前艙干擾下錐弧藥型罩射流成型及侵徹性能研究?

張 利 姚黃偉

①安徽東風(fēng)機(jī)電科技股份有限公司（安徽合肥，231202）②南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院（江蘇南京，210094）

引言

因具有速度快、能量密度高、穿透能力強(qiáng)等特點(diǎn)，聚能戰(zhàn)斗部被廣泛地用于各種炮彈、魚雷和導(dǎo)彈等彈藥系統(tǒng)中。由于制導(dǎo)裝置經(jīng)常位于聚能裝藥戰(zhàn)斗部前艙，且距離藥型罩底部較近，當(dāng)聚能戰(zhàn)斗部起爆時(shí)，射流在穿過前艙時(shí)未完全成型，射流頭部速度會(huì)被前艙消耗，嚴(yán)重影響射流破甲的威力[1]。

藥型罩是聚能戰(zhàn)斗部的關(guān)鍵部件，藥型罩結(jié)構(gòu)對(duì)射流的拉伸性能、侵徹能力等有顯著的影響。肖強(qiáng)強(qiáng)等[1]設(shè)計(jì)了一種新型結(jié)構(gòu)的藥型罩，對(duì)比常規(guī)藥型罩，可以有效地減小制導(dǎo)艙對(duì)射流的干擾；邵彬等[2]通過LS-DYNA有限元軟件模擬得出，在導(dǎo)引頭的干擾下，大錐角藥型罩形成的射流破甲能力更強(qiáng)；王志軍等[3]設(shè)計(jì)了一種星錐形藥型罩，通過射流的二次碰撞來(lái)提高射流的頭部速度，進(jìn)而提高裝藥結(jié)構(gòu)的侵徹能力；童宗保等[4]提出了一種M形藥型罩，該藥型罩能夠形成直徑較大的環(huán)形射流，射流穩(wěn)定。

為了有效地降低前艙對(duì)聚能射流的干擾作用，提高聚能戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶的威力，本文中，設(shè)計(jì)了一種錐弧藥型罩。利用AUTODYN-2D動(dòng)力學(xué)仿真軟件數(shù)值模擬兩種小錐段不同壁厚的錐弧藥型罩和傳統(tǒng)藥型罩在前艙干擾情況下的射流成型情況，并進(jìn)行兩種小錐段不同壁厚藥型罩對(duì)混凝土靶板的靜態(tài)侵徹試驗(yàn)。通過分析錐弧藥型罩與傳統(tǒng)藥型罩侵徹性能的差異、錐弧藥型罩壁厚對(duì)聚能戰(zhàn)斗部威力的影響以及錐弧藥型罩對(duì)混凝土靶的侵徹性能，以期為聚能戰(zhàn)斗部設(shè)計(jì)提供一定參考。

1 裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)的聚能裝藥和傳統(tǒng)聚能裝藥主要由藥型罩、藥柱和隔板組成。3種裝藥口徑均為174 mm，高度均為230 mm。藥柱采用JO-8炸藥。圖1(a)、圖1(b)分別為小錐段1.6、2.5 mm壁厚錐弧藥型罩；圖1(c)為相同裝藥結(jié)構(gòu)下的傳統(tǒng)藥型罩。

圖1 藥型罩結(jié)構(gòu)(單位:mm)Fig.1 Structure of liners(unit:mm)

2 數(shù)值模型建立及參數(shù)選擇

2.1 模型建立

數(shù)值仿真模型包括聚能裝藥和模擬前艙。其中，模擬前艙內(nèi)部電路板可等效為多層間隔靶板。聚能裝藥和模擬前艙為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，因此，采用AUTODYN-2D程序進(jìn)行二維計(jì)算，且只需要建立1/2模型。聚能裝藥與模擬前艙的對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)如圖2所示。

圖2 聚能裝藥與模擬前艙對(duì)應(yīng)結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of structure of shaped charge and simulated forebay

炸藥、空氣域、藥型罩和隔板采用Euler網(wǎng)格，為了獲得更好的射流形狀，采用局部加密的建模方式；模擬前艙采用Lagrange網(wǎng)格。空氣域在邊界節(jié)點(diǎn)上設(shè)置flow-out的邊界條件，初始條件設(shè)為still air，目的是為了模擬無(wú)限空氣域。利用裝藥底部端面中心點(diǎn)起爆。單位制為mm-mg-ms。

2.2 材料模型

炸藥的爆轟產(chǎn)物采用JWL狀態(tài)方程。該方程能夠精準(zhǔn)地描述爆轟氣體產(chǎn)物的體積、壓力、能量等特性。JO-8炸藥的材料參數(shù)見表1。

表1 JO-8炸藥參數(shù)Tab.1 Material parameters of JO-8 explosive

其他材料參數(shù)均來(lái)自AUTODYN自帶材料庫(kù)。藥型罩材料為鈦合金，選用Titanium材料，采用Shock狀態(tài)方程和Steinberg Guinan強(qiáng)度模型；隔板材料為膠木，選用Polyureth材料，采用Shock狀態(tài)方程；前艙材料為鋁合金，選用Al 2024-T4材料，采用Shock狀態(tài)方程和Steinberg Guinan強(qiáng)度模型。主要材料參數(shù)如表2所示。

表2 主要材料參數(shù)Tab.2 Main material parameters

3 仿真計(jì)算結(jié)果及分析

3.1 聚能裝藥炸藥爆炸過程

圖3為兩種不同壁厚的錐弧藥型罩和傳統(tǒng)藥型罩的射流成型過程。炸藥爆炸過程中，隔板起到調(diào)整爆轟波波形的作用。爆轟波在繞過隔板后，向軸線形成匯聚波，驅(qū)動(dòng)藥型罩變形、壓垮，提高了炸藥能量利用率。錐弧藥型罩的錐形部分首先被壓垮到軸線處，形成頭部高速射流；隨后，藥型罩的弧形部分開始?jí)嚎宓捷S線處，形成粗大射流。40μs時(shí)，1.6 mm壁厚錐弧藥型罩頭部速度為10 170 m/s；2.5 mm壁厚的錐弧藥型罩頭部速度為9 899 m/s；傳統(tǒng)藥型罩頭部速度為9 436 m/s。在相同時(shí)刻，壁厚小的錐弧藥型罩形成的射流頭部速度大。這是由于藥型罩壁厚小，炸藥作用在單位質(zhì)量上的能量大，射流頭部速度有所提高。

圖3 藥型罩射流成型過程Fig.3 Jet forming process of liners

3.2 射流侵徹模擬前艙過程

錐弧藥型罩形成射流侵徹模擬前艙的過程中，由藥型罩錐形部分形成的頭部高速射流完成對(duì)模擬前艙的侵徹開孔，后續(xù)射流沿開孔穿過模擬前艙，對(duì)目標(biāo)進(jìn)行侵徹。

小錐段不同壁厚錐弧藥型罩和相同裝藥結(jié)構(gòu)下傳統(tǒng)藥型罩形成的射流穿過模擬前艙的頭部速度和尾部干擾情況對(duì)比如圖4所示。

圖4 射流侵徹模擬前艙過程Fig.4 Process of jet penetrating simulated forebay

射流在穿過模擬前艙時(shí)，除了頭部高速射流被前艙隔板消耗外，尾部粗大射流也受前艙中心孔的干擾。1.6 mm壁厚錐弧藥型罩的射流速度從10 160 m/s下降到8 189 m/s，下降了19.4%；2.5 mm壁厚錐弧藥型罩的射流速度從9 899 m/s下降到7 831 m/s，下降了20.9%；傳統(tǒng)藥型罩的射流速度從9 436 m/s下降到7 451 m/s，下降了21.0%。這說明在聚能射流拉伸階段，模擬前艙對(duì)聚能射流頭部速度的消耗很大。

由表3可知:經(jīng)過模擬前艙的干擾后，小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流頭部速度更高，比2.5 mm壁厚藥型罩形成的射流高4.5%，比傳統(tǒng)藥型罩形成的射流高9.0%，故小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流速度梯度更大。小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩比小錐段2.5 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流長(zhǎng)3.3%，比傳統(tǒng)藥型罩形成的射流長(zhǎng)3.1%，故小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流延展性更好。射流依靠動(dòng)能來(lái)侵徹靶板，射流的質(zhì)量和速度是影響侵徹性能的重要因素。因此，小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流侵徹性能更好。

表3 藥型罩侵徹模擬前艙后參數(shù)Tab.3 Parameters of liners after penetrating simulated forebay

3.3 射流侵徹混凝土開孔直徑

數(shù)值模擬中，混凝土RHT本構(gòu)參數(shù)有35個(gè)，難以得到可靠性數(shù)值仿真結(jié)果。本文中，數(shù)值仿真只進(jìn)行射流侵徹模擬前艙分析，并根據(jù)侵徹模擬前艙后的頭部速度，通過理論計(jì)算得到聚能射流侵徹混凝土靶板的開孔直徑。

文獻(xiàn)[5]中，剛性彈丸侵徹靶板開孔直徑為

式中:Dc為彈丸侵徹目標(biāo)靶板的開孔直徑；DP為彈丸直徑；ρP和ρt分別為彈丸和目標(biāo)靶板的密度；vD為彈丸的侵徹速度；σ=2Y/3，Y為目標(biāo)靶板強(qiáng)度。

研究射流侵徹靶板開孔直徑時(shí)，射流的侵徹速度為

類似式(1)，射流侵徹靶板的開孔直徑為

式中:D′c為射流侵徹目標(biāo)靶板的開孔直徑；D′P為射流的頭部直徑；ρ′p為射流的密度。

根據(jù)式(3)計(jì)算可得:1.6 mm壁厚藥型罩侵徹混凝土的開孔直徑為112 mm；2.5 mm壁厚藥型罩侵徹混凝土的開孔直徑為92 mm；傳統(tǒng)藥型罩侵徹混凝土的開孔直徑為90 mm。故小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流侵徹混凝土靶的開孔直徑最大。

4 侵徹性能試驗(yàn)

研究發(fā)現(xiàn)，在相同裝藥情況下，傳統(tǒng)藥型罩的侵徹能力與錐弧藥型罩的侵徹能力相差甚遠(yuǎn)。本文中，只針對(duì)兩種小錐段不同壁厚的錐弧藥型罩在模擬前艙的干擾下對(duì)C40鋼筋混凝土靶板的靜爆威力進(jìn)行試驗(yàn)，對(duì)比分析錐弧藥型罩的小錐段壁厚對(duì)鋼筋混凝土靶侵徹性能的影響。鋼筋混凝土靶板的迎彈面尺寸為2 000 mm×2 000 mm，厚度為1 200 mm。靶板按照《防護(hù)工程防常規(guī)武器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》[6]中的相關(guān)要求進(jìn)行修建。靶板養(yǎng)護(hù)28 d后進(jìn)行試驗(yàn)。

試驗(yàn)布置示意圖如圖5所示。模擬前艙、聚能裝藥和靜爆引信組裝后放置在試驗(yàn)架上。調(diào)整試驗(yàn)架位置，使得模擬前艙前端面和鋼筋混凝土靶板的迎彈面接觸，并保證模擬前艙與靶板中心對(duì)正。

圖5 試驗(yàn)現(xiàn)場(chǎng)布置圖(單位:mm)Fig.5 Layout of test(unit:mm)

試驗(yàn)時(shí)，將雷管置于裝藥底部端面中心點(diǎn)起爆，聚能裝藥形成高速射流并侵徹混凝土靶板。聚能射流頭部首先與混凝土靶板開始接觸，接觸的瞬間向靶板內(nèi)部傳入瞬時(shí)沖擊波，雖然響應(yīng)區(qū)域較小，但壓力的驟然變化使得靶板發(fā)生壓縮和剪切變形，產(chǎn)生橫向擴(kuò)孔效應(yīng)，形成混凝土漏斗坑破壞過程；當(dāng)射流頭部侵徹進(jìn)入靶板后，聚能射流進(jìn)入穩(wěn)定侵徹過程，形成粗細(xì)相間的柱形侵徹孔；在聚能射流向靶板內(nèi)傳入沖擊波的同時(shí)，靶板也反作用于聚能射流一個(gè)沖擊波，隨著聚能射流侵徹深度的增加，射流頭部速度快速降低，加之聚能射流梯度，在侵徹過程會(huì)出現(xiàn)堆積現(xiàn)象；當(dāng)聚能射流頭部速度小于靶板的臨界侵徹速度時(shí)，侵徹過程基本結(jié)束，靶板侵徹深度達(dá)到最大[7]。

圖6、表4為兩種不同壁厚錐弧藥型罩形成的射流侵徹混凝土靶板的毀傷結(jié)果?？梢钥闯?

表4 兩壁厚射流靜破甲試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比Tab.4 Result comparison of static armor breaking test of jet with two wall thickness

圖6 聚能戰(zhàn)斗部對(duì)混凝土靶板的毀傷效果Fig.6 Damage outcome of shaped charge warhead on concrete target

1)通過理論計(jì)算的開孔直徑與試驗(yàn)所得到的開孔直徑對(duì)比，誤差分別為3.5%和2.1%，證明了仿真計(jì)算和理論計(jì)算的可靠性；

2)1.6 mm和2.5 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流都能穿透1 200 mm的C40鋼筋混凝土靶板；

3)1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流的開孔直徑和出孔直徑比2.5 mm壁厚的射流大2 0%和27%，故1.6 mm壁厚藥型罩形成的射流的侵徹能力更好。

5 結(jié)論

1)在爆轟壓力作用下，錐弧藥型罩的錐形部分形成頭部高速射流，減少在前艙的射流消耗，增加侵徹深度；弧形部分形成的射流質(zhì)量利用率高，可形成粗大射流，提高侵徹能力。在經(jīng)過模擬前艙干擾后，小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流與傳統(tǒng)藥型罩形成的射流相比:射流速度提高了9.0%，射流長(zhǎng)度提高了3.1%。

2)小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流在穿過模擬前艙后，射流頭部速度更高，射流速度梯度更明顯:射流頭部速度比小錐段2.5 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流提高了4.5%，射流長(zhǎng)度提高了3.3%。

3)靜破甲試驗(yàn)表明:兩種壁厚的錐弧結(jié)構(gòu)藥型罩均能夠侵徹1 200 mm厚的鋼筋混凝土靶板，且1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流開孔直徑和出孔直徑比2.5 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流大20%和27%，即小錐段1.6 mm壁厚錐弧藥型罩形成的射流侵徹性能更好。該結(jié)論與數(shù)值模擬結(jié)果相吻合。