线型药型罩材料及其结构参数对成形性能影响的数值研究

顾文彬，李旭锋,2，徐小壮，李裕春，武双章 ，王 诤

（1.解放军理工大学野战工程学院，江苏 南京，210007；2.中国人民解放军，73049部队70分队，江苏 苏州，215101）

线型聚能装药(LSC，线型切割器)已在军事和民用工业领域得到大量应用，其高效、快速、操作简便、安全可靠等特点使其具有其它普通切割方法所不可比拟的优越性[1-3]。针对不同的切割目标，由于其动态力学特性的差异需要设计不同的切割器材，刘千寿、李裕春对线型聚能装药侵彻现象进行了相关研究和单指标结果的讨论[4-5]。由于射流侵彻目标属于高速侵彻，此时射流与靶板均被认为是不可压缩流体，根据流体力学理论，在射流、目标一定的前提下，侵彻深度仅取决于射流长度（暂不考虑炸高因素），因此射流只要满足的一定的长度、宽度及头部速度条件，即可实现对预定目标的切割毁伤。本文运用正交设计方法[6]和数值模拟技术，以厚度达 300mm 的钢包钢筋混凝土构件为切割对象，针对超大厚度、不同材质组合体的特殊切割要求，对影响线型聚能装药射流成形的4个主要因素进行分析优化，为满足一次性切透防护门的切割器设计提供优化方案。

1 计算模型

切割器装药断面结构为楔形，如图 1所示（1/2模型图），主要由炸药和药型罩组成，暂不考虑外加装药壳体。影响线型聚能装药成形效果的主要因素有装药形状与种类、药型罩材料和结构参数等（包括罩顶楔形角j和罩壁厚d、药顶高h、药层厚度t、装药口宽c）。

图1 线型聚能装药断面结构与参数Fig.1 LSC section structure and parameter

2 正交优化设计

现取罩顶楔形角j、罩壁厚d、装药顶高h、药层厚度t为正交优化设计的4个因素，每个因素选取3个水平，见表1。

表1 线型聚能装药结构参数优化设计的因素水平表Tab.1 Optimum design of structural parameters of factor level table of LSC

进行聚能装药切割器射流成型的优化设计时，以射流的断裂时间tmax、断裂前射流的最大长度Lmax、射流断裂前的头部最大速度vHmax、尾部最大速度vTmax作为切割器成型性能的考核指标，在此基础上分析选择出优化方案，尔后再考虑炸高h、外加壳体等因素对靶板进行侵彻过程的影响，并以最大侵彻深度P作为切割器最终的优化指标。

3 数值模拟与结果分析

3.1 有限元模型及计算过程

参照相关资料，第 1轮优化采用的装药口为c=100mm，药型罩材料为密度较大、成形及侵彻性能较好的工业纯铁材料，装药选择工艺性较好的常用 B炸药（wRDX/wTNT= 60/40）。鉴于线型聚能装药是面对称结构，在其断面上只需建立如图2所示的1/2模型，为节省计算资源在其与断面垂直的长度方向只建立 1层网格。可以用此方法建立三维模型，使用三维实体164单元，并且有效地减小模型的大小、节省计算时间。模型采用cm-g-μs单位制。

图2 数值模拟计算模型及网格划分Fig.2 Numerical calculation model and mesh generation

本文采用 ANSYS/LS-DYNA软件进行数值计算研究。根据文献[7]，B炸药的材料模型和状态方程分别为MAT_HIGH_ EXPLOSIVE_BURN和EOS_JWL；药型罩材料分别选取紫铜和工业纯铁，材料模型和状态方程分别为 MAT_JOHNSON_COOK和 EOS_GRUNEISEN；空气采用MAT_NULL模型，状态方程为EOS_GRU NEISEN。炸药、药型罩和空气3种材料采用EULER网格建模，单元使用多物质ALE算法。装药起爆方式为线起爆，即模型中定义沿装药面法线方向均匀分布于装药顶部中心线上的6个起爆点。装药、药型罩和空气计算网格均为六面体实体 solid164单元；计算时间设置为130μs；首轮计算了54个模型。典型的射流成形过程如图3所示。

图3 不同时刻时的射流形态Fig.3 The jet form at different time

3.2 数值模拟计算结果及数据分析

数值模拟计算结果及数据分析结果见表2～4。对上述数据进行处理，可得到罩材分别为紫铜和工业纯铁时两组不同的极差表。

由于极差大小反映了药型罩某结构参数（因素）对考核指标的敏感程度，所以对于一定的考核指标，某因素的极差越大，表明该因素对特定指标的影响也就越大。从表3可知，当罩材为紫铜时，各因素对射流断裂时间影响的主次顺序是d→j→h→t，交互作用影响小于独立因素的影响；对射流长度影响的主次顺序是d→h→d×h→j×d，独立因素t、j小于某些交互作用因素的影响；对射流头部速度影响的主次顺序是d→j→h→t，交互作用因素的影响远小于独立因素的影响；对射流尾部速度影响的主次顺序是d→t→h→d×h。当罩材为铁时，由表4可知，各因素对射流断裂时间影响的主次顺序是d→h→j→d×h/j×t；对射流长度影响的主次顺序是d→h→j→j×h；对射流头部速度影响的主次顺序是d→j→t→h；对尾部速度影响的主次顺序是d→h→j→d×h/j×t。

表2 紫铜和纯铁罩切割器射流断裂时模拟结果Tab.2 The simulation results of using copper and Fe as liner material

表3 罩材采用紫铜时不同优化指标模拟计算结果极差表Tab.3 The range of simulation result of using copper as liner material

表4 罩材采用铁时不同优化指标模拟计算结果极差表Tab.4 The range of simulation result of using Fe as liner material

图4～7为射流断裂时间、射流长度、射流头部和尾部速度与4个因素的关系。由图4可见，针对紫铜罩射流断裂时间指标，4个因素的影响与各因素水平的增长相一致，即罩顶楔形角j为第3水平95°、罩壁厚d为第3水平3.0、药顶高h为第3水平50mm、药层厚t为第3水平45mm时为最大，即针对射流断裂时间的最佳组合条件为j3-d3-h3-t3；当罩材为工业纯铁时，针对射流断裂时间指标的最佳组合结构参数为j3-d3-h2-t2。可见，针对不同罩材料，获得最长射流断裂时间的切割器装药结构参数组合形式不同，原因在于不同药型罩的强度和延展性有较大区别。

由图5可知，针对紫铜罩射流断裂前长度指标，罩顶楔形角j为第1水平85°、罩壁厚d为第3水平3.0、药顶高h为第3水平50mm、药层厚t为第3水平45mm时最大，综合4个因素的最好水平，最佳的条件为j1-d3-h3-t3；当罩材为工业纯铁时，针对断裂前射流长度的最佳条件为j1-d3-h3-t1。

图4 射流断裂时间与4因素关系趋势图Fig.4 Relation trend graph of jet breakup time and the 4 factors

图5 射流断前长度与4因素关系趋势图Fig.5 Relation trend graph of jet breaking length and the 4 factors

从图6可看出，针对紫铜罩射流头部速度指标的最佳条件为j1-d1-h3-t3，针对工业纯铁罩射流头部速度的最佳条件也是j1-d1-h3-t3。从图7可看出，针对紫铜罩射流尾部速度指标的 4因素最佳条件为j3-d1-h3-t3，当罩材为工业纯铁时，针对射流尾部速度指标的4因素最佳条件为j3-d1-h3-t3。

图6 射流头部速度与4因素关系趋势图Fig.6 Relation trend graph of velocity of jet head and the 4 factors

图7 射流尾部速度与4因素关系趋势图Fig.7 Relation trend graph of velocity of jet tail and the 4 factors

本模型最主要的指标是射流最大长度和头部速度。根据以上分析，对于射流长度指标，分别采用紫铜和工业纯铁罩时，综合4个因素的最佳条件为j1-d3-h3-t3和j1-d3-h3-t1。在已有的27个模拟计算中没有现成的方案与之对应，只有9号方案的j1-d3-h3-t2与之相近。将条件组合j1-d3-h3-t3和j1-d3-h3-t1分别作为新的模拟计算方案，编为第28号和第29号，重新建模计算，得到的计算结果如表5所示。

表5 优化后28和29号方案的4指标结果Tab.5 4 index result of 28th and 29th project after optimization

对比表5和表2可以看出，对于紫铜罩，采用28号方案时射流长度和头部速度均无明显增加，采用29号方案时射流长度明显增加，但头部速度无增益甚至有所减少。对于工业纯铁罩，采用28号方案时射流长度和头部速度均无明显增加，采用29号方案时，射流长度有明显增加，但同时头部速度无明显增加甚至还有所减少。综上所述，若以射流长度为主，无论罩材选用紫铜或工业纯铁，均可采用 29号方案。如果兼顾两种材料，可以采用的最佳条件组合为j1-d3-h3-t2，对应的是9号计算方案；如果进一步考虑材料影响，则在罩材使用工业纯铁时，宜采用的最佳条件组合为j1-d3-h3-t1，对应的是29号计算方案。对于射流头部速度指标，分别采用紫铜和工业纯铁罩时，综合4个因素的最佳条件组合都为j1-d1-h3-t3，对应的试验为3号计算方案。

3.3 X光成型试验

基于上述结论，当罩材采用工业纯铁时最优的结构参数组合为j1-d3-h3-t1，即罩顶楔形角、壁厚、药顶高和药层厚分别为85°、3mm、50和35mm。根据该组参数加工出的切割器及罩如图8所示。

图8 线型聚能装药切割器与药型罩实物照Fig.8 Physical picture of LSC and liner

图9 两相互垂直位置得到的X光照片Fig. 9 Photos of X-ray from the two mutually vertical position

为考核该种结构工业纯铁罩切割器的成型性能，用X光机做了一组试验，图9为从相互垂直的两位置得到的X光照片。经计算，在上述两个位置所对应的时刻（18.68μs，50.734μs），射流头部的速度为3 360 m/s和3 420m/s，与数值模拟结果（3 256 m/s和3 283 m/s）吻合较好。

4 结论

通过正交优化设计和数值模拟计算，对铜罩和工业纯铁罩切割器结构参数计算进行了分析，得到：（1）对于不同考核指标，装药结构参数对优化指标影响敏感度的排序不同，但药型罩壁厚参数d是对所有考核指标影响最大的因素；（2）对于不同罩材料，针对相同考核指标，4个因素对该指标敏感度的主次顺序也不相同，因此不同罩材料的线性切割器的结构方案不具有几何相似性；（3）采用紫铜罩和工业纯铁罩时，除了射流断裂时间指标，其它3个指标随4个因素的变化趋势均一致；（4）对于射流头部速度指标，分别采用紫铜和工业纯铁罩时，综合4个因素的结构参数最佳条件都为j1-d1-h3-t3；对于射流长度指标，兼顾两种材料，可以采用的结构参数最佳条件为j1-d3-h3-t2；如果进一步考虑材料影响，使用工业纯铁罩时结构参数最佳条件为j1-d3-h3-t1。

[1]纪冲,龙源,杨旭,等.线型聚能切割器在工程爆破中的应用研究[J].爆破器材,2004,33(1):32-35.

[2]李裕春,吴腾芳,徐全军,等. 线型聚能装药射流形成过程的数值模拟[J]. 解放军理工大学学报（自然科学版）,2002,3(3):71-75.

[3]夏卫国,李裕春,顾文彬,等. 线型聚能射流形成过程的数值模拟[J].火工品,2003 (4):24-27.

[4]刘千寿,白春华,李建平.线型聚能装药切割器系统参数研究[J].工程爆破,2004,10(4):13-16.

[5]李裕春. 线型聚能装药射流形成数值模拟及装药结构参数优化研究[D]. 南京:工程兵工程学院,2001.

[6]正交试验法编写组.正交试验法[M].北京:国防工业出版社,1976.

[7]刘建青,顾文彬,唐勇,等. 变壁厚球缺罩爆炸成型弹丸成型性能数值模拟[J]. 解放军理工大学学报（自然科学版），2008,4(2):172-176.