兩種侵徹載荷下裝藥結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性數(shù)值模擬*

張立建，郭洪衛(wèi)，呂永柱，栗保華

(西安近代化學(xué)研究所，陜西 西安 710065)

0 引言

高速侵徹戰(zhàn)斗部能夠有效毀傷地下深層堅(jiān)固軍事目標(biāo)和地面多層建筑物目標(biāo)，然而在戰(zhàn)斗部高速侵徹目標(biāo)靶過程中，內(nèi)部裝藥承受較強(qiáng)的沖擊載荷，可能導(dǎo)致裝藥出現(xiàn)損傷、結(jié)構(gòu)完整性破壞甚至早爆等現(xiàn)象，嚴(yán)重影響戰(zhàn)斗部的使用安全性和作戰(zhàn)效能[1-5]。因此裝藥安定性成為高速侵徹戰(zhàn)斗部研究中的重點(diǎn)。

考核侵徹戰(zhàn)斗部動(dòng)態(tài)威力性能試驗(yàn)時(shí)，將地下深層堅(jiān)固目標(biāo)與地面建筑物目標(biāo)分別等效為整體靶和多層間隔靶。戰(zhàn)斗部侵徹2種等效靶標(biāo)過程中，由于裝藥經(jīng)歷的沖擊載荷存在較大差異，因此裝藥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性明顯不同，越來(lái)越多的學(xué)者投入到侵徹戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的研究中，為裝藥安定性設(shè)計(jì)提供理論支撐。成麗蓉等[6]分析了戰(zhàn)斗部在不同侵徹載荷作用下裝藥產(chǎn)生裂紋和空洞缺陷時(shí)對(duì)溫升的影響規(guī)律。張旭等[7]提出了系統(tǒng)的分析裝藥安定性的理論方法，得到彈體高速侵徹混凝土過程中影響裝藥安定性的主要影響因素。黃彬彬等[8]在數(shù)值模擬中應(yīng)用譜元法進(jìn)行裝藥中應(yīng)力波傳播分析。呂鵬博等[9]通過數(shù)值模擬將裝藥預(yù)設(shè)9種不同裂紋缺陷，分析在侵徹過載下裝藥的溫升情況。然而上述研究主要針對(duì)的是正侵徹靶板工況，且未詳細(xì)對(duì)比戰(zhàn)斗部侵徹整體靶與多層靶過程中沖擊載荷的差異以及不同形式載荷條件下裝藥動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性的差別。

本文基于LS-DYNA軟件，通過數(shù)值模擬對(duì)比分析戰(zhàn)斗部斜侵徹整體靶與多層間隔靶的侵徹載荷特性，研究不同形式載荷條件下的裝藥動(dòng)態(tài)響應(yīng)過程，預(yù)測(cè)裝藥可能點(diǎn)火的危險(xiǎn)位置，以期為高速侵徹戰(zhàn)斗部安定性設(shè)計(jì)提供參考。

1 彈靶侵徹物理模型

隨著戰(zhàn)斗部初速提高及炸藥裝填比增大，戰(zhàn)斗部裝藥在侵徹過程中的受力情況變得越發(fā)苛刻。從裝藥安定性方面考慮，采用金屬隔板將戰(zhàn)斗部?jī)?nèi)部分隔成前后2段腔體，每段腔體獨(dú)立裝藥，這種分體式裝藥結(jié)構(gòu)能夠改善裝藥的服役環(huán)境，提升裝藥對(duì)侵徹載荷的適應(yīng)性[10]。戰(zhàn)斗部裝藥分體式結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 戰(zhàn)斗部裝藥分體式結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Structure diagram of separated charge warhead

侵徹戰(zhàn)斗部總質(zhì)量300 kg，外徑250 mm，長(zhǎng)度1 500 mm，炸藥總質(zhì)量60 kg，前后2段裝藥的質(zhì)量比約為1 ∶1。戰(zhàn)斗部初速800 m/s，攻角0°。C40混凝土整體靶與多層間隔靶總厚度均為2 m，迎彈面與水平方向夾角均為80°。多層靶單層厚度0.25 m，共8層，層間距3 m。戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶板計(jì)算模型如圖2，3所示。

圖2 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶計(jì)算模型Fig.2 Model of warhead penetrating the integral target

圖3 戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶計(jì)算模型Fig.3 Model of warhead penetrating the multi-layer interval target

2 計(jì)算模型建立

2.1 有限元模型

為減少計(jì)算量節(jié)省計(jì)算時(shí)間，利用TrueGrid軟件建立二分之一計(jì)算模型，模型施加對(duì)稱約束邊界，對(duì)靶板上下及背面施加無(wú)反射邊界和固定約束。殼體與裝藥定義面-面接觸算法，殼體與靶板定義面-面侵蝕算法。戰(zhàn)斗部所有材料均采用Lagrange網(wǎng)格。圖4所示為戰(zhàn)斗部侵徹整體靶網(wǎng)格模型圖。

圖4 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶網(wǎng)格模型圖Fig.4 Grid model diagram of warhead penetrating the integral target

2.2 材料模型

戰(zhàn)斗部殼體材料選用35CrMnSiA鋼,裝藥選用PBX9404炸藥。殼體和炸藥材料均采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC模型描述，參數(shù)見表1所示。

表1 殼體與炸藥材料參數(shù)[11]Table 1 Material parameters of shell and explosive

混凝土靶板材料采用MAT_JOHNSON_HOL-MQUIST_CONCRETE模型(以下簡(jiǎn)稱HJC模型)。僅依靠HJC模型自帶失效參數(shù)FS控制單元失效時(shí)，靶板單元經(jīng)常出現(xiàn)嚴(yán)重畸變，導(dǎo)致計(jì)算時(shí)間步長(zhǎng)變小，需要配合關(guān)鍵字MAT_ADD_EROSION[12]侵蝕失效準(zhǔn)則來(lái)控制靶板單元失效，從而避免計(jì)算過程中靶板可能出現(xiàn)的嚴(yán)重畸變，本文中選取壓力-4 MPa和主應(yīng)變0.35失效準(zhǔn)則[13-14]控制靶板單元失效。C40混凝土HJC模型參數(shù)如表2所示。

3 結(jié)果與討論

3.1 侵徹載荷特性分析

圖5所示為戰(zhàn)斗部侵徹整體靶彈道，可以看出戰(zhàn)斗部侵徹彈道準(zhǔn)直，戰(zhàn)斗部自身基本無(wú)偏轉(zhuǎn)。圖6所示為戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶彈道，可以看出戰(zhàn)斗部侵徹彈道水平向下偏轉(zhuǎn)，戰(zhàn)斗部自身姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為36°。

圖5 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶彈道Fig.5 Ballistic sketch of warhead penetrating the integral target

圖6 戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶彈道Fig.6 Ballistic sketch of warhead penetrating the multi-layer target

基于戰(zhàn)斗部合成過載仿真數(shù)據(jù)，通過坐標(biāo)轉(zhuǎn)換數(shù)據(jù)處理，將其分解在彈體的軸向和徑向，即可得到軸向和徑向過載。圖7所示為戰(zhàn)斗部侵徹整體靶的過載曲線，從圖中可以看出，戰(zhàn)斗部經(jīng)歷的是低頻連續(xù)脈沖載荷，作用時(shí)間較長(zhǎng)。戰(zhàn)斗部侵徹整體靶時(shí)主要承受軸向過載的沖擊，徑向過載較小，軸向過載峰值是徑向過載峰值的7.5 倍。

表2 C40混凝土HJC模型參數(shù)[15]Table 2 HJC model parameters of C40 concrete

圖7 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶的過載曲線Fig.7 Overload curve of warhead penetrating the integral target

圖8所示為戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶過載曲線。從圖8中可以看出，戰(zhàn)斗部經(jīng)歷的是高頻非連續(xù)脈沖載荷，單次脈沖作用時(shí)間較短。整個(gè)侵徹過程中，戰(zhàn)斗部軸向過載變化幅度較小，而徑向過載隨著侵徹層數(shù)的增加大幅增大，出現(xiàn)明顯的雙峰效應(yīng)。這主要是由于戰(zhàn)斗部侵徹姿態(tài)偏轉(zhuǎn)逐漸增大，導(dǎo)致尾部與靶板發(fā)生強(qiáng)烈刮蹭，徑向過載急劇增加。戰(zhàn)斗部侵徹第8層靶時(shí)的徑向過載峰值約為軸向過載峰值的0.9倍，相比于侵徹第1層靶時(shí)的徑向過載增大了5倍。圖9所示為戰(zhàn)斗部侵徹第8層靶時(shí)戰(zhàn)斗部與靶板形態(tài)圖。

圖8 戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶過載曲線Fig.8 Overload curve of warhead penetrating the multi-layer interval target

圖9 戰(zhàn)斗部侵徹第8層靶形態(tài)Fig.9 Diagram of Warhead penetrating the 8th target

對(duì)比戰(zhàn)斗部侵徹整體靶和多層間隔靶時(shí)的過載曲線發(fā)現(xiàn)，戰(zhàn)斗部在侵徹多層間隔靶時(shí)其軸向過載峰值是整體靶軸向過載峰值的1.1倍，徑向過載峰值是整體靶徑向過載峰值的6.7倍。彈體姿態(tài)變化較大的多層間隔靶的侵徹載荷明顯大于整體靶的侵徹載荷。因此，控制戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶的偏轉(zhuǎn)姿態(tài)是降低戰(zhàn)斗部侵徹沖擊載荷的重要途徑。

3.2 裝藥內(nèi)部塑性變形分析

戰(zhàn)斗部侵徹靶板過程中，裝藥受力較大時(shí)就會(huì)產(chǎn)生塑性變形。受力越大，裝藥塑性應(yīng)變就越大。因此，以塑性應(yīng)變?yōu)閰⒖嘉锢砹浚瑢?duì)比分析裝藥內(nèi)部動(dòng)態(tài)響應(yīng)劇烈程度。圖10所示為戰(zhàn)斗部侵徹靶板后，裝藥塑性應(yīng)變?cè)茍D。

圖10 裝藥塑性應(yīng)變?cè)茍DFig.10 Plastic strain nephogram of charge

從圖10可以看出，戰(zhàn)斗部侵徹整體靶時(shí)，在前段裝藥的頭部產(chǎn)生了局部塑性區(qū)。這是因?yàn)閼?zhàn)斗部在侵徹過程中姿態(tài)變化較小，殼體頭部對(duì)靶板開孔時(shí)，從殼體前端傳入的應(yīng)力峰值最大，隨著侵徹速度逐漸減小，裝藥受力環(huán)境的苛刻程度會(huì)逐漸減弱，已形成的塑性區(qū)域未繼續(xù)擴(kuò)展。戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶時(shí)，前段裝藥頭部及后段裝藥側(cè)壁、裝藥與殼體接觸的尖角部位均產(chǎn)生了較大的塑性變形區(qū)域。分析認(rèn)為，當(dāng)戰(zhàn)斗部姿態(tài)偏轉(zhuǎn)較大時(shí)，戰(zhàn)斗部頭部開(擴(kuò))孔侵徹與尾部蹭靶擴(kuò)孔效應(yīng)較為突出，靶板對(duì)其產(chǎn)生的徑向撞擊應(yīng)力直接作用于殼體側(cè)壁，殼體側(cè)壁厚度較小，應(yīng)力衰減少，進(jìn)而使得裝藥內(nèi)部受力較大，產(chǎn)生的塑性區(qū)域范圍明顯大于整體靶侵徹時(shí)產(chǎn)生的塑性區(qū)域，如圖11,12所示。同時(shí)由于侵徹過程中殼體與裝藥模態(tài)響應(yīng)特性的不同，二者在不斷地發(fā)生動(dòng)態(tài)碰撞，最終在殼體與裝藥接觸的尖角部位(集中在裝藥的端面)也產(chǎn)生了局部較高的塑性變形。

圖11 戰(zhàn)斗部頭部擴(kuò)孔侵徹時(shí)裝藥塑性區(qū)Fig.11 Plastic strain region of charge during warhead head expanding penetration

圖12 戰(zhàn)斗部尾部蹭靶時(shí)裝藥塑性區(qū)Fig.12 Plastic strain region of charge during warhead tail rubbing against the target

綜上所述，對(duì)于整體靶侵徹過程，彈道準(zhǔn)直，戰(zhàn)斗部裝藥僅在其前端受力環(huán)境較為惡劣；對(duì)于多層間隔靶侵徹載荷，戰(zhàn)斗部經(jīng)歷多次沖擊碰撞和姿態(tài)偏轉(zhuǎn)較大，使得前段裝藥的頭部、后段裝藥的側(cè)壁以及殼體與裝藥接觸的尖角部位成為高應(yīng)力區(qū)域，是影響裝藥安定性的主要危險(xiǎn)區(qū)域。相比于整體靶，戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶對(duì)裝藥安定性要求更高，因此，控制侵徹彈道偏轉(zhuǎn)是提高戰(zhàn)斗部裝藥抗過載適應(yīng)性的重要途徑，也是戰(zhàn)斗部具備多目標(biāo)打擊能力的重要保障。

3.3 裝藥尾端與殼體的間隙

戰(zhàn)斗部與靶板作用時(shí)，裝藥自身慣性作用使金屬殼體對(duì)其產(chǎn)生強(qiáng)烈的壓縮作用，軸向尺寸減小，裝藥尾端與殼體之間產(chǎn)生間隙。如圖13所示為前后2段裝藥尾部與殼體間隙示意。

圖13 裝藥尾部與殼體間隙Fig.13 Clearance between charge tail and shell

裝藥尾部與殼體的間隙是時(shí)刻變化的。裝藥在壓縮波作用下長(zhǎng)度會(huì)減??；與此同時(shí)，壓縮波在裝藥尾部自由面發(fā)生反射形成拉伸波，裝藥在拉伸波的作用下長(zhǎng)度略有恢復(fù)。裝藥尾部這種壓縮效應(yīng)和拉伸效應(yīng)存在于整個(gè)侵徹過程中，這2種效應(yīng)會(huì)隨著侵徹載荷的增大變得更加劇烈。圖14，15所示分別為整體靶和多層間隔靶裝藥尾部與殼體間隙曲線。

圖14 彈體侵徹整體靶時(shí)裝藥尾部與殼體間隙曲線Fig.14 Clearance curve between charge tail and shell When the warhead penetrates the integral target

圖15 彈體侵徹多層間隔靶時(shí)裝藥尾部與殼體間隙曲線Fig.15 Clearance curve between charge tail and shell When the warhead penetrates the multi-layer interval target

由圖14,15可以看出，由于裝藥尾端面與殼體之間反復(fù)的碰撞、分離，間隙值隨時(shí)間變化呈反復(fù)振蕩狀態(tài)。對(duì)于整體靶侵徹，前段裝藥最大間隙值為1.1 mm，后段裝藥間隙最大值為2.8 mm；對(duì)于多層間隔靶侵徹，前段裝藥最大間隙值為1.4 mm，后段裝藥間隙最大值為2.6 mm。2種靶標(biāo)條件下，后段裝藥的尾端與殼體后蓋的最大間隙均大于前段裝藥的尾部與隔板的最大間隙，這反映了后段裝藥尾部的壓縮拉伸效應(yīng)更為劇烈。與整體靶侵徹相比，多層間隔靶侵徹時(shí)裝藥與殼體的動(dòng)態(tài)碰撞更頻繁，碰撞強(qiáng)度更大，持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，對(duì)裝藥安定性帶來(lái)的風(fēng)險(xiǎn)更高，因此裝藥尾端是裝藥安定性設(shè)計(jì)需要關(guān)注的重點(diǎn)區(qū)域。

4 結(jié)論

(1) 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶產(chǎn)生的是低頻連續(xù)脈沖載荷，作用時(shí)間較長(zhǎng)。裝藥主要承受軸向過載的沖擊，徑向過載較??；戰(zhàn)斗部侵徹多層間隔靶產(chǎn)生的是高頻非連續(xù)脈沖載荷，單次脈沖作用時(shí)間較短。隨著戰(zhàn)斗部姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的增大，裝藥承受徑向過載大幅增加，而軸向過載增加幅度較小。

(2) 對(duì)于整體靶侵徹載荷，戰(zhàn)斗部前段裝藥頭部受力環(huán)境最為苛刻；對(duì)于多層間隔靶侵徹載荷，前段裝藥的頭部、后段裝藥的側(cè)壁以及裝藥與殼體接觸的尖角部位成為影響裝藥安定性的主要危險(xiǎn)區(qū)域。

(3) 戰(zhàn)斗部侵徹整體靶或多層間隔靶過程中，裝藥尾端面與殼體之間發(fā)生反復(fù)的碰撞、分離。與整體靶相比，多層間隔靶侵徹時(shí)裝藥與殼體的動(dòng)態(tài)碰撞更頻繁，碰撞強(qiáng)度更大，持續(xù)時(shí)間更長(zhǎng)，對(duì)裝藥安定性帶來(lái)的風(fēng)險(xiǎn)更高。