屈可朋,吳翰林,郭洪福,肖 瑋,胡雪垚

(西安近代化學(xué)研究所,陜西 西安 710065)

侵徹彈是有效毀傷大型水面艦艇的主要手段,為實現(xiàn)對艦船目標(biāo)的高效毀傷,一般要求彈體在預(yù)定位置起爆,這就要求彈體必須可靠貫穿多層甲板。然而,彈體在侵徹過程中,因初始著角和瞬時強(qiáng)動載,極易發(fā)生彈道偏轉(zhuǎn),進(jìn)而影響其侵徹能力和毀傷效果。因此,提高彈體侵徹多層甲板彈道穩(wěn)定性具有重要意義。

彈體頭部在侵徹過程中受力最為苛刻,極易發(fā)生侵蝕破壞,從而加劇受力的不對稱性,導(dǎo)致彈道嚴(yán)重偏離預(yù)設(shè)定軌道。目前,國內(nèi)外有關(guān)學(xué)者通過改進(jìn)彈體頭部尖卵形系數(shù)、形狀和長徑比,獲取了一些有益的結(jié)果。KPENYIGBA等通過實驗與數(shù)值模擬分析了不同頭部形狀如何改變彈道特性。文獻(xiàn)[2-3]通過氣槍試驗發(fā)現(xiàn)了彈體頭部的形狀對靶的能量吸收機(jī)理和破壞模式有顯著影響。劉堅成等基于雙卵異型頭部設(shè)計,得到了不同異型頭部彈體對侵徹性能的影響規(guī)律。周忠彬等研究了預(yù)制應(yīng)力槽的尖卵形頭部結(jié)構(gòu)侵徹4層間隔裝甲鋼板的彈道,結(jié)果表明其姿態(tài)偏轉(zhuǎn)小于傳統(tǒng)尖卵形彈體。李鵬飛等進(jìn)行了刻槽形和尖卵形彈體10層混凝土試驗,發(fā)現(xiàn)前者相對后者可顯著減少彈體偏轉(zhuǎn)姿態(tài)。ZHOU等發(fā)現(xiàn)長徑比較大的彈體會導(dǎo)致雙層板的彈道速度急速下降。龐春旭等對比研究了刻槽彈體和卵形彈體旋轉(zhuǎn)侵徹鋁靶作用過程,結(jié)果表明旋轉(zhuǎn)的刻槽彈體可以有效提高彈體侵深。張永亮等研究了異型彈運(yùn)動姿態(tài)控制對其運(yùn)動穩(wěn)定性和侵徹效果的影響。上述研究均通過改變彈體頭部形狀提升侵徹彈道穩(wěn)定性,而對彈體結(jié)構(gòu)改進(jìn)的報道較少。文獻(xiàn)[10]將彈體分成帽罩和本體2個部分,形成了復(fù)合式結(jié)構(gòu),依靠帽罩變形和破碎來吸收撞擊能量,提升其對于單層靶標(biāo)的侵徹能力,但關(guān)于復(fù)合式侵徹體侵徹彈道方面的研究尚未見報道。

本文設(shè)計了一種復(fù)合式侵徹體,利用ANSYS/LS-DYNA軟件,對其斜侵徹多層鋼靶過程進(jìn)行了數(shù)值模擬和實驗驗證,分析了復(fù)合式侵徹體與常規(guī)整體式彈體侵徹彈道偏轉(zhuǎn)規(guī)律的差異,以及侵徹速度、帽罩材質(zhì)對其侵徹彈道的影響,以期為高速反多層硬目標(biāo)侵徹彈設(shè)計提供參考。

1 復(fù)合式侵徹體及實驗方案

1.1 復(fù)合式侵徹體

參照常規(guī)侵徹彈形狀及長徑比,設(shè)計的復(fù)合式侵徹體結(jié)構(gòu)如圖1所示。復(fù)合式侵徹彈由侵徹主體和帽罩組成,兩者通過螺紋連接。侵徹主體長度=160 mm,外徑=45 mm,內(nèi)徑=35 mm,材料為經(jīng)過熱處理的35CrMnSiA鋼,質(zhì)量約為1 kg;帽罩厚度=10 mm、橫截面積=8 cm,頭部弧度半徑=40 mm,材料分別為經(jīng)熱處理的35CrMnSiA鋼和93WNiFe合金,質(zhì)量分別約為40 g和70 g,復(fù)合式侵徹體內(nèi)無填充物。

圖1 復(fù)合式侵徹體結(jié)構(gòu)示意圖

為對比復(fù)合式和常規(guī)整體式侵徹體侵徹彈道的差異,同時制備了外形結(jié)構(gòu)與侵徹主體相同的整體式侵徹體。

1.2 實驗方案

實驗以130 mm口徑一級輕氣炮為加載源,利用高壓氣體將侵徹體驅(qū)動至預(yù)設(shè)速度;試驗靶標(biāo)為3層45#鋼板,尺寸均為400 mm×400 mm,第一層、第二層、第三層靶標(biāo)厚度分別為14 mm、8 mm和8 mm,靶標(biāo)與地面夾角為75°(即15°著角),靶標(biāo)間距均為300 mm。利用輕氣炮自帶激光測速系統(tǒng)測量侵徹體撞擊速度。實驗布局如圖2所示。

圖2 實驗布局示意圖

實驗后,通過測量靶標(biāo)穿孔位置在豎直方面的偏移量(以彈道無偏轉(zhuǎn)時穿孔位置為起點(diǎn)),獲取侵徹體侵徹彈道變化規(guī)律,并規(guī)定豎直向上為值的正方向。

2 模型建立與計算

2.1 計算模型

計算模型具有一定對稱性,故采用二分之一模型,使計算更快捷高效。侵徹主體、帽罩及靶標(biāo)均采用拉格朗日網(wǎng)格離散,侵徹主體與靶板的網(wǎng)格數(shù)量保持不變,分別約為26 000和52 000,帽罩的網(wǎng)格數(shù)量約為6 000。將帽罩與侵徹主體之間的螺紋連接用面面固連接觸等效。靶板邊界定義為非反射邊界,同時侵徹體與靶板的對稱軸面定義為對稱邊界條件。彈、靶仿真計算模型如圖3所示。

圖3 彈、靶仿真計算模型

2.2 材料模型及參數(shù)

侵徹主體、帽罩和靶板材料均采用Johnson-Cook本構(gòu)模型。 Johnson-Cook本構(gòu)模型的表達(dá)式為

(1)

在采用Johnson-Cook本構(gòu)模型定義材料時,需要與Gruneisen狀態(tài)方程結(jié)合。該方程可以通過壓力與體積的關(guān)系確定材料的狀態(tài)。Gruneisen狀態(tài)方程的表達(dá)式為

(2)

式中:為壓應(yīng)力;=()-1,和分別為初始密度和當(dāng)前密度;為彈性模量;,,和均為材料參數(shù),仿真所用參數(shù)列于表1。

表1 模型材料參數(shù)

3 仿真結(jié)果及討論

3.1 復(fù)合式與整體式侵徹體彈道偏轉(zhuǎn)對比

鋼制帽罩復(fù)合式侵徹體和整體式侵徹體以500～800 m/s速度()分別侵徹3層45#鋼板,彈道偏轉(zhuǎn)情況如圖4所示。圖中,為侵徹體侵徹距離,為侵徹體位置相比于彈道無偏轉(zhuǎn)時侵徹體位置在方向的偏移量。

圖4 整體式與復(fù)合式侵徹體斜侵徹彈道偏移的對比

提取圖4中彈道偏移量的變化值,數(shù)據(jù)列于表2。表中,Δ,Δ,Δ分別為貫穿第一層、第二層、第三層靶的過程中彈道偏移量的變化值;為侵徹體侵徹3層鋼靶后的彈道的偏移量。

表2 整體式與復(fù)合式侵徹體斜侵徹彈道偏移的局部變化與總體變化

由圖4和表2可見,無論是侵徹單層還是侵徹3層靶標(biāo),鋼制帽罩復(fù)合式侵徹體的彈道偏移量均小于整體式侵徹體。隨著侵徹速度由500 m/s至800 m/s,鋼制帽罩復(fù)合式侵徹體較整體式侵徹體彈道提升幅度逐漸減小,彈道最終偏移量相差分別為6.34 cm,3.85 cm,2.74 cm和0.99 cm,相比于整體式侵徹體分別提升54%,50%,60%和32%((整體式最終偏移量-分體式最終偏移量)/整體式最終偏移量)。

筆者前期研究結(jié)果表明,帽罩能保護(hù)侵徹主體頭部結(jié)構(gòu),降低其侵蝕程度,從而提升其彈道穩(wěn)定性。圖5為整體式和分體式侵徹體頭部侵蝕情況。

圖5 500 m/s侵徹速度下整體式與復(fù)合式侵徹體彈頭侵蝕情況

由圖5可見,整體式侵徹體頭部存在嚴(yán)重侵蝕,初始的尖卵形已被完全破壞;而分體式侵徹體侵徹后,由于帽罩承受了部分沖擊力,當(dāng)帽罩破碎分離后,侵徹主體頭部依然保持了初始的尖卵形。當(dāng)侵徹速度較低時(500～700 m/s),帽罩所受沖擊應(yīng)力相對較小,可保持較長時間的結(jié)構(gòu)完整性,撞擊形成的應(yīng)力波在帽罩和侵徹主體之間形成反射、透射,加速應(yīng)力波衰減,降低侵徹主體所受載荷,因此分體式偏移量均小于整體式偏移量;當(dāng)速度較高時(800 m/s),復(fù)合式侵徹體和整體式侵徹體貫穿第一層靶后,偏移量相近,說明撞擊產(chǎn)生的瞬時應(yīng)力增加,加速了帽罩結(jié)構(gòu)的破壞,導(dǎo)致在貫穿第一層靶后帽罩無法起到保護(hù)侵徹主體的作用,分體式偏移量與整體式偏移量差異減小。

3.2 帽罩材料對彈道偏轉(zhuǎn)的影響

通過沖擊作用下帽罩變形、破壞吸收能,可有效保護(hù)侵徹主體的結(jié)構(gòu)完整性,而材料阻抗對其沖擊破壞有較大影響。為獲取帽罩材料對復(fù)合式侵徹體彈道的影響,在保持侵徹體結(jié)構(gòu)、靶標(biāo)狀態(tài)不變的情況下,帽罩分別采用35CrMnSiA和93WNiFe加工而成。

圖6為不同帽罩材質(zhì)的復(fù)合式侵徹體以不同初速度斜侵徹3層間隔鋼靶的彈道偏移量的對比。

圖6 不同材料帽罩的復(fù)合式侵徹體彈道偏移的對比

由圖6可知,當(dāng)侵徹速度較低時(500 m/s),93WNiFe帽罩的侵徹體彈道偏移量略大于35CrMnSiA帽罩的侵徹體;當(dāng)侵徹速度增加至800 m/s時,在55 cm之前,93WNiFe帽罩侵徹體彈道偏移量大于35CrMnSiA帽罩侵徹體,但93WNiFe帽罩侵徹體彈道最終偏移量小于35CrMnSiA帽罩侵徹體。

數(shù)值計算結(jié)果表明,當(dāng)侵徹速度為500 m/s時,貫穿第一層靶后2種材質(zhì)帽罩均保持了較好的完整性(圖7(a)和圖7(b)),但由于93WNiFe阻抗高于35CrMnSiA,其兩者瞬時撞擊力相差近2倍,后續(xù)侵徹過程中,93WNiFe帽罩將先于35CrMnSiA帽罩發(fā)生破壞,使得其后續(xù)彈道偏移量增大;當(dāng)侵徹速度增加至800 m/s時,貫穿第一層靶標(biāo)后2種材料帽罩形變程度的差異較明顯(圖7(c)和圖7(d)),35CrMnSiA帽罩已經(jīng)完全失效,后續(xù)侵徹由侵徹主體完成,侵徹主體頭部不斷被侵蝕,故彈道向下偏轉(zhuǎn)的角度呈不斷增加趨勢。而93WNiFe帽罩有所變形,但基本保持結(jié)構(gòu)的完整,同時,侵徹體直線段在貫穿第二層靶板時,其下側(cè)受到了靶板的作用使侵徹體頭部開始向上偏轉(zhuǎn)。

圖7 不同材料帽罩侵徹第一層靶時的形變情況

4 實驗驗證

試驗所用彈、靶材料、形狀及布局均與數(shù)值計算模型一致,不同類型侵徹體見圖8。

圖8 實驗所用侵徹體

分別利用1#、2#和3#侵徹體對3層間隔鋼靶進(jìn)行斜侵徹試驗,實驗實測侵徹速度分別為504 m/s、503 m/s和498 m/s,不同類型侵徹體彈道偏移量列于表3,,和分別為侵徹第一層、第二層、第三層靶標(biāo)偏移量。

表3 不同類型侵徹體彈道偏移量

由表3可知,鋼制帽罩的侵徹體(2#)的彈道偏移量是整體式侵徹體(1#)的53%,鎢制帽罩的侵徹體(3#)的彈道偏移量略大于鋼制帽罩的侵徹體(2#)。試驗結(jié)果與數(shù)值計算結(jié)果基本一致。

實驗后回收的侵徹體頭部侵蝕情況如圖9所示。由圖9可見,1#侵徹體頭部侵蝕嚴(yán)重,初始尖卵形頭部已被完全侵蝕;2#侵徹體頭部形狀基本完整,仍然呈現(xiàn)為尖卵形;3#侵徹體頭部侵蝕量小于1#侵徹體,但左右兩側(cè)侵蝕量不同,這也是導(dǎo)致其彈道偏轉(zhuǎn)規(guī)律不同的主要原因。

圖9 回收侵徹主體頭部侵蝕情況

5 結(jié)束語

①在侵徹速度500～800 m/s范圍內(nèi),本文設(shè)計的復(fù)合式侵徹體侵徹3層鋼靶的彈道偏移量明顯優(yōu)于整體式侵徹體;隨著速度由500 m/s增加到800 m/s,復(fù)合式侵徹體彈道偏移量相比于整體式侵徹體分別提升54%、50%、60%和32%。

②當(dāng)侵徹速度為500 m/s時,35CrMnSiA帽罩復(fù)合侵徹體彈道偏移量略小于93WNiFe帽罩;而侵徹速度達(dá)到800 m/s時,55 cm之前93WNiFe帽罩侵徹體彈道偏移量大于35CrMnSiA帽罩侵徹體,但93WNiFe帽罩侵徹體彈道最終偏移量小于35CrMnSiA帽罩侵徹體。