谷鴻平，張立建，暢 博，呂永柱，栗保華

(西安近代化學(xué)研究所， 西安 710065)

侵徹戰(zhàn)斗部在攻擊目標(biāo)靶的過(guò)程中，其內(nèi)部裝藥承受較強(qiáng)的沖擊載荷，裝藥只有在預(yù)定深度爆炸，才能實(shí)現(xiàn)對(duì)目標(biāo)最大程度的毀傷，因此，裝藥在侵徹過(guò)程中應(yīng)保持安定，不發(fā)生早燃或早爆，其安定性是決定侵徹戰(zhàn)斗部是否有效的關(guān)鍵因素[1]。開(kāi)展侵徹戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)及其動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性研究對(duì)于侵徹戰(zhàn)斗部工程研制具有重要借鑒和指導(dǎo)意義。

侵徹戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)一般有整體式和分體式兩種。整體式裝藥是在戰(zhàn)斗部殼體內(nèi)部裝填一整塊炸藥。分體式裝藥是利用金屬隔板將戰(zhàn)斗部?jī)?nèi)部分隔成多段腔體，每一段腔體獨(dú)立裝藥。近年來(lái)許多學(xué)者對(duì)于典型侵徹戰(zhàn)斗部裝藥的動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性進(jìn)行了研究。張旭等[1]提出定量描述裝藥安定性結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)需要考慮的幾何參數(shù)和物理參數(shù)。石嘯海等[2]模擬了戰(zhàn)斗部侵徹半無(wú)限大混凝土的過(guò)程中PBX裝藥的動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)及損傷演化；孫寶平等[3]計(jì)算了裝藥整體溫升、裝藥裂紋間摩擦生熱以及彈體裝藥與殼體摩擦生熱效應(yīng)，張馨予等[4]模擬分析了彈體侵徹混凝土薄板過(guò)程中裝藥壓力分布和損傷的演化。上述研究的對(duì)象均是整體式裝藥結(jié)構(gòu)，對(duì)于分體式裝藥結(jié)構(gòu)動(dòng)態(tài)響應(yīng)特性研究較少。

本文基于LS-DYNA軟件，通過(guò)數(shù)值模擬對(duì)比分析了整體式裝藥與分體式裝藥動(dòng)態(tài)力學(xué)響應(yīng)特性，以期為戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供參考。

1 侵徹彈體裝藥結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

通體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖1所示。分體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)如圖2所示。為降低模型誤差影響，通過(guò)微調(diào)殼體壁厚，保證兩種戰(zhàn)斗部外形輪廓、質(zhì)量及質(zhì)心一致。戰(zhàn)斗部質(zhì)量130 kg，外徑200 mm，長(zhǎng)度1 050 mm，炸藥總質(zhì)量約為27 kg。分體式裝藥結(jié)構(gòu)條件下，前段裝藥與后段裝藥質(zhì)量比約為1∶1。

圖1 通體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)示意圖

圖2 分體式裝藥戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)示意圖

2 計(jì)算模型建立

2.1 物理模型和有限元模型

研究對(duì)象為上述兩種裝藥結(jié)構(gòu)戰(zhàn)斗部，以戰(zhàn)斗部700 m/s初速垂直侵徹1 m厚C40混凝土為計(jì)算工況?？紤]到模型的對(duì)稱(chēng)性，為減少計(jì)算量，戰(zhàn)斗部和靶板模型采用1/4實(shí)體簡(jiǎn)化模型。具體物理模型如圖3所示。

圖3 計(jì)算模型示意圖

利用TrueGrid軟件劃分模型網(wǎng)格。戰(zhàn)斗部殼體、炸藥與靶板材料均采用拉格朗日網(wǎng)格離散。在模型對(duì)稱(chēng)位置施加對(duì)稱(chēng)約束邊界，靶板側(cè)面施加無(wú)反射邊界。炸藥與殼體之間定義自動(dòng)面-面接觸算法。殼體與靶板之間定義面-面侵蝕算法。圖4所示為計(jì)算網(wǎng)格模型局部。

圖4 網(wǎng)格模型局部示意圖

2.2 材料模型

炸藥與殼體材料均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動(dòng)硬化模型描述，其應(yīng)變率效應(yīng)用Cowper-Symonds模型來(lái)考慮[5]，用與應(yīng)變率有關(guān)的因數(shù)表示屈服應(yīng)力，其表達(dá)式為：

(1)

(2)

戰(zhàn)斗部殼體與炸藥材料模型參數(shù)見(jiàn)表1所示。

表1 殼體與炸藥材料參數(shù)[6]

混凝土材料選用HJC材料動(dòng)態(tài)模型[7]。模型考慮了大應(yīng)變，高應(yīng)變率和高壓情況，同時(shí)結(jié)合損傷理論考慮了材料的拉伸脆斷行為。作為一種有孔隙的材料，還考慮了材料壓潰后的體積壓縮量與壓力的函數(shù)關(guān)系。對(duì)于HJC混凝土模型，分三段處理：第一段：P≤PC是彈性區(qū)。Pc及ηc是單軸壓力壓縮實(shí)驗(yàn)中測(cè)到的最終壓力和應(yīng)變，彈性體積模量K彈=PC/ηc；第二段Pc≤P≤Pe為過(guò)渡區(qū)，在該區(qū)段內(nèi)混凝土發(fā)生彈性應(yīng)變時(shí)其中的氣隙被逐步壓實(shí)，當(dāng)壓力達(dá)到Pe時(shí)材料中的氣隙被完全消除；第三段P≥Pe代表被完全壓實(shí)的介質(zhì)，其關(guān)系式為：

(3)

(4)

(5)

(6)

計(jì)算中，等效塑性應(yīng)變?chǔ)藕蛽p傷度D被作為單元是否出現(xiàn)材料失效的雙門(mén)開(kāi)關(guān)，物理上這表示當(dāng)單元的塑性變形積累至某一閾值時(shí)或損傷發(fā)展累積到某一閾值時(shí)，材料發(fā)生破壞從而失去強(qiáng)度?；炷敛牧蠀?shù)如表2所示。

表2 混凝土材料參數(shù)[8]

3 結(jié)果與討論

3.1 裝藥內(nèi)部受力狀態(tài)

彈體侵徹靶板過(guò)程中，裝藥前端與尾端是影響裝藥安定性危險(xiǎn)區(qū)域。在裝藥前后端分別選取典型參考單元，分析裝藥內(nèi)部受力特性。圖5、圖6所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下典型參考單元等效應(yīng)力曲線(xiàn)。

圖5 通體式裝藥參考單元的等效應(yīng)力曲線(xiàn)

圖6 分體式裝藥參考單元的等效應(yīng)力曲線(xiàn)

由圖5、圖6可以看出：裝藥前端受力特點(diǎn)是持續(xù)時(shí)間長(zhǎng)、沖量大、峰值高[9]。裝藥后端受力脈寬較大，沖量小。整體式裝藥前端參考單元A位置存在殘余應(yīng)力，可以推斷此處發(fā)生了不可逆的塑性變形。

圖7所示為侵徹過(guò)程結(jié)束后，兩種結(jié)構(gòu)裝藥內(nèi)部塑性應(yīng)變?cè)茍D。由圖7知：兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，裝前端軸線(xiàn)位置處均出現(xiàn)塑形應(yīng)變較大的區(qū)域，與上述應(yīng)力分析一致。分析認(rèn)為：在裝藥前端，由于彈頭外形曲率的存在，戰(zhàn)斗部與靶板碰撞產(chǎn)生的應(yīng)力傳入裝藥后在其軸線(xiàn)匯聚，并形成應(yīng)力集中，從而導(dǎo)致此處塑形應(yīng)變較大。王政等[5]認(rèn)為：在侵徹載荷下，裝藥與殼體的反復(fù)作用形成的拉伸和壓縮應(yīng)力波在裝藥與殼體之間傳遞，其結(jié)果使得裝藥前端服役環(huán)境尤為苛刻。對(duì)比分析知：分體式裝藥前端塑性區(qū)域范圍明顯小于通體裝藥。兩種結(jié)構(gòu)裝藥在其中后段均未產(chǎn)生明顯的塑性應(yīng)變。值得注意的是，在分體式裝藥條件下，后段裝藥與戰(zhàn)斗部中間金屬隔板的接觸部位產(chǎn)生了塑形區(qū)域，其主要原因是此處炸藥尖角部位存在應(yīng)力集中。

圖7 裝藥內(nèi)部塑形應(yīng)變?cè)茍D

3.2 裝藥尾端與殼體的間隙

戰(zhàn)斗部與靶板接觸時(shí)，裝藥受到強(qiáng)烈的壓縮波作用，隨著壓縮波的傳播，裝藥受壓區(qū)域逐漸變大，裝藥發(fā)生體積壓縮，藥柱整體長(zhǎng)度縮短，裝藥與殼體發(fā)生相對(duì)位移，并與彈殼體底部形成間隙，如圖8所示。

壓縮波在裝藥尾端自由面反射形成拉伸波，裝藥長(zhǎng)度又開(kāi)始恢復(fù)。裝藥尾端與殼體之間的間隙減小。在整個(gè)侵徹過(guò)程中，裝藥內(nèi)部存在軸向拉伸和壓縮效應(yīng)，裝藥尾端與殼體之間的間隙也在動(dòng)態(tài)變化。

圖8 裝藥與殼體間隙示意圖

圖9所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下裝藥尾端與殼體的間隙曲線(xiàn)?？梢钥闯鲩g隙值隨著時(shí)間變化呈振蕩收斂狀態(tài)。對(duì)應(yīng)實(shí)際的物理過(guò)程是裝藥尾端面與殼體之間發(fā)生反復(fù)的接觸碰撞與分離，裝藥尾端自由面存在反復(fù)的拉伸與壓縮現(xiàn)象[10]。由圖9知通體式裝藥尾部最大間隙值為7.5 mm；分體式裝藥尾部最大間隙值2.8 mm，與整體式裝藥相比減少60%以上。

圖9 裝藥尾端與殼體間隙曲線(xiàn)

3.3 裝藥與殼體側(cè)壁摩擦效應(yīng)

侵徹過(guò)程中裝藥與殼體之間會(huì)發(fā)生相對(duì)位移，裝藥與殼體間的摩擦效應(yīng)是影響裝藥安定性的風(fēng)險(xiǎn)因素之一[11]。假設(shè)裝藥與殼體之間的摩擦因數(shù)μ為定值0.2，裝藥在與殼體摩擦接觸位置的摩擦功率密度q滿(mǎn)足：

q=μPV

(7)

式中：P為裝藥與殼體之間的法向壓力；V為摩擦接觸位置處軸向相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度。

圖10所示為兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，典型參考點(diǎn)位置。表3所示為不同參考位置處裝藥與殼體之間摩擦效應(yīng)特征參量對(duì)比。

圖10 參考點(diǎn)位置示意圖

表3 摩擦效應(yīng)參量對(duì)比

由表3可以看出，兩種裝藥結(jié)構(gòu)條件下，裝藥最前端與殼體接觸壓力Pm較大，尾端接觸壓力Pm較小，但裝藥尾端Vm較大，其與殼體的相對(duì)運(yùn)動(dòng)比前端更為劇烈。在裝藥尾端，分體式裝藥結(jié)構(gòu)Pm與Vm較小。對(duì)于通體式裝藥，裝藥尾端qm值較大，前端qm值較??；分體式裝藥qm值整體較小，且在不同測(cè)點(diǎn)位置所得值差異較小。綜上所述：與通體式裝藥相比，分體式裝藥可有效減弱侵徹過(guò)程中裝藥與殼體之間的接觸壓力、減小相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度及降低摩擦功率密度。

4 結(jié)論

1) 侵徹過(guò)程中，裝藥前端受力環(huán)境較為苛刻，分體式裝藥前端塑性區(qū)域范圍明顯小于通體式裝藥。

2) 分體式裝藥可有效減小炸藥尾端與戰(zhàn)斗部殼體堵蓋之間的最大間隙值。

3) 與通體式裝藥相比，分體式裝藥可減弱侵徹過(guò)程中炸藥與殼體之間的接觸壓力；減小相對(duì)運(yùn)動(dòng)速度；降低摩擦功率密度，改善了裝藥受力環(huán)境。