劉艷君，肖貴林，陳 軍，單志誠(chéng)，陳 昀

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活性藥型罩毀傷性能仿真及實(shí)驗(yàn)研究

劉艷君，肖貴林，陳 軍，單志誠(chéng)，陳 昀

（國(guó)營(yíng)第八六一廠，湖南長(zhǎng)沙，410100）

利用ANSYS/LS-DYNA軟件對(duì)活性藥型罩形成的射流特征進(jìn)行了數(shù)值模擬，分析了藥型罩不同形狀、錐角及厚度對(duì)射流特征的影響；同時(shí)，通過(guò)實(shí)驗(yàn)對(duì)活性藥型罩的毀傷性能進(jìn)行了研究。實(shí)驗(yàn)結(jié)果表明：炸高條件為1.0D~1.5D時(shí)，破甲性能最佳，最大破甲深度可達(dá)65mm；活性藥型罩形成的射流在擊穿50mm厚度靶板后，可有效引燃靶后柴油箱。

藥型罩；活性材料；數(shù)值模擬；射流

活性材料是一種活性復(fù)合結(jié)構(gòu)材料，其毀傷元以較高速度碰撞和侵徹目標(biāo)時(shí)，從穿孔內(nèi)隨進(jìn)燃燒元或殺傷元素，從而毀傷目標(biāo)。例如，利用活性材料制成的藥型罩在炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)作用下能夠生成與常規(guī)戰(zhàn)斗部相似的射流，射流能夠穿透裝甲目標(biāo)的殼體，進(jìn)入目標(biāo)內(nèi)部急劇反應(yīng)，形成爆炸沖擊、超壓、引燃（爆）、侵徹等綜合殺傷因素，將獲得比常規(guī)戰(zhàn)斗部更顯著的毀傷效果?；钚圆牧鲜俏磥?lái)戰(zhàn)斗部十分重要的毀傷元，它可以有效地提高戰(zhàn)斗部的毀傷效能[1]。

2002年，美國(guó)海軍研究評(píng)估辦公室空中和地面武器計(jì)劃項(xiàng)目中首先提出了活性破片的基本概念。2004年，美國(guó)海軍對(duì)活性破片戰(zhàn)斗部進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究，結(jié)果表明活性破片同普通破片相比毀傷效果有了顯著提高[2-3]。同時(shí)，據(jù)資料報(bào)道，美國(guó)已經(jīng)將活性材料破片技術(shù)應(yīng)用于某型號(hào)的“戰(zhàn)斧”巡航導(dǎo)彈上[4]。目前，國(guó)內(nèi)研究多以金屬粉末和高分子氟化物混合制成的活性材料為主，例如蔡振華[5]、李旭峰[6]等對(duì)活性破片進(jìn)行了系統(tǒng)的研究。

本研究利用ANSYS/LS-DYNA軟件對(duì)活性材料藥型罩的射流成型過(guò)程進(jìn)行了數(shù)值仿真；同時(shí)，采用聚能裝藥驅(qū)動(dòng)活性藥型罩，對(duì)其破甲性能及毀傷后效進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)研究。

1 活性藥型罩?jǐn)?shù)值仿真

數(shù)值模擬選用非線性有限元軟件LS-DYNA進(jìn)行計(jì)算，模型結(jié)構(gòu)采用Lagrange算法；戰(zhàn)斗部裝填B炸藥，材料模型和狀態(tài)方程為彈塑性模型(Elasitic- Plastic-Hydro)、點(diǎn)火與增長(zhǎng)方程(Ignition-Growth- of-Reaction-in-HE)。分別計(jì)算了藥型罩形狀、錐角及厚度對(duì)射流破甲性能的影響。

1.1 藥型罩形狀對(duì)射流破甲性能影響

為研究藥型罩形狀對(duì)破甲性能影響，分別對(duì)錐形（60°）、半球形、喇叭形，厚度均為6mm的藥型罩進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖1~3所示。

圖1 不同藥型罩形狀對(duì)射流破甲性能影響

圖2 不同形狀藥型罩射流速度梯度變化

由圖1~3可以看出，在同一時(shí)間，喇叭形藥型罩形成的射流相對(duì)比較細(xì)長(zhǎng)，射流頭部速度也最大，但喇叭形藥型罩形成的射流速度梯度變化較大，在侵徹過(guò)程中容易發(fā)生斷裂；半球形藥型罩形成的射流相對(duì)比較粗，金屬射流的速度梯度也比較均勻，有利于破甲孔徑的增大，但射流頭部速度偏低，破甲深度大大減弱；錐形藥型罩形成的金屬射流比較細(xì)長(zhǎng)，速度梯度也較均勻，射流頭部速度雖然低于喇叭形藥型罩，但相對(duì)而言也比較適中，因此，選用錐形藥型罩作為戰(zhàn)斗部的藥型罩，其破甲性能要優(yōu)于半球形和喇叭形藥型罩。

圖3 射流頭部速度隨時(shí)間變化關(guān)系

1.2 藥型罩錐角對(duì)射流破甲性能影響

為研究藥型罩錐角對(duì)射流破甲性能的影響，文中分別對(duì)錐角為15°、30°、45°、60°、75°、90°的藥型罩進(jìn)行了計(jì)算，計(jì)算結(jié)果如圖4~5所示。

圖4 藥型罩錐角對(duì)射流破甲性能影響

圖5 不同錐角藥型罩射流速度梯度變化

由圖4~5分析可知，隨著藥型罩錐角的增大，所形成射流的頭部速度逐漸減少，杵體逐漸變小，這是由于錐角的改變引起爆轟波波陣面作用于藥型罩位置的改變，導(dǎo)致藥型罩材流動(dòng)方向改變。射流頭部速度減小將降低其侵徹能力，杵體減少有利于藥型罩材料的充分利用。藥型罩錐角較小時(shí)，其所形成的射流頭部速度較大，但是射流的速度梯度變化不均勻，侵徹過(guò)程中易發(fā)生斷裂，同時(shí)形成的杵體也較大，罩材利用率低；藥型罩錐角過(guò)大時(shí)，所形成的射流頭部速度偏小，同樣也不利于破甲性能的提升。因此，在設(shè)計(jì)藥型罩時(shí)，應(yīng)綜合考慮錐角對(duì)射流頭部速度、射流速度梯度變化和杵體大小的影響。綜上所述，藥型罩錐角應(yīng)選擇在45~75°較合適。

1.3 藥型罩壁厚對(duì)射流破甲性能影響

為了研究藥型罩壁厚對(duì)射流破甲性能影響，分別對(duì)壁厚為2mm、4mm、6mm、8mm、10mm的藥型罩進(jìn)行了計(jì)算，其結(jié)果如圖6~7所示。

圖6 藥型罩壁厚對(duì)射流破甲性能影響

圖7 不同壁厚藥型罩射流速度梯度變化

由圖6~7分析可知，藥型罩壁厚越大，所形成的射流頭部速度越小，杵體越大。由射流的形貌可以看出，藥型罩厚度為2mm時(shí)，藥型罩壁厚過(guò)小，藥型罩材料在受到爆轟波沖擊變形后，形成的射流速度梯度過(guò)大，射流容易發(fā)生斷裂；藥型罩厚度為10mm時(shí)，藥型罩壁厚過(guò)厚，形成的射流頭部速度較小，破甲性能較弱，形成的杵體過(guò)大，罩材的利用率低。綜上所述，藥型罩壁厚選擇在6~8mm較合適。

2 驗(yàn)證試驗(yàn)及結(jié)果

2.1 試驗(yàn)

藥型罩采用PTFE/Al體系活性材料，密度為2.32g/cm3；藥型罩設(shè)計(jì)為圓錐形結(jié)構(gòu)，如圖8所示；藥型罩錐角60°，壁厚6 mm，口徑70 mm，重量85g。采用B炸藥對(duì)活性藥型罩進(jìn)行驅(qū)動(dòng)。分別對(duì)活性藥型罩的破甲性能以及破甲后引燃柴油箱進(jìn)行了試驗(yàn)，試驗(yàn)布置如圖9所示。

圖8 活性藥型罩實(shí)驗(yàn)件

圖9 試驗(yàn)布置圖

2.2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.2.1 破甲性能試驗(yàn)

不同炸高條件下，活性藥型罩的破甲試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。1.0D炸高下活性藥型罩破甲情況如圖10所示，不同炸高條件下的破甲孔徑曲線如圖11所示。

表1 破甲性能試驗(yàn)數(shù)據(jù)

Tab.1 Test result of penetrating performance

（a）

(b)

圖10 活性藥型罩破甲情況（1.0D炸高）

Fig.10 Photo of penetration of reactive liner(1.0D)

圖11 不同炸高條件下的破甲孔徑曲線

由表1和圖11可知，活性藥型罩的破甲孔徑與炸高基本上呈線性關(guān)系，隨著炸高的增大活性藥型罩的破甲口徑逐漸減少；活性藥型罩的破甲深度隨炸高的增加呈先增大后減小的趨勢(shì)，主要是由于炸高過(guò)低時(shí)射流未完全形成，藥型罩的利用率低，而炸高過(guò)高時(shí)，射流易發(fā)生斷裂而影響破甲深度?；钚运幮驼诌x擇合適的炸高（1.0~1.5D）時(shí)，其破甲深度可達(dá)65mm。

根據(jù)試驗(yàn)測(cè)量的破甲孔徑及破甲深度等相關(guān)尺寸，計(jì)算出不同炸高條件下靶孔洞容積，圖12給出了活性藥型罩破甲孔洞容積與炸高的關(guān)系。由圖12可知，活性藥型罩破甲的孔洞容積隨炸高的增加呈先增大后減少的趨勢(shì)，因此，當(dāng)炸高條件選擇為1.0~1.5D時(shí)，活性藥型罩的破甲性能最佳。

圖12 炸高與破甲孔洞容積關(guān)系曲線

2.2.2 引燃柴油箱試驗(yàn)

根據(jù)破甲性能試驗(yàn)結(jié)果，引燃柴油箱實(shí)驗(yàn)時(shí)，選擇1.0D炸高條件，靶板厚度50mm，共進(jìn)行了5次試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表2所示。表2試驗(yàn)結(jié)果表明，活性藥型罩破甲后，靶板后的柴油箱均被引燃，發(fā)生劇烈燃燒，如圖13所示，引燃率達(dá)100%。

圖13 活性藥型罩破甲后引燃柴油箱實(shí)驗(yàn)效果

表2 引燃柴油箱試驗(yàn)數(shù)據(jù)

Tab.2 Test result of igniting diesel tank

3 結(jié)論

數(shù)值仿真及驗(yàn)證試驗(yàn)結(jié)果，活性藥型罩選用錐形藥型罩，錐角45~75°，壁厚6~8mm，炸高條件1.0~1.5D時(shí)，破甲性能最佳；活性藥型罩選擇合適的炸高時(shí)，最大破甲深度可達(dá)65mm；活性藥型罩形成的射流在擊穿一定厚度靶板后，可有效引燃靶后柴油箱。

[1] 余慶波.活性破片戰(zhàn)斗部威力評(píng)價(jià)方法[J].北京理工大學(xué)學(xué)報(bào),2012,7(32):661-665.

[2] N Council.National research council washington Dc naval studies board 2002 assessment of the office of naval research’s air and surface weapons technology program[R].ADA 413237, 2002.

[3] Jerry LaCamera.Navy presentation to the NDIA munitions executive summit[Z].2004.

[4] De Technologies Inc. Reactive fragment warhead for enhanced neutralization of mortar, Rocket, & Missile Threats [Z].2006.

[5] 蔡振華.含能破片對(duì)巡航導(dǎo)彈燃料艙毀傷研究[D].南京:南京理工大學(xué),2010.

[6] 李旭鋒.含能破片對(duì)模擬戰(zhàn)斗部的引爆機(jī)理研究[D].南京:南京理工大學(xué),2006.

Simulation and Experimental Study on the Damage Performance of Reactive Liner

LIU Yan-jun, XIAO Gui-lin, CHEN Jun, SHAN Zhi-cheng , CHEN Yun

(The State-run No.861 Factory, Changsha, 410100)

The jet performance formed by reactive liner was simulated by ANSYS/LS-DYNA software, the influence of shape, cone angle and thickness of liner on the jet character was studied, meanwhile, the damage effect of the reactive liner was tested. The test results show that as the blasting height of 1.0D~1.5D, the penetration effect is the best, the maximum penetration depth reaches to 65mm, and the jet formed by reactive liner can penetrate the target plate with 50mm thickness, then ignite the diesel oil tank effectively.

Liner；Reactive materials；Numerical simulation；Jet

1003-1480（2017）03-0018-04

TJ410.3+33

A

10.3969/j.issn.1003-1480.2017.03.005

2017-04-20

劉艷君（1988 -），男，工程師，主要從事戰(zhàn)斗部毀傷技術(shù)研究。