0 引言
随着战场目标的多元化,单一毁伤功能的战斗部难以完全适应现代战场环境下高效毁伤多目标的需求,此外,无人机、巡飞弹以及单兵武器的使用,使得毁伤目标更具随机性和多样性,为适应战场需求,近年来多功能战斗部逐渐成为研究热点。多功能战斗部是将2种或2种以上的毁伤元相结合,对不同目标造成毁伤的战斗部,其中聚能装药和预制破片复合战斗部是常见的多功能战斗部,聚能装药对轻型装甲目标或防御工事造成毁伤,预制破片对有生力量进行杀伤。对此,学者们进行了大量研究,韩文斌等[1]通过研究药型罩锥角对破片飞散特性的影响,得出破片飞散速度随着药型罩锥角的增大而增加。Fei等[2]通过在聚能装药战斗部周围增加预制破片,大大提高了战斗部的毁伤效率。常江等[3]通过对爆炸成形弹丸结构参数影响分析,解决了破片排布方案调整后爆炸成形弹丸的成形问题。石家政等[4]研究了药型罩参数对多功能战斗部威力的影响,随着药型罩球缺角的增加,聚能侵彻体侵深增加,预制破片的最大速度降低、飞散角减小。白晶等[5]采用正交实验的方法研究了各结构参量对战斗部威力性能的影响,研究表明,药型罩锥角对多功能战斗部破甲和杀伤2个威力指标的影响最为显著,对战斗威力性能的关联性最强。董晓亮等[6]研究了预制破片类型对复合毁伤元破片场的影响,采用球形破片能够得到内、外分布均匀的破片场。史志鑫等[7]研究了预制破片形状对破片飞散性能的影响,当装药结构尺寸一定时球形预制破片平均速度最高,正方体预制破片飞散整体效果较为整齐。学者们的研究[8-12]多基于单一类型破片多功能战斗部,而对于多种类型破片同时存在时对战斗部威力影响研究未见相关文献报道。本文中针对球形和方形2种类型的预制破片,基于LS-DYNA有限元软件进行数值模拟,研究了破片不同排列方式对多功能战斗部威力的影响,为战斗部设计提供参考。
1 战斗部结构
多功能战斗部由紫铜药型罩、装药、铝制壳体、方形破片和球形破片组成,2种破片均为钨合金材料,其结构如图1所示。战斗部装药直径为88 mm,长径比1.2,药型罩采用单锥的结构,锥角为90°,球形破片直径为4 mm,方形破片边长为8 mm,壳体厚度为2 mm。
图1 战斗部结构
Fig.1 Warhead structure
针对球形和方形2种破片,在装药结构和装药质量不变的情况下,设计了8种不同破片排布方式,如图2所示,方案a—方案f为同时含有球形和方形2种破片战斗部,其中球形破片数量为1 280枚,方形破片数量为160枚,方案g和方案h分别只含球形和方形破片的多功能战斗部。
图2 破片不同排列方式
Fig.2 Different arrangement of fragments
2 仿真计算研究
2.1 仿真模型
采用TrueGrid软件进行建模,弹体为对称结构,为提高计算速度,缩短计算时间,采用三维1/2模型,施加对称面约束,利用LS-DYNA软件对战斗部进行仿真。其中药型罩、空气和炸药采用Euler算法,壳体、预制破片和靶板采用Lagrange算法,两者之间采用流固耦合作用,计算单位制采用cm-g-μs,起爆方式为端面单点中心起爆,靶板采用45#钢,数值仿真模型如图3所示。
图3 数值仿真模型
Fig.3 Numerical simulation model
2.2 材料模型
药型罩材料选用紫铜,采用STEINBERG本构模型和GRUNEISEN状态方程描述,模型参数见表1[13]。壳体采用铝合金材料,破片为钨合金材料,靶板为45#钢,壳体、破片和靶板均采用PLASTIC_KINEMATIC模型描述,模型参数见表2[14]。
表1 药型罩材料模型及GRUNEISEN状态方程参数
Table 1 Drug cover material model and GRUNEISEN equation of state parameters
ρ/(g·cm-3)G/GPaY0/MPaYmax/MPa8.9347.7120640βnc/(km·s-1)γ0S1360.453.942.021.49
表2 铝合金、钨合金和45#钢模型参数
Table 2 Aluminum alloy,tungsten alloy and 45# steel model parameters
材料ρ/(g·cm-3)E/GPaμσs/PaEt/GPa铝合金2.73710.30.150.42×10-2钨合金17.63600.2861.790.79245钢7.832070.30.52.07×10-2
炸药选用8701,采用模型HIGH-EXPLOSIVE-BURN和JWL状态方程进行描述,JWL状态方程能更好地描述炸药起爆后的爆轰产物的运动过程,广泛用于炸药爆轰和爆炸驱动的数值仿真中。JWL状态方程表达式为
(1)
式(1)中: P为等熵压力;V为爆轰产物的相对体积;A、B、R1、R2、为试验标定常数;E0为体积内能。材料参数见表3。
表3 炸药材料模型及其JWL状态方程参数
Table 3 Explosive material model and JWL state equation parameters
ρ/(g·cm-3)D/(m·s-3)A/MPaB/MPa1.8458830854.520.49R1R2ωE/GPa4.61.350.258.5
3 仿真计算与分析
不同破片排列方式会影响炸药爆轰波的传播与反射,从而对药型罩的压垮与破片的加速过程产生影响,本文中从射流的成形和头部速度、射流侵彻威力、破片速度分布与空间分布方面分析不同破片排列方式所造成的影响。
3.1 射流成形与侵彻威力
以图2中方案a和方案d为例研究爆轰波的传播过程。方案a为球形破片和方形破片周向各一半排列,左右为非对称结构,方案a爆轰压力云图如图4所示;方案d为2种破片上下间隔排列,左右为对称结构,方案d爆轰压力云图如图5所示,爆轰压力是以起爆点为中心的球面波的形式向炸药内部传播,当爆轰波到达装药表面遇到破片发生透射和反射,反射波和初始爆轰波叠加作用于药型罩,当破片以对称的方式排列时,反射波和叠加后的波仍是对称分布。如图4所示,当破片排布为非对称结构时,球形破片和方形破片对爆轰波的反射能力不同,方形破片反射的能量大而球形破片反射的能量小,反射波与初始爆轰波叠加后的波形呈非对称形式作用于药型罩,药型罩所受到方形破片一侧的压力大于球形破片一侧。
图4 方案a爆轰压力云图
Fig.4 Option a cloud image of detonation pressure
图5 方案d爆轰压力云图
Fig.5 Option d cloud image of detonation pressure
图6为不同方案射流速度云图,在10 μs时爆轰波到达药型罩顶端,药型罩在爆轰压力作用下被压垮并形成射流,方案a由于破片的非对称排列破坏了爆轰波传播过程的对称性,作用在药型罩两侧的压力呈非对称分布,导致爆轰压力对药型罩的非对称压垮作用[15],具体表现为药型罩右侧(方形破片一侧)受到的压力大,左侧(球形破片一侧)受到的压力小,使射流不能在弹体轴线汇聚而向左倾斜和弯曲,随着射流的拉长,弯曲程度逐渐增大。方案b—方案d破片呈左右对称排列,爆轰波的传播为对称分布,药型罩在各个方向压垮均匀一致,射流成形准直。
图6 不同方案射流头部速度
Fig.6 Jet velocity of different schemes
表4给出了不同方案射流头部速度与侵彻深度数据,方案a破片非对称排列影响了射流的准直性,使射流发生弯曲,与其他方案相比射流速度并非最小,但侵彻深度仅为184 mm,为所有方案中侵深最小,表明弯曲的射流导致侵彻深度大幅降低。方案h和方案g分别对应射流最大头部速度和最小头部速度,表明当破片全部为方形破片时射流速度最大,全部为球形破片时射流速度最小,这是由于方形破片对于爆轰波的反射能力相较于球形破片强,作用在药型罩的压力大,从而提高了射流速度。方案c和方案d射流头部速度和侵彻深度较为接近,表明2种破片纵向和横向间隔排列对射流影响差别不大。对比方案e和方案f,方形破片位于弹头部相较于球形破片位于弹头部的射流速度提高了7.50%,侵深提高13.71%,这是由于弹头方向距离药型罩较近,破片反射的爆轰波对药型罩的影响更为明显,而方形破片对爆轰波的反射能力相较于球形破片更强,造成射流速度高,侵深大。方案e和方案g的射流头部速度和侵彻深度相接近,当球形破片位于弹头方向,方形破片位于弹尾方向时,射流速度与只有球形破片时的射流速度相当,表明方形破片位于弹尾部时对射流的影响不明显。
表4 射流头部速度与侵彻深度
Table 4 Jet velocity and penetration depth
方案速度/(m·s-1)侵彻深度/mma4617184b4617263c4614260d4573255e4508248f4846282g4507246h4905294
3.2 破片速度分布与空间分布
炸药爆炸后,破片在爆轰压力和爆轰产物的驱动下向外飞散并逐渐加速,同时伴随着爆轰产物的溢出和压力的卸载,当爆轰产物加速作用与空气阻力作用相互抵消时,破片停止加速,此后破片受空气阻力作用速度逐渐衰减[16]。图7为100 μs时不同方案破片飞散速度云图,此时破片速度趋于稳定,从图7中可以看出,破片排列方式不同,速度分布和空间分布有着明显不同,当破片为对称排列时,破片飞散特性仍为对称分布。由于球形破片和方形破片质量和几何形状的差异,爆轰产物对破片的加速能力不同,球形破片质量小,加速能力好,球形破片速度明显大于方形破片。速度较高的破片位于轴向中间位置,两端的破片速度逐渐减小,由于受到边界效应的影响,靠近弹丸尾部的破片速度较低,飞散角较大,破片速度分布规律与文献[2]中的结果相一致,中间位置破片速度最高,弹头部的破片速度次之,弹体尾部破片速度最低。由破片速度云图可知,在2种破片不同排列方案中,方案b破片速度最大为1 742 m/s,方案c片速度相对较小,最大速度为1 357 m/s,方案g中破片均为球形,最大速度为1 467 m/s,方案h为方形破片,最大速度为871 m/s。
图7 破片速度云图
Fig.7 Fragment velocity cloud image
各方案不同破片具体速度分布情况和破片平均速度如图8和图9所示,对比方案a和方案b,球形破片速度分布较为接近,大于1 400 m/s的球形破片数量分别为47.8%和44.5%,平均速度分别为1 361 m/s和1 356 m/s,方形破片大于700 m/s的数量分别为66.2%和55%,平均速度分别为690 m/s和671 m/s。
图8 破片速度分布图
Fig.8 Fragmentation velocity profile
图9 破片平均速度
Fig.9 Average fragment velocity
方案c、方案d分别为2种破片纵、横间隔排列,方案c中球形破片速度均小于1 400 m/s,速度分布主要在1 000～1 400 m/s区间内,球形破片平均速度为1 174 m/s,为所有方案中最小,但方形破片平均速度相较于其他方案速度最大,为791 m/s,大于700 m/s的方形破片数量占81.3%。方案e中球形破片速度均大于1 200 m/s,大于1 400 m/s的破片数量占70.8%,平均速度为1 464 m/s,为所有方案中最大,而方形破片平均速度相较于其他方案最低,为617 m/s,速度大于700 m/s的方形破片数量仅为20%。方案f中方形破片速度大于700 m/s破片数量为100%,而球形破片速度相对较低,大于1 400 m/s的破片数量仅为6.7%。对比方案e和方案f,靠近弹体头部的破片速度较高,靠近弹体尾部的破片速度低。由破片的平均速度可知,2种破片的平均速度呈“此消彼长”的趋势,即一种破片速度较高时,另一种破片速度较低,这符合能量守恒定律。
破片飞散特性决定了破片的空间分布情况及破片的分布密度,是战斗部威力场的重要参数之一,主要包括破片飞散角和方向角。不同方案破片飞散角和方向角如表5所示,在装药不变的情况下,不同方案的破片飞散特性不同,其中方案a球形破片的飞散角和方向角最大,分别为27.83°和9.26°,但方形破片飞散角和方向角较小,分别为8.69°和2.05°,破片的飞散仍为非对称,方案a中球形破片和方形破片的飞散特性分别与方案g和方案h相接近,即非对称排列时2种破片各自的飞散角和方向角与只含有单一类型破片战斗部的飞散角和方向角相接近。对比方案c和方案d,破片纵向间隔排布的飞散角和方向角大于横向间隔排布。由方案e和方案f可知,靠近弹体头部破片飞散角和方向角小,而靠近弹体尾部的破片飞散角和方向角大。
表5 破片飞散角和方向角
Table 5 Fragment dispersion angle and direction angle
方案球形破片飞散角/(°)方向角/(°)方形破片飞散角/(°)方向角/(°)a27.839.268.692.05b26.337.9716.602.09c23.748.1720.562.51d15.202.7218.472.01e8.671.2918.7915.17f17.386.2886.750.93g26.737.23//h//9.481.80
4 结论
1) 2种不同形状破片非对称排列破坏了爆轰波的对称性,使药型罩产生非对称压跨,造成射流弯曲和倾斜,侵彻能力下降。破片对称排列时爆轰波的传播仍为对称分布,药型罩在各个方向压垮均匀一致,射流成形准直。
2) 方形破片对爆轰波的反射能力相较于球形破片强,作用于药型罩的压力大,装药结构和装药质量不变时,方形破片位于弹头部方向相较于球形破片位于弹头部的射流速度提高了7.50%,侵深提高13.71%。
3) 球形破片和方形破片纵向间隔排列时,方形破片有最大平均速度791 m/s,球形破片有最小平均速度1 174 m/s;当球形破片靠近弹头方向,方形破片靠近弹尾排列时,方形破片有最小平均速度617 m/s,球形破片有最大平均速度 1 464 m/s。
4) 2种不同类型破片非对称排列时,破片的飞散特性仍为非对称,并且2种破片各自的飞散角和方向角,与只含有单一类型破片战斗部的飞散角和方向角相接近。破片纵向间隔排布的飞散角和方向角大于横向间隔排布。靠近弹体头部破片飞散角和方向角小,而靠近弹体尾部的破片飞散角和方向角大。
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