姬龍，黃正祥，顧曉輝

(南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院，江蘇 南京210094)

0 引言

爆炸反應(yīng)裝甲一直以來被證明是有效對付射流的附加裝甲之一，隨著爆炸反應(yīng)裝甲的發(fā)展，尤其是雙層楔形爆炸反應(yīng)裝甲的問世，使得破甲彈藥對付披掛爆炸反應(yīng)裝甲的裝甲目標(biāo)能力降低，嚴(yán)重阻礙了反裝甲彈藥的發(fā)展。

目前，爆炸反應(yīng)裝甲主要包括單層爆炸反應(yīng)裝甲和雙層爆炸反應(yīng)裝甲兩種類型，其中單層爆炸反應(yīng)裝甲(ERA)的研究較為廣泛，例如，1984 年Mayseless 等[1]首先從理論上解釋了ERA 抗擊射流的基本機(jī)理;Manfred Held 等[2－6]對不同條件下ERA 干擾聚能射流的能力進(jìn)行研究，結(jié)果表明夾層炸藥厚度、金屬板的材料特性和厚度以及斜置角度等對射流干擾顯著，而起爆點(diǎn)位置對射流的干擾則不明顯;Yadav[7]通過簡單的計(jì)算模型研究了飛板速度和孔徑擴(kuò)張速率對ERA 性能的影響，認(rèn)為ERA 中金屬飛板的密度越低且強(qiáng)度越高可以有效提高作用性能;吳成等[8]利用數(shù)值仿真對ERA 飛板運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究，這些研究使得對ERA 的理論研究得到了飛速發(fā)展并逐漸完善。近年來，隨著雙層爆炸反應(yīng)裝甲的出現(xiàn)，使得射流的毀傷效率大幅降低，而此方面的研究并不多見，如:Held[9]對帶有單層或雙層ERA 夾層的前裝甲、斜裝甲和側(cè)裝甲系統(tǒng)抗擊聚能射流的能力進(jìn)行試驗(yàn)研究，得出ERA 抗擊聚能射流的能力與法向角密切相關(guān)，且雙層ERA 較單層防護(hù)效果更好;Wisniewski 等[10]通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真對影響夾層炸藥感度的相關(guān)因素進(jìn)行了研究;沈曉軍等[11]對“夾層炸藥”爆炸后飛板速度進(jìn)行研究，得到簡易工程計(jì)算模型;黃正祥等[12]通過數(shù)值仿真對雙層平行反應(yīng)裝甲起爆后各飛板的作用規(guī)律進(jìn)行初步分析;毛東方等[13]通過數(shù)值模擬分析了V 型夾層炸藥各參數(shù)對射流干擾的影響。由此可見，到目前為止，國內(nèi)外都沒有對雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行系統(tǒng)研究，而各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律是研究雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場作用時(shí)間的基礎(chǔ)。本文通過對雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行分析，建立了雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場模型，利用該模型分析了裝甲板斜置角和雙層反應(yīng)裝甲楔形角對爆炸作用場作用時(shí)間的影響，并且通過脈沖X 光試驗(yàn)對飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行驗(yàn)證。

1 構(gòu)建作用場模型

雙層爆炸反應(yīng)裝甲由上下兩部反應(yīng)裝甲(簡稱兩組件)按一定角度α 間隔一定距離Δ 組合在一起(當(dāng)α = 0°為雙層平行爆炸反應(yīng)裝甲;當(dāng)α ＞0°為雙層楔形爆炸反應(yīng)裝甲)。將其置于斜置角為θ 的裝甲板表面，彈軸線設(shè)于上部反應(yīng)裝甲中心，如圖1所示。侵徹體沿彈軸線方向攻擊雙層爆炸反應(yīng)裝甲。

圖1 雙層反應(yīng)裝甲放置示意圖Fig.1 Schematic diagram of double－layer explosive reactive armor

具體過程如下:首先，侵徹體穿過1 板引爆上部反應(yīng)裝甲，使爆轟產(chǎn)物驅(qū)動(dòng)1 板和2 板運(yùn)動(dòng);其次，剩余侵徹體繼續(xù)侵徹引爆下部反應(yīng)裝甲，驅(qū)動(dòng)3 板和4 板開始運(yùn)動(dòng);在各板運(yùn)動(dòng)過程中，2 板、3 板發(fā)生碰撞粘結(jié)，結(jié)合為一體后沿x 軸正向運(yùn)動(dòng)，直至完全飛離彈軸線，即彈軸線通過兩板的下邊沿。由于上下兩部反應(yīng)裝甲之間存在一定距離，所以引爆兩組件存在時(shí)間間隔，即3 板初始運(yùn)動(dòng)時(shí)間較1、2 板運(yùn)動(dòng)有一定延遲。

雙層爆炸反應(yīng)裝甲的作用過程涉及到炸藥爆轟，飛板運(yùn)動(dòng)、碰撞及變形等，其變形過程非常復(fù)雜，為了著重考慮各飛板在爆轟產(chǎn)物作用下的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，現(xiàn)做如下假設(shè):

1)夾層炸藥瞬時(shí)爆轟[14];

2)各飛板初始運(yùn)動(dòng)方向垂直于各自初始板表面，飛行過程中不考慮板的碎裂;

3)不計(jì)板的重力和空氣阻力;

4)不考慮飛板的速度衰減，即飛板達(dá)到最大飛行速度后，以此速度穩(wěn)定飛行;

5)雙層爆炸反應(yīng)裝甲中，2 板與3 板發(fā)生完全塑性碰撞，且碰撞瞬時(shí)完成。

1.1 雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用規(guī)律

上部反應(yīng)裝甲的2 板與下部反應(yīng)裝甲的3 板未發(fā)生碰撞前，兩組件可看作兩個(gè)獨(dú)立的單層爆炸反應(yīng)裝甲，應(yīng)用單層爆炸反應(yīng)裝甲飛板作用規(guī)律進(jìn)行研究[11];待2 板與3 板發(fā)生碰撞后，1 板繼續(xù)按單層爆炸反應(yīng)裝甲作用規(guī)律進(jìn)行分析，而4 板由于與裝甲板距離近，使其緊貼裝甲板速度為零，現(xiàn)對2 板和3 板碰撞瞬間做如下分析:

2 板和3 板發(fā)生碰撞，且碰撞后兩板粘結(jié)在一起，由動(dòng)量定理得，2 ～3 板x 軸方向的合速度為vx、y 軸方向的合速度為vy，見(1)式、(2)式。

式中:I1，I2，S1，S2分別為上下兩部反應(yīng)裝甲爆轟氣體對兩塊碰撞板的比沖量和爆轟產(chǎn)物的作用面積;I1，I2可由以下兩式求得[11]

且

式中:QTNT為TNT 炸藥的爆熱;Q 為夾層炸藥爆熱;Z2、Z3分別為兩塊飛板碰撞前各自沿自身平面法向上的運(yùn)動(dòng)距離;me1、me2分別為上下兩部反應(yīng)裝甲中的炸藥質(zhì)量;A 為比例系數(shù)。

由(5)式可得，碰撞后兩板在x 軸方向的合速度vx、y 軸方向的合速度vy，同時(shí)結(jié)合單層爆炸反應(yīng)裝甲飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，可以獲得雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。

1.2 雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場

爆炸反應(yīng)裝甲對侵徹體的干擾主要來自飛板的運(yùn)動(dòng)，只有避開飛板的運(yùn)動(dòng)區(qū)域，才能不受干擾。因此，從反應(yīng)裝甲被引爆到飛板飛離彈軸線所需時(shí)間可以作為評定作用場的重要標(biāo)準(zhǔn)，飛板速度越慢，飛離時(shí)間越長，則干擾能力越強(qiáng)。

通過對雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用過程進(jìn)行分析，得:1 板最先飛離彈軸線，4 板始終緊貼裝甲板，因此2 板、3 板碰撞粘結(jié)后飛離彈軸線所需的時(shí)間即為雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場作用時(shí)間。

結(jié)合(1)式、(2)式，可得

式中:v 為2 板和3 板碰撞后垂直于彈軸線方向的共同速度;θ 為裝甲板的斜置角。

2、3 板碰撞粘結(jié)后，相對于水平面的傾角β 應(yīng)在θ ～θ+α 之間，且其中心距彈軸線的距離為dl，故飛離彈軸線所需時(shí)間t 為

式中:l 為2、3 板碰撞后飛板的長度。

將(6)式代入(8)式可求解出所需時(shí)間，即雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場作用時(shí)間。

2 楔形角和斜置角對作用場的影響

2.1 參數(shù)選取

通常夾層炸藥的厚度與面背板的厚度的比為1 ～3[3，6]，裝甲板的斜置角為20° ～70°.由于裝甲盒尺寸的限制，楔形角取值范圍為0° ～20°[13].本文選取雙層爆炸反應(yīng)裝甲的上部單元為2/4/2 型，下部單元為4/7/4 型的典型組合形式。兩組件楔形角分別取0°、3°、5°、7°、9°、11°、13°、15°;裝甲板斜置角取20°、22°、24°、26°、28°、30°、35°、40°、45°時(shí)進(jìn)行研究。兩組件間隔Δ=10 mm，且隨著楔形角和斜置角的變化，上下兩部夾層炸藥之間沿彈軸線方向的距離也在不斷的變化，所以不同情況應(yīng)對延遲時(shí)間進(jìn)行修正。假設(shè)兩種組件面背板材料均為45#鋼，夾層炸藥均為鈍感高能炸藥，且平面尺寸相同。

2.2 結(jié)果及分析

利用上述模型計(jì)算不同裝甲板斜置角和楔形角組合下作用場的作用時(shí)間，見圖2、圖3 所示。

圖2 不同斜置角下2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間Fig.2 The time of 2 ～3 plate flying away the projectile axis under different arranged angles

圖3 不同楔形角下2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間Fig.3 The time of 2 ～3 plate flying away the projectile axis under different wedge angles

由圖2 可得，雙層爆炸反應(yīng)裝甲在不同裝甲板斜置角和楔形角組合下，2 ～3 板飛離彈軸線所需的時(shí)間在337 μs 到926 μs 之間。楔形角一定時(shí)，隨著裝甲板斜置角的增大，作用場作用時(shí)間不斷提高，且楔形角越小，提高幅度越明顯。如:楔形角取0°，裝甲板斜置角由20°變?yōu)?5°時(shí)，2 ～3 板飛離彈軸線時(shí)間由337 μs 延長到926 μs，提高175%;而楔形角取15°時(shí)，隨著裝甲板斜置角的增大，2 ～3 板飛離彈軸線時(shí)間由396 μs 延長到626 μs，才提高58%.在裝甲板斜置角在24° ～28°之間變化時(shí)，楔形角的影響較小，2 ～3 板飛離彈軸線時(shí)間在412 ～505 μs 范圍變化。通過調(diào)整裝甲板的斜置角和楔形角的匹配關(guān)系，可以延長飛板飛離彈軸線所需時(shí)間，如圖4 所示。

圖4 不同斜置角下2 ～3 板飛離彈軸線最長時(shí)間Fig.4 The longest time of 2 ～3 plate flying away the projectile axis under different arranged angles

由圖4 得，已知裝甲板斜置角，可以選取最佳楔形角與之配合，以提高作用場的干擾效能。如:裝甲板斜置角為30°時(shí)，楔形角取3°可以使2 ～3 板飛離彈軸線的相對時(shí)間最長，為542 μs.當(dāng)裝甲板斜置角大于30°，楔形角為0°時(shí)，2 ～3 板飛離彈軸線時(shí)間最長，這時(shí)楔形角對提高作用場干擾失去效用。

由圖3 得，當(dāng)裝甲板斜置角在20° ～30°變化時(shí)，隨著楔形角的增大，2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間先增加后減小，存在極大值。隨著裝甲板斜置角的提高，極大值也在提高，而對應(yīng)的楔形角減小;在裝甲板斜置角大于30°時(shí)，隨著楔形角的增加，作用場的作用時(shí)間不斷減小，在楔形角為0°時(shí)，2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間最長，最長可達(dá)926 μs.

3 試驗(yàn)研究

3.1 試驗(yàn)方法

為了驗(yàn)證雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場模型的可靠性與正確性，通過脈沖X 光試驗(yàn)，對爆炸反應(yīng)裝甲各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究。主要有兩種試驗(yàn)方法，一種是直接法，即直接用雙層爆炸反應(yīng)裝甲進(jìn)行試驗(yàn)，測量各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律;另一種是間接法，即對上下兩層爆炸反應(yīng)裝甲單元分別試驗(yàn)，得到各自飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律，經(jīng)過綜合得到雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律。由于雙層爆炸反應(yīng)裝甲的威力大、破片多等因素，如圖5，使得試驗(yàn)存在很大的危險(xiǎn)性，并且2 板和3 板碰撞后發(fā)生變形、破碎，導(dǎo)致無法準(zhǔn)確判讀，所以本文采用間接試驗(yàn)法進(jìn)行研究。

圖5 雙層爆炸反應(yīng)裝甲回收破片F(xiàn)ig.5 The fragments of double－layer explosive reactive armor

3.2 試驗(yàn)布置及試驗(yàn)結(jié)果

試驗(yàn)采用HP 公司產(chǎn)的450 kV 兩臺脈沖X 光機(jī)組合進(jìn)行拍攝，兩臺脈沖X 光射線管布設(shè)成45°匯交，聚能侵徹體以垂直方式布設(shè)，并保證成形后聚能侵徹體通過兩臺X 射線管匯交軸。通過設(shè)置兩個(gè)脈沖X 光機(jī)不同的出光時(shí)間，這樣一次試驗(yàn)就可以得到兩張不同時(shí)刻的X 光照片。為了精確測得反應(yīng)裝甲飛板的飛散速度，在試驗(yàn)中還需采取兩個(gè)措施:分別為起爆同步設(shè)置和參考標(biāo)記設(shè)置。

引爆體采用φ56 mm 無殼體標(biāo)準(zhǔn)聚能侵徹體。由于只研究爆炸反應(yīng)裝甲飛板運(yùn)動(dòng)規(guī)律，聚能侵徹體與爆炸反應(yīng)裝甲以垂直方式布設(shè)。炸高80 mm，采用8#電雷管起爆。圖6 為試驗(yàn)裝置示意圖。對上部2/4/2 型爆炸反應(yīng)裝甲利用木塊放置邊端將其支撐進(jìn)行X 光試驗(yàn)，分別得60 μs、130 μs 時(shí)X 光照片，如圖7;下部4/7/4 型爆炸反應(yīng)裝甲緊貼裝甲板放置進(jìn)行X 光試驗(yàn)，分別得60 μs、130 μs 時(shí)X 光照片，如圖8.

3.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

通過試驗(yàn)得2/4/2 型爆炸反應(yīng)裝甲上飛板的平均速度為1 061 m/s，下飛板的平均速度為1 089 m/s;4/7/4 型爆炸反應(yīng)裝甲上飛板的平均速度為1 462 m/s，下飛板緊貼裝甲板速度為0.雙層楔形爆炸反應(yīng)裝甲布置時(shí)，中間間隔有限，而飛板加速需要一定距離，所以2 板、3 板碰撞時(shí)，3 板未達(dá)到最大速度。分別試驗(yàn)獲得的飛板速度均為最大速度。因此，利用單塊飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律對3 板試驗(yàn)速度進(jìn)行修改，結(jié)合動(dòng)量定理推算雙層反應(yīng)裝甲2 ～3 板在x 軸方向的合速度，與計(jì)算結(jié)果進(jìn)行對比，見圖9。

圖6 試驗(yàn)布局示意圖Fig.6 Test layout diagram

圖7 上部2/4/2 型ERA 爆炸后脈沖X 光照片F(xiàn)ig.7 The flash X－ray photo of up－layer 2/4/2 ERA

圖8 下部4/7/4 型ERA 爆炸后脈沖X 光照片F(xiàn)ig.8 The flash X－ray photo of up－layer 4/7/4 ERA

由圖9 可得，在楔形角為0°時(shí)2 ～3 板在x 軸方向的合速度vx的計(jì)算值為134.9 m/s，試驗(yàn)結(jié)果為133.7 m/s，兩者誤差為0.9%.隨著楔形角的增大，vx的計(jì)算值與試驗(yàn)結(jié)果誤差增大，即楔形角為15°時(shí)，vx的計(jì)算值為162.9 m/s，試驗(yàn)結(jié)果為145.7 m/s，兩者誤差達(dá)到了11.8%。出現(xiàn)上述偏差原因主要有以下幾方面:首先，是取值誤差。利用該模型計(jì)算的速度為整塊板的平均速度，且隨著楔形角的不同速度是變化的，而在試驗(yàn)過程中是根據(jù)兩張不同時(shí)刻的X 光照片求得面板和背板的速度，所得速度為板上某一點(diǎn)的速度值，并非整塊板的平均速度;其次，模型中忽略了相關(guān)因素，如靶板的變形、邊界效應(yīng)等，如試驗(yàn)中夾層炸藥是通過螺栓將其固定在兩層鋼板之間，而模型中沒有考慮螺栓的支撐力，所以速度偏高。

圖9 vx隨楔形角的變化規(guī)律Fig.9 The vx change with wedge angle

在上述試驗(yàn)結(jié)果的基礎(chǔ)上，取裝甲板斜置角為22°時(shí)，得到2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間，與計(jì)算結(jié)果對比如圖10 所示。

圖10 計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果對比Fig.10 Experimental data compared with calculation data

由圖10 得，裝甲板斜置角為22°，在楔形角取15°時(shí)，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果誤差最大，誤差值為9.5%，較vx的誤差減小。由此可得，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果基本吻合，誤差在允許范圍內(nèi)，且vx的誤差也滿足工程要求，所以驗(yàn)證了雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場模型的正確性。

4 結(jié)論

1)通過對雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行分析，建立了雙層爆炸反應(yīng)裝甲作用場分析模型。

2)利用該模型對不同裝甲板斜置角和雙層爆炸反應(yīng)裝甲楔形角條件下，2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間進(jìn)行研究。結(jié)果表明，在一定范圍內(nèi)，兩者對爆炸作用場有較大影響，可使作用場作用時(shí)間最大提高175%;在裝甲板斜置角確定的條件下，選取合適的楔形角，可以延長雙層楔形爆炸反應(yīng)裝甲作用場的作用時(shí)間。

3)利用間接試驗(yàn)法對雙層爆炸反應(yīng)裝甲各飛板的運(yùn)動(dòng)規(guī)律進(jìn)行研究，通過計(jì)算獲得2 ～3 板飛離彈軸線所需時(shí)間。對比計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果，誤差在9.5%以內(nèi)，基本滿足工程試驗(yàn)要求。

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