彈體斜侵徹多層間隔混凝土薄靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)機(jī)理研究

成麗蓉，汪德武，賀元吉，趙宏偉，楊杰，鄧斌

（中國人民解放軍96901 部隊，北京 100094）

利用大質(zhì)量彈體動能打擊建筑物等多層間隔薄板結(jié)構(gòu)目標(biāo)是武器彈藥常見的使用方式，多層間隔混凝土薄板由于每層靶厚度較薄、層層之間間距較大，導(dǎo)致彈體侵徹過程中姿態(tài)容易發(fā)生偏轉(zhuǎn)并持續(xù)發(fā)散，最終出現(xiàn)侵徹彈道不穩(wěn)定現(xiàn)象，給彈體結(jié)構(gòu)、裝藥以及引信正常工作帶來很大風(fēng)險.

近年來許多學(xué)者通過實驗、數(shù)值仿真等手段開展了不同形狀彈體侵徹多層間隔靶等多種復(fù)雜目標(biāo)的研究工作，郭虎等[1]研究給出了彈體侵徹遮彈層介質(zhì)的理論模型；高光發(fā)等[2-5]研究了高應(yīng)變率下混凝土介質(zhì)的復(fù)雜力學(xué)行為；劉子豪等[6-7]研究了橢圓等異型截面彈體侵徹混凝土介質(zhì)的侵徹阻力模型；張爽等[8]建立了適用于不同質(zhì)量、初速度彈體侵徹鋼筋混凝土靶開坑深度的計算模型；GOLDSMITH等[9]給出了帶攻角長桿彈侵徹鋼板的理論分析方法；JENA 等[10]開展了初始攻角對彈體侵徹穩(wěn)定性過程影響的實驗研究；段卓平等[11-12]建立了包含二次偏轉(zhuǎn)機(jī)制的彈體侵徹薄靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)理論模型，得到彈體質(zhì)量、初始速度及角度對出靶姿態(tài)影響關(guān)系；黃岐等[13]等采用理論分析和數(shù)值模擬方法，對比分析了攻角對彈丸侵徹雙層接觸鋼靶和間隔鋼靶能力的影響；趙宏偉等[14]研究了前艙及正負(fù)攻角對彈體侵徹能力的影響規(guī)律；馬兆芳等[15]、張博等[16]、譚正軍等[17-20]等對鉆地彈質(zhì)量、頭部系數(shù)CRH、長徑比、尾裙半錐角以及彈靶結(jié)合速度、著角、攻角等初始參數(shù)對侵徹多層間隔靶彈道穩(wěn)定性進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，為戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)設(shè)計提供技術(shù)支撐. 盡管對侵徹多層間隔靶彈道偏轉(zhuǎn)問題引起日益關(guān)注，也積累了一定技術(shù)認(rèn)識，但大多的研究都基于實驗現(xiàn)象總結(jié)以及彈靶結(jié)合條件影響因素研究，在偏轉(zhuǎn)機(jī)理研究方面總體上研究還較少，有待深入剖析.

文中針對大質(zhì)量彈體侵徹多層間隔薄混凝土靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)問題，通過數(shù)值模擬及相應(yīng)的理論分析方法，系統(tǒng)研究了侵徹靶板時軸向阻力、橫向力及其產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩、穩(wěn)定平衡力矩等物理過程，獲得了彈體外形參數(shù)導(dǎo)致姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的影響因素. 通過對不同曲徑比、長徑比彈體外形侵徹彈道對比分析，獲得了鈍頭+大長徑比+擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)的外形更容易保持侵徹彈道穩(wěn)定性. 在多層靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)縮比等效考核時，應(yīng)采用靶板厚度、層間距與彈長同時等比例縮比，以等效彈體在運(yùn)動中所受阻力、力矩及時間等物理量.

1 彈體偏轉(zhuǎn)數(shù)值模型建立及偏轉(zhuǎn)規(guī)律分析

1.1 大質(zhì)量彈體侵徹多層間隔靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)實驗研究

為獲取大質(zhì)量彈體侵徹多層間隔靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)數(shù)據(jù)，在地面完成了一發(fā)彈體侵徹4 層間隔樓板的平衡炮實驗. 彈體質(zhì)量約500 kg，頭部系數(shù)CRH=2，長徑比4. 4 層混凝土靶標(biāo)厚度均為20 cm，靶板之間層間距為3 m，混凝土強(qiáng)度實測為41 MPa. 彈體初始著靶速度V0為680 m/s、初始姿態(tài)角Θ0為1.5°. 實驗結(jié)果表明：該型彈體穿透4 層混凝土靶后余速Vt為622 m/s，出靶時姿態(tài)角Θ1為7°，在靶后15 m 處姿態(tài)角Θ2為13°，求得靶后旋轉(zhuǎn)角速率ω為4.3×10-3rad/ms，實驗圖片如圖1 所示.

圖1 多層靶板實驗結(jié)果圖片F(xiàn)ig. 1 The perforation process test photo of mutil-layered RC slabs

1.2 大質(zhì)量彈體侵徹多層間隔靶有限元數(shù)值模型建立

為驗證數(shù)值模型準(zhǔn)確性，在Ls-dyna 中建立了與實驗同外形彈體模型，彈體以初始速度680 m/s（見圖1 中Z軸負(fù)向）、初始姿態(tài)角為1.5°（彈軸與Z軸負(fù)向夾角）侵徹4 層間隔混凝土靶. 在計算過程中，主要關(guān)注彈體在XOZ平面內(nèi)偏轉(zhuǎn)運(yùn)動，為降低數(shù)值計算規(guī)模，采用對稱1/2 模型，分別在彈體及靶板對稱面處施加對稱邊界條件. 彈體外殼為高強(qiáng)度鋼材料，考慮到彈體在該速度范圍內(nèi)基本不發(fā)生形變，因此采用*mat_rigid 數(shù)值模型，密度為7.8 g/cm3，彈性模量為2.1×105MPa. 彈體內(nèi)裝藥采用彈性模型，密度為1.7 g/cm3，彈性模量5×103MPa. 混凝土靶標(biāo)采用HJC模型[21]，HJC 模型模型中的累積損傷主要由等效塑形應(yīng)變與塑形體積應(yīng)變兩部分組成，具體公式為

式中：σ*=σ/fc；P*=P/fc；ε*′=ε′/ε0；T*=T/fc; σ*≤σmax，即等效應(yīng)力 σ*不大于混凝土能承受的最大強(qiáng)度；P為靜水壓力;T為最大拉伸強(qiáng)度；fc為抗壓強(qiáng)度； ε′和ε′0為應(yīng)變率和參考應(yīng)變率；A、B、C、N、D1、D2為混凝土材料常數(shù)；Δεp和Δμp為一個積分步長內(nèi)單元的等效應(yīng)變和塑性體積應(yīng)變. HJC 模型將混凝土動載壓縮下分為彈性區(qū)、過渡區(qū)、密實區(qū)三個階段，具體為：

①彈性區(qū)（0 ≤μ≤μc），K為彈性體積模量， μ為單元體積應(yīng)變，

②過渡區(qū)（μc＜μ≤μ1）

③密實區(qū)（μ1＜μ）

式中：K1、K2、K3為混凝土材料參數(shù)；μˉ=(μ-μlock)/(1+μlock)；其中 ρ、fc、T為混凝土試塊測試獲得；K、G、Pc、 μc是根據(jù)參數(shù)fc計算確定，具體參數(shù)見表1.

表1 多層靶板混凝土材料模型參數(shù)[21]Tab. 1 Parameters of HJC model for mutil-layered RC slabs

為消除模型中網(wǎng)格尺寸對仿真精度的影響，經(jīng)不同網(wǎng)格尺寸驗算，最后確定采用單個網(wǎng)格尺寸大小2.5 cm，單層靶厚度方向共劃分8 個網(wǎng)格. 數(shù)值模擬得到的彈體侵徹4 層靶過程如圖2 所示，速度衰減以及彈體姿態(tài)角度變化如圖3 所示. 4 層靶后余速Vt=628 m/s、姿態(tài)角Θ1=7.2°、XOZ平面內(nèi)旋轉(zhuǎn)角速率ω=4.15×10-3rad/ms，計算結(jié)果與實驗結(jié)果對比見表2所示，數(shù)值仿真結(jié)果與實驗結(jié)果相接近，證明選用計算模型正確有效.

圖2 彈體穿靶過程數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 2 The perforation process of Projectile with numerical simulation

圖3 彈體穿靶余速/姿態(tài)角隨時間關(guān)系數(shù)值模擬結(jié)果Fig. 3 Numerical simulation result of projectile velocity-time and attitude angle-time relationship

表2 多層靶實驗及數(shù)值仿真結(jié)果對比Tab. 2 Results comparison between test and simulation for mutil-layered RC slabs

1.3 大質(zhì)量彈體偏轉(zhuǎn)物理過程分析

在Ls-dyna 中通過定義侵蝕面面接觸*contact_eroding_surface_to_surface 以及接觸力輸出*database_rcforc 關(guān)鍵字，得到彈體在侵徹過程中所受X方向和Z方向接觸合力，結(jié)合彈體在XOZ平面內(nèi)姿態(tài)角，可轉(zhuǎn)換給出沿彈軸侵徹阻力Fb及彈體側(cè)面橫向力Fs隨時間變化情況，如圖4～5 所示. 侵徹第1 層和第2 層時，彈體姿態(tài)角變化不大，所受彈軸阻力Fb和橫向力Fs發(fā)生在同一時間段內(nèi)，該時間段對應(yīng)彈體侵徹單層靶板速度變化過程，也是彈體卵形頭部穿透靶標(biāo)過程；隨著姿態(tài)偏轉(zhuǎn)，侵徹第3 層和第4 層時，彈軸阻力Fb峰值有所減小，橫向力Fs在侵徹每一層時卻出現(xiàn)兩個明顯峰值，且第二峰值越來越高，第二峰值時間段對應(yīng)偏轉(zhuǎn)彈體后半段與靶標(biāo)的相互作用過程（見圖5 中第3 層和第4 層受力）.

圖4 彈軸侵徹阻力及側(cè)面橫向力示意圖Fig. 4 Schematic diagram of projectile axial resistance and lateral force

圖5 彈軸侵徹阻力及側(cè)面橫向力隨時間變化關(guān)系Fig. 5 The relationship on projectile axial resistance and lateral force with time

為進(jìn)一步研究彈體偏轉(zhuǎn)機(jī)制，編制了與數(shù)值模擬相結(jié)合的工程計算程序. 彈體所受的X和Z方向接觸力采用Ls-Dyna 計算結(jié)果，在每一時間步內(nèi)彈體所受力矩以及角度偏轉(zhuǎn)表示為

式中：M為彈體所受總力矩;Mb為卵形頭部不對稱力產(chǎn)生力矩；Ms為彈體側(cè)面與靶標(biāo)作用產(chǎn)生的力矩；R為彈體半徑； ΔR為阻力Fb方向距彈體軸線的距離，根據(jù)參考文獻(xiàn)[9]，ΔR=Rtanθ； ΔL為橫向力Fs方向距彈體質(zhì)心的距離，需根據(jù)彈體運(yùn)動過程中質(zhì)心與靶標(biāo)中心相對距離得出，彈尾出靶板時 ΔL為彈質(zhì)心距彈尾段長度.

將工程計算以及數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對比，二者計算得到的角速率變化以及姿態(tài)角變化情況趨勢上保持一致，如圖6 所示，但由于工程計算的簡化處理，在數(shù)值上有所差異. 觀察彈體角速率變化曲線可以看出，角速率變化主要為兩種型態(tài)，一種為第1 層和第2 層的變化型態(tài)，偏轉(zhuǎn)力矩導(dǎo)致角速率短時間內(nèi)快速增大，并維持穩(wěn)定不變；另一種為第3 層和第4層的變化型態(tài)，角速率短時間內(nèi)快速增大，接著維持?jǐn)?shù)值不變，再短時間內(nèi)快速減小，并維持穩(wěn)定不變.第1 層和第2 層的變化型態(tài)由于彈體姿態(tài)偏轉(zhuǎn)較小，混凝土屬于脆性材料，受頭部撞擊后，擴(kuò)孔尺寸大于彈體直徑，彈身與靶標(biāo)相互作用可忽略，屬于第3 層和第4 層變化型態(tài)的簡化模式. 分析第3 層和第4 層角速率變化型態(tài)可知，該型態(tài)分4 個階段，第1 階段對應(yīng)速度降低階段即卵形頭部穿透靶標(biāo)階段，此時彈體偏轉(zhuǎn)速率快速增大；第2 階段對應(yīng)彈體質(zhì)心穿過靶心階段，由于頭部已擴(kuò)孔完成，彈身受橫向力數(shù)值較小，受力部位位于質(zhì)心附近，所受力矩數(shù)值很小，因此偏轉(zhuǎn)角速率基本無變化；第3 階段對應(yīng)偏轉(zhuǎn)彈尾穿過靶板階段，彈體尾部在與靶標(biāo)相互作用過程中，作用在彈體中后端反作用力會形成繞質(zhì)心的穩(wěn)定平衡力矩，該力矩與頭部形成的偏轉(zhuǎn)力矩方向相反，使得彈體偏轉(zhuǎn)速率快速減小，具有減小彈道偏轉(zhuǎn)的作用；第4 階段為彈體整個在層層之間運(yùn)動階段，偏轉(zhuǎn)速率保持不變. 總之，彈體侵徹單層靶標(biāo)發(fā)生偏轉(zhuǎn)主要因為受不對稱接觸力及其產(chǎn)生力矩作用，侵徹多層靶時姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為累積效應(yīng)，侵徹層數(shù)越多，姿態(tài)角變得越大.

圖6 彈體角速率隨時間變化圖（快速計算與仿真計算對比）Fig. 6 Change of projectile angular speed with time (result comparison of calculation with simulation)

2 彈體外形對偏轉(zhuǎn)影響分析

在彈體質(zhì)量及初始著靶條件一定的情況下，彈體外形（如CRH 曲徑比以及長徑比）是衡量侵徹能力的重要指標(biāo). 對于侵徹整體厚混凝土靶，一般而言CRH 曲徑比越大，長徑比越大，對目標(biāo)侵徹能力越強(qiáng). 根據(jù)工程經(jīng)驗，綜合考慮彈體強(qiáng)度以及裝藥裝填比等因素，大質(zhì)量戰(zhàn)斗部通常CRH 曲徑比為2～4、長徑比為4～6，CRH 為2～3 時俗稱彈體頭部為鈍頭，CRH 為4 時稱為尖頭，長徑比為4 稱小長徑比，長徑比為6 稱大長徑比. 對于多層間隔薄靶而言，保持彈體侵徹彈道穩(wěn)定性是實現(xiàn)侵徹能力的前提，合理的彈體外形是實現(xiàn)侵徹彈道穩(wěn)定性的保障.

2.1 彈體頭部CRH 對偏轉(zhuǎn)過程影響分析

提高彈體頭部CRH 曲徑比，頭部形狀會越尖并使得侵徹阻力減小，反之頭部形狀越鈍侵徹阻力會增大，但CRH 增大會導(dǎo)致彈體質(zhì)心靠后（接近彈尾）.彈體偏轉(zhuǎn)圍繞其質(zhì)心運(yùn)動，質(zhì)心位置與力矩大小息息相關(guān)，質(zhì)心越靠前，穩(wěn)定平衡力矩越大，侵徹彈道越容易穩(wěn)定. 為研究彈體頭部CRH 曲徑比對姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的影響，數(shù)值仿真了彈體在初速600 m/s、初始姿態(tài)角Θ0=1.5°、長徑比為4 條件下，不同曲徑比CRH 侵徹4 層靶的旋轉(zhuǎn)角速率以及姿態(tài)角變化情況，具體見圖7 和表3 所示，可以看出隨著CRH 增大，彈體穿透靶標(biāo)余速Vt越高即動能差越小，但偏轉(zhuǎn)角速率越大，姿態(tài)更容易發(fā)散，特別是CRH=4 時姿態(tài)角Θt超過23°. 可見，長徑比一定條件下，CRH=4 的尖頭彈體不利于侵徹多層間隔靶彈道穩(wěn)定性.

圖7 不同CRH 彈體旋轉(zhuǎn)角速率隨時間變化圖Fig. 7 Change of different CRH projectile angular speed with time

表3 彈體頭部CRH 值對姿態(tài)和余速影響仿真結(jié)果Tab. 3 The effect of different CRH projectil on change velocity and attitude angle

2.2 彈體長徑比對偏轉(zhuǎn)過程影響分析

提高彈體長徑比，以增大彈體長度，增加彈體中后端與靶標(biāo)作用時間及力臂值，可有效增加穩(wěn)定平衡力矩大小，提高侵徹穩(wěn)定性. 為研究彈體長徑比對姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的影響，數(shù)值仿真了彈體在初速600 m/s、初始姿態(tài)角Θ0=1.5°、不同長徑比條件下侵徹4 層靶的彈道變化情況，CRH=2 條件下彈體姿態(tài)變化具體如圖8 所示.

圖8 長徑比為4、5、6 外形彈體姿態(tài)隨時間變化圖(CRH=2)Fig. 8 Three length-diameter ratio projectiles attitude deflection with time(CRH=2)

CRH=3 條件下彈體旋轉(zhuǎn)速率變化具體如圖9 所示，可以看出彈體長徑比的增大，利于提高侵徹多層間隔靶彈道穩(wěn)定性.

圖9 長徑比為4、5、6 外形彈體角速率隨時間變化圖(CRH=3)Fig. 9 Three length-diameter ratio projectiles angular speed with time(CRH=3)

考慮到彈體設(shè)計一般需兼顧多類型目標(biāo)特別是具備打擊整體厚混凝土目標(biāo)能力，圖10 給出了在長徑比為4、CRH 為2～4 的不同外形彈體，打擊整體靶侵徹能力和多層靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的綜合比較，可見CRH=3 時姿態(tài)變化總體可控（不超過12°），且侵徹能力較CRH=2 增加近10%.

圖10 彈體CRH 對打擊整體靶侵徹能力和多層靶偏轉(zhuǎn)比較Fig. 10 The penetration ability to the whole RC slabs and attitude angle change to mutil-layered RC slabs with different CRH projectiles

表4 列出了彈體曲徑比分別為CRH=2、3 以及不同長徑比3、4、5 條件下4 層靶后姿態(tài)角，可見長徑比增加到5～6 后，曲徑比CRH=2 和CRH=3 對姿態(tài)偏轉(zhuǎn)差別越來越小. 綜合以上結(jié)果，侵徹多層間隔薄靶時彈體頭部選用CRH=3 的鈍頭、大長徑比6 可將姿態(tài)偏轉(zhuǎn)降低到5°，同時還可兼顧對整體靶侵徹能力.

表4 彈體不同CRH 和長徑比對姿態(tài)Θt 影響仿真結(jié)果Tab. 4 The effect of different CRH and L/D projectil on the change of attitude angle Θt

2.3 彈體擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)對偏轉(zhuǎn)過程影響分析

為進(jìn)一步提高彈尾穩(wěn)定平衡力矩數(shù)值大小，彈尾還可設(shè)計成擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)（彈體尾部直徑大于中部直徑），不僅增加了尾部侵徹阻力，而且提高彈尾質(zhì)量使得質(zhì)心進(jìn)一步靠前. 綜合以上因素，選用3 種典型的外形多層靶標(biāo)仿真研究結(jié)果，第1 種外形為CRH為2、長徑比為4，屬于鈍頭+小長徑比外形；第2 種外形為CRH 為3、長徑比為6，屬于鈍頭+大長徑比外形；第3 種外形為在外形2 基礎(chǔ)上進(jìn)行彈尾擴(kuò)尾設(shè)計，具體外形見圖11. 通過三種外形在速度600 m/s條件下侵徹4 層靶數(shù)值計算對比，給出了速度、角速率及其姿態(tài)變化的仿真結(jié)果. 對于速度變化而言，外形1 的CRH 小，所受阻力大，余速為565 m/s，動能差最大；外形2 和外形3 余速相當(dāng)，所受阻力較小，約為572 m/s. 對于角速率及姿態(tài)變化而言，從侵徹第2層靶開始，外形2 和外形3 由于彈體長度加長，產(chǎn)生的穩(wěn)定平衡力矩使得旋轉(zhuǎn)角速率減小，特別是外形3 彈尾擴(kuò)尾對角速率變化有明顯抑制作用，具體見圖12 和圖13.

圖11 擴(kuò)尾戰(zhàn)斗部外形示意圖Fig. 11 Schematic diagram of projectile with enlarged tail shape

圖12 三種外形彈體角速率隨時間變化圖Fig. 12 Change of three shape projectiles angular speed with time

圖13 三種外形彈體姿態(tài)隨時間變化圖Fig. 13 Change of three shape projectiles attitude deflection with time

總體來講，鈍頭+大長徑比+擴(kuò)尾外形更有利于侵徹多層間隔薄靶彈道穩(wěn)定性，在常用的彈體外形選擇范圍內(nèi)（CRH 曲徑比為2～4、長徑比為4～6），研究結(jié)果表明CRH 為3、長徑比為6 的擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)彈體可較好適應(yīng)多層間隔薄靶. 在實際工程設(shè)計時還應(yīng)根據(jù)目標(biāo)具體特性、強(qiáng)度特性對彈體CRH、長徑比等外形進(jìn)行詳細(xì)優(yōu)化設(shè)計和外形參數(shù)確定.

2.4 彈體偏轉(zhuǎn)縮比等效考核因素分析

大質(zhì)量彈體在實驗考核時，通常會從縮比實驗開始，經(jīng)常遇到縮比實驗如何等效問題. 根據(jù)以上彈體偏轉(zhuǎn)機(jī)理認(rèn)識，動能差是彈體受阻力的直接表現(xiàn)，彈體與靶標(biāo)作用力臂、彈體在靶標(biāo)內(nèi)運(yùn)動時間直接影響彈體偏轉(zhuǎn)力矩的大小. 共開展了4 種狀態(tài)下數(shù)值模擬，具體見圖14，一是圖中的全尺寸彈靶，采用原尺寸彈體，侵徹4 層20 cm 厚樓板，層間距為300 cm；二是圖中的縮比彈靶1，采用體積縮比率0.8 彈體，侵徹4 層20 cm 厚樓板，層間距為300 cm；三是圖中的縮比彈靶2，采用體積縮比率0.8 彈體，侵徹4 層20 cm 厚樓板，層間距為240 cm（縮比0.8）；四是圖中的縮比彈靶3，采用體積縮比率0.8 彈體，侵徹4 層16 cm 厚樓板（縮比0.8），層間距為240 cm（縮比0.8）.對比四種計算結(jié)果，全尺寸彈靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為9.4°、縮比彈靶1 姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為12.9°、縮比彈靶2 姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為12.3°、縮比彈靶3 姿態(tài)偏轉(zhuǎn)為10.7°，彈體縮比但靶板厚度、層間距不縮比，彈體侵徹過程中阻力會增大，彈體在靶標(biāo)內(nèi)及兩靶之間運(yùn)動時間會增加，使得穩(wěn)定平衡力矩減小，導(dǎo)致縮比條件下彈體偏轉(zhuǎn)均高于全尺寸狀態(tài)，縮比彈靶3（彈體長度、靶標(biāo)厚度、層間距等比例縮比）與全尺寸狀態(tài)最為接近. 綜合以上結(jié)論，認(rèn)為進(jìn)行侵徹多層間隔靶彈體偏轉(zhuǎn)性能縮比實驗時，不僅需要進(jìn)行靶板厚度與彈體長度的等比例縮比，還需要進(jìn)行層間距與彈體長度的等比例縮比，以等效彈體在運(yùn)動中所受阻力、力矩及時間等物理量，才能使縮比彈體更接近全尺寸彈體在層與層之間姿態(tài)偏轉(zhuǎn)程度.

圖14 不同縮比等效彈靶姿態(tài)隨時間變化圖Fig. 14 Change of attitude deflection with time of scaled-down projectile and target

3 結(jié)論

文中針對大質(zhì)量彈體侵徹多層間隔薄靶姿態(tài)容易偏轉(zhuǎn)問題，建立了彈靶數(shù)值仿真模型，并與實驗結(jié)果進(jìn)行了對比驗證，在數(shù)值計算基礎(chǔ)上進(jìn)行了彈體姿態(tài)偏轉(zhuǎn)簡化工程計算，獲得了大質(zhì)量彈體侵徹過程中姿態(tài)偏轉(zhuǎn)物理過程，研究了不同彈體外形對侵徹彈道穩(wěn)定性影響.

彈體侵徹單層薄靶過程中，旋轉(zhuǎn)角速率變化主要包括4 個階段：為卵形頭部貫穿靶板階段，彈體速度下降，角速率快速增加；Ⅱ階段為彈體質(zhì)心穿靶階段，彈體速度保持不變，角速率保持不變；Ⅲ階段為彈體后半段穿靶階段，彈體速度保持不變，角速率快速下降（如果彈體偏轉(zhuǎn)較小，角速率保持不變）；Ⅳ階段為彈體在層層之間飛行階段，不受外力作用，角速率保持不變. 彈體侵徹多層間隔薄靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)主要為累積效應(yīng)，侵徹過程中產(chǎn)生的穩(wěn)定平衡力矩?zé)o法抵消偏轉(zhuǎn)力矩作用時，隨著侵徹層數(shù)的增加彈體姿態(tài)會越來越發(fā)散.來越發(fā)散.

在彈體質(zhì)量、著靶條件不變的情況下，彈體外形是造成侵徹多層間隔薄靶時姿態(tài)偏轉(zhuǎn)的重要因素，研究表明彈體頭部選用采用CRH=3 的鈍頭可更好兼顧侵徹能力及姿態(tài)偏轉(zhuǎn)，取長徑比為6 并增加擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)可更好產(chǎn)生穩(wěn)定平衡力矩進(jìn)一步減小彈體姿態(tài)偏轉(zhuǎn). 總之，鈍頭、大長徑比、擴(kuò)尾結(jié)構(gòu)彈體更容易保持侵徹多層間隔薄靶彈道穩(wěn)定.

在進(jìn)行侵徹多層間隔靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)縮比實驗時，需進(jìn)行彈體長度、靶板厚度、層間距三者的等比例縮比，以等效彈體在運(yùn)動中所受阻力、力矩及時間等物理量，才能使縮比彈體更接近全尺寸彈體在層與層之間姿態(tài)偏轉(zhuǎn)程度.