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        彈形參數(shù)對戰(zhàn)斗部斜穿甲姿態(tài)偏轉(zhuǎn)影響研究

        2021-10-15 01:32:54李東偉劉俞平王筱鋒王昭明趙雙雙
        兵器裝備工程學(xué)報(bào) 2021年9期
        關(guān)鍵詞:戰(zhàn)斗部靶板長徑

        李東偉,劉俞平,王筱鋒,王昭明,趙雙雙

        (重慶紅宇精密工業(yè)集團(tuán)有限公司, 重慶 402760)

        1 引言

        戰(zhàn)斗部侵徹靶板過程姿態(tài)偏轉(zhuǎn)對裝藥安定性具有較大影響[1]。眾多研究者在著角、速度和攻角等參數(shù)對戰(zhàn)斗部侵徹混凝土靶姿態(tài)變化情況進(jìn)行了大量研究[2-5],同時(shí)建立了理論與數(shù)值分析模型[6-8]。半穿甲戰(zhàn)斗部作為打擊海面艦艇目標(biāo)的主要武器,其攻擊目標(biāo)時(shí),著靶姿態(tài)惡劣,常帶有較大攻角和著角[9]。這對戰(zhàn)斗部殼體強(qiáng)度、裝藥及火工品安定性和引信作用可靠性產(chǎn)生嚴(yán)重威脅。研究如何控制戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼板時(shí)的姿態(tài)變化具有重要意義。然而,目前戰(zhàn)斗部穿甲研究工作主要集中于侵徹能力方面[10-12],對侵徹過程戰(zhàn)斗部姿態(tài)偏轉(zhuǎn)研究較少。

        本文中采用非線性有限元計(jì)算軟件LS-DYNA,開展了戰(zhàn)斗部外形結(jié)構(gòu)對其侵徹鋼板目標(biāo)時(shí)姿態(tài)變化影響規(guī)律的數(shù)值計(jì)算研究,為低易損半穿甲戰(zhàn)斗部的設(shè)計(jì)提供參考和指導(dǎo)。

        2 計(jì)算模型

        戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼靶數(shù)值計(jì)算模型由戰(zhàn)斗部殼體、炸藥裝藥、靶板和配重塊組成。戰(zhàn)斗部尺寸為φ40 mm×160 mm。靶板為φ400 mm×8 mm的鋼板,靶板傾角70°。配重塊主要用于調(diào)整戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置。戰(zhàn)斗部以600 m/s速度,4°攻角斜侵徹靶板,考慮到幾何模型力學(xué)對稱性,建立戰(zhàn)斗部侵徹靶板1/2計(jì)算模型如圖1所示。彈體與靶板之間采用面-面侵蝕接觸。所有單元均為8節(jié)點(diǎn)solid164實(shí)體單元,計(jì)算模型采用Lagrange算法,單位為cm-g-s。

        圖1 戰(zhàn)斗部斜侵徹鋼靶計(jì)算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model for oblique penetration of warhead into steel target

        戰(zhàn)斗部殼體采用超高強(qiáng)度合金鋼,炸藥裝藥為DMCX(DNAN/HMX/Al/添加劑)炸藥。戰(zhàn)斗部殼體、炸藥和靶板均采用力學(xué)本構(gòu)Johnson-Cook模型。Johnson-Cook模型表達(dá)式如下[13]:

        戰(zhàn)斗部殼體和靶板狀態(tài)方程均采用Grüneisen模型。Grüneisen模型描述壓縮材料表達(dá)式為

        描述膨脹材料表達(dá)式為

        p=ρ0C2μ+(γ0+aμ)

        其中:C為體積聲速;μ=ρ/ρ0-1;γ0為Grüneisen常數(shù);α為γ0的一階體積修正。

        戰(zhàn)斗部殼體、炸藥和靶板材料模型參數(shù)見表1。

        表1 Johnson-Cook模型參數(shù)

        3 計(jì)算結(jié)果與討論

        3.1 CRH對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

        通過調(diào)整配重塊,使得戰(zhàn)斗部質(zhì)心位于幾何中心,戰(zhàn)斗部長徑比為4(φ40 mm×160 mm)。在保持上述條件不變的前提下,以常規(guī)半穿甲戰(zhàn)斗部原型為依據(jù),戰(zhàn)斗部CRH分別設(shè)計(jì)為0.75、1.5和2.25,模型如圖2所示。

        圖2 CRH對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響計(jì)算示意圖Fig.2 Different CHR warhead sketches

        圖3給出了CRH分別為0.75、1.5和2.25時(shí),戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角Δθ隨位置變化曲線。

        圖3 不同CRH戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.3 The pitch angle curves of different CRH warhead oblique penetration target

        由圖3可以看到戰(zhàn)斗部俯仰角在穿靶過程中整體呈現(xiàn)出先增大,后減小并持續(xù)減小趨勢的現(xiàn)象。換言之,侵徹鋼板過程中,戰(zhàn)斗部先“抬頭”,后向“低頭”趨勢發(fā)展。CRH為0.75、1.5和2.25的戰(zhàn)斗部,俯仰角分別在211.5 μs、182.5 μs和129.5 μs時(shí)刻出現(xiàn)“抬頭”向“低頭”轉(zhuǎn)變。CRH越大,戰(zhàn)斗部姿態(tài)出現(xiàn)轉(zhuǎn)折的時(shí)刻越早,同時(shí),俯仰角變化量也越大。余春祥[16]得到了相同的結(jié)論。

        圖4為CRH=0.75的戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板不同時(shí)刻VMS應(yīng)力云圖。

        圖4 戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板不同時(shí)刻VMS應(yīng)力云圖Fig.4 VMS stress nephogram of warhead oblique penetrating target at different time

        由圖4可以看到,戰(zhàn)斗部帶有4°攻角斜侵徹鋼板過程中,戰(zhàn)斗部下側(cè)始終受到靶板的作用力,而戰(zhàn)斗部上側(cè)在頭部完全穿過靶板后就不再受到靶板的作用力。由于靶板作用力的不對稱性,使得戰(zhàn)斗部存在一個(gè)順時(shí)針轉(zhuǎn)動(dòng)力矩,因此,戰(zhàn)斗部在穿靶過程中出現(xiàn)由初始“抬頭”逐漸向“低頭”轉(zhuǎn)動(dòng)。

        圖5為不同CRH戰(zhàn)斗部由“抬頭”向“低頭”轉(zhuǎn)折時(shí)刻VMS應(yīng)力云圖。

        圖5 戰(zhàn)斗部俯仰角轉(zhuǎn)折點(diǎn)對應(yīng)時(shí)刻VMS應(yīng)力云圖Fig.5 VMS stress nephogram at the turning point of warhead pitching angle

        由圖5可以清晰地看到,戰(zhàn)斗部侵徹均質(zhì)鋼靶時(shí),CRH=0.75(頭部較鈍)的戰(zhàn)斗部在靶板上形成接近于沖塞穿孔,CRH=2.25(頭部較尖)的戰(zhàn)斗部形成瓣裂穿孔。

        3.2 彈尾構(gòu)型對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

        戰(zhàn)斗部CRH對侵徹過程彈道穩(wěn)定性的影響計(jì)算研究發(fā)現(xiàn),斜侵徹過程戰(zhàn)斗部受到靶板的作用導(dǎo)致其俯仰角發(fā)生變化。尤其是靶板對戰(zhàn)斗部尾部的作用導(dǎo)致其俯仰角由正向負(fù)發(fā)展。針對CRH為0.75的戰(zhàn)斗部,在保持其質(zhì)心位置和長徑比不變的條件下,研究了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴(kuò)散形尾部(圖6)對侵徹過程彈道穩(wěn)定性的影響規(guī)律。

        圖6 不同彈尾構(gòu)型戰(zhàn)斗部示意圖Fig.6 Different ltail shape warhead sketches

        計(jì)算得到了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴(kuò)散形尾部3種條件下戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角隨位置變化曲線如圖7所示。由圖7可以看到,具有收斂形尾部的戰(zhàn)斗部在侵徹過程相同位置處俯仰角變化更小,具有更好的彈道穩(wěn)定性。相反,具有擴(kuò)散形尾部的戰(zhàn)斗部彈道穩(wěn)定性較差。分析其原因是相尾部收斂使得靶板戰(zhàn)斗部尾部的作用力矩減小,從而俯仰角變化小。同時(shí),在相同頭部穿孔直徑下,擴(kuò)散形尾部在穿靶過程中尾部始終受到靶板作用,給戰(zhàn)斗部的穩(wěn)定穿靶帶來不利影響。

        圖7 不同彈尾構(gòu)型戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.7 The pitch angle curve of oblique penetration target with different warhead tail shape

        3.3 長徑比對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

        戰(zhàn)斗部長徑比是影響戰(zhàn)斗部侵徹靶板彈道穩(wěn)定性的重要因素,以常規(guī)半穿甲戰(zhàn)斗部原型為依據(jù),不同長徑比(L/D)模型如圖8所示。

        圖8 不同長徑比戰(zhàn)斗部示意圖Fig.8 Different length to diameter ratio warhead sketches

        研究得到了長徑比分別為3、4和4.5三種條件戰(zhàn)斗部侵徹靶板俯仰角變化規(guī)律如圖9。

        由圖9可以看到,隨著戰(zhàn)斗部長徑比的增加俯仰角變化量減小,說明增加長徑比有利于增加戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性。分析原因是戰(zhàn)斗部長徑比增大,增加了戰(zhàn)斗部的轉(zhuǎn)動(dòng)慣量,增加了戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性??紤]戰(zhàn)斗部長徑比較大時(shí)其剛度降低,因此戰(zhàn)斗部長徑比必須在合理范圍內(nèi)適當(dāng)增大。

        圖9 不同長徑比戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.9 The pitch angle curve of oblique penetration target of warhead with different length to diameter ratio

        3.4 質(zhì)心位置對戰(zhàn)斗部姿態(tài)的影響

        通過調(diào)整戰(zhàn)斗部頭部配重塊改變戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置,使得戰(zhàn)斗部質(zhì)心分別位于彈軸的3/8、4/8和4.5/8位置處,如圖10所示。

        圖10 不同質(zhì)心位置戰(zhàn)斗部示意圖Fig.10 Different centroid position warhead sketches

        研究得到了質(zhì)心分別位于彈軸3/8、4/8和4.5/8位置處時(shí),戰(zhàn)斗部侵徹靶板俯仰角變化規(guī)律如圖11所示。

        圖11 不同質(zhì)心位置戰(zhàn)斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.11 Pitch angle curve of warhead oblique penetrating target at different centroid position

        由圖11可以看到,質(zhì)心位于彈軸長度4.5/8時(shí),即戰(zhàn)斗部質(zhì)心前移,戰(zhàn)斗部相對具有更小的俯仰角變化量,說明質(zhì)心靠前比有利于增加戰(zhàn)斗部穿靶穩(wěn)定性。

        3.5 偏轉(zhuǎn)中心與戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置關(guān)系

        圖12 旋轉(zhuǎn)中心與戰(zhàn)斗部質(zhì)心位置關(guān)系圖Fig.12 Relationship between rotation center and centroid position of warhead

        由圖12可以看到,戰(zhàn)斗部彈尾構(gòu)型、質(zhì)心位置變化對戰(zhàn)斗部偏轉(zhuǎn)中心相對位置影響較小;小長徑比及大CRH會(huì)使戰(zhàn)斗部斜穿甲過程戰(zhàn)斗部偏轉(zhuǎn)中心位于戰(zhàn)斗部質(zhì)心之前。

        4 結(jié)論

        減小戰(zhàn)斗部CRH值和采用收斂形尾部、適當(dāng)增加戰(zhàn)斗部長徑比、質(zhì)心前移可提高戰(zhàn)斗部斜穿甲過程的彈道穩(wěn)定性。通過改變戰(zhàn)斗部結(jié)構(gòu)提高戰(zhàn)斗部斜穿甲過程的彈道穩(wěn)定性的研究結(jié)果可為反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部的設(shè)計(jì)提供參考。

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