孫 韜, 張國偉, 王一鳴, 郭 帥

(中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院, 太原 030051)

0 引言

目前關(guān)于近程反導(dǎo)戰(zhàn)斗部有很多種,其中主要以破片形式的動(dòng)能攔截為主,如定向戰(zhàn)斗部和聚焦戰(zhàn)斗部,他們都是利用破片侵徹戰(zhàn)斗部關(guān)鍵部位,迫使導(dǎo)彈偏離原軌道或侵爆戰(zhàn)斗部達(dá)到防空目的。也有依靠裝藥爆炸產(chǎn)生的沖擊波來摧毀目標(biāo)的爆破式戰(zhàn)斗部;應(yīng)用較為廣泛的動(dòng)能桿戰(zhàn)斗部,是利用裝藥周圍的金屬桿在裝藥爆炸作用下獲得的動(dòng)能對(duì)目標(biāo)進(jìn)行毀傷;應(yīng)用較少的子母式戰(zhàn)斗部,主要利用子彈形成的彈幕對(duì)目標(biāo)進(jìn)行攔截毀傷。以上這些近程反導(dǎo)戰(zhàn)斗部,對(duì)普通導(dǎo)彈的攔截有很好的效果,可是對(duì)深侵徹鉆地彈的攔截,他們的作用十分有限。破甲戰(zhàn)斗部形成的聚能射流具有能量高、侵徹能力強(qiáng)的特點(diǎn),若采用該類型戰(zhàn)斗部將會(huì)極大的提高近程反導(dǎo)的效率。

侵徹角是指射流運(yùn)動(dòng)反方向與靶板運(yùn)動(dòng)方向之間所夾的角。侵徹角和目標(biāo)速度的不同對(duì)攔截深侵徹鉆地戰(zhàn)斗部具有很大影響,基于這種思路,文中重點(diǎn)討論不同侵徹角度下,桿式射流對(duì)一系列不同速度下的移動(dòng)靶板侵徹的情況,從而為今后反深侵徹鉆地武器的設(shè)計(jì)提供一定的參考。

1 數(shù)值模擬

1.1 總體模型結(jié)構(gòu)的建立

文中所建立的聚能裝藥結(jié)構(gòu)口徑均為90 mm,藥型罩壁厚為2.2 mm,殼體壁厚為4 mm,裝藥高度采用1.5d,起爆方式為炸藥頂部單點(diǎn)中心起爆,靶板厚度為100 mm,炸高為27cm。如圖1所示,圖中θ為侵徹角,v為靶板運(yùn)動(dòng)速度。

圖1 總體模型結(jié)構(gòu)

1.2 仿真方案的確定

1)聚能裝藥在不同的藥型罩錐角下形成的射流可分為金屬射流、聚能桿式射流和自鍛破片。由于侵徹移動(dòng)靶板時(shí)金屬射流無法保證其完整性,自鍛破片對(duì)移動(dòng)靶的穿深難以達(dá)到戰(zhàn)術(shù)指標(biāo)要求,而桿式射流能滿足一定的穿深且穩(wěn)定性較好[7]。所以文中選取藥型罩錐角為110°的桿式射流作為毀傷元。

2)鉆地武器技術(shù)的發(fā)展以美軍最為成熟,并且生產(chǎn)裝備了多種型號(hào)的鉆地彈,其較為常用的深侵徹戰(zhàn)斗部,一般撞擊地面的速度范圍為300～700 m/s[8]。因此,文中選取靶板的移動(dòng)速度為300～700 m/s。

3)射流對(duì)深侵徹鉆地彈攔截毀傷的情況分為迎擊攔截、正侵徹毀傷和追擊毀傷。為了優(yōu)化模型,建立侵徹角為60°、90°和120°的移動(dòng)靶板模型分別代表迎擊攔截、正侵徹毀傷和追擊毀傷。如圖2～圖4所示。

圖2 迎擊攔截模型圖

圖3 正侵徹毀傷模型圖

圖4 追擊毀傷模型圖

1.3 材料模型與參數(shù)

在文中的數(shù)值模擬中,涉及到炸藥、空氣、藥型罩、殼體和靶板5種材料模型[9],其中炸藥采用8701炸藥,藥型罩材料為紫銅,靶板為45鋼,殼體為鋼質(zhì)材料。

1)8701炸藥的主要參數(shù)為:ρ=1.7 g/cm3,VD=8.4 km/s,PCJ=30 GPa。選用MAT_HIGH_EXPL-OSIVE_BURN模型,以及EOS_JWL狀態(tài)方程,其基本形式為:

(1)

式中:P為壓力;E為爆轟產(chǎn)物的內(nèi)能;V為爆轟產(chǎn)物的相對(duì)體積;A、B、R1、R2和ω為待定常數(shù),如表1所示。

表1 8701炸藥的主要參數(shù)

2)藥型罩選用紫銅為材料,采用MAT_JOHN-SON_COOK模型和EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程,其應(yīng)力表達(dá)式為:

(2)

3)空氣采用MAT_NULL模型,狀態(tài)方程采用EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,其狀態(tài)方程的基本形式為:

p=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E

(3)

4)殼體采用鋼質(zhì)材料,采用MAT_JOHNSON_C-OOK模型和EOS_GRUNEISEN狀態(tài)方程。

管道一般在地面預(yù)先焊接好 (管徑小于或等于110 mm的管道應(yīng)采用電熔焊焊接；管徑大于110 mm的管道可采用電熔焊或熱熔焊焊接)。在管道放入管溝之前，應(yīng)對(duì)管道進(jìn)行全面檢查，在沒有發(fā)現(xiàn)任何缺陷的情況下，方可下管（采取吊入或滾入法）。

5)靶板采用45鋼,材料模型為:PLASTIC_K-INEMATIC。

各材料主要參數(shù)如表2所示。

表2 各材料主要參數(shù)

2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

在特定靶板運(yùn)動(dòng)速度下,對(duì)比3種不同侵徹角下的模型,通過分析射流穿透靶板后的頭部速度、射流的完整性、開坑直徑及透孔體積,對(duì)射流侵徹移動(dòng)靶板進(jìn)行毀傷效應(yīng)評(píng)估。

2.1 射流穿透靶板后的頭部速度分析

由表3中得到的仿真數(shù)據(jù)得知,相同侵徹角下,射流穿透靶板后的頭部速度隨靶板運(yùn)動(dòng)速度的增大而減小,且減小幅度隨靶板運(yùn)動(dòng)速度的增大而增大;當(dāng)靶板運(yùn)動(dòng)速度v≤500 m/s時(shí),射流以90°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板比射流以60°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板的穿靶后的頭部速度大,當(dāng)靶板運(yùn)動(dòng)速度v>500 m/s時(shí),情況相反;在射流以120°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板的情況下,不論靶板運(yùn)動(dòng)速度如何,其射流穿透靶板后的頭部速度總是相比其他兩侵徹角較小。

表3 射流穿透靶板后的頭部速度 (m/s)

2.2 射流的完整性分析

如圖5(a)～圖5(c)所示為3種侵徹角下靶板運(yùn)動(dòng)速度分別為300 m/s、500 m/s和700 m/s時(shí)射流穿透靶板時(shí)的形狀。表4為穿透靶板時(shí)射流下半段的橫向偏移量。仿真結(jié)果顯示,相同侵徹角下,穿透靶板時(shí)的射流下半段的橫向偏移量隨靶板運(yùn)動(dòng)速度的增大而增大,且增加幅度也隨靶板運(yùn)動(dòng)速度的增大而增大;相同速度下,侵徹角為120°時(shí)射流橫向偏移量最大;當(dāng)靶板運(yùn)動(dòng)速度v≤500 m/s時(shí),射流以90°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板時(shí)的橫向偏移量小于射流以60°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板時(shí)的橫向偏移量,當(dāng)靶板運(yùn)動(dòng)速度v>500 m/s時(shí),情況恰好相反;且當(dāng)靶板運(yùn)動(dòng)速度v>500 m/s時(shí),射流以90°和120°侵徹角侵徹移動(dòng)靶板會(huì)出現(xiàn)上下半段脫節(jié)的現(xiàn)象。

表4 橫向偏移量 (cm)

圖5 3種侵徹角下穿透靶板時(shí)的射流形狀

2.3 射流對(duì)靶板的毀傷效果分析

如表5和表6所示,相同侵徹角下,射流對(duì)靶板的開坑直徑和靶板的透孔體積隨靶板運(yùn)動(dòng)速度的增大而增大;相同靶板運(yùn)動(dòng)速度下,侵徹角為120°時(shí),其開坑直徑與透孔體積最大,侵徹角為60°的情況要優(yōu)

圖6 射流對(duì)靶板的毀傷效果

于侵徹角為90°的情況。圖6(a)～圖6(c)為3種侵徹角下射流侵徹靶板運(yùn)動(dòng)速度分別為300 m/s、500 m/s和700 m/s時(shí)的毀傷效果。

表5 靶板的開坑直徑 (mm)

表6 靶板的透孔體積 (cm3)

3 結(jié)論

1)隨侵徹角的變化,射流對(duì)靶板的侵徹厚度發(fā)生改變,它與靶板的移動(dòng)速度共同影響著射流對(duì)靶板的侵徹。通過仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn),靶板存在一個(gè)臨界速度vc,當(dāng)靶板移動(dòng)速度vvc時(shí),靶板移動(dòng)速度的影響大于侵徹厚度的影響。

2)移動(dòng)靶板主要對(duì)射流中部低速段造成較大偏移,破壞了射流的直線性和連續(xù)性,使射流的穩(wěn)定性下降,從而降低射流的破甲威力,且靶板移動(dòng)速度越大,對(duì)射流影響越嚴(yán)重。

3)追擊毀傷時(shí),射流受到侵徹厚度和靶板運(yùn)動(dòng)速度雙方面的影響,故相比迎擊攔截和正侵徹毀傷,其射流侵徹效果最差。

4)破甲戰(zhàn)斗部應(yīng)用于反深侵徹鉆地彈的設(shè)計(jì)上具有一定的可行性,且攔截毀傷效果較好。

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