聚能射孔彈侵徹性能評價方法

劉云剛, 朱秀星, 張脈全, 唐建波, 劉波

(1.勝利石油工程有限公司測井公司, 山東 東營 257000; 2.中國石油大學(華東)儲運與建筑工程學院, 山東 青島 266580; 3.中國科學院寧波材料技術與工程研究所, 浙江 寧波 315201; 4.山東建筑大學, 山東 濟南 250101)

0 引 言

聚能射孔彈侵徹性能主要依靠室內(nèi)與室外打靶試驗進行評價。然而,試驗過程中采集的數(shù)據(jù)不能真實反映不同條件下聚能射孔彈侵徹性能變化規(guī)律。因此,基于成熟的爆炸沖擊動力學分析程序AUTODYN研究一種聚能射孔彈侵徹性能評價數(shù)值方法,對于補充射孔彈打靶試驗數(shù)據(jù),完善射孔彈優(yōu)化設計方法具有重要意義。

國內(nèi)外學者主要采用數(shù)值分析手段進行研究[1-3]。通過聚能射孔數(shù)值模擬,獲得聚能射流形成過程動態(tài)參數(shù),研究藥型罩外形與尺寸、裝藥量等參數(shù)對聚能射流形態(tài)與靶體穿深的影響[4-6]。目前的聚能射孔數(shù)值分析模型大都進行了簡化,只能在某些特定問題求解時是有效的,并不具有普遍性[7-8]。

本文在綜合分析聚能彈侵徹性能評價方法基礎上,采用成熟的爆炸沖擊動力學軟件AUTODYN,建立了聚能射孔彈侵徹靶體動力學模型,數(shù)值分析了射流形成與侵徹過程中套管/水泥環(huán)/靶體的動力學響應,獲得了射孔彈孔深/孔徑關鍵參數(shù)。數(shù)值結果與打靶試驗數(shù)據(jù)比對,驗證了數(shù)值方法的有效性,為聚能射孔彈侵徹性能評價提供了一種數(shù)值方法。

1 聚能射孔彈侵徹靶體動力學模型

聚能射孔彈打靶試驗按照API RP 19B[9]標準流程開展,因此,為便于數(shù)值結果與試驗數(shù)據(jù)的對比,數(shù)值模型的建立嚴格按照打靶試驗物理參數(shù)建立。圖1所示為聚能射孔彈侵徹靶體動力學模型。

圖1 聚能射孔彈侵徹靶體動力學模型

1.1 套管與射孔槍模型參數(shù)

射孔槍與套管作為金屬材料,采用適合高速碰撞或爆炸引起材料大變形的Johnson Cook模型加以描述。表1與表2所示為射孔槍和套管材料的模型參數(shù)。

表1 射孔槍模型參數(shù)

表2 套管模型參數(shù)

1.2 混凝土靶體模型參數(shù)

RHT是目前應用最為廣泛的混凝土材料數(shù)值模擬模型,能夠描述混凝土的孔隙壓實效應、應變率效應、圍壓效應、應變率的硬化和軟化[10]。采用RHT模型,結合塑性壓縮路徑基于冪函數(shù)的狀態(tài)方程,建立了混凝土靶數(shù)值模型,具體參數(shù)見表3。

表3 混凝土靶模型參數(shù)

1.3 藥型罩模型參數(shù)

射孔彈藥型罩的材料為紫銅,可采用Shock狀態(tài)方程加以描述。在聚能射流侵徹中需要考慮藥型罩材料的侵蝕性,需加入Piecewise JC強度模型,具體參數(shù)見表4。

表4 紫銅的強度模型參數(shù)

2 聚能射孔彈侵徹靶體動態(tài)仿真

2.1 聚能射孔彈侵徹靶體動態(tài)仿真

采用爆炸沖擊動力學分析程序AUTODYN,建立聚能射孔彈侵徹靶體有限元模型(見圖2)。根據(jù)對稱性,建立二維軸對稱模型。

圖2 聚能射孔彈侵徹靶體有限元模型

采用Lagrange方法模擬射流與多層靶體之間的相互作用。射孔槍、套管與混凝土,三者厚度分別為5、10 mm與500 mm,半徑都為40 mm,環(huán)空25 mm。為克服Lagrange方法求解器的網(wǎng)格畸變問題,同時考慮實際侵徹過程中靶體侵蝕破壞與材料失效,需要對射流與所有靶體材料設置侵蝕應變,當物質材料達到相應的侵蝕應變后,Lagrange方法將對相應網(wǎng)格進行丟棄處理。模型中Lagrange網(wǎng)格最小尺寸為0.3 mm,最大網(wǎng)格尺寸0.5 mm,對侵徹區(qū)的網(wǎng)格進行優(yōu)化處理。

為了模擬無限大靶體,并且防止沖擊波反射對計算造成干擾,在靶體邊界施加Transmit無反射邊界條件。射流與射孔槍、套管、混凝土靶體之間,及套管與混凝土之間設置接觸邊界條件。

2.2 混凝土靶體孔道形態(tài)分析

圖3所示為聚能射孔彈侵徹混凝土靶動態(tài)過程。通過對比不同時刻混凝土靶形態(tài)可得,在侵徹前期靶體穿深形成速率要比后期大,說明隨時間的不斷增加侵徹速度會有所下降。對比圖3(e)與圖3(f),發(fā)現(xiàn)混凝土靶體孔道的形態(tài)無明顯變化,說明侵徹過程主要發(fā)生在350 μs內(nèi)。由于射流在穿孔過程中存在速度梯度,混凝土靶的孔徑存在一定的波動。提取數(shù)值分析結果可得,混凝土靶的孔深為419 mm,混凝土靶平均孔徑為11.4 mm。

圖3 聚能射孔彈侵徹混凝土靶動態(tài)過程

2.3 數(shù)值模擬結果與試驗數(shù)據(jù)比對

根據(jù)API RP 19B標準,開展了聚能射孔彈地面打靶試驗。試驗中混凝土靶的抗壓強度平均值為49.85 MPa,射孔槍壁厚5 mm,套管壁厚10 mm,槍套間隙24 mm。表5所示為7組試驗得到的混凝土靶孔道穿深與孔徑數(shù)據(jù)。由表5可得,地面打靶試驗得到的混凝土靶平均孔深為437.7 mm,平均孔徑為10.85 mm。

對比分析聚能射孔彈侵徹混凝土靶數(shù)值分析結果與試驗數(shù)據(jù)可得,混凝土靶的孔深誤差為4.27%,孔徑誤差為6.48%,表明聚能射孔彈侵徹靶體的數(shù)值模擬結果可靠,能夠滿足要求。數(shù)值分析得到的混凝土靶孔深略小于試驗數(shù)據(jù),主要原因是數(shù)值模型中沒有考慮炸高的影響,并且后續(xù)杵體或斷裂射流的侵徹能力沒有表現(xiàn)出來。

表5 打靶試驗數(shù)據(jù)與數(shù)值模擬對比

3 混凝土靶動態(tài)響應分析

3.1 射孔槍與套管動態(tài)響應

圖4為聚能射流穿透射孔槍與套管后的孔道形態(tài),其中在射孔槍上形成穿孔的平均直徑12.05 mm,在套管上形成穿孔的平均直徑10.5 mm。聚能射流沖擊射孔槍及套管時還會產(chǎn)生毛刺,射孔槍槍身毛刺高度為2.6 mm,套管毛刺高度3.2 mm。

圖4 射孔槍及套管穿孔

圖5 碰撞點沖擊波傳播分布

3.2 混凝土靶動態(tài)響應

圖5為t=85 μs時刻聚能射流與混凝土靶碰撞產(chǎn)生的沖擊波。觀察碰撞點的射流形態(tài)可發(fā)現(xiàn),由于反向速度梯度,碰撞點附近有射流堆積,并且失去侵徹能力的射流被后續(xù)射流沖擊后繼續(xù)前行。碰撞點將產(chǎn)生非常大的壓力,圖5中的最大碰撞壓力為10.63 GPa。

圖6為t=85 μs時刻碰撞點附近速度分布。碰撞點速度為1 977 m/s,后續(xù)射流速度為3 056 m/s。碰撞點前的混凝土材料有向前的運動速度,而孔道兩側的混凝土有徑向運動速度。

圖6 碰撞點附近速度分布

圖7為侵徹過程中碰撞點的壓力變化。0～15 μs為混凝土靶開坑階段,壓力由0急劇上升為24 GPa,射流侵徹射孔槍與套管后在混凝土靶體內(nèi)形成了開孔;15～315 μs為混凝土靶體孔道成形階段,射流在前進過程中不斷發(fā)生斷裂現(xiàn)象,孔道穿深不斷變大,孔徑逐漸減小。315 μs后為侵徹終止階段,碰撞點壓力除了因為杵體與靶體接觸略微起伏外,基本保持為0。

圖7 碰撞點壓力變化

圖8 孔道周圍的損傷

3.3 混凝土靶損傷分析

圖8為混凝土靶體孔道周圍的損傷。侵徹的前期階段,雖然孔徑更大,但是除開口處的損傷半徑偏大外,損傷厚度(約12 mm)基本保持均勻。侵徹的后期階段,損傷半徑及損傷厚度相比前期階段更大,損傷厚度的變化趨勢基本與孔徑大小變化一致。

圖9為混凝土靶侵徹孔道周圍等效應變分布。由圖9可得,應變值較大的區(qū)域集中在距離孔道邊界3 mm的區(qū)域內(nèi),說明孔道周圍混凝土巖體的壓實范圍在經(jīng)向3 mm以內(nèi)。

圖9 孔道周圍的等效應變

4 結 論

(1) 建立了聚能射孔彈侵徹混凝土靶動力學模型,數(shù)值模擬了聚能射孔侵徹過程,得到混凝土靶孔道的穿深與孔徑。與室外打靶試驗比對,孔道穿深的分析誤差為4.27%,孔徑的分析誤差為5.26%,數(shù)據(jù)能夠較好吻合,驗證了聚能射孔彈侵徹靶體性能評價數(shù)值方法的可靠性。

(2) 聚能射孔彈侵徹混凝土靶體數(shù)值分析模型未考慮射孔彈炸高的影響,并且無法實現(xiàn)聚能射流在靶體孔道中后續(xù)杵體侵徹的模擬,對數(shù)值結果產(chǎn)生了影響,導致數(shù)值結果與試驗數(shù)據(jù)存在誤差。

(3) 通過聚能射孔彈侵徹靶體的數(shù)值仿真分析,能夠更直觀、方便得到侵徹過程中射孔槍/套管/靶體的動態(tài)響應,為聚能射孔彈侵徹性能評價提供更多的基礎數(shù)據(jù),彌補了室內(nèi)外打靶試驗的不足。

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