环形射流和中心爆炸成型弹丸组合战斗部对混凝土墙的破孔特性

任思远， 张庆明， 张晓伟， 田志敏

(1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081；2.军事科学院 国防工程研究院， 北京 100039)

0 引言

城市作战需要在障碍墙体上进行开孔，以便作战人员进入目标内作战。为了对目标进行大孔径开孔，多采用聚能装药结构。聚能射流战斗部是根据聚能效应，利用炸药爆炸后驱动金属药型罩形成高温、高压的金属射流对目标进行侵彻与毁伤，多应用于串联战斗部前级对坚固目标进行开孔和反应装甲对长杆弹进行干扰[1-3]。

对于实现大孔径开孔的聚能装药结构，许多学者已进行了一定的研究。郭俊等[4]设计了一种轻质钛合金聚能装药结构，研究了药型罩形状、装药长度、壳体厚度和起爆方式等对聚能射流侵彻性能的影响。根据参数影响规律的分析，提出了给定侵彻深度条件下大口径开孔聚能装药结构的设计方法。王成等[5]设计了一种可以形成环形射流的W型聚能装药，根据等冲量原理将药型罩设计成逐段变壁厚，改善了环形射流的形态，侵彻孔径可以达到0.625倍装药口径。段嘉庆[6]提出了一种新型环形装药结构，分析了药型罩壁厚、曲率半径、装药高度对环形爆炸成型弹丸(EFP)的影响。该装药结构可以对钢筋混凝土靶的开孔能力达到1.1倍装药口径。吴成等[7]针对轴向侵彻的环形聚能战斗部药型罩内外壁非对称质量的情况, 提出了环型药型罩的质量补偿设计思路，采用该方法设计的药型罩侵彻效果有明显改善，但是对靶板的开孔仍然为将近1倍装药口径。黄群涛[8]在分析环形射流成型机理的基础上，对环形EFP的成型与侵彻过程进行了数值模拟。通过对环形药型罩及其聚能装药结构参数的合理匹配，解决了环形药型罩成型翻转过程中的偏斜飞散问题。计算结果表明，在0.26倍装药口径比和4倍装药口径的炸高条件下,环形EFP对45号钢的侵彻孔径可达到0.96倍装药口径。李鹏飞等[9]研究了环形射流的成型及侵彻效应，对环球形药型罩和环锥形药型罩进行了对比。通过数值模拟和试验得出结论，环球形装药结构的侵彻能力更好，侵彻孔径可达1倍装药口径,穿深可达0.3倍装药口径。Chick等[10]对环形装药结构进行了改进，通过对壁厚和药型罩截面形状的优化得到了稳定的环形射流，改进后的结构可在3倍炸高处侵彻出0.75倍装药口径的环形孔洞。徐文龙等[11]和Xu等[12]基于正交优化方法,采用有限元分件软件Autodyn对新型环形聚能装药结构进行了优化设计，优化出了径向偏转速度低的新型环形聚能射流，对靶板形成的破孔直径不足1倍装药口径。

综上可以看出，目前聚能射流战斗部对目标的开孔能力仍然有限，不能在保证侵彻深度的同时又兼顾侵彻孔径大小。传统的聚能射流头部速度高、长径比大，因而侵彻穿深大，但是开孔孔径较小，不能满足在墙体上侵彻一定大小的孔径需求。环形射流具有侵彻大圆孔的优势，但是环形射流非常不稳定，不容易侵彻出有效的圆孔。针对混凝土墙体的开孔问题，本文设计了一种环形射流和中心EFP组合战斗部，可以形成具有一定外扩角度的环形射流，在保证侵彻深度同时又兼具对混凝土墙体形成较大的侵彻孔径，解决了在障碍墙体上大孔径开孔的难题。

1 组合战斗部结构设计

聚能射流形成原理是：炸药起爆后由于爆轰波首先接触药型罩顶部，在高温、高压下药型罩以很大的速度向轴向挤压，罩顶首先翻转，其附近的爆轰产物在相对较长的时间内保持高压。而药型罩底部翻转的时间较晚，其附近的爆轰产物的压力由于稀疏波的作用较早下降。因此药型罩顶部可获得比底部更大的轴向速度，导致药型罩被拉伸形成射流[13]。

如图1所示，为了对墙体侵彻形成一定大小的通孔，采用环形射流和中心EFP组合战斗部。环形射流具有一定的外扩角度，在一定炸高上起爆后，向前飞行同时向径向扩大，在接触到墙体时已经形成一定大小的环形射流，对墙体进行侵彻切割。中心EFP可以作用在墙体上，对被环形射流切割下来的部分进行预先破碎，有利于后续冲击波将其推出破孔。

图1 环形射流和中心EFP组合战斗部总体结构Fig.1 Structure of annular jet and central EFP combined warhead

如图2所示，环形药型罩分为内罩和外罩，环形炸药起爆后，等壁厚的环形药型罩由于外罩质量大于内罩，环形药型罩内外单位质量所受冲量不等，造成内罩形成的射流速度大于外罩，导致射流会被弯曲、拉断，密实度不好，侵彻能力很低[14]。为了使环形射流具有较好的密实度和形状不发生弯曲且具有一定的外扩角度，设计了一种变壁厚的环形药型罩。借鉴等冲量的设计原则[15]，综合考虑内、外药型罩质量不等及作用其上的有效装药量不同等因素，对环形药型罩的内、外罩质量进行设计。中心的球形药型罩采用等壁厚，形成一定形状的EFP，保证环形射流作用在墙体之前能将墙体进行一定程度的预先破碎。

图2 环形药型罩结构图Fig.2 Structure of annular liner

设计的组合战斗部的口径d=200 mm，中心球形药型罩为等壁厚，直径为0.15倍口径，厚度为0.03倍口径，横截面是由曲率半径为0.23倍口径和0.20倍口径的同心圆构成。如图3所示，环形药型罩外径为d，内径为0.20d，变壁厚通过两个曲率半径分别为0.23倍口径和0.26倍口径的偏心圆来实现。圆心的轴向距离不变且环形药型罩内径、外径不变情况下，截面积不变，药型罩质量一定。偏心距可以保证环形药型罩内侧壁厚始终大于对称处的外侧壁厚，且药型罩由外到内壁厚逐渐变厚。偏心距h越大，内罩壁厚越大，对称的外罩处壁厚越小，也就是说内外罩的壁厚变化梯度越大。为了研究壁厚变化梯度对环形射流成型影响，在d一定情况下，设计了偏心距与口径之比h/d分别为0(等壁厚)、0.01、0.02、0.03等4种环形药型罩。

图3 4种变壁厚环形药型罩截面图Fig.3 Cross sections of four kinds of annular liners with variable thickness

2 数值模拟及结果分析

2.1 环形射流及中心EFP的成型过程

利用Autodyn有限元软件对战斗部的成型和侵彻过程进行数值模拟。计算模型中炸药、药型罩和空气采用Euler算法，壳体和靶板都采用Lagrange算法[16-17]。对h/d为0、0.01、0.02、0.03的4种环形药型罩和中心球形药型罩的组合战斗部进行数值模拟，中心球形药型罩保持不变。4种环形药型罩的外径都为d，内径为0.2倍口径，中心球形药型罩的直径为0.15倍口径，药型罩材料为紫铜；战斗部装药为TNT，装药高度为0.75倍口径；壳体厚度为0.025倍口径，壳体材料选聚乙烯。材料选用的计算模型如表1所示。

表1 材料计算模型Tab.1 Material calculation model

边界条件采用压力流出型边界，即物质可在边界上自由流出，避免能量在边界上反射。环形装药的起爆方式为中心环形起爆，柱形装药起爆方式为中心点起爆。在环形药型罩上由外到内依次设置10个监测点，监测点1～5位于外罩，6～10位于内罩，如图4所示。

图4 组合战斗部仿真模型和监测点位置Fig.4 Warhead calculation model and location of monitoring points on the shaped charge liner

表2是环形射流与EFP形成过程中的爆轰波作用过程。从表2中可以看出，由于装药起爆后，爆轰波开始向前方传播，环形爆轰波首先作用在环形药型罩的底部，将环形药型罩底部压垮，环形药型罩的底部首先翻转过来。然后中心装药的爆轰波传播到环形药型罩的内侧，使得环形药型罩的内侧压力大于外侧，环形药型罩的底部靠近内侧的部分开始向外运动，中心装药的爆轰波对环形药型罩的内侧的挤压是环形射流具有外扩角度的关键。同时，随着h/d的增大，环形药型罩的壁厚变化梯度增大，内侧厚度增大，中心装药挤压内侧压力保持不变情况下,内侧药型罩向外扩的速度就减小了。

图5是4种变壁厚环形药型罩所形成的环形射流的速度梯度变化。从图5中可以看出，随着壁厚变化梯度的增大，环形射流速度变化梯度开始减小，使得环形射流的密实度增加。结合爆轰波作用在药型罩的过程可以分析其原因，壁厚梯度变化增加，内侧药型罩越来越厚，爆轰波向外挤压内侧药型罩压力不变，内侧药型罩的速度就变小。同时罩底部内侧变厚，使得射流头部速度降低，头尾速度差就减小。

图5 环形射流的速度梯度Fig.5 Velocity gradient of annular jet

表2 爆轰波作用过程

表3是环形射流和中心EFP成型过程，从表3中数值模拟结果可以看出：h/d为0的药型罩并没有翻转过来，而是由于内罩速度大于外罩导致内罩形成射流头部，外罩形成尾部，且内罩具有径向的速度，环形射流向外扩散角度很大导致射流发生了弯曲；h/d为0.01的环形药型罩形成的环形射流外扩角度较大，但是由于射流头部速度和尾部速度差过大造成了射流被拉断；h/d为0.02的环形药型罩在成型过程中完全翻转过来，罩顶向前形成头部，射流没有弯曲，密实度较好，并且头部具有一定的外扩角度；h/d为0.03的药型罩也完全翻转，但密实度过大，没有形成明显的射流，而且射流尾部向外扩散角度大于头部向外扩散速度，导致尾部直径大于头部直径，并且扩散速度都很小。由表3可知，随着环形药型罩壁厚变化梯度的增大，环形药型罩形成的环形射流头部外扩速度减小，射流密实度提高。综合来看，h/d为0.02的环形药型罩形成的射流密实度和形态最优。

表3 环形射流和中心EFP成型过程

图6是不同变壁厚环形药型罩监测点的径向速度，从图6中监测点的径向扩散速度可以看出，外罩上各点的径向速度开始时方向向内部，速度大小从罩底到罩顶依次减小。但最终，外罩上各点的速度方向逐渐变为外向。内罩上各点径向速度方向向外，大小由罩底到罩顶依次减小。这是因为，炸药爆炸时，外罩被向内部挤压，而内罩被向外挤压，所以外罩径向速度向内，而内罩径向速度向外。但是因为单位质量所受冲量内罩大于外罩，所以整个环形药型罩最终所受冲量向外，具有一个向外的扩张速度。

图6 不同变壁厚环形药型罩监测点的径向速度Fig.6 Radial velocities of monitoring points on the annular liner

由图6可以看出，随着壁厚变化梯度的增大，内罩上各点的向外径向速度减小，外罩的向内径向速度增大。壁厚变化梯度增大时，外罩的厚度减小，内罩的壁厚增大，使得内罩单位质量受到冲量减小，外罩单位质量受到冲量增大，环形射流向外扩张速度减小。壁厚变化梯度小，径向向外的扩张速度大，但是环形射流形态不稳定，容易弯曲，密实度不好；壁厚变化梯度大，径向向外的扩张速度变小，密实度增加，射流形态稳定。因此，壁厚变化的梯度是控制环形射流向外扩张速度的重要因素。为了保证环形射流具有良好的形态，较好的密实度，同时还要保证环形射流向外扩张，以增大在一定炸高下对墙体的破孔孔径，就需要选择适当的壁厚变化梯度。

从图7中可以看出，射流头部的径向速度随着壁厚变化梯度的增大而减小，环形射流向外扩张角度就会减小。内外罩壁厚变化梯度增大，使内外罩单位质量所受冲量差异减小，外扩角度减小，射流会更平衡。但是射流头部的轴向速随着壁厚变化梯度的增大先增大、后减小。因为随着壁厚变化梯度增加，内外罩所受冲量越接近平衡，使得更多能量集中于轴向。但是当内罩壁厚增大到一定时，罩底厚度过厚使得射流头部因为质量过大而速度减小。可以看出，要想保证环形射流既有较高的轴向速度也要具有一定的径向外扩速度，需要找到最优的壁厚变化梯度，才可以对墙体形成较高的侵彻深度和较大的开孔孔径。可以看出，h/d为0.02的环形药型罩所产生的射流轴向速度较大，并且具有一定的外扩角度，射流密实度和形态最好。

图7 环形射流头部径向速度和轴向速度变化Fig.7 Radial and axial velocities of head of annular jet

2.2 组合战斗部对半无限混凝土靶的开坑

接下来对h/d为0、0.01、0.02、0.03的4种环形药型罩与中心球形药型罩组合战斗部进行半无限混凝土靶板的侵彻数值模拟，4种战斗部的中心球形药型罩均一致。在炸高都为1.5d情况下，通过观察对混凝土靶板的开坑坑径与坑深，对比4种不同环形药型罩与中心球形药型罩组合的开孔能力。本文没有进行其他口径战斗部数值模拟，结果中开孔孔径、侵彻深度仅仅是为d=200 mm时的结果。图8为对半无限混凝土靶开坑结果，由于混凝土具有离散性，混凝土靶完全损伤区视为开坑的形貌，即红色部分。损伤程度范围为0～1，0代表没有破坏，1代表完全破坏。

图8 4种组合战斗部对半无限混凝土靶开坑的数值模拟Fig.8 Numerical simulation of annular jet and central EFP combined warhead penetrating into semi-infinite concrete targets

图9为采用4种不同壁厚变化梯度的环形药型罩组合战斗部对半无限混凝土靶开坑的坑径与坑深进行统计得到的环形药型罩壁厚变化梯度与坑径、坑深的关系。从图9可以发现，战斗部对半无限混凝土靶板开坑的坑径与坑深随着环形药型罩的壁厚变化梯度的增大而先增大、后减小。其中h/d为0.02的战斗部开坑最深，坑径最大。

图9 环形药型罩壁厚变化梯度与开坑坑径、坑深的关系Fig.9 Relationship among the gradient of thickness variation of annular liner and the diameter and depth of craters

随着偏心距的增大，环形药型罩壁厚变化梯度变大，环形药型罩的内外罩冲量差越来越小，造成环形射流形态越来越好，密实度越来越高，对靶板的侵彻能力增强。但是h/d进一步增大到0.03后，环形药型罩的罩顶过厚，导致射流头部速度减小，侵彻能力反而降低；偏心距小的环形药型罩形成的环形射流尽管外扩角度较大，但是射流形态不好，接触靶板后径向侵彻能力不足。环形药型罩h/d为0.02时，射流形态和密实度均良好，径向侵彻能力较好。h/d为0.02的环形药型罩形成的环形射流虽然外扩角度比h/d为0和0.01的环形药型罩形成的射流小，但是由于射流形态较好，其对混凝土靶开坑坑径较大。h/d为0.03的环形药型罩形成的环形射流外扩角度很小，且射流密实度过高，对靶板侵彻坑径降低。

图10是环形药型罩h/d为0.02的组合战斗部对半无限混凝土靶的开坑坑径、坑深与炸高的关系。由图10可以看出，随着炸高的增加，战斗部对混凝土靶板的开坑坑径增大，但增长越来越缓慢。炸高增加，环形射流有充分的空间进行径向扩张，会使得接触到靶板时环形射流直径变大，形成的坑径增大；开坑坑深随着炸高先增大、后减小，这是因为一定炸高有利于形成稳定的环形射流，但是炸高过大时会造成射流被拉断，导致射流的侵彻能力降低。 为了保证环形射流可以对混凝土墙体形成较大孔径且能完全侵彻墙体，确定炸高为1.5倍口径。

图10 开坑坑径、坑深与炸高的关系Fig.10 Change of crater diameter and depth with blasting height

2.3 组合战斗部对混凝土墙体的破孔

通过以上数值模拟，环形药型罩h/d为0.02的组合战斗部对半无限混凝土靶的开坑能力最强。为了确定对混凝土墙体破孔的能力，对采用h/d为0、0.01、0.02、0.03等4种环形药型罩的组合战斗部对不同厚度的混凝土墙体进行开孔的数值模拟，炸高为1.5d. 混凝土墙体与半无限混凝土靶不同，混凝土墙体由于背面反射的稀疏波容易造成混凝土墙体背面层裂，使得战斗部对混凝土墙体的侵彻深度增加，容易形成破孔。

图11是环形药型罩壁厚变化梯度与混凝土墙体最大破孔厚度的关系，最大破孔厚度是指战斗部可以对墙体形成通孔的最大墙体厚度。从图11中可以看出，随着壁厚变化梯度的增加，最大破孔厚度先增大、后减小，环形药型罩h/d为0.02的组合战斗部对混凝土靶的破孔厚度最大，可以达到1.5倍的装药。这是因为随着壁厚变化梯度的增加，环形射流的轴向速度越来越高，密实度越来越高，对墙体的侵彻能力增加。随着壁厚变化梯度的进一步增加，环形射流密实度过大，导致头部质量增加，头部轴向速度降低。且环形射流尾部径向速度大于头部，导致射流侵彻靶板方向不稳定，在侵彻过程中射流发生偏斜，侵彻能力下降。

图11 环形药型罩壁厚变化梯度与混凝土墙体最大破孔厚度的关系Fig.11 Relationship between the gradient of thickness variation of annular liner and the maximum perforation thickness of concrete wall

图12是环形药型罩壁厚变化梯度与厚度为d的混凝土墙体破孔孔径的关系。从图12中可以看出，环形射流和中心EFP组合战斗部对混凝土墙体所造成的破孔孔径随着环形药型罩的变壁厚梯度的增大而先增大、后减小，其中采用h/d为0.02的环形药型罩组合战斗部对墙体造成的破孔孔径最大，达到了2.5倍口径。通过之前对环形射流的分析可以得出，h/d为0和0.01的环形药型罩形成的环形射流尽管扩散角度大，但是由于射流密实度低以及形态发生了弯曲、拉断，在接触到墙体后其径向侵彻方向发生了改变，侵彻距离有限。而h/d为0.02的环形药型罩形成的射流形态较好，密实度度较高，且头部具有较高的轴向以及径向速度，接触到墙体后射流侵彻方向保持较好，会形成较大的破孔。h/d为0.03的环形药型罩形成的环形射流由于密实度过高，且尾部径向扩张速度大于头部，对墙体的破孔能力较低。

图12 环形药型罩壁厚变化梯度与混凝土墙体破孔孔径的关系Fig.12 Relationship between the gradient of thickness variation of annular liner and the diameter of perforated hole on concrete wall

图13是环形药型罩h/d为0.02的组合战斗部对厚度为200 mm的混凝土墙破孔数值模拟，炸高为1.5倍口径。由图13可看出，射流在接触墙体时已经沿着一定角度在径向外扩了一定距离。中心EFP先对墙体进行预先破碎，后续环形射流对墙体进行开孔，孔径达到了2.5倍装药口径。

图13 组合战斗部侵彻混凝土墙体的数值模拟(h/d=0.02)Fig.13 Numerical simulation of combined warhead penetrating into the 200 mm-thick concrete target(h/d=0.02)

图14是环形药型罩h/d为0.02的组合战斗部侵彻过程中环形射流和中心EFP的轴向速度变化。中心EFP的轴向速度要比环形射流速度快，中心EFP先接触墙体；0.2～0.3 ms时速度由2 700 m/s快速下降到500 m/s，消耗了中心EFP的主要动能；0.3 ms以后，速度缓慢下降直到侵彻结束速度为0 m/s. 环形射流在中心EFP对墙体预损后开始侵彻；0.22～0.35 ms时速度由2 500 m/s快速下降到300 m/s，消耗了环形射流的主要动能；0.35 ms以后，环形射流速度缓慢下降，侵彻能力降低。

图14 侵彻过程中环形射流和中心EFP的轴向速度变化Fig.14 Axial velocities of annular jet and central EFP during penetration

3 组合战斗部对混凝土墙体破孔的试验

战斗部装药为TNT炸药，采用h/d为0.02的变壁厚环形药型罩，中心球形药型罩和环形药型罩的材料均为紫铜。战斗部尺寸和数值模拟中一致，炸高分别为0.75倍、1倍、1.5倍口径。混凝土靶厚度为1倍装药口径200 mm. 墙体四周用钢壳约束，消除边界效应的影响。

图15为不同炸高下对混凝土墙体的破孔试验结果。如图15所示，从试验结果来看，环形射流和中心EFP组合战斗部可以对混凝土墙体形成较大的破孔孔径，战斗部对混凝土墙体形成了一个漏斗形状圆形通孔。

图15 不同炸高下对混凝土墙体的破孔试验结果Fig.15 Test results of perforated holes on reinforcedconcrete walls at different blasting heights

图16为试验得到的混凝土墙体的破孔孔径随着炸高变化。如图16所示：炸高为0.75倍口径时，形成内径为2.25倍口径、外径为3.45倍口径的漏斗状通孔；炸高为1倍口径时，形成内径为2.41倍口径、外径为3.63倍口径的漏斗状通孔；炸高为1.5倍口径时，形成内径为2.52倍口径、外径为3.75倍口径的漏斗状通孔。

图16 试验得到的混凝土墙体破孔孔径随着炸高的变化Fig.16 Change of diameter of hole on concrete wall with blasting height

数值模拟结果和试验结果吻合良好，验证了数值模拟的有效性。数值模拟结果表明，根据对环形药型罩进行变壁厚设计，使其具有一定的壁厚变化梯度，可以获得具有较高的轴向速度和一定的外扩角度的环形射流，采用h/d为0.02的环形药型罩组合战斗部对混凝土墙体具有较强的侵彻能力和开孔能力。试验结果表明，采用变壁厚的环形药型罩组合战斗部可以对混凝土墙体形成较大的通孔。该组合战斗部在1.5倍炸高下对厚度为200 mm的混凝土墙体可以形成2.52倍口径的通孔。

4 结论

1) 基于数值方法对环形射流和中心EFP组合战斗部进行了模拟，对环形射流的成型过程进行了分析。数值模拟结果表明，h/d为0.02的环形药型罩形成的射流形态和密实度最好，具有一定的外扩角度。

2) 进行了直径200 mm的组合战斗部对混凝土墙体破孔的数值模拟，通过对比开孔能力得到了最优的环形药型罩结构。数值模拟结果表明：中心EFP先对墙体进行预先破碎，后续环形射流对墙体进行开孔；采用h/d为0.02的环形药型罩组合战斗部开孔能力最高，对混凝土墙体破孔孔径可以达到2.5倍以上装药口径。

3) 进行了组合战斗部对混凝土墙体破孔的试验，试验结果验证了数值模拟的有效性。结果表明，设计的战斗部在1.5倍炸高条件下对混凝土墙体形成了内径为2.52倍口径、外径为3.75倍口径的漏斗状通孔。