0 引言
聚能装药的现有研究表明,只有部分靠近药型罩内层(与空气接触面)的材料形成对侵彻深度有贡献的射流,而其余的大部分材料形成对侵彻深度基本无贡献的杵体[1]。新型装甲材料和结构的出现,使常规单一材料药型罩难以突破目标的装甲防护,催生了复合药型罩聚能装药结构,例如文献[2-6]。
相关方面,侯秀成等[7]应用LS-DYNA和动态示踪点的方法研究了有效射流与药型罩材料的分配关系,研究得出药型罩有效区域为变壁厚的薄壁锥形体。曹杰等[8]运用波阻抗匹配理论确定了铝铜复合药型罩厚度比值下限。赵鑫等[9]提出了一种双层双锥的药型罩结构,研究了药型罩壁厚、上、下锥角、隔板直径、罩顶药高对射流成型的影响。夏杰等[10]研究了复合药型罩外罩对内罩的加速作用,找出了药型罩材料形成射流和杵体的几何分界。郑宇等[11]运用PER理论构建了双层复合药型罩成型装药在点起爆条件下射流形成的分析模型,并且利用该模型研究了复合药型罩结构参数对射流成型的影响。印立魁等[12]通过试验验证和数值模拟相结合的方法研究了局部双层复合球缺罩结构参数对射流侵彻威力的影响。
上述研究仅针对罩厚方向不同药型罩材料的复合,没有考虑药型罩轴向的复合。本研究中针对铜铝双材料的复合罩,研究了内外双层复合结构、局部复合结构和上下复合结构中的材料配比对射流侵彻能力的影响规律,结果表明铜铝局部复合结构的射流侵彻能力优于其余2种结构。
1 双层复合结构药型罩加速理论
对多层药型罩,设药型罩从外表面到内表面有n+1种材料紧邻形成n个材料界面,对材料从外边面向内表面递增编号,设第i种材料的波阻抗为Ri(i=1,2,…,n+1),则第i个界面上压力波的透射系数表达式[13]:
(1)
若能保证Ri<Ri+1,则总有Ti>1,即作用于内层材料的压力逐层递增。
压力波作用在最后一层材料的透射系数表达式
(2)
式中:当且仅当Ri/Ri+1≡(R0/Rn+1)1/(n+1)时取等号,R0为炸药的波阻抗。
因此,在炸药与最内层药型罩材料间加入阻抗合适的介质可以使透射系数增加,导致透射压力增大,而作用时间不变,从而药型罩内层微元获得的压力冲量增大,导致压垮速度增大;而射流微元速度与药型罩微元的压垮速度是正相关的,随着罩微元压垮速度的提高,射流微元的速度也会随之提高。
另外药型罩微元压垮速度的简化表达式[13]:
(3)
式中:D为装药爆速;p为装药的爆轰压力;ρ为罩平均密度;K为经验系数。由此可知压跨速度与药型罩平均密度ρ的平方根成反比,ρ减小将使罩微元的压垮速度升高。
2 复合药型罩模型建立
药型罩的材料通常选用密度大、塑性好且声速高的材料。对复合药型罩的选材,紫铜和铝是常用材料,前者的波阻抗约为后者的2.4倍[14],由上节波阻抗加速匹配理论,选用紫铜作为药型罩的内层材料,选用铝作为药型罩的外层材料。本文研究的复合罩结构有3种:双层复合罩(见图1)、局部复合罩(见图2)和上下复合罩(见图3)。聚能装药的其他结构及材料相同。选定装药为COMP-B炸药,直径80 mm,装药高度100 mm;壳体材料为1006钢,厚度1 mm;药型罩锥角为60°,药型罩总壁厚1.5 mm;药型罩的铜铝厚度比定义为η。如图2和图3所示,h为铝药型罩高度,H为药型罩总高度,铝罩高度比定义为ε=h/H。
图1 双层复合罩装药结构
Fig.1 Double layer composite liner charge structure
图2 局部复合罩结构示意图
Fig.2 Schematic diagram of local composite liner structure
图3 上下复合罩结构示意图
Fig.3 Schematic diagram of upper and lower composite liner structure
通过AUTODYN软件构建2D有限元模型并进行仿真计算。基于装药结构的轴对称特性,为缩减计算时间,采用1/2有限元模型,边界条件设置为 “Flow_out (All equa1)”。双层复合结构药型罩装药结构仿真模型如图4所示。局部复合结构药型罩装药结构仿真模型如图5所示。上下复合结构药型罩装药结构仿真模型如图6所示。
图4 双层复合结构药型罩装药结构1/2模型
Fig.4 1/2 model of double layer composite liner charge structure
图5 局部复合结构药型罩装药结构1/2模型
Fig.5 1/2 model of local composite liner charge structure
图6 上下复合结构药型罩装药结构1/2模型
Fig.6 1/2 model of upper and lower composite liner charge structure
形成射流的侵彻能力用炸高200 mm条件下对IRON-ARMCO靶板的侵彻深度表征。仿真模型中药型罩、炸药、壳体、空气域采用Euler算法,靶板采用Lagrange算法。网格尺寸0.5 mm×0.5 mm。起爆方式为端面中心点起爆。
装药状态方程选用JWL。壳体采用Shock状态方程和Johnson-Cook屈服模型。靶板IRON-ARMCO采用Linear状态方程和Johnson-Cook屈服模型。以上材料参数来自Autodyn材料库[15]。药型罩材料紫铜和铝采用Shock状态方程和Johnson-Cook屈服模型来描述,材料参数取自文献[8]。相应材料参数见表1、表2所示。
表1 紫铜材料参数
Table 1 Material parameters of red copper
ρ/(g·cm-3)A/GPaB/GPacnm8.960.090.2920.0250.311.09
表2 铝材料参数
Table 2 Material parameters of aluminum
ρ/(g·cm-3)A/GPaB/GPacnm2.70.1670.5960.0010.5510.859
3 结果及分析
为了探究复合药型罩材料配比对射流侵彻性能的影响规律,数值模拟主要通过改变铜铝厚度比η、铝罩高度比ε对射流侵彻性能的影响规律展开研究。
3.1 双层复合结构药型罩射流性能分析
在药型罩总壁厚及其他结构参数和材料参数保持不变的条件下仅改变铜铝厚度比η,η取0.5、0.67、1、1.5、2,依次进行数值模拟。具体结果见表3。表3中V为40 μs时射流头部速度。S为炸高200 mm条件下射流对IRON-ARMCO靶板侵彻深度。
表3 不同厚度比条件下仿真结果对比
Table 3 Comparison of simulation results under different thickness ratios
η0.50.6711.52V/(m·s-1)63426281623061186038S/mm16117317919017420μs射流形态30μs射流形态40μs射流形态40μs射流速度梯度侵彻结果
聚能装药起爆后,在爆炸产物的压力作用下,复合药型罩内层紫铜药型罩顶部材料先形成射流头部,内层其余部分材料依次顺序压垮进入射流,同时外层铝药型罩在爆轰波的作用下向轴线中心汇聚并包裹在紫铜药型罩形成的射流的低速段及杵体外部。
从表3中可知,在装药结构和材料参数不变的条件下。射流头部速度随着厚度比η增加而逐渐减小。射流头部速度随药型罩平均密度ρ的变化曲线如图7所示。分析原因可知,随着铜铝厚度比η增大,铝材料占比减少,复合药型罩的平均密度增大,由式(3)可知,ρ的增大将使罩微元的压垮速度降低,射流微元速度也因此降低。
图7 射流头部速度V随药型罩平均密度ρ的变化曲线
Fig.7 Variation curve of jet head velocity V with average density ρ
由图8可知,在η≤1.5时,侵彻深度在固定炸高和装药量不变的条件下逐渐增加,当η>1.5时,侵彻深度呈下降趋势。侵彻深度不仅与射流头部速度、射流速度梯度有关还受到在侵彻过程中发挥破甲作用的内层金属质量影响。如图9所示,模拟时在药型罩上设置活动监测点,共设置20列,每列8个,水平方向每列间隔3.5 mm,竖直方向2个相邻活动监测点间隔0.2 mm。
图8 侵彻深度S随厚度比η变化曲线
Fig.8 Variation curve of penetration depth S with thickness ratio η
图9 活动监测点设置
Fig.9 Moving Gauges place
仿真结束后得到各活动监测点在射流中的分布,通过对比各活动监测点在40 μs时的位置分布得到有效射流的药型罩材料区域。对比厚度比η=1和厚度比η=1.5的仿真结果,发现在厚度比η=1.5的条件下处于有效射流区域中的活动监测点的个数比厚度比η=1条件下多出了4个,分别为第三列的第20号监测点、第13列的第106号监测点、第15列的第129号监测点、第17列的第152号监测点。
对比厚度比η=1.5和厚度比η=2的仿真结果,发现在厚度比η=1.5的条件下处于有效射流区域中的活动监测点的个数比厚度比η=2条件下多了1个,多出的活动监测点为第13列的第106号监测点。从图10中可知,厚度比η=1.5时20号监测点处于射流头部区域,106号、129号和152号3个监测点处于射流的低速段区域,而在厚度比η=1时这4个监测点处于杵体区域。厚度比η=2时106号监测点也处于杵体区域。相应厚度比下有效射流对应药型罩材料区域如图11所示。从图11中可以直观地看出厚度比η=1.5的有效射流区域高度和最厚处的宽度都大于厚度比η=1的对应值。厚度比η=1.5的有效射流区域高度和最厚处的宽度与厚度比η=2时相同,但在有效区域中段厚度比η=1.5的有效射流区域的宽度大于厚度比η=2的对应值。由此可得厚度比η=1.5的有效射流质量大于厚度比η=1和厚度比η=2的有效射流质量。
图10 监测点位置对比
Fig.10 Comparison of Gauges sites
图11 有效射流对应药型罩材料区域
Fig.11 Useful jet region located on liner
因此当铜铝厚度比η≤1.5时,虽然射流头部速度随η的增加而降低但参与破甲的有效内层铜材料质量在增加,侵彻深度由此呈增加趋势。当铜铝厚度比η>1.5时,射流头部速度随铜铝厚度比η的增加继续降低,同时有效射流质量也随之减少,侵彻深度因此减少。因此侵彻深度受到射流头部速度和参与破甲的铜质量的综合影响随厚度比η的增加先增大后减小。对比各厚度比η的侵彻深度,在本文装药结构下最佳的铜铝厚度比为1.5即铜厚0.9 mm。
对比表3和图12可得,最佳厚度比η=1.5的双层复合结构下的射流侵彻能力相对于单铜药型罩的射流侵彻能力有一定的提高。从表4可知,射流头部速度提高了6.5%,射流的侵彻深度提高了2.2%。
表4 射流性能对比
Table 4 Comparison of jet performance
工况V/(m·s)S/mmΔV/%ΔS/%η=1.561181906.52.2单铜药型罩574718600
注:V为射流头部速度;S为侵彻深度;ΔV和ΔS分别为相对单铜药型罩V和S的相对增量。
图12 单铜药型罩射流速度梯度和侵彻结果
Fig.12 Jet velocity gradient and penetration result of red copper liner
3.2 局部复合结构药型罩射流性能分析
在双层复合药型罩的基础上,将外层铝药型罩靠近罩顶的部分替换为紫铜材料,形成外层罩部分为铝其余部分为紫铜的局部复合结构。在固定紫铜内罩厚度为0.9 mm,内外罩厚度比为1.5的条件下,探究外层铝罩高度与药型罩总高度的比值ε对射流性能的影响。ε取0.4、0.5、0.6、0.7、0.8,依次进行数值模拟,结果见表5所示。表中V、S代表的含义和上文相同。
表5 不同高度比条件下仿真结果对比
Table 5 Comparison of simulation results under different height ratios
ε0.40.50.60.70.8V/(m·s-1)62746460645563906178S/mm17918218419718720μs射流形态30μs射流形态40μs射流形态40μs射流速度梯度侵彻结果
从表5可知,在40 μs时,外层铝罩高度比ε对于射流形态有显著影响,当ε=0.4、ε=0.5、ε=0.6时,射流头部出现射流微元堆积的现象,即“蘑菇头”现象。“蘑菇头”现象是由于靠近顶部的药型罩微元未达到压垮速度就碰撞到轴线上,同时具有射流速度v1的微元后面跟随一个具有速度v2的微元,v2>v1,射流微元之间因此发生冲撞,质量出现积聚而形成射流头部。“蘑菇头”一定程度上对射流的穿深产生不利影响。随着高度比ε的增加,“蘑菇头”现象减弱,头部体积逐渐减小,射流形态不断改善,侵彻深度受其影响不断提高,如图13所示。虽然高度比ε=0.7时的射流形态比高度比ε=0.8时的射流形态差,但高度比ε=0.7时的射流头部速度比高度比ε=0.8时的射流头部速度高212 m/s,因此侵彻深度在高度比ε=0.7时达到最大(见图14)。
图13 射流头部速度V随高度比ε变化曲线
Fig.13 Variation curve of jet head velocity V with height ratio ε
图14 侵彻深度S随高度比ε变化曲线
Fig.14 Variation curve of penetration depth S with height ratio ε
通过对比表3和表5可以得出,外层铝罩的顶部材料参与构成对穿深无作用的杵体。厚度比η=1.5,外层铝罩高度比ε=0.7的局部复合结构下的射流侵彻能力相对于单铜药型罩的射流侵彻能力有较大的提高。从表6可知,射流头部速度提高了11.2%,射流的侵彻深度提高了5.9%。表中参数与上文相同。
表6 射流性能对比
Table 6 Comparison of jet performance
工况V/(m·s)S/mmΔV/%ΔS/%η=1.5,ε=0.7639019711.25.9单铜药型罩574718600
3.3 上下复合结构药型罩射流性能分析
在局部复合结构药型罩的基础上将与外层铝罩等高的内层铜罩部分替换为铝材料,形成了上下复合结构药型罩。在药型罩结构参数不变的情况下,探究铝罩高度比ε对射流性能的影响。ε取0.2、0.3、0.4、0.5、0.6,依次进行数值模拟,结果见表7所示。表中V、S代表的含义和上文相同。
表7 不同高度比条件下仿真结果对比
Table 7 Comparison of simulation results under different height ratios
ε0.20.30.40.50.6V/(m·s-1)61167257825781347919S/mm126129108999120μs射流形态30μs射流形态
续表(表7)
40μs射流形态40μs射流速度梯度侵彻结果
由表7可以看出,在上下复合结构中随着铝罩高度比ε增加,射流由最初的铜材料为主体转变为铜铝混合材料然后变化为铝材料为主体。射流头部速度随铝罩高度比ε的增加呈现先增大后减小的变化趋势,当铝罩高度比ε=0.4时,射流头部速度达到最大,如图15所示。射流侵彻深度的变化趋势随铝罩高度比ε的增加先增大后减小,高度比ε=0.3时侵彻深度最大,如图16所示。
图15 射流头部速度V随高度比ε变化曲线
Fig.15 Variation curve of jet head velocity V with height ratio ε
图16 侵彻深度S随高度比ε变化曲线
Fig.16 Variation curve of penetration depth S with height ratio ε
随着铝罩高度比ε的增大,射流中紫铜材料占比减少,铝材料占比增加,铝材料的密度和延展性都不如紫铜材料,因此侵彻深度的总体变化趋势为逐渐减小。高度比ε=0.3时的射流形态比高度比ε=0.2时射流形态好,“蘑菇头”现象减弱,同时高度比ε=0.3时的射流头部速度也大于高度比ε=0.2时的射流头部速度,因此在高度比ε=0.3时侵彻深度达到最大,但因铜材料占比减少,高度比ε=0.3时侵彻深度比高度比ε=0.2时侵彻深度仅增加了3 mm。
铝罩高度比ε=0.3的上下复合结构下的射流侵彻能力相对于单铜药型罩的射流侵彻能力有所降低,射流侵彻深度降低了30.6%,参数如表8所示。
表8 射流性能对比
Table 8 Comparison of jet performance
工况V/(m·s)S/mmΔV/%ΔS1/%ε=0.3802212939.630.6单铜药型罩574718600
注:ΔS1为S的相对降低量,其他参数与上文相同。
4 结论
1) 在内外双层复合结构中,随着铜铝厚度比η的增加,射流头部速度减小,侵彻深度先增大后减小,厚度比η=1.5及铜层厚度为0.9 mm时侵彻深度最大。
2) 在局部复合结构中,随着外层铝罩高度比与药型罩总高度比ε增加,射流头部速度和侵彻深度先增大后减小,当高度比ε=0.7时侵彻深度达到最大。
3) 在上下复合结构中,随着铝罩高度与药型罩总高度比ε的增加,射流头部速度先增大后减小,射流侵彻深度总体为减小趋势。高度比ε=0.3时侵彻深度最大。
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