聚能射流作用于帶殼B炸藥非爆轟解體的研究

Study on Disintegration without Detonation of Shelled Composition B Penetrated by Shaped Charge Jet

HU Zhongwei ^（1） ， MAO Yiming②，DING Wen②，GUO Tao②，JIANG Lin①，ZHANG Dan①， XIE Lifeng① ① School of Safety Science and Engineering，Nanjing University of Science and Technology （Jiangsu Nanjing，210094） （204號 ② College of Field Engineering，Army Engineering University of PLA （Jiangsu Nanjing， 210007）

[ABSTRACT]In order to optimize the structural parametersof conical shaped charge and explore the conditions for achieving disintegrationwithout detonation of shelled Composition B，the jetformation process wassimulatedusing AUTODYN softwarebased onorthogonal experimental method.The influences of diferent charge structural parameters such as cone angle，material，wall thickness，and charge diameter on the jet detonation capability v²d were studied. And the structural parametersfor penetrating shelled Composition Bwereoptimized.Simulationof penetrationofsteelshelled CompositionB with projectiles was conducted using theselected charge structure.The efectsof explosion height and shell thickness on the response state of explosives were investigated.The mechanism of jetpenetrationand detonationof shell chargesatdiferent explosionheightswasalsoanalyzed.Finaly，experimentalresearch wasconductedtoverifythesimulationresultsof the response stateof explosives.It was foundthat，forthe selected shellsteel shelland20mm caliber energy gathering charge，when the explosion height is less than 3.50d （shell thickness of 0.2d ）or d （shell thickness of 0.3d ）， CompositonBdetonatesunder theactionof theshock waves directly generated byjetpenetrationorthereflectedwaves obtained from shock wave contact with the back plate.When the explosion height is greater than 5.00d （shell thickness of 0.2d ）or 2，05d （shell thickness of 0.3d ），the shock wave and reflected wave generated by the residual energy of the jet could notcausethe detonationof Compositon B，and disintegrationwithoutdetonationof theammunitioncouldbeachieved.

[KEYWORDS]abandonedammunition；shaped charge；disintegration without detonation；shelled Composition B; numerical simulation；experimental verification

0 引言

廢舊彈藥是指因超過彈藥儲存期、未完全引爆、彈體受損等原因而性能下降、失去軍事利用價(jià)值的彈藥，或因技術(shù)及裝備更新而淘汰的彈藥[1]。雖然這類彈藥的安定性、彈體狀態(tài)發(fā)生了改變，但大多依舊具備爆炸效能[2]。出于安全性考慮，廢舊彈藥亟待銷毀。比較傳統(tǒng)的彈藥銷毀方法包括燃燒法、爆炸法、拆分法、溶解法等[34]。但這些方法大都對場地或操作條件有較高要求，并且影響范圍大。因此，尋找一種有效且安全的彈藥銷毀方法至關(guān)重要。

聚能戰(zhàn)斗部因能量密度高、方向性好及射流高溫、高速等特點(diǎn)常被應(yīng)用于靶板的侵徹或彈藥的爆炸銷毀。在射流侵徹炸藥方面， Held^[5] 開展了4種不同口徑的聚能裝藥起爆裸露炸藥的試驗(yàn)，并與射彈撞擊引爆試驗(yàn)結(jié)果相比較，首次從試驗(yàn)角度提出了Held起爆判據(jù)，即 K=v²d 。其中： v 為射流尖端速度； d 為射流尖端直徑。該判據(jù)形式簡單且準(zhǔn)確性較高，因此被廣泛應(yīng)用于工程實(shí)踐中。之后，研究人員基于Held判據(jù)，通過各種方法研究了錐角、壁厚、射流形狀、靶板厚度、炸高等因素對射流形成及侵徹過程的影響[6-9]。詹發(fā)民等[10]以金屬桿代替聚能裝藥金屬射流，開展了侵徹引爆帶屏蔽板炸藥的仿真研究，分析了不同直徑金屬桿侵徹不同板厚炸藥的極限速度，并與Held判據(jù)進(jìn)行比較。宋乙丹等[1]通過試驗(yàn)對不同厚度蓋板屏蔽下2種PBX炸藥的射流沖擊反應(yīng)狀態(tài)進(jìn)行了探究，并得到了2種炸藥的起爆臨界蓋板厚度。

除此之外，研究人員發(fā)現(xiàn)，通過控制射流侵徹引爆能力能夠?qū)崿F(xiàn)在不引爆炸藥的情況下使帶殼裝藥發(fā)生解體。朱瑞等[1通過數(shù)值模擬方法獲得了射流穿透不同厚度殼體后的引爆能力，并開展了射流侵徹帶殼裝藥試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，獲得了實(shí)現(xiàn)非爆炸式解體的射流引爆能力閾值。

然而，已有的仿真研究大多僅針對純靶板、屏蔽炸藥或夾層炸藥展開，并未考慮被發(fā)帶殼裝藥的全約束結(jié)構(gòu)對炸藥響應(yīng)狀態(tài)的影響；并且，靶板或屏蔽板材質(zhì)主要為Q235鋼或 45^# 鋼等普通鋼材，與實(shí)際彈藥所用鋼材有所區(qū)別。因此，針對殼體材質(zhì)為炮彈用 21MnNiMoA 鋼的帶殼裝藥開展了一系列研究。首先，基于正交試驗(yàn)法，對射流形成過程進(jìn)行模擬，獲得藥型罩參數(shù)和裝藥口徑的最優(yōu)化設(shè)計(jì)結(jié)果；在此基礎(chǔ)上，開展聚能射流侵徹全約束帶殼B炸藥的仿真研究，探索炸高和殼體厚度對炸藥響應(yīng)狀態(tài)的影響以及不同炸高下侵徹引爆炸藥的機(jī)理，并得到射流作用于所選鋼殼體帶殼B炸藥實(shí)現(xiàn)非爆轟解體的條件；最后，開展侵徹試驗(yàn)，驗(yàn)證被發(fā)裝藥響應(yīng)狀態(tài)的模擬結(jié)果。為聚能射流在未爆彈銷毀方面的進(jìn)一步應(yīng)用提供參考。

聚能裝藥結(jié)構(gòu)的正交優(yōu)化設(shè)計(jì)

1.1 試驗(yàn)方案

采用正交試驗(yàn)的方法，探索聚能裝藥結(jié)構(gòu)參數(shù)的最優(yōu)化設(shè)計(jì)，選擇藥型罩的壁厚 A 、錐角 B 、裝藥口徑 c 、藥型罩材料 D 作為試驗(yàn)因素。

射流速度 v_j 隨著錐角 α 的增大而減小，而射流質(zhì)量相應(yīng)增大，射流質(zhì)量的大小直接影響直徑和穩(wěn)定性，選取 45^° 、 60^° ！ 90^° 為錐角的3個(gè)水平。對于裝藥結(jié)構(gòu)，口徑增大，射流的侵徹能力也隨之增強(qiáng)，但也會導(dǎo)致裝藥量增加，同時(shí)增大危險(xiǎn)性，選擇裝藥口徑的水平為 15、20、25mm 。藥型罩最佳壁厚由藥型罩材料、錐角、直徑等決定，一般約為裝藥口徑的 1%～6%^[13] 。根據(jù)最佳壁厚理論計(jì)算公式，確定壁厚的范圍為 0.3～0.8mm ，水平確定為0.3、0.5、0.8mm 。對藥型罩材料而言，銅、鎳等高密度金屬材料具有良好的比動能，侵徹性能優(yōu)異；而低密度的材料，侵徹性能較低，但開孔尺寸較大[13]。因此，在藥型罩材料的選取過程中，以聚四氟乙烯（PTFE）為代表，考慮了低密度非金屬材料對射流形成過程的影響。另外，方案中所有工況的內(nèi)部裝藥均選擇RDX炸藥。為了控制裝藥量，將裝藥結(jié)構(gòu)的長徑比控制為1.5。

最終，各因素水平的選取如表1所示。

1.2 裝藥結(jié)構(gòu)模型及參數(shù)

射流形成模型主要由聚能裝藥、藥型罩、裝藥結(jié)構(gòu)殼體、空氣4部分組成。利用AUTODYN軟件建立聚能裝藥模型，射流形成全過程均在空氣域內(nèi)進(jìn)行，裝藥模型如圖1所示。其中，計(jì)算模型采用軸對稱結(jié)構(gòu)，采用mm-mg-ms單位制。共用到空氣、RDX、PTFE、紫銅、鎳、鋁、Teflon等材料，所用材料選取的模型及狀態(tài)方程見表2。材料選取AUTODYN數(shù)據(jù)庫的內(nèi)置參數(shù)。為了更好地分析模擬結(jié)果，在裝藥結(jié)構(gòu)右側(cè)每隔 10mm 設(shè)置一個(gè)測點(diǎn)，以便獲取該處的參數(shù)值。

1.3 模擬結(jié)果

以射流在 60mm 炸高下的引爆能力 為評價(jià)指標(biāo)，9組工況的模擬結(jié)果如表3所示。

1.4 極差分析

為了分析各因素對聚能射流侵徹引爆能力的影響度，并獲得各因素的最佳水平，對上述結(jié)果進(jìn)行極差分析，結(jié)果如表4所示。

表4中： K_i（K₁，K₂，K₃） 為每個(gè)因素各個(gè)水平下的指標(biāo)總和； k_i（k₁，k₂，k₃） 為每個(gè)因素各個(gè)水平下的指標(biāo)總和的平均值; R 為極差， R=max{k₁，k₂ ，k₃-min{k₁，k₂，k₃} 。

極差越大，表示該因素對試驗(yàn)指標(biāo)的影響程度越大。 R_Dgt;R_Cgt;R_Bgt;R_A ，表明對錐形聚能裝藥結(jié)構(gòu)來說，對引爆能力的影響程度由大到小為藥型罩材料、裝藥口徑、藥型罩錐角、藥型罩壁厚。

各因素水平對射流引爆能力的影響見圖2。對于藥型罩壁厚因素，壁厚為 0.5mm（A2） 時(shí)，射流的引爆能力略大于 0.3mm（A1） 時(shí)；而壁厚為 0.8mm 時(shí)，由于射流速度的下降而導(dǎo)致引爆能力下降。因此，同時(shí)考慮試驗(yàn)結(jié)果與后續(xù)加工難度，選取壁厚0.5mm（A2） 為最終的優(yōu)選方案。對于藥型罩錐角，選擇 45^°（B1） 為該因素的最終方案。對裝藥口徑因素而言，隨著口徑的增大，引爆能力總體呈上升趨勢，這也符合基本規(guī)律。為了達(dá)到使炸藥非爆轟解

體的效果，并以盡量減小裝藥量為原則，選擇 20mm （C2）為該因素的最終方案。藥型罩材料對引爆能力的影響最大，藥型罩材料為PTEF時(shí)，主要由于射流頭部直徑很大，導(dǎo)致射流引爆能力遠(yuǎn)大于其他2種材料；但引爆能力過強(qiáng)，可能會導(dǎo)致在較大炸高下依舊使模擬彈藥發(fā)生爆轟。因此，為了達(dá)到使被發(fā)彈藥實(shí)現(xiàn)非爆轟解體的效果，選擇紫銅（D3）為最終方案。

通過極差分析可以得到，所選錐形裝藥結(jié)構(gòu)的最佳參數(shù)組合為 A2B1C2D3 。即最終選定裝藥結(jié)構(gòu)的各參數(shù)分別是：藥型罩壁厚為 0.5mm 、錐角為45^° 、裝藥口徑為 20mm 、藥型罩材料為紫銅。

2 射流侵徹帶殼裝藥仿真

2.1 仿真設(shè)置

將最終的藥型罩結(jié)構(gòu)參數(shù)確定后，開展聚能射流侵徹帶殼B炸藥的模擬研究，探究炸高、殼體厚度對侵徹過程的影響。為了更加準(zhǔn)確地得到射流侵徹模擬彈藥過程中被發(fā)裝藥的響應(yīng)過程，被發(fā)彈藥采取長徑比為 1：3 的地雷狀全封閉模型。被發(fā)彈藥內(nèi)高為 20mm（d） ，殼體厚度為 4mm（0.2d） 和6mm（0.3d） 。聚能裝藥結(jié)構(gòu)的口徑為 20mm ，長徑比為1.5。聚能射流侵徹被發(fā)彈藥的仿真模型如圖3所示。為了便于分析被發(fā)裝藥的響應(yīng)狀態(tài)，將測點(diǎn)分別設(shè)置于距軸線 5mm 高度每隔 5mm 的位置，以及距炸藥右側(cè) 4mm 、每隔 5mm 的位置。

1-PTFE;2-RDX;3-藥型罩;4-高斯點(diǎn);5-B炸藥;6-高強(qiáng)度鋼。

其中，被發(fā)高能炸藥選取B炸藥，彈藥殼體材料為GJB397A—1998《炮彈用合金鋼棒規(guī)范》中規(guī)定的21MnNiMoA鋼。B炸藥用Lee-Tarver點(diǎn)火增長模型進(jìn)行描述，選取軟件數(shù)據(jù)庫中的材料；殼體材料的狀態(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，仿真模型參數(shù)見表5[14]。需注意的是，為了適應(yīng)被發(fā)裝藥Lee-Tarver模型，需利用 cm-g-μs 單位制建模。殼體材料選擇拉格朗日網(wǎng)格，兩種網(wǎng)格之間的接觸采用拉格朗日-歐拉自由耦合算法。

2.2 結(jié)果分析

以各測點(diǎn)處壓力及被發(fā)裝藥的反應(yīng)度為指標(biāo)，判定炸藥是否發(fā)生爆轟；并且利用測點(diǎn)得到的壓力分析炸高、殼體厚度對侵徹過程的影響。

為探尋沖擊起爆閾值與侵徹體密度及裸露炸藥密度的關(guān)系， Held^[15] 通過總結(jié)侵徹體沖擊炸藥的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，得到：

式中： u_cr 為相同工況下侵徹帶殼裝藥過程中穿透蓋板時(shí)射流的出口速度； v_cr 為射流侵徹裸露炸藥時(shí)的尖端速度； K 為射流對帶殼裝藥的侵徹引爆能力； d_cr 為射流穿透殼體時(shí)的尖端直徑； ρ_HE 為被發(fā)裝藥的密度 ;ρ_p 為侵徹體的密度。

依據(jù)式（2）計(jì)算各工況下聚能射流穿透殼體后對炸藥的侵徹引爆能力。仿真結(jié)果見表6。仿真結(jié)果滿足B炸藥的沖擊起爆閾值 16mm³/μs^2[16] 。

2.2.1 射流引爆被發(fā)裝藥工況分析

在低炸高情況下，射流穿透殼體后，剩余能量能夠引爆被發(fā)裝藥。以殼體厚度為 4mm（0.2d） ，且炸高為 20mm（d） 和 70mm（3.50d） 時(shí)射流侵徹引爆B裝藥過程為代表進(jìn)行分析。這2個(gè)工況下，部分時(shí)刻的炸藥壓力分布和反應(yīng)度分布如圖4～圖7所示。豎直方向上5個(gè)測點(diǎn) 4^#～8^# 觀測到的壓力變化曲線如圖8所示。

在仿真結(jié)果中，射流穿透殼體后，被發(fā)裝藥在射流剩余能量的作用下發(fā)生反應(yīng)，產(chǎn)生沖擊波，沖擊波隨著射流的拉伸前進(jìn)也向前傳播。當(dāng)殼體厚度為0.2d 炸高為 d 時(shí)，射流穿透殼體后的剩余能量能夠直接使附近區(qū)域的炸藥完全反應(yīng)，產(chǎn)生爆轟波。隨著爆轟波的穩(wěn)定傳播，被發(fā)裝藥在射流未達(dá)到裝藥下底面時(shí)已經(jīng)反應(yīng)完全，發(fā)生強(qiáng)烈爆轟。該過程可用圖8（a）的壓力變化曲線印證，在爆轟波的傳播下，測點(diǎn)的壓力直接超過B炸藥的爆轟壓力

當(dāng)炸高增加至 3.50d 時(shí)，射流侵徹被發(fā)裝藥產(chǎn)生的沖擊波較弱， 4^# 和 5^# 測到的第一個(gè)峰值壓力較小，且因?yàn)?5^# 離炸藥反應(yīng)區(qū)域較遠(yuǎn)，故峰值壓力更低一些。隨著侵徹的繼續(xù)進(jìn)行，沖擊波接觸到下蓋板后發(fā)生反射，形成壓力更高的反射沖擊波并向炸藥內(nèi)部傳播；經(jīng)過一定時(shí)間的作用之后，炸藥形成點(diǎn)火增長的趨勢，并最終發(fā)展成完全爆轟。由于 6^# l8^# 離軸線較遠(yuǎn)，射流侵徹直接導(dǎo)致的炸藥反應(yīng)并未使這3個(gè)點(diǎn)的壓力發(fā)生變化，而在反射波的傳播下，該點(diǎn)處的第一個(gè)峰值壓力直接超過炸藥爆轟壓力，即發(fā)生爆轟。從圖7的反應(yīng)度分布中也可以看出，炸藥是受反射沖擊波的作用，在炸藥內(nèi)部形成的點(diǎn)火增長趨勢，而不是射流直接侵徹引起的爆轟。

2.2.2 射流未引爆被發(fā)裝藥工況分析

在大炸高下，射流侵徹炸藥產(chǎn)生的沖擊波以及沖擊波在下蓋板處產(chǎn)生的反射波均不能引爆被發(fā)裝藥。以殼體厚度為 0.2d 炸高為 5.00d 時(shí)射流侵徹B裝藥過程為代表進(jìn)行分析。該過程中，部分時(shí)刻的炸藥壓力分布和反應(yīng)度分布如圖9和圖10所示。

殼體厚度為 0.2d 炸高為 5.00d 時(shí)，射流在侵徹帶殼B炸藥的過程中也產(chǎn)生了沖擊波。但是該沖擊波較弱，未能引起被發(fā)裝藥的點(diǎn)火增長趨勢。而且隨著射流的侵徹，炸藥內(nèi)部的壓力逐漸變小，在殼體下蓋面形成的反射沖擊波也未能穩(wěn)定傳播，并且逐漸衰減，依然未能將炸藥引爆，直至射流穿透炸藥和金屬殼體。由反應(yīng)度變化可知，B炸藥受到侵徹作用之后，僅在射流穿孔區(qū)域及附近發(fā)生反應(yīng)，產(chǎn)生了熱點(diǎn)，使炸藥發(fā)生分解，局部區(qū)域反應(yīng)度達(dá)到了1。但是熱點(diǎn)數(shù)量較少，并且隨著射流的進(jìn)一步侵徹，熱點(diǎn)并未大面積增多，所以B炸藥未被引爆。與炸藥發(fā)展成為完全爆轟相比，釋放的能量也就小很多。該工況下的各測點(diǎn)的壓力變化曲線如圖11所示。

2.3 試驗(yàn)驗(yàn)證

為驗(yàn)證仿真結(jié)果的準(zhǔn)確性，開展聚能射流侵徹帶殼B炸藥試驗(yàn)，得到不同炸高下模擬彈藥的響應(yīng)狀態(tài)。試驗(yàn)中所選材料均與仿真模型一致。將內(nèi)裝熔鑄B炸藥的模擬彈藥作為侵徹對象。殼體采用螺紋連接以保證良好的密閉性。彈體結(jié)構(gòu)依然選擇長徑比為 1：3 ，內(nèi)徑為 11.6cm ，內(nèi)高為 3.9cm 。具體布置如圖12所示

通過炸高管調(diào)節(jié)炸高，同時(shí)避免聚能裝藥在外力作用下?lián)u晃導(dǎo)致的射偏情況。試驗(yàn)結(jié)束后，結(jié)合爆坑狀態(tài)以及殼體狀態(tài)判定被發(fā)裝藥是否發(fā)生爆炸。試驗(yàn)結(jié)果如圖13、圖14所示;仿真和試驗(yàn)結(jié)果如表6所示。試驗(yàn)結(jié)果與仿真結(jié)果一致，說明所選取的仿真條件合適

由試驗(yàn)結(jié)果可知，模擬彈藥響應(yīng)狀態(tài)分為爆炸或者非爆轟解體，并且解體方式為在殼體薄弱環(huán)節(jié)發(fā)生斷裂，表現(xiàn)為上端蓋在內(nèi)部炸藥燃燒壓力下脫離柱面，并且內(nèi)部炸藥由于燃燒或在沖擊波作用下碎成小塊。需要注意的是，工況 4^#"中，炸藥熔鑄完成后直接開展試驗(yàn)，并未避免熔鑄炸藥與壁面的黏附作用，因此，僅發(fā)生內(nèi)部中心區(qū)域燒蝕。

1-地面;2-起爆線;3-雷管;4-被發(fā)彈藥;5-炸高管。

聚能射流在相同炸高下能引爆 0.2d 殼體厚度模擬彈藥，但無法引爆 0.3d 殼體厚度的模擬彈藥，說明更厚的殼體對射流能量的削弱作用更強(qiáng)。在低炸高下，聚能射流能引爆被發(fā)裝藥；而在較大炸高下，聚能射流僅引起少量炸藥的反應(yīng)，并導(dǎo)致殼體內(nèi)壁變黑。

3結(jié)論

1）正交試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，對錐形聚能裝藥結(jié)構(gòu)來說，裝藥結(jié)構(gòu)各因素對引爆能力的影響程度由大到小為藥型罩材料、裝藥口徑、藥型罩錐角、藥型罩壁厚。

2）結(jié)合正交試驗(yàn)結(jié)果以及實(shí)際應(yīng)用，選定后續(xù)

Fig.14Experiment results of shelled Compositon B with a thickness of under different height of burs 侵徹仿真的結(jié)構(gòu)參數(shù)為：藥型罩壁厚為 0.5mm 、錐 角為 45^° 、裝藥口徑為 20mm 藥型罩材料為紫銅

3）仿真和試驗(yàn)結(jié)果表明，對所選炮彈鋼殼體帶殼裝藥而言，當(dāng)炸高小于 3.50d （殼體厚度為 0.2d ）或 d （殼體厚度為 0.3d ）時(shí)，被發(fā)裝藥在射流侵徹直接產(chǎn)生的沖擊波或沖擊波經(jīng)背板反射得到的反射波的作用下發(fā)生爆轟；當(dāng)炸高大于 5.00d （殼體厚度為0.2d） 或 2.05d （殼體厚度為 0.3d 時(shí)，因射流剩余能量激發(fā)產(chǎn)生的沖擊波及反射波無法引起被發(fā)裝藥的爆轟，可以實(shí)現(xiàn)彈藥非爆轟解體，

4）實(shí)現(xiàn)彈藥非爆轟解體，需要滿足的條件為：射流侵徹過程中產(chǎn)生的沖擊波不足以引發(fā)彈藥穩(wěn)定爆轟；射流穿透上殼體后的剩余能量僅能使被發(fā)裝藥發(fā)生燃燒或產(chǎn)生逐漸衰減的非爆轟反應(yīng)

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