí)，各單一因素引起的非對(duì)稱參量會(huì)在射流成型過程中相互抵消，從而獲得相對(duì)準(zhǔn)直的射流。若已知某聚能裝藥結(jié)構(gòu)的制造偏差因素，可通過調(diào)整各因素間的耦合關(guān)系以及控制主要因素來減小制造偏差對(duì)射流成型過程的影響，以期獲得準(zhǔn)直性好、連續(xù)性高的聚能射流，進(jìn)而為解決聚能戰(zhàn)斗部存在破甲穩(wěn)定性不足的問題提供研究思路。

4 結(jié) 論

針對(duì)聚能裝藥制造過程中存在的藥型罩形位偏差問題，基于經(jīng)現(xiàn)場(chǎng)試驗(yàn)驗(yàn)證的數(shù)值模型，研究了藥型罩偏移對(duì)聚能裝藥射流成型及其破甲過程的影響，并探究了藥型罩偏移與偏斜耦合下射流形態(tài)及橫向速度的變化規(guī)律，得到如下結(jié)論：

（1） 藥型罩軸線與裝藥軸線存在水平偏移量時(shí)，爆轟波對(duì)藥型罩壓垮過程中期、中后期的非對(duì)稱作用導(dǎo)致射流中后段具有較大的橫向速度，宏觀上表現(xiàn)為射流呈弓形彎曲狀。

（2） 當(dāng)藥型罩偏移量在0～0.0125Dk范圍內(nèi)時(shí)，射流保持著良好的成型性能，頭部軸向速度、頭尾軸向速度差和長(zhǎng)度隨偏移量增加而急據(jù)下降；藥型罩偏移量超過0.0125Dk時(shí)，射流形態(tài)嚴(yán)重彎曲且會(huì)出現(xiàn)斷裂，但頭部軸向速度、頭尾軸向速度差和長(zhǎng)度趨于平緩變化。

（3） 含藥型罩形位偏差的聚能裝藥侵徹靶板時(shí)，橫向速度較大的射流中后段將會(huì)在靶板上進(jìn)行二次開坑，從而形成偏移侵徹孔道，雖增大了開坑直徑，但降低了侵徹深度。為最大程度發(fā)揮聚能裝藥的侵徹性能，藥型罩偏移量應(yīng)控制在±0.0125Dk范圍內(nèi)。

（4） 藥型罩偏移情形下，射流彎曲方向與藥型罩偏移方向一致；藥型罩偏斜情形下，射流向藥型罩偏斜方向發(fā)生偏轉(zhuǎn)。藥型罩偏移與偏斜耦合時(shí)，射流的彎曲程度為各單一偏差因素引起的彎曲程度矢量疊加。