組合藥型罩聚能裝藥對(duì)輕裝甲侵徹仿真研究

趙 鑫，徐永杰，董方棟，鄭娜娜，王志軍

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 太原 030051；2.重慶紅宇精密工業(yè)集團(tuán)有限公司， 重慶 402760；3.中國(guó)兵器工業(yè)第208研究所， 北京 102202； 4.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐長(zhǎng)治地區(qū)軍事代表室，山西 長(zhǎng)治 046000)

1 引言

隨著現(xiàn)代裝甲防護(hù)技術(shù)的不斷發(fā)展，對(duì)各類戰(zhàn)斗部的毀傷能力也提出了更高要求，藥型罩作為聚能裝藥戰(zhàn)斗部的核心，已經(jīng)成為彈藥毀傷研究的重點(diǎn)。

國(guó)內(nèi)外研究者對(duì)藥型罩作了許多研究，俄羅斯著名學(xué)者V.F.Minin等對(duì)截頂加輔助藥型罩裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行了研究；陳莉?qū)σ环N疊加輔助藥型罩的結(jié)構(gòu)所形成射流的性能和狀態(tài)進(jìn)行了數(shù)值模擬；石軍磊研究了超聚能射流形成過(guò)程中輔助藥型罩材料對(duì)射流性能的影響；張斐設(shè)計(jì)了一種新型截頂聚能裝藥結(jié)構(gòu)，分析了輔助藥型罩的材料對(duì)射流成型及其性能的影響；張小靜運(yùn)用Autodyn仿真軟件對(duì)錐罩材料對(duì)錐罩-球缺組合藥型罩所形成射流的影響進(jìn)行了研究。上述研究結(jié)果表明：輔助結(jié)構(gòu)藥型罩對(duì)射流成型具有一定影響，可提高侵徹性能。

帶有輔助藥型罩的聚能裝藥結(jié)構(gòu)在國(guó)內(nèi)外已有許多研究，但對(duì)于帶圓筒形輔助結(jié)構(gòu)的藥型罩侵徹兼開(kāi)孔能力的研究有待進(jìn)一步深入。為了提高半球罩所形成射流的頭部速度，同時(shí)提高射流對(duì)間隔靶板的侵徹性能，對(duì)帶有圓筒形輔助藥型罩的半球罩結(jié)構(gòu)進(jìn)行正交優(yōu)化設(shè)計(jì)，研究射流的成型與侵徹過(guò)程，使射流在保持有效速度的基礎(chǔ)上，提高擴(kuò)孔能力。

2 模型建立

2.1 物理模型

為了提高射流對(duì)靶板的侵徹能力，讓射流細(xì)長(zhǎng)的同時(shí)具有一定的擴(kuò)孔能力，在半球罩的頂部中心增加圓筒形的輔助結(jié)構(gòu)。

藥型罩與靶板結(jié)構(gòu)如圖1所示，戰(zhàn)斗部直徑為126 mm，裝藥直徑為120 mm，裝藥長(zhǎng)度=180 mm，半球罩與圓筒罩壁厚相等為，圓筒形輔助藥型罩外徑為，高度為，炸高為。建立10層靶板，相鄰靶板間隔為100 mm，根據(jù)“薩拉丁”裝甲車的正面裝甲防護(hù)性能，每層靶板厚度為=32 mm，直徑為=400 mm，材料為均質(zhì)裝甲鋼。

2.2 有限元模型

建立如圖2所示有限元模型，為減少計(jì)算時(shí)間，建立1/2對(duì)稱模型，空氣域長(zhǎng)800 mm、寬140 mm，為模擬無(wú)限空氣域，施加邊界條件。內(nèi)部有裝藥、殼體、半球罩，圓筒形輔助藥型罩，均采用Euler網(wǎng)格，靶板采用Lagrange算法，能較好地模擬靶板變形，起爆方式為裝藥頂部中心點(diǎn)起爆，有限元模型網(wǎng)格尺寸為0.4 mm。

圖1 聚能裝藥侵徹靶板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of the structure of the shaped charge penetrating the target plate

圖2 聚能裝藥侵徹靶板結(jié)構(gòu)有限元模型示意圖Fig.2 The finite element model of the shaped charge penetrating the target structure

本文中所選材料來(lái)自Autodyn材料庫(kù)，裝藥選用HMX，采用EOS_JWL狀態(tài)方程，以HMX的密度作為設(shè)計(jì)方案中的變量，李亮亮選擇了不同的HMX基炸藥進(jìn)行試驗(yàn)，得到不同密度下炸藥的爆速；栗保華建立了一種任意密度下JWL狀態(tài)方程參數(shù)的計(jì)算方法，本文選取不同密度HMX炸藥，其狀態(tài)方程參數(shù)見(jiàn)表1。

表1 HMX炸藥密度與爆速

殼體材料用AL 2024-T4，圓筒罩與半球罩材料相同，選用紫銅COPPER，靶板材料選用RHA，材料模型參數(shù)見(jiàn)表2。

表2 材料模型參數(shù)Table 2 Material model parameters

3 方案設(shè)計(jì)

對(duì)于帶圓筒形輔助藥型罩的半球罩，以下因素對(duì)射流成型具有較大影響：圓筒形藥型罩高度與外徑，半球罩與圓筒罩壁厚，裝藥密度。聚能裝藥因素水平如表3所示。

表3 聚能裝藥因素水平Table 3 Factor level of shaped charge

若按照常規(guī)設(shè)計(jì)方法，需要進(jìn)行設(shè)計(jì)的工況過(guò)多，故采用正交優(yōu)化設(shè)計(jì)方法，制定25個(gè)設(shè)計(jì)方案，節(jié)省了計(jì)算時(shí)間，具體設(shè)計(jì)方案見(jiàn)表4。

表4 正交表L25(54)設(shè)計(jì)方案Table 4 OrthogonalTable L25 (54) design scheme

續(xù)表(表4)

4 結(jié)果與分析

4.1 射流成型數(shù)值模擬

裝藥被引爆后，爆轟波從裝藥底部向前傳播，炸藥爆轟，產(chǎn)生高溫、高壓的爆轟產(chǎn)物，擠壓藥型罩向軸線聚集，引起藥型罩的高速變形，隨著爆轟波向前傳播，這種變形從藥型罩頂?shù)降撞肯嗬^發(fā)生，藥型罩微元作塑性流動(dòng)，在軸線匯合并向前運(yùn)動(dòng)。

當(dāng)裝藥距靶板一定距離時(shí)，射流向前運(yùn)動(dòng)，并不斷被拉長(zhǎng)，藥型罩在100 μs時(shí)形成的射流形態(tài)較好，細(xì)長(zhǎng)而不斷裂，頭部具有較高速度，已具備足夠的侵徹能力，比較此時(shí)射流動(dòng)能，表5為正交優(yōu)化方案的計(jì)算結(jié)果。

表5 射流成型計(jì)算結(jié)果Table 5 Jet forming calculation results

對(duì)以上數(shù)據(jù)進(jìn)行分析，計(jì)算極差，、、、、分別為各水平所對(duì)應(yīng)動(dòng)能的平均值，為同因素下不同水平對(duì)應(yīng)動(dòng)能的極差值，可以確定每個(gè)因素對(duì)指標(biāo)的重要程度，極差計(jì)算結(jié)果如表6所示。

表6 極差計(jì)算結(jié)果Table 6 Range calculation result

根據(jù)極差計(jì)算結(jié)果，4種因素對(duì)射流動(dòng)能的影響排列順序?yàn)椋貉b藥密度>半球罩與圓筒罩壁厚>圓筒罩外徑>圓筒罩高度，其中，改變圓筒形輔助藥型罩高度對(duì)射流的動(dòng)能影響最小，而裝藥密度對(duì)射流動(dòng)能影響最大。射流動(dòng)能隨各因素的變化趨勢(shì)如圖3—圖6所示。

圖3 圓筒罩高度對(duì)射流動(dòng)能的影響曲線Fig.3 The effect of cylinder liner height on jet flow energy

圖4 圓筒罩外徑對(duì)射流動(dòng)能的影響曲線Fig.4 The influence of the outer diameter of the cylinder liner on the jet flow energy

圖5 藥型罩壁厚對(duì)射流動(dòng)能的影響曲線Fig.5 The influence of the wall thickness of the liner on the jet flow energy

圖6 裝藥密度對(duì)射流動(dòng)能的影響曲線Fig.6 Effect of charge density on jet flow energy

由圖3—圖6可知，射流動(dòng)能隨圓筒罩高度的增加而增加；隨圓筒罩外徑的增加，射流動(dòng)能先增加后減??；隨壁厚的增加射流動(dòng)能先增加后減?。浑S裝藥密度的增加射流動(dòng)能減小，藥型罩密度為1.89 g·cm與1.90 g·cm時(shí)，射流動(dòng)能相差不大；若需使射流具有較高的動(dòng)能，我們需著重考慮裝藥密度、圓筒罩與半球罩壁厚這2個(gè)因素。

在上述25種方案中，方案12、20、23的射流動(dòng)能較高，均接近于1.9×10μJ，射流成型性能較好。

4.2 侵徹靶板數(shù)值模擬

為了對(duì)射流的侵徹性能進(jìn)一步分析，對(duì)方案12、20、23中射流穿靶過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，改變炸高，藥型罩其他參數(shù)不變，建立方案26～34，如表7所示。射流侵徹靶板結(jié)果如表8所示。

表8中，為第1層靶的前擴(kuò)孔口徑，為第1層靶的后擴(kuò)孔口徑，為第10層靶的前擴(kuò)孔口徑，為第10層靶的后擴(kuò)孔口徑，為射流侵徹10層靶板后的頭部最高速度。

方案26、29、30中射流未穿過(guò)第10層靶板，侵徹性能較差；方案27、28、31、32中射流速度較低，方案33、34中射流速度較高。

同一參數(shù)下，炸高=3時(shí)的射流速度，低于=4與=5時(shí)的射流速度；方案32～34中射流速度高于方案26～31中射流速度。侵徹靶板如圖7所示。

觀察圖7、表8中靶板孔徑分布情況，方案26～28中=5時(shí)，10層靶板前、后擴(kuò)孔口徑較大；方案29～31中，第1層靶板的前擴(kuò)孔口徑相較于其他方案較大，=5時(shí)，射流穿過(guò)10層靶板；方案32～34中射流均穿過(guò)10層靶板，且=4與=5時(shí)靶板前、后擴(kuò)孔口徑相差不大。

方案26～31中，間隔靶板孔徑前后相差較大，分布不均勻，方案32～34中，間隔靶板孔徑大小相差不大，排布較為均勻。

綜上所述，射流侵徹靶板時(shí)，方案33中10層間隔靶前、后孔徑較大，孔徑大小較為均勻，射流連續(xù)且穿靶后，頭部速度較高，對(duì)于間隔靶板的侵徹性能較強(qiáng)。

表7 射流侵徹靶板方案Table 7 Jet penetrating target plan

表8 射流侵徹靶板結(jié)果Table 8 Jet penetrating the target plate result

圖7 侵徹靶板示意圖Fig.7 Penetration target diagram

5 結(jié)論

對(duì)帶圓筒形輔助藥型罩的半球罩所形成的射流進(jìn)行了數(shù)值模擬，用正交優(yōu)化選出了射流成型性能較好的方案，分別為方案12、20、23，對(duì)這3種方案設(shè)計(jì)不同炸高，對(duì)射流的侵徹性能進(jìn)行對(duì)比，得出以下結(jié)論：

1) 4個(gè)因素中，對(duì)射流頭部速度影響的排列順序?yàn)椋貉b藥密度>半球罩與圓筒罩壁厚>圓筒罩外徑>圓筒罩高度。

2) 正交表中，方案12、20、23中射流成型性能較好，射流頭部速度較高，有效長(zhǎng)度較大。

3) 當(dāng)圓筒罩高度=40 mm、圓筒罩外徑=30 mm、半球罩與圓筒罩壁厚=1.4 mm、裝藥密度=1.80 g/cm、炸高=4時(shí)，射流的頭部速度較高，對(duì)間隔靶板的擴(kuò)孔口徑較大，侵徹性能較強(qiáng)。