彈形參數(shù)對戰(zhàn)斗部斜穿甲姿態(tài)偏轉(zhuǎn)影響研究

李東偉，劉俞平，王筱鋒，王昭明，趙雙雙

(重慶紅宇精密工業(yè)集團有限公司， 重慶 402760)

1 引言

戰(zhàn)斗部侵徹靶板過程姿態(tài)偏轉(zhuǎn)對裝藥安定性具有較大影響[1]。眾多研究者在著角、速度和攻角等參數(shù)對戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶姿態(tài)變化情況進行了大量研究[2-5]，同時建立了理論與數(shù)值分析模型[6-8]。半穿甲戰(zhàn)斗部作為打擊海面艦艇目標(biāo)的主要武器，其攻擊目標(biāo)時，著靶姿態(tài)惡劣，常帶有較大攻角和著角[9]。這對戰(zhàn)斗部殼體強度、裝藥及火工品安定性和引信作用可靠性產(chǎn)生嚴(yán)重威脅。研究如何控制戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼板時的姿態(tài)變化具有重要意義。然而，目前戰(zhàn)斗部穿甲研究工作主要集中于侵徹能力方面[10-12]，對侵徹過程戰(zhàn)斗部姿態(tài)偏轉(zhuǎn)研究較少。

本文中采用非線性有限元計算軟件LS-DYNA，開展了戰(zhàn)斗部外形結(jié)構(gòu)對其侵徹鋼板目標(biāo)時姿態(tài)變化影響規(guī)律的數(shù)值計算研究，為低易損半穿甲戰(zhàn)斗部的設(shè)計提供參考和指導(dǎo)。

2 計算模型

戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼靶數(shù)值計算模型由戰(zhàn)斗部殼體、炸藥裝藥、靶板和配重塊組成。戰(zhàn)斗部尺寸為φ40 mm×160 mm。靶板為φ400 mm×8 mm的鋼板，靶板傾角70°。配重塊主要用于調(diào)整戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置。戰(zhàn)斗部以600 m/s速度，4°攻角斜侵徹靶板，考慮到幾何模型力學(xué)對稱性，建立戰(zhàn)斗部侵徹靶板1/2計算模型如圖1所示。彈體與靶板之間采用面-面侵蝕接觸。所有單元均為8節(jié)點solid164實體單元，計算模型采用Lagrange算法，單位為cm-g-s。

圖1 戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼靶計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model for oblique penetration of warhead into steel target

戰(zhàn)斗部殼體采用超高強度合金鋼，炸藥裝藥為DMCX(DNAN/HMX/Al/添加劑)炸藥。戰(zhàn)斗部殼體、炸藥和靶板均采用力學(xué)本構(gòu)Johnson-Cook模型。Johnson-Cook模型表達式如下[13]：

戰(zhàn)斗部殼體和靶板狀態(tài)方程均采用Grüneisen模型。Grüneisen模型描述壓縮材料表達式為

描述膨脹材料表達式為

p=ρ0C2μ+(γ0+aμ)

其中：C為體積聲速；μ=ρ/ρ0-1；γ0為Grüneisen常數(shù)；α為γ0的一階體積修正。

戰(zhàn)斗部殼體、炸藥和靶板材料模型參數(shù)見表1。

表1 Johnson-Cook模型參數(shù)

3 計算結(jié)果與討論

3.1 CRH對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

通過調(diào)整配重塊，使得戰(zhàn)斗部質(zhì)心位于幾何中心，戰(zhàn)斗部長徑比為4(φ40 mm×160 mm)。在保持上述條件不變的前提下，以常規(guī)半穿甲戰(zhàn)斗部原型為依據(jù)，戰(zhàn)斗部CRH分別設(shè)計為0.75、1.5和2.25，模型如圖2所示。

圖2 CRH對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響計算示意圖Fig.2 Different CHR warhead sketches

圖3給出了CRH分別為0.75、1.5和2.25時，戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角Δθ隨位置變化曲線。

圖3 不同CRH戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.3 The pitch angle curves of different CRH warhead oblique penetration target

由圖3可以看到戰(zhàn)斗部俯仰角在穿靶過程中整體呈現(xiàn)出先增大，后減小并持續(xù)減小趨勢的現(xiàn)象。換言之，侵徹鋼板過程中，戰(zhàn)斗部先“抬頭”，后向“低頭”趨勢發(fā)展。CRH為0.75、1.5和2.25的戰(zhàn)斗部，俯仰角分別在211.5 μs、182.5 μs和129.5 μs時刻出現(xiàn)“抬頭”向“低頭”轉(zhuǎn)變。CRH越大，戰(zhàn)斗部姿態(tài)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折的時刻越早，同時，俯仰角變化量也越大。余春祥[16]得到了相同的結(jié)論。

圖4為CRH=0.75的戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板不同時刻VMS應(yīng)力云圖。

圖4 戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板不同時刻VMS應(yīng)力云圖Fig.4 VMS stress nephogram of warhead oblique penetrating target at different time

由圖4可以看到，戰(zhàn)斗部帶有4°攻角斜侵徹鋼板過程中，戰(zhàn)斗部下側(cè)始終受到靶板的作用力，而戰(zhàn)斗部上側(cè)在頭部完全穿過靶板后就不再受到靶板的作用力。由于靶板作用力的不對稱性，使得戰(zhàn)斗部存在一個順時針轉(zhuǎn)動力矩，因此，戰(zhàn)斗部在穿靶過程中出現(xiàn)由初始“抬頭”逐漸向“低頭”轉(zhuǎn)動。

圖5為不同CRH戰(zhàn)斗部由“抬頭”向“低頭”轉(zhuǎn)折時刻VMS應(yīng)力云圖。

圖5 戰(zhàn)斗部俯仰角轉(zhuǎn)折點對應(yīng)時刻VMS應(yīng)力云圖Fig.5 VMS stress nephogram at the turning point of warhead pitching angle

由圖5可以清晰地看到，戰(zhàn)斗部侵徹均質(zhì)鋼靶時，CRH=0.75(頭部較鈍)的戰(zhàn)斗部在靶板上形成接近于沖塞穿孔，CRH=2.25(頭部較尖)的戰(zhàn)斗部形成瓣裂穿孔。

3.2 彈尾構(gòu)型對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

戰(zhàn)斗部CRH對侵徹過程彈道穩(wěn)定性的影響計算研究發(fā)現(xiàn)，斜侵徹過程戰(zhàn)斗部受到靶板的作用導(dǎo)致其俯仰角發(fā)生變化。尤其是靶板對戰(zhàn)斗部尾部的作用導(dǎo)致其俯仰角由正向負發(fā)展。針對CRH為0.75的戰(zhàn)斗部，在保持其質(zhì)心位置和長徑比不變的條件下，研究了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴散形尾部(圖6)對侵徹過程彈道穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

圖6 不同彈尾構(gòu)型戰(zhàn)斗部示意圖Fig.6 Different ltail shape warhead sketches

計算得到了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴散形尾部3種條件下戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角隨位置變化曲線如圖7所示。由圖7可以看到，具有收斂形尾部的戰(zhàn)斗部在侵徹過程相同位置處俯仰角變化更小，具有更好的彈道穩(wěn)定性。相反，具有擴散形尾部的戰(zhàn)斗部彈道穩(wěn)定性較差。分析其原因是相尾部收斂使得靶板戰(zhàn)斗部尾部的作用力矩減小，從而俯仰角變化小。同時，在相同頭部穿孔直徑下，擴散形尾部在穿靶過程中尾部始終受到靶板作用，給戰(zhàn)斗部的穩(wěn)定穿靶帶來不利影響。

圖7 不同彈尾構(gòu)型戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.7 The pitch angle curve of oblique penetration target with different warhead tail shape

3.3 長徑比對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

戰(zhàn)斗部長徑比是影響戰(zhàn)斗部侵徹靶板彈道穩(wěn)定性的重要因素，以常規(guī)半穿甲戰(zhàn)斗部原型為依據(jù)，不同長徑比(L/D)模型如圖8所示。

圖8 不同長徑比戰(zhàn)斗部示意圖Fig.8 Different length to diameter ratio warhead sketches

研究得到了長徑比分別為3、4和4.5三種條件戰(zhàn)斗部侵徹靶板俯仰角變化規(guī)律如圖9。

由圖9可以看到，隨著戰(zhàn)斗部長徑比的增加俯仰角變化量減小，說明增加長徑比有利于增加戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性。分析原因是戰(zhàn)斗部長徑比增大，增加了戰(zhàn)斗部的轉(zhuǎn)動慣量，增加了戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性?？紤]戰(zhàn)斗部長徑比較大時其剛度降低，因此戰(zhàn)斗部長徑比必須在合理范圍內(nèi)適當(dāng)增大。

圖9 不同長徑比戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.9 The pitch angle curve of oblique penetration target of warhead with different length to diameter ratio

3.4 質(zhì)心位置對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

通過調(diào)整戰(zhàn)斗部頭部配重塊改變戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置，使得戰(zhàn)斗部質(zhì)心分別位于彈軸的3/8、4/8和4.5/8位置處，如圖10所示。

圖10 不同質(zhì)心位置戰(zhàn)斗部示意圖Fig.10 Different centroid position warhead sketches

研究得到了質(zhì)心分別位于彈軸3/8、4/8和4.5/8位置處時，戰(zhàn)斗部侵徹靶板俯仰角變化規(guī)律如圖11所示。

圖11 不同質(zhì)心位置戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.11 Pitch angle curve of warhead oblique penetrating target at different centroid position

由圖11可以看到，質(zhì)心位于彈軸長度4.5/8時，即戰(zhàn)斗部質(zhì)心前移，戰(zhàn)斗部相對具有更小的俯仰角變化量，說明質(zhì)心靠前比有利于增加戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性。

3.5 偏轉(zhuǎn)中心與戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置關(guān)系

圖12 旋轉(zhuǎn)中心與戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置關(guān)系圖Fig.12 Relationship between rotation center and centroid position of warhead

由圖12可以看到，戰(zhàn)斗部彈尾構(gòu)型、質(zhì)心位置變化對戰(zhàn)斗部偏轉(zhuǎn)中心相對位置影響較小；小長徑比及大CRH會使戰(zhàn)斗部斜穿甲過程戰(zhàn)斗部偏轉(zhuǎn)中心位于戰(zhàn)斗部質(zhì)心之前。

4 結(jié)論

減小戰(zhàn)斗部CRH值和采用收斂形尾部、適當(dāng)增加戰(zhàn)斗部長徑比、質(zhì)心前移可提高戰(zhàn)斗部斜穿甲過程的彈道穩(wěn)定性。通過改變戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)提高戰(zhàn)斗部斜穿甲過程的彈道穩(wěn)定性的研究結(jié)果可為反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的設(shè)計提供參考。