成樂樂，趙太勇，陳智剛，印立魁，王維占

(中北大學(xué) 地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，山西 太原 030051)

聚能型爆炸反應(yīng)裝甲在坦克防御系統(tǒng)中扮演著關(guān)鍵性的角色，其作用原理是依靠本身爆炸產(chǎn)生的線性自鍛破片對射流和動(dòng)能穿甲彈進(jìn)行干擾，降低對坦克主裝甲的毀傷威力。利用圓缺型藥型罩壓合形成的線性爆炸成型侵徹體(LEFP)，能夠有效地對桿式穿甲彈進(jìn)行切割干擾。形成LEFP的藥型罩與形成EFP的藥型罩橫截面相同，但其縱向延伸的結(jié)構(gòu)在線性聚能裝藥作用下形成類似“刀”狀的LEFP，也稱為線性自鍛破片。目前，國內(nèi)一些學(xué)者進(jìn)行了相關(guān)研究，李歌、李小笠等[1-2]對線性自鍛破片干擾桿式穿甲彈進(jìn)行了研究；李勇等[3]對多段線性聚能裝藥干擾桿式穿甲彈進(jìn)行了試驗(yàn)研究；黃正祥等[4]對聚能型反應(yīng)裝甲的結(jié)構(gòu)參數(shù)進(jìn)行了詳細(xì)分析。

有關(guān)線性自鍛破片干擾穿甲彈的最佳角度等因素的研究較少，具有相對充足的研究空間。筆者主要利用LS-DYNA軟件[5]對線性自鍛破片切割穿甲彈的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，對影響線性自鍛破片干擾穿甲彈的切割角度和穿甲彈速度等因素進(jìn)行相關(guān)研究。

1 數(shù)值模擬

1.1 數(shù)值建模

對桿式穿甲彈受LEFP的切割干擾時(shí)侵徹后效靶的過程進(jìn)行仿真模擬，并簡化了仿真模型，模型由炸藥、LEFP藥型罩、桿式穿甲彈及后效靶組成，如圖1所示。

穿甲彈初速選擇1 200、1 500和1 700 m/s，入射方向與靶板法線夾角為30°，穿甲彈軸線與LEFP結(jié)構(gòu)軸線的夾角記為切割角θ，分別選擇45°、60°、75°、90°、105°、120°和135°。穿甲彈幾何模型的基本結(jié)構(gòu)參數(shù)為：彈徑10 mm；長度100 mm；長徑比為10。線性聚能裝藥結(jié)構(gòu)的基本參數(shù)為：裝藥直徑為30 mm；裝藥高度30 mm；線性球缺罩內(nèi)圓半徑15.45 mm；外圓半徑17 mm。

為了節(jié)約計(jì)算時(shí)間，采用1/2結(jié)構(gòu)建立三維有限元模型，并設(shè)置對稱約束條件于模型的對稱面上。計(jì)算網(wǎng)格采用Solid164八節(jié)點(diǎn)六面體單元，炸藥、藥型罩、空氣采用ALE算法，與穿甲彈、后效靶板之間的接觸作用采用流固耦合算法[6]。在模型的邊界節(jié)點(diǎn)上施加壓力留出邊界條件，避免壓力在邊界上的反射。數(shù)值模型采用cm-g-μs單位制。

1.2 材料模型

本算例中，藥型罩材料采用紫銅，后效靶板采用45#鋼，穿甲彈采用鎢合金材料，所有金屬材料都采用JOHNSON-COOK材料模型[6]和GRUNEISEN狀態(tài)方程，各金屬的材料參數(shù)如表1所示，表1中C為應(yīng)變率相關(guān)系數(shù)，n為應(yīng)變硬化指數(shù)，m為溫度相關(guān)系數(shù)。主裝藥選擇8701炸藥，選用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL狀態(tài)方程來描述，材料參數(shù)如表2所示?？諝獠捎每瘴镔|(zhì)材料(NULL)描述，狀態(tài)方程為多線性狀態(tài)方程。炸藥起爆方式為線起爆。

表1 藥型罩、穿甲彈、靶板的材料參數(shù)

表2 8701炸藥參數(shù)

2 數(shù)值模擬結(jié)果與分析

2.1 切割角度對不同速度穿甲彈的變形影響分析

結(jié)構(gòu)不同的模型，線性自鍛破片切割干擾穿甲彈的角度以及作用點(diǎn)均不同。仿真模擬中，穿甲彈首先接觸并侵徹靶板，隨后在線性自鍛破片的切割干擾下繼續(xù)侵徹。圖2為彈體受高速線性自鍛破片干擾后的4種典型變形情況。選取穿甲彈速度為1 200 m/s，線性自鍛破片切割角度分別為60°、90°、120°和135°的情況進(jìn)行分析。表3詳細(xì)記錄了不同速度的穿甲彈受自鍛破片干擾作用點(diǎn)的位置，以穿甲彈尾部為起始點(diǎn)進(jìn)行測量。其中彈初速為1 700 m/s，線性自鍛破片切割角為45°的模型中，由于初速過快，線性自鍛破片并未與彈體接觸。

表3 LEFP作用點(diǎn)與彈尾部的距離 mm

將穿甲彈沿軸線量化，并沿線性自鍛破片作用點(diǎn)分為前后段，由表3可知線性自鍛破片的作用點(diǎn)從靠近彈體尾部延伸到距離尾部約70 mm處。根據(jù)量化結(jié)果，選取4個(gè)典型的模型進(jìn)行詳細(xì)分析，分別為線性自鍛破片的作用點(diǎn)靠近彈體尾部、中部、頭部的4種情況。在線性自鍛破片干擾穿甲彈之前，穿甲彈先與靶板接觸，且已進(jìn)行了28 μs的侵徹運(yùn)動(dòng)。圖2中在θ=60°時(shí)，線性自鍛破片作用點(diǎn)靠近彈體尾部，此時(shí)自鍛破片對穿甲彈的變形影響較小，彈體前半段發(fā)生輕微翹曲，穿甲彈未斷裂；當(dāng)θ=90°時(shí)，自鍛破片作用點(diǎn)基本處于穿甲彈中間部位，在穿甲彈穿透靶板瞬間，彈體前半段斷裂成塊，隨后向后飛離；在θ=120°和θ=135°時(shí)，線性自鍛破片作用點(diǎn)在彈體前半段，結(jié)合圖3的截面應(yīng)力曲線，此時(shí)彈體受到很大的剪切沖擊作用，彈體在靶內(nèi)直接被切斷，剩余彈體的頭部呈現(xiàn)為凸頭狀，且120°和135°時(shí)剩余彈體彎曲方向相反。線性自鍛破片切割穿甲彈的角度及作用點(diǎn)的不同，會(huì)導(dǎo)致彈體的截面應(yīng)力和變形程度產(chǎn)生差異。變形較大或被切斷的穿甲彈在繼續(xù)侵徹厚靶時(shí)，侵徹深度會(huì)大幅度降低，侵徹效能會(huì)進(jìn)一步降低。

從圖3可以得知，當(dāng)線性自鍛破片切割穿甲彈的角度為120°和135°時(shí)，作用點(diǎn)處的截面應(yīng)力短時(shí)間內(nèi)突變增大，應(yīng)力峰值已遠(yuǎn)遠(yuǎn)大于鎢材料的屈服極限，導(dǎo)致彈體仍在靶內(nèi)時(shí)其頭部就被切斷并完全破碎；線性自鍛破片的切割角為90°時(shí)，作用點(diǎn)處的截面應(yīng)力變化較120°和135°時(shí)小，沒有超過材料的屈服極限，但造成彈體較大的形變，導(dǎo)致彈頭部在侵徹過程中被壓縮成團(tuán)，隨后在穿甲彈貫穿靶板過程中被逐漸拉斷直至脫落；當(dāng)切割角θ為60°時(shí)，線性自鍛破片作用點(diǎn)截面處的應(yīng)力增大較小，僅使彈體被沖擊出凹坑和發(fā)生輕微偏轉(zhuǎn)。

2.2 被切割穿甲彈侵徹靶板的姿態(tài)分析

穿甲彈侵徹靶板經(jīng)歷了3個(gè)階段：飛濺開坑即穿甲彈侵入靶體的階段；穩(wěn)定侵徹階段,即穿甲彈在靶體中穩(wěn)定運(yùn)動(dòng)階段；穿甲彈穿透靶體的階段。如圖4所示，選取桿速為1 200 m/s的5種典型模型，詳細(xì)分析了穿甲彈侵徹靶板過程中的穩(wěn)定運(yùn)動(dòng)和穿透階段的姿態(tài)變化。由于受不同方向以及不同作用點(diǎn)的線性自鍛破片干擾，穿甲彈侵徹后效靶的姿態(tài)也存在差異。由圖4可以看出，在穿甲彈穩(wěn)定侵徹靶板階段，線性自鍛破片對穿甲彈的干擾影響較小，穿甲彈頭部均發(fā)生不同程度的“墩粗”現(xiàn)象，但區(qū)別不太明顯，僅當(dāng)θ=135°時(shí)，穿甲彈頭部即將被切斷，產(chǎn)生較大的變形。

在穿甲彈穿透靶板階段，當(dāng)θ=75°時(shí)，彈體后半段緊貼靶板空腔進(jìn)入靶內(nèi)，頭尾部均發(fā)生輕微翹曲，穿甲彈未斷裂，但在貫穿靶板后彈體的彎曲變形仍持續(xù)進(jìn)行。當(dāng)θ=90°時(shí)，彈體后半段緊貼空腔上壁進(jìn)入靶內(nèi)，頭部被壓縮成團(tuán)，在穿甲彈貫穿靶板的瞬間，塊狀頭部斷裂飛離。當(dāng)θ=105°時(shí)，彈體前半段的變形程度進(jìn)一步加大，彈體整體向下偏轉(zhuǎn)，不利于進(jìn)一步的侵徹；彈體頭部在靶內(nèi)很短距離的侵徹過程中完全破碎，穿透靶板時(shí)僅剩后半部分，且此時(shí)彈體的彎曲變形曲率較θ=120°時(shí)大，彈體整體向上彎曲。當(dāng)θ增大到135°時(shí)，彈體在靶內(nèi)直接被切斷，彈體碎裂的頭部向后飛散，由剩余部分對靶板進(jìn)行侵徹，在后續(xù)侵徹過程中彈體沒有被墩粗變形進(jìn)而出現(xiàn)“蘑菇狀”頭部，而是呈現(xiàn)為凸頭狀，彈體整體彎曲方向與θ=120°時(shí)相反。

受線性自鍛破片干擾時(shí)，彈體偏轉(zhuǎn)和變形程度越大，對后效靶的毀傷效果越大，所造成的空腔容積也越大，但也加劇了彈體的能量損耗，導(dǎo)致殘余彈體的侵徹能力進(jìn)一步減小。

2.3 被切割穿甲彈侵徹后效靶威力分析

后效靶空腔容積及尺寸曲線如圖5所示，穿甲彈穿透靶板后的能量損失以及后效靶空腔的容積在一定程度上能夠反映出穿甲彈的毀傷效能。

由圖5可知，當(dāng)桿速為1 200 m/s時(shí)，隨θ增大，空腔容積和尺寸不斷增大，當(dāng)θ超過90°時(shí)，后效靶空腔容積和開孔尺寸逐漸下降；當(dāng)桿速為1 500 m/s時(shí)，后效靶空腔容積和開孔尺寸隨θ的增大呈現(xiàn)增-減-增-減式的變化趨勢，整體上靠近θ=90°時(shí)，空腔容積和開孔尺寸較大；當(dāng)桿速增大到1 700 m/s時(shí)，因線性自鍛破片的切割干擾以及桿速過高，部分模型中的靶板被穿甲彈穿透時(shí)背面會(huì)崩落少許碎塊，導(dǎo)致開孔尺寸與空腔容積匹配度較差，在θ=90°和θ=135°時(shí)，空腔容積和開孔尺寸最大。桿速較低時(shí)，穿甲彈侵徹后效靶形成的空腔容積和開孔直徑整體上呈現(xiàn)出中間大，兩側(cè)小，這是由于線性自鍛破片作用點(diǎn)靠近過彈體中部時(shí)，所造成穿甲彈彎曲程度較大，彈體在靶內(nèi)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，貫穿靶板時(shí)所侵徹形成的空腔較大，但穿甲彈也因此損失更多的能量，其速度隨之衰減。

穿甲彈的能量損失、剩余速度與切割角的關(guān)系如圖6所示，穿甲彈侵徹過程的能量損失和剩余速度都與切割角θ存在一定的關(guān)聯(lián)。

從圖6可知，當(dāng)彈體初速為1 200 m/s時(shí)，穿甲彈的能量損失隨切割角θ先增大后減小，而剩余速度表現(xiàn)為增-減式循環(huán)變化，這與線性自鍛破片的作用點(diǎn)有很大的關(guān)系；當(dāng)桿速達(dá)到1 500 m/s時(shí)，穿甲彈的能量損失隨角度變化表現(xiàn)為平穩(wěn)波動(dòng)到緩慢增長，其剩余速度也表現(xiàn)為平緩的波動(dòng)；當(dāng)初速為1 700 m/s時(shí)，穿甲彈的能量損失隨切割角θ的增大表現(xiàn)為減小-平穩(wěn)波動(dòng)-增大的動(dòng)態(tài)變化，但是穿甲彈的剩余速度基本上均為1 580 m/s，與θ的關(guān)聯(lián)較小。從整體上來說，線性自鍛破片對低速穿甲彈的干擾作用比較明顯，而隨著初速的不斷升高，這種干擾影響越來越小。

選取穿甲彈速度為1 700 m/s時(shí)，穿甲彈受線性自鍛破片切割前后的時(shí)間段進(jìn)行分析，將不同切割角的速度-時(shí)間曲線整合到一起，如圖7所示。雖然線性自鍛破片切割角度變化對高速穿甲彈剩余速度的影響較小，但是穿甲彈受不同角度的線性自鍛破片干擾時(shí)，其速度在x和z方向上的分量也存在一定的差異。穿甲彈x方向的速度分量，以θ=90°為界限，當(dāng)θ大于90°時(shí)，穿甲彈x方向的速度衰減隨切割角度的增大而逐漸減小；當(dāng)θ小于90°時(shí)，穿甲彈x方向的速度衰減隨切割角度的增大而逐漸增大。從圖7中也可以明顯看出，穿甲彈受干擾后z方向的速度衰減呈現(xiàn)為當(dāng)θ小于90°時(shí)，穿甲彈速度衰減隨切割角θ增大而逐漸減??；當(dāng)θ大于90°時(shí)，穿甲彈的速度衰減隨切割角θ增大而不斷增大。

當(dāng)穿甲彈的速度、線性自鍛破片切割角度以及作用點(diǎn)不同時(shí)，穿甲彈的剩余彈長也不同，如圖8所示。

測量各模型中穿甲彈的剩余彈長，當(dāng)45°<θ<90°時(shí)，剩余彈長隨θ增大而逐漸減小，在θ=90°時(shí)，剩余彈長最??；當(dāng)θ>90°時(shí)，隨θ增大，剩余彈長逐漸增大。穿甲彈的剩余彈長表示了彈體的彎曲變形程度，剩余彈長越小，變形程度越大時(shí)，殘余侵徹能力越弱。

3 結(jié)論

LEFP結(jié)構(gòu)對低速穿甲彈的切割干擾影響較大，低速穿甲彈的速度損失比較大，而且變形程度也較大，隨穿甲彈初速的不斷升高，LEFP結(jié)構(gòu)對彈體的干擾作用逐步減弱。

線性自鍛破片切割穿甲彈的作用點(diǎn)與穿甲彈的變形程度有一定關(guān)聯(lián)，當(dāng)作用點(diǎn)處于彈體中段時(shí)，穿甲彈的變形程度最大，為進(jìn)一步優(yōu)化反應(yīng)裝甲提供了依據(jù)。

LEFP切割穿甲彈的角度為90°時(shí)，穿甲彈的變形程度最大，剩余彈長最小，剩余速度較小，穿甲彈侵徹形成的后效靶空腔較大，殘余侵徹能力最低。

當(dāng)45°<θ<90°時(shí)，穿甲彈對后效靶的毀傷效果隨θ增大而增大，變形程度逐漸增大，殘余侵徹能力不斷減??；在θ>90°時(shí)，穿甲彈變形程度逐漸減小，殘余侵徹能力不斷增大。

從穿甲彈的毀傷效能方面來說，需要不斷優(yōu)化穿甲彈的侵徹角以達(dá)到最好的毀傷效果；從防御系統(tǒng)來說需要優(yōu)化LEFP的切割角度，加強(qiáng)對穿甲彈的切割干擾作用。

參考文獻(xiàn)(References)

[1] 李歌，王鳳英，劉天生.爆炸反應(yīng)裝甲干擾穿甲的試驗(yàn)研究[J]. 火炸藥學(xué)報(bào)，2010，33(2):50-52.

LI Ge，WANG Fengying，LIU Tiansheng. Experimental study on explosive reaction armor disturbing penetrators[J]. Chinese Journal of Explosives & Propellants，2010，33(2):50-52. (in Chinese)

[2] 李小笠，趙國志，杜忠華.爆炸式反應(yīng)裝甲對長桿體侵徹的干擾作用[J]. 彈道學(xué)報(bào)，2006，18(3):74-78.

LI Xiaoli，ZHAO Guozhi，DU Zhonghua. The model of long rod penetrators disturbed by era[J]. Journal of Ballistics，2006，18(3):74-78. (in Chinese)

[3] 李勇，劉天生.線性聚能裝藥干擾桿式穿甲彈的數(shù)值模擬研究[J].工程爆破，2013，19(2):15-19.

LI Yong，LIU Tiansheng. Numerical simulation on the interference with rod penetrator by linear shaped charge[J]. Engineering Blasting，2013，19(2):15-19. (in Chinese)

[4] 黃正祥，李剛，陳惠武.雙層反應(yīng)裝甲作用場參數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)研究[J]. 彈道學(xué)報(bào)，2005，17(4):40-43.

HUANG Zhengxiang，LI Gang，CHEN Huiwu. Numerical simulation and experimental study on double explosive rective armor[J]. Journal of Ballistics，2005，17(4):40-43. (in Chinese)

[5] 時(shí)黨勇，李裕春，張勝民.基于ANSYS/LS-DYNA 8.1進(jìn)行顯示動(dòng)力學(xué)分析[M]. 北京:清華大學(xué)出版社，2005.

SHI Dangyong，LI Yuchun，ZHANG Shengmin. Display dynamic analysis based on ANSYS/LS-DYNA 8.1[M]. Beijing:Tsinghua University Press，2005. (in Chinese)

[6] 白金澤. LS-DYNA 3D理論基礎(chǔ)與實(shí)例分析[M]. 北京:科學(xué)出版社，2005.

BAI Jingze.Theoretical basis and case analysis of LS-DYNA 3D[M]. Beijing:Science Press，2005. (in Chinese)