董敏鵬,吳國東,李慶鑫,李素云,紀 錄

(1 中北大學機電工程學院,太原 030051;2 哈爾濱建成集團有限公司,哈爾濱 150030)

0 引言

目前,反裝甲彈藥多采用聚能破甲戰(zhàn)斗部,利用形成的金屬射流實現(xiàn)對既定目標的高效毀傷。隨著裝甲防護技術的不斷發(fā)展,大量的高性能、新理念材料應用于國防領域,裝甲目標的防護能力得到了顯著提升,使得金屬射流的侵徹能力面臨著巨大的挑戰(zhàn)[1]。

提高射流速度是有效改善聚能射流侵徹能力的手段之一。射流速度受到裝藥長徑比、藥型罩結構參數(shù)及材料等多方面因素的影響[2-3]。俄國科學家V.F.Minin等[4]設計了一種截頂加輔助藥型罩的超高速聚能裝藥結構,形成的射流具有極高的速度,同時大大提高了藥型罩的利用率。李慶鑫等[5]對“蘑菇形”超高速聚能裝藥結構進行了數(shù)值仿真,研究發(fā)現(xiàn)選用合適的藥型罩材料可獲得高速射流。

文中在傳統(tǒng)聚能戰(zhàn)斗部結構基礎上,將隔板設置在距離藥型罩較近的位置,得到了一種可形成高速射流的聚能戰(zhàn)斗部結構。利用數(shù)值模擬方法研究了高速聚能射流的成型過程,討論并驗證了該裝藥結構的正確性,并對聚能射流產生高速的原因進行了分析,對聚能射流的研究可提供一定的指導。

1 計算模型

高速射流聚能戰(zhàn)斗部裝藥結構的幾何模型,如圖1所示。其中:裝藥直徑為D=100 mm,裝藥高度為L,殼體壁厚δ=2 mm,隔板直徑Dg,隔板厚Hg,隔板底部與藥型罩頂部之間的間距為S,藥型罩的罩高為H,外曲率半徑為R1,內曲率半徑為R2,壁厚采用變壁厚,壁厚取0.01D～0.03D。起爆方式選用中心點起爆。采用非線性動力學分析軟件AUTODYN-2D,建立二維1/2有限元模型。因為爆炸及藥型罩的壓垮、閉合以及射流形成過程屬于大變形問題,所以采用Euler算法進行仿真計算。在空氣域邊界上添加“FLOW OUT”邊界來消除邊界效應。材料都選用AUTODYN軟件材料庫中的材料[6],炸藥選用B裝藥,隔板選用尼龍,藥型罩選用銅材料。數(shù)值模擬中單位制為mm-mg-ms-MPa。

2 射流成型過程

圖2 射流成型過程不同時刻的成型狀態(tài)

圖2為高速射流聚能戰(zhàn)斗部裝藥結構在不同成型時刻的速度云圖。主裝藥起爆后,爆轟波向前傳播,由于隔板的存在,爆轟波發(fā)生繞爆,隔板持續(xù)變形并向藥型罩方向移動。在約14 μs時,隔板與藥型罩頂部恰好接觸。隔板與罩頂間存在高壓,壓垮點在距罩頂稍靠前位置處,罩頂產生鐓粗擠壓變形形成一個“心錐形”輔助體。之后,隔板向后飛與藥型罩發(fā)生分離。藥型罩繼續(xù)被壓垮并向軸線閉合,在軸線上與輔助體發(fā)生相互融合。在18 μs時匯聚基本完成,形成高速侵徹體,由于頭尾速度差的存在,侵徹體在運動過程中逐漸拉伸形成高速射流。

3 模型討論與驗證

3.1 模型討論

3.1.1 不同間距對射流成型的影響

為了討論隔板底部與藥型罩頂部之間的間距對射流成型的影響,選取藥型罩結構參數(shù)和隔板形狀參數(shù)保持不變。裝藥結構采用偏心亞半球藥型罩,藥型罩選用銅材料,設計了隔板底部到藥型罩頂部分別為30 mm、25 mm、20 mm、15 mm、10 mm五種不同間距的裝藥結構進行數(shù)值模擬,得到射流在50 μs時的性能參數(shù)如表1所列,成型狀態(tài)如圖3所示。

表1 不同間距對射流成型的影響

注：vj,vi分別代表射流的頭部速度和尾部速度;U罩代表形成的射流中藥型罩的質量利用率;L射流代表射流的長度。

圖3 不同間距下50 μs時射流成型狀態(tài)

從表1可以得到,隨著隔板底部與藥型罩頂部之間間距的減小,射流頭部速度、藥型罩質量利用率、射流長度均逐漸增大。隔板底部與藥型罩頂部之間間距每減少5 mm,射流頭部速度增加5%以上;藥型罩的質量利用率都在45%以上;當間距減小到10 mm時,射流頭部速度最大,速度為10 440 m/s。從圖3可以看出射流拉伸均勻且杵體部分較小。

3.1.2 不同隔板直徑對射流成型的影響

為了討論隔板直徑對射流成型的影響,選取藥型罩結構參數(shù)和隔板底部與藥型罩頂部之間的間距保持不變。裝藥結構采用偏心亞半球藥型罩,藥型罩選用銅材料,設計了55 mm、65 mm、75 mm、85 mm、95 mm五種不同隔板直徑的裝藥結構進行數(shù)值模擬,得到射流在50 μs時的性能參數(shù)如表2所列,成型狀態(tài)如圖4所示。

表2 不同隔板直徑對射流成型的影響

圖4 不同隔板直徑下50 μs時射流成型狀態(tài)

從表2可以得到,隨著隔板直徑的增加,射流頭部速度、射流長度逐漸增大。隔板直徑每增加10 mm,射流頭部速度增加6%以上。藥型罩的質量利用率都在53%以上。當隔板直徑為85 mm時,藥型罩質量利用率最大,利用率為57.65%;當隔板直徑為95 mm時,射流頭部速度最大,速度為10 440 m/s。從圖4可以看出射流拉伸均勻且當隔板直徑增大,杵體部分明顯變小。

3.2 模型驗證

為了驗證該裝藥結構的正確性,針對不同長徑比裝藥結構進行射流成型影響分析。選定隔板直徑為95 mm,隔板底部與藥型罩頂部間距為10 mm。裝藥結構采用偏心亞半球藥型罩,藥型罩選用銅材料,設計了0.8～1.2五種不同裝藥長徑比的藥型罩結構參數(shù)進行數(shù)值模擬,得到射流在50 μs時的性能參數(shù)如表3所列,成型狀態(tài)如圖5所示。

表3 不同長徑比對射流成型的影響

圖5 不同長徑比下50 μs時射流成型狀態(tài)

從表3可以得到,在不同長徑比的裝藥結構下,當隔板直徑為95 mm,隔板底部與藥型罩頂部之間的間距為10 mm時,射流頭部速度均可達到約為10 km/s的高速,藥型罩質量利用率都在47%以上,射流長度在220 mm以上。從圖5可以看出射流拉伸均勻,杵體較小均可視為微杵體。

通過對模型的討論與驗證,證明了將隔板設置在距藥型罩較近的合適位置可以提高射流的速度,相應的提高其侵徹能力,也說明了“心錐形”輔助體對射流速度的提高起到了決定性作用。

4 高速原因分析

主裝藥起爆后,爆轟波繞過隔板向前傳播,隔板不斷發(fā)生變形并持續(xù)向藥型罩方向運動,如圖6(a)所示。

圖6 特定位置射流成型狀態(tài)

1)隔板以速度Vg不斷運動,當與藥型罩頂部剛好接觸時,隔板變成一個關于藥型罩的附加裝置。爆轟波在藥型罩上的壓垮點在距罩頂稍靠前位置處,爆轟波夾在隔板與藥型罩之間不容易擴散使得罩頂兩端產生高壓(最大可達540 GPa),如圖6(b)所示。

2)爆轟波繼續(xù)向前傳播,藥型罩頂部產生鐓粗擠壓變形形成一個“心錐形”輔助體,如圖6(c)所示。藥型罩和附加裝置(隔板)組合形成一個類截頂式藥型罩,其原理上與截頂式藥型罩的區(qū)別在于高壓的存在使所形成的輔助體自身不斷向前飄移,其速度記為VF。

3)壓垮點沿著藥型罩向罩底移動,藥型罩不斷被壓垮形成射流,壓垮點的速度V0可分解為沿罩母線方向上的u0和沿水平軸線方向上的VX0,如圖6(d)所示。射流與附加裝置發(fā)生碰撞并以速度u0向輔助體處匯聚(碰撞瞬間將碰撞區(qū)域作剛性處理),附加裝置向后飛離藥型罩,飄移的“心錐形”輔助體不斷受到向其匯聚的來向射流在其上面壓垮,輔助體變形形成射流頭部。

4)向輔助體匯聚的來向射流經碰撞后(剛性碰撞)以速度V1在中心軸線上進行正面碰撞并匯聚。此次匯聚可視為射流與中心軸線進行剛性碰撞,完成第二次匯聚,如圖6(e)所示。其中速度V1可以分解為沿水平軸線方向上的VX1和豎直方向上的u1。由于壓合角度很小,可視為VX1=V1。

經上述分析,射流頭部速度vj可表示為vj=VF+VX0+VX1,亦即vj=VF+VX0+V1。

5 結論

為了得到一種速度較高的侵徹體,對傳統(tǒng)聚能裝藥結構進行適當調整,借助非線性動力學分析軟件AUTODYN-2D對射流成型過程進行了有限元數(shù)值模擬。通過數(shù)值仿真,得到如下結論:

1)將傳統(tǒng)帶隔板的裝藥結構進行調整,隔板設置在距離藥型罩較近的位置,隔板會起到附加裝置的作用,形成類截頂式藥型罩,射流速度提高,侵徹能力也相應得到提高。

2)縮小隔板底部與藥型罩頂部之間的間距或增大隔板的直徑都會明顯提高射流頭部速度,“心錐形”輔助體的形成對射流速度的提高起到了決定性作用。其中間距每減少5 mm,射流頭部速度平均增加720 m/s;隔板直徑每增加10 mm,射流頭部速度平均增加860 m/s。

3)調整后的聚能裝藥結構,長徑比對射流性能影響差別不大。對于100 mm裝藥直徑不同長徑比的帶隔板聚能裝藥結構,射流頭部速度均可達10 km/s,藥型罩質量利用率在47%以上,射流長度在220 mm以上,杵體部分較小可視為微杵體。