0 引言
爆炸反应装甲具有重量轻、体积小、成本低、抗弹能力强等特点,世界各国都利用爆炸反应装甲来提高装甲目标的防御能力,爆炸反应装甲目前已成为国外装甲目标主要防护手段[1]。为有效对付这类装甲目标,除进一步提高现有穿破甲弹药战斗部的性能外,还提出一种能够有效对付披挂爆炸反应装甲的新型技术—“穿而不爆”。“穿而不爆”技术是指聚能射流在穿透爆炸反应装甲后使夹层炸药失效,为后级随进的主装药开辟路径,从而避免反应装甲对主装药的干扰,保证了对目标主装甲的有效毁伤。同时低密度射流,与金属射流相比,侵彻孔径很大,但侵彻能力显著下降,所以在保证对爆炸反应装甲“穿而不爆”的前提下,提高低密度射流的侵彻能力十分重要。
在本研究中,在北京理工大学徐文龙的研究基础上对原有的喷射式超聚能射流装药结构和材料进行改进[2]。以达到对主装甲侵彻能力增强的目的。该药形罩采用PTFE材料,辅助装置的材料是钨合金,目的是为了实现药型罩的压垮角度大于90°时使射流沿着附加装置流动增加射流的质量,从而达到提高速度增大侵彻能力的目的[3]。
1 模型的建立
1.1 聚能装药的几何尺寸
成型装药的几何模型如图1所示。图1中:装药直径 D=60 mm,装药长径比为1.2∶1,药型罩为球缺形,壁厚厚度2 mm,紧靠附加装置安装;附加装置为顶部开孔的倒锥形,锥角为120°,壁厚10 mm,开孔孔径10 mm;壳体壁厚2.0 mm。对照组射流为相同装药尺寸的PTFE聚能射流结构。
图1 成型装药几何模型
Fig.1 Geometric model of shaped charge
1.2 聚能装药结构和有限元模型的建立
由于射流形成的过程中较大的网格形变量,采用有限元AUTODYN软件中的ALE算法,对空气、主装药、药型罩、夹层装药使用Euler算法,反应装甲的面板、背板使用拉格朗日算法。北京理工大学徐文龙通过实验和仿真验证,辅助装置使用Euler算法能够准确的仿真出射流表面附着有附加装置内表面冲蚀脱落的附加装置的材料。对附加装置使用Euler算法进行建模[4]。
爆炸反应装甲(ERA)采用2/4/2结构(即面板2 mm,夹层装药4 mm,背板2 mm)此结构拥有较薄的面板和背板,对冲击有着相对更高的敏感度,可以更好地验证穿而不爆的性质[5]。
另外,为了得到形态较好的射流,在空气边界上添加“FLOW-OUT”边界条件来消除边界效应。又因为该模型是轴对称模型,为了有效节省运算资源,因此用有限元AUTODYN软件进行流固耦合1/2建模[6],如图2所示。
图2 成型装药有限元模型图
Fig.2 Finite element model of shaped charge
1.3 材料模型与参数的选择
数值模拟过程中装药和反应装甲夹层装药都是用B炸药,其基本参数如表1所示。表1中ρ0为B炸药的参考密度,DCJ为爆速,A、B、R1、R2、W为状态方程常量参数,ECJ单位体积内能,pCJ爆压。
表1 B炸药的基本参数
Table 1 Basic parameters of B explosive
ρ0/(g·cm-3)DCJ/(cm·μs-1)A/MBarB/MBarR1R2WECJ/(Gerg·mn)pCJ/MBar1.7170.7985.242 30.076 784.2001.1000.3400.0850.295
(1)
式中:p为压力;ω为Gruneisen系数; η为相对密度:η=ρ/ρ0,ρ为B炸药的密度;V为相对比容;E0为初始比内模[7]。
药型罩材料为聚四氟乙烯,其材料模型为理想流体弹塑模型,使用von Mises强度模型和Shock状态方程来描述药型罩材料在爆轰波作用下的动态响应行为。附加装置的材料为钽钨合金,使用Shock状态方程和Johnson Cook强度模型来描述附加装置的行为。另外,爆炸反应装甲面板和背板材料均采用30GrMnsi钢,使用Liner状态方程和von Mises强度模型[8]。以上材料的参数如表2、表3所示。
表2 PTFE与钽钨合金材料参数
Table 2 Material parameters for PTFE and tantalum-tungsten alloys
ρ/(g·cm-3)G/MBarγ0/MBarC1/(cm·μs-1)S1PTFE2.160.2160.0160.229 01.63钽钨合金17.141.2461.540.402 91.00
表3 30GrMnsi钢材料参数
Table 3 Material parameters for 30GrMnsi steel
ρ/(g·cm-3)G/MBarK/MBarC1/(cm·μs-1)S130GrMnsi钢7.850.8360.2060.0161.63
夹层装药选用Lee-Tarver点火增长模型状态方程,可以完善地描述冲击起爆行为以及特征,完整描述炸药受到强冲击之后的无反应、燃烧、爆燃、爆轰等现象。其状态方程为
(2)
式中:cv为比热容;T为爆温[9]。
2 射流成型数值模拟
2.1 不同时刻射流形态分析
为了研究低密度药型罩形成射流的过程和机理,选取装药直径60 mm、装药长径比1.2,由于喷溅式高聚能射流在成型的过程中附加结构受到射流的破坏从而使孔径增加,从而导致附加结构的导流能力下降。形成较大的射流堆积体积。导致射流的有效质量降低,从而达不到预期效果。但是PTFE等高聚物材料,具有阻抗低、延展性高等特点,能够在射流成功成型的情况下,减少对附加装置的破坏作用,而达到预定的提高有效射流体积、完成杵体与射流交换位置的目的,达到提高侵彻能力的目的[10]。
图3为低密度高聚能射流的成型过程。在主装药起爆后大约9 μs左右药型罩受到炸药的爆轰压力和爆轰产物的冲击作用,药型罩开始压垮、变形、并向前运动;到第12 μs时,药型罩开始与附加装置的接触,射流按照附加装置的引导实现药型罩按照大于90°的方式压垮,因此药型罩获得径向和轴向速度,有沿着辅助装置孔流出的趋势;到第16 μs时,从附加装置到处挤出时候的形态可以看出,头部较粗与附加结构的直径是相同的;当射流涌出辅助装置的孔时,射流急速膨胀;前端的射流具有极高的速度,随着射流继续先前运动,由于速度梯度过大,由于拉伸的速度过快,射流伸长的过程中混入空气或者炸药气体,射流前端某一个部分会膨胀,导致射流前中部的半径增加;前端形成极细的低密高速射流,后端形成较粗的在速度梯度的作用下逐渐被拉长,发生颈缩、断裂现象。附加装置在射流的侵蚀下发生了变形、拉伸,部分碎片和射流混杂在一起。形成高效的毁伤元。
图3 不同时刻射流成型过程
Fig.3 Forming process of jet at different times
2.2 射流速度分布
由于装药结构存在差异,2种射流的速度存在差距,如图4所示,15 μs之前超聚能射流附加装置的约束,射流速度增加较慢。在射流挤出附加装置时,射流速度急速增加。由于射流的拉伸作用,射流速度降低。在40 μs时射流速度稳定12 970 m/s。
图4 2种射流不同时刻速度曲线
Fig.4 Velocity curves of two kinds of jets at different times
低密度射流速度稳定在7 200 m/s,超聚能结构形成的射流,射流速度能够有效提高70%以上,能够有效提高侵彻能力。
图5所示不同射流不同时刻的长度对比,从图5可以看出超聚能低密度射流由于附加装置的限制作用0～10 μs射流长度增长缓慢,15 μs之后由于较大的速度梯度,随着渐渐变化长度逐渐增加拉长并于40 μs时刻达到36.834 cm,并出现拉断的现象。低密度射流的长度由于速度梯度拉伸,长度为23.32 cm。由结果可以得知,超聚能结构可以使低密度射流的长度增加57%。
图5 不同射流不同时刻的长度对比
Fig.5 Comparison of lengths of different penetrators
2.3 射流质量利用率比较
通过查阅文献得出射流利用率的公式为
(3)
式中: η为射流质量利用率; Mj为速度超过射流临界速度
的射流质量;M为射流的总质量。通过查阅文献将射流临界速度设定为3 000 m/s[11]。
不同射流的质量利用率比较如表4所示。由此得知,超聚能低密度射流可以有效完成毁伤,同时可以有效克服喷射型超聚能射流装药质量利用率低的缺点。
表4 不同射流的质量利用率
Table 4 Mass utilisation of different jets
装药结构质量利用率/%超聚能低密度药型罩13.7单层低密度药型罩14.2超聚能金属药型罩8.2
3 射流对反应装甲侵彻结果的分析
3.1 爆炸反应装甲“穿而不爆“的判断依据
根据Held的研究提出held判据
(4)
式中:K为夹层装药的起爆依据,当其达到某值时炸药被引爆,对于B炸药,K=23 mm3/μs2; μ为波后质点的速度;d为射流的直径;υ为射流的速度; ρe为炸药密度;ρj为射流密度[12]。
为了研究不同炸高条件下本文装药结构产生的射流对反应装甲进行“穿而不爆”,以炸药各点所受受到的压力和反应度α判断炸药反应的剧烈程度,α为炸药单元中反应装药的部分与整体的比值,在0～1之间取值。当α=0,表示夹层炸药基本未完全反应;当0<α<1,表示夹层炸药发生了部分反应;当α=1,表示夹层炸药发生了完全反应甚至是爆轰。
在研究过程中,在夹层装药在炸药径向设置3列高斯点,来观测夹层装药各个位置受到的压力和反应度大小,从而判定是否实现“穿而不爆”。每列高斯点之间间隔2 mm,横向每个高斯点之间间隔5 mm,上述观测点位置和编号的设定如图6所示。
图6 夹层装药高斯观测点设定
Fig.6 Gaugepoint setting for sandwich charge
图7为本文装药结构所形成的超聚能低密度射流在炸高为2D、3D、4D、5D的条件下对反应装甲装药侵彻过程中的反应度云图。其中,图 7(a)为炸药爆轰产生稳定爆轰波的情况,图7(b)、图7(c) 、图7(d)为炸药未起爆的情况。从图8中可以看出,在夹层装药爆轰情况下,反应度F均达到了最大值1; 在炸药未起爆情况下,最大反应度达到0.768 4,图7(a)装药被引爆的原因为,由于射流成型还未充分,低密度超聚能射流前半段有一部分半径增加。随着炸高的增加,由于速度梯度,射流高直径部分逐渐拉长,结合μ2d判据可知:夹层装药的反应度逐渐降低,以至于不发生起爆。
图7 夹层装药不同炸高下高斯点反应度云图
Fig.7 Reaction cloud of sandwich charge
图8 射流侵彻夹层装药过程中的炸药内部压力云图
Fig.8 Cloud image of the pressure inside the explosive during the interlayer charging precess of jet penetration
图8所示为射流侵彻夹层装药过程中的炸药内部压力云图,其中图8(a)、图8(b)、图8(c)、图8(d)分别对应图7中的 4 个子图。由图8(a)可见,当夹层装药爆轰时,其内部最大压力达到45 GPa,已超过 B 炸药的爆轰压力29.5 GPa; 从图8(b)、图8(c)可以看出,炸药内部最大压力值约为7.15、6.29 GPa,但超过了B炸药的爆轰压力5.63 GPa,但由于射流侵彻装药的时间短暂没有造成装药的爆轰;而图8(d)中炸药最大压力值为4.12 GPa,未达到B炸药的起爆压力,高压部分只存在于射流的冲击界面上,因此受冲击的炸药并未发生起爆现象,无明显的反应。
由此可以得出结论,在一定条件下,喷射式超聚能装药结构形成的低密度射流可以对爆炸反装甲实现可靠的“穿而不爆”。
4 射流对主装甲侵彻作用分析
从图9可以看出,经过一段时间的成型以及对反应装甲的侵彻,射流头部剩余的射流粒子具有低密度和高速度的特性。由于其极高的速度,对靶板的开坑作用明显,并为后续稳定射流在射流侵彻过程的定常阶段侵彻奠定基础。这时,射流形成的孔径虽然比较小,但是由于射流非常的细还是没有形成稳定开坑状态。此时参与靶板侵彻的射流直径较小,并没有产生低密度射流的扩孔作用。
图9 超聚能PTFE射流侵彻主装甲的过程
Fig.9 hyper shaped charge PTFE jet penetration of the main armour
射流的前半段有一段由于成型过程中混入空气导致直径增加有利于射流进行开坑,较大直径的射流能够有效扩孔。在80 μs时刻,前半段低密度射流速度开始降低,堆积在侵彻形成的孔洞内,此时后半段混杂有附加装置材料的射流逐渐伸,对靶板进行侵彻。侵彻效果要远好于前半段单纯低密度射流的效果。同时,堆积的低密度射流对靶板有持续的扩孔作用。在140 μs时候,射流已经完全堆积在孔内,失去侵彻能力,侵彻过程结束,射流头部残余速度为10.3 m/s[15]。
图10为相同装药条件下的PTFE射流对主装甲的侵彻过程。相比改进之后的超聚能低密度射流,相同装药条件下的低密度药型罩形成的射流速度小,拉伸较慢,因此直径大,导致入孔直径较大与超聚能低密度射流,提高26.9%。从图10中可以看到由于开孔速度较慢,导致大部分质量堆积孔内,使得更多的能量消耗在径向孔内,因此侵彻深度大幅度降低50%。最后射流头部残余的为11 m/s左右。
图10 低密度射流侵彻主装甲的过程
Fig.10 Low density jet penetration of the main armour
超聚能低密度药型罩和单层低密度药型罩形成的射流对主装甲侵彻的结果如表5所示。
表5 侵彻结果对比
Table 5 Comparison of penetration result
装药结构侵彻深度/cm入孔直径/cm超聚能PTFE药型罩10.32.08单层PTFE药型罩5.2552.64
超聚能低密度药型罩和单层低密度药型罩形成的射流对主装甲侵彻的靶板如图11所示。
图11 不同射流对主装甲侵彻结果
Fig.11 Results of main armour penetration by different jets
对比发现,2种结构形成的射流侵彻靶板初入的孔径相差不大,但是新结构的侵彻深度会明显增加。证明通过喷射式超聚能结构增加低密度射流侵彻效果是可行的。
5 数值仿真与结果验证
根据北京理工大学徐文龙对紫铜材料药型罩喷射式超聚能射流进行了数值仿真和实验验证。当附加装置采用欧拉算法计算时,射流速度数值仿真结果与实验结果偏差4.7%。产生的射流表面附着有附加装置内表面冲蚀脱落的附加装置材料,能够准确的描述实验现象[2]。本文中数值仿真采取相同的仿真方法与网格尺寸。仿真结果可以准确描述超聚能PTFE射流的速度和形态,可以为本文的结论提供支撑。图12为上述文献中数值仿真结果与实验结果对比图。
图12 仿真结果与实验结果进行对比
Fig.12 Simulation results are compared with experimental results
中北大学伊建亚[1]、汤雪志[13]、史志鑫[14]等对不同装药条件、不同药型罩材料、不同入射角的低密度射流冲击起爆反应装甲进行数值仿真和实验验证。上述论文数值仿真结果可以准确预测反应装甲冲击后的情况。图13为文献中数值仿真结果与实验结果对比图,仿真结果可以预测装药的起爆情况。
图13 仿真结果与实验结果进行对比
Fig.13 Comparison of simulation results with experimental results
本文中与上述研究使用相同的有限元仿真软件,对射流与夹层装药使用相同的欧拉算法建模,背板面板使用相同的拉格朗日算法建模。本文中射流的头部速度、头部半径与上述研究的聚能射流存在差异。可以认为本文的数值仿真结果能够为判断超聚能PTFE射流是否能够保证“穿而不爆”提供依据。
6 结论
研究结果表明该超聚能装药结构能够按照预先的期望形成聚能射流;对夹层装药起到穿而不爆的效果,同时能够有效增加侵彻威力。所得主要结论如下:
1) 针对不同时刻的射流形态和速度分析,文章中喷射式超聚能低密度药型罩结构下可以形成一致性和稳定性较好、长径比较大的低密度射流; 对比正常锥形低密度药型罩装药结构形成的射流速度增加70%以上,射流长度增加57%。同时能够很好改善金属喷溅式超聚能射流有效射流质量低的缺点。
2) 通过研究不同炸高下,射流对爆炸反应装甲的侵彻,以B炸药起爆压力为判断依据,夹层装药发生了不同程度的反应,分别发生了爆轰、局部爆燃现象。证明在一定条件下,超聚能PTFE射流能够完成对爆炸反应装甲的“穿而不爆”。
3)通过研究超聚能PTFE射流、聚能PTFE射流对主装甲的后效作用发现:超聚能PTFE射流对主装甲侵彻深度大于聚能PTFE射流,提高96%; 但其超聚能低密度射流速度大、直径小,因此入孔直径相比低密度射流侵彻降低了28%。综合来看,改进后的喷射式超聚能装药结构对于低密度射流战斗部的后续侵彻有一定的增强作用。
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