寇鵬飛,陳 昕,雷婧宇,梁爭峰,唐 成,薛 標(biāo)

(西安近代化學(xué)研究所, 西安 710065)

0 引言

聚能裝藥通過炸藥爆轟形成射流完成毀傷,是目前重要的反裝甲戰(zhàn)斗部形式,主要用于打擊點(diǎn)目標(biāo)(坦克)或硬目標(biāo)(防護(hù)工事)[1-2]。隨著彈藥技術(shù)的不斷發(fā)展,設(shè)計(jì)用于對付多種目標(biāo)的復(fù)合戰(zhàn)斗部具有重要的科學(xué)意義和應(yīng)用價值。復(fù)合戰(zhàn)斗部是在不影響原戰(zhàn)斗部毀傷元成型的基礎(chǔ)上,通過在其周向填充預(yù)制破片的方式,增加裝藥能量的利用率同時擴(kuò)展其毀傷效能。通過在常規(guī)破甲戰(zhàn)斗部周向填充鎢合金破片形成復(fù)合戰(zhàn)斗部,從而使戰(zhàn)斗部既能打擊地面重裝甲目標(biāo),也能對空中低速的直升機(jī)類目標(biāo)造成有效殺傷[3-4]。

徐文旭等[5]設(shè)計(jì)了一種破甲/殺傷多用途戰(zhàn)斗部,該戰(zhàn)斗部通過在聚能裝藥周向填充預(yù)制鎢球,戰(zhàn)斗部爆炸在軸向形成金屬射流擊毀坦克,在周向驅(qū)動預(yù)制鎢球摧毀武裝直升機(jī)。但該戰(zhàn)斗部以打擊武裝直升機(jī)為主,忽略了鎢球?qū)ι淞髌萍仔阅艿挠绊?。王利俠等[6]設(shè)計(jì)了一種破甲/殺傷多用途戰(zhàn)斗部,該戰(zhàn)斗部使用了新型薄型波形控制器、半預(yù)制殼體和精密破甲戰(zhàn)斗部技術(shù),實(shí)現(xiàn)了多用途戰(zhàn)斗部多目標(biāo)打擊需求,但該戰(zhàn)斗部的破甲穿深約為8倍裝藥直徑,無法達(dá)到10倍裝藥直徑的理想狀態(tài)。文獻(xiàn)[7]將爆破、殺傷和破甲3種不同功能的戰(zhàn)斗部相結(jié)合形成綜合效應(yīng)戰(zhàn)斗部,雖然滿足了一種武器攻擊多種目標(biāo)的需求,但在技術(shù)上較復(fù)雜,而且3種功能互相影響,使得每種功能都不能完美發(fā)揮。

聚能裝藥在周向填充破片可以實(shí)現(xiàn)對目標(biāo)周圍人員的殺傷,但也會使聚能裝藥的破甲穿深出現(xiàn)降低。本研究采用數(shù)值仿真與試驗(yàn)驗(yàn)證相結(jié)合的方法對鎢合金破片對聚能裝藥破甲深度的影響機(jī)理進(jìn)行了研究。

1 理論分析

1.1 射流形成原理

聚能裝藥一般由藥柱和藥型罩組成,裝藥引爆后,爆轟波以球面波的形式從起爆點(diǎn)開始在裝藥中傳播,高能炸藥的爆轟波速度可達(dá)8 km/s以上。藥型罩在爆轟波和高壓爆轟產(chǎn)物的共同作用下被壓垮,以極高的速度向藥型罩對稱軸閉合。藥型罩的壓垮速度從頂部到口部不斷降低,形成的射流微元速度也不斷降低,最終使得藥型罩在塑性拉伸下形成一個細(xì)長的高速侵徹體,稱為射流。

1.2 鎢破片對藥型罩壓垮速度的影響

隔板可以改變藥柱中傳播的爆轟波形狀,將作用于藥型罩的球形爆轟波變成錐形爆轟波。這種裝藥結(jié)構(gòu)帶來的爆轟波形改變可以顯著地提高戰(zhàn)斗部的破甲穿深,但增設(shè)隔板后,工藝較為復(fù)雜,破甲穿深的跳動量增大。

爆轟波在傳播到藥型罩頂部時的同時也傳播到了裝藥外表面,當(dāng)藥柱與破片直接接觸時,由于鎢合金破片的聲阻抗高于炸藥的聲阻抗,爆轟波在此處發(fā)生反射,形成反射沖擊波向藥柱軸線處匯聚,此沖擊波會作用于部分藥型罩的壓垮和閉合階段,提高受影響區(qū)域藥型罩的壓垮速度,使得射流速度得以提高。同時鎢合金破片會增強(qiáng)聚能裝藥的邊界約束,局部炸藥與藥型罩的裝填比有所提高,使得局部射流的速度得以提高。

在這2種原因的共同作用下,部分射流的速度提高,使得已經(jīng)匹配良好的射流速度梯度發(fā)生變化,造成部分射流的堆積和斷裂,從而降低了射流的破甲穿深,并且跳動性變大。

1.3 沖擊波在邊界上的相互作用

沖擊波在從一種介質(zhì)向另一種介質(zhì)傳播時,會在兩介質(zhì)的接觸面上會發(fā)生波的反射與透射。當(dāng)沖擊波從聲阻抗低的介質(zhì)向聲阻抗高的介質(zhì)傳播時,會在聲阻抗低的介質(zhì)中反射一個沖擊波,并在聲阻抗高的介質(zhì)中透射一個沖擊波;當(dāng)沖擊波從聲阻抗高的介質(zhì)向聲阻抗低的介質(zhì)傳播時,會在聲阻抗高的介質(zhì)中反射一個稀疏波,并在聲阻抗低的介質(zhì)中透射一個沖擊波;當(dāng)沖擊波在兩聲阻抗相同的介質(zhì)中傳播時,不會形成反射沖擊波。

2 數(shù)值仿真

2.1 計(jì)算模型

使用有限元仿真軟件AUTODYN進(jìn)行數(shù)值仿真。由于聚能射流形成過程為高應(yīng)變、高應(yīng)變率過程,因此炸藥、隔板、藥型罩和空氣域采用Euler網(wǎng)格劃分;破片以及靶板采用Lagrange網(wǎng)格劃分,網(wǎng)格大小均為0.5 mm×0.5 mm;射流對靶板的侵徹采用Euler/Lagrange耦合算法進(jìn)行求解[1]。同時在空氣域邊界施加非反射邊界條件防止壓力在邊界上的反射。

聚能裝藥仿真模型的藥型罩錐角為55°,直徑為145 mm,壁厚為2.5 mm,無破片聚能裝藥的計(jì)算模型如圖1所示。破片尺寸為8 mm×8 mm×2.5 mm,材料為鎢合金。

圖1 無破片聚能裝藥計(jì)算模型Fig.1 Calculation model without fragmentation charge

由理論分析可知,當(dāng)爆轟波傳播到藥柱的斜錐段時,由于空氣介質(zhì)的存在,不會產(chǎn)生反射沖擊波,因此認(rèn)為在藥柱的斜錐段布設(shè)破片對射流形成影響較小;而在藥柱的直柱段破片與藥柱直接接觸,破片會產(chǎn)生反射沖擊波對射流形成影響較大。因此設(shè)計(jì)了5種破片狀態(tài)如圖2所示,其中0#是不布設(shè)破片; 1#是從藥柱頂部開始到藥柱斜錐段終點(diǎn)布設(shè)破片;2#是在第一種狀態(tài)的基礎(chǔ)上再在藥柱上1/3直柱段布設(shè)破片; 3#是在第一種狀態(tài)的基礎(chǔ)上再在藥柱上2/3直柱段布設(shè)破片; 4#是將破片與藥柱等高布設(shè)。

圖2 不同破片狀態(tài)裝藥縱截面示意圖Fig.2 Schematic diagrams of longitudinal sections of all types of state charge

2.2 材料模型及參數(shù)

數(shù)值仿真選用的炸藥為8701炸藥,采用JWL狀態(tài)方程描述,其表達(dá)式為式(1)所示,炸藥的主要參數(shù)見表1[8]。

表1 8701炸藥計(jì)算參數(shù)Table 1 Calculating parameters for 8701

(1)

式中:p為壓力(Pa);e為內(nèi)能(J);μ=ρ/ρ0,其中ρ和ρ0分別為爆轟產(chǎn)物密度和初始炸藥密度;A、B、R1、R2、ω為炸藥相關(guān)參數(shù)。

藥型罩材料選用紫銅,破片材料選用鎢合金,二者均使用Shock狀態(tài)方程和Steinberg-Guinan本構(gòu)模型,其本構(gòu)參數(shù)如表2所示[9]。

表2 紫銅和鎢合金的本構(gòu)方程計(jì)算參數(shù)Table 2 Constitutive equation calculation parameters of copper and tungsten alloy

靶板材料為45#鋼,采用Shock狀態(tài)方程和Johnson-Cook本構(gòu)模型來描述其力學(xué)行為,材料本構(gòu)參數(shù)如表3所示[10]。

表3 45#鋼的本構(gòu)方程計(jì)算參數(shù)Table 3 Calculation parameters of 45# steel

(2)

式中:A、B、C、n和m為材料常數(shù);εp為等效塑性應(yīng)變;T*m=(T-Tr)/(Tm-Tr)為熔化溫度,Tr為室溫,Tm為常態(tài)下材料的熔化溫度。

隔板使用AUTODYN軟件中自帶的POLYSTYRENE材料(聚苯乙烯)。聚苯乙烯的部分參數(shù)如表4所示。

表4 聚苯乙烯的材料參數(shù)Table 4 Calculation parameters of polystyrene

仿真過程中將空氣視為理想氣體,使用NULL材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程描述。對于空氣:密度為0.001 25 g/cm3,聲速為344 m/s。

2.3 數(shù)值計(jì)算結(jié)果及分析

2.3.1破片對射流形成的影響

破片對射流形態(tài)的影響主要是通過破片對爆轟波的反射產(chǎn)生的。裝藥爆炸產(chǎn)生的爆轟波在裝藥內(nèi)部傳播,當(dāng)爆轟波傳播到破片上時,會在破片上形成反射沖擊波作用于藥型罩的壓垮和匯聚過程,從而使得藥型罩受到的壓力發(fā)生變化,使得射流形態(tài)發(fā)生改變。

圖3所示為在數(shù)值仿真模型中設(shè)置的節(jié)點(diǎn),通過在藥柱的直柱段設(shè)置4個不隨網(wǎng)格流動的高斯點(diǎn),探究破片對裝藥爆轟時藥柱表面壓力的影響。其中1#破片僅能覆蓋點(diǎn)1;2#破片能夠覆蓋點(diǎn)1、2;3#破片能夠覆蓋點(diǎn)1、2、3;4#破片可以覆蓋所有點(diǎn)。

圖3 藥柱節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.3 Node diagram of charge

圖4所示分別為5種不同破片狀態(tài)下4個節(jié)點(diǎn)的峰值超壓曲線圖,圖中黑色曲線為0#破片裝藥、紅色為1#破片裝藥、藍(lán)色為2#破片裝藥、紫色為3#破片裝藥、綠色為4#破片裝藥。從圖中可以看出在節(jié)點(diǎn)1處,4種帶破片裝藥的峰值超壓均高于無破片裝藥;在節(jié)點(diǎn)2處,1#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而2#、3#、4#均高于無破片裝藥;在節(jié)點(diǎn)3處1#、2#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而3#、4#均高于無破片裝藥;在節(jié)點(diǎn)4處1#、2#、3#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而4#高于無破片裝藥?？梢娖破a(chǎn)生的反射沖擊波僅能作用于其能夠覆蓋的藥柱外表面,而在其不能覆蓋的區(qū)域,不會造成影響,與理論分析相符。

圖4 4個節(jié)點(diǎn)的峰值超壓圖Fig.4 Pressure time history curves of four nodes

圖5所示分別為5種不同破片狀態(tài)下4個節(jié)點(diǎn)的超壓時程曲線圖,從圖中可以看出在同一節(jié)點(diǎn)處即使峰值超壓相同,但超壓時程曲線仍是差異顯著。破片布設(shè)越多的裝藥超壓時程曲線的增幅越大,可見邊界約束的增強(qiáng)也提高了藥柱外表面的壓力,與理論分析相符。

圖5 4個節(jié)點(diǎn)的超壓時程曲線Fig.5 Pressure time history curves of four nodes

為了研究射流的速度梯度,在藥型罩內(nèi)表面設(shè)置了22個節(jié)點(diǎn),每個節(jié)點(diǎn)在X方向上的間距為5 mm。圖6所示為節(jié)點(diǎn)設(shè)置示意圖。

圖6 藥型罩節(jié)點(diǎn)示意圖Fig.6 Node diagram of liner

圖7所示為t=50時不同破片狀態(tài)裝藥各個節(jié)點(diǎn)的射流速度。從圖中可以看出,在t=50時節(jié)點(diǎn)1～9處不同破片狀態(tài)的裝藥形成的射流速度基本相同;從節(jié)點(diǎn)10處開始破片狀態(tài)不同的裝藥形成的射流速度出現(xiàn)明顯差異,同一節(jié)點(diǎn)處破片排布數(shù)量越多射流微元速度越高;?？梢娖破瑫ρb藥形成的射流速度造成影響,受影響區(qū)域的射流微元速度有所提高,導(dǎo)致此部分射流發(fā)生堆積和斷裂,而未受影響區(qū)域的射流微元速度基本不變,與理論分析相符。

圖7 t=50時不同破片狀態(tài)射流的節(jié)點(diǎn)速度圖Fig.7 Node speed diagram of jet speed under different fragment states at 50

2.3.2破片對射流侵徹性能的影響

使用AUTODYN有限元軟件研究破片對射流破甲性能的影響。圖8所示為5種不同破片狀態(tài)的射流侵徹靶板效果圖,圖9所示為仿真結(jié)果。無破片裝藥射流的破甲深度最大,1#破片裝藥的破甲深度最為接近無破片裝藥,而4#破片裝藥的破甲深度最低,對射流破甲性能的影響最大?？梢娖破瑢勰苎b藥破甲性能的影響是存在的,并且在藥柱直柱段破片排布越多,射流破甲性能的損失越大。

圖8 不同破片狀態(tài)射流侵徹靶板效果圖Fig.8 Effect picture of jet penetration into target plates under different fragmentation states

圖9 仿真結(jié)果Fig.9 Simulation result

3 試驗(yàn)驗(yàn)證

使用垂直靜破甲試驗(yàn)驗(yàn)證不同破片排數(shù)的聚能裝藥的破甲威力。

3.1 試驗(yàn)設(shè)置

聚能裝藥樣品裝藥直徑約為145 mm;藥型罩直徑為145 mm、錐角2約為55°、材料為紫銅。破片材料為鎢合金,密度為18 g/cm3,尺寸為8 mm×8 mm×2.5 mm。

由仿真結(jié)論可知,1#破片裝藥的破甲穿深與無破片裝藥的破甲穿深最為接近,隨著破片排布范圍的增加,射流的破甲深度也不斷降低。因此試驗(yàn)選用了0#、1#和2#三種破片狀態(tài)來驗(yàn)證理論分析和數(shù)值模擬得到的結(jié)論。

試驗(yàn)裝置如圖10所示。試驗(yàn)所用靶標(biāo)為直徑150 mm的45#鋼柱層疊而成。主要包括聚能裝藥、木質(zhì)炸高架以及層疊而成的45#鋼靶柱,試驗(yàn)炸高選用600 mm。

圖10 試驗(yàn)裝置圖Fig.10 Test device drawing

試驗(yàn)原理為雷管起爆聚能裝藥戰(zhàn)斗部形成金屬射流,在有利炸高下射流完全拉伸,進(jìn)而侵徹一定厚度的45#鋼靶,通過實(shí)際測量穿透鋼靶的深度、穿孔直徑以及靶面入孔狀態(tài)等參數(shù)判斷射流在試驗(yàn)炸高下的破甲威力。

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

3.2.1試驗(yàn)結(jié)果

由于聚能裝藥的破甲深度存在一定的跳動量,因此每種破片狀態(tài)進(jìn)行5發(fā)試驗(yàn),求得平均穿深。部分試驗(yàn)結(jié)果如圖11所示。表5所示為所有的實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)。

圖11 部分試驗(yàn)靶柱圖Fig.11 Partial test target columns

表5 試驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results

3.2.2結(jié)果分析

試驗(yàn)數(shù)據(jù)表明:

無破片聚能裝藥對45#鋼目標(biāo)靶的平均穿深為1 484 mm,大于10倍裝藥直徑,且破甲性能穩(wěn)定,一致性好,說明此結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)合理。數(shù)值仿真得到的無破片聚能裝藥的穿深為1 478 mm,與試驗(yàn)結(jié)果僅相差1%?？梢?數(shù)值計(jì)算的模型可靠。

聚能裝藥帶2#破片后射流平均穿深為1 025 mm,約為7倍裝藥直徑。而數(shù)值仿真得到的2#破片裝藥穿深為1 160 mm,與試驗(yàn)結(jié)果相差11%。其穿深較無破片裝藥出現(xiàn)下降約31%,可見2#破片會嚴(yán)重影響射流的破甲性能。

聚能裝藥帶1#破片后射流平均穿深為1 418 mm,約為9.7倍裝藥直徑,且破甲穩(wěn)定性較好。數(shù)值仿真得到的1#破片裝藥的穿深為1 430 mm,與試驗(yàn)結(jié)果僅相差1%。其侵徹深度較無破片裝藥下降約5%,可見1#破片對射流破甲性能的影響較小。

4 結(jié)論

通過數(shù)值仿真與試驗(yàn)研究相結(jié)合的方法研究了鎢合金破片對聚能裝藥射流形成及破甲性能的影響,得出如下結(jié)論:

1) 在藥型罩微元加速裝藥段布設(shè)破片會使得部分射流的速度增大,從而破壞了預(yù)先設(shè)計(jì)的射流速度梯度,導(dǎo)致射流在中段出現(xiàn)堆積甚至斷裂,使得射流的破甲深度降低。尤其是當(dāng)裸藥柱的穿深能達(dá)到較高水平時,在藥型罩微元加速裝藥段布設(shè)的破片越多,射流的破甲深度下降越多。

2) 當(dāng)裝藥結(jié)構(gòu)形狀為圓柱和圓錐相結(jié)合時,由于空氣介質(zhì)的存在,在藥柱的斜錐段布設(shè)破片對射流的破甲深度造成的影響較小,隨著在藥柱直柱段布設(shè)破片越多,射流的破甲深度下降越多,最大損失約50%。

3) 為了降低鎢合金破片對射流破甲深度的影響,可以在藥柱和破片之間夾裝一個聲阻抗低于炸藥的物質(zhì),爆轟波在這種物質(zhì)上不會形成反射沖擊波,而透射波在破片上經(jīng)過反射再傳播到爆轟產(chǎn)物時已相對滯后,從而降低破片對射流破甲深度的影響。