新型雙層反應(yīng)裝甲金屬板運(yùn)動(dòng)分析與研究

侯 輝,姚文進(jìn),李文彬,鄭 宇

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 290014)

新型雙層反應(yīng)裝甲金屬板運(yùn)動(dòng)分析與研究

侯 輝,姚文進(jìn),李文彬,鄭 宇

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 290014)

為了有效打擊帶蓋板和隔板雙層反應(yīng)裝甲的目標(biāo),對(duì)反應(yīng)裝甲起爆后各金屬板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行了研究,確定了金屬板的飛散對(duì)射流造成的干擾。通過理論分析金屬板的運(yùn)動(dòng),建立反應(yīng)裝甲的運(yùn)動(dòng)模型,然后用LS-DYNA進(jìn)行仿真得到了各金屬板速度-時(shí)間曲線和位移-時(shí)間曲線,并進(jìn)一步分析了金屬板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。仿真結(jié)果表明,針對(duì)實(shí)戰(zhàn)中聚能戰(zhàn)斗部侵徹坦克披掛的反應(yīng)裝甲的法線角一般在60°以上,得到此時(shí)反應(yīng)裝甲的作用場(chǎng)時(shí)間約為600 μs,則串聯(lián)戰(zhàn)斗部后級(jí)延遲時(shí)間應(yīng)大于600 μs才能避免飛板對(duì)后級(jí)射流的影響。

爆炸力學(xué);爆炸反應(yīng)裝甲;金屬板飛散運(yùn)動(dòng);數(shù)值仿真

1970年,Held M發(fā)明了爆炸反應(yīng)裝甲,之后爆炸反應(yīng)裝甲的相關(guān)技術(shù)不斷發(fā)展,其防護(hù)能力也已經(jīng)被所有國家認(rèn)同,成為世界各國裝甲目標(biāo)的主要防護(hù)手段[1]。試驗(yàn)研究表明:單層爆炸反應(yīng)裝甲結(jié)構(gòu)有效抵抗破甲彈的效率約為70%～90%,抵抗穿甲彈的效率約為30%左右;而對(duì)于雙層反應(yīng)裝甲結(jié)構(gòu)來說,有效抵抗破甲彈的效率約為95%,穿甲彈為60%～70%左右,而帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲防護(hù)效果更為顯著。近些年來,眾多國內(nèi)外學(xué)者也對(duì)反應(yīng)裝甲進(jìn)行了比較深入的研究。Mayseless M等[2]以對(duì)射流與金屬板的相互作用試驗(yàn)研究為基礎(chǔ)提出 “卵石干擾模型”。夏松林等[3]將射流引爆平行雙層反應(yīng)裝甲的過程分為中間兩金屬板碰撞前和碰撞后2個(gè)階段,分別按射流與單層反應(yīng)裝甲作用計(jì)算,并根據(jù)金屬板運(yùn)動(dòng)規(guī)律得到中間兩金屬板的碰撞時(shí)間。吳成等[4]采用數(shù)值模擬方法計(jì)算得到第一代爆炸反應(yīng)裝甲起爆后各金屬板的運(yùn)動(dòng)過程。沈曉軍等[5]按金屬板三維飛散條件對(duì)金屬板的運(yùn)動(dòng)過程進(jìn)行簡(jiǎn)化,建立了金屬板飛散的計(jì)算模型,并通過試驗(yàn)驗(yàn)證了所建數(shù)學(xué)模型的合理性。黃正祥等[6]采用數(shù)值仿真的方式,初步分析了起爆點(diǎn)不同的條件下不帶蓋板和隔板的雙層平行反應(yīng)裝甲被引爆后各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律,然后通過實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證了模擬計(jì)算的合理性。Koch A等[7]研究了射流侵徹法線角變化時(shí)反應(yīng)裝甲的起爆判據(jù)值的變化,通過大量實(shí)驗(yàn),獲得了射流在不同法線角下侵徹反應(yīng)裝甲所對(duì)應(yīng)的起爆判據(jù)值。Rosenberg Z等[8]采用數(shù)值模擬的方法研究了射流垂直侵徹反應(yīng)裝甲的過程,得出以下結(jié)論:當(dāng)射流撞擊反應(yīng)裝甲金屬板速度較大時(shí),運(yùn)動(dòng)的金屬板對(duì)射流的干擾也會(huì)更明顯;夾層裝藥的厚度越大,被引爆后的威力也會(huì)越強(qiáng),運(yùn)動(dòng)金屬板對(duì)射流的干擾也越大。目前,國內(nèi)外對(duì)雙層爆炸反應(yīng)裝甲飛板運(yùn)動(dòng)的研究比較少,針對(duì)帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲的研究更是幾乎沒有,而飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律是研究后級(jí)射流與反應(yīng)裝甲作用的基礎(chǔ)。

本文對(duì)射流侵徹帶蓋板和隔板的反應(yīng)裝甲及飛板運(yùn)動(dòng)進(jìn)行了理論分析和仿真研究,得到了帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲飛板運(yùn)動(dòng)的速度-時(shí)間曲線,進(jìn)一步分析各板運(yùn)動(dòng)規(guī)律,得到反應(yīng)裝甲作用場(chǎng)持續(xù)時(shí)間,進(jìn)而為串聯(lián)聚能戰(zhàn)斗部的延遲時(shí)間設(shè)計(jì)提供參考。

1 帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲模型及金屬板運(yùn)動(dòng)分析

1.1 帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲模型

本文研究的帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲結(jié)構(gòu)如圖1所示,自上往下分別為蓋板、上層反應(yīng)裝甲、隔板、下層反應(yīng)裝甲,蓋板材料為裝甲鋼,厚度為15 mm,蓋板與上層反應(yīng)裝甲間距為15 mm,反應(yīng)裝甲為4/7/4結(jié)構(gòu),上層反應(yīng)裝甲與隔板、隔板與下層反應(yīng)裝甲間距均為10 mm,各板的材料及炸藥參數(shù)后面再做詳細(xì)說明。聚能戰(zhàn)斗部斜侵徹反應(yīng)裝甲,彈軸線與法線方向的夾角為法線角。

1.2 帶蓋板和隔板的雙層反應(yīng)裝甲金屬板運(yùn)動(dòng)分析

射流與雙層反應(yīng)裝甲的整個(gè)作用過程比較復(fù)雜,其過程涉及到炸藥爆轟,金屬板的飛散、碰撞等。

首先,上層反應(yīng)裝甲起爆,3板和4板首先發(fā)生碰撞,且碰撞后兩塊板會(huì)粘結(jié)在一起,共同繼續(xù)向下運(yùn)動(dòng),速度為v34,由動(dòng)量定理可以得到[9]:

I3S+m3v3=(m3+m4)v34

(1)

I3=A(2me1)2/3(QV/QTNT)1/2/Z34

(2)

式中:Z34為3、4板碰撞時(shí)3板的運(yùn)動(dòng)距離，即3板與4板靜止時(shí)的距離。

然后,在下層反應(yīng)裝甲起爆后,面板背板反向飛散,5板與3-4板碰撞并粘結(jié)在一起,在下層裝藥作用下,共同向上運(yùn)動(dòng),同樣由動(dòng)量定理可得[9]:

(3)

(4)

(5)

其他各板的運(yùn)動(dòng)速度同樣可由動(dòng)量定理推得,。經(jīng)計(jì)算,蓋板和上層面板的最終速度約為362m/s,上層背板、隔板、下層面板的最終速度約為216m/s,下層背板最終貼合在主裝甲表面,幾乎靜止,速度為0。

2 射流侵徹及反應(yīng)裝甲金屬板運(yùn)動(dòng)仿真研究

本文所研究反應(yīng)裝甲模型較大,直接建模模擬射流侵徹及后續(xù)飛板的運(yùn)動(dòng)很困難,而且由于反應(yīng)裝甲模型比較特殊,不能進(jìn)行縮比仿真。因此,本文將采用分步仿真:首先建立聚能射流戰(zhàn)斗部及反應(yīng)裝甲仿真模型,進(jìn)行射流侵徹及引爆反應(yīng)裝甲的仿真計(jì)算,得到兩層反應(yīng)裝甲最先起爆位置的坐標(biāo)和起爆時(shí)間;然后根據(jù)仿真得到的起爆點(diǎn)坐標(biāo)和起爆時(shí)間重新建立反應(yīng)裝甲模型,在反應(yīng)裝甲兩層夾層裝藥上設(shè)置起爆點(diǎn)及起爆時(shí)間進(jìn)行反應(yīng)裝甲起爆及金屬板運(yùn)動(dòng)仿真。本文侵徹反應(yīng)裝甲所用聚能戰(zhàn)斗部口徑為100 mm。

2.1 仿真材料模型及參數(shù)

本文使用仿真軟件LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值仿真。仿真過程中,涉及網(wǎng)格大變形、材料流動(dòng)問題的聚能侵徹體形成過程都采用ALE算法來計(jì)算,炸藥、藥型罩、空氣、反應(yīng)裝甲夾層裝藥則選用多物質(zhì)流歐拉算法,反應(yīng)裝甲結(jié)構(gòu)中的蓋板、隔板、面板及背板等金屬板均選用拉格朗日算法,炸藥、藥型罩、空氣、夾層裝藥與金屬板的相互作用采用流固耦合算法。

主裝藥為8701炸藥,選用高能炸藥材料模型(HIGH_EXPLOSIVE_BURN)和JWL狀態(tài)方程。主裝藥參數(shù)見表1,表中,ρr為炸藥密度;A,B,R1,R2,ω分別為常數(shù),是炸藥JWL狀態(tài)方程中用到的常數(shù);vD為爆速。

藥型罩材料為紫銅,蓋板材料為裝甲鋼,隔板和反應(yīng)裝甲面板、背板均為45#鋼,采用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen狀態(tài)方程來描述它們?cè)诒Z波作用下的動(dòng)力學(xué)響應(yīng)行為。

夾層裝藥采用B炸藥,采用彈塑性模型(ELASTIC_PLASTIC_HYDRO)和點(diǎn)火與增長(zhǎng)狀態(tài)方程(IGNITION_AND_GROWTH_ OF_REACTION_IN_HE)來共同描述。夾層裝藥參數(shù)見表2,表中,ρ0為炸藥密度;r1,r2,a,b均為常數(shù)。在相對(duì)低的初始?jí)毫?2～3 GPa)條件下,用彈塑性材料模型來計(jì)算未反應(yīng)炸藥參數(shù);在較高壓力條件下,則用JWL狀態(tài)方程來計(jì)算未反應(yīng)炸藥狀態(tài)參數(shù)。

表1 主裝藥材料參數(shù)[10]

表2 夾層裝藥參數(shù)[10]

2.2 反應(yīng)裝甲夾層裝藥壓力變化分析

射流能引爆反應(yīng)裝甲夾層裝藥的原因是射流接觸面板產(chǎn)生高壓力的沖擊波傳至夾層裝藥,或者射流直接接觸夾層裝藥,導(dǎo)致夾層裝藥的局部壓力增大,當(dāng)壓力超過夾層炸藥的起爆壓力時(shí),夾層裝藥就會(huì)被引爆。統(tǒng)計(jì)射流剛接觸反應(yīng)裝甲層時(shí)射流與夾層裝藥作用區(qū)域網(wǎng)格的壓力,由此就可以得到兩層反應(yīng)裝甲的起爆時(shí)間。本文研究聚能射流侵爆反應(yīng)裝甲及反應(yīng)裝甲金屬板飛散的過程,射流侵徹的法線角為10°～60°,圖2為法線角α為20°和60°時(shí)夾層炸藥壓力變化曲線。取10 GPa作為炸藥起爆判據(jù),則由圖2可以得到兩層反應(yīng)裝甲夾層炸藥起爆時(shí)間,如表3所示。表中,t1為上層炸藥起爆時(shí)間,t2為下層炸藥起爆時(shí)間,Δt為時(shí)間差。

由表3中數(shù)據(jù)可知:在同口徑條件下,聚能射流侵徹的法線角增加,射流侵徹等效厚度增大,雙層反應(yīng)裝甲的各金屬板對(duì)射流影響也越來越大,上下兩層反應(yīng)裝甲夾層裝藥被引爆的間隔時(shí)間增加,射流的頭部速度和動(dòng)能有較大程度的降低。

表3 夾層裝藥起爆時(shí)間差

2.3 金屬板運(yùn)動(dòng)規(guī)律仿真研究

射流在不同法線角條件下引爆反應(yīng)裝甲后,不同金屬板同時(shí)刻的速度雖然有較小的差別,但在整個(gè)運(yùn)動(dòng)過程中的趨勢(shì)大致相同。為了更清楚地說明反應(yīng)裝甲被射流引爆后各金屬板的運(yùn)動(dòng)和相互作用情況,現(xiàn)以聚能射流在60°法線角下引爆反應(yīng)裝甲后金屬板的速度曲線為例進(jìn)一步分析,所得速度為相對(duì)速度。

聚能戰(zhàn)斗部在0時(shí)刻開始起爆,由圖4可知,在60 μs左右時(shí)射流引爆反應(yīng)裝甲,第一層反應(yīng)裝甲的面板和背板反向飛散,而且在初始階段由于夾層炸藥能量不斷釋放,飛板的速度也不斷增大。背板向下運(yùn)動(dòng)碰到隔板,隔板開始向下加速運(yùn)動(dòng)而背板開始減速。在80 μs左右,下層反應(yīng)裝甲被引爆,下層反應(yīng)裝甲的面板和背板開始反向加速運(yùn)動(dòng),下層裝甲的面板向上加速運(yùn)動(dòng)碰到隔板和上層裝甲的背板,但是由于下層反應(yīng)裝甲夾層裝藥能量不斷釋放,使得下層裝甲面板在接觸隔板后繼續(xù)緩慢加速,同時(shí)使隔板和上層裝甲的背板向下運(yùn)動(dòng)的速度不斷降低,最后跟隨下層面板一起緩慢向上運(yùn)動(dòng)。下層背板則向下運(yùn)動(dòng)直至碰到主裝甲開始減速到接近靜止。

由圖4可知,在400 μs后各板的速度基本已經(jīng)穩(wěn)定下來,都作勻速運(yùn)動(dòng)。由仿真結(jié)果得,蓋板和上層面板的速度約為324 m/s,上層背板、下層面板、隔板的速度約為185 m/s,下層背板貼合在主裝甲表面,速度為0。幾塊板的速度與第1節(jié)理論計(jì)算所得相差不大。

圖5為20°和60°法線角侵徹時(shí)各板的位移變化曲線。由圖5可知在200 μs后各板的位移-時(shí)間曲線為直線,都作勻速運(yùn)動(dòng),而且不同法線角侵徹情況下各板在1 500 μs時(shí)的最終位移也基本相同。

表4為各板在1 500 μs時(shí)的位移。下層背板向下運(yùn)動(dòng),最終貼合在主裝甲表面,位移很小。在向上運(yùn)動(dòng)的各板中,下層反應(yīng)裝甲面板是最后偏離彈軸線的,所以當(dāng)下層面板飛離彈軸線時(shí),便可認(rèn)為所有金屬板均已飛離彈軸線。由位移曲線及各板飛離彈軸線所需位移距離sn，可以得到反應(yīng)裝甲作用場(chǎng)持續(xù)時(shí)間,進(jìn)而可以確定前后級(jí)戰(zhàn)斗部的延遲時(shí)間tc,如表5所示。

表4 各金屬板最終位移統(tǒng)計(jì)表 cm

表5 反應(yīng)裝甲作用場(chǎng)持續(xù)時(shí)間表

由表5可知,法線角越小,金屬板飛離彈軸線所需要的位移越大,因此也就需要更長(zhǎng)的延遲時(shí)間。而在實(shí)際戰(zhàn)爭(zhēng)中,聚能戰(zhàn)斗部侵徹坦克所披掛的反應(yīng)裝甲的法線角一般在60°以上,所以針對(duì)本文研究的帶蓋板和隔板的反應(yīng)裝甲的前后級(jí)聚能戰(zhàn)斗部的延遲時(shí)間取600 μs左右最為合適。

3 結(jié)束語

①利用該模型研究了射流以10°,20°,30°,40°,50°,60°擊中反應(yīng)裝甲時(shí),金屬板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律,并通過仿真得到了各金屬板的速度-時(shí)間曲線,初步分析了飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

②在實(shí)際應(yīng)用中,聚能戰(zhàn)斗部侵徹坦克披掛的反應(yīng)裝甲法線角一般在60°以上,此時(shí)反應(yīng)裝甲作用場(chǎng)持續(xù)時(shí)間約為600 μs,所以要使串聯(lián)聚能戰(zhàn)斗部后級(jí)射流不受影響,后級(jí)聚能戰(zhàn)斗部延遲起爆時(shí)間應(yīng)大于600 μs。

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Analysis and Study on Plates Movement of New Double-layer Explosive Reactive Armor

HOU Hui,YAO Wen-jin,LI Wen-bin,ZHENG Yu

(School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China)

In order to cope with armored target with double-layer explosive-reactive-armor(ERA),the motion of the plates of double-layer ERA was studied,and then the influences of flying plates on jet were obtained.The motion of flying plate was analyzed in theory,and the motion model of flying plate was developed.The simulation was carried out by LS-DYNA,and the speed-time curve and displacement-time curve were obtained,and the flying plate motion-law of double-layer ERA was further analyzed.In actual war,the normal angle of the jet penetrating reactive armor is usually greater than 60°,and the detention time of rear shaped charge should be 600 μs so that the flying plate can’t affect rear jet.

explosion mechanics;explosive reactive armor;flying plate motion;numerical simulation

2017-01-19

侯輝(1991- ),男,碩士研究生,研究方向?yàn)閺椡杞K點(diǎn)效應(yīng)。E-mail:15952000133@139.com。

姚文進(jìn)(1981- ),男,副研究員,研究方向?yàn)槟繕?biāo)毀傷效應(yīng)及彈丸終點(diǎn)效應(yīng)。E-mail:njyaowj@163.com。

TJ413

A

1004-499X(2017)02-0034-05