0 引言
爆炸反应装甲(explosive reactive armor,ERA)作为坦克车辆的主要防护手段,能够有效防护穿甲弹、破甲弹以及串联破甲战斗部的攻击。典型的ERA为“三明治”结构,即由上层的金属面板、中部的夹层钝感炸药以及下层的金属背板组成。当穿甲弹或聚能射流侵彻ERA并引爆夹层的钝感炸药时,将驱动上下两层金属板沿各自外法线方向运动,飞板运动会对穿甲弹或射流的运动状态造成干扰,甚至导致弹体或射流的断裂,从而对坦克主装甲进行有效的防护。
目前国内外学者针对ERA与射流的相互作用进行了大量的研究。Held[1-3]研究了ERA作用下射流对后效靶板的侵彻能力,建立了射流与ERA作用的动量理论并提出了动态飞板厚度的概念;张明等[4]研究了双层楔形ERA中线上不同着靶点位置干扰射流的影响,发现双层楔形ERA在着靶点位置为160 mm处干扰射流能力最强;Mayseless等[5]研究了射流质量通量的变化对飞板干扰作用的影响以及飞板厚度对其防护效能的影响;余庆波等[6]通过数值模拟与理论计算相结合的方法,对射流倾角与炸高等因素对重型反应装甲干扰作用时长的影响进行了研究;孙烨等[7]改进了超聚能射流的装药结构和材料,采用数值模拟方法研究了超聚能射流侵彻反应装甲后,夹层装药的起爆情况以及超聚能射流对主装甲的侵彻能力;胡亚峰等[8]对模块化组合的双层增强型ERA抵抗不同侵彻角度下的破甲战斗部进行了数值模拟,同时进行了试验验证。此外,还有学者进行了ERA干扰穿甲弹与EFP的研究。李歌等[9]提出了一种新型ERA结构,并从试验与理论计算两方面研究了其对穿甲弹的干扰作用;
进行了不同口径的穿甲弹与尾翼稳定脱壳穿甲弹冲击ERA的数值模拟,得出了穿甲弹侵彻ERA过程中夹层装药的密度、厚度以及压强随时间的变化规律;陈宁等[11]对ERA干扰尾翼稳定脱壳穿甲弹的作用过程进行了研究,发现弹丸在侵彻过程中受到的减速作用具有滞后性,并提出了一种两级弹头的穿甲弹;Samuel Yeap等[12]研究了ERA与主装甲的间隔距离、ERA的起爆延时以及弹丸撞击角度,对ERA干扰长杆弹侵彻的影响。聂源等[13]针对“三明治”结构ERA对爆炸成型弹丸侵彻效应的影响进行了试验研究,发现ERA减弱EFP侵彻能力的主要因素在于,EFP长径比的降低和有效质量的损失。
综上,当前针对弹丸特征因素影响ERA干扰动能弹侵彻作用的研究尚不充分,且关于复杂自然环境下ERA防护能力的研究也鲜有涉及。因此,本文中针对ERA干扰动能弹侵彻作用的能力,采用数值模拟方法,重点研究包括弹头形状、弹丸撞击速度和法线角在内的弹丸特征因素、沙尘和盐雾腐蚀对ERA干扰动能弹的影响。
1 建立有限元模型
动能弹侵彻ERA是高速、高应变率过程,且真实的沙尘、盐雾条件增加了试验的难度,加之试验高昂的费用以及测试技术的限制,难以通过试验手段研究沙尘、盐雾条件下动能弹侵彻ERA的作用过程,因此本研究采用数值模拟方法研究复杂自然环境对动能弹侵彻ERA的影响,并采用控制变量法设置不同工况下动能弹侵彻ERA的数值模型,以期为ERA设计提供参考。
1.1 计算模型
利用非线性显示动力学有限元分析软件ANSYS/LS-DYNA,建立动能弹侵彻ERA计算模型。为减小计算量,基于模型的对称性,建立1/2计算模型并施加对称约束,模型如图1所示,ERA距主装甲100 mm。动能弹、ERA面板、背板、夹层装药和后效靶板均采用拉格朗日算法。本研究中的动能弹尺寸分为2种,长径比分别为5和22,为便于区分,将长径比为22的动能弹称为长杆弹。针对长径比为5的动能弹,研究了弹丸特征因素对其侵彻ERA的影响;针对长径比为22的长杆弹,研究了沙尘、盐雾腐蚀环境对弹丸侵彻ERA的影响。
图1 数值模型示意图
Fig.1 Schematic diagram of numerical model
1.2 材料模型
动能弹材料为钨合金,密度大且热稳定性好;ERA面板和背板材料均采用45#钢,主装甲材料为603装甲钢;所有金属材料均采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN状态方程共同描述。金属材料的材料参数如表1所示。JOHNSON-COOK材料模型的本构方程:
(1)
(2)
(3)
表1 金属材料的材料参数
Table 1 Material parameters of metal materials
材料ρ/(g·cm-3)E/GPaμA/MPaB/MPaCnm钨合金17.704110.301 3423510.0180.250.5945#钢7.802000.305073200.0640.281.06603装甲钢7.832120.227373680.0600.311.03
式(1)中:σe为Von Mises应力;A、B、n、C和m均为与材料有关的常数;
为等效塑性应变;
为相对等效塑性应变率。式(2)中:
为参考应变率。式(3)中:T*为无量纲温度;T为材料当前的温度;Troom为室温;Tmelt为材料的熔化温度。
夹层装药为奥克托今,采用弹塑性流体力学模型ELASTIC_PLASTIC_HYDRO和点火与增长状态方程IGNITION_AND_GROWTH_OF_REACTION_IN_HE共同描述,材料参数如表2所示。在相对较低的初始压力下,采用点火与增长状态方程计算未反应炸药参数,但在较高的压力下需利用JWL状态方程来计算未反应炸药参数。
表2 奥克托今的材料参数
Table 2 Material parameters of HMX
ρ/(g·cm-3)G/GPaab1.7123.54524.27.678XP1XP2R1R24.21.1778.1-0.05
对于未反应炸药:
(4)
对于爆轰产物:
(5)
式(4)中:R3=ωecvr,Ve、Te分别为未反应炸药的相对体积和温度。式(5)中:g=ωpcvp,Vp、Tp分别为反应产物的相对体积和温度。
1.3 数值模型有效性验证
李小笠等[14]进行了反应装甲干扰长杆弹试验研究。长杆弹材料为93W,尺寸为(φ7×75)mm,着靶速度为1 613 m/s,弹着点距ERA面板左端22 mm;ERA为3 mm/2 mm/1 mm“三明治”结构。采用本文建立的数值模型对上述试验工况进行计算,试验结果与数值模拟结果对照如图2所示。在ERA作用下,长杆弹弹体变形严重,弹孔呈弯曲状态,数值模拟得到的弹孔形状与试验结果基本一致。试验测得弹孔水平方向的长度为74 mm,弹孔垂直方向的长度为28 mm;数值模拟得到的弹孔水平方向的长度为70.47 mm,垂直方向为27.39 mm,相对误差分别为4.77%、2.18%,说明本文中采用的数值模型能有效模拟ERA对长杆弹的干扰作用。
图2 试验结果与数值模拟对照图
Fig.2 Comparison between test result and numerical simulation
2 数值模拟结果及分析
2.1 弹丸特征因素对ERA防护能力的影响
法线角为弹体轴线与ERA面板外法线的夹角。弹丸特征相关因素中,主要研究不同弹头形状、不同法线角和不同撞击速度下ERA的起爆情况,并通过动能弹对主装甲的剩余侵彻深度(residual depth of penetration,RDOP)分析了其对ERA防护能力的影响。本文中具体研究了球头弹与平头弹在0°、30°和60°三种法线角下以800、1 000、1 200 m/s速度撞击ERA并侵彻主装甲的过程。
本研究针对2种ERA防护方案,方案1是存在盖板的典型“三明治”结构,面板、夹层装药和背板厚度分别为3、5、3 mm,盖板厚度为3 mm,距ERA面板3 mm。方案2为典型5 mm/8 mm/5 mm结构。不考虑方案1中的盖板,2种方案中金属板与夹层装药的质量比基本一致。在2种ERA防护方案下,球头弹与平头弹侵彻主装甲的RDOP随法线角及弹丸撞击速度的变化规律如图3所示,图3中, β为法线角,v为弹丸撞击速度。
图3 2种ERA防护方案下RDOP随β及v的变化规律
Fig.3 Changes of RDOP with β and v under two ERA protection schemes
观察图3(b)发现,对于防护方案1,当2种动能弹正侵彻主装甲时,ERA使不同工况下球头弹、平头弹对主装甲的RDOP分别平均降低了13.13%、5.29%,说明ERA能在一定程度上降低动能弹对主装甲的RDOP,且方案1对球头弹的防护效率更高。对于2种防护方案,在相同的法线角下,2种动能弹对主装甲的RDOP几乎都与弹丸撞击速度呈正相关。
由图3(a)、图3(c)可得,在2种ERA防护方案下,无论是球头弹还是平头弹,两者对主装甲的RDOP均与法线角呈负相关,说明ERA在较大法线角下的防护性能更好。方案2防护下ERA干扰平头弹的作用过程如图4所示,平头弹撞击速度为1 200 m/s。平头弹正侵彻ERA与主装甲过程中,t=40 μs时,夹层装药完全爆轰,飞板的运动未对弹体产生较大干扰作用,弹丸飞行姿态几乎不变;t=120 μs时,弹丸开始侵彻主装甲,弹头部镦粗变形;t=140 μs时,弹丸持续侵彻主装甲,弹孔平直。法线角为30°工况条件下,t=40 μs时,夹层装药完全爆轰,飞板运动对弹丸运动姿态产生轻微扰动;t=130 μs时,平头弹开始侵彻主装甲,弹丸受飞板运动影响轻微弯曲变形;t=150 μs时,弹孔弯曲,开孔直径增大,弹头部镦粗变形。法线角为60°工况条件下,t=50 μs时,夹层装药完全爆轰,弹丸头部变形严重;t=250 μs时,飞板运动使弹丸侵彻轨迹偏转严重,弹丸以近乎平行于靶板姿态侵彻主装甲;t=270 μs时,弹丸在主装甲表面开孔较大但侵彻深度大幅降低。
图4 方案2防护下ERA干扰平头弹应力云图
Fig.4 Stress cloud images of ERA interference flat head projectile under protection scheme two
随着法线角增大,动能弹贯穿ERA的距离相应变长,导致ERA金属板对动能弹的干扰作用时间变长,且动能弹弹体与ERA金属板的接触面积不断增大,最终降低了动能弹对主装甲的RDOP[11]。对于本研究中的2种ERA防护方案,在相同的撞击速度和法线角下,相较于平头弹,球头弹对主装甲的RDOP更大,说明球头弹的穿甲能力较平头弹更强。
2种动能弹侵彻方案1、方案2中的ERA,夹层装药的起爆情况如表3、表4所示。表3中:vn为动能弹在ERA面板法线方向的速度分量,vn=v·cosβ;v为弹丸撞击速度;β为法线角。
为反应装甲夹层装药的起爆判据[15],对于确定的反应装甲,k为常数,d为弹丸直径。
表3 动能弹侵彻作用下方案1中夹层装药的起爆情况
Table 3 Initiation of the sandwich charge in scheme one under the impact of kinetic energy projectile
弹头形状v/(m·s-1)β/(°)起爆状态起爆时刻/μsk=v2nd/(m3s-2×104)球头8000未起爆—0.955 2球头1 0000起爆301.480 3球头1 2000起爆102.040 4球头80030未起爆—0.720 1球头1 00030起爆201.112 5球头1 20030起爆101.557 2球头80060未起爆—0.235 7球头1 00060未起爆—0.376 2球头1 20060未起爆—0.537 3平头8000起爆300.930 9平头1 0000起爆201.489 4平头1 2000起爆202.004 7平头80030未起爆—0.698 1平头1 00030起爆301.114 8平头1 20030起爆201.557 2平头80060未起爆—0.236 4平头1 00060未起爆—0.379 3平头1 20060起爆300.537 3
表4 动能弹侵彻作用下方案2中夹层装药的起爆情况
Table 4 Initiation of the sandwich charge in scheme two under the impact of kinetic energy projectile
弹头形状v/(m·s-1)β/(°)起爆状态起爆时刻/μsk=v2nd/(m3s-2×104)球头8000起爆1201.004 8球头1 0000起爆101.570 0球头1 2000起爆102.260 8球头80030起爆900.753 6球头1 00030起爆101.177 5球头1 20030起爆101.695 6球头80060未起爆—0.251 2球头1 00060起爆400.392 5球头1 20060起爆200.565 2平头8000起爆301.004 8平头1 0000起爆101.570 0平头1 2000起爆102.260 8平头80030未起爆—0.753 6平头1 00030起爆201.177 5平头1 20030起爆201.695 6平头80060未起爆—0.251 2平头1 00060未起爆—0.392 5平头1 20060起爆200.565 2
观察表3可得,对于防护方案1,当弹丸撞击速度为800 m/s时,球头弹在3种法线角下均不能引爆ERA的夹层装药;对于平头弹,除正侵彻ERA以外,在法线角为30°和60°两种工况下,弹丸均不能引爆ERA的夹层装药。当弹丸撞击速度为1 000 m/s时,球头弹与平头弹在法线角为0°和30°的工况下均能引爆ERA的夹层装药。当弹丸撞击速度为1 200 m/s时,对于球头弹和平头弹,除球头弹在法线角为60°的工况下无法引爆ERA的夹层装药以外,2种弹丸在其他法线角下均能引爆ERA的夹层装药。同时注意到起爆判据对方案1的适用性并不高,可能是因为盖板的存在带来的影响。
根据表4可知,对于防护方案2,当球头弹垂直或以30°法线角撞击ERA时,弹丸在3种撞击速度下都能引爆ERA的夹层装药,但撞击速度为800 m/s时,夹层装药的起爆时间明显滞后于其他工况下的起爆时间,说明弹丸撞击速度较低时,通过面板传入夹层装药的冲击波能量不足以使夹层装药瞬间爆轰;当法线角为60°时,球头弹在撞击速度为1 000 m/s和1 200 m/s的工况下均能引爆夹层钝感炸药。对于平头弹,弹丸在3种撞击速度下正侵彻ERA时,均能引爆夹层钝感炸药;当法线角为30°时,除撞击速度为800 m/s的工况外,弹丸在其他2种撞击速度下均能引爆夹层装药;当法线角为60°时,球头弹只有在撞击速度为1 200 m/s的情况下才能引爆ERA的夹层装药。起爆判据对于球头弹侵彻ERA适应性较好,计算得k>0.251 2;若不考虑平头弹撞击速度为800 m/s,法线角为30°的工况,起爆判据同样适用于平头弹侵彻ERA的情况,此时k>0.392 5。
防护方案2中ERA的夹层装药相较于方案1中的更易被引爆,因为方案2中ERA的金属面板的厚度较方案1中的金属面板更厚,动能弹撞击ERA后,较厚金属板获得的变形能以及弹丸撞击产生的热能更大,有利于在夹层装药中形成热点,从而易于引爆夹层装药[16]。另外,防护方案1中的盖板会对动能弹的运动过程进行干扰,进一步增加弹丸引爆ERA夹层装药的难度。
对于2种动能弹,在相同的法线角下,弹丸撞击速度越快,ERA的夹层装药越容易被引爆,这与起爆判据相符。同时注意到,动能弹能否引爆ERA的夹层装药存在临界撞击速度vc,vc介于1 000～1 200 m/s之间。当法线角为60°时,动能弹在撞击速度为1 200 m/s的工况下引爆夹层装药的概率远高于其他2种撞击速度下的总和,说明在一定的撞击速度范围内,动能弹能否引爆ERA的夹层装药存在临界法线角βc,这是因为法线角过大时,弹丸沿垂直于ERA方向的速度分量过低导致的。
2.2 沙尘对ERA防护能力的影响
沙尘环境中,ERA的夹层装药与金属板间不可避免地会混入沙尘等杂质,这将对ERA的正常作用产生一定的影响。为研究沙尘环境下长杆弹侵彻ERA的作用过程,仅针对沙尘对夹层装药密度的影响作定性分析,通过等效方法,改变ERA夹层装药的密度来模拟沙尘环境下ERA所处的环境。夹层装药密度分别为1.7、1.6、1.4、1.2 g/cm3,其中1.7 g/cm3为无沙尘环境下夹层装药的密度,随着沙尘密度的增大,夹层装药密度相应减小。球头长杆弹在法线角为68°时,以1 600 m/s的撞击速度侵彻ERA,其对主装甲的RDOP随夹层装药密度的变化规律如图5所示。
图5 RDOP随夹层装药密度的变化规律
Fig.5 Variation of RDOP with sandwich charge density
观察图5发现,球头长杆弹对主装甲的RDOP与夹层装药的密度呈二次函数关系,RDOP随夹层装药密度的减小而增大,说明相比于无沙尘的自然环境,沙尘环境中球头长杆弹对主装甲的RDOP更大,随着夹层装药密度的降低,ERA飞板获得的初速也将减小,从而降低了飞板对球头长杆弹的干扰能力,最终削弱了ERA的防护能力。
2.3 盐雾腐蚀对ERA防护能力的影响
盐雾腐蚀对ERA的作用是一个复杂的化学变化过程,目前难以定量分析其对ERA防护能力的影响,本文中只针对盐雾腐蚀对ERA金属板厚度的影响定性分析其对ERA的影响。通过改变ERA面、背板上不同位置的厚度来模拟盐雾对ERA金属板的腐蚀情况。将ERA上下金属板分为面板上、面板中、面板下、背板上、背板中和背板下6块区域,每个区域的面积均占金属板表面积的1/2。腐蚀程度随盐雾腐蚀的严重程度依次递增,分别为金属板厚度的25%、50%和75%。ERA为典型的3 mm/5 mm/3 mm结构,球头长杆弹在68°法线角下以1 600 m/s的速度侵彻不同腐蚀情况下的ERA,其对主装甲的RDOP随腐蚀情况的变化规律如图6所示。
图6 ERA不同腐蚀情况下主装甲的RDOP对照图
Fig.6 RDOP comparisons of main armor under different corrosion conditions of ERA
由图6可知,ERA的金属板遭受腐蚀后,随着金属板腐蚀程度的增加,球头长杆弹对主装甲的RDOP逐渐增大,说明ERA干扰动能弹侵彻作用的能力随飞板腐蚀程度的增加而逐步降低。腐蚀程度为25%时,无论是面板还是背板被腐蚀,球头长杆弹对主装甲的RDOP均小于无腐蚀情况下的RDOP,说明面、背板遭受轻微腐蚀后,ERA的防护能力得到了一定程度的提高。这是因为ERA金属板局部变薄后,动能弹撞击面板后,冲击波通过面板传入夹层装药的速度和强度都有一定程度的提高,夹层装药内热点形成的速度更快,炸药成长为爆轰状态的速度随之加快,导致飞板对弹体的干扰时间更长,从而削弱了球头长杆弹对主装甲的侵彻能力。
腐蚀程度为50%时,金属板上部和下部位置被腐蚀后,球头长杆弹对主装甲的RDOP依然小于无腐蚀时的RDOP,但相较于25%的腐蚀程度,主装甲的RDOP有所增加。这是因为金属板上、下位置处的厚度被进一步削弱后,飞板的质量大幅下降,从而削弱了飞板对弹体的干扰作用;而金属板中部位置遭受腐蚀后,球头长杆弹对主装甲的RDOP大于无腐蚀时的RDOP。本研究仅考虑了弹着点在ERA中部的情况,面板中部厚度进一步降低后,根据2.1节中对2种ERA起爆难易程度的比较,得知较薄金属板的ERA不易被引爆,故面板中部位置厚度被削减一半后,夹层装药更难成长为完全爆轰状态,因此飞板干扰球头长杆弹的能力下降。同时观察到相较于面板腐蚀,背板腐蚀后球头长杆弹对主装甲的RDOP更大,说明背板被腐蚀对ERA防护能力的影响更大。
金属板的任意位置腐蚀程度达到75%时,球头长杆弹对主装甲的RDOP均大于无腐蚀时的RDOP,说明ERA的防护能力被大幅削弱,这是由于此时金属板的厚度被大幅削弱,弹体撞击金属板后不能引爆ERA的夹层装药导致的。
金属板不同位置遭受腐蚀后,主装甲的RDOP到达无腐蚀参考线之上时的腐蚀程度不同,中部位置的腐蚀程度最低,下部位置次之,上部位置最高,即ERA金属板不同位置的防护能力对盐雾腐蚀的敏感程度不同,中部位置最易被影响,下部位置次之,上部位置最难被影响。同时注意到球头长杆弹对主装甲的RDOP到达无腐蚀参考线之上时,同一位置处背板相较于面板对腐蚀程度更敏感,进一步说明背板遭受腐蚀对飞板干扰球头长杆弹的侵彻能力影响更大。
3 结论
1) ERA对球头弹侵彻能力的干扰作用更强,动能弹对主装甲的RDOP与弹头形状、弹丸撞击速度和法线角均有关,相同条件下,球头弹对主装甲的RDOP更大,RDOP与弹丸撞击速度呈正相关,与法线角呈负相关。
2) ERA夹层装药的起爆判据对动能弹有一定的适用性,且对于同种反应装甲,不同弹头形状的动能弹对应的k值有所不同。
3) 球头长杆弹对主装甲的RDOP与夹层装药的密度呈二次函数关系。
4) 金属板任意位置的腐蚀程度为25%时,ERA对球头长杆弹的干扰能力均有一定程度的增强;除弹着点位置附近的金属板外,其他位置处的金属板遭受程度为50%的腐蚀后,ERA干扰球头长杆弹侵彻作用的能力均较无腐蚀状态下有所提高;面、背板任意位置遭受腐蚀程度为75%的腐蚀后,ERA对球头长杆弹的防护能力均被削弱。
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