整體式MEFP戰(zhàn)斗部對柱殼裝藥的沖擊引爆研究

張 琨，張少光，趙長嘯，唐 蓉，余 洋，孫宇翔

(1 陸軍工程大學(xué)，南京 220007; 2 63867部隊，吉林 白城 137001)

0 引言

爆炸成型彈丸在打擊“低小慢”來襲彈藥目標、地面裝甲目標、處置銷毀未爆彈等領(lǐng)域具有廣泛應(yīng)用。對于多爆炸成型彈丸(multiple explosively formed penetrator，MEFP)戰(zhàn)斗部，起爆方式對彈丸群束總體特征影響明顯，國內(nèi)外專家學(xué)者對此進行了大量研究。趙長嘯等設(shè)計了一款整體式MEFP戰(zhàn)斗部，采用數(shù)值模擬與理論計算相結(jié)合的方法得到了3種起爆方式下整體式MEFP成型過程及彈丸群束特征；李鵬等設(shè)計了一種偏心起爆MEFP戰(zhàn)斗部，通過數(shù)值分析對比了中心起爆和偏心起爆兩種方式下彈丸形態(tài)特征，并進行了試驗驗證。沈慧銘等利用LS-DYNA軟件模擬了環(huán)形多點起爆方式相較于中心點起爆方式對EFP侵徹能力的增益特性。宋平等研究了單點起爆下起爆點高度以及多點起爆下起爆點數(shù)量、起爆同步誤差對MEFP性能影響規(guī)律。

根據(jù)公開文獻及爆炸作用理論，起爆方式對整體式MEFP戰(zhàn)斗部彈丸群束總體性能影響顯著，但受戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)、殼體材料、藥型罩結(jié)構(gòu)等多因素影響，比較難得出普遍適用的規(guī)律性認識，且針對不同起爆方式下彈丸對柱殼裝藥毀傷規(guī)律鮮有公開研究報道?；诖死肔S-DYNA數(shù)值仿真軟件，對整體式MEFP成形及沖擊侵徹柱殼裝藥過程進行模擬計算，采用“升降法”改變起爆點密集度和柱殼裝藥厚度，分析不同起爆工況下彈丸對不同厚度柱殼裝藥的沖擊起爆效能規(guī)律，為工程化、軍事化實踐應(yīng)用提供參考。

1 數(shù)值仿真模型建立

1.1 計算模型

整體式MEFP戰(zhàn)斗部模型和有限元模型具體尺寸分別如圖1、圖2所示：戰(zhàn)斗部口徑為114 mm、高度為50 mm、殼體厚度為4 mm，相鄰藥型罩間距和周邊藥型罩距裝藥邊緣最短距離相等都為4 mm。戰(zhàn)斗部殼體材質(zhì)為6063鋁合金，裝藥采用8701炸藥，藥型罩材質(zhì)為紫銅，相關(guān)結(jié)構(gòu)參數(shù)和網(wǎng)格單元均與文獻[5]一致。所有計算模型均采用Lagrange網(wǎng)格和Solid164實體單元。由于戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)具有對稱性，為節(jié)約計算時間選用1/2模型進行求解。

圖1 1/2整體式MEFP戰(zhàn)斗部模型

圖2 1/2整體式MEFP戰(zhàn)斗部有限元模型

1.2 仿真模型計算參數(shù)

8701炸藥采用高能炸藥燃燒本構(gòu)模型*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN和Jones-Wilkins-Lee(JWL)狀態(tài)平衡方程進行描述；紫銅和6063鋁合金均采用*MAT_JOHNSON_COOK材料模型表現(xiàn)其動力學(xué)行為特征。

表1 8701炸藥*MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型參數(shù)[6]

表2 紫銅與6063鋁合金兩種材料*MAT_JOHNSON_COOK材料模型主要參數(shù)[6]

圖3為MEFP戰(zhàn)斗部攻擊柱殼裝藥模型圖，柱殼裝藥的殼體為45#鋼，內(nèi)部貼敷被發(fā)裝藥為TNT。經(jīng)過預(yù)計算，相同口徑及壁厚情況下沖擊起爆環(huán)形貼敷式裝藥結(jié)構(gòu)模型所需條件比密實填充裝藥結(jié)構(gòu)更加苛刻，用環(huán)形貼敷式裝藥結(jié)構(gòu)代替密實填充裝藥結(jié)構(gòu)既能節(jié)約計算時間，又能確保計算結(jié)果具有更大冗余度，因此柱殼裝藥采用環(huán)形敷式裝藥結(jié)構(gòu)，TNT厚度為10 mm。設(shè)定MEFP戰(zhàn)斗部與45#鋼殼體的作用距離為400 mm，45#鋼采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料模型，利用Lee-Tarver3項式點火增長方程來描述TNT被引爆的反應(yīng)速率，LS-DYNA材料庫中對應(yīng)的材料模型*MAT_ELASTIC_PLASTIC_HYDRO，狀態(tài)方程為*EOS_IGNITION_AND_GROWTH_OF_REACTION_IN_HE，材料參數(shù)均與文獻[7]中相同。

圖3 整體式MEFP戰(zhàn)斗部作用柱形殼體裝藥

1.3 計算工況設(shè)計

根據(jù)起爆點設(shè)置差異共確定5種計算工況，起爆點數(shù)量分別為7，13，21，29，61，分布規(guī)律如表3所示。工況1的起爆點位于各藥型罩中心所對應(yīng)裝藥底部如圖4(a)所示；工況2～工況5所設(shè)起爆點均呈網(wǎng)格化等距分布，橫向間隔與縱向間隔相同；圖4(b)為工況4的起爆點分布示意圖，==17 mm，因采用1/2計算模型，圖中只顯示出18個起爆點。

表3 MEFP戰(zhàn)斗部計算工況設(shè)置

圖4 工況1和工況4的起爆點設(shè)置示意圖

2 計算結(jié)果分析

2.1 爆轟波傳播特性和波陣面壓力動態(tài)分析

圖5為工況1不同時刻爆轟波結(jié)構(gòu)和壓力動態(tài)變化分布圖。裝藥被同步起爆后，以起爆點為球心形成7個爆轟波向裝藥內(nèi)部傳播，持續(xù)引爆裝藥所產(chǎn)生的能量匯聚使波陣面峰值壓力不斷增加。

圖5 工況1不同時刻爆轟波陣面壓力等值面圖

當(dāng)=5.69 μs時，爆轟波經(jīng)過復(fù)雜的相互疊加作用，波陣面前端最先抵達裝藥上表面與藥型罩發(fā)生作用。此時碰撞點尚未抵達裝藥上表面，裝藥內(nèi)最大壓力點仍是碰撞點壓力為34.7 GPa。隨著時間增加爆轟波與藥型罩外表面作用點的連線擴展為半徑不斷增大的同心圓。

當(dāng)=6.59 μs時，碰撞點抵達裝藥上表面兩藥型罩中間縫隙處，對藥型罩邊緣發(fā)生擠壓作用，作用壓力為34.6 GPa。中心藥型罩周向邊緣同時受碰撞點擠壓，周邊藥型罩只內(nèi)邊緣受碰撞點擠壓，整體受力不再均衡，藥型罩將發(fā)生偏轉(zhuǎn)變形。碰撞點后的爆轟波陣面經(jīng)過二次疊加產(chǎn)生新的碰撞點。

當(dāng)=7.29 μs時，二次疊加產(chǎn)生的新碰撞點持續(xù)增長并向中心藥型罩移動。初始碰撞點與藥型罩擠壓作用產(chǎn)生反射波與初始碰撞點后的爆轟產(chǎn)物發(fā)生作用，再加上側(cè)壁的反射作用，3種復(fù)雜波系疊加產(chǎn)生新的超壓區(qū)，可計做第三階段碰撞點。當(dāng)=9.39 μs時，二次疊加產(chǎn)生的新碰撞點已與中心藥型罩底端發(fā)生擠壓作用，第三階段碰撞點也對周邊藥型罩進行由內(nèi)向外的擠壓作用，周邊藥型罩受力失衡狀態(tài)持續(xù)加劇。

工況2～工況5的爆轟波結(jié)構(gòu)和波陣面壓力動態(tài)變化過程與工況1大致相似，但由起爆點設(shè)置的差異決定了爆轟波碰撞點位置和數(shù)量不同，導(dǎo)致爆轟波結(jié)構(gòu)形態(tài)也呈現(xiàn)不同特征。圖6為=4.09 μs時刻不同工況爆轟波結(jié)構(gòu)和壓力等值面圖。

圖6 4種工況4.09 μs時刻爆轟波結(jié)構(gòu)和壓力等值面圖

圖中工況2爆轟波尚未出現(xiàn)二次疊加碰撞的情形，工況3爆轟波正在進行二次疊加碰撞，工況4、工況5已經(jīng)歷多階段疊加碰撞?？傮w看，隨著起爆點增多，爆轟波碰撞點更加密集，爆轟波系碰撞疊加更加均勻，爆轟波陣面更加趨于平面。

2.2 藥型罩受力及運動分析

藥型罩被擠壓成形是一個復(fù)雜過程，會受爆炸載荷強度、方向和作用時間等多因素共同影響。一般而言，當(dāng)起爆點對稱設(shè)置在裝藥底部時炸藥內(nèi)部會形成對稱波系，受此作用中心藥型罩被壓垮翻轉(zhuǎn)形成軸對稱彈丸；對于周邊藥型罩，因為爆轟波系的復(fù)雜疊加作用而不再對稱，使得藥型罩同一半徑圓環(huán)上微元所受爆炸載荷不同，受沖擊波作用最強部位形成彈丸頭部，其它微元因壓力差被拉伸并向徑向擠壓形成彈丸尾部，導(dǎo)致彈丸在飛行過程中產(chǎn)生翻轉(zhuǎn)和發(fā)散現(xiàn)象。

以工況1為研究對象，選取中心藥型罩觀測點，分別對應(yīng)編號為#958，#925，#892，#859，#1209，#1206，#1203的微元，如圖7所示。

圖7 中心藥型罩觀測點分布

圖8為中心藥型罩各點壓力變化過程，當(dāng)作用時間在5.6～7.0 μs范圍，爆轟波前沿抵達藥型罩底部開始對藥型罩進行第一階段沖擊擠壓；當(dāng)=6.59 μs時，碰撞點傳播至裝藥上表面兩藥型罩中間縫隙處，此時稀疏波從爆轟波與空氣界面處不斷向爆轟產(chǎn)物內(nèi)部傳播，碰撞點壓力由外向內(nèi)逐漸下降，對中心藥型罩邊緣的沖擊擠壓作用大幅降低。在=7.6 μs時刻，#1209，#1206兩點所受沖擊壓力峰值為12.3 GPa，較碰撞點在裝藥中傳播的峰值壓力34.6 GPa下降64.4%，此時碰撞點擠壓藥型罩邊緣。當(dāng)作用時間處于8.8～9.6 μs范圍，二次疊加產(chǎn)生的碰撞點抵達藥型罩底部繼續(xù)沖擊作用，在=9.2 μs時刻中心點#958壓力峰值為33.5 GPa，相鄰#925點壓力峰值雖下降明顯但也達到17.1 GPa，為7.6 μs時刻藥型罩邊緣#1209，#1206點所受沖擊壓力的1.4倍。與底部中心點所受強烈沖擊相比，藥型罩邊緣所受沖擊擠壓較弱，此現(xiàn)象容易導(dǎo)致彈丸被縱向拉伸成柱形且中間出現(xiàn)縫隙、存在一定程度裙擺。

在1號周邊藥型罩12 mm內(nèi)圓環(huán)上均勻取、、、、、共計6個觀測點，編號分別為#2113，#2120，#1854，#2846，#2580，#2657，其中，觀測點、、與、、呈對稱分布，并且∠=∠=∠=∠=30°，如圖9所示。

圖8 中心藥型罩觀測點所受壓力變化過程

圖9 工況1中1號周邊藥型罩6個觀察點分布

圖10為1號周邊藥型罩各觀察點壓力變化過程。1號周邊藥型罩第1、第2階段的沖擊擠壓過程與中心藥型罩相同，藥型罩底部首先被壓垮，然后內(nèi)側(cè)邊緣被受稀疏波影響后的碰撞點沖擊擠壓。通過觀察壓力變化曲線可知受碰撞點擠壓作用后的、、點壓力明顯高于對稱分布的、、點壓力。在=7.6 μs時刻、、點壓力分別是、、點的1.57、1.77和1.31倍。由于藥型罩左右兩側(cè)受力不平衡，受力較大一側(cè)被逐步壓垮成彈丸頭部，受力較小一側(cè)被壓垮拉伸成尾部。在8.2～9.4 μs時間范圍，第3階段碰撞點對周邊藥型罩擠壓作用，、、點壓力依然明顯高于、、點，周邊藥型罩偏向作用進一步加強，藥型罩的徑向速度和發(fā)散角持續(xù)加大。圖11(a)所示周邊彈丸的最終形態(tài)恰能反應(yīng)這種特征，圖11為5種工況下134 μs時刻穩(wěn)定成形的MEFP。

圖10 工況1中1號周邊藥型罩6個觀察點壓力變化過程

圖11 5種工況下134 μs時刻穩(wěn)定成形的MEFP

不同起爆方式產(chǎn)生的爆轟波結(jié)構(gòu)不同，會導(dǎo)致彈丸最終穩(wěn)定成形及總體性能存在差異。經(jīng)過數(shù)值計算，工況1、工況2的彈丸性能和形態(tài)相差很大，工況3～工況5的彈丸性能和形態(tài)非常相近，表4為不同起爆方式下MEFP性能參數(shù)的仿真計算結(jié)果。

表4 MEFP性能參數(shù)仿真計算結(jié)果

3 對柱殼裝藥沖擊引爆能力研究

根據(jù)文獻[8]當(dāng)整體式MEFP戰(zhàn)斗部與柱形殼體裝藥目標距離發(fā)生變化時，彈丸群束的有效打擊半徑及有效打擊面積將同步發(fā)生變化，周邊彈丸與柱殼裝藥目標可能存在小角度著靶、大角度著靶以及因彈丸偏移過大而不會著靶等3種情況。戰(zhàn)斗部軸線與柱殼裝藥著角發(fā)生變化時，彈丸群束著靶情況也會變化，只研究戰(zhàn)斗部軸線與柱殼裝藥軸線垂直的狀況，具體如圖12所示。此作用模式下，中心彈丸首先著靶并與殼體垂直作用，1號周邊彈丸與2號周邊彈丸隨后相繼著靶且與柱形殼體作用時均存在一定著角。

由于周邊彈丸發(fā)散，其對目標有效侵徹速度為垂直作用柱形殼體的分速度。加之藥型罩分布特點及柱殼形狀，MEFP沖擊柱殼裝藥時1號周邊彈丸的有效侵徹速度小于2號周邊彈丸有效侵徹速度。將柱殼裝藥鋼殼厚度設(shè)為10 mm，12 mm，14 mm，16 mm，18 mm共計5種厚度，分別對5種工況下中心彈丸、1號周邊彈丸和2號周邊彈丸沖擊起爆5種厚度柱形殼體裝藥過程進行數(shù)值計算。

圖12 工況3的MEFP沖擊16 mm厚柱形殼體裝藥

圖13、圖14為工況3中心彈丸垂直沖擊殼體厚度為18 mm的柱殼裝藥過程。=122.4 μs時刻，被發(fā)裝藥TNT的內(nèi)部壓力為10.7 GPa，超過TNT臨界起爆點，表明TNT被沖擊起爆。起爆時刻先于柱殼被擊穿時刻，此狀況下中心彈丸對柱殼裝藥的作用過程為沖擊引爆機制，表現(xiàn)出較強的起爆能力。工況3～工況5的彈丸總體性能特征具有高度相似性，通過數(shù)值計算發(fā)現(xiàn)3種工況下彈丸對柱形殼體裝藥的沖擊起爆過程基本一致。工況3的2號周邊彈丸沖擊12 mm厚柱形殼體裝藥過程中臨界起爆點時刻先于鋼殼體被侵徹擊穿時刻，該作用過程同樣屬于沖擊引爆機制，如圖15、圖16所示。

圖13 工況3中心彈丸沖擊起爆18 mm厚柱形殼體裝藥壓力等值線圖

圖14 工況3中心彈丸沖擊起爆18 mm厚柱形殼體裝藥峰值壓力曲線圖

圖15 工況3的2號周邊彈丸沖擊12 mm厚柱形殼體裝藥壓力等值線

圖16 工況3的2號周邊彈丸沖擊12 mm厚柱形殼體裝藥峰值壓力變化曲線圖

表5所示詳細記錄了5種工況下整體式MEFP戰(zhàn)斗部中心彈丸和周邊彈丸對不同厚度柱形殼體裝藥的沖擊毀傷結(jié)果及對應(yīng)的起爆機制。

通過對比所有計算工況可得：工況3～工況5的中心彈丸可成功沖擊起爆18 mm厚柱形殼體裝藥，工況1、工況2的中心彈丸可成功沖擊起爆鋼殼厚度為16 mm的柱形殼體裝藥，但不能沖擊起爆18 mm厚的柱形殼體裝藥；工況3～工況5的2號周邊彈丸可成功沖擊起爆10 mm，12 mm，14 mm厚柱形殼體裝藥，對于另外2種厚度的裝藥卻無法沖擊起爆；對于10 mm厚柱形殼體裝藥，工況1、工況2的周邊彈丸均可成功沖擊起爆，但對其它另外4種厚度裝藥卻不具備沖擊起爆能力。相同工況下各周邊彈丸沖擊起爆能力存在差異，主要原因是周邊彈丸在飛行過程中軸向?qū)ΨQ，導(dǎo)致對柱形攻擊目標時著角不同；與此同時，不同工況相同周邊彈丸沖擊起爆能力也存在差異，主要起爆方式所導(dǎo)致。

表5 不同工況下MEFP對不同厚柱形殼體裝藥的沖擊毀傷結(jié)果

4 結(jié)論

研究了不同起爆點設(shè)置工況下整體式MEFP成形過程及彈丸總體性能變化規(guī)律，通過對各工況彈丸沖擊侵徹不同厚度柱殼裝藥過程的數(shù)值計算，系統(tǒng)分析各彈丸沖擊起爆效能變化規(guī)律，可得如下結(jié)論：

1)對于工況2～工況5，起爆點等間距設(shè)置越密集彈丸總體性能越好。工況3中心彈丸軸向速度較工況2提升5.4%，周邊彈丸速度較工況2提升6.0%，表明戰(zhàn)斗部起爆點設(shè)置的密集程度在一定范圍內(nèi)對彈丸性能影響明顯。

2)工況3～工況5的彈丸性能指標具有相近性，工況5的彈丸總體性能最優(yōu)。工況4中心彈丸軸向速度是工況3的1.007倍，兩種工況下的周邊彈丸軸向速度相同；工況5周邊彈丸軸向速度是工況3、工況4的1.02倍，工況5中心彈丸軸向速度分別是兩種工況的1.02、1.01倍，表明對于文中設(shè)計的MEFP起爆點等間距設(shè)置超過21之后并不會對彈丸總體性能有較大提升。

3)整體式MEFP戰(zhàn)斗部各彈丸沖擊引爆柱形殼體裝藥時表現(xiàn)出明顯性能差異，主要受柱形裝藥結(jié)構(gòu)和起爆方式等影響。