侵徹載荷下兩種結(jié)構(gòu)裝藥動態(tài)響應數(shù)值分析

谷鴻平，張立建，暢 博，呂永柱，栗保華

(西安近代化學研究所， 西安 710065)

侵徹戰(zhàn)斗部在攻擊目標靶的過程中，其內(nèi)部裝藥承受較強的沖擊載荷，裝藥只有在預定深度爆炸，才能實現(xiàn)對目標最大程度的毀傷，因此，裝藥在侵徹過程中應保持安定，不發(fā)生早燃或早爆，其安定性是決定侵徹戰(zhàn)斗部是否有效的關(guān)鍵因素[1]。開展侵徹戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)及其動態(tài)響應特性研究對于侵徹戰(zhàn)斗部工程研制具有重要借鑒和指導意義。

侵徹戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)一般有整體式和分體式兩種。整體式裝藥是在戰(zhàn)斗部殼體內(nèi)部裝填一整塊炸藥。分體式裝藥是利用金屬隔板將戰(zhàn)斗部內(nèi)部分隔成多段腔體，每一段腔體獨立裝藥。近年來許多學者對于典型侵徹戰(zhàn)斗部裝藥的動態(tài)響應特性進行了研究。張旭等[1]提出定量描述裝藥安定性結(jié)構(gòu)設(shè)計需要考慮的幾何參數(shù)和物理參數(shù)。石嘯海等[2]模擬了戰(zhàn)斗部侵徹半無限大混凝土的過程中PBX裝藥的動態(tài)力學響應及損傷演化；孫寶平等[3]計算了裝藥整體溫升、裝藥裂紋間摩擦生熱以及彈體裝藥與殼體摩擦生熱效應，張馨予等[4]模擬分析了彈體侵徹混凝土薄板過程中裝藥壓力分布和損傷的演化。上述研究的對象均是整體式裝藥結(jié)構(gòu)，對于分體式裝藥結(jié)構(gòu)動態(tài)響應特性研究較少。

本文基于LS-DYNA軟件，通過數(shù)值模擬對比分析了整體式裝藥與分體式裝藥動態(tài)力學響應特性，以期為戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計提供參考。

1 侵徹彈體裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計

通體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1所示。分體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖2所示。為降低模型誤差影響，通過微調(diào)殼體壁厚，保證兩種戰(zhàn)斗部外形輪廓、質(zhì)量及質(zhì)心一致。戰(zhàn)斗部質(zhì)量130 kg，外徑200 mm，長度1 050 mm，炸藥總質(zhì)量約為27 kg。分體式裝藥結(jié)構(gòu)條件下，前段裝藥與后段裝藥質(zhì)量比約為1∶1。

圖1 通體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 分體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)示意圖

2 計算模型建立

2.1 物理模型和有限元模型

研究對象為上述兩種裝藥結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部，以戰(zhàn)斗部700 m/s初速垂直侵徹1 m厚C40混凝土為計算工況。考慮到模型的對稱性，為減少計算量，戰(zhàn)斗部和靶板模型采用1/4實體簡化模型。具體物理模型如圖3所示。

圖3 計算模型示意圖

利用TrueGrid軟件劃分模型網(wǎng)格。戰(zhàn)斗部殼體、炸藥與靶板材料均采用拉格朗日網(wǎng)格離散。在模型對稱位置施加對稱約束邊界，靶板側(cè)面施加無反射邊界。炸藥與殼體之間定義自動面-面接觸算法。殼體與靶板之間定義面-面侵蝕算法。圖4所示為計算網(wǎng)格模型局部。

圖4 網(wǎng)格模型局部示意圖

2.2 材料模型

炸藥與殼體材料均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動硬化模型描述，其應變率效應用Cowper-Symonds模型來考慮[5]，用與應變率有關(guān)的因數(shù)表示屈服應力，其表達式為：

(1)

(2)

戰(zhàn)斗部殼體與炸藥材料模型參數(shù)見表1所示。

表1 殼體與炸藥材料參數(shù)[6]

混凝土材料選用HJC材料動態(tài)模型[7]。模型考慮了大應變，高應變率和高壓情況，同時結(jié)合損傷理論考慮了材料的拉伸脆斷行為。作為一種有孔隙的材料，還考慮了材料壓潰后的體積壓縮量與壓力的函數(shù)關(guān)系。對于HJC混凝土模型，分三段處理：第一段：P≤PC是彈性區(qū)。Pc及ηc是單軸壓力壓縮實驗中測到的最終壓力和應變，彈性體積模量K彈=PC/ηc；第二段Pc≤P≤Pe為過渡區(qū)，在該區(qū)段內(nèi)混凝土發(fā)生彈性應變時其中的氣隙被逐步壓實，當壓力達到Pe時材料中的氣隙被完全消除；第三段P≥Pe代表被完全壓實的介質(zhì)，其關(guān)系式為：

(3)

(4)

(5)

(6)

計算中，等效塑性應變ε和損傷度D被作為單元是否出現(xiàn)材料失效的雙門開關(guān)，物理上這表示當單元的塑性變形積累至某一閾值時或損傷發(fā)展累積到某一閾值時，材料發(fā)生破壞從而失去強度?；炷敛牧蠀?shù)如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù)[8]

3 結(jié)果與討論

3.1 裝藥內(nèi)部受力狀態(tài)

彈體侵徹靶板過程中，裝藥前端與尾端是影響裝藥安定性危險區(qū)域。在裝藥前后端分別選取典型參考單元，分析裝藥內(nèi)部受力特性。圖5、圖6所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下典型參考單元等效應力曲線。

圖5 通體式裝藥參考單元的等效應力曲線

圖6 分體式裝藥參考單元的等效應力曲線

由圖5、圖6可以看出：裝藥前端受力特點是持續(xù)時間長、沖量大、峰值高[9]。裝藥后端受力脈寬較大，沖量小。整體式裝藥前端參考單元A位置存在殘余應力，可以推斷此處發(fā)生了不可逆的塑性變形。

圖7所示為侵徹過程結(jié)束后，兩種結(jié)構(gòu)裝藥內(nèi)部塑性應變云圖。由圖7知：兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，裝前端軸線位置處均出現(xiàn)塑形應變較大的區(qū)域，與上述應力分析一致。分析認為：在裝藥前端，由于彈頭外形曲率的存在，戰(zhàn)斗部與靶板碰撞產(chǎn)生的應力傳入裝藥后在其軸線匯聚，并形成應力集中，從而導致此處塑形應變較大。王政等[5]認為：在侵徹載荷下，裝藥與殼體的反復作用形成的拉伸和壓縮應力波在裝藥與殼體之間傳遞，其結(jié)果使得裝藥前端服役環(huán)境尤為苛刻。對比分析知：分體式裝藥前端塑性區(qū)域范圍明顯小于通體裝藥。兩種結(jié)構(gòu)裝藥在其中后段均未產(chǎn)生明顯的塑性應變。值得注意的是，在分體式裝藥條件下，后段裝藥與戰(zhàn)斗部中間金屬隔板的接觸部位產(chǎn)生了塑形區(qū)域，其主要原因是此處炸藥尖角部位存在應力集中。

圖7 裝藥內(nèi)部塑形應變云圖

3.2 裝藥尾端與殼體的間隙

戰(zhàn)斗部與靶板接觸時，裝藥受到強烈的壓縮波作用，隨著壓縮波的傳播，裝藥受壓區(qū)域逐漸變大，裝藥發(fā)生體積壓縮，藥柱整體長度縮短，裝藥與殼體發(fā)生相對位移，并與彈殼體底部形成間隙，如圖8所示。

壓縮波在裝藥尾端自由面反射形成拉伸波，裝藥長度又開始恢復。裝藥尾端與殼體之間的間隙減小。在整個侵徹過程中，裝藥內(nèi)部存在軸向拉伸和壓縮效應，裝藥尾端與殼體之間的間隙也在動態(tài)變化。

圖8 裝藥與殼體間隙示意圖

圖9所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下裝藥尾端與殼體的間隙曲線?？梢钥闯鲩g隙值隨著時間變化呈振蕩收斂狀態(tài)。對應實際的物理過程是裝藥尾端面與殼體之間發(fā)生反復的接觸碰撞與分離，裝藥尾端自由面存在反復的拉伸與壓縮現(xiàn)象[10]。由圖9知通體式裝藥尾部最大間隙值為7.5 mm；分體式裝藥尾部最大間隙值2.8 mm，與整體式裝藥相比減少60%以上。

圖9 裝藥尾端與殼體間隙曲線

3.3 裝藥與殼體側(cè)壁摩擦效應

侵徹過程中裝藥與殼體之間會發(fā)生相對位移，裝藥與殼體間的摩擦效應是影響裝藥安定性的風險因素之一[11]。假設(shè)裝藥與殼體之間的摩擦因數(shù)μ為定值0.2，裝藥在與殼體摩擦接觸位置的摩擦功率密度q滿足：

q=μPV

(7)

式中：P為裝藥與殼體之間的法向壓力；V為摩擦接觸位置處軸向相對運動速度。

圖10所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，典型參考點位置。表3所示為不同參考位置處裝藥與殼體之間摩擦效應特征參量對比。

圖10 參考點位置示意圖

表3 摩擦效應參量對比

由表3可以看出，兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，裝藥最前端與殼體接觸壓力Pm較大，尾端接觸壓力Pm較小，但裝藥尾端Vm較大，其與殼體的相對運動比前端更為劇烈。在裝藥尾端，分體式裝藥結(jié)構(gòu)Pm與Vm較小。對于通體式裝藥，裝藥尾端qm值較大，前端qm值較?。环煮w式裝藥qm值整體較小，且在不同測點位置所得值差異較小。綜上所述：與通體式裝藥相比，分體式裝藥可有效減弱侵徹過程中裝藥與殼體之間的接觸壓力、減小相對運動速度及降低摩擦功率密度。

4 結(jié)論

1) 侵徹過程中，裝藥前端受力環(huán)境較為苛刻，分體式裝藥前端塑性區(qū)域范圍明顯小于通體式裝藥。

2) 分體式裝藥可有效減小炸藥尾端與戰(zhàn)斗部殼體堵蓋之間的最大間隙值。

3) 與通體式裝藥相比，分體式裝藥可減弱侵徹過程中炸藥與殼體之間的接觸壓力；減小相對運動速度；降低摩擦功率密度，改善了裝藥受力環(huán)境。