0 引言
随着军事技术的发展,武器弹药的安全性受到了越来越多的重视,为了评估弹药安全性,美国和北约建立了较为完善的不敏感弹药试验项目和评估体系,破片撞击试验是重要考核项目之一[1],旨在模拟弹药受到破片类弹药攻击的情形。引信作为弹药系统的重要组成部分,也应满足不敏感弹药的相关要求[2]。
破片撞击引信问题的本质是破片撞击带壳装药。李小笠等[3]研究了球形、平头圆柱和立方块3种破片对带壳装药冲击起爆的速度阈值;Cullis等[4]针对FOX-7炸药进行了破片撞击试验,并进行了仿真对比;赵宇峰等[5]研究了不同复合壳体对炸药层内压力峰值、能量变化的影响,表明复合壳体可有效提高炸药抗破片冲击起爆的能力。陶瓷材料由于具有低密度、高硬度、高比刚度和高比强度等特点[6],被广泛应用于防弹领域,李如江等[7]研究了等效厚度相同的碳化硅和氧化铝陶瓷平板装药的防护性能;王鹏[8]研究了碳化硅陶瓷与均质装甲钢所组成复合结构的抗弹效应,分析和讨论了碳化硅陶瓷复合装甲的抗弹机理;刘国繁[9]对12.7 mm穿甲弹垂直侵彻氧化铝陶瓷柱层合装甲进行研究,分析了各层材料的抗弹吸能机理。但是,现有针对破片撞击带壳装药及防护技术的研究,研究模型大多简化为破片、壳体和炸药,而引信中存在较多部件,在破片撞击下的动态响应更为复杂,目前对于引信安全性研究主要集中在烤燃等方面,对于引信受破片撞击的安全性研究报导较少。
不同于简化为破片、壳体和炸药,针对引信受破片撞击时的安全性问题,选择1,1-二氨基-2.2-二硝基乙烯(FOX-7)装药的中大口径榴弹引信为研究对象,提出一种陶瓷防护结构,以提升引信抗破片冲击能力。通过建立破片撞击引信仿真模型,从引信压力响应、传爆药压力和见证板凹痕3方面,与试验结果对比,分析了无防护、氧化铝和碳化硅陶瓷防护3种方案下引信受破片撞击时的动态响应,并讨论使用不同材料陶瓷防护对引信抗破片冲击能力的影响。
1 引信防护结构设计
如图1所示,原有引信结构中,传爆药外层部件从内到外依次是传爆管壳和引信壳体,防护效果不够理想。为了提升引信防护性能,在引信壳体和传爆管壳之间增加一层防护陶瓷,形成金属—陶瓷—金属的复合防护结构,利用陶瓷材料高强度、高硬度的特点,达到提高引信抗破片冲击能力的目的。在装甲防护领域,常用的陶瓷材料有碳化硼(B4C)陶瓷、氧化铝(Al2O3)陶瓷和碳化硅(SiC)陶瓷,其防护参数如表1所示。
表1 常用陶瓷材料防护参数
Table 1 Common ceramic material protection parameters
材料典型密度/(g·cm-3)弯曲强度/GPa抗压强度/GPa断裂韧性/(MPa·m1/2) 最高硬度/(kg·mm-2)B4C2.500.5～0.8—2.5～3.23 000Al2O34.070.14～0.22～2.73～51 800SiC3.850.4～0.52～2.52～42 700
图1 引信防护结构改进示意图
Fig.1 Schematic diagram of fuze protection structure improvement
由表1可知,碳化硼陶瓷密度最低,被认为是最完美的航空用抗弹陶瓷,但是造价较高,不适合大面积使用;碳化硅陶瓷抗弹效应介于碳化硼陶瓷和氧化铝陶瓷之间,其硬度和弯曲强度较高,密度适中;氧化铝陶瓷抗弹性能较差,但其烧结性能好,加工工艺成熟,生产成本低。综合考虑各材料的防护性能、制造难度和价格等因素,设计采用氧化铝和碳化硅2种防护陶瓷。
2 仿真模型
针对无防护、氧化铝陶瓷和碳化硅陶瓷防护3种情况,进行破片撞击引信冲击起爆的仿真模拟,分析引信体、传爆药以及见证板的动态响应,仿真方案见表2。
表2 破片撞击引信仿真方案
Table 2 Simulation scheme of fragment impact fuze
方案引信防护状态引信防护材料方案1无防护—方案2有防护Al2O3方案3有防护SiC
2.1 计算模型
采用与破片撞击试验相同的破片、引信和见证板,建立破片撞击引信1/2对称三维模型,如图2所示。
图2 破片撞击引信有限元模型
Fig.2 Finite element model of fragment impact fuze
模型包括引信壳体、保险机构、传爆管壳、隔爆板、传爆药、导爆药、陶瓷防护、破片和见证板等部件。参照STANAG 4496,采用带有锥角的12.7 mm圆柱形破片,破片初始速度为1 709 m/s,见证板厚度为3 mm。
仿真采用任意拉格朗日-欧拉方法,使用流固耦合算法模拟冲击起爆过程。在传爆药中分面,距离传爆药底部6.7 mm处,取A、B、C、D 4个观测点。
2.2 材料模型
引信各部件材料模型见表3,各材料主要参数见表4—表6[10-14]。
表3 有限元模型各部件材料模型
Table 3 The material model of each part of the finite element model
部件材料类型材料模型传爆药和导爆药FOX-7EOS_IGNITION_AND_GROWTH_OF_REACTION_IN_HE传爆管壳、引信体下部和破片45钢MAT_JOHNSON_COOK隔爆板、保险机构和引信体中部2A12铝MAT_JOHNSON_COOK见证板A3钢MAT_JOHNSON_COOK灌封和风帽聚氨酯MAT_JOHNSON_COOK陶瓷防护Al2O3/SiCMAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS
表4 FOX-7主要材料参数
Table 4 The main parameters of FOX-7
ρ/(g·cm-3)PCJ/GPaA/GPaB/GPaR1R2ω1.6328.41 637.9186.296.52.70.32
表5 各金属材料及聚氨酯的主要参数
Table 5 The main parameters of each metal material and polyurethane
材料ρ/(g·cm-3)E/GPaμA/GPaB/GPanCmTm45钢7.8002000.300.5060.3200.280.0641.061 7952A12铝2.770720.330.2650.4260.340.0151.00863A3钢7.8002000.300.2290.4390.300.1000.551 795聚氨酯0.0120.0070.020.0650.0260.040.0051.00150
表6 防护陶瓷的主要参数
Table 6 The main parameters of ceramics
材料ρ/(g·cm-3)G/GPaABCMNTσc/GPaAl2O34.0790.160.350.3100.60.600.202.79SiC3.85183.000.960.3501.00.650.3714.57材料σHEL/GPaPHEL/GPaK1K2K3βD1D2σf,max/GPaAl2O322.79131.0001.00.0051.001.0SiC135.90204.8001.00.4800.481.0
2.3 仿真可行性验证
为了验证仿真结果的准确性,开展了破片撞击带碳化硅陶瓷防护引信试验,试验时陶瓷片按照一定厚度放置到引信结构中。采用14.5 mm滑膛炮发射破片,从侧面径向撞击引信传爆药位置,高速摄影记录撞击全过程,通过测速装置测得破片速度为1 709 m/s。见证板产生凹痕,并在破片入射一侧发生穿孔,引信风帽脱落,引信体部分撕裂,传爆管壳底部飞出,没有残药。见证板和引信体仿真与试验结果对比如图3所示,不同时刻引信体应力云图如图4所示。
图3 见证板和引信体的仿真与试验结果对比图
Fig.3 Comparison between simulation and test results of witness board and fuze body
图4 不同时刻引信体的应力云图
Fig.4 Stress nephogram of fuse body at different times
由图4可知,破片径向撞击引信传爆药过程中,引信体下部受力较大,灌封材料及引信体中部区域的受力很小,所以破片撞击引信传爆药位置后,引信体的破坏区域主要集中在引信体下部。
在引信体对称面的保险机构和灌封材料部分设置8个观测点,如图5所示,以探究在破片径向撞击引信传爆药过程中,引信内部部件在破片撞击下的动态响应过程。
图5 引信体内部部件观测点分布
Fig.5 Distribution of observation points for internal components of the fuse body
由观测点位移曲线图(图6)可知,越靠近传爆药,观测点位移越大。与下端相比,灌封部分的位移很小,所以破片撞击引信传爆药位置后,引信体灌封部分所受影响很小。
图6 观测点位移曲线
Fig.6 Stress nephogram of fuse body at different times
由图3可知,仿真和试验时凹痕直径分别为8.13 cm和7.80 cm,误差为4.23%;引信体下半部均发生较大破坏,上半部影响较小,仿真和试验结果不同之处在于,仿真时顶部风帽变形很小,而试验中风帽已经严重损坏,判断是引信受撞击后与墙壁或地面碰撞造成的。总体来看,仿真结果与试验结果一致,表明仿真模型建立较为合理。
3 仿真结果分析
通过对比分析3种仿真方案下的破片撞击引信压力云图、传爆药压力曲线和见证板凹痕,研究陶瓷防护对于引信抗破片冲击能力的影响。
3.1 破片撞击引信压力云图对比
破片撞击引信不同时刻的压力云图如图7—图9所示。由图7—图9可知,在14 μs时,3种方案下引信体和见证板的破坏情况基本相同,破片侵彻进入引信体,见证板在破片入射一侧发生撕裂,但是,方案1中引信最右侧热点聚集形成了一块高压区域,而方案2和方案3中均未产生明显的热点。
图7 破片撞击无防护引信压力云图(方案1)
Fig.7 Pressure nephogram of fragment impact unprotected fuze (scheme 1)
图8 破片撞击氧化铝陶瓷防护引信压力云图(方案2)
Fig.8 Pressure nephogram of fragment impact alumina ceramic protective fuze (scheme 2)
图9 破片撞击碳化硅陶瓷防护引信压力云图(方案3)
Fig.9 Pressure nephogram of fragment impact silicon carbide ceramic protective fuze (scheme 3)
在60 μs时,方案1中引信体破坏最为严重,整个引信体下部已完全变形,方案2和方案3中仅有传爆药周围的壳体结构遭到破坏;方案1中见证板右侧撕裂形成一个较大的孔洞,方案2中见证板中间产生一条新裂缝,而方案3中见证板依旧仅有左侧一个撕裂孔。
在80 μs时,方案1中见证板孔洞进一步增大,并产生2块碎片,方案2中见证板产生的一块碎片较大,方案3中见证板依旧只有一个孔洞,没有明显碎片产生。
综上可知,无防护时引信破片撞击响应最为剧烈,采用氧化铝和碳化硅陶瓷防护时引信破片撞击响应情况相差不大。根据见证板变形情况,采用氧化铝陶瓷防护时引信破片撞击响应更为剧烈。
3.2 传爆药观测点压力对比
3种方案下传爆药观测点压力曲线如图10所示。由图10可知,方案1、2和3中观测点峰值压力分别为18.07、3.29、3.14 GPa,峰值压力点分别为点D、点B和点A,即从传爆药右侧位置逐渐左移。无防护时破片高速撞击引信后传递给传爆药的能量最大,随着冲击波的传递,各观测点峰值压力递增,高压区域在传爆药右侧达到极限,随后传爆药发生剧烈反应。
图10 3种方案下观测点压力曲线
Fig.10 Pressure curve of observation point under three schemes
增加防护陶瓷后,破片对传爆药的作用大幅降低,传爆药内部无法产生更多热点,导致各观测点峰值压力降低。对比方案2和3可知,碳化硅陶瓷防护时峰值压力更低,表明碳化硅陶瓷防护效果更好。
3.3 见证板凹痕对比
为了与试验结果对比见证板变形情况,取3种方案下的见证板凹痕状态,如图11所示。
图11 3种方案下见证板凹痕状态
Fig.11 Dent status of witness plate under three schemes
由图11可知,3种方案下的见证板凹痕直径分别为8.54、8.32、8.13 cm。方案1中见证板被冲击剪切形成2块较大的碎片,方案2中见证板被撕裂成2部分,而方案3中见证板仅出现孔洞。因此,无防护时引信响应最为剧烈,采用氧化铝陶瓷防护时次之,采用碳化硅陶瓷防护效果最好。
由表7可知,采用陶瓷防护后,传爆药峰值压力和见证板凹痕直径分别降低约82.2%和3.69%(取方案2和方案3对比结果的平均值),表明陶瓷防护能够提升引信抗破片冲击能力。通过增加陶瓷防护,破片与引信碰撞时,由于陶瓷碎化流对破片的磨蚀效应[15],阻滞破片高速侵彻,进而减弱冲击波和机械摩擦对传爆药造成的影响,传爆药内部热点数量无法满足进一步反应的要求。采用碳化硅陶瓷防护时,传爆药峰值压力和见证板凹痕直径分别为氧化铝陶瓷防护时的95.4%和97.7%。由于碳化硅陶瓷的剪切模量为183 GPa,高于氧化铝陶瓷的90.16 GPa,在受到撞击后,碳化硅陶瓷仍可保持较好的完整性,所以其防护效果更好。
表7 3种方案下仿真结果
Table 7 Simulation results under three scenarios
方案观测点峰值压力仿真值/GPa对比结果见证板凹痕直径仿真值/cm对比结果118.0708.54023.29-81.88.32-2.5833.14-82.68.13-4.80
注:表中各项“对比结果”均是与方案1仿真值对比所得。
综上仿真结果分析,采用陶瓷防护结构可以提高引信抗破片冲击能力,碳化硅陶瓷的防护性能优于氧化铝陶瓷。
4 结论
1) 通过增加陶瓷防护结构,能够有效提升引信抗破片冲击能力。相较于无防护情况,使用氧化铝陶瓷防护结构,引信受破片撞击后的传爆药峰值压力降低了81.8%,见证板凹痕直径减少了2.58%。
2) 碳化硅陶瓷的抗冲击效果优于氧化铝陶瓷。采用碳化硅陶瓷防护时,传爆药峰值压力和见证板凹痕直径仅为氧化铝陶瓷防护时的95.4%和97.7%。
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