防盗门破拆机构设计

《防盗门破拆机构设计》由会员分享，可在线阅读，更多相关《防盗门破拆机构设计（45页珍藏版）》请在装配图网上搜索。

1、第1章 绪论1.1 设计背景当前，国内外面临的反恐形势日趋严峻，各种暴力犯罪特别是室内人质劫持越来越多。对室内人质劫持案，首先要解决的是破开门体开辟快速通道，为营救人质争取有利时机。由于现代建筑基本都安装了防盗安全门，若犯罪分子依靠防盗门负隅顽抗，就会给人质的解救工作带来很大困难。辽宁省沈阳市曾发生一起持枪绑架案件极具代表性。一名犯罪嫌疑人持枪将一名富商于家中绑架，让被害人的妻子出去取钱，被害人妻子随后报警。接警后，警方迅速将被害人房屋包围，由于警方缺乏破除防盗门的有效手段，用最原始的方法镐头刨墙。等警方冲入室内，犯罪嫌疑人和人质都满脸是血，好在嫌疑人没有击中人质要害部位，人质经抢救脱险，嫌疑

2、人开枪自杀未遂。案件的结局虽然不算最坏，但影响恶劣，它暴露出警方对防盗门破除手段的匮乏1。传统的人质解救方式有谈判和强制解救两种，在谈判失效、疑犯高度戒备的情况下，则只能采取强制解救措施突破门体等障碍迅速突入室内，不给疑犯反应时间，这样才能达到有效压制疑犯，保护人质的目的。随着科学技术的发展，破门工具得到了广泛的研发。然而国内强制破门的手段还不够完善。运用广泛的破门工具有破门椎、撞门锤、剪切器、多功能钳、金属切割机等。撞门锤、剪断器、多功能钳等工具对于木结构门破门成功率较高，而且简便，使用成本低，但对于防盗门尤其是钢质防盗门则难以突破成功，缺乏突然性。金属切割器能有效破除防盗门，但由于切割时间

3、长，容易惊动恐怖分子，威胁人质安全，不适合突击行动。中国兵器工业第二0八研究所研制的动能破门弹系统在国内破门系统中比较先进，如图1.1.1。该系统由破门弹、动力系统、发射系统、平衡系统、支架等组成。可在执行反恐救援任务时快速、有效地攻破各种防盗门，使救援人员迅速进入房间2。但该破门系统威力较大，而且作用完成后需得迅速移开才能进入，难以保证室内人质不受到伤害。国外破门手段则相对比较领先，美、英、德、以色列等国家的破门技术已经成熟。主要有M100式破门枪榴弹、SAS切门器、PC/TAC战术型切割炬、Autauga撞门器、Jersey启动器等。但上述国家的入户门多为木质，即通常说的欧式门，所研究的破

4、门手段和破门工具大多是通过破开门锁或门铰达到破门目的，而我国入户门大多为钢质防盗门，且门锁较多，内置钢板钢柱，故上述国家的破门工具和图1.1.1 动能破门弹系统技术并不完全适用于我国。其中Jersey启动器虽然功能多用，但仅对于一般结构的入户门有效，对于门锁较多且结构牢固的防盗门难以完成破拆的任务，而且结构笨重，使用和携带均不方便，如图1.1.23。M100式破门枪榴弹由以色列拉斐尔公司为美陆军生产，图1.1.2 Jersey启动器其设计基于拉斐尔公司武器发展局研制的“西蒙”（SIMON）系列破门枪榴弹，以供美国M16和M4系列突击步枪使用，如图1.1.3。M100式破门枪榴弹的结构包括带支座

5、的定距杆和引炸药部件两部分。士兵使用M100式破门枪榴弹时先将其两部分连接，然后把该弹安装在M16式或M4式突击步枪末端，并朝门射击。当定距杆碰到门时，触发引信引图1.1.3 M100式破门枪榴弹爆主炸药，产生的强烈超压力冲击波破门之后可立即攻入4。该破门弹威力巨大，能有效用于反恐任务中的破门任务，但难以保证救援任务中人质不受到冲击波的伤害。由于以上破门手段对于破除目前使用最多的钢质防盗门都存在不同的难度，而且会对人质及营救人员的安全造成不同程度的伤害。因此，设计一款直接、高效、突进、功能更加全面且不造成人质伤害和危及解救人员自身安全的防盗门破拆机构迫在眉睫。1.2 防盗门相关知识防盗门的全称

6、为“防盗安全门”。它兼备防盗和安全的性能。按照防盗安全门通用技术条件规定，合格的防盗门在15分钟内利用凿子、螺丝刀、撬棍等普通手工具和手电钻等便携式电动工具无法撬开或在门扇上开起一个615平方毫米的开口，或在锁定点150平方毫米的半圆内打开一个38平方毫米的开口。并且防盗门上使用的锁具必须是经过公安部检测中心检测合格的带有防钻功能的防盗门专用锁。防盗门可以用不同的材料制作，但只有达到标准检测合格，领取安全防范产品准产证的门才能称为防盗门，如图1.2.1。图1.2.1 防盗门基本结构防盗门从材质上主要分为五种：钢质、钢木结构、不锈钢、铝合金和铜质，它们在质量和性能上都各有特点。其中钢质防盗门是市

7、场上见得最多、老百姓用得最多的。百姓所熟悉的防盗门大都属于此系列。这类门价格较低廉和合理，它的销量占市场总销量的90%以上。防盗安全门根据其安全级别可分为甲、乙、丙、丁、四个级别的防盗安全门，其中甲级防盗性能最高，乙级其次，丁级最低。国标门一般有四种规格，高度为2050mm和1970mm两种高度，宽度为860mm和950mm两种，组合后可为：2050mm860mm、2050mm950mm、1970mm860mm、1970mm950mm，高度2050mm即为2.05m总高的门框。不同防盗等级的防盗门防盗安全性能不同。根据新实行的国家防盗安全门通用技术条件，门框与门扇间的锁闭点数，甲、乙、丙、丁级

8、防盗门分别应不少于12个、10个、8个和6个；按新标准规定，防盗门的锁具应能在防破坏时间内，即使钻掉锁芯、撬断锁体连接件从而拆卸锁具或通过上下间隙伸进撬扒工具，松开锁舌等，也无法打开门扇，防盗门的主锁舌伸出有效长度应不小于16mm，并应有锁舌止动装置。而门框的钢质板材厚度甲、乙、丙、丁级分别应选用2mm、2mm、1.8mm和1.5mm等；门扇的外面板、内面板厚度用“外板/内板”形式表示，按防盗安全的甲、乙、丙、丁级别分别应选用1.00mm/1.00mm、0.80mm/0.80mm、0.80mm/0.60mm。板材材质可选用钢、不锈钢、钢/木、铜或其他复合材料5。新标准中，把安全门、防盗门、入户

9、门、安全防盗门、防护门、钢质门等近十种相关叫法的“门”全部纳入到防盗安全门的“丁”级中。我们现在在商场里看到的大部分都是丁级防盗安全门，它比较适合于一般的居民消费者使用。故本课题设计的线性聚能破门机构以丁级防盗门作为目标对象进行研究。拟选门框板材厚度为1.5mm，门板板材厚度拟选“外板/内板”为0.80mm/0.60mm。由于国家新标准规定门扇与门宽搭接宽度不少于8cm，故拟选门扇总厚度为9cm。高宽组合拟选2050mm950mm。国内丁级防盗门门板材质一般为冷轧钢板，本课题拟选优质碳素结构钢45#钢作为门板材料进行研究，其屈服极限Y0为353MPa，密度i为7.8g/cm3。本文将以上述选定

10、的丁级防盗门的相关数据作为目标对象进行防盗门破拆机构的设计。 第2章 破门机构设计方案本设计的主要目的是研制一种框型线性聚能切割器，作为本防盗门破拆机构，可以对防盗门钢板进行快速切割作业，在很短的时间内切割出能容反恐人员迅速通过的区域，进而营救人质。2.1 线性切割器简介线性聚能切割器是一种利用线型聚能装药在爆炸时产生的高能量密度、高运动速度的刀片状金属射流对各种金属或非金属障碍物进行切割的爆炸型切割器，具有切割速度快、切割面大、切割威力高的特点。聚能效应是其工作的基本原理。聚能效应是利用装药一端的空穴以提高局部破坏作用的效应，这种现象称为聚能现象。如果在空穴表面加一个金属罩聚能罩，可以使能量

11、密度进一步提高，形成金属射流，使聚能作用大为提高。聚能效应的主要特点是能量密度高和方向性强，适用于产生局部破坏作用的领域。其主要应用可分为军用与民用两个方面。聚能装药在军事上的用途主要是利用聚能射流的破甲效应。如应用于鱼雷、导弹、各种反坦克弹和各种炸弹等。可以对装甲、车辆、碉堡混凝土工事等物体进行破坏。聚能射流弹的应用始于二战，德国、美国、英国、日本都研制了自己的聚能射流弹，用于海军、陆军。我国在聚能装药的军事应用方面也做了很多工作，研究出很多聚能装药的新方法，提高了聚能装药的威力。由于聚能装药的优越性，在国民建设方面以及爆破拆除、石油工业、打捞沉船、岩体切割等方面都有着广泛的应用。西方发达国

12、家很早就在石油、钢铁工业中应用聚能装药，用于在油井中打孔，用聚能装药进行金属切削，还用于进行海冰的穿孔等。近些年来，国内在民用领域也越来越多的用到聚能装药。如石油、天然气工业中油气井中的切割弹。在民用领域内，有一类是利用线型聚能装药进行施工作业的，利用线型装药制成的爆炸切割器，应用十分广泛。爆炸切割器利用聚能原理来切割坚硬物质，由于切割都是沿着一个面切割出一条窄缝来，因此，多采用平面对称型药型罩。线型聚能装药是一种长条形带有空腔的装药，在空腔中嵌有金属药型罩。药型罩的形状可以是圆弧形或各种不同顶角的楔形，药型罩的材料可以是铜、钢、铝、铅等。南非Jet Demolition Ltd利用聚能切割器

13、成功地拆除了多种大型钢结构建筑物；美国Dykon公司应用聚能切割爆破技术成功地拆除了一座炼油厂的钢结构反应塔；解放军理工大学曾经采用聚能切割索将上海宝钢集团第一钢厂原第二炼钢车间厂房拆除；辽宁工程技术大学也曾经利用聚能爆破法拆除长为234.4m，宽为12m的清河门大桥等。此外，线型聚能切割器在采集石材中也有着广泛的应用。由于聚能装药的高能量密度和方向性强的特点，在使用时可以大大缩短施工时间，在民用领域将会有越来越多的应用6。2.2 切割器破拆方案 本文设计的线性切割器整体外观为框型，各连接角为直角，能稳定地粘附在防盗门上，解决一般破拆机构需要支架的问题，同时采用各处装药同时起爆的设想，起爆方式

14、为遥控起爆，可以避免一般爆破破拆带来的对反恐人员造成伤害的问题。其破拆原理为：当装备内装填炸药爆炸后，产生的爆炸能量以高压作用于楔型金属罩，使其在对称平面上挤出向前高速运动薄层呈熔融状态的金属射流，以线状竖直作用在门板上，使钢质门板在金属射流的不断作用下被侵蚀产生裂缝。通过合理设计切割器结构参数，使门板在将要被切断时让射流速度达到临界值停止破甲作用，从而防止射流过大伤害室内人质的问题。因为结构为框型，最终防盗门被切出一块能容反恐人员通过的方形区域，该区域在反恐人员普通的力作用下脱离防盗门，而且用炸药作为原动力起爆，这个过程在几秒之内就能完成，能在瞬间破门的同时也不给恐怖分子反映的机会，进而实现

15、快速突入、制服恐怖分子、营救人质的目的。本设计的主要任务是根据防盗门结构、门板材料、所处环境及切割器的装药性质，合理的选择和确定线性切割器的结构尺寸、组成材料和装药参数等，以理论分析为主，结合数值计算得出该切割器相对防盗门的侵彻深度，使切割器形成的射流能在规定要求下完成破门任务，达到反恐救援的目的。同时还应考虑作用位置的稳定性、携带的便捷性以及使用的安全性。第3章 线性切割器结构参数设计要使线性切割器爆炸后形成的平面射流具有侵彻防盗安全门的能力，确保防盗门的破拆，达到突入的目的，就必须合理地设计聚能切割器的结构参数。它包括装药的选择、金属药型罩设计、炸高的确定、聚能切割器几何形状设计等，其中金

16、属药型罩结构参数设计最为重要。3.1 装药的选择炸药是聚能侵彻防盗门的能源。聚能装药起爆使线性金属药型罩向对称面压合碰撞，形成射流的侵彻性能主要取决于炸药爆轰压力。理论分析和实验结果表明，聚能射流的侵彻威力随爆轰压力的增加而增加。根据爆炸理论，炸药的爆轰压力为: Pc=cD2 (3.1.1) 式（3.1.1）中，Pc为炸药的爆轰压力，c为炸药的装药密度，D为炸药的爆速。由(3.1.1)式可以看出，炸药的密度和爆速对爆轰压力有影响，而且炸药爆速影响更大。因此，为了提高线性切割器的聚能威力，必须选用爆速较高，猛度较大的炸药。不同炸药的成型装药侵彻速度不同，由试验得知，爆压与侵彻深度存在线性关系，即

17、爆压越高侵彻深度愈大。在炸药选定后，尽量提高装药密度。另一方面，炸药的选择还应考虑其成本、加工工艺等因素，综合考虑炸药的性能价格比。表3.1.1是常用炸药装药密度和爆速的相关数据。表3.1.1 常用炸药性能表炸药名称黑梯60黑梯50TNTRDXc（g/cm3）1.7201.6461.5911.126D(m/s)7880744069106530 考虑炸药性能、成本和使用要求等因素,通常使用黑梯60和黑梯50作为线性切割器的装药7。从表3.1.1可以得知黑梯60的装药密度和爆速均较大，故本课题拟选黑梯60作为欲设计的线性切割器的装药。 线型聚能装药按药型可分为等厚度装药和变壁厚装药。在同等药量下，

18、对同一药型罩，采用变壁厚装药，形成的射流在纵向将产生速度梯度，可以使切割深度大大增加，最大可增加30%。线型聚能装药的侵彻深度随着装药底宽和药顶高的增加而增加，但是要相应增加装药的重量。随着药顶高的增加，射流头部速度和尾部速度的差值增大，侵彻深度也相应增加。当药顶高增加到一定值后，侵彻深度不再增加。本方案采用变壁厚装药。3.2 金属药型罩参数设计 药型罩是聚能装药的核心部分。金属药型罩的结构是破门突入的关键，它是形成平面侵彻射流的主要部件。线性药型罩的材料、几何形状及其尺寸等参数直接影响射流的性能和质量，关系到破门的作用效果，因而必须对其作恰当的选择和设计。聚能药形罩的设计包括罩材料的选择、罩

19、型的确定、楔角的设定、壁厚设计。3.2.1 药型罩材料的选用药型罩材料对于破甲侵彻效果具有非常重要的意义，当药形罩被压合后，形成连续且不断裂的射流越长、密度越大，则破甲越深。由射流侵彻过程的流体动力学理论可知，侵彻效果与射流长度及射流密度的平方根成正比。因此，要求药型罩材料的塑性好，密度大，可压缩性小。为了使射流形成过程中的相对流动为亚声速，即相对速度不大于材料声速，以保证射流的形成，因此音速过低的材料不宜作为罩的材料。为了保证有足够的射流参与侵彻作用，应保证射流形成过程中不汽化。研究和实践证明，侵彻性能优良的药型罩材料应具有高塑性、高密度和高声速3个特点。塑性好的材料易于加工成形，可形成侵彻

20、性能较好的长射流，而射流的长度与侵彻深度成正比关系。此外，总侵彻深度还同射流密度与靶密度之比的平方根成正比关系，因而药型罩的密度越高，侵彻深度将越深。材料的声速越高，射流的伸长速度越快，有利于射流侵彻装甲。纯铜是传统的药型罩材料。90年代以来，为了适应高侵彻性能空心装药战斗部的发展，国外研究了多种单金属和合金罩材。迄今，单金属罩材对提高空心装药战斗部的侵彻性能影响最大，铝、铀、钽、铼和镍具有较大的应用和发展前景。在合金药型罩材方面，铜元素与W、Ta、Re等重金属元素组配成的合金，既有高密度效应又有优良的塑性。这类新合金拓宽了发展罩材的思路，是药型罩材的发展方向之一。一些这类合金已显示出良好的侵

21、彻效果。此外，TaW及Ni一W万合金罩材也显示出良好的侵彻性能。国外还研究了超塑合金和非晶态合金等合金罩材，但其效果都不明显。到目前为止，尽管选用以上多种材料皆可制造出性能比较好的药型罩，但纯铜仍然是药型罩的主要选用材料，也是其他材料不能替代的。这是由于纯铜有它自身特点及优点。那么选用药型罩材料的基本依据是什么呢？主要是药型罩材料的密度、声速、药型罩的物理对称性和几何对称性是研究者们选用材料时必须考虑的问题，是药型罩材料技术的四个基本要素。药型罩材料的密度和声速要素分析。纯铜是药型罩的首选材料，因为纯铜具有良好的综合性能，即塑性好、密度 (8.9)和声速(4.7km/s)较高，最终可获得延性射

22、流，另外纯铜价格比较低廉，制作比较容易，是其他材料无法替代的。从材料的角度考虑，一直希望得到密度高于铜的新型药型罩材料。钼由于其高声速(5.14km/s)和较高密度(10.2)的属性是极优秀的聚能装药药型罩材料，为了得到高速连贯的射流头部材料必须具有高的声速，为了提高侵彻能力，要有高的密度材料。美国陆军武器研究所和工程中心开展了钼药型罩材料及其射流特性的试验研究。研究结果表明，钼药型罩射流延性好，射流头部速度可达 12.5km/s，可与铜药型罩的射流性能相媲美。把钨看做有前景的药型罩材料主要是其具有高的密度，可增加射流密度。另外其声速高，钨的声速为4.03km/s。药型罩材料声速越高，射流速度

23、越高，特别是射流的头部速度，如果射流具有高的头部速度，就能获得更大的侵彻深度，更有效地毁伤靶板。钽具有更高的密度(16.6)，同时也具有比较高的声速(4.5km/s)，是一种主要用于爆炸成型弹丸用的药型罩材料。虽然很多材料都能制造出性能比较良好的药型罩，但是紫铜仍然是制造药型罩材料首选的材料，其具有高的延展性、相对比较高的密度和声速，在药型罩的成型制造过程中，金属的流动性好，易于加工成型，同时，材料来源比较广泛，价格低廉，其性价比高于其他金属8。表3.2.1.1是一定结构参数条件下，不同罩材料药型罩侵彻深度实验结果。实验结果表明，紫铜药型罩的侵彻效果最好，其次是铸铁、钢、铝、铅。 当前，聚能装

24、药药型罩所用最好材料是自由氧化的电解铜。生铁虽然在通常条件下是脆性的，但它在高速、高压的条件下却具有良好的可塑性，因而破甲效果也不错。铝的密度太低，铅的熔点和沸点都很低，其破甲效果不好。综上所述，考虑材料成本、材料声速、易加工性以及材料的侵彻性能等因素，本研究选用紫铜作为金属药型罩材料，表3.2.1.1 不同材料药型罩侵彻深度实验结果材料紫铜生铁钢铝铅侵彻深度（mm）最大值1401211139173最小值10398969170平均值1231111039172其密度j为8.9g/cm3。3.2.2 药型罩形状的确定 我们通常把在装药表面带有一定形状的凹槽，使炸药爆炸的能量集中，从而提高对靶的局部

25、破坏作用的效应，称为炸药的“聚能效应”， 凹槽称为“聚能槽”。如果在药柱的聚能槽表面加上一个金属药型罩，则爆轰产物在推动罩壁向轴线运动的过程中，将能量传递给药型罩，使能量的极大部分表现为动能形式，这样就避免了爆轰产物高压膨胀引起的能量飞散，使能量更为集中，从而提高了炸药爆炸的聚能效应。在目前众多关于有罩聚能装药的文献资料中，药型罩大多为轴对称的圆锥罩、喇叭罩、半球形罩、截锥罩，如图3.2.2.1所示，药柱装药为轴对称的柱状装药，起图3.2.2.1 常用药型罩的形状（a）半球形； （b）截锥形； （c）喇叭形； （d）圆锥形爆方式为中心点起爆。半球形罩能获得的射流速度太小，破甲效果不明显。由前可

26、知，侵彻深度与射流有效长度成正比，而初始长度取决于药型罩的母线长度。在罩底尺寸相同的情况下，喇叭罩的母线长度较长，因此其侵彻效果较好。实际上，喇叭罩是一个变锥角的药型罩，其顶部锥角小，底部锥角大，这有利于提高射流的头部速度及整个射流的速度梯度。增加射流速度梯度，对提高射流有效长度有利。可实验表明，喇叭形药型罩增加侵彻效果是有限的，而且其加工工艺比较复杂，加工精度要求较高，制造时很难得到正确的形状，而制造质量对破甲性能的影响又很大，故在实际应用中发现，由喇叭形药形罩得到的破甲深度较圆锥形药形罩增加的并不显著，一般情况下很少用喇叭形药型罩，而采用锥形罩9。圆锥罩能产生一股高温、高速、高能量密度的聚

27、能破甲射流，但只适用于对靶目标产生局部破坏作用的场合，难以完成大面积切割作业。 对于线型聚能装药有楔形罩和圆形罩等。圆形罩线性装药形成的射流质量占整个罩的质量的比例要比楔形罩大，这对切割效果是有利的。而楔形罩在对称面碰撞到射流形成有一个加速的过程，由此可见，楔形罩的射流速度比圆形罩的射流速度大。并且，楔形罩的杵体运动方向与射流一致对侵彻作用也有一定贡献。这两种形状的药型罩各有利弊10。因本线性聚能切割器要对防盗门进行大区域的切割作业，而且设计装药形状为楔形，所以设计药型罩时提出楔形罩的方案，楔形罩是平面对称结构。采用楔形罩的装药称为线型聚能装药，也称平面对称型聚能装药。由于装药是平面对称型聚能

28、装药，所以炸药起爆后，冲击产物挤压楔形金属罩，药型罩内壁附近金属能在对称平面挤出长条聚能刀片状金属射流，可以对靶板进行大区域切割作业11。故本课题选用楔形药型罩。3.2.3 药型罩楔角设计无论从使用性能还是生产工艺要求来看，药型罩楔角的选择都是非常重要的。实际数据表明，最佳炸高随楔角增加而增大，一直到65o左右，然后又随楔角的增加而减少。从射流形成理论中射流速度和质量公式分析可知，药型罩楔角存在最佳范围。当楔角小于时，虽然侵彻深度增大，但相应的穿孔直径减少，后效作用降低，同时侵彻稳定变坏；当楔角大于时，射流形成过程可能发生了新的变化，即可能形成爆炸型弹丸，侵彻深度显著下降，且孔径增大。所以，应

29、依据对付目标的特性，选用合适的药型罩楔角。一般说来，聚能装药起爆后，在装药中传播的球面散心波与药型罩相遇，爆轰产物驱动药型罩微元加速运动。当药型罩微元以压垮角在轴线汇聚时，在汇聚处产生高温高压；在一定条件下，产生高速运动的射流和低速运动的杵体。由于射流和杵体的速度相差很大，射流和杵体很快分离，中间形成空隙，后续压垮的药型罩微元在此空隙处汇聚，继续形成射流和杵体。药型罩连续压垮，从而在汇聚过程中形成连续的射流和杵体，而射流被不断拉长，如图3.2.3.1所示。 图3.2.3.1 聚能射流示意图 由经过Pugh、Eihcelberger、Roostker等人发展完善的PER理论认为药型罩的压垮速度是

30、变化的，从罩顶端到底端是逐渐减小的。如图3.2.3.2所示，这样罩壁压垮后，由于P的速度小于P，当P到达J时，P到达N而不是M，于是形成一条曲线，压垮角也发生变化。图3.2.3.2 药型罩几何关系及压垮示意图 由PER理论得出的射流速度和质量公式分别为： Vj=V0cos(-) (3.2.3.1) Mj=M(1-cos) （3.2.3.2） 式中，为半楔角，为压垮角，为变形角（压垮速度方向与罩平面法向的夹角），V0为压垮速度，M为金属罩质量。为分析方便，假设炸药瞬时爆轰，罩壁面同时平行地向轴向压合。此时有= ，= 0 ，因而有： Vj=V0cot （3.2.3.3） Mj=Msin2() (3

31、.2.3.4)由式(3.2.3.4)可以看出，随增加，Vj减小，但Mj增加。实验表明，小楔角时，射流头部速度较高，但射流质量较小，因此侵彻较深，切口宽度较小；大楔角时，射流头部速度较低，射流质量较大，因而侵彻深度下降，但切口较宽。尽管线性楔形罩的质量是面对称分布的，保证形成平面射流条件下，罩的楔角可以做得较大，但当很大时, 仍然会引起药型罩的翻转而形成弹丸，为保证形成具有足够速度和质量的平面射流，罩的楔角既不能太小，也不能太大。实验研究表明，线性楔形罩的最佳楔角在70o120o范围内选择。为了加工方便，在保证使用要求的情况下，本研究课题中楔角2选为90o。3.2.4 药型罩壁厚设计药型罩的最佳

32、壁厚随药型罩材料、楔角、炸药性能、外壳和炸高等参量的变化而改变，其中外壳和楔角是主要影响因素。总的说来，药型罩最佳壁厚随楔角增加而增加，随外壳的加厚而增加。当爆轰压力冲量足够大时，壁厚增加使形成射流的金属增多，从而提高了射流性能和侵彻能力。当然罩壁厚也不能太大，否则会使压垮速度变小，也可能爆炸使罩形成破片，影响射流的正常形成，从而影响破甲作用。实验研究还表明，采用变壁厚药型罩对射流性能和侵彻能力有较大影响12。实际应用的经验表明，顶部厚、底部薄的药型罩使侵彻口较大，侵彻深度较小；反之，顶部薄、底部厚的药型罩，只要壁厚变化适当，可提高破甲效果。当爆轰产生的压力冲量足够大时，药型罩的壁厚增加对提高

33、破甲威力有利。但是，如果截面厚度变化率不当，反而会降低侵彻能力，而且变壁厚无疑将加大加工难度，影响加工精度。由于形成金属射流的金属为药型罩内层五分之一左右的金属层，如果金属药型罩的罩壁较薄，形成射流的金属重量就小，造成射流的质量密度比较低，有效射流长度会减小，药型罩性能达不到设计的要求，将直接影响到破甲弹的破甲性能13。根据实际需要，结合大量侵彻实验的结果，药型罩的壁厚为0.020.03倍罩底宽度时为最佳。在能满足要求的前提下，考虑到便于计算，本研究采用的罩壁为等厚，厚度b为1.5mm。3.3 炸高的初步确定炸高是药型罩底面到侵彻物之间的最短距离。炸高对切割器的侵彻能力有很大影响。一方面，炸高

34、增加能使侵彻射流较长，从而提高侵彻深度；另一方面，炸高增加会使射流产生径向分散和摆动，甚至引起射流断裂，导致侵彻深度下降。因此必须设计线性切割器的最佳炸高。 最佳炸高是一定范围内变化的参量，它与药型罩的楔角大小、罩材料性能、炸药性能等因素有关。在相同装药种类、装药结构、药型罩材料和药型罩结构的情况下，炸高不同，线型聚能切割器的切割能力也不相同。在装药量不变的情况下，选择有利炸高可以提高切割器的切割能力。在满足一定的切割能力的情况下，有利炸高可以减少装药量、节约成本和减轻爆炸对环境的影响。众多学者通过理论分析、实验测定和数值模拟对炸高影响线型聚能切割器的切割能力进行了定性和定量的研究，研究成果在

35、一定程度上促进了线型聚能切割器的设计和切割能力的评估。但这些研究成果基本上都是针对某一特定类型的线型聚能切割器进行的，没有从基本原理上对炸高的决定作用给出合理的解释，因此其确定的相关计算公式不具有普遍性。马海洋博士等人通过数值模拟技术对爆炸切割过程进行真实再现，解释了炸高对线型聚能切割器切割能力影响的基本原理，为合理确定线型聚能切割器的有利炸高提供一个有效的方法。他们通过分析认为，小炸高下，影响射流侵彻能力的主要因素是靶板阻碍了射流的形成。射流头部开始断裂时的位置并不是最有利炸高，最佳炸高应该存在于射流断裂后的某一个位置。把射流开始断裂之后的适当位置作为有利炸高，可以大量节省实验和数值模拟的工

36、作量，实现有利炸高的快速选取。由于装药种类、装药结构、药型罩材料及药型罩形式各不相同，尤其是装药和药型罩的几何形状对射流断裂影响较大，射流断裂程度对于射流侵彻能力的影响难于把握，因此把射流头部第2 次断裂时的位置作为有利炸高是能够满足工程要求的14。平面对称楔型罩的实验研究表明，铝罩因其延展性好，形成的射流较长，其有利炸高约为罩底宽度的68倍；铜罩的有利炸高约为罩底宽度的6倍左右；一般钢铁罩材其有利炸高约为罩底宽度的13倍。虽然加工精确的药型罩的最佳炸高通常大于4倍罩底宽度，但是考虑到金属罩形状和尺寸的影响，实际炸高一般限制在13倍罩底宽度之间。此炸高可使侵彻深度足以达到最佳炸高侵彻深度的90

37、%左右。在某些情况下，小炸高有一定的优越性。综合上述分析，在确定罩底宽度d为50mm的条件下,炸高H选为30mm是可行的,这有利于侵彻性能的稳定性。炸高的准确值会在后边的计算中得到确认。3.4 切割器几何形状设计切割器外部结构的设计对反恐人员能否短时间突破防盗门起着至关重要的作用。为达到破门营救人质的目的，需要对线性聚能切割器的整体几何构造进行合理设计，同时应综合防盗门所处环境对破门系统进行全面分析，考虑切割器在作用时的定位问题，以及尽量减少切割器装药引爆后给外界造成的伤害。设计的方案不仅要能满足反恐救援的要求，还应满足加工简单、造价成本低以及携带方便的要求。随着城市人口的密集化，一般居民房都

38、为楼梯房或楼道房，入户门所在的空间不是很大，不能容纳太大的防盗门破拆机构系统，故设计的破门系统体积必须相对较少。现阶段一般的防盗门破拆机构都设有支架等系统，不仅需要占用空间，而且携带不是很方便。综合上述因素，考虑到设计目的最终要在防盗门上侵彻出能够容反恐人员通过的门洞，本方案设定切割器的整体外部结构为框型结构，其作用示意图如图3.4.1所示，外图3.4.1 线性切割器作用示意图观简单却实用，且连接角设置为，这样聚能切割器的连接处可以完全切断所要切割部位的钢板15。 切割器罩底设计有磁性材料，能直接牢靠地吸附在防盗门门板上，既能起到固定切割器的作用，同时还免去了支架系统，节省了空间，可以为援救任

39、务节省时间。切割器可以沿直角方向进行拆解和组合，拆解之后携带方便。组合之后可以形成框型结构，作用在防盗门上能侵彻出长为1.6m，宽为0.6m的长方形门洞，足够反恐人员迅速进入室内制服疑犯，解救人质。起爆装置采用棱上线性起爆，可以实现各处同时起爆，能有效防止起爆不均引起的射流翻转、偏向等现象16。在起爆装置上设计遥控接收器件，实行遥控起爆，可减少炸药爆炸对反恐人员造成的次生伤害。基本组成如图3.4.2所示。图3.4.2 线性切割器基本结构示意图切割器外壳材料采用45#钢。外壳对侵彻效果的影响是通过对爆轰波波形的影响而产生的，主要表现在爆轰波形成的初始阶段。如前所述，外壳厚度对药型罩的最佳壁厚也有

40、影响，这些影响既有有利的一面，也有不利的一面。一方面，有壳线性聚能装药可以减弱稀疏波的作用，有利于提高装药能量利用，壳体越厚，装药能量利用率越高；另一方面，由于壳体的存在会引起爆轰波在壳体壁面的反射，从而使壁面附近爆轰波能量加强，使侧向爆轰波较中心爆轰波提前到达药型罩壁面，造成罩壁受载不均匀，破坏了爆轰波波形，造成射流不集中、不稳定，因此使侵彻深度下降。外壳越厚，这种影响越大。考虑上述有利和不利因素，为了存贮、运输和使用方便，设计线性切割器时取外壳厚a为2mm。综上分析，选择并初步确定线性聚能切割器的一些基本设计结构参数列在表3.4.1中。表3.4.1 线性切割器结构参数表装药参数罩结构参数外

41、壳厚度炸高c（kg/m3）Pc(Gpa)D(m/s)b（mm）Pj（kg/m3）2(度)d（mm）a(mm)H(mm)172026.778801.589009050230根据以上所述，可以得出线性切割器剖面几何尺寸图如图3.4.3所示。炸高由切割图3.4.3 线性切割器剖面几何尺寸图器底座尺寸确定，确保了组合后各处炸高均等，防止了因切割时由于炸高不同而引起的侵彻效果不同的一些问题。其中在装药壳体后构建缓冲防护层，能有效减少炸药爆炸后产生的爆轰波对外界的损伤，起到安全防护的作用。其中图中尺寸m为73mm，n为85mm，c为11.5m。图3.4.4为实体切割器局部图。图3.4.4 聚能切割器实体局

42、部图第4章 切割器侵彻深度计算推导由于线性聚能装药为面对称结构, 它的射流形成过程及破门过程有其自身特点, 此时轴对称聚能装药侵彻深度计算公式不能适用, 目前尚无系统完善的计算理论。本方案根据爆炸流体动力学理论, 推导建立了适用于线性切割器聚能装药的半经验半理论公式, 作为侵彻深度计算的依据。根据这个理论, 聚能装药从顶端起爆后, 随着爆轰波的传播, 药形罩被一层一层压跨。被压跨的聚能罩向对称平面方向运动, 在对称平面上相遇并发生碰撞, 聚能罩内层一部分金属被挤压, 形成高温高压的金属射流, 而聚能罩的外层部分变成杵状体伴随金属射流运动, 金属射流边向对称平面挤压边拉伸。聚能罩被压跨时, 每个

43、微元获得的能量不同, 从聚能罩顶部到底部罩微元获得的能量逐渐减少, 因此聚能罩各部分的压跨速度也逐渐降低。形成的金属射流也相应的产生了一个速度梯度，使得射流长度产生差异，导致侵彻深度也随罩微元位置的不同而发生改变17。4.1 罩微元的划分及数学模型的建立分析聚能装药爆轰金属药型罩的过程时, 可以将整个金属药型罩划分成若干个微元, 各罩微元在炸药的爆轰下分别进行聚能运动。如何对罩微元进行划分是非常关键的问题。微元划分的合理性, 将直接决定所建立的数学模型是否能反映聚能装药爆轰和射流形成的物理过程, 也将决定所计算的射流参数、及侵彻深度是否合理。 分析罩微元的压垮运动模型如图4.1.1所示。考虑到

44、设计的金属药型罩厚度均匀，图4.1.1 罩微元压垮运动模型金属射流虽然由两侧金属罩挤压形成，然而楔形罩为平面对称结构，根据流体动力学理论，计算侵彻深度时只需分析一侧药型罩的运动模型即可。本方案在设计时综合计算精度和工作量等方面的因素，将一侧药型罩等分为10个微元建立数学模型进行研究，计算线性切割器所能侵彻的深度。 根据罩微元压垮运动模型，以金属罩罩顶为原点，罩对称平面为z轴建立坐标，如图4.1.2所示。图4.1.2 切割器数学计算模型4.2 药型罩压垮速度炸药爆轰后，冲击波通过炸药冲击药型罩，冲击波之后是高压爆炸气体产物。当冲击波产物经过第i微元时，作用在第i个微元上的气体产物压力将向药型罩微

45、元传递冲击压力，根据动量守恒原理，药型罩将会获得一个速度。根据定常理想不可压缩流体理论，可推导出罩微元压垮速度Voi的计算公式为： Voi= (4.2.1) 式（4.2.1）中，D为炸药的爆轰速度，其值由表3.1.1给出；A（i）为爆轰波方向系数，可由经验公式确定： A（i）=1+cos2i （4.2.2） 式（4.2.2）中i为爆轰波到达微元i的入射角，即起爆点和罩微元的之间连线与罩微元法线的夹角，如图4.1.2所示，据图可得其计算式为： （4.2.3） 式（4.2.3）中，为药型罩顶角也就是楔角的一半，x0为起爆位置到罩顶的距离，为了便于加工和计算，本设计将x0的值确定为15mm；x为以罩

46、顶为原点，罩微元i在面对称方向的坐标，如图4.1.2所示。式（4.2.1）中，b为罩微元厚度，即药型罩厚度；Bi为罩微元上有效炸药厚度，由图4.1.2可计算得： （4.2.4） 式（4.2.4）中d为金属罩罩底宽度；s为设计计算给定的值，为了便于加工和计算，取其值为11mm；f的值由x0确定，计算公式为： f= (4.2.5) 式（4.2.1）中i为罩微元法向有效装药量与罩微元质量之比，其大小为： （4.2.6） 式（4.2.6）中c装药密度；j为金属药型罩密度18。4.3 变形角当炸轰产物作用在罩微元上时，因爆轰波方向不同，并非垂直作用于药型罩表面，因此罩微元获得压垮速度后并非垂直罩表面运动

47、，而是与金属罩表面有个流动偏角，称为变形角。变形角即为微元压垮速度与罩微元法线的夹角，如图4.1.2。根据图中几何知识可得： （4.3.1）4.4 压垮角压垮角的正切值实际上就是变形后罩壁在面对称平面的斜率，如图4.1.2所示。炸药在Q点处引爆，以引爆时作为零时刻，则爆轰波到达罩微元A的时间为： (4.4.1) A点的坐标为: (4.4.2)在爆轰波的作用下，罩微元A的速度立即达到Voi。且沿着与微元处法线成角的方向运动，在t时刻该罩微元到达M点。为了求M点的坐标，做直角三角形AMN，显然 AM=Voi (4.4.3) MAN=A (4.4.4)则M点坐标为 （4.4.5） 如前所述，压垮角的

48、正切值实际上就是变形后罩壁在轴线z的斜率，如罩微元A的压垮角就是A点到达轴线z上B点时，罩壁曲线在B点的斜率。对于给定的罩微元，它的坐标z、y还随时间t而变化。故斜率要用偏导数表示。将罩壁坐标，即式（4.4.5）中z、y分别对x取偏导数 （4.4.6） 式中 （4.4.7） 将式（4.4.6）除以式（4.4.7）得 （4.4.8） 这就是变形运动中罩微元A到达M点时斜率的表达式。令式（4.4.5）中的y=0 ，得到 （4.4.9） 将式（4.4.9）代入式（4.4.8），即得到y=0处的斜率，也就是压垮角的的正切值19 （4.4.10） 式（4.4.10）中 可由式（4.2.1）对x求偏导得到

49、；可由式（4.3.1）及式（4.4.4）结合对x求偏导得到；的值可推导如下：由图4.1.2可得 （4.4.11） 由式（4.4.1）可知 故可得 （4.4.12） 最终可由式（4.4.10）求得压垮角 （4.4.13）4.5 射流微元相关计算（1） 射流速度根据定常理想不可压缩流体力学理论，考察楔形罩的变形过程。OC为罩壁初始位置，为半楔角。当爆轰波到达微元A点时，A点开始运动，设其速度为V0（称为压垮速度），其方向与罩内表面外法线成角(称为变形角)。A点到达轴线时，爆轰波到达C点，AC段运动到了BC位置，BC与轴线的夹角称为压合角或压垮角。假设：1、 爆轰波到达罩面后，罩上微元立即达到压垮速

50、度V0，并以不变的大小和方向运动；2、 罩壁各层的速度是均匀的，都是V0；3、 罩上各微元的压垮速度V0及变形角相等；4、 变形过程中罩壁长度不变，即；5、 罩材料当作理想不可压缩流体；6、 爆轰波扫过罩壁的速度不变。根据上述假设，变形后的罩壁BC应为直线。过C点作AB的垂线CF，则ACF=，因是等腰三角形，故 同理可知 则AE平行于CB，即罩上各微元的压垮角相等。当罩上微元G点在E点处碰撞时，爆轰波到达A点，当爆轰波到达C点时，微元从A点到达轴线B点，此时碰撞点从E点到B点。设碰撞点的运动速度为V1，则碰撞点附近的图形如图4.5.1所示。 装药爆炸后，罩壁以压跨速度向轴线运动，当它到达碰撞点

51、时，分成杵和射流两部分，杵以速度Vs运动，射流以速度Vj运动，碰撞点以速度V1运动，即静坐标下射流 图4.5.1 射流形成的定常流动模型与杵体的速度模型，如图4.5.2所示。 图4.5.2 静坐标下射流与杵体示意图 如果站在碰撞点观察，以V1的速度和碰撞点一起运动，则可看到罩壁以相对速度V2向碰撞点运动，然后分成两股:一股向碰撞点左方离去，另一股向碰撞点右方离去，相当于把各个运动加上一个速度V1的情况，称为动坐标，如图4.5.3所示。图4.5.3 动坐标下射流与杵体示意图 在动坐标时，把罩壁碰撞形成射流和杵的过程描述成定常流动，罩壁外层向碰撞点左方运动，成为杵，罩壁内层向碰撞点右方运动，成为射

52、流。根据流体力学定常理想不可压缩流体可用伯努里方程描述，即流体各处的压力和单位体积动能的总和为常量，对于杵上P点和罩壁外层Q点，有下式: （4.5.1） 其中PP和PQ为流体中P点和Q点的静压力，为金属射流密度，为杵的密度。因为所取P点和Q点距碰撞点E很远，因此可忽略碰撞点的影响，则其静压力应和周围的气压相等，而P点和Q点周围的爆轰产物压力，在膨胀过程中，可以认为是相等的，即二点的静压相等；由不可压假设，罩壁密度和杵体的密度也是相等的，所以，由式（4.5.1）可得 （4.5.2） 在动坐标下，罩壁以速度V2流向碰撞点，仍以速度V2向左和向右离去，取向右为正，向左为负。在静坐标中，只要加上一个动

53、坐标的速度(碰撞点速度)V1就行了，则可得：射流速度： (4.5.3)杵体速度： （4.5.4）设罩微元的质量为M，射流微元的质量为Mj，杵体的质量为Ms，有质量守恒条件知 (4.5.5) 由轴线上的动量守恒条件还可得 （4.5.6）将式（4.5.5）与式（4.5.6）联立得 （4.5.7） （4.5.8）式（4.5.5）、（4.5.7）和（4.5.8）是在动坐标下得到的，但式中不含速度项，不用变换就适用于静坐标下的情况。对于碰撞点速度V1和罩壁相对速度V2，可以在中利用正弦定律求得： （4.5.9） （4.5.10） （4.5.11）将其代入式（4.5.3）、式（4.5.4），可得出射流和杵

54、体的速度表达式： （4.5.12） （4.5.13）对于某一射流微元i，其射流速度可表示为： （4.5.14）（2） 射流微元初始长度根据图4.1.1，当爆轰波到达罩微元时，微元上头部点1首先受到冲击获得压垮速度，向对称平面运动，并在挤压过程中形成射流微元头部。当爆轰波到达罩微元尾部点2时，点2才开始运动，最后被挤压形成射流微元尾部。由于罩微元头部和尾部所处的位置不同，炸药爆轰后获得的压垮速度也不相同，故罩微元头部和尾部到达对称平面的时间也不同，罩微元头部首先到达对称平面，并继续向前高速运动，当罩微元尾部到达对称平面时，形成最初的射流微元20。由图4.1.1和图4.1.2可推导出射流微元初始长

55、度的计算公式为： （4.5.15）式（4.5.15）中，Vj1为射流微元头部射流速度，它对侵彻深度影响极大，可由式（4.5.14）计算得出；Vo2为罩微元尾部压垮速度，可由式（4.2.1）计算得到；l0为罩微元的初始长度，因本方案沿罩母线分金属罩为10个微元，所以罩微元的初始长度即为罩母线的十分之一，故其值为： （4.5.16）（3） 射流微元侵彻前的有效长度 由前面式（4.5.15）可以求得射流微元初始长度。根据射流形成的原始理论，在图4.7.1 射流随时间的运动过程爆轰产物的作用下，金属药型罩挤压形成的射流长度要大于杵体长度好几倍。根据图4.1.1，由于起爆中心到达罩微元头部和尾部的时间不

56、同，使得罩微元头部和尾部获得的压垮速度不同，并且从罩顶到罩底呈梯度递减。因此罩微元上各点以各自的压垮速度向对称平面运动，一直到达对称平面为止。而此时形成的初始射流微元上各点的射流速度各不相同，也存在速度梯度。很明显，射流微元头部的射流速度要比其尾部的射流速度大，所以当射流微元沿直线前进时，会随时间而逐渐被拉长，如图4.7.1所示。在到达靶板时达到最长，也就是侵彻前的有效长度。 综上所述，结合图4.1.2，射流微元有效长度的计算公式可推导为： （4.5.17）式（4.5.17）中，为前个射流微元侵彻深度之和，、分别为射流微元头部和尾部速度，可由式（4.5.14）计算得出。为射流微元初始长度到罩底的距离，可由图4.1.2推导求得： （4.5.18）（4） 射流微元侵彻深度实验研究表明，当射流速度较高时，即达到射流临界破甲速度Vk的2.6倍时，可以不考虑靶板强度，侵彻深度按理想不可压缩流体定常条件来计算。对于线性聚能装药，由式（4.5.14）计算的射流微元平均速度Vj通常小于2.6Vk，故其侵彻深度Li由经验公式计算： （4.5.19）