0 引言
未爆弹常因多种因素而不能正常爆炸,无论在战时还是和平时期,均会留下巨大隐患。聚能金属射流具有能量密度高、方向性好、装药量小等优点,用于销毁未爆弹时高效可靠,是目前销毁未爆弹的主要方法之一。聚能装药分为锥形装药与线性装药,锥形装药射流侵彻深度大,但侵彻口径小。线性聚能装药具有操作简单、稳定、可连续布设等特点,其产生的金属射流也具有侵彻切口长、宽度大的优点,常用于销毁大型未爆弹。因而开展线性聚能装药射流冲击起爆研究,获得带盖板装药的临界起爆阈值与引爆机理,对未爆弹销毁具有重要意义。
聚能装药射流起爆未爆弹装药的机理主要有射流冲击剪切起爆、冲击波起爆、热效应引爆。Held[1]研究不同直径金属射流引爆高能装药的情况,提出并总结出射流引爆裸露炸药判据为
其中Vj为射流速度、d为射流直径、K为由实验获得的炸药感度常数。聚能装药可以分为线性装药和锥形装药,线性装药也被称为聚能切割器,其基本原理扩展于锥形聚能装药理论[2],针对射流冲击起爆炸药工作,国内外学者进行了大量的研究。赵聘等[3]研究温度对锥形射流侵彻不同厚度隔板起爆RDX含铝装药的影响,结果表明随着温度升高,RDX含铝炸药对冲击波感度降低,但超过一定温度后,感度又会上升。孙乔溪等[4]利用数值仿真软件研究了动能块冲击起爆带壳装药的速度阈值,结果表明将动能块的攻角增大,冲击起爆的阈值会先增大后减小。蒋文灿等[5]采用ALE方法研究不同屏蔽盖板厚度对杆射流冲击起爆装药的影响,研究结果表明,当屏蔽板增加到一定厚度时,射流前驱波无法冲击起爆炸药。詹发民等[6]以金属杆撞击代替射流侵彻的方法,研究不同直径、不同初速的杆侵彻不同厚度靶板来引爆带壳装药,得到不同直径金属杆引爆带壳装药的极限速度。朱鹤荣等[7]用X-光技术对锥形射流引爆薄钢板覆盖炸药的临界条件进行研究,得出装药完全爆炸、爆燃、完全不爆炸等3种现象。李世纪等[8]通过使用LS-DYNA确定了锥形射流冲击起爆屏蔽PBX的起爆阈值,将射流冲击静态PBX与动态PBX作对比,得到目标高速运动会降低射流起爆能力的结论。栗丁丁等[9]使用AUTODYN软件针对PBX-9404的临界起爆特性进行研究,结果表明:不同隔板材料、厚度、点火方式等3种途径可以改变其引爆阈值。梁斌等[10]采用Autodyn程序,模拟了不同口径锥形射流引爆带壳装药TATB的工况,结果表明:当壳体厚度增加时,TATB起爆的机制不是单一射流产生的前驱波引爆。韩甲旭等[11]基于起爆试验和数值仿真,研究了约束效应对装药冲击起爆的影响,结果表明:约束强度增加,冲击阻抗增大,装药的输出能力会有一定程度的提升。宋乙丹等[12]研究了锥形射流冲击起爆带盖板PBX-1和PBX-2等2种装药感度,结果表明PBX-1炸药的射流安全性显著优于PBX-2炸药。Zhao等[13]使用实验与模拟相结合的方式,利用X光技术研究了射流冲击起爆盖板下包覆RDX的情况,得出厚盖板下炸药于距离上盖板一定距离处起爆的结论。Chen等[14-15]采用试验与数值模拟相结合的方式,分析了有限厚度炸药的临界起爆阈值。结果表明:有限厚度炸药临界起爆阈值的对数与炸药厚度减去压缩深度的对数近似线性相关,同时装药厚度的增加会降低装药的起爆阈值。Wang等[16]研究LX-04炸药在不同温度条件下的冲击起爆特性,基于其试验与数值模拟数据提出了临界撞击速度与初始温度关系的模型,得出初始温度越高,LX-04装药的冲击感度越高。
目前国内外学者针对聚能射流冲击起爆钢板后方装药的研究,主要集中在锥形射流或动能块等对装药的起爆能力的研究,对线性装药射流侵彻钢板并引爆钢板后方TNT装药机理的研究不多,仍存在线性射流诱爆TNT装药机理不清晰、判据不完善等问题。本文通过试验与数值模拟相结合的方式,研究典型线性聚能切割器引爆钢板后方装药能力,探究射流引爆带盖板压装TNT机理,确定临界钢板厚度及完善射流冲击起爆炸药判据,为未爆弹的安全销毁提供指导。
1 试验研究
采用试验方法,首先确定线性聚能切割器对钢板侵彻性能,得到射流穿透与未穿透钢板状况下对装药的引爆结果,寻找射流引爆后方装药时钢板临界厚度;其次依据射流引爆钢板后方装药试验,优化数值计算模型,得到不同条件下射流引爆钢板后方装药的结果和关键参数。最后,综合探究射流起爆未爆弹原有装药机理,并完善射流冲击起爆钢板后方TNT装药判据。
1.1 试验装置
线性聚能切割器选用长100 mm、宽54 mm、高52.7 mm、内装200 g黑梯炸药的聚能装药,该装药零炸高时可穿透35 mm厚钢板,线性切割器见图1。钢板采用不同厚度的Q235钢,钢板后方被发装药为200 g TNT压装药块,药块的参数为10 cm×5 cm×2.5 cm。
图1 线性切割器模型
Fig.1 Schematic diagram of the linear cutter model
试验进行8组,T1至T4组确定射流侵彻钢板深度,根据侵彻深度,设计T5与T6组试验研究射流穿透与未穿透钢板时对装药的引爆结果,根据上组试验结果减小钢板厚度,设计T7至T8确定射流穿透钢板引爆TNT的钢板临界厚度,T5—T8组试验在被发装药后方设置效应板用于观察装药引爆情况。最终试验工况见表1,试验设置见图2。
表1 试验工况
Table 1 Test conditions
序号炸高/cm钢板厚度/cm被发装药/g效应板厚度/cmT10400T22.5400T32.52+400T42.54+200T52.542001T62.53.52001T72.522001T82.522001
图2 试验装置
Fig.2 Diagram of the test setup
1.2 试验结果
1.2.1 金属射流侵彻钢板深度
试验T1—T4表明,线性聚能装药零炸高时射流侵彻深度为3.5 cm,当炸高增加至2.5 cm时侵彻深度达4 cm。现场试验及结果见图3,具体侵彻深度见表2。
表2 T1—T4 试验结果
Table 2 T1—T4 test results
序号钢板厚度/cm侵深/cm钢板背面情况T143.50凸起T244.00形成破口T32+43.802 cm穿透、4 cm凸起T44+23.944 cm轻微穿透
图3 T1—T4装置与结果示意图
Fig.3 Plot of T1—T4 devices and results
综上,线性切割器最大侵彻深度为4 cm,射流侵彻4+2 cm钢板情况下的性能略高于2+4 cm钢板,原因为试验T3与T4中两层钢板之间的空气间隙会消耗部分能量,当上层钢板较薄时,穿透上层钢板后剩余能量高,在空气中损耗能量占比高。在试验T3下层4 cm钢板正面裂痕周围看到能量耗散留下椭圆形凹痕,而在试验T4下层2 cm钢板正面没有明显凹痕,此差异是两者能量耗散不同的体现。
1.2.2 射流穿透与未穿透钢板时引爆TNT结果及分析
图4与图5展示了射流穿透钢板及穿透钢板后对被发装药的引爆程度,结果表明射流穿透4 cm、3.5 cm钢板时均不能引爆被发装药,但射流穿透2 cm钢板时可有效引爆被发装药。4种工况具体对钢板的侵彻口径尺寸及装药引爆情况见表3。
表3 T5—T6试验结果
Table 3 T5—T6 test results
序号钢板厚度/cm被发装药情况效应板情况T54留有白色粉末无变形T63.5留有白色粉末无变形T72引爆有较大凹陷T82引爆有较大凹陷
图4 射流未引爆装药工况及装药情况
Fig.4 Jet undetonated charge conditions and charges
图5 射流引爆装药工况
Fig.5 Jet-activated charging conditions
试验T7和T8实验设置相似,射流穿透钢板厚度均为2 cm,被发装药下方紧贴1 cm效应钢板。试验T7射流穿透2 cm钢板,背面有被发装药爆炸留下的矩形凹坑;在1 cm效应板正面也有被发装药爆炸留下的凹坑,效应板背面凸起且一端发生破裂;混凝土地面上存在凹坑与向四周蔓延的裂纹,周围无TNT粉末,判断此次射流成功引爆TNT药块。试验T8为T7的重复试验,结果为2 cm钢板被穿透;1 cm钢板正面有浅坑,背面有鼓起;地面存在裂隙,周围无TNT粉末,判断这2次射流成功引爆被发装药。此组试验相同钢板厚度条件下进行了3次试验,有1次未引爆、2次成功引爆,由此推断,2 cm厚的钢板是此线性切割器能引爆装药的临界厚度。
2 数值模拟模型介绍
2.1 数值模型参数及本构方程
线性切割器模型由B炸药与药型罩组成。整体模型对药形罩中心、射流头部穿过空气部分、靶板与射流接触部位网格进行加密。空气、药形罩、炸药采用Euler网格建模并共节点,靶板(钢板、200 g TNT、混凝土)采用Lagrange网格,数值模型采用cm-g-μs单位制。模型均采用3D SOLID164实体单元。模型图中,Euler网格尺寸为0.06 mm,在形成射流的部分网格加密;Lagrange网格尺寸为0.04 mm,在与射流接触的部分网格加密。Euler模型和Lagrange模型之间的接触采用流固耦合算法定义,Lagrange模型之间的接触采用面面接触并定义自接触,在空气四周、钢板两侧、混凝土两侧及下侧均定义为透射边界,用以模拟无限的空气、钢板和混凝土域。加密网格为虚线表示部分,无反射边界用实线表示,边界条件及加密网格示意图如图6所示。
图6 边界条件及加密网格示意图
Fig.6 Schematic diagram of boundary conditions and encrypted mesh
本文用到的模型包括B炸药、空气、药形罩、钢制靶板、TNT、混凝土。B炸药材料采用高能炸药模型,状态方程为JWL状态方程,通常用来描述炸药爆轰产物的压力,具体参数见表4[17]。状态方程表达式为
(1)
表4 B炸药参数
Table 4 Parameters of explosive B
参数ρDPABR1R2值1.7170.7980.2955.2420.07684.21.1
空气域采用空白材料模型(NULL)以及GRUNEISEN状态方程来描述,具体参数见表5[18]。
表5 空气参数
Table 5 Air parameters
参数ρPCCGAMMA0值1.29E-303.44E-21.4
药形罩材料为紫铜,钢板采用Q235钢,两者均用JOHNSON-COOK模型以及GRUNEISEN状态方程描述,JOHNSON-COOK模型可以用于描述低应变率到高应变率的材料,描述了应变、应变率、温度对屈服应力的关系,具体参数见表6[19]及表7[20]。
表6 紫铜材料参数
Table 6 Material parameters of red copper
参数ρGABC值8.930.4779E-42.92E-30.394
表7 钢板材料参数
Table 7 Material parameters of steel plate
参数ρGABC值7.8960.8183.5E-32.75E-30.022
混凝土结构采用HOLMQUIST-JOHNSON-COOK混凝土模型,参数见表8。此模型考虑应变率、静水压、损伤累积对强度的影响,考虑大应变、高应变率、高压效应,被大量应用在数值模拟领域[21-24]。
表8 混凝土材料参数
Table 8 Concrete material parameters
参数ρGABD1K1K2值2.40.1540.791.60.010.85-1.7
被发装药TNT材料采用Lee-Tarver点火增长模型,此模型包括未反应物的状态方程、反应物状态方程和反应速率方程,参数见表9[25]、表10。其中前两者的状态方程均可用JWL状态方程来描述。
表9 TNT JWL状态方程参数
Table 9 Parameters of TNT JWL equation of state
参数未反应炸药变量反应产物ρ1.63D0.693A16.731Pcj0.21B10.219 98A23.712R15.4B20.032 306R21.8R34.15ω0.892 6R40.95Cv2.050E-5E00.07
表10 点火增长模型参数
Table 10 Parameters of the ignition growth model
参数值变量值I50g0.111G1360x4G2100y1.2a0z1.0b0.667FG1max1.0c1.0FG2min0d0.6671.0
点火增长模型的反应速率方程包括三项式,分别表示为热点形成及加热区点火、热点形成向外或向内增长、炸药爆轰的快速完成,即点火、燃烧和快速反应项[26]。该方程的具体表达形式为
G1(1-F)cFdPy+G2(1-F)eFgPz
(2)
式(2)中:F代表反应度;t代表时间;I代表控制点火;x代表热点数量(I、x是冲击波强度与作用时间的函数);a代表临界压缩度,用于限定点火界限;G1和d控制点火热点的数量;G2和z确定高压下的反应速率。具体参数见表10[27]。
2.2 数值模拟工况
此聚能装药结构呈线性分布,可以将三维问题简化为二维平面问题。对照试验设计数值模型共10组,编号分别为M1—M10,另外增加M9—M10两组工况,分析3 cm和2.5 cm厚钢板对射流引爆装药的影响。各种模型构成见表11与图7。
表11 数值模拟工况
Table 11 Numerical simulation conditions
编号炸高/cm钢板厚度/cm有无被发装药有无效应板M104无无M22.54无无M32.52+4无无M42.54+2无无M52.54有有M62.53.5有有M72.52有有M82.52有有M92.53有有M102.52.5有有
图7 M1、M8数值模型示意图
Fig.7 Schematic diagram of numerical model for M1 and M8
2.3 仿真结果与试验结果对比
各试验裂纹尺寸使用游标卡尺进行测量,测量单位为mm,换算单位为cm。根据有效数字运算规则:舍入规则、有效数字等对数据进行处理,有效位数采用三位。图8—图11分别展示了T1与M1、T4和M4、T6和M6、T8和M8结果对比,其余试验所得钢板裂纹尺寸与模拟尺寸对比,并计算出误差值见表12—表15。
表12 试验T1、T2与模拟M1、M2结果对比
Table 12 Comparison of experimental T1 and T2 with simulated M1 and M2 results
工况钢板试验结果尺寸/cmZMBMSD钢板模拟结果尺寸/cmzmbmsd误差/%Z/zB/bS/s11.3002.431.1702.5410.004.5021.701.014.001.680.944.001.21.010
注：ZM:代表正面裂痕宽度,BM:代表背面裂痕宽度,SD:代表裂痕深度;大写字母表示试验结果,小写字母表示模拟结果,表13—表15同样适用。
表13 试验T3、T4与模拟M3、M4 2 cm钢板结果对比
Table 13 Comparison of results for experimental T3,T4 and simulated M3,M4 2 cm steel plates
工况钢板试验结果尺寸/cmZMBMSD钢板模拟结果尺寸/cmzmbmsd误差/%Z/zB/bS/s32.141.222.002.021.262.005.63.204000000000
表14 试验T3、T4与模拟M3、M4 4 cm钢板结果对比
Table 14 Comparison of results of experimental T3,T4 and simulated M3,M4 4 cm steel plates
工况钢板试验结果尺寸/cmZMBMSD钢板模拟结果尺寸/cmzmbmsd误差/%Z/zB/bS/s30.9801.641.0301.615.101.842.040.674.001.930.664.005.31.50
表15 试验T5—T8与模拟M5—M8结果对比
Table 15 Comparison of test T5—T8 and simulated M5—M8 results
工况钢板试验结果尺寸/cmZMBM钢板模拟结果尺寸/cmzmbm误差/%Z/zB/b模拟结果试验结果51.811.051.731.004.44.7未爆未爆61.891.181.861.121.65.1未爆未爆7(8)1.931.511.811.466.23.3爆爆
图8 试验T1与数值模拟M1结果对比
Fig.8 Comparison of test T1 and numerical simulation M1 results
图9 试验T4与数值模拟M4结果对比
Fig.9 Comparison of experimental T4 and numerical simulation M4 results
图10 试验T6与数值模拟M6结果对比
Fig.10 Comparison of experimental T6 and numerical simulation M6 results
图11 试验T8与数值模拟M8结果对比
Fig.11 Comparison of experimental T8 and numerical simulation M8 results
此2种工况正面裂痕、背面裂痕以及裂痕深度的实验值与数值模拟值误差不超过10%,误差值较小,认为此数值模拟成功验证了试验情况。
此2种工况,无论是2 cm钢板还是4 cm钢板,正反面裂痕宽度以及深度最大误差值为5.6%,最低误差值为3.2%,误差值相对较低。
这4种工况中,工况7、工况8试验与模拟结果一致,因此仅放置一组数据,最大误差均不超过6.2%。试验与数值模拟均表明射流穿透4 cm和3.5 cm钢板后均不能成功诱爆被发装药,射流穿透能够引爆TNT的临界钢板厚度为2 cm,最终结果表明此次数值模拟具有较高可信度。
3 模拟结果分析
3.1 射流对装药引爆结果分析
当射流侵彻钢板的速度超过声速时,会在射流头部产生前驱冲击波。前驱冲击波会早于射流进入被发炸药,但是前驱冲击波并不一定能引爆炸药。当射流穿透钢板直接作用于装药时,会对装药造成较大的剪切形变。射流起爆装药理论包括对装药的剪切机制,一般来说,如果产生的冲击波作用不强,但炸药的应变以及应变率很高时,很容易产生剪切起爆。TNT装药中,由于剪切应变而产生的塑性和粘性功可以产生并集中在热点区域,当温度上升到一定程度后,会发生化学反应,最终形成爆轰波。
根据射流侵彻钢板的应力云图(见图12),可以将炸药被引爆的过程简单分为3个阶段:① 射流侵彻钢板产生的前驱压力波对被发装药的作用;② 射流侵彻钢板超过一定程度后,钢板背面产生较大变形,形成破口,以一定速度挤压被发装药;③ 射流完全侵彻钢板后进入装药内,对装药剪切引爆作用,3个作用阶段见图13。
图12 射流侵彻钢板过程应力云图
Fig.12 Stress cloud of the jet penetration process in steel plate
图13 射流穿透钢板引爆装药3个阶段示意图
Fig.13 Schematic diagram of the three phases of the jet penetrating the steel plate to detonate the charge
将被发TNT按图14分为4个象限,从TNT中共选取6个单元,单元1-单元4为纵向中轴线间隔为0.83 cm的单元;单元4、单元5分别为一、三象限的几何中心单元,两者距离纵轴和横轴的距离分别为1.25 cm和0.625 cm。用后处理软件查看选取单元的压力与反应度曲线,反应度代表所选单元的燃烧分数,当反应度达到1时,认为装药完全反应。由于装药的爆轰过程一般很短暂,只发生在几个微秒左右,因此当反应度曲线的斜率突变且反应度达到1时,认为炸药发生爆轰,当反应度曲线斜率变化不快且反应度为1时,认为发生爆燃,同时根据所选单元压力是否到达TNT爆轰的压力来判断反应类别-爆轰、爆燃及未反应。选取模拟工况M5、M6、M7的TNT单元进行对比。
图14 TNT装药选取单元示意图
Fig.14 Schematic diagram of TNT charge selection unit
通过查看不同时间段应力云图的变化,将压力及反应度曲线分别分成3个阶段。从图15、图16可知,在31 μs左右,2种工况下单元均受到前驱波作用后压力上升,4 cm工况选取单元压力最高为0.57 GPa,3.5 cm工况单元最高为0.634 GPa,两者均未达到爆轰压力,且3.5 cm工况各单元第一阶段最终压力均高于4 cm工况;反应度两者在第一阶段基本相同,达到4%左右,未达到爆轰条件;第二阶段时,背面鼓起部分挤压装药上表面,因此二者的压力与反应度曲线仅有紧贴钢板背面的单元1有上升趋势,其余单元无变化,从侧面印证了钢板背面鼓起对被发装药引爆也有积极作用,此阶段作用后,各单元的反应度基本没有发生变化;第三阶段时,由于后者钢板更薄,射流穿透钢板后剩余速度更快,因此对装药的剪切作用更大,最终3.5 cm钢板工况下中轴线上单元压力与反应度均有不同程度上升,最高压力达到1.07 GPa,反应度达到30%左右,而4 cm工况下仅有与射流最先接触的单元1、单元2压力与反应度有所上升,其余单元未发生明显变化,最高压力为0.16 GPa,均未达到爆轰状态。通过对两者的分析得出:对于4 cm厚度钢板,被发装药的引爆作用射流前驱波作用最大、射流直接作用次之、钢板背面的挤压作用最弱;钢板厚度减少时,对于被发装药的引爆程度射流剪切作用最高、射流前驱波作用次之、钢板背面压缩作用最弱;中轴线上的单元反应度最高,上升也最快,两侧单元反应度则均没有太大变化,这表明中轴线上的单元受到射流的剪切作用最大,因此反应度和压力也最高。
图15 4 cm及3.5 cm工况选取单元压力图
Fig.15 Pressure diagram of selected units for 4 cm and 3.5 cm conditions
图16 M5(4 cm)及M6(3.5 cm)工况选取单元反应度图
Fig.16 Selected unit reactivity plots for M5 (4 cm) and M6 (3.5 cm) conditions
M8(2 cm)工况选取单元压力与反应度示意图如图17所示。由图17可知,在前驱波作用下选取单元压力与反应度有所上升,钢板较薄应力波衰减程度低造成单元到达的压力与反应度均高于前两者工况,压力达到0.9 GPa、反应度达到20%左右。在钢板背面挤压作用下,单元压力未发生明显变化,反应度上升到30%左右。当射流穿透钢板进入装药后,较短时间内射流对装药的剪切作用较低,此时各单元反应度与压力缓慢上升;当装药受到射流剪切作用累积到一定程度后,各单元反应度与压力突跃上升,斜率接近无穷大且反应度到达100%,压力最大,达到30.5 GPa左右。在射流的剪切作用下中轴线上的单元1、单元2反应度最先达到100%,随后单元3反应度也到达100%,三者爆轰压力为19.4 GPa,反应度与压力突跃变化最终成长为爆轰;两侧的单元5、单元6,从反应度曲线可知,两者中间无剪切作用积累阶段,最终突跃到100%,且滞后于中轴线单元,可见两侧的装药并非由射流剪切作用引爆,而是由中轴线单元爆轰产生的爆轰波所引爆。结合压力与反应度图可知,反应度和压力上升最快的部分为射流剪切作用阶段,上升最慢的部分为钢板背面挤压阶段,上升比较快的部分为前驱波作用阶段。当钢板厚度继续减薄时,起爆发生在射流与装药接触面接近的部位,越靠近接触部分的单元起爆越快,中轴线部分装药由射流剪切作用直接引爆,距离中轴线较远装药由爆轰波引爆,爆轰完成时间仅为几微秒。
图17 M8(2 cm)工况选取单元压力与反应度示意图
Fig.17 Schematic diagram of unit pressure and reactivity for M8 (2 cm) condition selection
图18、图19分别探究了钢板厚度为3 cm、2.5 cm时射流对装药的引爆情况。从图18、图19中可知,当钢板厚度为3 cm时,单元1在前驱波作用下压力达到最高1.9 GPa,反应度达到25%左右,在钢板背面挤压作用下,所有单元的压力与反应度基本没有变化,单元最高反应度仅为50%左右,未达到爆轰条件。当钢板厚度降低为2.5 cm时,所选单元的压力最高达到4.1 GPa,仅有单元1的反应度达到100%;但单元5、单元6的反应度与压力基本为0,未发生爆轰。
图18 M9(3 cm)、M10(2.5 cm)工况单元压力
Fig.18 M9(3 cm),M10 (2.5 cm) working unit pressure
图19 M9(3 cm)、M10(2 cm)工况单元反应度
Fig.19 Reactivity of M9 (3 cm) and M10 (2 cm) working conditions units
图20为射流穿透不同厚度钢板进入TNT装药时的TNT剪切应变图,由图20可知,4 cm、3.5 cm钢板后方的TNT剪切应变很低,没有发生太大变形;而2 cm钢板后方的TNT经过射流作用后产生较大的剪切应变,两侧及底部均产生较大不规则变形。
图20 3种工况装药剪切应变
Fig.20 Charge shear strain for three operating conditions
综上,在厚盖板4 cm的情况下,被发装药轻微反应未达到爆轰,轻微反应的主要原因是前驱压力波作用,次要原因是射流剪切作用;在薄盖板2 cm的情况下,被发装药完全爆轰的主要原因是射流剪切作用,次要原因是射流前驱波作用;对于钢板背面的压缩作用,则可以忽略不计;射流引爆装药发生在射流接触炸药部分,越靠近接触部分的单元起爆越快,与射流未接触部位装药,则是由被射流引爆装药形成的爆轰波所引爆,整体爆轰时间仅有几微秒。
3.2 射流速度直径和引爆装药感度常数
从M1—M10模拟情况中,量取射流穿透钢板后射流头部直径与速度,射流进入装药的速度、直径和穿透钢板时的速度、直径一致,射流速度及装药引爆情况如表16所示。
表16 射流速度及装药引爆情况
Table 16 Jet velocity and charge detonation
序号侵彻开始射流速度/(m·s-1)侵彻结束射流速度/(m·s-1)侵彻结束射流头部直径/cm被发装药引爆情况M12 92022(未穿透)0无M22 8702211.01无M32 8702661.03无M42 87000.67无M52 8701591.05未引爆M62 8705391.06未引爆M72 8701 0701.26引爆M92 8705691.12未引爆M102 8705641.21未引爆
Held判据是在裸露装药下测得,判据中速度为射流接触装药时的速度。因此,选用射流穿透钢板时的速度来替代,最终得出射流引爆带盖板压装TNT的感度常数K为14.43×103 m3/s2。
3.3 验证感度常数
选取王喜等[28]的线性药形罩参数,其药形罩的厚度为2.5 mm,锥角为80°,材料为紫铜。装药仍然采用200 g黑梯炸药,数值模型见图21。首先对其侵彻深度进行研究,数值模拟中最大侵彻深度为3 cm。因此分别建立3、2、1.5 cm厚度钢板进行分析。
图21 模型及侵彻深度示意图
Fig.21 Schematic of model and depth of penetration
选取如图14所示的单元,查看3 cm与2 cm工况下的单元压力与反应度图,如图22、图23所示。
图22 3 cm工况与2 cm工况选取单元
Fig.22 3 cm working condition and 2 cm working condition selection unit
图23 3 cm工况与2 cm工况选取单元反应度
Fig.23 Reactivity of selected cells for 3cm condition vs.2 cm condition
从图中可知,2种工况下被发装药的压力与反应度均有所增加,且前驱波使装药发生反应的程度高于射流直接作用,3 cm工况最高压力达到1.8 GPa,最高反应度达到50%;2 cm工况最高压力达到4 GPa,反应度仅有单元1达到100%,其余单元反应度最高为50%,两者未达到爆轰条件。
图24为1.5 cm钢板下装药单元的压力与反应度图,从图24中可知,前驱波与钢板背面挤压阶段持续时间短,射流直接作用时间长。压力最高达到20 GPa,反应度全部达到100%,且上升速度极快,因此达到爆轰条件。测量射流头部速度为1 450 m/s,直径为0.68 cm,最终得出压装TNT的感度常数为14.29×103 m3/s2,与之前得出的感度常数误差不超过1%。
图24 1.5 cm工况选取单元压力与反应度
Fig.24 Pressure and reactivity of selected cells for 1.5 cm working conditions
4 结论
1) 线性聚能射流引爆装药的机理主要是射流对装药的冲击剪切作用,线性射流在厚盖板情况下诱爆被发装药,被发装药发生轻微反应的主要原因是前驱压力波作用,次要原因是射流剪切作用,且射流仅穿透钢板时前驱波无法起爆装药;在薄盖板2 cm情况下,使被发装药完全爆轰的主要原因是射流剪切作用,次要原因是射流前驱波作用,钢板背面的压缩作用可忽略不计。前驱波对装药有一定的敏化作用。
2) 在薄盖板情况下,射流剪切作用引爆装药发生在射流与装药接触部分—中轴线,距离接触面越近越先被引爆;剩余装药是由爆轰波所引爆。
3) 在考虑到钢板中前驱波敏化作用下同时经过验证,根据射流引爆被发装药Herd判据,确定了压装TNT的感度常数K=14.43×103 m3/s2。
4) 线性聚能装药侵彻切割钢板厚度应大于未爆弹壳体厚度的2倍以上,才能保证可靠炸毁未爆弹。
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