0 引言
射流的速度和质量对战斗部的破甲性能有着直接的影响,研究表明,传统的锥形药型罩形成的聚能射流速度一般为6 000～8 000m/s;射流质量主要由药型罩内表面材料构成,大部分的外表面材料形成杵体[1]。为了提高药型罩侵彻效能,MININ等[2]对聚能药型罩进行了系统性的优化设计研究,并首次提出了π型超聚能药型罩的概念,π型药型罩结构简单,相较于锥形药型罩仅仅是在药型罩头部增加了一个辅助平板,但是形成的射流速度和射流有效质量相比于传统锥形射流却能提升显著[3]。目前关于超聚能装药结构的研究主要集中于数值模拟,王珑金[4]初步对比研究了锥形药型罩和π形药型罩形成射流后射流的头部速度变化以及辅助药型罩直径和厚度对超聚能射流速度的影响规律。陈莉等[5]初步研究π形药型罩不同材料对射流的成型效果,主药型罩选用材料包括铜、铝、钛,辅助药型罩材料包括钨、钽、铁,研究表明当主药型罩材料为钛,辅助药型罩材料为钽时,形成的射流速度快,质量大,能量高更能满足实际需要。石军磊[6]进一步研究了π型药型罩材料对射流成型速度的影响,研究表明超聚能射流性能随着辅助药型罩材料密度的增加而提高。孙建军等[7]研究π型药型罩材料对射流的成型过程,结果表明辅助药型罩应与主药型罩具有一定的密度差,且辅助药型罩的密度应大于主要型罩的密度,二者密度差越大射流成型效果越好。徐文龙等[8]通过试验对比研究了辅助药型罩材料对射流的成型效果影响,结果表明,超聚能射流形成过程中没有头部积累现象,有利于提高射流速度,当辅助药型罩材料为钨时,超聚能射流侵彻性能最佳。
优化设计超聚能药型罩结构是超聚能效应研究发展的方向之一,王艺臻等[9]对现有的截顶超聚能药型罩采用正交设计方法,优化π型药型罩中的辅助药型罩结构,优化后的射流成型效果有显著提升,张新华等[10]为了获得最优的超聚能装药结构,通过正交分析和神经网络对π型药型罩开展优化分析,通过研究获得了侵彻效果较好的π形药型罩结构。葛超等[11]针对π型药型罩开展结构优化设计,建立了超聚能射流成型特性主控参量量纲分析模型,通过正交优化方法获得π型药型罩结构设计参量。
目前国内外学者针对π形超聚能射流的研究,主要集中于π型药型罩材料研究和结构的优化设计研究,研究内容主要包括超聚能射流成型后射流速度以及射流连续性,对聚能药型罩及超聚能药型罩各部分的细化成型过程及能量变化研究较少,本文通过离散化的方式,将药型罩离散化为多个部分,并用不同颜色加以区分。使用LS-DYNA数值对比模拟聚能射流与超聚能射流的成型过程,特别是细化研究了药型罩不同部位对射流成型的贡献程度,为药型罩设计提供了有益指导。
1 研究方案
1.1 装药结构
为了研究超聚能射流成型特点,对比分析了聚能射流与超聚能射流成型过程,设计药型罩结构分别为锥形药型罩、π型药型罩和优化后的π型药型罩,3种方案装药弹壳结构相同,药型罩锥角相同,药型罩均为等壁厚且壁厚相同。装药结构如图1所示[9]。
图1 聚能装药结构示意图
Fig.1 Schematic diagram of shaped charge structure
1.2 药型罩结构
为了细化研究聚能射流与超聚能射流的成型效果,针对射流成型的关键部位药型罩开展研究,将药型罩分割为多个关键部分,并将不同部分采用不同颜色加以区分,射流成型及侵彻过程中,通过射流颜色的动态变化研究不同药型罩结构对射流成型的规律。
为了对比研究3种药型罩结构射流成型的规律,分别将锥形药型罩、π型药型罩和优化后的π型药型罩[9]分为多个部分(药型罩壁厚方向均匀分为2份,顶部分为2个部分,锥形部分均匀分为5个部分),研究射流成型过程中药型罩各个部分的动态变化及能量变化,进而对比研究聚能射流与超聚能射流的成型效果。药型罩对比结构如图2所示。
图2 药型罩对比结构
Fig.2 Contrast structure of liner
2 数值分析
聚能及超聚能装药爆炸、药型罩压垮、射流成型及侵彻等过程是一种微妙级多物质互相结合的复杂运动,使用物理及试验手段难以捕捉该过程,因此借助有限元动力学软件LS-DYNA评估及分析该复杂运动。
2.1 计算方法
计算模型包括聚能装药、药型罩、弹壳、空气、目标靶,由于在欧拉算法中,网格可以固定不变,材料和能量在网格间流动,因此将聚能装药、药型罩、空气和目标靶使用欧拉域,为了研究药型罩对射流及超聚能射流的成型规律,将药型罩细化为多个部分开展研究,通过药型罩不同部分材料和能量在欧拉域中的流动,便可动态显示射流的成型及侵彻规律。
为了提高计算速度,计算模型采用1/2平面对称模型,单元以四边形壳单元为主,大小为0.5 mm,计算模型中只有弹壳采用拉格朗日网格,其余均为欧拉网格,二者通过流固耦合关键字控制,为了避免压力在边界上的反射,在壳单元边界处施加非反射边界条件以消除边界效应。
2.2 材料参数
在数值模拟过程中,材料模型的本构关系和状态方程的选择至关重要,表1为数值模拟所选用的材料模型参数。本文聚能装药选用RDX装药,采用MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL状态方程;药型罩、射孔弹壳以及靶板材料采用JOHNSON_COOK模型描述,该模型考虑高应变率条件下的应力、应变及失效关系,能够较好地描述爆炸等高温高应变率情况下钢材料的强度刚度变化;空气域和水选用无偏应流体动力学模型,状态方程选用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL,具体参数如表1所示[12-15]。
表1 各物质材料模型参数
Table 1 Model parameters of various materials
RDX炸药材料模型及其JWL状态方程ρ/(g·cm-3)A/GPaB/GPaR1R2W1.82908.419.14.91.40.3粉末药型罩材料模型ρ/(g·cm-3)A/MPaB/MPanC/(m·s-1)m14.090250.250.0250.1空气材料模型及其线性多项式状态方程参数ρ/(g·cm-3)C0C1C2C3C4C5C61.3000000.40.40水材料模型及其线性多项式状态方程参数ρ/(g·cm-3)C0C1C2C3C4C5C61.000.020.0840.080.4391.3940弹壳材料模型ρ/(g·cm-3)A/MPaB/MPanC/(m·s-1)m7.85073200.280.0641.06
3 结果分析
3.1 射流成型
通过LS-DYNA仿真计算软件,可直观显示聚能装药起爆后,聚能射流及超聚能射流的成型过程,3种结构射流成型初期动态变化过程如图3—图5所示。
图3 锥形药型罩射流形态
Fig.3 Jet shape of conical liner
图4 π形药型罩射流形态
Fig.4 The jet shape of π shaped charge liner
图5 改进后的π形药型罩射流形态
Fig.5 The improved π shaped charge liner jet shape
图3—图5分析了3种药型罩结构射流初期的成型过程,聚能药型罩射流成型初期,聚能射流由药型罩顶部至底部逐渐向中间挤压叠合成型,随着上层药型罩形成的射流逐渐拉伸,由下层药型罩继续向中间挤压叠合补充,直至全部挤压成射流;超聚能药型罩由辅助药型罩和主药型罩组成,辅助药型罩不会形成聚能射流,主药型罩射流成型过程与锥形药型罩射流成型过程类似,超聚能药型罩成型初期,辅助药型罩部分变形,主药型罩由顶部至底部逐渐叠合成型,辅助药型罩对主药型罩成型的射流有推动作用。
10 μs时刻射流初步成型,此刻,3种结构形成的聚能射流头部速度差异较大,锥形药型罩形成的射流头部速度最小约为8 429 m/s,π形药型罩形成的射流头部速度约为9 415 m/s,改进π形药型罩形成的射流速度最大,头部速度约为10 150 m/s,3种结构射流速度如图6所示。
图6 10 μs时刻射流头部速度
Fig.6 Jet head velocity at 10 μs
3.2 射流延展性及头部速度
聚能射流及超聚能射流的成型过程中,评价射流成型效果的关键指标是射流的连续长度和射流的头部速度[9],为了评价聚能射流及超聚能射流的成型效果,分别测绘射流断裂处的射流长度及射流头部速度的变化趋势。
分析对比3种结构药型罩对应的射流首次发生断裂,射流断裂时射流形态如图7所示,分别为锥形药型罩形成的射流长度为39.6 cm时断裂,π形药型罩形成的射流长度为45.8 cm时断裂,改进π形药型罩形成的射流长度为63.6 cm时断裂。
图7 射流首次断裂射流形态
Fig.7 The jet shape was broken for the first time
3种结构不同时刻射流头部速度如图8所示。
图8 射流头部速度趋势
Fig.8 The trend of Jet head velocity
由图8分析可知,超聚能药型罩形成射流时,射流速度先急剧增大,增加至最大值时射流速度会迅速降低至一个平稳值;聚能药型罩形成射流时,射流速度会急剧增大至一个稳定速度,然后随着时间推移射流速度再逐步降低。3种结构射流速度对比中,改进的π形超聚能药型罩形成的射流速度最大,最大速度可为10 500 m/s,迅速降低后射流速度为9 890 m/s,降低约5.81%;π形超聚能药型罩形成的射流速度次之,最大速度为9 830 m/s,迅速降低后射流速度为 9 260 m/s,降低约5.80%;锥形药型罩形成的射流速度最小,最大速度为8 130 m/s。通过射流速度变化趋势分析可知,超聚能药型罩形成的射流效果更好。
相比于聚能射流,7～12 μs超聚能射流速度达到最大后会降低约5.8%。7 μs时刻超聚能射流开始成型,此刻速度最大,射流主要由药型罩内层3-1形成,此刻辅助药型罩对聚能射流的影响最为显著,因此射流速度达到最大值;随着射流逐渐成型,辅助药型罩对射流的影响逐渐减弱,因此射流速度逐步降低;12 μs时刻之后射流初步成型,辅助药型罩对射流的影响较小,射流主要由药型罩不断向中间挤压叠合成型,因此射流成型过程中速度相对稳定。
3.3 超聚能射流成型过程及动能分布
为了进一步评价超聚能药型罩各部分对超聚能射流的贡献程度,测绘超聚能射流延伸过程中,药型罩每一部分相互挤压形成射流后的动态成型过程及动能变化,超聚能射流成型过程如图9所示。
图9 超聚能射流成型过程
Fig.9 Supercharged jet forming process
分析图9可知,超聚能射流成型过程中,辅助药型罩未形成射流,射流主要由主药型罩内表面形成,杵体主要由主药型罩外表面形成,12 μs时刻射流已初步形成,射流主要由药型罩内表面相互挤压形成,随着射流拉伸,药型罩从锥部至口部不断挤压同时药型罩内表面下层材料也会不断补充形成射流。30 μs时刻,此时主药型罩完全贴合,随着射流逐渐拉伸无材料继续补充,因此射流会被拉断,35 μs时刻,辅助药型罩与主药型罩拉断,78 μs时刻,杵体与射流断裂。
超聚能药型罩内外层各部分形成射流的动能变化如图10所示。
图10 超聚能药型罩各部分射流动能变化
Fig.10 Changes in jet kinetic energy of various parts of the super concentrated energy propellant cover
药型罩内层各个部位动能先急速增大,维持50～100 μs后速度迅速降低,内层不同部位维持时间不同,维持时间依次为内层7-1>6-1>内层5-1>内层4-1>内层3-1;药型罩外层动能急速增加至最大后立即迅速降低,下降后外层7-2参与形成射流,其余部分未形成射流。
超聚能药型罩外层和顶层各部分形成杵体的动能变化如图11所示。
图11 超聚能药型罩各部分杵体动能变化
Fig.11 Changes in the kinetic energy of the pestle body in various parts of the super concentrated energy propellant cover
分析图10和图11可知,超聚能药型罩各部分形成的射流动能非阶梯性变化,药型罩内层动能大于药型罩外层,药型罩各部分形成射流的动能变化依次为内层6-1>内层5-1>内层4-1>内层7-1>内层3-1>外层7-2。药型罩各部分形成杵体的动能变化依次为外层6-2>外层5-2>外层4-2>外层3-2>辅助药型罩1-1和2-1。
为了定量分析不同药型罩结构同一位置形成射流后的能量变化趋势,分别分析聚能药型罩、π型超聚能药型罩和改进的π型超聚能药型罩同一位置(内层3-1、内层5-1、内层7-1)形成射流后的动能。
分析图12可知,聚能药型罩、π型超聚能药型罩和改进的π型超聚能药型罩同一位置(内层3-1、内层5-1、内层7-1)形成射流后的动能变化趋势一致,分别为内层5-1>内层7-1>内层3-1。3种药型罩不同位置点动能大小略有差异,内层3-1和内层5-1射流动能大小依次为聚能药型罩>π型超聚能药型罩>改进的π型超聚能药型罩,内层7-1射流动能大小依次为改进的π型超聚能药型罩>π型超聚能药型罩>聚能药型罩。可知,相比于聚能药型罩,超聚能药型罩主要加强药型罩口部微元的动能。
图12 射流动能对比
Fig.12 Comparison of jet kinetic energy
4 结论
1) 聚能射流与超聚能射流均是由药型罩内层不断挤压形成,相比于聚能射流,超聚能射流的延伸性更好,聚能射流的断裂长度为39.6 cm,改进的超聚能射流断裂长度为63.6 cm,性能提高60.6%。
2) 相比于聚能射流,超聚能射流由于辅助药型罩的影响,射流成型初期,极短的时间内(7～12 μs)射流速度会急速降低至一个稳定值,7μs时刻射流开始成型,辅助药型罩影响最为明显;12 μs时刻射流初步成型,辅助药型罩的影响已逐步降低,相比于7 μs时刻,12 μs时刻射流最大速度降低约为5.8%。聚能射流的头部最大速度为8 130 m/s,改进的超聚能射流头部最大速度为10 500 m/s,性能提高29.2%。
3) 超聚能射流主药型罩下部分形成射流时的动能最大,射流动能变化依次为内层6-1>内层5-1>内层4-1>内层7-1>内层3-1>外层7-2,辅助药型罩未形成射流,动能最小。
4) 射流形成后,动能急速增大并维持较短时间后迅速降低,药型罩不同部位射流维持时间不同,依次为内层7-1>6-1>内层5-1>内层4-1>内层3-1>外层7-2。
5) 聚能药型罩和超聚能药型罩同一位置形成射流后的动能变化趋势一致,相比于聚能药型罩,超聚能药型罩主要加强药型罩口部微元的动能。
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