靶板材料對聚能射流跳彈角影響的數(shù)值模擬與試驗

趙方宣, 沈兆欣, 劉 寧, 李如江

(1. 中北大學(xué)化工與環(huán)境學(xué)院, 山西 太原 030051; 2. 北京航天計量測試技術(shù)研究所, 北京 100076)

1 引 言

射流的跳彈效應(yīng)是指射流以較小入射角(<10°)侵徹靶體時,由于靶體施加給射流的不對稱力的作用,使射流運動方向偏轉(zhuǎn),從靶體中跳離出來,從而不會對靶體進行進一步侵徹的現(xiàn)象。

在彈板同步發(fā)展過程中,如何利用靶板傾斜角度來防御彈丸或射流的攻擊,受到了有關(guān)專家的廣泛關(guān)注,并取得了顯著的成果。Tate[1]提出了用于計算桿式穿甲彈跳彈所需的最小入射角的簡化二維流體動力學(xué)模型。Rosenberg[2]通過引入靶板的強度和桿式穿甲彈的屈服完善了Tate模型,并得到了更加完善的計算公式。K.Daneshjou和M.Shahravi[3]等人通過三維數(shù)值模擬的方法研究了作用界面的硬度對跳彈的影響。Proskuyakov[4]假定靶板材料為剛壁考慮了射流的可壓縮性,給出了射流入射靶板的跳彈條件。李如江[5]研究了射流速度與反彈角的關(guān)系。

以往研究多集中于射流跳彈角理論的探討,對射流跳彈過程分析較少。為研究不同靶板條件下射流的跳彈過程,本研究運用非線性動力學(xué)分析軟件ANSYS/LS-DYNA中成熟的ALE算法[6],對特定速度聚能射流在小入射角下對不同材料(603裝甲鋼和鋁)的靶板的侵徹及跳彈過程進行了數(shù)值模擬計算,結(jié)合試驗結(jié)果分析射流的跳彈規(guī)律及不同材料靶板強度對跳彈角的影響規(guī)律,旨在為進一步研究聚能射流跳彈角提供依據(jù)。

2 試驗

2.1 試驗裝置

試驗裝置如圖1和圖2所示,采用精密聚能裝藥在大傾角條件下分別斜侵徹603裝甲鋼和鋁靶,測定聚能射流的跳彈角,ψ為射流入射角。聚能裝藥口徑為30 mm,長徑比為1.2∶1,錐角為60°,炸高為70 mm。藥型罩材料為紫銅,頭部速度vj=6500 m·s-1,ρ=8.93 g·cm-3,聲速C=0.396 cm·μs-1; 603裝甲鋼ρ=7.85 g·cm-3,聲速C=0.457 cm·μs-1,γ0=2.17; 鋁靶ρ=2.78 g·cm-3,聲速C=0.528 cm·μs-1,γ0=2.02。試驗時將聚能裝藥固定在2 cm厚的軟泡沫板上保持聚能裝藥軸線水平,由雷管起爆。利用象限儀測定射流軸線與靶板切線方向的夾角。

圖1 試驗裝置示意圖

Fig.1 Schematic diagram of experimental device

a. 603 armor steel target b. aluminum target

圖2 聚能裝藥侵徹試驗實物照片

Fig.2 The physical map of shaped charge penetration test

2.2 試驗結(jié)果

射流分別以ψ=7°,ψ=6°侵徹603裝甲鋼,以ψ=6°、ψ=5°侵徹鋁靶,試驗結(jié)果見圖3、圖4及表1,其中L為斜侵徹開坑長度、B為開坑最寬處寬度、H代表開坑最深處深度。

從表1中可知,無論射流是否發(fā)生跳彈,考慮侵徹開坑的長度、寬度、深度,射流斜侵徹鋁靶對靶板造成的損傷均大于射流對鋼靶的損傷。

a.ψ=7° b.ψ=6°

圖3 射流侵徹603裝甲鋼的試驗結(jié)果

Fig.3 Testing results of jet penetrating 603 armor steel target

a.ψ=6° b.ψ=5°

圖4 射流侵徹鋁靶的試驗結(jié)果

Fig.4 Testing results of jet penetrating aluminum target

表1 射流以不同角度斜侵徹不同靶板材料的試驗結(jié)果

Table 1 Testing results of jet oblique penetrating different target materials with different angle

materialΨ/(°)L/mmB/mmH/mmricochet603armorsteel787.08.39.0N6100.0103.5Yaluminum6151.112.311.7N5131.810.79.3Y

當(dāng)射流以侵徹角ψ=7°侵徹603裝甲鋼(圖3a),開坑較深且斜向下的,有進一步侵徹入裝甲鋼內(nèi)部的趨勢; 射流在裝甲鋼內(nèi)穿伸較長,坑道較直且壁面有殘余的銅,但在靶板表面的開坑略小,射流穿入靶板而未跳出。當(dāng)ψ=6°時(圖3b),開坑細(xì)長,坑部表面有鮮亮的銅,坑道前部較淺,中后部較深,沒有侵入靶板趨勢,射流發(fā)生了明顯的跳彈現(xiàn)象。由此可知,603裝甲鋼對該射流的跳彈臨界角為6°～7°。

當(dāng)射流以侵徹角ψ=6°侵徹鋁靶時(圖4a),射流從靶板邊緣侵入造成較深開坑,坑道較直,彈坑內(nèi)殘存較多鋁屑,射流未發(fā)生跳彈。侵徹角ψ=5°時(圖4b)所示,射流出現(xiàn)明顯的跳彈,現(xiàn)象發(fā)生在中后部; 射流在侵入靶板內(nèi)部后由于不對稱力的作用,射流的運動方向逐漸偏轉(zhuǎn),最終在靶板上表面形成新的坑洞,跳出靶板[7]。由此可知鋁靶對該射流的跳彈臨界角應(yīng)為5°～6°。

對比試驗中同種靶板材料發(fā)生跳彈的角度下開坑深度H與未發(fā)生跳彈的角度下開坑深度H,可知發(fā)生跳彈的開坑深度與未發(fā)生跳彈的開坑深度之比(即603裝甲鋼ψ=6°和ψ=7°的H比值,鋁靶ψ=5°和ψ=6°的H比值),603裝甲鋼為0.389,鋁靶為0.795。根據(jù)射流侵徹機理[7]初步推斷這是因為裝甲鋼屈服強度相對鋁靶較高,當(dāng)射流以可以發(fā)生跳彈的角度入射靶板時,射流在侵徹過程中,其前端受到的阻力較大,又由于射流斜入射靶板,所受阻力非對稱,使射流頭部的的偏轉(zhuǎn)力矩較大,其運動方向變化較快,能在較短時間、較短距離內(nèi)跳出靶板且殘余射流速度依然很高,故射流能量只有部分用于侵徹靶體、加深彈坑,射流整體的能量損失較大,開坑深度比值較小; 而鋁的屈服強度較低,偏轉(zhuǎn)力矩較小,射流在靶板中侵徹時間較長,侵徹距離較遠(yuǎn),射流能量大部分消耗于侵徹靶板,擴展彈坑,從靶板跳出的射流整體速度較低,射流整體的能量損失較小,所以開坑深度比值較大。

3 有限元計算模型

3.1 計算方案

聚能裝藥作用是一種多物質(zhì)相互作用的大變形運動,它包括裝藥爆炸、藥型罩壓垮、射流形成及拉伸等過程[8],用Lagrange方法[8]難以準(zhǔn)確模擬。因此,研究使用ANSYS/LS-DYNA軟件中的多物質(zhì)ALE方法和運動網(wǎng)格法[8]來進行模擬。而對于ALE方法而言,除了聚能裝置外,還需建立足以覆蓋整個射流范圍的空氣網(wǎng)格,同時為了研究跳彈現(xiàn)象建立靶板的拉格朗日網(wǎng)格定義靶板與炸藥、空氣之間的流固耦合,并在模型的邊界節(jié)點上施加壓力流出邊界條件,避免壓力在邊界上的反射[9]。有限元網(wǎng)格模型采用1/2結(jié)構(gòu),在模型的對稱面上施加對稱約束條件。其中, 裝藥高36 mm,口徑為 30 mm,炸高為70 mm,錐角為60°,鋼靶總長為178 mm,鋁靶總長243 mm,兩靶板厚度均為20 mm。網(wǎng)格劃分如圖5所示。

3.2 材料模型及參數(shù)

計算過程中炸藥采用JWL狀態(tài)方程[10],銅藥型罩材料采用Steinberg強度模型和Gruneisen狀態(tài)方程[10],603裝甲鋼及鋁靶均采用Johnson-Cook(J-C)模型和Gruneisen 狀態(tài)方程進行描述[10],空氣介質(zhì)采用空氣材料模型和線性多項式Liner_Polynomial狀態(tài)方程[10]。數(shù)值計算過程中材料模型采用的參數(shù)見表2～表4。

圖5 有限元網(wǎng)格劃分

Fig.5 finite element mesh dividing

表2 炸藥材料模型及其JWL狀態(tài)方程參數(shù)

Table 2 Explosive material model and the parameters of JWL state equation

ρ/kg·cm-3pCJ/GPaD/m·s-1E0/GPaA/GPaB/GPaR1R2ω17003483900.09854.520.4934.61.350.25

表3 藥型罩材料模型及其Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)

Table 3 Liner material model and the parameters of Gruneisen state equation

ρ/kg·cm-3G/GPaY0/MPaYmax/MPaβnC/m·s-1γ0S1893047.7120640360.4539401.991.49

表4 空氣材料模型及其線性多項式狀態(tài)方程參數(shù)

Table 4 Air material model and the parameters of Liner_Polynomial state equation

ρ/kg·cm-3C0C1C2C3C4C5C6γ01.2300000.40.401.4

表5 靶板材料模型及其Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)

Table 5 Target material model and the parameters of Gruneisen state equation

materialρ/kg·cm-3G/GPaA/MPaB/MPancmγ0603armorsteel7.8577.013503620.5680.0871.132.17aluminum2.7829.92654620.340.0151.072.02

4 數(shù)值計算結(jié)果及分析

圖6為聚能射流侵徹603裝甲鋼靶的數(shù)值模擬結(jié)果。從圖6可知,射流在入射角ψ=7°的情況下完全侵入靶板,未發(fā)生跳彈。當(dāng)ψ=6°時,射流在t=18 μs時接觸靶板,此時射流頭部速度為6500 m·s-1; 在t=18～22 μs,射流頭部發(fā)生跳彈,少量射流跳出; 在t=22～37 μs,射流在靶板上表面開坑后繼續(xù)侵入鋼靶,同時由于受靶板施加的不對稱力的影響,射流前端運動方向偏轉(zhuǎn),射流侵徹軌跡開始向靶板上表面彎曲; 在t=37～51 μs,射流前端運動方向繼續(xù)偏轉(zhuǎn),直至在靶板上表面再次開坑,跳出靶板,跳出時射流速度最大值為2600 m·s-1; 在t=51 μs之后,剩余的射流部分繼續(xù)跳出靶板,直至射流整體完全跳出。數(shù)值模擬結(jié)果表明,頭部速度為6500 m·s-1的射流侵徹603裝甲鋼靶時,其跳彈角為6°～7°,與試驗結(jié)果相符。 圖7為聚能射流侵徹鋁靶的數(shù)值模擬結(jié)果.由圖7可知,射流在入射角ψ=6°的情況下完全侵入靶板,未發(fā)生跳彈。當(dāng)ψ=5°時,與裝甲鋼靶跳彈相似,射流在t=18 μs時接觸靶板,此時射流頭部速度為6500 m·s-1; 在t=18～22 μs,射流頭部發(fā)生跳彈,少量射流跳出; 在t=22～56 μs,射流繼續(xù)侵徹鋁靶,同時由于受靶板施加的不對稱力的影響,射流前端運動方向偏轉(zhuǎn),射流侵徹軌跡開始彎曲; 在t=56～90 μs,射流前端運動方向繼續(xù)偏轉(zhuǎn),直至在靶板上表面再次開坑,跳出靶板,跳出時射流速度最大值為1150 m·s-1; 在t=90 μs之后,剩余的射流部分繼續(xù)跳出靶板,直至射流整體完全跳出。數(shù)值模擬結(jié)果表明,頭部速度為6500 m·s-1的射流侵徹鋁靶時,其跳彈角為5°～6°,與試驗結(jié)果相符。

a.ψ=7° b.ψ=6°

圖6 聚能射流侵徹603裝甲鋼靶的數(shù)值模擬結(jié)果

Fig.6 Results of numerical simulation about shaped charge jet penetrating 603 armor steel with different angles

a.ψ=6° b.ψ=5°

圖7 聚能射流侵徹鋁靶的數(shù)值模擬結(jié)果

Fig.7 Results of numerical simulation about shaped charge jet penetrating aluminum target

由以上分析可知,在發(fā)生跳彈的入射角(603裝甲鋼靶6°、鋁靶5°),射流跳彈分兩個階段,第一階段,射流頭部接觸靶板,由于射流頭部速度極高超過靶板材料聲速,在撞擊過程中,射流頭部改變了運動方向并產(chǎn)生了傾斜的附著激波,但是,激波的壓力低于靶板的強度,靶板此時并沒有遭到破壞,射流頭部跳彈,隨后,其余射流在靶板上表面開坑,侵入靶板。第二階段,射流在侵徹靶板過程中,受到非對稱的靶板阻力影響,射流前端運動方向逐步偏轉(zhuǎn),如圖8所示,其運動速度v可分解為兩個方向速度分量,一個是沿水平方向分速度v1,使射流繼續(xù)侵徹靶板,另外一個是垂直于靶板表面的分速度v2,隨著侵徹的繼續(xù),v1不斷減小,v2不斷增加,使射流逐漸向靶板上表面運動,因而射流侵徹軌跡開始彎曲,最終射流前端在靶板上表面再次開坑,跳出靶板,剩余射流速度較低不足以繼續(xù)侵徹靶板,也隨之跳出靶板直至射流整體跳出靶板。

圖8 侵入靶板后射流前端速度分解示意圖

Fig.8 The illustration onthe jet front velocity decomposition after penetrating target

由表1及表6 可知,利用數(shù)值模擬所得到的靶板的損傷數(shù)據(jù)(包括開坑長度L、寬度B、深度H)與試驗所得數(shù)據(jù)基本相符。靶板損傷特征數(shù)值模擬效果(圖9)也與試驗結(jié)果(圖3及圖4)吻合。由上可知,數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果大致吻合。由于鋁的屈服強度較低,抗侵徹能力較差,射流斜侵徹鋁靶對靶板造成的損傷均大于射流對鋼靶的損傷。

a. 603 armor steel taget

b. aluminum target

圖9 靶板損傷特征模擬效果

Fig.9 The simulation effect of target damage features

從表6可知,模擬數(shù)據(jù)中,發(fā)生跳彈的開坑深度與未發(fā)生跳彈的開坑深度之比,603裝甲鋼靶為0.402,鋁靶為0.778,這與試驗結(jié)果基本相符。而由數(shù)值模擬結(jié)果可知,在跳彈的情況下(即603裝甲鋼靶6°,鋁靶5°),603裝甲鋼靶中射流在t=18 μs時侵入靶板,在t=51 μs射流前端跳出靶板,此時靶板內(nèi)剩余射流最大速度為2500 m·s-1,侵徹距離為87.5 mm,此后射流未進一步侵徹靶板即跳出靶板,射流整體的能量損失較大; 鋁靶中射流在t=18 μs時侵入靶板,在t=90 μs時射流前端跳出靶板表面,此時靶板內(nèi)剩余射流最大速度為1150 m·s-1,侵徹距離為130.8 mm,這部分射流也未能用于進一步侵徹鋁板,但能量較小,射流整體的能量損失較小。模擬結(jié)果符合上述關(guān)于不同材料靶板上跳彈與未跳彈開坑深度之比差異原因的推斷。

表6 射流以不同角度斜侵徹不同靶板材料的模擬結(jié)果

Table 6 Simulation results of jet oblique penetrating different target materials with different angles

materialΨ/(°)L/mmB/mmH/mmricochet603armorsteeltarget782.26.910.7N687.59.24.3Yaluminumtarget6142.112.412.6N5130.811.69.8Y

5 結(jié) 論

(1) 在射流頭部速度在6500 m·s-1時,根據(jù)實驗及模擬結(jié)果,603裝甲鋼的跳彈臨界入射角在6°～7°之間,鋁的跳彈臨界入射角在5°～6°之間,隨著靶板強度增大,射流跳彈角減小。

(2) 根據(jù)數(shù)值模擬結(jié)果,射流的跳彈過程分兩個階段: 第一階段,射流接觸靶板,射流頭部發(fā)生跳彈,后續(xù)射流開坑后侵入靶板; 第二階段射流前端在非對稱力影響下發(fā)生偏轉(zhuǎn),在靶板上表面再次開坑后跳出,剩余射流也隨之跳出。

(3) 603裝甲鋼跳彈與未跳彈開坑深度之比為0.389低于鋁靶的0.795。表明在跳彈情況下,隨著靶板強度的提高,射流消耗在侵徹靶板、擴展彈坑上的能量減少。

在進行聚能射流跳彈角研究時,使用ANSYS/LS-DYNA模擬不同材料靶板對特定速度的射流的跳彈角時,所得到模擬結(jié)果和試驗基本相符。模擬結(jié)果能夠比較直觀、準(zhǔn)確的反映射流跳彈的整個過程,為進一步研究射流的跳彈機理提供了有效方法。

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