炸高與侵徹角度對(duì)聚能切割索爆破切割性能的影響

陳道利,趙 錚

(南京理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院, 南京 210094)

0 引言

聚能裝藥是一種廣泛應(yīng)用于軍事和民用領(lǐng)域的技術(shù),根據(jù)選用藥形罩的不同,可以產(chǎn)生聚能射流、聚能桿式射流和爆炸成形彈丸[1]。根據(jù)聚能射流原理設(shè)計(jì)了線性聚能切割索這種應(yīng)用廣泛的切割裝置,該裝置利用產(chǎn)生的金屬射流侵徹目標(biāo)介質(zhì)來(lái)實(shí)現(xiàn)切割功能,具有能量密度高、次生危害小等優(yōu)點(diǎn),被廣泛應(yīng)用于航空航天、石油射孔、彈藥銷(xiāo)毀等工程領(lǐng)域[2]。影響聚能切割索射流侵徹深度的因素較多:在結(jié)構(gòu)上,藥型罩的形狀、組合藥型罩的結(jié)構(gòu)比例、各種新型的頂部結(jié)構(gòu)、錐角、壁厚、曲率半徑以及母線長(zhǎng)度等都對(duì)超聚能射流的頭部最大速度、射流整體速度減小的趨勢(shì)以及射流的侵徹能力影響較大[3];在材料上,材料的一些性能,如塑性、密度、聲速、可壓縮性、延展性等諸多因素,都會(huì)提高聚能效應(yīng)的侵徹深度或毀傷性能[4-5]。為了得出聚能切割索射流侵徹深度的影響因素,國(guó)內(nèi)外眾多專(zhuān)家學(xué)者進(jìn)行了大量研究。在材料研究上,20世紀(jì)60年代,LASL實(shí)驗(yàn)室研制了一種炸藥XTX-8003[6]。1974年底美國(guó)海軍武器中心研制的一種新炸藥PBXC-303通過(guò)鑒定[7]。在結(jié)構(gòu)上,龔文濤等[8]使用正交優(yōu)化設(shè)計(jì)方案,對(duì)線性聚能切割索的藥型罩頂角、口徑、壁厚、炸高等主要結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了優(yōu)化設(shè)計(jì)。徐鴻儒[9]通過(guò)實(shí)驗(yàn),在改變聚能裝藥夾角、炸高等條件下對(duì)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)進(jìn)行處理,驗(yàn)證了它們與侵徹體的大小形狀、侵徹深度的關(guān)系。萬(wàn)文乾等[10]用優(yōu)選方法確定柔性線型聚能裝藥的最佳參數(shù)匹配。由于切割索外殼通常使用軟質(zhì)金屬制造,比如鉛、鋁等。以便于切割外形不規(guī)則的部件[11]。因此在生產(chǎn)及敷設(shè)過(guò)程中易產(chǎn)生扭曲及懸空現(xiàn)象,導(dǎo)致炸高及侵徹角度發(fā)生變化而影響切割能力,為了研究上述因素對(duì)切割索侵徹深度的影響,本文中選用ZL114A合金(Al-7Si-1Mg)作為切割靶板,采用炸高及侵徹角度作為變量,研究切割索在ZL114A合金靶板上的侵徹深度。由于需要試驗(yàn)的次數(shù)較多、成本較高,因此本文中主要采用有限元仿真方法,探究炸高及侵徹角度對(duì)聚能切割索切割ZL114A合金靶板材料能力的影響規(guī)律。

1 聚能切割裝置結(jié)構(gòu)及材料

1.1 聚能切割索的結(jié)構(gòu)及材料

切割索主要由藥芯及藥型罩等2個(gè)部分構(gòu)成,在本次研究中,采用黑索金(RDX)作為藥芯材料,裝藥密度為5 g/m,爆速為7 980 m/s,該材料起爆威力大、化學(xué)穩(wěn)定性好,具有較高的爆溫和爆炸能量且易于加工生產(chǎn)。采用鉛作為藥型罩材料,其塑性好,工作環(huán)境對(duì)切割影響較小,可以彎曲成任意所需要的形狀,同時(shí)還能保持良好的切割性能。切割索的尺寸模型如圖1所示,有限元模型如圖2所示,其截面為割圓,切割索直徑為5 mm,藥芯直徑為4 mm,藥型罩錐角為90°。

圖2 切割索有限元模型圖

1.2 靶板的材料

靶板采用ZL114A合金(Al-7Si-1Mg),是一種高強(qiáng)度的Al-Si-Mg鑄造鋁合金,由于其出色的機(jī)械性能和良好的焊接性能,以及具有良好的防腐性能和優(yōu)良的強(qiáng)度質(zhì)量比。使其成為汽車(chē)和飛機(jī)行業(yè)中使用最廣泛的鑄造鋁合金,該合金是一種典型的脆性材料,憑借其出色的鑄造性能、力學(xué)性能和加工性能被廣泛應(yīng)用于軍工、民用等領(lǐng)域,常用于制造飛行器、導(dǎo)彈上承受高負(fù)荷的零部件以及汽車(chē)上的高性能結(jié)構(gòu)件等。在本次仿真試驗(yàn)中,選用20 mm厚的靶板,試驗(yàn)中使用的靶板測(cè)定的抗拉強(qiáng)度為325 MPa,伸長(zhǎng)率為5%,布氏硬度為103 MPa。

1.3 試驗(yàn)裝置的結(jié)構(gòu)

爆炸切割ZL114A鋁合金靶板的試驗(yàn)裝置如圖3所示。靶板長(zhǎng)度為300 mm,將長(zhǎng)約為350 mm的爆炸切割索布置在ZL114A鋁合金平板上,一端與靶板端面對(duì)齊,另一端伸出。起爆方式為雷管起爆,并選擇伸出端作為起爆端。靶板采用工裝進(jìn)行固定,位置距離索約為70 mm。整個(gè)裝置放與地面進(jìn)行爆炸切割。當(dāng)有炸高及侵徹角度變化時(shí),使用發(fā)泡雙面膠置于爆炸切割索下方,并根據(jù)不同需要,調(diào)整高度及角度。

圖3 試驗(yàn)裝置圖

2 有限元模型的建立

本研究中使用非線性動(dòng)力分析軟件LS-DYNA開(kāi)展仿真研究,采用能描述多物質(zhì)作用的流固耦合算法,其中流體材料(聚能裝藥)采用ALE算法,固體材料(靶板)采用拉格朗日算法,然后通過(guò)流固耦合方式來(lái)處理相互作用。為了計(jì)算方便,在對(duì)切割索切割ZL114A鋁合金靶板的試驗(yàn)?zāi)Ｐ瓦M(jìn)行分析后,在不影響仿真結(jié)果的前提下,對(duì)仿真模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,建立了單層實(shí)體模型進(jìn)行仿真分析。

2.1 材料模型及參數(shù)

在仿真研究中采用黑索金(RDX)作為聚能切割索裝藥,采用高爆材料模型以及JWL狀態(tài)方程來(lái)描述裝藥爆轟時(shí)的變化過(guò)程。主要參數(shù)如表1、表2所示。JWL表示爆炸壓力的表達(dá)式為

(1)

式(1)中:P為爆轟產(chǎn)物的壓力;Pe為未反應(yīng)炸藥的壓力;V為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)比容;e為爆轟產(chǎn)物的比內(nèi)能。

表1 炸藥材料模型的主要參數(shù)

其中: MID為材料編號(hào),ρ為材料密度,D為爆速,PCJ為炸藥的C-J壓力。

表2 炸藥材料模型狀態(tài)方程的主要參數(shù)

其中:EOSID為狀態(tài)方程的編號(hào),A、B、R1、R2、Ω為常數(shù),E0為單位體積的初始能量。

鉛殼采用*MAT_ELASTIC關(guān)鍵字描述,其主要參數(shù)如表3所示。

ZL114A鋁合金靶板也采用*MAT_ELASTIC材料模型,其主要參如表4所示,同時(shí)靶板通過(guò)添加失效關(guān)鍵字*MAT_ADD_EROSION來(lái)控制單元的失效。

表3 鉛殼材料模型的主要參數(shù)

其中:MID為材料的編號(hào),ρ為密度,E為楊氏模量,υ為泊松比。

表4 靶板材料模型的主要參數(shù)

2.2 有限元單層實(shí)體模型的建立

由于試驗(yàn)裝置截面處處相同,因此為了簡(jiǎn)化計(jì)算,建立了單層實(shí)體模型進(jìn)行仿真分析,其中研究炸高對(duì)切割索射流侵徹深度影響的模型如圖4所示,研究侵徹角度對(duì)射流侵徹深度影響的模型如圖5所示。研究炸高與侵徹角度對(duì)切割索射流侵徹深度綜合影響的模型如圖6所示,

圖4 1 mm炸高工況下切割索切割靶板仿真模型 (去除空氣局部圖)

圖5 15°侵徹角度工況下切割索切割靶板 仿真模型(去除空氣局部圖)

圖6 2 mm與15°侵徹角度工況下切割索切割靶板 仿真模型(去除空氣局部圖)

3 炸高對(duì)聚能切割索侵徹深度的影響

3.1 仿真計(jì)算分析

選取炸高從0～4 mm之間變化,共5種工況,對(duì)聚能切割索切割20 mm厚的ZL114A鋁合金靶板進(jìn)行仿真研究,為了明確射流的侵徹深度,選取仿真過(guò)程中的流體密度圖進(jìn)行分析,其結(jié)果如圖7所示,不同炸高下射流侵徹深度如表5所示,射流侵徹深度隨炸高的變化如圖8所示。

圖7 不同炸高下的流體密度圖

表5 不同炸高下射流侵徹深度

圖8 射流侵徹深度隨炸高的變化圖

通過(guò)對(duì)上述0～4 mm炸高工況下的仿真分析,可以看出,隨著炸高的加大,切割索爆炸產(chǎn)生的射流侵徹深度先逐漸增加,在3 mm炸高下侵徹深度達(dá)到最大,之后迅速衰減。這是由于切割索爆炸產(chǎn)生的射流存在一定的速度梯度,當(dāng)炸高較小時(shí),增大炸高可以使藥型罩?jǐn)D壓產(chǎn)生的射流完全成型,可以增大侵徹深度;當(dāng)炸高達(dá)到一定值后再增大炸高,射流的頭部與尾部會(huì)由于存在速度梯度而產(chǎn)生分離斷裂,影響侵徹深度。

3.2 聚能切割試驗(yàn)驗(yàn)證

為了驗(yàn)證上述數(shù)值模擬仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性,需要通過(guò)具體的切割試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。通過(guò)對(duì)0°侵徹角度下炸高0～4 mm變化的5種工況進(jìn)行試驗(yàn)。得出其結(jié)果如圖9所示,切割索射流侵徹深度試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比如表6所示。

表6 射流侵徹深度試驗(yàn)值與仿真值對(duì)比表

由表6可知,切割索射流侵徹深度得仿真值與試驗(yàn)值有較高的吻合性,誤差不超過(guò)5%,可以認(rèn)為通過(guò)數(shù)值模擬得出的結(jié)果是較為準(zhǔn)確的,仿真過(guò)程中得到的參數(shù)可以用于切割過(guò)程其他工況的研究分析。

4 侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的影響

選取侵徹角度從0～25°之間變化,共6種工況,對(duì)聚能切割索切割20 mm厚的ZL114A鋁合金靶板進(jìn)行仿真研究,依舊選取仿真過(guò)程中的流體密度圖進(jìn)行分析,其結(jié)果如圖10所示,不同侵徹角度下射流侵徹深度如表7所示,射流侵徹深度隨侵徹角度的變化如圖11所示。

圖10 不同侵徹角度下的流體密度圖

表7 不同侵徹角度下射流侵徹深度表

圖11 射流侵徹深度隨侵徹角度的變化圖

通過(guò)上述進(jìn)行的聚能切割索在0～25°夾角條件下切割20 mm厚ZL114A鋁合金靶板的爆炸切割仿真研究,可以得出,隨著切割索凹槽與靶板間的角度增大,射流的侵徹深度逐漸減小,且隨著侵徹角度的增大侵徹深度衰減的越來(lái)越快。這是由于隨著侵徹角度的增大,會(huì)使得射流偏離預(yù)定方向,不再是垂直于靶板方向,聚能射流傾斜侵徹靶板,不僅會(huì)使需要侵徹的靶板相對(duì)厚度增加,并且也會(huì)使得切割索的炸高在不同截面上發(fā)生變化。

5 炸高與侵徹角度對(duì)侵徹深度的綜合影響

在切割索生產(chǎn)及敷設(shè)過(guò)程中扭曲及懸空現(xiàn)象經(jīng)常同時(shí)出現(xiàn),當(dāng)切割索懸空時(shí),由于缺少下方與靶板之間的粘接,處于無(wú)邊界約束狀態(tài),容易因外部因素產(chǎn)生扭曲,使切割索的侵徹角度發(fā)生變化。

為了研究炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響是否是這2種因素的簡(jiǎn)單疊加,通過(guò)排列組合方式設(shè)計(jì)了0～4 mm炸高、0～25°侵徹角度共30種工況,對(duì)聚能切割索切割20 mm厚的ZL114A鋁合金靶板進(jìn)行仿真研究。由于上文已經(jīng)對(duì)0炸高及0°侵徹角度下的10種工況進(jìn)行了研究,因此下文主要對(duì)剩余的20種工況開(kāi)展仿真研究,選取仿真過(guò)程中的流體密度圖進(jìn)行分析,其結(jié)果如圖12所示,不同炸高及侵徹角度下射流侵徹深度如表8所示,射流侵徹深度在不同侵徹角度下隨炸高的變化曲線如圖13所示。

表8 不同炸高及侵徹角度下射流侵徹深度

圖12 不同炸高及侵徹角度下的流體密度圖

通過(guò)對(duì)圖13進(jìn)行分析可知,當(dāng)侵徹角度在0～25°變化時(shí),射流侵徹深度依舊是先逐漸增大至最大值后迅速衰減,侵徹角度越大,侵徹深度隨炸高衰減越快。射流達(dá)到最大侵徹深度的最佳炸高隨侵徹角度的增大而減小,當(dāng)侵徹角度為25°時(shí),最佳炸高由3 mm減小為2 mm。

圖13 射流侵徹深度在不同侵徹角度下 隨炸高的變化曲線

為了探究炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響是否是這2種因素的簡(jiǎn)單疊加,將受炸高和侵徹角度共同影響得到的射流侵徹深度與僅受炸高和僅受侵徹角度影響的射流侵徹深度進(jìn)行對(duì)比。將0炸高、0°侵徹角度下的射流侵徹深度定為初始侵徹深度。以符號(hào)α表示炸高,符號(hào)β表示侵徹角度,符號(hào)Lα,β表示在α炸高β侵徹角度下的射流侵徹深度。此時(shí)α炸高、β侵徹角度下的射流侵徹深度與初始侵徹深度的比值μα,β可表示為

(2)

通過(guò)比較μα,β與μα、μβ值的大小就可以知道炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響是否是這2種因素的簡(jiǎn)單疊加,其比較過(guò)程如表9所示。

由表9可知,炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響大于2種因素單獨(dú)影響的疊加,在炸高較小或侵徹角度較小時(shí)二者差距較小,但當(dāng)炸高大于3 mm、侵徹角度大于20°時(shí),炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響開(kāi)始明顯大于2種因素單獨(dú)影響的疊加。在4 mm炸高、25°的侵徹角度時(shí)二者差距超過(guò)了30%,由此可知,在切割索生產(chǎn)及敷設(shè)過(guò)程中要避免大炸高與大侵徹角度同時(shí)出現(xiàn)。

表9 μα,β與μαμβ值的大小

6 結(jié)論

1) 切割索射流侵徹深度隨炸高增大先逐漸增加后迅速減小,侵徹角度越大時(shí),衰減速度越快;侵徹深度隨侵徹角度的增大而減小,特別是當(dāng)角度大于10°時(shí)衰減尤為明顯,炸高越大,侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的影響越明顯。

2) 切割索射流侵徹角度增大時(shí),其最佳炸高會(huì)減小,文中切割索在25°侵徹角度下最佳炸高由3 mm變?yōu)? mm。

3) 炸高與侵徹角度對(duì)射流侵徹深度的綜合影響大于2種因素單獨(dú)影響的疊加,使射流侵徹深度衰減的更快,特別是當(dāng)炸高大于3 mm、侵徹角度大于20°時(shí),炸高與侵徹角度的綜合影響使射流侵徹深度開(kāi)始明顯小于2種因素單獨(dú)作用的疊加。因此在切割索生產(chǎn)及敷設(shè)過(guò)程中要避免大炸高與大侵徹角度同時(shí)出現(xiàn)。