弹箭与制导学报

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2026 , Vol. 46 >Issue 1: 19 - 27

DOI: https://doi.org/10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.01.003

W型药型罩水下成型及毁伤数值模拟

  • 刘星雨 ,
  • 冯誉恒 ,
  • 梁安琪 ,
  • 李旭东 ,
  • 伊建亚 ,
  • 张雪朋 , *
展开
  • 中北大学机电工程学院,山西 太原 030051
*

收稿日期: 2025-08-15

  网络出版日期: 2026-03-09

基金资助

国家自然科学基金委员会青年基金(12402441)

山西省基础研究计划自由探索类青年基金项目(202203021212136)

收起

Numerical Simulation of Underwater Formation and Damage Effects of a W-shaped Liner

  • LIU Xingyu ,
  • FENG Yuheng ,
  • LIANG Anqi ,
  • LI Xudong ,
  • YI Jianya ,
  • ZHANG Xuepeng , *
Expand
  • College of Mechatronics Engineering,North University of China,Taiyuan 030051,Shanxi,China

Received date: 2025-08-15

  Online published: 2026-03-09

Fold

摘要

针对传统聚能战斗部水下侵彻单层靶孔径小的问题,提出了一种基于内锥角α和外锥角β的W型聚能装药结构设计方法,研究了药型罩结构对射流成型以及毁伤效能的影响规律。定义药型罩内外侧边长度的比值μ作为影响W型药型罩水下成型及毁伤的表征参数。通过数值模拟,分析比值μ及起爆点对环形射流成型与侵彻的影响规律。结果表明:当μ为0.22时,环形射流向轴线过度汇聚,形成爆炸成型弹丸(EFP);当0<μ<1时,随着μ值的增大,环形射流外扩趋势逐渐增大,头尾速度差减小,射流稳定性增加;当μ>1时,随着μ值增大,射流尾部杵体减少,头部射流扩张,头尾速度差增大以及受到外部水域作用,射流稳定性显著下降;随着起爆点数量增加引起环形射流头部颈缩,在小炸高情况下对侵彻开孔影响较小。通过优化药型罩内外锥角组合调整μ值及起爆点数量,可以实现环形射流对靶板的大面积毁伤。

关键词： W型药型罩; 水下爆炸; 成型机理; 毁伤效应; 数值模拟

本文引用格式

刘星雨 , 冯誉恒 , 梁安琪 , 李旭东 , 伊建亚 , 张雪朋 . W型药型罩水下成型及毁伤数值模拟[J]. 弹箭与制导学报, 2026 , 46(1) : 19 -27 . DOI: 10.15892/j.cnki.djzdxb.2026.01.003

Abstract

To address the issue of small penetration aperture in traditional shaped charge warheads against underwater single-layer targets,a novel W-shaped shaped charge structure design method based on the inner cone angle α and outer cone angle β is proposed.The influence of liner structure on jet formation and damage effectiveness is studied.The ratio μ of the lengths of the inner and outer sides of the liner is defined a-s a characterization parameter affecting the underwater formation and damage performance of the W-shaped liner.The influence of the ratio μ on the formation and initiation points on the formation and penetration of annular jet are analyzed through numerical simulations.The results indicate that,the annular jet converges excessively toward the axis when μ is 0.22,forming an explosively formed projectile (EFP).When 0<μ<1,the outward expansion trend of the annular jet gradually intensifies,the head-to-tail velocity difference decreases,and the jet stability improves with the increase in μ.When μ>1,the slug at the jet tail is reduced,the jet head expands,the head-to-tail velocity difference increases,and the jet stability significantly decreases under the influence of the external water medium with the increase in μ.Additionally,the increase in the number of initiation points induces necking at the head of the annular jet,which has little impact on penetration and aperture formation under the condition of small standoff distance.The large-area damage of annular jet to the target plate can be achieved by optimizing the combination of the inner and outer cone angles of the liner to adjust the value of μ and the number of initiation points.

Key words： W-shaped liner; underwater explosion; formation mechanism; damage effect; numerical simulation

0 引言

随着现代舰艇防护技术的不断发展,对战斗部毁伤性能的要求越来越高,对大直径侵彻孔的需求不断增加。传统聚能战斗部有侵彻能力强、威力大等特点,但存在侵彻孔径小、后效毁伤威力小等问题[1-3]。针对问题,学者提出了一种环形聚能装药结构,与传统聚能装药结构相比,能够对目标造成大开孔的毁伤效果,提高聚能战斗部对舰艇等目标大开孔毁伤威力[4]。环形聚能装药是一种新型聚能装药结构,显著提升毁伤面积。国内外学者针对环形聚能装药展开了大量研究。
KÖNIG等[5]设计了一种变壁厚环形药型罩,在爆轰波作用下外壁比内壁更早翻转形成环形EFP。J.Meister与F.Haller[6]设计了一种镰刀式环形药型罩,该结构在2.5倍炸高下可以形成稳定的环形EFP,直径能够达到1倍装药直径。Richard等[7]等介绍了美国陆军装备研究发展设计中心(ARDEC)设计的几种环形切割器,主要用于以钢筋混凝土或砖墙为目标的作战任务。Zhang[8]等对环形射流和普通射流穿透水下钢板进行分析,得到了环形射流和普通射流的形成过程以及两种金属射流分别对钢板造成的损伤特征。Fu等[9]提出了一种新型环形装药结构,分析了环形射流在空气中的运动特性以及对双层板的损伤效应。Xu等[10]对影响环形射流成型的因素进行了分析,结果表明最大壁厚位置对射流的径向和轴向速度影响最为显著。王成等[11]通过模拟不同起爆方式和长径比的铝药型罩环形聚能装药,发现射流成型和轴向速度主要受到装药长径比影响、径向速度受到起爆方式影响。李召婷等[12]分析非对称中空环形聚能装药成型与侵彻特性影响因素,发现材料、偏心距离、壁厚及炸高对射流性能有显著影响。吴海军等[13]通过正交优化设计确定药型罩锥角是影响环形聚能装药侵彻能力的最显著因素。童宗保等[14]提出了一种M型药型罩,结果表明该药型罩能够形成直径较大的环形射流。吴国东等[15]提出一种变壁厚弧锥结合的环形药型罩结构,通过灰关联分析表明圆弧曲率半径和锥角是影响侵彻性能的关键因素。杨志林等[16]设计了一种新型W型药型罩,采用正交优化得出药型罩倒锥角和锥角分别是影响彻深和开口直径的主要因素。张婧等[17]设计了一种W型药型罩,通过对比W形与锥角药型罩射流形成及侵彻性能,表明W形药型罩侵彻深度显著优于锥角药型罩。段嘉庆等[18]针对环形射流成型扭曲偏斜问题,提出等动量设计法来同步压垮药型罩,结果表明该方法能够保证射流不偏斜以及改善射流成型。吉庆等[19]使用尼龙作为药型罩材料模拟环形射流成型及侵彻,结果表明药型罩壁厚能够显著影响毁伤孔径。Hu等[20]提出一种新型组合式环形聚能装药结构,在环形装药中空部分添加中心装药,起爆后可以形成环形射流与杆式射流两种侵彻体,显著提高毁伤效果。李旭东等[21]针对环形射流偏斜问题,设计了一种发散环形切割装置,可以在小炸高上对目标造成大于装药口径的开孔。任思远等[22]设计了一种环形射流和EFP组合战斗部,通过研究该结构侵彻混凝土墙能够造成大于2.5倍装药直径的毁伤孔径。何降润等[23]基于爆轰波传播理论分析了壳体厚度、材料对环形射流成型的影响规律。安文同等[24]设计了一种V形顶部结构药型罩,结果表明V形药型罩侵彻性能优于锥角药型罩。王瑞聪等[25]对水介质对环形EFP成型及侵彻性能的影响进行分析,结果表明接触爆炸时,水对环形EFP的成型以及侵彻能力影响较小。翁立浩等[26]提出了一种组合式环形向内切割器,通过正交优化设计得出环形切割器的最优结构参数以及线型装药长度对侵彻影响最为显著。
现有关于环形聚能装药的研究,多集中于药型罩中空结构优化以及药型罩材料方面,对于药型罩轴线与装药轴线夹角对环形聚能装药水下成型及侵彻的影响研究鲜有公开发表。本文在传统环形聚能装药结构的基础上,提出一种基于内锥角α和外锥角β的W型非中空环形装药结构,通过数值模拟分析不同起爆点、不同μ值下环形射流的成型以及侵彻过程,以对目标靶板的毁伤效果作为评估标准,得到可以造成大面积开孔毁伤的装药结构,为水下环形射流研究具有参考意义。

1 有限元模型及方案

1.1 模型及方案

环形装药结构如图1所示,装药直径CD为110mm,装药高度h为1倍装药直径。药型罩为等壁厚结构,厚度δ为5mm,α为W型药型罩与装药轴线的夹角,定义为内锥角,β为药型罩外锥角,定义药型罩内侧与外侧边之比为μ,起爆点位于装药端面中心。
图1 聚能装药结构示意图

Fig.1 Structural schematic diagram of the shaped charge

1.2 数值模型

采用LS-DYNA有限元软件对战斗部的成型和侵彻过程进行数值模拟。建立1/4三维有限元模型,计算模型中,水、空气、药型罩和装药采用Euler算法,靶板采用Lagrange算法,设置流固耦合,单位使用cm-g-μs。计算中靶板移动会对仿真准确性产生影响,将固定边界SPC作用于目标靶板的对称面。设置无反射边界,聚能装药在无限区域中爆炸。空气域长度为1倍装药直径。起爆方式采用装药顶部端面中心起爆。三维仿真模型如图2所示。
图2 数值仿真模型

Fig.2 Numerical simulation model

1.3 材料模型

装药为8701炸药,采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL状态方程。其参数如表1所示。
表1 8701炸药材料模型

Table 1 Material parameters of 8701 explosive

ρ/
(g·cm-3)		 D/
(m·s-1)		 A/
GPa		 B/
GPa		 R1 R2 ω
1.71 8835 524.2 7.678 4.2 1.1 0.34
药型罩材料为高导无氧铜OFHC,采用STEINBERG材料模型和GRUNEISEN状态方程。其参数如表2所示。
表2 OFHC材料模型

Table 2 Material parameters of OFHC

ρ/
(g·cm-3)		 G/
GPa		 σY /MPa K n Tm/
K
8.93 47.7 120 36 0.45 1790

注:K为硬化常数,n为硬化指数,Tm为熔点。

靶板材料为45#钢,采用PK本构模型。其参数如表3所示。
表3 45#材料模型

Table 3 Material parameters of 45#

ρ/
(g·cm-3)		 E/GPa v σY/MPa β
7.83 206.84 0.3 355 1
空气和水采用空物质,状态方程为GRUNEISEN。

1.4 网格模型有效性验证

设置7组不同大小的网格,分别为0.8mm×0.8mm,1mm×1mm,1.2mm×1.2mm,1.4mm×1.4mm,1.6mm×1.6mm,1.8mm×1.8mm,2mm×2mm。在不同网格下环形射流头部在45μs的速度如图3所示。
图3 不同网格下环形射流的头部速度与计算时间

Fig.3 Head velocity and calculation time of annular jet under different grids

如图3所示,边长为1mm和0.8mm的网格模型头部速度接近,随着网格尺寸从1mm增大到2mm,头部速度迅速下降,0.8mm和1mm的网格模型计算结果变化误差在合理误差范围内,但计算时间增加了78%。因此综合考虑计算精度与计算时长,认为1mm×1mm的网格模型最为适合。

1.5 数值模型有效性验证

采用本文的数值计算方法和材料参数,建立与文献[27]中试验模型结构相同的计算模型,如图4所示。开展组合式环形装药战斗部的成型和侵彻数值计算,验证数值仿真模型的有效性。
图4 文献[27]中的仿真模型图

Fig.4 Simulation model diagram in Reference [27]

将数值模拟与文献[27]的试验结果对比,如图5所示,数值仿真与试验侵彻开孔直径相对差异为6.26%,本文中的数值仿真方法的可靠合理。
图5 试验与仿真结果对比图

Fig.5 Comparison of the test and simulated results

2 数值模拟

2.1 爆轰波压垮药型罩典型过程

药型罩压垮过程如图6所示,当装药起爆后,爆轰波开始以起爆点为中心以球面波方式向外传播。由于药型罩外锥角在球形爆轰波的径向方向,当t=9μs时,爆轰波率先传播至药型罩锥角,随后沿着药型罩内表面向底部传播,在此过程中药型罩被挤压受到径向压缩作用开始变形,形成显著速度梯度变化,锥角部分首先发生变形,速度较快,而靠近底部的部分运动相对滞后;同时当爆轰波接触到药型罩内表面时会发生反射,产生反射冲击波,反射冲击波沿着与爆轰波相反方向折返传播。当t=15μs时,由于W型药型罩的对称结构,反射波在装药轴线附近汇聚,形成局部高压区,并在其后方产生低压区。高压区产生的反向冲击波沿轴线传播过程中,对药型罩底部施加额外的拉伸载荷,药型罩底部被持续拉伸变薄,加速罩底材料的断裂。当t=21μs时,药型罩底部形成负压区,同时伴随着后向稀疏波向高压区传播,使药型罩受到拉伸载荷作用,直至被拉断;同时在内部压力的作用下,药型罩锥角外翻,逐步形成环形射流。当t>24μs时,药型罩在受到装药内部持续压力作用下,药型罩锥角向外翻转,形成外扩型环形射流,同时内部压力逐渐下降,此时环形射流的形态已经基本形成。
图6 爆轰波作用过程

Fig.6 Action process of detonation wave

2.2 环形射流成型典型过程

环形射流的成型过程独立于靶板作用,因此在成型典型过程中计算模型未包含靶板,环形射流典型成型过程如图7所示。当t=20μs时,药型罩产生轻微形变,中间仍处于连接状态,最大速度出现在药型罩锥角。这是由于爆轰波首先作用于药型罩锥角,药型罩被轻微压垮,已经有沿药型罩锥角中心线向外形成金属射流的趋势。当t=40μs时,药型罩已经产生明显形变,药型罩锥角被压垮,向外拉伸形成金属射流头部,此时中部发生断裂,形成环形射流。当t=60μs时,药型罩被进一步拉伸,药型罩罩底向后翻转形成杵体,环形射流头部不断向外扩大,同时环形射流头部与杵体发生断裂,射流头部继续外扩。这是由于爆轰波传播至药型罩锥角早于传播至罩底,药型罩从锥角到罩底产生了速度梯度,罩底速度相对罩顶速度较小,罩底逐渐后翻,导致环形射流发生断裂。当t=80μs时,射流头部在运动过程中进一步被拉伸,环形射流头部产生破损,杵体进一步后翻。
图7 环形射流成型过程

Fig.7 Forming process of annular jet

环形射流头部直径和速度随时间变化曲线如图8所示,当t<25μs,药型罩中间部分未被拉断,环形射流未完全形成;当25μs<t<95μs时,射流头部直径随时间呈线性增长,射流头部速度先快速下降后缓慢下降趋于稳定;当t=95μs时,环形射流头部直径接近装药直径,环形射流受到外界水域作用,因此当t>95μs时,射流头部直径随时间缓慢增加直至趋于稳定,射流头部速度快速下降。
图8 射流头部直径和速度随时间变化过程

Fig.8 The changes in the diameter and velocity of jet head over time

2.3 环形射流侵彻靶板典型过程

环形射流侵彻靶板毁伤过程如图9所示,当t=75μs时,环形射流头部到达靶板位置,冲击波率先侵彻靶板;当t=85μs时,已经形成了初始环形破孔,此时为环形射流的开孔阶段。因侵彻时间较短,破孔深度有限,仅在靶板表面形成一个相对规整的环形凹痕。当t=110μs时,环形射流尾部杵体到达靶板,在环形射流头部的持续侵彻作用下,初始环形破孔被进一步扩大加深,形成了一个较大的环形坑洞,但是由于射流头部在侵彻过程中几乎被完全磨损,无法继续侵彻靶板,所以靶板并未被完全开孔切除。当t=145μs时,环形射流尾部杵体持续对靶板进行二次侵彻,对靶板造成冲塞破坏,将射流头部侵彻破孔的区域完全破坏,使破坏范围进一步扩大。这是由于射流头部在侵彻时已经对靶板产生了严重毁伤,杵体增加后效毁伤威力,显著增加了对靶板的后效毁伤威力,对靶板的整体破坏程度达到最大。
图9 射流侵彻过程

Fig.9 Penetration process of jet

当t=180μs时,该环形聚能装药结构侵彻15mm钢靶后的最大剩余速度为783.5m/s,侵彻效果如图10所示,从中可以看出可以造成131.6mm的破孔,相当于1.20CD。
图10 环形射流侵彻靶板结果图

Fig.10 Results of the annular jet penetrating into the target

3 数值模拟结果分析与讨论

3.1 μ值对环形射流成型影响分析

选取内锥角α在30°~40°,外锥角β在80°~120°范围内,建立12组数值模拟工况进行仿真计算,其对应μ值及侵彻靶板开孔直径D如表4所示。
表4 不同角度下μ值及开孔直径

Table 4 μ values and aperture diameters at different angles

No. α/° β/° μ D/mm
1 30 80 0.56 56.2
2 30 90 0.99 118.6
3 30 100 1.48 102.4
4 30 110 2.05 78.2
5 35 80 0.22 26.2
6 35 90 0.55 73.4
7 35 100 1.09 125.8
8 35 110 1.54 100.2
9 40 90 0.22 29.8
10 40 100 0.55 76.4
11 40 110 0.97 131.6
12 40 120 1.58 94.2
在各个μ值范围内选取一种典型情况分析其对环形射流成型的影响,不同μ值下环形射流成型形态如图11所示,当t=45μs时射流特征参数如表5所示。
图11 不同μ值下射流成型过程

Fig.11 Forming process of annular jet under different μ values

表5 不同μ值射流特征参数

Table 5 Jet characteristic parameters under different μ values

μ 内径/
mm		 头部速度/
(m·s-1)		 尾部速度/
(m·s-1)		 头尾速度差/
(m·s-1)
0.22 0 3608 736.5 2871.5
0.56 22.4 2499 766.4 1732.6
0.99 66.8 2370 745.1 1624.9
1.48 89.8 2354 561.3 1792.7
2.05 120.2 2630 394.1 2235.9
从图11和表5中可以看出,当μ=0.22时,金属射流与EFP类似,头部速度和头尾速度差分别为3608m/s和2871.5m/s,显著大于其余4组工况。这是由于药型罩内侧边长度较小,爆轰波优先将其压垮,继而驱动外侧部分,导致射流整体向轴线汇聚,内侧边越短,向轴向挤压效果越显著;当μ=0.56时,环形射流形态没有明显的外扩趋势,在40μs形成了等内径的环形射流,与μ=0.22时形成原因一致,不同之处在于随着药型罩内侧边长度增加,环形射流两侧的爆轰波达到平衡,形成内径稳定的环形射流,随后在爆轰波作用下尾部杵体向轴线挤压;当μ=0.99时,由于W型装药结构,爆轰波同时到达药型罩两侧,此时环形射流具有明显外扩趋势,射流头尾速度差最小,形态稳定;当μ=1.48时,随着药型罩内侧边长度增大,环形射流内径增大,外扩趋势明显,射流头尾速度差增大,射流稳定性下降;当μ=2.05时,环形射流尾部杵体减小,外扩趋势明显,环形射流内径以及头尾速度差达到最大,从图12中可以看出,在环形射流扩张过程中,受到外部水域作用,环形射流断裂为多个部分且速度迅速下降。
图12 μ=2.05时环形射流断裂过程

Fig.12 The fragmentation process of annular jet for μ=2.05

随着μ值增大,环形射流内径增加,杵体减小,速度梯度增大,头部外扩趋势更为明显。

3.2 μ值对环形射流侵彻影响分析

在各个μ值范围内选取典型情况分析其对环形射流侵彻靶板的影响,不同μ值下环形射流侵彻过程如图13所示。当μ=0.22时,射流头部进行开孔,水和爆轰产物进行扩孔;当μ=2.05时,环形射流在外部水域的作用下断裂严重,仅有少部分射流头部能够对靶板造成损伤,随后依靠水和爆轰产物对靶板形成开孔。当μ=0.56、0.97以及1.48时,环形射流头部进行初始破孔,环形射流尾部杵体对靶板进行二次侵彻,对靶板造成冲塞破坏,将射流头部侵彻破孔区域完全破坏,使破坏范围进一步扩大。
图13 不同μ值下射流侵彻过程

Fig.13 Penetration process of jet under different μ values

从表4和图14中可以得出,当内锥角α一定的情况下,当μ<1时,开孔直径会随着β增加而增加;当μ>1时,开孔直径会随着β增大而减小。当α=30°时,随着β从80°增加到110°,μ从0.56增加至2.05,开孔直径从56.2增加至118.6再减少至78.2。当α=35°和40°时,与α=30°变化趋势一致;外锥角β一定的情况下,当μ<1时,随着内锥角α的增大μ值降低,开孔直径减小;当μ>1时,随着内锥角α的增大μ值降低,开孔直径增大。当β=100°时,随着α从30°增加到40°,μ从1.48减少至0.55,开孔直径从102.4增加至125.8再减少至76.4。当β=80°、90°和110°时,与β=100°变化趋势一致。
图14 开孔直径D和μ随角度变化过程

Fig.14 The variation of aperture diameter D and μ with angle

这表明,通过对内锥角α和外锥角β的组合调节会通过影响μ值进而影响环形射流开孔孔径,且以μ=1为临界点,当μ<1时开孔孔径与μ呈正相关关系,当μ>1时,则呈现负相关关系。
当μ<1时,随着μ值的增大,形成的环形射流头部逐渐从向轴线挤压转变到头部射流向外扩张,环形射流开孔直径增加;当μ>1时,环形射流头部向外扩张过程中,受到外侧水域的压力作用,导致射流断裂以及速度下降,无法对靶板进行有效侵彻,开孔直径减少。

3.3 起爆点对环形射流成型及侵彻影响分析

为分析起爆点对环形聚能侵彻体成型及特性的影响,选取起爆半径R=54mm,起爆点数量为n=1,5,7,起爆点位置分别为端面中心以及周向均匀分布,对环形射流成型进行数值模拟,起爆点排布方式如图15所示。
图15 起爆点排布方式

Fig.15 Detonation point arrangement mode

起爆点数量不同时药型罩压垮过程和t=45μs时环形射流形态分别如图16和17所示,通过与2.1中爆轰波压垮药型罩典型过程进行对比。随着周向起爆点数量的增加,相较于中心单点起爆,环形起爆在爆轰波传播过程中引起的叠加效应及压力场更加显著。从图17中可以看出,当n=5和7时,相较于n=1,环形射流头部在爆轰波的叠加作用下将具有向内趋势,并且随着起爆点数量增加,环形射流头部发生明显颈缩现象,加快其头部射流的断裂,以及对杵体的挤压现象,因此随着其周向起爆点数量的增加,环形射流的稳定性降低。
图16 不同起爆点爆轰波作用过程

Fig.16 Action process of detonation wave at different detonation points

图17 不同起爆点45μs环形射流形态

Fig.17 Annular jet morphology at 45μs at different detonation points

起爆点数量不同时环形射流侵彻靶板结果如图18所示,随着起爆点n从1增加到7,破孔直径从131.6mm逐渐减少至129.6mm,表明起爆点数量对破孔直径影响有限。
图18 不同起爆点环形射流侵彻靶板结果图

Fig.18 Results diagram of target penetration by annular jet with different initiation points

4 结论

本文采用S-ALE数值仿真方法,基于内锥角α和外锥角β,定义药型罩内外侧边长度的比值μ,对μ和起爆点在环形射流的成型以及侵彻靶板过程的影响进行了研究,得出如下结论:
1)当μ=0.22时,药型罩被挤压形成EFP。随着μ值增加,形成环形射流,射流头部外扩趋势增加。当μ<1时,爆轰波驱动射流向轴线汇聚,形成速度梯度较小的环形射流,其中μ=0.99时,射流头尾速度差最小,稳定性好;当μ>1时,环形射流外扩,受到水域作用环形射流断裂,侵彻能力下降。
2)通过组合调节内锥角α与外锥角β可改变μ值,从而改变环形射流开孔直径。当μ=0.97时,环形射流开孔能力达到最佳,实现最大开孔直径131.6mm(1.20倍装药直径)。
3)起爆点数量增加引起环形射流头部发生颈缩,射流头部断裂,小炸高情况下对开孔直径影响有限。

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