傳爆管偏置對(duì)子彈預(yù)制破片戰(zhàn)斗部威力的影響*

劉志林,王雨時(shí),聞　泉,張志彪,高　輝

(1　南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,南京　210094;2　遼寧錦華機(jī)電有限公司,遼寧興城　125125)

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傳爆管偏置對(duì)子彈預(yù)制破片戰(zhàn)斗部威力的影響*

劉志林1,王雨時(shí)1,聞泉1,張志彪1,高輝2

(1南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院,南京210094;2遼寧錦華機(jī)電有限公司,遼寧興城125125)

摘要:為了給彈藥總體和引信傳爆序列設(shè)計(jì)提供參考,以某中型盤狀子彈為對(duì)象,通過破片初速理論計(jì)算和ANSYS/LS-DYNA仿真,并結(jié)合試驗(yàn),得到了傳爆管不同偏置距離下子彈戰(zhàn)斗部預(yù)制破片初速各向分布。結(jié)果表明:與中心傳爆系統(tǒng)相比,偏心傳爆系統(tǒng)離傳爆管遠(yuǎn)的破片初速較高。隨傳爆管偏置距離增加,同一周向破片間初速差異變大。傳爆管偏置9 mm時(shí)破片初速增益為-7.28%～8.28%,對(duì)子彈戰(zhàn)斗部破片殺傷場軸對(duì)稱性影響不大,因引信安全性設(shè)計(jì)所需的傳爆管偏置結(jié)構(gòu)可行。

關(guān)鍵詞:彈藥工程;理論分析;數(shù)值模擬;預(yù)制破片戰(zhàn)斗部;引信設(shè)計(jì)

0引言

為滿足隔爆安全性要求,引信常采用錯(cuò)位式爆炸序列結(jié)構(gòu)。錯(cuò)位式爆炸序列中最常見也是最簡單的結(jié)構(gòu),是在隔爆狀態(tài)下將敏感爆炸元件與鈍感爆炸元件錯(cuò)開,而在解除保險(xiǎn)狀態(tài)下兩者對(duì)正。為了保證隔爆安全性,需要有足夠大的隔爆距離。而在軸向尺寸受限的情況下,為了保證鈍感爆炸元件(傳爆管)藥量足夠,就不得不采用錯(cuò)位傳爆結(jié)構(gòu),即敏感爆炸元件對(duì)鈍感爆炸元件雖然在傳爆功能上“對(duì)正”了,但兩者軸線卻未對(duì)正,而是存在一定的偏置距離。文中的研究背景是某中型盤狀子彈(直徑108mm,高51mm)。在解除保險(xiǎn)狀態(tài)下,該子彈引信雷管偏置于傳爆管(無導(dǎo)爆管),而傳爆管偏置于戰(zhàn)斗部主裝藥。因此有必要深入研究該偏心傳爆設(shè)計(jì)(傳爆管偏置)對(duì)子彈戰(zhàn)斗部威力的影響。在此不考慮戰(zhàn)斗部破片速度衰減。由彈丸終點(diǎn)效應(yīng)學(xué)[1]知,在采用破片預(yù)制結(jié)構(gòu)情況下,只需研究其對(duì)戰(zhàn)斗部破片初速的影響。

目前,對(duì)偏心起爆戰(zhàn)斗部破片殺傷效應(yīng)的研究幾乎都是面向定向戰(zhàn)斗部。文獻(xiàn)[2]推導(dǎo)了偏心起爆破片初速公式,并對(duì)預(yù)制破片偏心起爆定向戰(zhàn)斗部破片初速計(jì)算方法進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證;文獻(xiàn)[3-6]運(yùn)用LS-DYNA軟件模擬了不同起爆方式下定向戰(zhàn)斗部破片飛散過程,發(fā)現(xiàn)偏心起爆方式可使戰(zhàn)斗部破片速度和密度在預(yù)定方向上有明顯增益。上述研究關(guān)注了偏心起爆定向戰(zhàn)斗部破片能量增益問題,未考慮爆炸序列偏置的影響。文中討論的中型盤狀子彈與前人研究的常規(guī)偏心起爆式定向戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)差異較大。常規(guī)偏心式定向戰(zhàn)斗部的設(shè)計(jì)目標(biāo)是盡可能獲得定向方位的破片能量增益,從而實(shí)現(xiàn)戰(zhàn)斗部威力“定向”輸出。文中在偏心式定向戰(zhàn)斗部威力分析理論基礎(chǔ)上,結(jié)合ANSYS/LS-DYNA軟件仿真,研究偏心傳爆戰(zhàn)斗部破片能量分布特性,即傳爆管偏置對(duì)子彈預(yù)制破片戰(zhàn)斗部威力的影響,供子母彈及其子彈總體設(shè)計(jì)和引信傳爆序列設(shè)計(jì)參考。

1破片初速理論分析

圖1為預(yù)制破片戰(zhàn)斗部。假設(shè)戰(zhàn)斗部偏心點(diǎn)起爆,起爆點(diǎn)為O1,裝藥爆轟能量分配中心在裝藥幾何中心O和O1連線上,設(shè)為O2。取以O(shè)2為圓心的扇形微元體為研究對(duì)象,微元體厚度為單個(gè)破片的高度?；贕urney破片初速經(jīng)典計(jì)算理論模型[7],假設(shè)炸藥瞬時(shí)爆轟且不考慮端面效應(yīng)。

參考Gurney破片初速經(jīng)典計(jì)算公式的推導(dǎo)過程及能量守恒定律,裝藥的爆轟能量完全轉(zhuǎn)換為爆轟產(chǎn)物動(dòng)能和破片動(dòng)能[5]。以扇形微元體為對(duì)象,則有:

(1)

式中:E為炸藥的比能;dm為微元體內(nèi)主裝藥質(zhì)量;m0為破片質(zhì)量;dM為微元體內(nèi)殼體質(zhì)量。

設(shè)裝藥總質(zhì)量為m,殼體質(zhì)量為M,所研究戰(zhàn)斗部共有n層破片,每層有N個(gè),則有:

(2)

其中i為圖1中陰影部分中裝藥面積占總裝藥端面的比值,即i=S陰/πR2。微元體中殼體部分隨破片位置變化不大,可認(rèn)為近似相同。

整理得破片Ni初速表達(dá)式:

(3)

2偏心傳爆系統(tǒng)數(shù)值模擬與分析

2.1有限元模型建立

偏心傳爆系統(tǒng)有限元模型如圖2所示。傳爆管裝藥直徑19.6mm,高6.5mm;主裝藥直徑86mm,高31.5mm;預(yù)制破片為鎢合金球,直徑3.5mm。預(yù)制破片群在彈體內(nèi)腔繞主裝藥周向均布,9層,預(yù)制破片間由塑料固定。

采用ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行數(shù)值模擬分析。仿真模型采用3D實(shí)體單元solid164,算法為流固耦合法,可準(zhǔn)確模擬裝藥間的傳爆以及炸藥與戰(zhàn)斗部、破片間的相互作用,破片與殼體間采用面侵蝕接觸方式?？諝庥蛟O(shè)置足夠大從而消除邊界影響,因結(jié)構(gòu)面對(duì)稱,所以采用1/2模型(中心起爆為1/4模型)。因真實(shí)雷管以面起爆傳爆管,故在建模中簡化模型,用“三點(diǎn)起爆系統(tǒng)”代替真實(shí)雷管,即傳爆管端面3點(diǎn)同時(shí)偏心起爆(雷管居中于子彈及其戰(zhàn)斗部但偏置于傳爆管)。傳爆管與主裝藥的偏置距離分別為0mm、3mm、5mm、7mm和9mm。

傳爆藥為JH-14炸藥,仿真中選用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL狀態(tài)方程;主裝藥為JH-2炸藥,采用MAT_ELASTIC_PLASTIC_HYDRO材料模型和EOS_IGNITION_AND_GROWTH_OF_

REACTION_IN_HE狀態(tài)方程;空氣層采用材料模型MAT_NULL和EOS_LINEAR_POLY-NOMIAL狀態(tài)方程;引信體材料為45鋼,采用Johnson-Cook本構(gòu)模型和Gruneisen狀態(tài)方程;傳爆管殼采用08鋼,墊片采用仿羊皮紙,彈體選用35CrMnSiA,預(yù)制破片為鎢合金球,材料模型均采用MAT_PLASTIC_KINEMATIC彈塑性隨動(dòng)模型。具體材料參數(shù)如表1～表5所列。

表1　聚黑-14炸藥基本材料參數(shù)[8-9]

表2　聚黑-2炸藥基本材料參數(shù)[8-10]

表3　空氣基本材料參數(shù)[8,10]

表4　引信體45鋼材料的基本材料參數(shù)[11-12]

表5　材料彈塑性隨動(dòng)模型參數(shù)[11-12]

2.2仿真結(jié)果分析

為有助于觀察傳爆管偏置對(duì)傳爆序列傳爆的影響(包括爆轟能量及其傳遞方位不同),圖3～圖6給出了不同時(shí)刻中心傳爆系統(tǒng)和偏心傳爆系統(tǒng)(以偏置距離為7 mm為例)的爆轟波傳播和破片飛散過程。

與中心傳爆系統(tǒng)不同,偏心傳爆系統(tǒng)爆轟波從傳爆管一端以斜球形波傳播,傳爆管仍未完全起爆,爆轟波面就已經(jīng)到達(dá)主裝藥。待滿足主裝藥爆轟條件,爆轟波即開始以斜球形波繼續(xù)傳播。如圖5中2.8 μs時(shí)刻,爆轟波在主裝藥內(nèi)傳播并不對(duì)稱,爆轟壓力峰值偏向于傳爆管偏置的一側(cè)。由圖6可見,傳爆管遠(yuǎn)側(cè)破片初速高于近側(cè)。同樣由于軸向稀疏波及能量耗散的影響,軸向破片層速度呈現(xiàn)中間大兩端小的情況,但與中心傳爆系統(tǒng)不同,偏心傳爆系統(tǒng)不同周向方位的各軸向?qū)娱g破片分布也不盡相同。

采集兩種傳爆系統(tǒng)各方位破片初速如表6所列。表中周向方位角α從傳爆管偏置端起,逆時(shí)針計(jì)算;破片層數(shù)n從頂層往下計(jì)數(shù)。

為比較不同傳爆系統(tǒng)各方位破片的初速差異,將表6中部分?jǐn)?shù)據(jù)整理成圖7～圖8。圖7為不同層破片同一周向兩種傳爆系統(tǒng)間的破片初速比較,圖8為不同周向方位角同一軸向兩種傳爆系統(tǒng)間的破片初速比較。

如圖7所示,中心傳爆系統(tǒng)同一層周向破片速度幾乎相同,而偏心傳爆系統(tǒng)同一周向破片速度隨著周向方位角(0°～180°)的增大而增大。且近傳爆管端初速小于同一位置中心傳爆系統(tǒng)破片初速;遠(yuǎn)側(cè)則相反。比較偏心傳爆系統(tǒng)不同層破片的周向速度分布

圖3　中心傳爆系統(tǒng)爆轟波的傳播過程

圖5　偏心傳爆系統(tǒng)爆轟波的傳播過程

可得,盡管不同層破片速度不同,但隨周向方位角的變化規(guī)律幾乎一致,即同一周向(0°～180°)破片初速隨方位角增大而增大,變化速率從緩慢到加快再到緩慢。

如圖8所示,兩種傳爆系統(tǒng)沿軸向不同層間破片初速分布均滿足破片初速軸向分布理論,即兩端低中間高。比較兩種傳爆系統(tǒng)的不同,中心傳爆系統(tǒng)各周向方位破片軸向分布幾乎相同,偏心傳爆系統(tǒng)破片初速不僅軸向分布數(shù)值有差異,而且隨周向方位角的增大,軸向分布曲線整體數(shù)值越來越大。

圖4　中心傳爆系統(tǒng)破片的飛散過程

圖6　偏心傳爆系統(tǒng)破片的飛散過程

2.3仿真結(jié)果驗(yàn)證

2.3.1理論驗(yàn)證

表6　各方位破片初速仿真結(jié)果匯總

圖7　同一周向中心傳爆與偏心傳爆系統(tǒng)破片初速比較

圖8　同一軸向中心傳爆與偏心傳爆系統(tǒng)各層破片初速比較

3 mm,代入式(3)可得到破片初速結(jié)果如表7所列。此結(jié)果建立在裝藥一維平面爆轟模型基礎(chǔ)上,同一周向方位不同層破片初速理論上一致。而實(shí)際裝藥驅(qū)動(dòng)破片飛散沿軸向初速截然不同,因此本理論僅對(duì)周向破片的分布趨勢(shì)有指導(dǎo)意義。由于軸向稀疏波的影響,所以選取初速最高的破片層(第5層)為對(duì)象進(jìn)行誤差分析。綜合表6和表7,作圖9,可得對(duì)應(yīng)兩種方法的中心傳爆系統(tǒng)和偏心傳爆系統(tǒng)各周向破片初速的分布差異。

由圖9知,理論計(jì)算與仿真初速分布曲線接近且隨周向角變化增益幾乎相同,可說明仿真結(jié)果可信。

此外,仿真值略小于理論值。從理論計(jì)算模型上分析,初速理論基于能量守恒定律,在爆轟波傳播中忽略了軸向稀疏波和能量泄漏影響,因而最終賦予破片的能量有所增加。

2.3.2試驗(yàn)驗(yàn)證

試驗(yàn)主要測(cè)試戰(zhàn)斗部破片殺傷特性,并測(cè)定破片初速。試驗(yàn)用子彈樣品2發(fā),由8號(hào)工程電雷管代替引信中的火焰雷管通過傳爆管起爆,與圖2結(jié)構(gòu)相同。

表7　各方位破片初速(m/s)計(jì)算結(jié)果匯總

圖9　中心傳爆系統(tǒng)和偏心傳爆系統(tǒng)破片初速理論與仿真數(shù)值比較

按GJB 3197—1998炮彈試驗(yàn)方法的方法301.4中通靶測(cè)速法[13]測(cè)定破片初速。共設(shè)置2種距離4

塊測(cè)速靶,測(cè)速靶與爆心距離已知。據(jù)不同靶板返回通路信號(hào)時(shí)間不同,通過多元回歸法可測(cè)定破片平均初速。

本次試驗(yàn)測(cè)定破片平均初速為1 588 m/s,仿真得偏心傳爆系統(tǒng)破片初速在1 301.5～1 621.7 m/s之間,仿真值與試驗(yàn)結(jié)果相當(dāng),也說明仿真結(jié)果可信。

3不同偏心傳爆方案系統(tǒng)仿真結(jié)果

為了進(jìn)一步討論傳爆管偏置對(duì)破片戰(zhàn)斗部威力的影響,本節(jié)將研究傳爆管不同偏心位置(3 mm、5 mm、7 mm和9 mm)下戰(zhàn)斗部破片初速分布情況。

利用ANSYS/LS-DYNA軟件對(duì)不同偏心傳爆方案進(jìn)行仿真分析,方法同上。將仿真結(jié)果處理得到各方案破片初速增益分布,如表8所列。

表8　各偏心傳爆方案破片初速增益分布

4結(jié)論

a)不同于中心傳爆系統(tǒng),偏心傳爆系統(tǒng)周向破片初速并不一致,隨著周向角的增大,在0°～180°范圍內(nèi),破片初速越來越大,初速變化速率由慢到快再變緩慢。并且,靠近傳爆管一側(cè)(0°～90°)破片初速小于中心傳爆系統(tǒng)破片初速,遠(yuǎn)離一側(cè)則相反。

b)隨著傳爆管偏置距離的增加,同一周向破片間初速大小差異變大,且近傳爆管端破片初速更低,遠(yuǎn)端破片初速更高。

c)傳爆管偏置9 mm時(shí)破片初速增益為-7.28%～8.28%,對(duì)子彈戰(zhàn)斗部破片殺傷場軸對(duì)稱性影響不大,因引信安全性設(shè)計(jì)所需的傳爆管偏置結(jié)構(gòu)可行。

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*收稿日期:2015-02-09

作者簡介:劉志林(1990-),男,安徽合肥人,碩士研究生,研究方向:彈藥工程與引信技術(shù)。

中圖分類號(hào):TJ410.3

文獻(xiàn)標(biāo)志碼:A

InfluenceofBoosterBiasonLethalityofPremadeFragmentationWarheadofBomblet

LIUZhilin1,WANGYushi1,WENQuan1,ZHANGZhibiao1,GAOHui2

(1SchoolofMechanicalEngineering,NanjingUniversityofScienceandTechnology,Nanjing210094,China;2LiaoningJinhuaElectromechanicalCo.Ltd,LiaoningXingcheng125125,China)

Abstract:In order to provide a reference for design of ammunition system and explosive train in fuze, based on a medium-sized bomblet, theoretical calculation of the initial velocity theory of fragment, simulation analysis by ANSYS/LS-DYNA and experiment were applied. Distribution of initial velocity of fragmentation warhead with different eccentric booster of bomblet was obtained. The results show that compared with center detonating propagation system, the fragment initial velocity of eccentric detonation propagation system increases as increase of the distance between fragment and booster. The initial velocity difference between fragment increases with increase of location of booster. While eccentric distance is 9 mm, the enhancement of initial velocity of fragment can reach -7.28%-8.28%, which has little effect on lethal symmetry of bomblet warhead fragments, therefore, the eccentric detonation structure required by fuze safety design is feasible.

Keywords:ammunition engineering; theoretical analysis; numerical simulation; fragmentation warhead; fuze design