局部變壁厚球缺型藥型罩侵徹威力性能的數值模擬及試驗驗證

王維占，馮順山，李小軍，陳智剛，易榮成，趙太勇，付建平

(1.中北大學地下目標毀傷技術國防重點學科實驗室，山西 太原 030051；2.北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京 100081；3.軍事科學研究院防化研究院，北京 102205；4.重慶長安工業(yè)(集團)有限責任公司，重慶 401120)

引 言

隨著現代目標防護工程技術的發(fā)展，對攻堅技術的要求越來越高，提高串聯戰(zhàn)斗部前級侵深威力性能，是目前串聯攻堅戰(zhàn)斗部的發(fā)展趨勢之一。桿式射流作為攻堅武器常用毀傷元之一，在對付鋼筋混凝土等硬目標方面具有重要作用。針對桿式射流侵深威力問題，國內學者已做了相關研究。付恒等[1]對等壁厚球缺型藥型罩優(yōu)化設計，得到在一定侵徹深度條件下,開孔能力最佳的等壁厚球缺型藥型罩結構參數的最佳組合；張鈞等[2]進行了變壁厚球缺型藥型罩桿式射流的形成與侵徹性能研究，結果表明頂厚邊薄的球缺型藥型罩侵徹威力最佳；王維占等[3]研究了周向約束對桿式射流成型的影響，闡述了合理匹配殼體材料和襯套高度及壁厚可有效提高射流的侵徹威力；沈慧銘等[4]對變壁厚雙層錐型罩形成射流過程進行數值模擬，發(fā)現雙層藥型罩內外罩壁厚比呈線性關系配比時較單層錐型罩可明顯提高穿深威力。

目前，攻堅戰(zhàn)斗部仍面臨著侵深、擴孔不足等問題，在保證擴孔能力的同時由于戰(zhàn)斗部前級對目標侵徹能力有限，造成后級隨進子彈藥達不到貫穿隨進性能，進而戰(zhàn)斗部威力性能達不到指標要求。為了提高戰(zhàn)斗部對目標的穿孔深度同時兼顧擴孔能力，本研究設計了3種不同結構的局部變壁厚球缺型藥型罩，通過LS-DYNA 軟件對3種球缺型藥型罩桿式射流的形成過程進行三維數值模擬，并進行了試驗驗證，為串聯戰(zhàn)斗部前級優(yōu)化設計提供理論參考。

1 球缺型藥型罩結構優(yōu)化分析

球缺型藥型罩作為桿式射流的有效質量形成體，由于其母線長度優(yōu)勢較傳統單錐型藥型罩更能保證射流的有效質量和射流速度而被廣泛采用。但球缺型藥型罩在形成桿式射流時，尾部杵體消極質量過大，設計不當還會有蹦落環(huán)產生，大大降低了射流的有效破甲質量和動能。本研究對兩種不同壁厚球缺型藥型罩桿式射流成型過程進行數值模擬，不同時刻桿式射流速度云圖如圖1和圖2所示。

從圖1可看出，球缺型藥型罩形成桿式射流過程中，藥型罩變形伴隨著藥型罩中心邊緣壓垮變形與藥型罩口邊緣翻轉變形兩種形式。藥型罩邊緣翻轉部分質量較大，大多形成蹦落環(huán)，如圖1(c)所示，蹦落環(huán)速度較低，為375m/s，遠小于臨界破甲速度，對射流整體速度影響較大，不利于侵徹與隨進擴孔；射流成型之后，若產生密實性較好的尾部，通常會有較大質量低速杵體產生，如圖2(c)中所示，尾部杵體速度較低，僅為505m/s，不利于提高桿式射流有效破甲質量，從而影響桿式射流的穿孔威力。

為了減小藥型罩消極質量對桿式射流威力性能的影響，本研究設計了3種罩口部位局部變壁厚球缺型藥型罩，其設計原理是在外罩壁端口截取合適長度母線替換為凸弧、平弧(直線)、凹弧3種形式，保證裝藥量增加的同時，減小球缺型藥型罩的消極質量，3種結構如圖3所示。

2 數值模擬

2.1 計算模型與算法

為節(jié)約計算時間，采用四分之一結構建立三維有限元模型，并設置對稱約束條件于模型的對稱面上。計算網格均采用Solid164八節(jié)點六面體單元，炸藥、藥型罩、空氣采用ALE算法，戰(zhàn)斗部殼體采用Lagrange算法，它們之間的接觸作用采用流固耦合算法。在模型的邊界節(jié)點上施加壓力流出邊界條件，避免壓力在邊界上的反射[5-7]。

通過LS-DYNA 軟件對桿式射流的成型過程進行三維數值模擬。4種裝藥結構計算模型見圖4，其中殼體壁厚t=2mm，裝藥直徑D=50mm,裝藥高度H=60mm。表1 為藥型罩結構主要參數。

表1 藥型罩結構主要參數

注：R3為正數代表凸弧，為負數代表凹弧，為∞時代表平弧。

2.2 材料模型

藥型罩材料采用紫銅。靶板和裝藥外殼均為45#鋼。所有金屬材料模型都采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。主裝藥為B炸藥，選用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL狀態(tài)方程來描述?？諝獠捎每瘴镔|材料(NULL)描述，對應的狀態(tài)方程為多線性狀態(tài)方程。裝藥起爆方式采用中心點起爆[8]。其他材料參數見表2和表3。

表2 金屬材料參數

表3 B炸藥參數

3 結果及分析

3.1 局部變壁厚結構對桿式射流威力性能的影響

在保持其他條件不變的條件下，改變半弧的形狀進行數值模擬。表4為兩倍炸高條件下各桿式射流形態(tài)參數，圖5為射流速度云圖及靶板破壞圖。

Cartridge typev/(m·s-1)D/mmm/gE/MJH/mmR/mmHeadTailHeadTailEqual wall thickness30117915.7130.0043.970.10287.4215.52Convex arc31119366.2415.2844.390.16194.8215.90Flat arc318610696.5215.4644.530.16597.0016.64Concave arc383811596.2516.6644.670.182104.2316.38

注：v為射流頭尾部速度；D為射流直徑；m為1/4裝藥質量；E為1/4射流動能；H為破甲深度；R為開孔孔徑。

由圖5及表4可知，桿式射流的動能、整體速度隨著藥型罩邊緣局部半弧的變化而改變。采用罩口凹弧結構時，桿式射流破甲深度最大，開孔孔徑相對較大。采用罩口平弧結構時，桿式射流破甲深度相對較大，開孔孔徑最大。其中，凹弧結構桿式射流頭部速度達3838m/s，但射流頭部直徑較小，尾部直徑較大，射流頭部所占質量比相對較小，相對于平、凸弧結構藥型罩穿孔深度提高并不明顯，且凹弧結構桿式射流形態(tài)出現徑縮現象，在大炸高條件下威力性能相對不穩(wěn)定。

結合上述分析，采用罩口邊緣局部變壁厚球缺型藥型罩結構作為戰(zhàn)斗部毀傷元，與次口徑聚能裝藥結構有類似的特點，可等效為在全口徑聚能裝藥周向附加一定質量的周向裝藥量。當采用凸弧、平弧、凹弧結構時，藥型罩端口外壁位置質量依次減小。同時藥型罩端口外壁位置炸藥裝藥質量依次遞增。藥型罩端口位置裝藥質量的增加與藥型罩形成射流非有效質量的減小，使射流頭部速度、動能增大，穿孔深度也隨之增大。

3.2 局部變壁厚桿式射流成型過程分析

圖6為不同時刻4種球缺型藥型罩形成的桿式射流形態(tài)。

由圖6可看出，在20μs時刻，等壁厚、凸弧、平弧、凹弧4種結構的桿式射流長徑比越來越大，周向質量沿徑向向軸線中心方向運動集中，相對于等壁厚球缺型藥型罩結構，3種局部變壁厚球缺型藥型罩結構均避免了蹦落環(huán)(非有效破甲質量)的產生，其原因是球缺型藥型罩在被壓垮過程中，罩口邊緣局部變薄，罩口邊緣炸藥相對增加，罩口邊緣微元徑向和軸向壓垮速度相對增加，向中心軸線方向匯聚，沿軸線方向速度增加，不僅避免了翻轉形成的低速蹦落環(huán)產生，而且有效利用了罩口部微元質量，提高了桿式射流尾部速度。隨著藥型罩口部周向炸藥質量的增加，桿式射流尾部速度越大，有利于桿式射流破甲質量的提高。

4 試驗驗證

根據上述研究規(guī)律，對等壁厚球缺型藥型罩、罩口邊緣平弧球缺型藥型罩進行試驗研究，靶板采用直徑180mm、高100mm的45#鋼錠，藥型罩材料選用紫銅，采用先沖壓后車制的加工方法。裝藥采用8701炸藥壓制而成，裝藥直徑為50mm，裝藥高度60mm，起爆方式均為中心點起爆[9]，實驗結果見表5。圖7和圖8分別為等壁厚與平弧結構藥型罩侵徹后回收的鋼錠式樣。

表5 兩種不同結構藥型罩破甲試驗結果

注：h為炸高；d為入孔孔徑；b出孔孔徑；l為侵徹深度

由表5可以看出，等壁厚球缺型藥型罩侵徹靶板入口孔徑為26mm，低于局部平弧球缺型藥型罩開孔能力，但從圖7(a)中可看出，其入孔孔徑呈漏斗狀逐漸減小，與圖5(a)中等壁厚藥型罩鋼錠侵徹孔徑形貌一致，通孔孔徑并不理想。其對45#鋼侵徹深度為84mm，相對較低，靶板背面有明顯鼓包現象，是因為射流尾部杵體速度低于臨界破甲速度，在孔內堆積，未能貫穿靶板；由圖8(a)可看出，局部平弧球缺型藥型罩對45#鋼侵徹入孔孔徑為27mm，入孔孔徑軸向變化較小，出孔孔徑為17mm，平均孔徑為21mm，與圖5(c)中等壁厚藥型罩鋼錠侵徹孔徑形貌相符，其侵深與開孔能力較佳。以上試驗結果與數值模擬結果具有較好的一致性。

5 結 論

(1)經分析影響射流穿孔深度因素，提出了通過減小射流非有效破甲質量來提高射流穿孔深度的優(yōu)化方法。

(2)數值模擬結果表明，與等壁厚球缺型藥型罩相比，局部變壁厚凸弧、平弧、凹弧球缺型藥型罩穿孔深度依次提高，與理論分析結果具有較好的一致性。

(3)試驗結果表明，與等壁厚球缺型藥型罩相比，局部平弧球缺型藥型罩在保持開孔能力不變的基礎上，穿孔深度明顯提高，驗證了數值模擬的可靠性。