0 引言
聚能装药作为定向能毁伤技术的核心形式,其利用炸药的聚能效应,对药型罩作用使其形成金属射流[1],主要用于对车辆目标的侵彻毁伤作用。聚能装药以其能量利用率高、侵彻能力强等特点仍然在当今战场上发挥着重要作用。
近年来,国内外学者对聚能装药在成型及侵彻方面进行了广泛的研究。张雪梅[2]等人研究了口径为92 mm的不同聚能装药水中冲击引爆靶后炸药的性能,发现随着水介质长度的增加,JPC的性能优于JET和EFP。崔平[3]等人研究了口径为47 mm的锆基非晶合金射流大炸高条件下的形态演变对45#钢靶的毁伤性能,发现炸高对其毁伤性能具有显著影响。田康[4]等人利用LS-DYNA软件研究了药型罩结构参数对JPC成型的影响及成型后对陶瓷复合靶板的侵彻能力和后效作用。刘承哲[5]等人基于CoCrFeNiTi五元轻质高熵合金材料作为药型罩,验证了该材料作为聚能药型罩的可行性,获得了药型罩厚度对其成型射流的影响规律。方一舟[6]等开展了50 mm口径聚能装药射流成型及侵彻带有靶后效应物的有限厚钢靶实验,分析了靶板厚度、炸高及靶后效应物密集对聚能射流侵彻后效参数的影响。王靖雯等[7]分析了药型罩几何参数对新型聚能战斗部(隔板-药型罩贴合式聚能装药结构)的侵彻能力影响,发现射流的极限侵彻深度随药型罩圆柱部宽度的增大先增高后降低,随药型罩圆柱部高度的增加而增高。Guo[8]等人设计了一种口径为30mm抛物线型聚能装药结构,并将其与传统锥形药型罩结构进行了对比,发现抛物线型聚能装药侵彻深度更大。Wang[9]等人对口径为33.8 mm的聚能射流侵彻多层倾斜靶板的形成特性和侵彻性能进行了对比,探究了倾斜靶板的安放角对侵彻性能的影响。Yuri Voitenko[10]等人对多种直径为40mm的药型罩种类及不同起爆方式的聚能装药进行了数值模拟,得到了铜药型罩头部速度与起爆方式及药型罩种类的关系。张朝平[11]和付恒[12]都对射流侵彻混凝土进行了研究;,其中张朝平研究设计并开展了口径为80 mm的带隔板聚能装药结构射流成型及侵彻混凝土和花岗岩靶的试验,揭示了射流对混凝土和岩石靶体的作用特性;而付恒使用偏心亚半球聚能装药结构进行了侵彻混凝土试验研究,验证了不同密度药型罩材料所形成杆式射流的侵彻能力。
从以上学者的研究我们可以发现,近年来针对聚能装药结构的研究,药型罩口径多大于等于30 mm,对于口径低于30 mm的药型罩研究较少。无人机能够灵活执行各类战术和战略任务,在如今复杂的现代信息化战场中,其机动性好、适应性强、结构简单、成本低廉等优点逐渐凸显,作为空中军事力量的一种全新作战模式,其俨然成为各军事强国争相发展的军事技术热点之一[13]。目前无人机作战逐渐向轻量化、便携化方向发展[14],在这种条件下,大口径战斗部作用受到限制。因此,为了降低战斗部质量,实现轻量化,本文设计了一种装药直径为20 mm的聚能装药。而小口径聚能装药通常作为串联战斗部前级[15],用于引爆反应装甲,从而使得后级战斗部顺利完成侵彻及毁伤任务。黄正祥[17]等人曾开展口径分别为15 mm、18 mm、20 mm与28 mm的四种装药结构对钢靶(45钢)和爆炸反应装药的侵彻和引爆实验,由此得到射流引爆斜置68°双层楔形爆炸反应装甲的临界准则:在一定炸高的条件下,射流要能穿透40 mm的钢靶(45#钢),入孔直径大于7 mm。因此,利用LS-DYNA有限元软件建立有限元模型,对所设计的聚能装药结构开展侵彻45#钢靶板数值模拟,并根据数值模拟结果开展侵彻试验,既可以探究小口径聚能装药本身侵彻能力,又可以判断其是否可以引爆反应装药。
1 聚能装药结构
1.1 装药结构设计
目前药型罩种类繁多,包括简单几何形状药型罩(圆柱筒形罩、小锥角罩和半球罩等)、复杂几何形状药型罩(双锥罩、喇叭形和钟形等)、组合形状药型罩(如锥形和球形组合等)和变壁厚药型罩[17];其中,单锥药型罩结构简单,制作容易,侵彻性能稳定,口径较小,方便加工,一般选择单锥药型罩结构。常见的单锥药型罩具有三种顶部结构,分别为平顶、圆顶、锥顶[18],因此建立了三种罩顶形状的聚能装药结构。三种装药结构的物理模型如图1所示。三种装药结构口径均为20 mm,药型罩厚度为0.6 mm,锥角为60°,所使用材料均为T2紫铜;炸药装药为JH-2,密度1.68 g/cm3,爆速8800 m/s,药柱长度为28.5 mm,为了消除锥度、壁厚以及母线差异带来的影响,三种装药结构除顶部结构不同,其余部分保持相同。
1.2 有限元模型建立
本次数值模拟所使用软件为LS-DYND(3D)。三种装药结构为圆柱形,考虑结构对称性与计算效率,建立1/4有限元模型,并施加X和Z方向的对称约束以保证计算的顺利进行和精确度。三种装药结构有限元模型均采用solid164实体单元和六面体网格[19]。由于药型罩压垮成形与炸药爆炸均存在极大变形,ALE算法在处理大变形问题时有更好的计算精度与稳定性[21],并且能够更好地描述物质的流体行为,故本次数值模拟中空气、炸药及药型罩都采用ALE网格进行描述,三种药型罩有限元模型如图2示;而靶板在射流侵彻作用下产生塑性变形,拉格朗日算法在处理此类情况时计算时间更短,使用拉格朗日网格对壳体及靶板形变行为进行描述[22]。ALE网格与拉格朗日网格之间的相互作用使用流固耦合[23]关键字进行接触。
1.3 材料模型及参数选取
表1 T2紫铜基本参数Table 1 Fundamental parameters of T2 copper |
| ρ0/(g/cm3) | A/(Mpa) | B/(Mpa) | n |
|---|---|---|---|
| 8.93 | 288.7 | 76.71 | 0.596 |
| C | C0/(m/s) | S1 | γ0 |
| 0.038 | 3908 | 1.49 | 2.02 |
表2 45#钢基本参数Table.2 Fundamental parameters of 45# steel |
| ρ0/(g/cm3) | A/(Mpa) | B/(Mpa) | n |
|---|---|---|---|
| 7.8 | 506 | 320 | 0.28 |
| C | C0/(m/s) | S1 | Γ |
| 0.064 | 4569 | 1.49 | 2.17 |
表3 JH-2基本参数Table.3 Fundamental parameters of JH-2 model |
| ρ0/(g/cm3) | PCJ/(Gpa) | D/(m/s) | A/(Gpa) |
|---|---|---|---|
| 1.68 | 29.5 | 8425 | 854.5 |
| B/(Gpa) | R1 | R2 | ω |
| 20.493 | 4.6 | 1.35 | 0.25 |
注:表3中ρ0为材料初始密度,PCJ为爆轰压力,D为爆速,A、B、R1、R2、ω为状态方程系数。 |
2 数值模拟
2.1 射流成形
(1)射流与杵体形态
根据三种射流的成形状态可以看出,平顶药型罩所形成的射流总体长度低于圆顶与锥顶型药型罩;而从射流头部状态上看,平顶药型罩的射流头部呈水滴状,且直径较大;而锥顶型药型罩的射流头部则呈三角形尖锥状,直径较小;圆顶药型罩的射流头部呈半椭圆状,直径适中。此外,平顶药型罩形成的杵体较短,尾部呈现凹陷平顶状,且整体较粗;锥顶型药型罩形成的杵体相对较长,尾部呈尖锥状,整体较细;圆顶型药型罩形成的杵体长度适中,尾部呈圆形,整体粗细适中。
平顶药型罩的顶部为平面,这种几何形状导致爆轰波能量在顶部区域集中,而边缘区域能量传递不足,从而使得射流拉伸效率较低,头部材料堆积,形成较粗的水滴状头部;由于底部区域能量传递不足,杵体形成过程中材料分布不均,导致杵体较短且尾部呈现平顶状,整体较粗。锥顶型药型罩的顶部设计为60°锥角,其顶部与药型罩母线在同一平面上,这种几何形状使得爆轰波能量分布更加均匀,射流拉伸效率较高,头部材料分布均匀,形成较细的三角形尖锥状头部;同时,锥顶型药型罩底部能量传递充分,杵体形成过程中材料分布协调,因此杵体较长且尾部呈尖锥状,整体较细。而圆顶药型罩介于平顶与锥形之间,爆轰波分布与能量传递都较为适中,最终形成了粗细适中的半椭圆状头部形状。
根据射流成型状态以及对爆轰波作用情况分析,可看出药型罩的几何形状直接影响了爆轰波的能量分布与射流拉伸过程,进而决定了射流的头部形态、杵体形态以及拉伸长度。
(2)射流速度特性
在17.5 us时锥顶型结构射流发生断裂,因此对比17 us时三种射流的速度云图;平顶药型罩射流头部速度为5 839 m/s,锥顶型药型罩射流头部速度为6 212 m/s,圆顶药型罩射流头部速度介于两者之间,为5 710 m/s。锥形结构射流相对于平顶结构射流,其头部速度提升了6.38%。
根据前文中所提到的射流成型理论分析,由于平顶型药型罩顶部平整,受爆轰波作用时其顶部位置与爆轰波接触角接近180°(即爆轰波近乎平行作用于罩顶);假设某一时刻爆轰波传播方向如图5所示,可看出爆轰波与平顶药型罩顶部的接触角为α1,与圆顶型药型罩和锥顶型药型罩接触角分为α2、α3,且α1>α2>α3,因此初始压垮角平顶结构大于圆顶结构大于锥顶型结构,所以对于三种药型罩顶部而言,锥顶型顶部压垮速度最大,平顶型顶部压垮速度最小。此外由于平顶药型罩顶部结构特点,导致平顶药型罩部分有效压力方向指向罩体外侧(平顶药型罩压垮过程如图6所示),削弱了对罩顶的向心压缩作用,延缓了压垮进程,最终导致平顶药型罩射流头部速度相对较慢。并且,由于压垮速度的差异,导致平顶药形罩拉伸不够充分,进而导致其头部直径增大。而随着爆轰波继续沿着药型罩外壁向下传播,观察三种药型罩初始压垮过程可看出(图6-图8),由于三种药型罩半锥角相同,从而使得除药型罩头部外,其余部分压垮进程相似,但受药型罩顶部影响,平顶药型罩整体压垮速度降低,使得其相较于其他两种药型罩形成射流总体速度降低。
从三种药型罩速度分布表(表4、表5和表6)可看出,平顶药型罩射流长度在高速范围(5 300-5 840 m/s,11.3 mm)和低速范围(540-1 040 m/s,15.7 mm)呈现显著集中,二者合计占比达总射流长度的32.4%,其余速度区间(4 770-5 300 m/s至1 600-2 100 m/s)射流长度分布相对均衡,均在6.0-7.1 mm之间,长度差异不超过15%;锥顶型药型罩射流长度在低速范围(504-1 070 m/s,19.4 mm)占据主导地位,占比达总长度的23.3%。而圆顶药型罩射流在高速段(5 400-6 020 m/s)射流长度为10 mm,占总长度的12.5%,这一比例高于锥顶型(10.0%)但低于平顶型(15.6%),低速段(500-1 050 m/s)射流长度达18.0 mm,占比22.5%,略高于平顶型(21.7%)但低于锥顶型(23.3%),处于中间状态。根据速度区间中点速度与该速度区间长度计算射流的平均速度。计算公式为:
Vavg=$\frac{\sum _{i=1}^{n}{V}_{i}·{L}_{i}}{\sum _{i=1}^{n}{L}_{i}}$
式中:
Vavg:射流的平均速度(m/s);
Vi:第i个速度区间的中点速度(m/s);
Li:第i个速度区间的射流长度(mm)。
表4 平顶药型罩射流速度分布表Table.4 Velocity distribution of the flat-top liner jet |
| Velocity range of flat-top liner jet (m/s) | Midpoint velocities of flat-top liner jet velocity ranges (m/s) | Jet Length (mm) |
|---|---|---|
| 5 300-5 840 | 5 570 | 11.3 |
| 4 770-5 300 | 5 035 | 7.1 |
| 4 240-4 770 | 4 505 | 7.1 |
| 3 700-4 240 | 3 970 | 6.7 |
| 3 190-3 700 | 3 435 | 6.6 |
| 2 660-3 190 | 2 925 | 6.2 |
| 2 100-2 660 | 2 380 | 6 |
| 1 600-2 100 | 1 850 | 6 |
| 1 040-1 600 | 1320 | 5.6 |
| 540-1 040 | 790 | 15.7 |
表5 圆顶药型罩射流速度分布表Table.5 Velocity distribution of the dome-top liner jet |
| Velocity range of dome-top liner jet (m/s) | Midpoint velocities of dome-top liner jet velocity ranges (m/s) | Jet Length (mm) |
|---|---|---|
| 5 400-6 020 | 5710 | 10 |
| 4 850-5 400 | 5125 | 8 |
| 4 300-4 850 | 4 575 | 7.5 |
| 3 800-4 300 | 4 050 | 7 |
| 3 250-3 800 | 3 525 | 6.8 |
| 2 700-3 250 | 2975 | 6.5 |
| 2 150-2 700 | 2 425 | 6.3 |
| 1 600-2 150 | 1 875 | 6.1 |
| 1 050-1 600 | 1325 | 5.9 |
| 500-1 050 | 775 | 18 |
表6 锥顶型药型罩射流速度分布表Table.6 Velocity distribution of the conical-top liner jet |
| Velocity range of conical liner jet (m/s) | Midpoint velocities of conical-top liner jet velocity ranges (m/s) | Jet Length (mm) |
|---|---|---|
| 5 600-6 200 | 5 900 | 8.3 |
| 5 070-5 600 | 5 335 | 7.9 |
| 4 500-5 070 | 4 785 | 7.5 |
| 3 940-4 500 | 4 220 | 7.1 |
| 3 370-3 940 | 3 665 | 7.1 |
| 2 800-3 370 | 3 085 | 6.9 |
| 2 240-2 800 | 2 520 | 6.7 |
| 1 670-2 240 | 1 955 | 6.4 |
| 1 100-1 670 | 1 385 | 6 |
| 530-1 100 | 815 | 19.4 |
得到平顶射流平均速度为3 106.7 m/s,圆顶射流平均速度3 074.9 m/s,锥顶型射流平均速度为3 054.7 m/s。而平顶结构射流其头部与杵体等部分更粗,故其具有更高的能量。
为明确平顶药型罩与锥顶药型罩在射流速度分布上的差异,以各速度区间中点作为该段射流的平均速度,建立了如图9所示的三种射流速度分布曲线。从图中可以看出,平顶药型罩所形成的射流在5 200 m/s附近的中高速区间射流长度略高于锥顶药型罩;平顶部分首先受到爆轰波的冲击作用,虽然受平顶影响,其压垮速度较低,但其顶部相较于锥形顶部结构受爆轰波作用强,时间更长,故其中高速区间射流长度略高于锥顶型药型罩,但速度相对较低;而在其他速度区间,平顶药型罩射流长度均低于锥顶型,这主要是由于受顶部结构影响,平顶结构边缘区域能量传递不足,而相较之下,锥形顶部优化了爆轰波分布,使得其在其他速度区间长度优于平顶结构。而圆顶型药型罩处于两者过渡期,其射流速度与长度均位于两种药型罩之间。而从射流有效长度来看(速度大于2 000 m/s),平顶射流长度为55.7 mm,圆顶射流有效长度维54.6 mm,锥顶型射有效长度为53.9 mm,而三种装药结构装药量基本相同,可看出平顶结构能量利用率较高。
2.2 炸高对射流侵彻性能的影响
炸高(H/D),H是药型罩底部与靶板之间的距离,D是药型罩直径)是指破甲战斗部爆炸瞬间药型罩底部与靶板之间的距离[28]。从射流的形成和运动的过程来看,因为射流头部速度和尾部速度之间存在速度差,所以射流在向靶板运动的过程中会不断被拉伸,而射流长到一定程度,就越容易断裂,这会极大降低破甲威力。同时随炸高的增加射流会产生径向分散,使得射流不集中,影响破甲深度,所以需将炸高控制到一定范围内。
因此,为确定有利炸高,本文将对三种药型罩结构进行H/D=1.5、2、2.5、3、3.5、4条件下的聚能装药侵彻45#钢靶板的数值模拟。
表7 数值模拟侵彻方案Table.7 Numerical simulation scheme for penetration analysis |
| Serial number | Liner type | Standoff distance(H/D) |
|---|---|---|
| 1 | Flat-top structure | 1.5 |
| 2 | Flat-top structure | 2 |
| 3 | Flat-top structure | 2.5 |
| 4 | Flat-top structure | 3 |
| 5 | Flat-top structure | 3.5 |
| 6 | Flat-top structure | 4 |
| 7 | Dome-top structure | 1.5 |
| 8 | Dome-top structure | 2 |
| 9 | Dome-top structure | 2.5 |
| 10 | Dome-top structure | 3 |
| 11 | Dome-top structure | 3.5 |
| 12 | Dome-top structure | 4 |
| 13 | Conical-top structure | 1.5 |
| 14 | Conical-top structure | 2 |
| 15 | Conical-top structure | 2.5 |
| 16 | Conical-top structure | 3 |
| 17 | Conical-top structure | 3.5 |
| 18 | Conical-top structure | 4 |
为提升仿真的可信性与准确性,验证网格无关性。建立方案1不同网格尺寸(0.05 mm、0.25 mm、0.5 mm、0.75 mm、1 mm)的模型,通过对比侵彻深度以减小网格尺寸带来的影响,结果如图11所示。结合侵彻结果及计算时长,最终采用0.25 mm×0.25 mm×0.25 mm边长的六面体网格,三种装药结构在不同炸高下侵彻靶板数值模拟结果如表8所示,根据数值模拟结果,三种射流的侵彻性能随炸高的变化呈现一定差异。平顶射流的侵彻深度随着炸高的增加逐渐增加,峰值出现在炸高为3D(60 mm),侵彻深度为70.5 mm,随后随着炸高增加侵彻深度降低,在炸高4D时侵彻深度下降至59.4 mm,表明其最佳炸高为3D,侵彻深度为3.5倍口径;其开孔直径稳定在7.3 mm左右,平均开孔直径为7.39 mm。而圆顶与锥顶射流的侵彻深度同样随着炸高增加持续增加,峰值也出现在3D,炸高为3.5D时略有下降,相对于平顶结构射流,其下降幅度较小,表明其对炸高的适应性较强;其开孔直径均略低于平顶射流,圆顶射流平均开孔直径为7.28 mm,锥形射流平均开孔直径为7.14 mm。根据侵彻结果并结合2.1中的成型状态分析可看出,虽然平顶型与锥顶型结构药型罩在侵彻速度方面优于平顶结构药型罩,但从侵彻结果来看,平顶药型罩结构侵彻深度要优于锥顶药型罩结构。
表8 不同炸高下三种射流的侵彻深度与开孔直径Table.8 Penetration depth and crater diameter of three jet types at different standoffs |
| H/D | Penetration Depth(mm) | Penetration Aperture(mm) | ||||
|---|---|---|---|---|---|---|
| flat-top | dome- top | conical- top | flat-top | dome- top | conical- top | |
| 1.5 | 51.07 | 49.5 | 47.94 | 7.62 | 7.55 | 7.48 |
| 2 | 56.1 | 55.6 | 55.1 | 7.48 | 7.35 | 7.24 |
| 2.5 | 62.8 | 63.8 | 64.2 | 7.41 | 7.25 | 7.06 |
| 3 | 70.5 | 68.2 | 66.2 | 7.81 | 7.6 | 7.36 |
| 3.5 | 64.62 | 64.5 | 64.49 | 7.13 | 7.08 | 7.01 |
| 4 | 59.4 | 59.8 | 60.3 | 6.92 | 6.85 | 6.74 |
根据表中数据,建立了三种射流的侵彻深度图与开坑直径图。如图12所示,三种射流的侵彻深度都是呈现出先上升后下降的趋势,但平顶型射流与其他两种射流侵彻深度随炸高变化幅度具有较大差异;平顶侵深增加阶段曲线较陡,表明随着炸高的增加,其能量集中效应,侵彻效果得到提升,与平顶射流不同的是,其余两种射流随着炸高增加,侵深增长保持相对较平缓的趋势;而在越过最佳炸高点后,平顶射流相对于其他两种射流侵彻深度下降更快,性能衰减更强。从图13可看出,三种射流的开坑直径都是随着炸高先降低后增加再降低,主要是由于射流成型、能量传递、靶板相互作用等因素的综合影响。在低炸高时,射流尚未完全成型,头部速度较高但射流长度较短,能量集中在前端且与靶板作用时间较短,导致能量传递效率较低,开坑直径较小;在中等炸高时,射流逐渐成形,头部速度和尾部速度趋于稳定,射流长度增加且能量分布更加均匀,射流与靶板作用时间适中,能量传递效率达到最高,开坑直径增大;而在高炸高时,射流开始发散,头部速度降低且射流长度过长,能量分散且与靶板作用时间过长,导致能量耗散增加,开坑直径减小。此外,射流的稳定性以及靶板材料在不同炸高下的响应行为也进一步影响了侵彻效果。
综上所述,根据数值模拟结果可得出,三种射流均在3倍口径炸高下侵彻效果最好,而平顶结构药型罩所形成的射流侵彻效果较好,侵彻深度为70.5 mm,为口径的3.5倍,开坑直径为7.81 mm。根据黄正祥[17]得到的引爆斜置68°双层楔形爆炸反应装甲的临界准,三种射流在低于3.5倍口径炸高下侵彻深度与开孔直径均符合对斜置68°双层楔形爆炸反应装甲的侵彻条件,如若作为串联战斗部前级装药,可有效完成对反应装甲的侵彻作用。
3 试验验证
3.1 聚能装药侵彻试验
为观察聚能装药侵彻45#钢靶的出入口状态,试验采用了试验使用了三块尺寸为Φ60 mm×10 mm与一块尺寸为Φ60 mm×80 mm的45#钢组合靶。试验现场布置情况如图15所示,最顶部黄色部分为使用胶带固定的聚能装药战斗部;中间白色部分为长度60 mm的炸高筒,材质为尼龙;最底部为试验所用的45#钢组合靶,靶板正面编号从上至下依次为1-1、1-2、1-3、1-4,反面编号依次为1-1-B、1-2-B、1-3-B、1-4-B。
3.2 试验结果
根据靶板侵彻情况我们可以看出,平顶药型罩聚能装药在第一块靶板表面开孔直径为8.23 mm,背面开孔直径为3.26 mm;第二块靶板正面开孔直径为3.38 mm,背面开孔直径为2.88 mm;第三块靶板正面开孔直径为2.73 mm,背面开孔直径为2.53 mm;第四块靶板正面开孔直径为2.48 mm,侵彻深度为69 mm。
3.3 结果分析
平顶药型罩聚能装药仿真侵彻45#钢深度为70.5 mm,与试验结果69 mm相比,误差为2.17%;结果误差相差不足5%。从靶板顶部起,每隔10 mm取该部位的开坑直径,可得到对应组合靶的孔径;最终可得出试验侵彻数据与数值模拟数据的对比表,由表9可看出靶板开坑直径仿真结果与试验结果误差均在10%以内,数值模拟结果可靠性较高。因此,本文所采用的数值模拟方法适合开展小口径聚能装药侵彻钢靶模拟研究。
表9 试验结果与数值模拟结果对比表Table.9 Comparison table of experimental results and numerical simulation results |
| Target plate number | Simulated penetration aperture (mm) | Experimental penetration aperture (mm) | deviation (%) |
|---|---|---|---|
| 1-1 | 7.91 | 8.23 | 3.88% |
| 1-1-B | 3.22 | 3.26 | 1.22% |
| 1-2 | 3.22 | 3.38 | 4.73% |
| 1-2-B | 2.71 | 2.88 | 5.90% |
| 1-3 | 2.71 | 2.73 | 4.39% |
| 1-3-B | 2.38 | 2.53 | 5.93% |
| 1-4 | 2.38 | 2.48 | 4.03% |
4 结论
设计了罩顶形状分别平顶型、圆顶型及锥顶型的20 mm口径聚能装药;建立三种装药结构多炸高下侵彻45#钢靶板的数值模拟,对比并分析了三种罩顶结构对射流成型及侵彻性能的影响。在此基础上,开展了相应的聚能装药侵彻试验,得到以下结论:
1)经仿真分析,药型罩顶部形状会影响药型罩压垮过程,并且改变爆轰波能量分布。致使平顶结构药型罩相对于其他两种结构所形成的射流头部与杵体较粗,射流速度梯度变小,平均速度更高。并且,三种射流的侵彻深度均随炸高增加呈先增大后减小的趋势,并均在3倍口径炸高下达到侵彻深度最大值。其中,平顶结构射流侵彻效果最优,仿真结果显示其侵彻深度达70.5 mm(约为口径的3.5倍),开坑直径为7.81 mm。
2)聚能装药侵彻试验侵彻深度为68 mm,正面开孔直径为8.23 mm,与数值模拟结果相比误差较小,数值模拟模型较为准确,结果可靠,可为小口径聚能装药侵彻能力研究提供参考。
3)经数值模拟与试验验证,三种结构药型罩在低于3.5倍口径炸高下均满足侵彻深度均大于40 mm,开孔直径大于7 mm,符合引爆斜置68°双层楔形爆炸反应装甲的侵彻条件,若作为串联战斗部前级装药,可完成对反应装甲的侵彻作用。