爆炸沖擊波對裝甲車輛的毀傷效應(yīng)分析

李 峰，石 全，尤志鋒

(陸軍工程大學(xué)石家莊校區(qū)， 石家莊 050003)

近年來，隨著人們對裝甲車輛毀傷效應(yīng)研究的逐漸深入，對裝甲車輛的毀傷元不僅局限于破片式戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的破片，沖擊波對其造成的毀傷受到廣泛關(guān)注。沖擊波毀傷是戰(zhàn)斗部對目標(biāo)毀傷的重要形式[1]，尤其是在近距離爆炸時，會對自行火炮裝甲造成變形毀傷，甚至解體毀傷，因此研究沖擊波對裝甲車輛毀傷效應(yīng)十分重要。傅輝剛等[2]研究了裝藥量、炸距對毀傷效應(yīng)影響，得到了靶板撓度與裝藥量和炸距關(guān)系。趙旭東等[3]采用數(shù)值模擬方法研究了沖擊波毀傷裝甲靶板撓度，其結(jié)果與理論結(jié)果誤差較小。魯向輝[4]研究了爆炸載荷下裝甲車輛的動態(tài)響應(yīng)，分析了裝藥量對裝甲車輛毀傷效應(yīng)。陳銘[5]研究了TNT徑高比對爆炸沖擊波比沖量的影響，得出在一定范圍內(nèi)，徑高比越大，靶板的中心撓度越大，爆炸時產(chǎn)生的比沖量越大。

因此，研究爆炸沖擊波對裝甲車輛毀傷規(guī)律，是進(jìn)行沖擊波毀傷效應(yīng)研究及戰(zhàn)場搶修活動部署的基礎(chǔ)。

1 沖擊波峰值超壓公式

目前已經(jīng)研究出多種計算沖擊波正壓區(qū)峰值超壓經(jīng)驗公式，其中Henrych公式[6]屬于較為經(jīng)典的一種，可用于計算裸裝藥的沖擊波超壓值。

0.05≤r≤0.3

(1)

(2)

(3)

2 有限元模型及材料參數(shù)

2.1 物理模型

為了簡化研究，將實際問題簡化為炸藥在一定高度上起爆毀傷自行火炮裝甲靶板問題。炸藥為TNT，由于裝甲靶板的尺寸過大，在不影響研究基礎(chǔ)上將靶板縮小為600 mm×600 mm×10 mm，部件靶板縮小為600 mm×600 mm×5 mm，兩個靶板之間距離為15 mm，如圖1所示。

圖1 物理模型

2.2 有限元模型

利用AUTODYN-3D對問題進(jìn)行建模求解，炸藥材料為TNT[7]，形狀為立方體的裸裝藥，采用JWL狀態(tài)方程進(jìn)行描述，尺寸為100 mm×96 mm×200 mm，網(wǎng)格尺寸為4 mm。裝甲靶板和部件的材料為4340鋼，裝甲靶板的尺寸為600 mm×600 mm×10 mm，部件靶板尺寸為600 mm×600 mm×5 mm，網(wǎng)格尺寸為2 mm，為了提高計算精度，對靶板中間部件進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，網(wǎng)格尺寸為1 mm，x軸方向網(wǎng)格從中間進(jìn)行加密處理，加密格數(shù)為15個，y軸方向網(wǎng)格從底部進(jìn)行加密處理，加密格數(shù)為10個，以固定靶板四周。空氣域采用歐拉算法，尺寸為400 mm×200 mm×700 mm，網(wǎng)格尺寸為4 mm，對空氣域四周設(shè)置邊界流出條件，考慮到模型的對稱性，以y軸為對稱軸，建立1/2模型，沖擊波和靶板之間作用采用流固耦合算法[8],有限元模型如圖2所示。

圖2 有限元模型

2.3 材料參數(shù)

裝甲和部件靶板材料選用4340鋼，采用Shock狀態(tài)方程、Johnson Cook強度方程、Johnson Cook失效模型和Failure侵蝕模型進(jìn)行描述。空氣域為理想氣體[9],γ取值為1.4，密度為1.225 mg/cm3，e取值為2.068×105。各個材料的參數(shù)如表1、表2所示。

表1 裝甲和部件材料參數(shù)

表2 TNT炸藥材料參數(shù)

3 數(shù)值模擬結(jié)果

3.1 仿真結(jié)果

由圖3可知，在爆炸初期，起爆點起爆，在起爆點周圍產(chǎn)生了局部超壓區(qū)域，隨著沖擊波傳播，并迅速向四周擴(kuò)散，沖擊波以球形向外傳播。隨著沖擊波的繼續(xù)傳播，沖擊波首先對靶板中心進(jìn)行沖擊，隨后對靶板中心周圍進(jìn)行沖擊，并且在毀傷靶板后，靶板會使入射沖擊波形成反射波并向反方向進(jìn)行傳播。不同時刻的沖擊波傳播云圖如圖3，不同時刻的沖擊波超壓曲線如圖4所示。

將仿真到了沖擊波超壓值與Henrych公式進(jìn)行比較，如圖5所示。

圖3 不同時刻沖擊波傳播壓力云圖

圖4 不同時刻沖擊波超壓曲線

圖5 沖擊波超壓值

由圖5可見，通過數(shù)值模擬得到超壓值與理論公式計算數(shù)值，從趨勢上看完全一致，能夠很好吻合，其數(shù)值稍有誤差，主要是空氣模型和起爆方式產(chǎn)生的，空氣為理想氣體，忽略了空氣溫度、濕度對沖擊波傳播的影響，而且起爆方式的不同也會產(chǎn)生較大的影響。因此沖擊波超壓不能與經(jīng)驗公式完全吻合，但變化趨勢一致，其仿真模擬值比經(jīng)驗公式值偏小，這與文獻(xiàn)[10]論述一致，所以用該模型進(jìn)行裝藥量、炸高、裝甲板厚度對裝甲板毀傷分析是可信的。

3.2 裝藥量對毀傷效應(yīng)影響

裝藥量作為沖擊波一個重要毀傷參量，因此研究不同裝藥量對裝甲板和部件的毀傷。裝甲板和部件之間距離為15 mm，測量不同裝藥量下沖擊波造成裝甲板和部件特定節(jié)點的位移，數(shù)值模擬結(jié)果如如圖6、圖7所示。

圖6 不同裝藥量下裝甲節(jié)點位移

圖7 不同裝藥量下部件節(jié)點位移

由圖6和圖7可知，炸藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波對裝甲板和部件進(jìn)行毀傷，造成節(jié)點位移值隨著離靶板中心的距離增大而降低，隨著裝藥量的增加而增大。對于裝甲板而言，隨著離靶板中心距離的增大，即使裝藥量增加，裝甲板節(jié)點位移增量幅度不明顯，如3.004 kg裝藥量的133.74 mm處節(jié)點位移增量只比3.605 kg裝藥量的133.74 mm處節(jié)點位移增量增加了1.6%，說明隨著離靶板中心距離的增大，沖擊波對靶板的毀傷程度逐漸降低，雖然節(jié)點位移增大，但增加幅度有所降低。對于部件，在有了裝甲板的防護(hù)后，沖擊波對部件的毀傷明顯低于對裝甲板的毀傷，部件節(jié)點最大位移值為1.76 mm，而造成裝甲板節(jié)點最大位移值可達(dá)到13.4 mm，是部件節(jié)點位移值的7.6倍。

3.3 炸高對毀傷效應(yīng)影響

炸高也作為沖擊波一個重要毀傷參量，因此研究不同炸高下沖擊波對裝甲板和部件的毀傷。裝甲板和部件之間距離為35 mm，測量不同爆炸高度下沖擊波對裝甲板和部件的毀傷，數(shù)值模擬結(jié)果如圖8、圖9所示。

由圖8、圖9可知，裝甲板和部件節(jié)點位移值隨著離靶板中心的距離增大而減小，隨著炸高的增大而減小。炸藥的起爆高度越小，對裝甲板和部件造成的毀傷越嚴(yán)重，呈非線性增長，但隨著離靶板中心距離的增大，節(jié)點位移增大的幅度逐漸減小，如裝甲板的133.74 mm處節(jié)點在500 mm炸高條件下與600 mm炸高相比節(jié)點位移只增加了2.89%。對于部件，在有了裝甲板防護(hù)后，沖擊波對部件的毀傷明顯降低，在300 mm炸高下，沖擊波對部件的毀傷程度最大，位移增加幅度最高，說明炸藥起爆高度越低對部件毀傷程度越大，但與裝甲板相比，沖擊波對裝甲板造成的毀傷是對部件的18倍。

圖8 不同炸高下裝甲板節(jié)點位移

圖9 不同炸高下部件節(jié)點位移

3.4 裝甲厚度對毀傷效應(yīng)影響

沖擊波造成裝甲板和部件的毀傷不僅與沖擊波的裝藥量和炸高有關(guān)，也與裝甲板的抗毀傷性能密切相關(guān)，因此研究不同裝甲板厚度下沖擊波對裝甲板和部件的毀傷。數(shù)值模擬結(jié)果如圖10、圖11所示。

圖10 不同裝甲板厚度下裝甲板節(jié)點位移

由圖10、圖11可知，裝甲板和部件的節(jié)點位移變化值隨著裝甲板厚度的增加而降低，隨著離靶板中心距離增大而減小，這主要是因為裝甲板的厚度不同影響了沖擊波的傳播路徑與傳播特性[11]。在裝甲板為7 mm厚度時，沖擊波對裝甲板和部件的毀傷程度最大，但部件在有了裝甲板防護(hù)后，沖擊波對裝甲板的毀傷是對部件的18.7倍。

圖11 不同裝甲板厚度下部件節(jié)點位移

4 結(jié)論

1) 沖擊波對裝甲板和部件的毀傷程度隨著裝藥量的增大而增大，隨著起爆高度的增大而減小，隨著裝甲板厚度增大而較?。?/p>

2) 隨著節(jié)點距離靶板中心的增大，裝甲板和部件的節(jié)點位移變化值越來越小，表明沖擊波對沖擊中心毀傷程度最大，隨著離靶板中心距離增大逐漸遞減；

3) 裝甲板可以有效的降低沖擊波對部件的毀傷，4.8 kg裝藥量下沖擊波對裝甲板毀傷程度是對部件的7.6倍，300 mm炸高下沖擊波對裝甲板毀傷程度是對部件的18倍，7 mm裝甲板厚度下沖擊波對裝甲板毀傷程度是部件的18.7倍，為下一步?jīng)_擊波的毀傷效應(yīng)研究提供了參考。