雙層增強(qiáng)型爆炸反應(yīng)裝甲抗破甲能力數(shù)值模擬研究

胡亞峰,陳維波,李景榮,張 凱,徐宏林

(中國華陰兵器試驗(yàn)中心, 陜西 華陰 714200)

0 引言

20世紀(jì)70年代,爆炸反應(yīng)裝甲(explosive reactive armor,ERA)最早由M.Held教授發(fā)明,因?yàn)槠鋽y帶方便、成本低廉、并且具有較好的抗破甲、抗穿甲能力,逐漸成為坦克等裝甲車輛的主要防護(hù)手段。目前新型爆炸反應(yīng)裝甲主要以“鋼板-炸藥-鋼板”的三明治結(jié)構(gòu)為基礎(chǔ),采用雙層平行或雙層楔形的布局方式進(jìn)行模塊化組合,關(guān)于單層爆炸反應(yīng)裝甲(以下簡稱ERA)抗彈機(jī)理的研究比較廣泛[1-5],而雙層ERA的研究相對較少。M.Held[6]在2001年對帶有單層或雙層ERA的首上裝甲、炮塔裝甲和側(cè)裝甲進(jìn)行抗擊破甲戰(zhàn)斗部試驗(yàn),發(fā)現(xiàn)ERA抗擊破甲戰(zhàn)斗部的能力與法向角密切相關(guān),且雙層ERA較單層有更好的防護(hù)效果。黃正祥等[7]采用數(shù)值模擬方法對雙層平行ERA引爆后各拋板的作用規(guī)律進(jìn)行初步分析。姬龍等[8-9]對雙層ERA不同楔形角條件下,金屬拋板飛離彈軸線所需時(shí)間進(jìn)行研究,為后級戰(zhàn)斗部起爆延時(shí)設(shè)計(jì)提供了參考。張明等[10]采用數(shù)值模擬方法研究了著靶點(diǎn)位置對雙層楔形裝藥反應(yīng)裝甲干擾射流的影響。

如今,隨著串聯(lián)破甲戰(zhàn)斗部前級裝藥口徑不斷增大,以及末端彈道和前后級延時(shí)起爆參數(shù)的不斷優(yōu)化,傳統(tǒng)單層或雙層爆炸反應(yīng)裝甲的抗彈能力顯著下降,已經(jīng)無法應(yīng)對新型反裝甲彈藥的威脅和挑戰(zhàn)。雙層增強(qiáng)型ERA則是通過高強(qiáng)度鋼屏蔽層降低前級射流起爆能力,通過金屬隔板增強(qiáng)后端切割干擾能力,盡可能保證在一定角度范圍內(nèi),前級只能消耗第1層反應(yīng)裝甲,讓主級射流難以逃避第2層反應(yīng)裝甲的干擾。到目前為止,雙層平行組合ERA是主流設(shè)計(jì)方案[11-14],但國內(nèi)外關(guān)于復(fù)雜組合形式的雙層ERA研究較少。為了進(jìn)一步挖掘反應(yīng)裝甲的抗彈能力,基于模塊化組合的思想,構(gòu)建了雙層增強(qiáng)型爆炸反應(yīng)裝甲模型,采用非線性動(dòng)力學(xué)計(jì)算程序LS-DYNA,對其在0°、22°、45°、68°等4種侵徹角度下抗擊某型制導(dǎo)彈藥前級戰(zhàn)斗部的能力進(jìn)行數(shù)值模擬研究,對鋼板拋擲、切割、擾動(dòng)射流的過程進(jìn)行定量計(jì)算,最后通過實(shí)彈飛行破甲試驗(yàn)對數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證。

1 計(jì)算模型與參數(shù)

1.1 模型的建立

雙層增強(qiáng)型ERA主要由高強(qiáng)度裝甲鋼蓋板、平行雙層ERA和隔板組成,其中每個(gè)ERA均采用4 mm/7 mm/4 mm的三明治結(jié)構(gòu),如圖1所示,從上到下依次為蓋板、ERA-1面板、ERA-1夾層炸藥、ERA-1背板、隔板、ERA-2面板、ERA-2夾層炸藥、ERA-2背板和主裝甲,其具體結(jié)構(gòu)參數(shù)如下:蓋板、面板、背板、隔板均采用高強(qiáng)度裝甲鋼,其中蓋板厚度為15 mm;面板、背板、隔板厚度均為5 mm;夾層裝藥為PBX炸藥,裝藥質(zhì)量為300～360 g;蓋板與ERA-1間距15 mm,隔板與雙層ERA間距10 mm,ERA-2與主裝甲間距20 mm。破甲戰(zhàn)斗部采用某型制導(dǎo)彈藥串聯(lián)戰(zhàn)斗部前級聚能裝藥,最大裝藥口徑65.8 mm,炸藥為8701炸藥,藥型罩材料為紫銅,采用中心點(diǎn)起爆方式。

圖1 雙層增強(qiáng)型反應(yīng)裝甲結(jié)構(gòu)

采用TrueGrid軟件建立1/2三維數(shù)值模型,在k文件中編輯*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY關(guān)鍵字,定義炸藥、藥型罩和ERA夾層炸藥的物質(zhì)邊界,炸藥、藥型罩和ERA夾層炸藥和空氣介質(zhì)都采用ALE算法,編入一個(gè)多物質(zhì)歐拉組,反應(yīng)裝甲鋼板結(jié)構(gòu)采用拉格朗日算法,兩者之間應(yīng)用流固耦合算法,在對稱面設(shè)置對稱約束,在空氣外圍設(shè)置自由流出邊界,仿真計(jì)算模型如圖2所示。

圖2 有限元模型示意圖

1.2 材料模型及參數(shù)

聚能戰(zhàn)斗部的炸藥采用高能炸藥材料模型和JWL狀態(tài)方程描述,具體參數(shù)見表1[16],其中ρ為密度;D為爆速;PCJ為爆轟波C-J面壓力;A、B、R1、R2、ω為試驗(yàn)確定的常數(shù);E0為單位體積的初始內(nèi)能。紫銅藥型罩采用Gruneisen狀態(tài)方程和Johnson-Cook本構(gòu)模型描述,具體參數(shù)見表2[16];炸藥和藥型罩材料參數(shù)均經(jīng)過試驗(yàn)驗(yàn)證[15-16],滿足計(jì)算精度要求。鋼板采用Plastic-Kinematic模型,其中E為彈性模量,λ為泊松比,σs為材料的彈性屈服強(qiáng)度,C、P為材料應(yīng)變率相關(guān)常數(shù),β為隨動(dòng)硬化系數(shù),fs為失效應(yīng)變,具體參數(shù)見表3。反應(yīng)裝甲夾層炸藥為PBX-9404,采用Lee-Tarver點(diǎn)火增長模型進(jìn)行描述,該模型的反應(yīng)速率方程為:

G2(1-λ)eλgpz

(1)

式中:λ為炸藥氣體質(zhì)量與炸藥總質(zhì)量比,也稱為反應(yīng)度;ρ0為炸藥初始密度;ρ為炸藥當(dāng)前密度;p為炸藥爆轟壓力;I、Gl、G2、a、b、c、d、e、g、x、y、z為12個(gè)可調(diào)參數(shù)。式(1)右邊第1項(xiàng)為點(diǎn)火項(xiàng);第2項(xiàng)為成長項(xiàng),描述了熱點(diǎn)向內(nèi)外傳遞過程;第3項(xiàng)為快反應(yīng)項(xiàng),描述了燃燒快速向爆轟轉(zhuǎn)變的過程。a為臨界壓縮度,當(dāng)炸藥壓縮到某一值時(shí)點(diǎn)火開始,點(diǎn)火項(xiàng)是沖擊強(qiáng)度和壓力持續(xù)時(shí)間的因變量;b和c分別為點(diǎn)火項(xiàng)和燃燒項(xiàng)的燃耗冪數(shù),參數(shù)x和I則控制了點(diǎn)火熱點(diǎn)的數(shù)量,早期熱點(diǎn)生長由G1和d控制,反應(yīng)速率則由G2和z確定。當(dāng)λ>λIGmax時(shí),點(diǎn)火項(xiàng)停止;當(dāng)λ>λIG1max時(shí),燃燒項(xiàng)停止;當(dāng)λ<λIG2min時(shí),快速反應(yīng)階段完成,具體材料參數(shù)見表4[17]。

表1 8701炸藥材料參數(shù)

表2 紫銅材料參數(shù)

表3 鋼板材料參數(shù)

表4 PBX炸藥Lee-Tarver點(diǎn)火增長模型參數(shù)

2 沖擊引爆效果及射流受干擾情況分析

構(gòu)建了0°、22°、45°、68°等4種侵徹角度(射流軸線與靶面法線夾角)下的數(shù)值計(jì)算模型,聚能射流對雙層增強(qiáng)型反應(yīng)裝甲的沖擊引爆情況如圖3所示,具體計(jì)算結(jié)果如表5所示。0°和22°侵徹,射流可以引爆并擊穿雙層ERA;45°侵徹,雖然可以引爆雙層ERA,但難以擊穿第2層ERA,并且其引爆第1層ERA的Held判據(jù)值已經(jīng)下降到22 mm3/μs2,接近沖擊引爆的臨界值[18],由于受到爆炸產(chǎn)物橫向沖擊和鋼板切割的雙重作用,射流形態(tài)紊亂,較初始軸線發(fā)生較大偏移,t=246 μs時(shí)刻,最大速度已經(jīng)降至921 m/s,侵徹能力顯著下降,此時(shí)尚未擊穿ERA-2背板。由此可以判斷,當(dāng)侵徹角度大于45°時(shí),引爆第2層ERA的難度會(huì)逐漸增大;68°侵徹,射流只能引爆第1層ERA。

侵徹角度的變化,對射流速度、射流形態(tài)有較大影響。主要是因?yàn)檎ㄋ幈Z、爆炸產(chǎn)物沖擊以及鋼板的切割在不同角度下的作用效果有較大不同。圖4給出了不同侵徹角度射流頭部速度隨時(shí)間變化曲線,侵徹角度為45°時(shí)v-t曲線下降最快,侵徹角度為0°時(shí)v-t曲線下降最慢,由于68°角侵徹,第2層ERA沒有被引爆,因此v-t曲線下降速率略低于45°侵徹。在雙層反應(yīng)裝甲均引爆的情況下,射流頭部速度的下降速率隨著角度的增加而增加。圖5給出了擊穿蓋板、ERA1、ERA2的殘余射流隨侵徹角度變化曲線,由圖5可以看出,殘余射流速度隨侵徹角度的增加而逐漸降低,且下降速率越來越大,接近于指數(shù)衰減。當(dāng)侵徹角度≥45°,殘余射流難以從ERA2作用場中逃逸,當(dāng)侵徹角度≥68°,殘余射流難以從ERA1作用場中逃逸。

圖3 不同角度侵徹射流干擾形態(tài)

表5 數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果

圖4 不同侵徹角度射流頭部速度變化曲線

圖5 殘余射流隨侵徹角度變化曲線

侵徹角度變化對射流形態(tài)影響最大,最終影響戰(zhàn)斗部的毀傷效能。圖6為不同侵徹角度射流軸線偏離程度隨時(shí)間變化曲線,0°侵徹幾乎沒有任何軸向偏移,22°侵徹軸向偏移還不太明顯,雙層ERA對軸向偏移的作用界限也不清晰,線性擬合度良好。45°侵徹軸向偏移已經(jīng)十分明顯,雙層REA對軸向偏移的作用界限清晰,2次作用的曲線的斜率相近,這里主要對第2層作用過程進(jìn)行線性擬合。68°侵徹雖然只有第1層ERA作用,但軸向偏移卻非常明顯。對不同侵徹角度的軸向偏移量進(jìn)行線性擬合,得到的斜率即為不同角度下射流的橫向偏移速度,如圖7所示,該橫向偏移速度隨侵徹角度變化應(yīng)服從指數(shù)分布。擬合得到某型制導(dǎo)彈藥前級射流橫向偏移速度Vlateral隨侵徹角度θ變化公式為:

Vlateral=77eθ/33-82

(2)

式中:Vlateral單位為m/s;適用范圍0°<θ<90°。該公式對于判斷某型制導(dǎo)彈藥前級射流不同角度侵徹時(shí)軸線偏移程度具有參考價(jià)值。

圖6 不同侵徹角度射流軸線偏離度

3 鋼板拋擲與射流切割規(guī)律分析

聚能射流穿透金屬板并擊中高能炸藥層,炸藥迅速爆轟,在爆轟產(chǎn)物壓力作用下,金屬板獲得較大加速度,并沿板表面法向方向運(yùn)動(dòng),運(yùn)動(dòng)速度與夾層炸藥質(zhì)量和金屬板質(zhì)量的比值有關(guān)(Gurney模型)。金屬拋板對射流具有較強(qiáng)的切割作用,其干擾射流的過程可分為2個(gè)階段[19]:射流高速段產(chǎn)生斷續(xù)干擾(卵石模型),射流低速段產(chǎn)生連續(xù)干擾(穩(wěn)定干擾)。反應(yīng)裝甲各鋼板拋擲速度時(shí)程曲線如圖8所示,“上切下?lián)酢边B續(xù)干擾示意圖(45°)如圖9所示。

圖7 橫向偏移速度隨侵徹角度變化曲線

圖8 反應(yīng)裝甲各鋼板拋擲速度時(shí)程曲線

圖9 “上切下?lián)酢边B續(xù)干擾示意圖(45°)

由圖8可以看出:t=67 μs時(shí),ERA-1背板以950 m/s的速度撞擊隔板,兩者質(zhì)量相當(dāng),經(jīng)過13 μs的阻尼震蕩,最終以480 m/s的速度向下運(yùn)動(dòng);t=80 μs時(shí),ERA-2面板在加速階段以738 m/s 的反向速度與ERA1背板和隔板相撞,三者最終速度穩(wěn)定在40 m/s;t=71 μs時(shí),ERA-1面板以970 m/s的速度撞擊蓋板,兩者最終以180 m/s的速度沿法線方向拋擲;由于沒有設(shè)置主裝甲,ERA-2背板拋擲速度最終穩(wěn)定在1 015 m/s,若設(shè)置主裝甲其速度將驟然下降。在鋼板運(yùn)動(dòng)規(guī)律確定的情況下,侵徹角度越大,越容易形成連續(xù)干擾,由圖9可知,ERA-1面板向上運(yùn)動(dòng)不斷切割射流,形成一個(gè)長條形的切割區(qū)域,ERA-1背板向下運(yùn)動(dòng),與射流頭部不斷更換碰撞位置,形成一個(gè)長條形的阻擋區(qū)域。

計(jì)算結(jié)果顯示:角度侵徹在45°以上,t=58～82 μs,鋼板運(yùn)動(dòng)速度較高,基本上滿足連續(xù)干擾模式,持續(xù)時(shí)間為20～30 μs;隨后各鋼板的速度均顯著下降,將會(huì)進(jìn)入“卵石”斷續(xù)干擾階段。

表6 給出了不同侵徹角度各層鋼板切孔長度的仿真計(jì)算結(jié)果,由表6可以看出,隨著侵徹角度增大,ERA-1面板、背板切割長度不斷增大,而隔板、ERA-2面板的切割長度在侵徹角度從22°增加到45°時(shí),反而出現(xiàn)了下降,這是因?yàn)樵诖蠼嵌认律淞魇艿?層ERA干擾明顯,射流侵徹能力大大下降,難以有效切割后續(xù)鋼板。此外為了提高計(jì)算效率,模型沒有設(shè)置主裝甲,因此45°侵徹時(shí),ERA-2背板無障礙拋擲,導(dǎo)致切割長度為0。

表6 不同侵徹角度鋼板切孔長度(cm)

4 飛行破甲試驗(yàn)驗(yàn)證

采用某型制導(dǎo)彈藥對鋪設(shè)雙層增強(qiáng)型反應(yīng)裝甲,且法線角為68°的鋼板靶進(jìn)行實(shí)彈射擊,采用高速錄像拍攝終點(diǎn)中靶姿態(tài),測試所得落角為21.5°,彈體侵徹角度為46.5°,實(shí)驗(yàn)結(jié)果顯示后級戰(zhàn)斗部射流無障礙穿透主裝甲,現(xiàn)場毀傷情況如圖10所示。圖10(a)為反應(yīng)裝甲底殼殘骸,內(nèi)部共裝有4個(gè)雙層增強(qiáng)型ERA單元,左下角發(fā)黑區(qū)域?yàn)殡p層增強(qiáng)型ERA單元被引爆后ERA-2背板撞擊的痕跡,可以看出其余3個(gè)ERA單元并未發(fā)生殉爆,底殼中間的裂縫為背板撞擊撕裂所致;由圖10(b)可知,可以在鋼板靶上看到ERA-2背板撞擊痕跡和主射流穿孔,但未發(fā)現(xiàn)前級射流殘骸和穿孔痕跡。

圖10 飛行破甲試驗(yàn)結(jié)果

飛行破甲試驗(yàn)結(jié)果顯示:46°侵徹時(shí),前級射流可以引爆雙層ERA,但殘余射流無法從ERA-2作用場中逃逸,這與數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果基本一致?？梢姽ロ攺椀酪约扒凹壌罂趶窖b藥的設(shè)計(jì)方案增加了反應(yīng)裝甲的防御難度。

5 結(jié)論

利用非線性動(dòng)力學(xué)程序LS-DYNA對某型制導(dǎo)彈藥前級戰(zhàn)斗部射流成型、侵徹以及沖擊引雙層增強(qiáng)型反應(yīng)裝甲的過程進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算和試驗(yàn)驗(yàn)證,研究結(jié)果表明:

1) 當(dāng)侵徹角度≤45°時(shí),2層ERA均被引爆;當(dāng)侵徹角度>45°,ERA-2的引爆難度增大,殘余射流無法從ERA-2作用場逃逸;當(dāng)侵徹角度≥68°,只ERA-1被引爆,且殘余射流無法從ERA-1作用場逃逸,前級戰(zhàn)斗部引爆能力的計(jì)算結(jié)果與飛行破甲試驗(yàn)結(jié)果基本一致。

2) 侵徹角度越大,射流橫向偏移越明顯,射流橫向偏移速度Vlateral與侵徹角度θ滿足指數(shù)關(guān)系式:Vlateral=77eθ/33-82。

3) 侵徹角度在45°以上時(shí),面板和背板“上切下?lián)酢钡倪B續(xù)干擾模式持續(xù)時(shí)間為20～30 μs,隨后進(jìn)入“卵石”斷續(xù)干擾模式。