0 引言
聚能射流对炸高极其敏感,而聚能杆式射流(JPC),既能降低聚能装药战斗部对炸高的敏感程度,又能有效毁伤坦克装甲目标。杆式射流的侵彻深度和侵彻孔径的最佳匹配是其终点毁伤研究的重点[1-3]。对于杆式射流的研究,徐斌等[4]采用理论分析和数值模拟相结合的方式研究了高速杆式射流成型机理。曹鹏等[5]采用数值模拟方法研究了杆式射流对不同角度不同速度的移动靶板侵彻效果,得出杆式射流对不同条件移动靶侵彻效果的一般规律。周秉文等[6]研究了铜基非晶合金的动态性能并对其杆式射流进行了数值仿真研究。Huang Fenglei等[7]利用数值模拟得到的3组射流数据来确定JPC在不同位置的速度分布,并通过X射线实验验证了数值的准确性。Shakeel abbas rofi等[8]使用一种计算方法对JPC在不同间距的射流轮廓进行了插值和展示。
然而,以上述学者为代表,对杆式射流的研究多集中在成型过程与侵彻性能的数值模拟,对基于侵彻深度和侵彻孔径匹配的聚能杆式射流战斗部结构优化研究极少。为提高JPC战斗部的毁伤效能,通过数值仿真与实弹试验相结合的方式,验证了数值模拟结果的可靠性,并给出了一种杆式射流聚能战斗部威力优化的方法。
1 数值仿真
杆式射流对有限厚靶板侵彻过程包括塑性侵彻、剪切带或崩落拉伸断面形成、冲塞穿透等3个阶段[9]。高速冲击钢靶过程涉及材料在高温、高压、大变形、大应变率等条件下的强非线性和动力相互作用,在金属射流形成过程中,炸药和药型罩发生剧烈形变,仅靠理论分析和试验很难认识整个过程中的冲击效应[10]。采用LS-DYNA多物质ALE方法可以模拟杆式射流的形成、发展及侵彻靶体过程,而对于多物质ALE方法而言,还需要建立足以覆盖整个射流范围的空气网格,并且在空气边界节点上施加压力流出边界条件,避免压力在空气边界上的反射,而为保持仿真靶标与试验靶标物理状态一致,仿真靶标界面不设置流出边界条件。
由于聚能装药为轴对称结构,计算模型采用1/4结构。在模型的对称面上施加对称约束,并对分析模型进行简化处理,未考虑隔板和壳体对侵彻体成型情况和侵彻深度的影响,只考虑在炸药装药种类、装药量、药型罩材料和靶体材料等参数相同条件下进行数值分析,数值仿真计算模型如图1所示。
图1 数值仿真模型
Fig.1 Numerical simulation model
由于球缺药型罩形成的侵彻体具备开孔直径大、侵彻深度长的特点,因此药型罩采用球缺罩结构,药型罩材料选用紫铜,直径90 mm,炸药采用JH-2,通过优化药型罩结构参数控制侵彻体的形态及侵彻性能。
数值仿真选用JH-2炸药,本构模型为高能炸药爆轰模型,状态方程为JWL方程,表达式为[9]
(1)
式(1)中:e为比内能;E为炸药初始内能;
为比体积;A、B、φ、R1和R2为炸药常数。
药型罩材料采用紫铜,采用Johnson-Cook本构模型,状态方程为Steinberg-Gruneisen 状态方程,表达式为[11]
(2)
p=ρ0C2μ+(γ0+aμ)E, μ≤0
(3)
式(2)、(3)中:
为材料初始密度,ρ为材料变形后密度;C为冲击速度和粒子速度拟合常数;γ0为Gruneisen常数;a为C3的一阶修正常数;S1、S2和S3为D-u曲线斜率系数。
空气材料模型选用MAT_NULL;状态方程选用线性多项式状态方程EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,空气密度取1.293 kg/m3。
JH-2炸药JWL状态方程的主要参数如表1所示;紫铜参数如表2所示;靶体材料采用45钢,参数如表3所示;空气参数如表4所示。其中,A为材料准静态下的屈服应力;B为应变硬化系数;C*为应变率敏感系数;n为应变硬化指数;m为温度系数;D为炸药爆速;PCJ为Chapman-Jouguet压力。
表1 炸药JWL状态方程参数
Table 1 Parametersof explosive
参数值参数值ρ/(g·cm-3)1.70R14.1D/(km·s-1)8.40R21.3A/GPa56.4ω0.36B/GPa6.80E0/GPa10.0PCJ/GPa30.0
表2 紫铜Gruneisen模型材料参数
Table 2 Parameters of red copper
参数值参数值ρ/(g·cm-3)8.93S11.49C/(km·s-1)3.94S20.60γ02.02S30
表3 45钢材料参数
Table 3 Parameters of 45 steel
参数值参数值ρ/(g·cm-3)7.83C*0.014A/MPa496n0.26B/MPa434m1.03
表4 空气模型材料参数
Table 4 Parameters of air
参数值参数值参数值C00C30C60C10C40.4E02.5E-6C20C50.4V01
药型罩材料性能应具备高密度、高声速、高导热性、高动态延展性和高熔点等性能[12-14]。高密度是为了使形成的杆式射流具有较高的侵彻动能,在杆式射流侵彻过程中,密度是衡量其破甲能力的主要参数,作为药型罩材料高密度是必要的;高动态延展性是为了保证药型罩在爆炸载荷的作用下,有利于杆式射流形状的有效拉长,能够形成具有一定长径比的杆式射流;高熔点是为了保障在杆式射流形成过程中材料不发生气化和能量分散。紫铜是广泛使用的爆炸成型弹丸药型罩材料,紫铜密度较大,熔点适中,声速较高,塑性好且有一定的强度,可形成延展性好,不易断裂和离散的杆式射流[15],有利于侵彻能力的进一步提高。紫铜药型罩材料的性能参数见表5。
表5 紫铜药型罩材料性能参数
Table 5 Material performance parameters of red copper liner
参数值参数值ρ0/(g·cm-3)8.93延伸率/%55声速/(m·s-1)4.7硬度/HV46抗拉强度/MPa230晶粒度/G7屈服强度/MPa182熔点/℃1 083
2 仿真结果分析
2.1 初选方案结果
对不同壁厚、不同罩高的4种等壁厚药型罩设计方案进行仿真分析,炸高为3倍装药直径,计算结果如图2所示,不同结构方案对靶体的侵彻性能参数对比见表6。
表6 不同结构方案对靶体的侵彻性能参数
Table 6 Penetration performance of different schemes
方案编号药型罩壁厚/mm药型罩质量/g100 μs时刻能量/105 J头/尾速度/(m·s-1)头尾距离/mm侵彻结果深度/mm孔径/mm13.40262.503.042 725/822170.8214.413.024.95270.962.981 767/1 29745.252.340.634.95289.442.921 748/1 03767.867.130.844.95359.922.442 241/589144.9154.117.9
图2 不同方案的计算结果
Fig.2 Calculation results of different schemes
药型罩方案1壁厚最薄,射流形态细长,头尾距离达到170.8 mm,侵彻深度为214.4 mm,破甲孔径仅为13 mm;方案2射流形态短粗,头尾距离达到45.2 mm,侵彻深度为40.6 mm,破甲孔径最大为40.6 mm;方案3射流形态较短,头尾距离达到67.8 mm,侵彻深度为67.1 mm,破甲孔径次之为30.8 mm;方案4射流较长,头尾距离达到144.9 mm,侵彻深度为154.1 mm,破甲孔径为17.9 mm。
JPC战斗部可配用于末敏弹、掠飞攻顶反坦克导弹以及部分反坦克地雷,其形成的杆式射流侵彻体在攻击坦克装甲目标的顶部和底部等薄弱装甲方面表现出独特的优势[16]。针对装甲目标的物理防护特性,对杆式射流的侵彻深度要求往往远低于普通聚能射流,只需击穿目标顶部或底部薄弱装甲即可;而为了提高毁伤后效,对侵彻孔径的要求往往远高于聚能射流。对于聚能装药战斗部来说,侵彻深度与侵彻孔径互为负相关关系,前者增大则后者减小,前者减小则后者增大。单一追求侵彻深度或孔径,无法达到良好的毁伤效果,为提高毁伤效能,需从上述4个方案中选出侵彻深度和孔径匹配最为合理的方案。从郑斌等[17]、张渝[18]和王秉政[19]的研究可知,现役典型装甲目标顶部和底部等薄弱处均质装甲的等效厚度介于10～60 mm,而黄正祥[20]的研究证实,对于聚能装药战斗部形成的侵彻体,均质装甲钢穿深相对45钢穿深的等效系数介于1～1.9。因此,要可靠击穿各型装甲目标的顶部或底部薄弱装甲,杆式射流对45钢的侵彻深度应保证大于114 mm。经对4种方案仿真结果对比分析,对穿深和孔径进行综合考虑,认为方案1对45钢的侵彻深度虽然大于方案4,但其侵彻孔径却明显小于方案4,这会直接导致对装甲目标的后效毁伤降低,而方案4的侵彻深度已经满足击穿114 mm厚45钢的要求,其侵彻孔径明显大于方案1,使得其后效毁伤能力优于方案1。因此,本文中以方案4为基础进行结构优化能够有效提高JPC战斗部的毁伤效能。
2.2 优化方案结果
将初选方案4作为基础方案,分别对药型罩进行了等壁厚、变壁厚、调整罩高和炸高优化设计,设计了4个方案,其中:优化方案1为等壁厚大罩高、优化方案2为变壁厚、优化方案3为变壁厚1.5倍装药直径炸高、优化方案4为等壁厚小罩高,对4个优化方案分别进行了数值仿真分析,优化方案的分析结果见图3,优化后不同方案对靶体的侵彻性能参数对比见表7。
表7 优化方案对靶体的侵彻性能参数
Table 7 Penetration performance of different schemes after optimization
方案编号药型罩壁厚/mm药型罩质量/g100 μs时刻能量/105 J头/尾速度/(m·s-1)头尾距离/mm侵彻结果深度/mm孔径/mm16.99(等壁厚)526.82.0052 095/317147.3121.016.024～6.99(变壁厚)424.72.2282 105/419143.3134.818.034～6.99(变壁厚+1.5倍Da)424.72.2282 105/419102(75μs)108.123.244.95(等壁厚)306.42.9602 131/708113.5115.522.3
图3 优化后不同方案计算结果
Fig.3 Calculation results of different schemes after optimization
优化方案1药型罩质量最重,头尾距离达到147.3 mm,侵彻深度为121 mm,破甲孔径为16 mm;优化方案2头尾距离达到143.3 mm,侵彻深度为134.8 mm,破甲孔径为18 mm;优化方案3头尾距离达到102 mm,侵彻深度为 108.1 mm,破甲孔径为23.2 mm;优化方案4药型罩质量最轻,头尾距离达到113.5 mm,侵彻深度为115.5 mm,破甲孔径为22.3 mm。经对4种优化方案仿真结果进行对比分析,认为优化方案4的射流形态、射流头尾速度、侵彻深度、侵彻孔径和药型罩质量等综合性能最优。
3 验证试验
根据数值仿真方案优选及分析结果,对优化方案5进行破甲、杀伤和纵火等性能试验研究。试验战斗部聚能装药结构装药口径为90 mm,45钢锭靶标的实际厚度为121 mm,在钢锭后2 m处放置2 mm厚Q235后效靶,后效靶背面放置3个盛放柴油的油盒,距后效靶4 m处放置木箱和棉被等易燃物,采用8号电雷管起爆,验证杆式射流的破甲穿深、破甲孔径、后效钢板、油盒、木箱和棉被的综合毁伤性能。试验前现场情况见图4,试验后现场情况见图5,主靶及后效靶毁伤状态见图6,后效靶毁伤情况见图7。
图4 试验布置情况
Fig.4 Experiment layout
图5 静爆试验后情况
Fig.5 Experimental conditions of static explosion
图6 主靶及后效靶毁伤状态
Fig.6 Damage status of main target and after-effect target
图7 后效靶毁伤情况
Fig.7 Damage of after-effect target
可以看出,杆式射流穿透121 mm厚的45#钢锭,靶块正面有翻卷现象,入口形状规则,孔形较圆,内壁有铜残留,入孔直径为φ26.3 mm,出孔直径为φ21.8 mm,靶板背面有碎片崩落,直径约为φ45 mm。杆式射流形成的主要侵彻体穿透钢锭后能够穿透靶后2 m处2 mm厚的Q235钢板,穿孔尺寸较大;杆式射流形成的离散碎片对后效靶造成较大面积的有效毁伤;同时能够引燃距后效靶4 m处的木箱和棉被等易燃物。
4 结论
本文中数值模拟方法确定了聚能装药战斗部的基础方案,并在基础方案上基于多要素进一步优化了战斗部结构,最终通过实弹试验对数值模拟结果进行了验证,得到以下结论:
1) 优化方案4的仿真侵彻深度为115.5 mm,侵彻孔径为φ22.3 mm,射流头部速度为2 131 m/s,射流尾部速度为708 m/s,射流长径比为5.2∶1,静破甲试验显示,杆式射流穿透121 mm厚的45钢锭,入孔直径为φ26.3 mm,出孔直径为φ21.8 mm,射流长径比为5.5∶1,仿真结果与静破甲试验结果相比,侵彻深度误差为4.55%,侵彻孔径误差为2.29%(按出口尺寸计算)。
2)杆式射流形成的侵彻体穿透钢锭后能够继续穿透靶后2 m处的2 mm厚Q235钢板,穿孔尺寸较大,从穿孔形态可以判断杆式射流已经失稳,但其后效毁伤动能仍然较大;杆式射流侵靶后形成的部分离散碎片和靶体的二次破片对后效靶造成较大面积的有效毁伤。同时,杆式射流和靶体二次破片穿透后效靶形成的离散破片能够引燃柴油油盒、木箱和棉被等易燃物。
3) 采用等壁厚球缺紫铜药型罩,优化药型罩的壁厚尺寸、罩体高度和最佳炸高等参数,实现杆式射流侵彻穿深和孔径的最佳匹配,可为聚能杆式射流战斗部设计与优化提供参考。
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