趙 庚，郭光全，李樹強，李中明，陳智剛，付建平

(1.中北大學(xué) 地下目標毀傷技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，山西 太原 030051；2.晉西工業(yè)集團，山西 太原 030051；3.中國兵器工業(yè)第208研究所，北京 102202)

新型防護技術(shù)的出現(xiàn)使主戰(zhàn)坦克的前裝甲、側(cè)裝甲防護顯著加強[1]，因此，對坦克防護較弱的頂裝甲進行攻擊是反坦克導(dǎo)彈發(fā)展的一個重要方向。掠飛攻頂反坦克彈藥要求以大傾角進行攻擊且彈道高度大[2-5]，桿式射流結(jié)合了爆炸成型彈丸和聚能射流的優(yōu)點，適合大炸高下穩(wěn)定飛行，侵徹能力強且后效殺傷效果好[6]，符合掠飛攻頂類彈藥的要求。

近年來，國內(nèi)外對桿式射流的研究有很多[7-9]，然而對桿式射流在大炸高下動態(tài)侵徹特性的研究較少，榮芳等[10]進行了掠飛攻頂?shù)脑囼炑芯?。在前人研究的基礎(chǔ)上，為提高掠飛攻頂反坦克破甲戰(zhàn)斗部的侵徹威力，數(shù)值模擬了掠飛類破甲戰(zhàn)斗部的破甲過程，在一定的大炸高下，分析了桿式射流的動態(tài)特性隨破甲戰(zhàn)斗部斜置角和橫向速度的變化。最后對數(shù)值模擬的情況進行了初步試驗驗證。該結(jié)果為掠飛類破甲戰(zhàn)斗部的研制提供參考。

1 物理模型及方案設(shè)計

考慮掠飛攻頂反坦克導(dǎo)彈的實際情況，破甲戰(zhàn)斗部徑向安裝在導(dǎo)彈殼體內(nèi)，破甲戰(zhàn)斗部與導(dǎo)彈徑向的斜置角θ不能太大，導(dǎo)彈與戰(zhàn)斗部及頂裝甲模擬靶的彈目交匯等如圖1所示。破甲戰(zhàn)斗部受到導(dǎo)彈橫向運動速度v的牽連作用，桿式射流向下侵徹的同時，又向前運動，桿式射流對靶板的侵徹與破甲戰(zhàn)斗部斜置角θ及導(dǎo)彈橫向運動速度v都有關(guān)。因此，方案設(shè)計在一定的大炸高條件下，破甲戰(zhàn)斗部斜置角θ分別為0°、5°、10°、15°、20°、25°、30°，導(dǎo)彈的橫向速度v分別為0、100、200、300 m/s(其中橫向速度v為0 m/s，表示靜態(tài)破甲)，分析桿式射流著靶前速度v1、侵徹時間t、侵徹后剩余速度v2等特性隨不同斜置角θ和橫向速度v的變化。

在大炸高條件下，球缺罩[7]形成的桿式射流較球錐罩、截頂罩形成的桿式射流侵徹性能更佳，故破甲戰(zhàn)斗部采用球缺罩裝藥，如圖2所示。主要參數(shù)為：外曲面半徑r1為41.3 mm，內(nèi)曲面半徑r2為39.8 mm，藥型罩高度L為17.1 mm，藥型罩罩口徑F為64 mm，殼體厚度δ1為2.5 mm，裝藥采用船尾形結(jié)構(gòu)，裝藥直徑E為68 mm，裝藥高度H為80 mm。

2 數(shù)值模擬及結(jié)果分析

2.1 有限元模型

戰(zhàn)斗部和靶板的網(wǎng)格劃分通過TrueGrid軟件來完成，采用六面體實體單元。桿式射流的形成及侵徹過程利用LS-DYNA數(shù)值模擬軟件進行。有限元模型如圖3所示，考慮聚能裝藥結(jié)構(gòu)侵徹靶板的對稱性，為了節(jié)省有限元模型的計算時間，故采用1/2模型。目前裝備的主戰(zhàn)坦克頂部裝甲厚度通常都在40 mm左右[1]，頂裝甲模擬靶為45#鋼錠，靶板尺寸為200 mm×100 mm×50 mm?？紤]靶板建模尺寸及邊界效應(yīng)，靶板四周加無反射邊界條件?？紤]有限元模型的多材料復(fù)雜過程的相互作用，采用流固耦合[11]，其中殼體和靶板采用拉格朗日算法，裝藥、藥型罩及空氣采用任意拉格朗日歐拉(ALE)算法。破甲戰(zhàn)斗部的起爆方式是頂端中心單點起爆，炸高為1.2 m的大炸高(相當(dāng)于近20倍裝藥直徑)。

殼體材料為硬鋁，藥型罩材料為紫銅。由于Johnson-Cook本構(gòu)模型考慮了材料的塑性應(yīng)變、應(yīng)變率、壓力等對材料強度的影響，GRUNEISEN狀態(tài)方程將壓力表示為密度和內(nèi)能的函數(shù)，因此，計算模型中藥型罩和殼體材料均用Johnson-Cook模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程來描述。部分參數(shù)值如表1所示。

表1 藥型罩材料Johnson-Cook模型參數(shù)[12]

炸藥為8701，由于HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型運用惠更斯原理和C-J理論來定義爆轟速度和炸藥能量釋放的位置，即爆轟波以C-J爆轟速度向各個方向傳播。JWL狀態(tài)方程用來描述理想炸藥爆轟產(chǎn)物的膨脹過程，因此，計算模型中炸藥用HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和JWL狀態(tài)方程來描述。部分材料參數(shù)取值：密度為1.73 g/cm3，爆速為8.5 km/s,爆壓為29.8 GPa。部分參數(shù)值如表2所示。

表2 8701炸藥JWL狀態(tài)方程參數(shù)[12]

空氣用NULL模型和LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述。靶板為45#鋼，用描述運動強化和等向塑性的金屬材料的PLASTIC_KINEMATIC模型。

2.2 桿式射流的成型、斷裂及涂抹效應(yīng)

以導(dǎo)彈橫向速度v為200 m/s，破甲戰(zhàn)斗部斜置角θ為15°的動破甲仿真為代表，分析桿式射流的成型、斷裂過程及涂抹效應(yīng)。

球缺罩裝藥起爆后，爆轟波到達藥型罩表面，罩頂部分首先發(fā)生翻轉(zhuǎn)，接著罩底部分發(fā)生壓垮并向中心匯聚變形，在爆轟波作用下射流由于速度差繼續(xù)拉伸變形，其中高速射流部分所占質(zhì)量比較小，由于爆轟波掃略的速度高于藥型罩在其作用下翻轉(zhuǎn)的速度，射流最后有杵體生成。大炸高條件下，桿式射流在空氣中得到充分延伸、頸縮，最后斷裂成若干小段。

反坦克導(dǎo)彈掠飛到目標上方時開始攻擊目標，破甲戰(zhàn)斗部軸線與導(dǎo)彈軸線有一個斜置角，導(dǎo)彈的橫向速度造成射流向下侵徹時各射流微元的侵徹速度與橫向速度有重疊，這時射流微元對靶板有掃掠切割的作用，也就是“涂抹效應(yīng)”。這個效應(yīng)對于反坦克彈藥是消極的，導(dǎo)致射流能量損失，射流的毀傷效能變?nèi)酢！巴磕ㄐ?yīng)”與炸高、導(dǎo)彈的橫向速度及破甲戰(zhàn)斗部的斜置角都有關(guān)系。

2.3 掠飛類破甲戰(zhàn)斗部的動態(tài)特性

在一定的大炸高下，研究掠飛類破甲戰(zhàn)斗部的動態(tài)特性與戰(zhàn)斗部的斜置角θ和導(dǎo)彈的橫向速度v的關(guān)系，分析不同條件下的仿真結(jié)果。

圖4為不同斜置角和橫向速度時射流頭部速度v1的對比分析。導(dǎo)彈橫向速度為0 m/s時，射流著靶前的速度都為最高，且各種不同斜置角的情況下射流速度幾乎不變；橫向速度為100 m/s時，射流著靶前的速度均有下降，速度變化范圍不大；橫向速度為200、300 m/s時，射流頭部速度變化范圍在100 m/s左右?？偟膩碚f，破甲戰(zhàn)斗部斜置角和導(dǎo)彈橫向速度對射流著靶前的頭部速度影響不大。

圖5為不同斜置角和橫向速度時射流對靶板的侵徹時間t的對比分析。導(dǎo)彈橫向速度一定時，隨著破甲戰(zhàn)斗部斜置角的增加，桿式射流侵徹靶板的時間都在增加；戰(zhàn)斗部斜置角一定時，隨著導(dǎo)彈橫向速度的增加，侵徹靶板的時間也在增加，當(dāng)橫向速度為300 m/s時，大部分斜置角情況下靶板未被穿透，此時導(dǎo)彈橫向速度已嚴重影響到了破甲戰(zhàn)斗部的侵徹效能。

圖6為不同斜置角和橫向速度時射流侵徹靶板后的頭部速度v2的對比分析。反坦克破甲戰(zhàn)斗部的毀傷效應(yīng)主要包括目標的碎片及殘余侵徹體，毀傷主要依靠破片的高速運動及高溫。故選射流侵徹靶板后的頭部速度為衡量侵徹特性的標準。導(dǎo)彈橫向速度為0 m/s時，隨著破甲戰(zhàn)斗部斜置角度的增加，桿式射流侵徹靶板后的頭部速度都在減少，垂直侵徹效果最好；當(dāng)橫向速度為100 m/s，斜置角為10°時射流侵徹靶板后頭部速度最大，相對垂直侵徹提高4.8%；當(dāng)橫向速度為200 m/s，斜置角為15°時射流侵徹靶板后頭部速度最大，相對垂直侵徹提高25.14%；當(dāng)橫向速度為300 m/s，大部分斜置角情況下靶板未被穿透，橫向速度對桿式射流侵徹能力影響很大。桿式射流侵徹能力的下降主要表現(xiàn)為軸向速度的降低和橫向速度的增加。

綜合考慮仿真結(jié)果得出，掠飛攻頂類破甲戰(zhàn)斗部的橫向速度一定時，設(shè)置斜置角可以實現(xiàn)動破甲的威力補償，緩解由于橫向速度所引起的“涂抹效應(yīng)”，提高掠飛類破甲戰(zhàn)斗部的侵徹能力。但是斜置角也不是越大越好，在一定速度范圍內(nèi)，破甲戰(zhàn)斗部的橫向速度越大，最佳斜置角也應(yīng)越大。導(dǎo)彈橫向速度的范圍較小時，破甲戰(zhàn)斗部形成的射流軸向速度較大，導(dǎo)彈橫向速度給予射流微元的橫向牽連速度較小，射流侵徹的“涂抹效應(yīng)”不明顯，射流侵徹通道較窄，動破甲過程中的能量損耗較少。隨著導(dǎo)彈橫向速度的增加，射流侵徹的“涂抹效應(yīng)”明顯，射流侵徹通道變寬，動破甲過程中的能量損耗嚴重。

3 試驗研究

3.1 試驗條件

1)破甲戰(zhàn)斗部，火箭發(fā)動機。

2)試驗所用靶板為2 000 mm×1 000 mm×50 mm尺寸的45#鋼。

3)進行斜置戰(zhàn)斗部的動破甲試驗，將戰(zhàn)斗部傾斜15°安置，利用火箭發(fā)動機將戰(zhàn)斗部掠飛到靶板上方。利用靶標控制彈道高度，戰(zhàn)斗部距離靶板的高度控制在20倍炸高左右。試驗布置如圖7所示。

3.2 試驗結(jié)果及分析

彈體掠飛到靶板上方，高速攝影測得此時速度約180 m/s，破甲戰(zhàn)斗部正常起爆，穿透50 mm的45#鋼，試驗效果如圖8所示。破甲形成的通孔為不規(guī)則形狀，破甲孔徑為20 mm×40 mm，相對導(dǎo)彈飛行的方向，深孔在后淺坑在前，射流入口處靶板表面多小孔，入口孔呈階梯形，如圖9所示。靶板背面的地面也有深坑，靶后破片的分布是一個錐形區(qū)域。

仿真結(jié)果在試驗中展現(xiàn)，桿式射流在著靶前充分拉伸，向前運動過程中產(chǎn)生徑向分散，形成顆粒狀的離散狀態(tài)，試驗靶板入口處表面多小孔,桿式射流侵徹時存在涂抹效應(yīng)，靶板孔型為階梯形，靶后效威力大，達到了試驗的預(yù)期效果，驗證了仿真結(jié)果的合理性。

4 結(jié)論

通過對比掠飛攻頂類破甲戰(zhàn)斗部的動態(tài)特性隨斜置角和橫向速度變化的仿真，進行初步的試驗驗證，達到了試驗預(yù)期效果，得出結(jié)論如下：

1)掠飛攻頂類破甲戰(zhàn)斗部侵徹過程中，桿式射流在大炸高條件下會出現(xiàn)頸縮、斷裂、噴散等不穩(wěn)定現(xiàn)象，加之橫向速度的影響，存在“涂抹效應(yīng)”，會在靶板產(chǎn)生階梯孔現(xiàn)象，加大侵徹過程中射流的能量損耗，影響侵徹效果。

2)掠飛攻頂類破甲戰(zhàn)斗部的橫向速度在一定速度范圍(0～200 m/s)內(nèi)，設(shè)置斜置角可以實現(xiàn)動破甲威力補償，破甲戰(zhàn)斗部的橫向速度越大，最佳斜置角也應(yīng)越大。例如，橫向速度為100 m/s時的最佳斜置角為10°，橫向速度為200 m/s時的最佳斜置角為15°。

3)掠飛攻頂類破甲戰(zhàn)斗部的斜置角一定時，橫向速度越大，射流動破甲時的能量損耗越大。橫向速度達到300 m/s時，斜置角不能實現(xiàn)動破甲的威力補償。