爆炸成型弹丸成型机理及关键参数影响研究

Research on the Formation Mechanism of Explosively Formed Penetrator and Influence of Key Parameters

摘要

为了进一步研究爆炸成型弹丸（Explosively Formed Penetrator， EFP）成型质量的影响因素， 以药型罩的结构、 材料及装药高度为研究对象， 基于LS-DYNA软件建立160 mm口径EFP仿真模型， 系统研究了药型罩的结构参数、 装药特性和材料特性对EFP成型质量的影响规律。研究结果表明： 当药型罩曲率半径由160 mm降至80 mm时， EFP头部速度增加10.2%（从2 495 m·s^-1增至2749 m·s^-1）；当药型罩壁厚由10 mm降至1 mm时， EFP头部速度增加627.8%（从711.9 m·s^-1增至5 181 m·s^-1）， 但当药型罩壁厚降低到4 mm以下时， EFP形成过程中会被撕裂， 破坏了EFP的质量完整性； 根据本文所提出的药型罩变壁厚设计方法， 采用了变厚度结构（顶部4 mm向边缘渐薄至2 mm）的EFP， 在保持质量完整性的前提下速度提高了8.1%（药型罩采用均匀壁厚4 mm时的头部速度为2 749 m·s^-1， 采用变壁厚结构时的头部速度为2 973 m·s^-1）； 通过对多种药型罩材料进行讨论， 分析了各材料药型罩形成弹丸的特点； 在对装药高度的研究中发现装药高度的临界阈值为150 mm， 超过此值后速度增益效率大幅下降。基于此， 提出最终优化方案： 采用曲率半径80 mm、 中间厚边缘薄的变壁厚结构， 中间厚度4 mm向边缘渐薄至2 mm， 采用钨铜合金材料或紫铜材料制作罩体， 装药高度为150 mm。此方案的EFP具有良好外型且头部速度能稳定在2 794~3 522 m·s^-1范围内， 本文研究结果为EFP战斗部设计提供了新的参数匹配策略和理论依据。

Abstract

To further investigate the factors influencing EFP formation quality， this study focused on the structure and materials of the liner as well as the charge height. Using LS-DYNA software， a 160 mm diameter EFP simulation model was established to systematically study the influence of liner structural parameters， charge structure， and liner material properties on EFP formation quality. The results show that when the curvature radius of the liner decreases from 160 mm to 80 mm， the head velocity of the EFP increases by 10.2% （from 2 495 m·s^-1 to 2 749 m·s^-1）. When the liner wall thickness decreases from 10 mm to 1 mm， the head velocity increases by 627.8% compared with the original value （from 711.9 m·s^-1 to 5 181 m·s^-1）； however， when the liner wall thickness is reduced below 4 mm， the EFP fractures during formation， which compromises its structural integrity. Additionally， a variable wall thickness design for the liner is proposed. For an EFP with a tapered thickness structure （4 mm at the top gradually thinning to 2 mm at the edge）， the velocity can be increased by 8.1% while maintaining integrity （increasing from 2 749 m·s^-1 to 2 973 m·s^-1）. Furthermore， multiple liner materials are discussed， with an analysis of their penetration performance. In the study of charge height， a critical threshold value （150 mm for charge height） is determined， beyond which the velocity improvement efficiency decreases significantly. The final optimized solution is proposed： using a liner with a curvature radius of 80 mm， a variable wall thickness structure （4 mm thick at the center tapering to 2 mm at the edge）， made of tungsten-copper alloy or copper， and a charge height of 150 mm. This configuration enables the EFP to maintain structural integrity and aerodynamic shape while achieving head velocities ranging from 2 794 m·s^-1 to 3 522 m·s^-1. These results provide a new parameter-matching strategy and theoretical basis for the design of EFP warheads.

Graphical abstract

关键词

爆炸成型弹丸 / 药型罩 / 装药 / LS-DYNA / 破甲弹

Key words

explosively formed penetrator / liner / powder charge / LS-DYNA / high-explosive anti-tank

0 引　言

爆炸成型弹丸作为一种利用爆炸能量将药型罩塑造成高速、 高穿透力弹丸的武器， 其成型效果直接受药型罩结构设计参数与装药质量的制约^［1］。其作为终点效应领域的重要课题， 近年来受到国内外学者的持续关注。大量研究已建立了药型罩几何参数（曲率半径、 壁厚）、 装药条件与EFP形态特征之间的定性关联。张延成等^［2］的研究表明减小药型罩的曲率半径可显著提升EFP的头部速度， 同时保持良好的穿透能力。蒋建伟等^［3］用AUTODYN软件对铝外壳的EFP形成过程进行了数值模拟， 探讨了外壳厚度及外壳材料（铝、 钢）对成型的影响。徐梦林等^［4］通过对新型聚能装药进行仿真模拟， 探究了药型罩的曲率半径和厚度对聚能射流性能规律的具体影响， 并优化了球缺型药型罩的结构。本文基于徐梦林等的思路继续探究变壁厚药型罩壁厚的变化对EFP的影响。乔茹斐等^［5］通过TG建模， LS-DYNA数值仿真模拟计算， 对不同装药尺寸的金属射流头部最大速度和击穿目标靶板的能力进行了比较， 探讨了装药尺寸对聚能射流成型与穿甲性能的影响。李优等^［6］研究了圆弧-锥角占药型罩母线长度比例不同的情况， 最后通过仿真结果分析了不同比例圆弧-锥角药型罩形成EFP的成型特征。胡汪洋^［7］等对紫铜和纯铁材料的药型罩进行了成型特性分析和数值仿真研究， 证明了紫铜材料比铁合金材料更适于药型罩的制作生产。上述成果为EFP设计提供了重要的理论依据。然而， 现有研究仍存在几个关键局限：

1） 材料选择方面的研究集中于传统金属（铜、 钢）， 对高密度合金（钛合金、 镍钨合金）及新材料钨铜合金的动态断裂特性缺乏系统对比；

2） 既有研究在参数影响规律解析方面已取得显著进展， 但对变壁厚药型罩的动态响应特性仍存在理论解释空白， 现有成果多聚焦于均匀壁厚结构， 而对梯度壁厚分布引起的成型弹丸演化差异尚未建立完整的动力学解释框架。

本文对不同曲率半径、 厚度、 材料和装药高度的药型罩进行数值模拟， 用控制单一变量的方法量化这些参数对EFP弹丸成型的影响。相较于已有文献， 本文工作的突破体现在： 建立变壁厚药型罩爆炸成型全过程的高精度仿真模型， 研究了不同厚度梯度对弹丸成型的作用； 提出镍钨合金、 钛合金、 钨铜合金等材料在EFP应用中的性能优势理论判据， 并对不同材料形成的EFP特点进行归因分析。通过对比分析正交优化， 给出最优药型罩设计参数与装药选择策略， 为EFP武器系统的优化设计与性能提升提供理论依据。

1 计算模型

1.1 单元算法及材料模型

为保证仿真结果的准确性， 需要选择合适的药型罩、 炸药及空气材料模型， 并且根据所选的模型材料， 选择合适的单元算法。由于爆破过程往往伴随着较高的压力与温度， 能量快速释放会导致药型罩产生较大的形变。数值模拟中物质大变形表现为单元的变形， 但单元的大变形常常使网格发生纠缠从而影响单元的精度， 甚至会引起局部误差。为了精确模拟药型罩的大变形过程并防止空气域网格畸变， 对空气和药型罩均采用任意拉格朗日-欧拉（ALE）算法进行建模。在LS-DYNA中， 该算法通过将相应单元的算法公式设置为ELFORM=11（单物质/多物质ALE），并将二者材料置于同一多物质组中来实现^［8］。为了更好地表示爆炸过程中空气和炸药的流体特性， 并便于更精确地计算药型罩、 空气和炸药之间的耦合， 将拉格朗日算法应用于炸药。采用流固耦合方法计算药型罩与空气、 炸药间的耦合。

本文中， 模拟药型罩在爆炸冲击载荷下的翻转以及EFP的成型过程时， 药型罩采用Steinberg本构模型^［9］。该模型可以应用高速、 大变形下的本构方程， 适用于高应变率材料的仿真。Steinberg本构模型用压力P和温度T把剪切模量G和屈服强度Y表达出来， 表达式为

G=G_{\mathrm{0}}\left[\mathrm{1}+\left(\frac{G_p\mathrm{\text{'}}}{G_{\mathrm{0}}}\right)\frac{p}{{\eta }^{\mathrm{1}/\mathrm{3}}}+\left(\frac{G_T\mathrm{\text{'}}}{G_{\mathrm{0}}}\right)\left(T-\mathrm{300}\right)\right],（1）

式中： G为剪切模量； p为材料受到的压力； T为材料温度； G_{\mathrm{0}}为标准情况下的剪切模量； G_p\mathrm{\text{'}}为G对压力p的偏导； G_T\mathrm{\text{'}}为G对温度T的偏导； \eta为压缩率， \eta =\frac{V_{\mathrm{0}}}{V}， V_{\mathrm{0}}为材料的原始体积， V为材料受到压力后的体积。

\begin{array}{c}Y=Y_{\mathrm{0}}{[\mathrm{1}+\beta \left(\epsilon +{\epsilon }_i\right)]}^n\times \\ \left[\mathrm{1}+\left(\frac{Y_p^{\mathrm{\text{'}}}}{Y_{\mathrm{0}}}\right)\frac{p}{{\eta }^{\mathrm{1}/\mathrm{3}}}+\left(\frac{G_T^{\mathrm{\text{'}}}}{G_{\mathrm{0}}}\right)\left(T-\mathrm{300}\right)\right],\end{array}（2）

式中： Y为屈服强度； Y_{\mathrm{0}}为最高应变率下的屈服强度； Y_p^{\mathrm{\text{'}}}为Y对压力p的偏导； \epsilon为塑性应变参数； {\epsilon }_i为初始应变参数； \beta和n为应变硬化参数， \beta取值为36， n取值为0.45。

限定条件为

Y_{\mathrm{0}}{\left[\mathrm{1}+\beta \left(\epsilon +{\epsilon }_i\right)\right]}^n\le Y_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}},

当T\ge T_{\mathrm{m}}时， G=0， Y=0，（3）

式中： Y_{\mathrm{m}\mathrm{a}\mathrm{x}}为发生应变硬化时允许的应力最大值； T_{\mathrm{m}}为压力相关的熔化温度； n为应变硬化参数，取值为0.45。

在研究药型罩曲率半径、 药型罩壁厚和装药高度对成型弹丸的影响时， 药型罩材料选用紫铜， 密度为8 920 kg·m^-3。杨氏模量为117.2 GPa， 泊松比为0.34， 屈服强度为62 MPa， 熔点为1 083 ℃， 剪切模量为45 GPa^［10］。

炸药材料的参数取值见表 1^［11］， 其中， ρ为炸药密度， D为炸药爆速， P_CJ为爆轰时CJ面的压强， BETA为相关常数。JWL更适用于描述炸药反应时的冲击力、 密度及其内部能量之间的关系^［12］， 因此， 本文的炸药状态方程采用JWL状态方程。各参数取值见表 2^［13］， 其中， E₀ 为单位体积炸药的内能， R₁ 、 R₂ 、 A、 B和\omega为相关系数。

空气材料选择LINEAR POLYNOMIAL状态方程^［14］来定义， 参数设置见表 3， 其中， E_{\mathrm{0}}为单位体积的内能， C₀、 C₁、 C₂、 C₃、 C₄、 C₅、 C₆为状态方程相关系数。空气密度取1.2 kg·m^-3。

1.2 数值模型的建立

简化后的模型由空气域（图中隐藏）、 炸药装药和药型罩三部分组成。由于整个模型为对称结构， 因此只需建立1/4模型， 如图 1 所示。

划分网格后的装药单元数为105 876 个， 药型罩单元数为27 853 个。图 1 所示为曲率半径80 mm、 均匀壁厚4 mm的药型罩， 本文其他结构药型罩的有限元模型不再一一给出。

2 结果与讨论

2.1 药型罩曲率半径对EFP的影响

为了探究药型罩的曲率半径对EFP形状的影响， 在装药高度为150 mm， 装药半径为80 mm， 药型罩壁厚为4 mm， 药型罩材料为紫铜的条件下， 对药型罩曲率半径分别为80， 100， 120， 140和160 mm的情况进行数值仿真计算， 装药起爆后20~140 μs期间的结果如图 2 所示。

由图 2 结果可以看出： 药型罩的曲率半径越小， 成型弹丸的长径比越大， 其整体质心越靠近弹丸头部； 药型罩的曲率半径越大， 爆炸成型弹丸的长径比越小， 其整体质心越靠近弹丸尾部。当药型罩的曲率半径为80 mm时， 所产生的成型弹丸长径比最大， 整体最细长。若药型罩曲率半径继续减小， 则不再属于球缺型药型罩（即EFP）的范畴， 本文不予探讨。

研究中还发现， 药型罩的曲率半径不仅会影响成型弹丸的形状， 还会影响弹丸的头部速度， 表 4 为不同曲率半径药型罩对应的弹丸头部速度（取炸药发生作用后140 μs时的头部速度）。

由表 4 可以看出： 药型罩的曲率半径越小， EFP的头部速度越高。这是由于小曲率结构增强了轴向动能聚集效应， 在炸药作用下变形速度更快， 头部能产生更高的速度。但是， 不同曲率半径药型罩形成的EFP尾部所获得的速度差异并不显著， 因此EFP的头部与尾部的速度差会使弹丸外形有所不同^［15］。曲率半径较大的药型罩， 形成的EFP头部与尾部速度差会更小， EFP外形将会更短， 长径比减小， 形状更短更粗； 反之， 药型罩曲率半径小， EFP长径比更大， 弹丸更细更长。

2.2 药型罩壁厚对EFP的影响

2.2.1 等壁厚药型罩对EFP的影响

在炸药高度为150 mm， 装药半径为80 mm， 药型罩曲率半径80 mm 的条件下， 分别对药型罩壁厚为1， 2， 4， 6， 8和10 mm的情况进行数值仿真计算， 结果如图 3、 图 4和表 5 所示。

由仿真结果可以看出， 越厚的药型罩所形成的EFP的头部速度和长径比越小。这是因为越厚的药型罩整体质量越大， 而在相同装药量下， 爆炸产生的冲击力相同， 即系统初始能量相同， 因此， 质量越大的药型罩获得的速度越小。同时， 药型罩的壁厚过小则会导致药型罩在EFP形成过程中被撕裂成无数碎块， 无法形成正常形态的弹丸。因此， 药型罩壁厚的选择应考虑多方面的因素， 不能为了达到高EFP速度而不断减小壁厚。

根据已有研究^{［16‐19］}， 在一定的装药条件下， EFP的药型罩壁厚与装药半径的最佳匹配关系为0.043~0.051倍装药直径。本文上述仿真试验中， 当药型罩壁厚为4 mm时， 即药型罩壁厚等于0.05倍装药半径时效果最佳， 也符合这一研究结论。

2.2.2 变壁厚药型罩对EFP的影响

为了探究不同类型的变壁厚药型罩对EFP的影响， 分别讨论了顶部厚边缘薄和顶部薄边缘厚两种结构的药型罩。药型罩具体结构及参数如图 5和图 6 所示。

在装药高度为150 mm， 装药半径为80 mm， 药型罩曲率半径80 mm， 药型罩材料均为紫铜的条件下， 分别对以上两组不同结构的变壁厚药型罩爆炸后的情况进行数值仿真计算， 结果如图 7 和图 8。

图 7 为爆炸发生后140 μs时药型罩的变形情况， 分别对应图 5 中的药型罩。图 7 中各药型罩对应的头部最大速度如表 6 所示。

综合速度和能量分析可知， 图 5（a） 中的顶部加厚渐变结构药型罩在具有较高头部速度的同时具有比等壁厚药型罩更大的整体质量， 这使该渐变结构成型弹丸具有更大的动能， 大幅提高了其侵彻高硬度目标的能力。但是， 药型罩顶部厚度并非越大越好， 顶部厚度过大会导致药型罩的质量过大， 使其形成的弹丸速度降低， 从而降低其侵彻能力， 图 5（b） 所示为顶部厚度过大的药型罩。降低药型罩四周的厚度虽然整体质量有所减小， 但可以使药型罩在爆炸中更容易翻转变形， 减少了用于药型罩翻转的能量消耗， 让更多的爆炸能量作用在提高药型罩的速度上， 因此降低四周厚度的渐变结构药型罩形成的成型弹丸具有较高的速度， 具有很好的大穿深侵彻能力， 图 5（c） 中的药型罩采用了降低四周厚度的渐变结构。但是， 药型罩四周厚度太小会导致药型罩无法承受爆炸产生的冲击而碎裂成无数小块， 无法形成稳定的成型弹丸， 图 5（d） 中的药型罩属于此类情况。

综上， 顶部厚四周薄渐变结构的药型罩在一定程度上比等壁厚药型罩具有更好的侵彻能力。在上述装药高度、 口径和药型罩曲率半径、 材料一致的条件下， 当顶部厚度增加4 mm（即顶部厚度8 mm， 边缘厚度4 mm）时， 弹丸动能大， 更适合侵彻高硬度目标； 四周厚度减少2 mm（即顶部厚度4 mm， 边缘厚度2 mm）时， 弹丸速度大， 更适合大穿深侵彻。

图 8 为爆炸发生后140 μs时药型罩的变形情况， 分别对应图 6 中的药型罩。图 8 中各药型罩对应的头部最大速度如表 7 所示。

由图 8 可以看出， 四周加厚的渐变结构药型罩在爆炸过程中并没有获得较大的速度， 相反由于四周加厚， 药型罩在翻转时需要消耗更多的能量， 导致该渐变结构的药型罩形成的弹丸头部速度比等壁厚结构的药型罩低得多， 如图 8 中药型罩5的情况； 四周过厚的药型罩在爆炸发生后其头部和尾部也会因为速度差过大而导致弹丸断裂， 影响弹丸的稳定性， 如图 8 中药型罩6的情况； 对于减小顶部厚度的渐变结构药型罩， 由于药型罩顶部会直接破碎， 在爆炸发生时无法形成成型弹丸， 如图 8 中药型罩7和药型罩8的情况。综上可知， 药型罩不宜采用顶部薄四周厚的渐变结构。

2.3 药型罩材料对EFP的影响

为了分析药型罩材料对EFP的影响， 分别对不同材料药型罩的聚能战斗部进行数值模拟。模拟过程中除药型罩材料外， 其他参数均一致， 其中， 装药半径为80 mm， 药型罩壁厚为4 mm， 药型罩半径为80 mm， 装药高度为150 mm， 炸药材料、 空气材料与上文一致。因Steinberg本构方程可以很好地描述药型罩在爆炸冲击下的状态及变化过程， 也为了控制成型弹丸的形成过程只受药型罩不同材料的影响， 而不受状态方程的影响， 故药型罩的状态方程仍用Steinberg本构方程来描述。保持上述参数不变， 分别对紫铜、 06Cr18Ni10Ti钢、 镍钨合金、 钛合金、 钨铜合金这五种常见金属合金材料的药型罩进行数值模拟。

2.3.1 紫铜药型罩结果

所选用紫铜材料的密度为8 920 kg·m^-3， 弹性模量为117.2 GPa， 剪切模量为45 GPa， 屈服强度为62 MPa， 泊松比为0.34， 熔点为1 083 ℃^［20］。紫铜弹丸成型过程如图 9 所示。

紫铜材料弹丸形成的成型弹丸的最大速度为2 749 m·s^-1， 最大动能为 196.854 kJ， 最佳炸高为 328.53 mm（最佳炸高为成型弹丸头部达到最大速度时， 弹丸头部与尾部的距离）。

由图 9 可以看出， 紫铜具有良好的延展性， 成型弹丸具有很好的稳定性， 但由于其密度较小， 导致成型弹丸的动能较低， 侵彻能力不足， 因此， 紫铜药型罩制成的聚能战斗部更适于对较薄装甲的侵彻。

2.3.2 钢药型罩结果

所选用钢材料为06Cr18Ni10Ti钢， 密度为7 830 kg·m^-3， 弹性模量为205 GPa， 剪切模量为78 GPa， 屈服强度为300 MPa， 泊松比为0.29， 熔点为1 535 ℃^［21］。钢弹丸成型过程如图 10 所示。

由图 10 可以看出， 钢材料的延展性相对较差， 在爆炸时不能有效变形， 很容易发生破裂， 因而不能成型。因为钢的泊松比较小， 材料的刚性和脆性较高， 而其弹性模量和剪切模量不足以承受爆炸时产生的冲击应力， 导致钢药型罩发生破裂。

2.3.3 镍钨合金型罩结果

所选用镍钨合金材料成分中， W、 Ni、 Fe、 Co的质量分数分别为92.5%、 4.85%、 1.15%、 1.5%， 其密度为17 680 kg·m^-3， 弹性模量为343 GPa， 剪切模量为134 GPa， 屈服强度为1 300 MPa， 泊松比为0.28， 熔点为1730 ℃^［22］。镍钨合金弹丸成型过程如图 11 所示。

镍钨合金材料形成的成型弹丸的最大速度为3 170 m·s^-1， 最大动能为254.152 kJ， 最佳炸高为153.56 mm（最佳炸高为成型弹丸发生断裂的前一刻， 弹丸头部与尾部的距离）。

由图 11 可以看出， 镍钨合金材料爆炸时形成的弹丸密度很大， 且同时具备较高的头部速度， 这使其具有较好的侵彻性能。但是， 由于该材料的延展性一般， 当炸高太大时弹丸会发生断裂， 因此使用镍钨合金药型罩制成的聚能战斗部的最佳炸高要比其他材料药型罩制成的聚能战斗部小一些。该材料药型罩所制的EFP因其具有大密度大动能， 故具有很好的侵彻性能， 更适于对高硬度目标的侵彻。

2.3.4 钛合金药型罩结果

所选用钛合金材料成分中， Ti、 Al及Fe和Ni等其他元素的质量分数分别为92%、 6%、 2%， 其密度为4 510 kg·m^-3， 弹性模量为108 GPa， 剪切模量为42 GPa， 屈服强度为1 095 MPa， 泊松比为0.35， 熔点为1 668 ℃^［23］。钛合金弹丸成型过程如图 12 所示。

钛合金材料形成的成型弹丸的最大速度为2 917 m·s^-1， 最大动能为146.73 kJ， 最佳炸高为256.34 mm（最佳炸高为成型弹丸头部达到最大速度时， 弹丸头部与尾部的距离）。

由图 12 可以看出， 钛合金材料由于其密度较小， 在爆炸发生后成型弹丸的头部速度较大， 整体动能较小。同时， 钛合金材料形成的成型弹丸直径较大， 这使得该材料形成的弹丸能够在目标上形成较大的开孔孔径。因此， 钛合金材料药型罩所制的聚能战斗部更适于较薄目标的大面积开孔。

2.3.5 钨铜合金药型罩结果

所选用钨铜合金材料成分中， Wu和Cu的质量分数分别为72%和28%， 其密度为15 000 kg·m^-3， 弹性模量为180 GPa， 剪切模量为50 GPa， 屈服强度为400 MPa， 泊松比为0.32， 熔点为1 500 ℃。钨铜合金弹丸成型过程如图 13 所示。

钨铜合金材料形成的成型弹丸的最大速度为3 522 m·s^-1， 最大动能为213.471 kJ， 最佳炸高为310.82 mm（最佳炸高为成型弹丸头部达到最大速度时， 弹丸头部与尾部的距离）。

由图 13 可以看出， 钨铜合金药型罩形成的成型弹丸具有良好的形态、 较高的密度、 速度和动能， 这主要是由于钨铜合金具有较高的密度和良好的延展性， 使其具有良好的侵彻性能， 同时具备较大孔径的开孔能力和较大穿深的侵彻能力。但是， 钨与铜无法相互溶解， 常规工艺难以制造出药型罩^［24］， 因此钨铜药型罩的生产成本较高， 限制了其大规模应用。

综合经济性和实用性， 紫铜材料仍可作为生产EFP药型罩的主要材料。

2.4 装药高度对EFP的影响

装药高度不仅会影响爆炸时作用在药型罩上的冲击力， 还会影响整体系统的能量。为了分析装药高度对EFP的影响， 在装药半径为80 mm， 药型罩厚度为4 mm， 药型罩半径为80 mm的条件下， 分别对装药高度130， 150， 180和210 mm的情况进行仿真模拟， 爆炸发生后140 μs时的模拟结果如图 14、 图 15 和表 8 所示。

由图 15 和表 8 可以看出： 装药高度越大， EFP头部速度也越大， 但是随着装药高度的不断增加， 弹丸头部速度的增加量会逐渐减小， 装药量增加对弹丸头部速度的影响越来越小。装药高度超过150 mm后速度增加速率大幅下降， 当装药高度从180 mm增加至210 mm时， EFP速度仅提升0.83%。

3 结　论

本文建立了药型罩参数、 装药尺寸与EFP成型间的关联机制， 为工程设计与应用提供了理论支撑。数值仿真结果表明， EFP的外观形状及其速度与药型罩的材料、 半径、 厚度及装药高度有关。主要结论如下：

1） 对于球缺型药型罩， 药型罩曲率半径越小， 弹丸头部速度越大。当药型罩曲率半径与装药半径之比为1时， 所形成的弹丸头部速度高， 弹丸形态好。

2） 对于等壁厚药型罩， 壁厚减小， 弹丸头部速度增加， 但壁厚过小（<4 mm）的弹丸易被撕裂； 壁厚4 mm（与装药半径比0.05）时， 弹丸速度高且形态好。对于变壁厚药型罩， 适当增加顶部厚度和降低边缘厚度都可以使成型弹丸的侵彻能力提高； 增加顶部厚度（顶部8 mm， 边缘4 mm）可提高弹丸动能， 适合侵彻高硬度目标； 减小四周厚度（顶部4 mm， 边缘2 mm）可提升弹丸速度， 利于大穿深侵彻。

3） 药型罩的材料会影响EFP的成型， 本文研究选用了5种常见材料制成的药型罩。紫铜药型罩形成的EFP稳定性好， 成本低， 适于薄装甲侵彻； 镍钨合金药型罩形成的EFP动能大， 适合高硬度目标侵彻； 钛合金药型罩形成的EFP开孔大， 利于装甲的大面积开孔； 钨铜合金药型罩形成的EFP性能优但成本高， 限制了该材料药型罩的大范围应用； 钢材料制成的药型罩无法形成成型弹丸， 不适于制作 药型罩。

4） 装药高度增加， 弹丸速度增大， 但装药高度超过一定值（150 mm）时， 速度提升趋缓。

综上所述， 在合理范围内减小药型罩的曲率半径， 降低药型罩的壁厚， 选用合适材料制成药型罩， 增加装药高度等方法均可使成型弹丸头部速度增加， 从而增强其穿甲性能。

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