孫 燁,尹建平,伊建亞

(中北大學(xué) 機電工程學(xué)院, 太原 030051)

0 引言

爆炸反應(yīng)裝甲具有重量輕、體積小、成本低、抗彈能力強等特點,世界各國都利用爆炸反應(yīng)裝甲來提高裝甲目標(biāo)的防御能力,爆炸反應(yīng)裝甲目前已成為國外裝甲目標(biāo)主要防護(hù)手段[1]。為有效對付這類裝甲目標(biāo),除進(jìn)一步提高現(xiàn)有穿破甲彈藥戰(zhàn)斗部的性能外,還提出一種能夠有效對付披掛爆炸反應(yīng)裝甲的新型技術(shù)—“穿而不爆”?！按┒槐奔夹g(shù)是指聚能射流在穿透爆炸反應(yīng)裝甲后使夾層炸藥失效,為后級隨進(jìn)的主裝藥開辟路徑,從而避免反應(yīng)裝甲對主裝藥的干擾,保證了對目標(biāo)主裝甲的有效毀傷。同時低密度射流,與金屬射流相比,侵徹孔徑很大,但侵徹能力顯著下降,所以在保證對爆炸反應(yīng)裝甲“穿而不爆”的前提下,提高低密度射流的侵徹能力十分重要。

在本研究中,在北京理工大學(xué)徐文龍的研究基礎(chǔ)上對原有的噴射式超聚能射流裝藥結(jié)構(gòu)和材料進(jìn)行改進(jìn)[2]。以達(dá)到對主裝甲侵徹能力增強的目的。該藥形罩采用PTFE材料,輔助裝置的材料是鎢合金,目的是為了實現(xiàn)藥型罩的壓垮角度大于90°時使射流沿著附加裝置流動增加射流的質(zhì)量,從而達(dá)到提高速度增大侵徹能力的目的[3]。

1 模型的建立

1.1 聚能裝藥的幾何尺寸

成型裝藥的幾何模型如圖1所示。圖1中:裝藥直徑D=60 mm,裝藥長徑比為1.2∶1,藥型罩為球缺形,壁厚厚度2 mm,緊靠附加裝置安裝;附加裝置為頂部開孔的倒錐形,錐角為120°,壁厚10 mm,開孔孔徑10 mm;殼體壁厚2.0 mm。對照組射流為相同裝藥尺寸的PTFE聚能射流結(jié)構(gòu)。

圖1 成型裝藥幾何模型

1.2 聚能裝藥結(jié)構(gòu)和有限元模型的建立

由于射流形成的過程中較大的網(wǎng)格形變量,采用有限元AUTODYN軟件中的ALE算法,對空氣、主裝藥、藥型罩、夾層裝藥使用Euler算法,反應(yīng)裝甲的面板、背板使用拉格朗日算法。北京理工大學(xué)徐文龍通過實驗和仿真驗證,輔助裝置使用Euler算法能夠準(zhǔn)確的仿真出射流表面附著有附加裝置內(nèi)表面沖蝕脫落的附加裝置的材料。對附加裝置使用Euler算法進(jìn)行建模[4]。

爆炸反應(yīng)裝甲(ERA)采用2/4/2結(jié)構(gòu)(即面板2 mm,夾層裝藥4 mm,背板2 mm)此結(jié)構(gòu)擁有較薄的面板和背板,對沖擊有著相對更高的敏感度,可以更好地驗證穿而不爆的性質(zhì)[5]。

另外,為了得到形態(tài)較好的射流,在空氣邊界上添加“FLOW-OUT”邊界條件來消除邊界效應(yīng)。又因為該模型是軸對稱模型,為了有效節(jié)省運算資源,因此用有限元AUTODYN軟件進(jìn)行流固耦合1/2建模[6],如圖2所示。

圖2 成型裝藥有限元模型圖

1.3 材料模型與參數(shù)的選擇

數(shù)值模擬過程中裝藥和反應(yīng)裝甲夾層裝藥都是用B炸藥,其基本參數(shù)如表1所示。表1中ρ0為B炸藥的參考密度,DCJ為爆速,A、B、R1、R2、W為狀態(tài)方程常量參數(shù),ECJ單位體積內(nèi)能,pCJ爆壓。

表1 B炸藥的基本參數(shù)

(1)

式中:p為壓力;ω為Gruneisen系數(shù);η為相對密度:η=ρ/ρ0,ρ為B炸藥的密度;V為相對比容;E0為初始比內(nèi)模[7]。

藥型罩材料為聚四氟乙烯,其材料模型為理想流體彈塑模型,使用von Mises強度模型和Shock狀態(tài)方程來描述藥型罩材料在爆轟波作用下的動態(tài)響應(yīng)行為。附加裝置的材料為鉭鎢合金,使用Shock狀態(tài)方程和Johnson Cook強度模型來描述附加裝置的行為。另外,爆炸反應(yīng)裝甲面板和背板材料均采用30GrMnsi鋼,使用Liner狀態(tài)方程和von Mises強度模型[8]。以上材料的參數(shù)如表2、表3所示。

表2 PTFE與鉭鎢合金材料參數(shù)

表3 30GrMnsi鋼材料參數(shù)

夾層裝藥選用Lee-Tarver點火增長模型狀態(tài)方程,可以完善地描述沖擊起爆行為以及特征,完整描述炸藥受到強沖擊之后的無反應(yīng)、燃燒、爆燃、爆轟等現(xiàn)象。其狀態(tài)方程為

(2)

式中:cv為比熱容;T為爆溫[9]。

2 射流成型數(shù)值模擬

2.1 不同時刻射流形態(tài)分析

為了研究低密度藥型罩形成射流的過程和機理,選取裝藥直徑60 mm、裝藥長徑比1.2,由于噴濺式高聚能射流在成型的過程中附加結(jié)構(gòu)受到射流的破壞從而使孔徑增加,從而導(dǎo)致附加結(jié)構(gòu)的導(dǎo)流能力下降。形成較大的射流堆積體積。導(dǎo)致射流的有效質(zhì)量降低,從而達(dá)不到預(yù)期效果。但是PTFE等高聚物材料,具有阻抗低、延展性高等特點,能夠在射流成功成型的情況下,減少對附加裝置的破壞作用,而達(dá)到預(yù)定的提高有效射流體積、完成杵體與射流交換位置的目的,達(dá)到提高侵徹能力的目的[10]。

圖3為低密度高聚能射流的成型過程。在主裝藥起爆后大約9 μs左右藥型罩受到炸藥的爆轟壓力和爆轟產(chǎn)物的沖擊作用,藥型罩開始壓垮、變形、并向前運動;到第12 μs時,藥型罩開始與附加裝置的接觸,射流按照附加裝置的引導(dǎo)實現(xiàn)藥型罩按照大于90°的方式壓垮,因此藥型罩獲得徑向和軸向速度,有沿著輔助裝置孔流出的趨勢;到第16 μs時,從附加裝置到處擠出時候的形態(tài)可以看出,頭部較粗與附加結(jié)構(gòu)的直徑是相同的;當(dāng)射流涌出輔助裝置的孔時,射流急速膨脹;前端的射流具有極高的速度,隨著射流繼續(xù)先前運動,由于速度梯度過大,由于拉伸的速度過快,射流伸長的過程中混入空氣或者炸藥氣體,射流前端某一個部分會膨脹,導(dǎo)致射流前中部的半徑增加;前端形成極細(xì)的低密高速射流,后端形成較粗的在速度梯度的作用下逐漸被拉長,發(fā)生頸縮、斷裂現(xiàn)象。附加裝置在射流的侵蝕下發(fā)生了變形、拉伸,部分碎片和射流混雜在一起。形成高效的毀傷元。

圖3 不同時刻射流成型過程Fig.3 Forming process of jet at different times

2.2 射流速度分布

由于裝藥結(jié)構(gòu)存在差異,2種射流的速度存在差距,如圖4所示,15 μs之前超聚能射流附加裝置的約束,射流速度增加較慢。在射流擠出附加裝置時,射流速度急速增加。由于射流的拉伸作用,射流速度降低。在40 μs時射流速度穩(wěn)定12 970 m/s。

圖4 2種射流不同時刻速度曲線Fig.4 Velocity curves of two kinds of jets at different times

低密度射流速度穩(wěn)定在7 200 m/s,超聚能結(jié)構(gòu)形成的射流,射流速度能夠有效提高70%以上,能夠有效提高侵徹能力。

圖5所示不同射流不同時刻的長度對比,從圖5可以看出超聚能低密度射流由于附加裝置的限制作用0～10 μs射流長度增長緩慢,15 μs之后由于較大的速度梯度,隨著漸漸變化長度逐漸增加拉長并于40 μs時刻達(dá)到36.834 cm,并出現(xiàn)拉斷的現(xiàn)象。低密度射流的長度由于速度梯度拉伸,長度為23.32 cm。由結(jié)果可以得知,超聚能結(jié)構(gòu)可以使低密度射流的長度增加57%。

圖5 不同射流不同時刻的長度對比Fig.5 Comparison of lengths of different penetrators

2.3 射流質(zhì)量利用率比較

通過查閱文獻(xiàn)得出射流利用率的公式為

(3)

不同射流的質(zhì)量利用率比較如表4所示。由此得知,超聚能低密度射流可以有效完成毀傷,同時可以有效克服噴射型超聚能射流裝藥質(zhì)量利用率低的缺點。

表4 不同射流的質(zhì)量利用率Table 4 Mass utilisation of different jets

3 射流對反應(yīng)裝甲侵徹結(jié)果的分析

3.1 爆炸反應(yīng)裝甲“穿而不爆“的判斷依據(jù)

根據(jù)Held的研究提出held判據(jù)

(4)

式中:K為夾層裝藥的起爆依據(jù),當(dāng)其達(dá)到某值時炸藥被引爆,對于B炸藥,K=23 mm3/μs2;μ為波后質(zhì)點的速度;d為射流的直徑;υ為射流的速度;ρe為炸藥密度;ρj為射流密度[12]。

為了研究不同炸高條件下本文裝藥結(jié)構(gòu)產(chǎn)生的射流對反應(yīng)裝甲進(jìn)行“穿而不爆”,以炸藥各點所受受到的壓力和反應(yīng)度α判斷炸藥反應(yīng)的劇烈程度,α為炸藥單元中反應(yīng)裝藥的部分與整體的比值,在0～1之間取值。當(dāng)α=0,表示夾層炸藥基本未完全反應(yīng);當(dāng)0<α<1,表示夾層炸藥發(fā)生了部分反應(yīng);當(dāng)α=1,表示夾層炸藥發(fā)生了完全反應(yīng)甚至是爆轟。

在研究過程中,在夾層裝藥在炸藥徑向設(shè)置3列高斯點,來觀測夾層裝藥各個位置受到的壓力和反應(yīng)度大小,從而判定是否實現(xiàn)“穿而不爆”。每列高斯點之間間隔2 mm,橫向每個高斯點之間間隔5 mm,上述觀測點位置和編號的設(shè)定如圖6所示。

圖6 夾層裝藥高斯觀測點設(shè)定Fig.6 Gaugepoint setting for sandwich charge

圖7為本文裝藥結(jié)構(gòu)所形成的超聚能低密度射流在炸高為2D、3D、4D、5D的條件下對反應(yīng)裝甲裝藥侵徹過程中的反應(yīng)度云圖。其中,圖 7(a)為炸藥爆轟產(chǎn)生穩(wěn)定爆轟波的情況,圖7(b)、圖7(c) 、圖7(d)為炸藥未起爆的情況。從圖8中可以看出,在夾層裝藥爆轟情況下,反應(yīng)度F均達(dá)到了最大值1; 在炸藥未起爆情況下,最大反應(yīng)度達(dá)到0.768 4,圖7(a)裝藥被引爆的原因為,由于射流成型還未充分,低密度超聚能射流前半段有一部分半徑增加。隨著炸高的增加,由于速度梯度,射流高直徑部分逐漸拉長,結(jié)合μ2d判據(jù)可知:夾層裝藥的反應(yīng)度逐漸降低,以至于不發(fā)生起爆。

圖7 夾層裝藥不同炸高下高斯點反應(yīng)度云圖Fig.7 Reaction cloud of sandwich charge

圖8 射流侵徹夾層裝藥過程中的炸藥內(nèi)部壓力云圖Fig.8 Cloud image of the pressure inside the explosive during the interlayer charging precess of jet penetration

圖8所示為射流侵徹夾層裝藥過程中的炸藥內(nèi)部壓力云圖,其中圖8(a)、圖8(b)、圖8(c)、圖8(d)分別對應(yīng)圖7中的 4 個子圖。由圖8(a)可見,當(dāng)夾層裝藥爆轟時,其內(nèi)部最大壓力達(dá)到45 GPa,已超過 B 炸藥的爆轟壓力29.5 GPa; 從圖8(b)、圖8(c)可以看出,炸藥內(nèi)部最大壓力值約為7.15、6.29 GPa,但超過了B炸藥的爆轟壓力5.63 GPa,但由于射流侵徹裝藥的時間短暫沒有造成裝藥的爆轟;而圖8(d)中炸藥最大壓力值為4.12 GPa,未達(dá)到B炸藥的起爆壓力,高壓部分只存在于射流的沖擊界面上,因此受沖擊的炸藥并未發(fā)生起爆現(xiàn)象,無明顯的反應(yīng)。

由此可以得出結(jié)論,在一定條件下,噴射式超聚能裝藥結(jié)構(gòu)形成的低密度射流可以對爆炸反裝甲實現(xiàn)可靠的“穿而不爆”。

4 射流對主裝甲侵徹作用分析

從圖9可以看出,經(jīng)過一段時間的成型以及對反應(yīng)裝甲的侵徹,射流頭部剩余的射流粒子具有低密度和高速度的特性。由于其極高的速度,對靶板的開坑作用明顯,并為后續(xù)穩(wěn)定射流在射流侵徹過程的定常階段侵徹奠定基礎(chǔ)。這時,射流形成的孔徑雖然比較小,但是由于射流非常的細(xì)還是沒有形成穩(wěn)定開坑狀態(tài)。此時參與靶板侵徹的射流直徑較小,并沒有產(chǎn)生低密度射流的擴孔作用。

圖9 超聚能PTFE射流侵徹主裝甲的過程

射流的前半段有一段由于成型過程中混入空氣導(dǎo)致直徑增加有利于射流進(jìn)行開坑,較大直徑的射流能夠有效擴孔。在80 μs時刻,前半段低密度射流速度開始降低,堆積在侵徹形成的孔洞內(nèi),此時后半段混雜有附加裝置材料的射流逐漸伸,對靶板進(jìn)行侵徹。侵徹效果要遠(yuǎn)好于前半段單純低密度射流的效果。同時,堆積的低密度射流對靶板有持續(xù)的擴孔作用。在140 μs時候,射流已經(jīng)完全堆積在孔內(nèi),失去侵徹能力,侵徹過程結(jié)束,射流頭部殘余速度為10.3 m/s[15]。

圖10為相同裝藥條件下的PTFE射流對主裝甲的侵徹過程。相比改進(jìn)之后的超聚能低密度射流,相同裝藥條件下的低密度藥型罩形成的射流速度小,拉伸較慢,因此直徑大,導(dǎo)致入孔直徑較大與超聚能低密度射流,提高26.9%。從圖10中可以看到由于開孔速度較慢,導(dǎo)致大部分質(zhì)量堆積孔內(nèi),使得更多的能量消耗在徑向孔內(nèi),因此侵徹深度大幅度降低50%。最后射流頭部殘余的為11 m/s左右。

圖10 低密度射流侵徹主裝甲的過程

超聚能低密度藥型罩和單層低密度藥型罩形成的射流對主裝甲侵徹的結(jié)果如表5所示。

表5 侵徹結(jié)果對比

超聚能低密度藥型罩和單層低密度藥型罩形成的射流對主裝甲侵徹的靶板如圖11所示。

圖11 不同射流對主裝甲侵徹結(jié)果

對比發(fā)現(xiàn),2種結(jié)構(gòu)形成的射流侵徹靶板初入的孔徑相差不大,但是新結(jié)構(gòu)的侵徹深度會明顯增加。證明通過噴射式超聚能結(jié)構(gòu)增加低密度射流侵徹效果是可行的。

5 數(shù)值仿真與結(jié)果驗證

根據(jù)北京理工大學(xué)徐文龍對紫銅材料藥型罩噴射式超聚能射流進(jìn)行了數(shù)值仿真和實驗驗證。當(dāng)附加裝置采用歐拉算法計算時,射流速度數(shù)值仿真結(jié)果與實驗結(jié)果偏差4.7%。產(chǎn)生的射流表面附著有附加裝置內(nèi)表面沖蝕脫落的附加裝置材料,能夠準(zhǔn)確的描述實驗現(xiàn)象[2]。本文中數(shù)值仿真采取相同的仿真方法與網(wǎng)格尺寸。仿真結(jié)果可以準(zhǔn)確描述超聚能PTFE射流的速度和形態(tài),可以為本文的結(jié)論提供支撐。圖12為上述文獻(xiàn)中數(shù)值仿真結(jié)果與實驗結(jié)果對比圖。

圖12 仿真結(jié)果與實驗結(jié)果進(jìn)行對比Fig.12 Simulation results are compared with experimental results

中北大學(xué)伊建亞[1]、湯雪志[13]、史志鑫[14]等對不同裝藥條件、不同藥型罩材料、不同入射角的低密度射流沖擊起爆反應(yīng)裝甲進(jìn)行數(shù)值仿真和實驗驗證。上述論文數(shù)值仿真結(jié)果可以準(zhǔn)確預(yù)測反應(yīng)裝甲沖擊后的情況。圖13為文獻(xiàn)中數(shù)值仿真結(jié)果與實驗結(jié)果對比圖,仿真結(jié)果可以預(yù)測裝藥的起爆情況。

圖13 仿真結(jié)果與實驗結(jié)果進(jìn)行對比Fig.13 Comparison of simulation results with experimental results

本文中與上述研究使用相同的有限元仿真軟件,對射流與夾層裝藥使用相同的歐拉算法建模,背板面板使用相同的拉格朗日算法建模。本文中射流的頭部速度、頭部半徑與上述研究的聚能射流存在差異?？梢哉J(rèn)為本文的數(shù)值仿真結(jié)果能夠為判斷超聚能PTFE射流是否能夠保證“穿而不爆”提供依據(jù)。

6 結(jié)論

研究結(jié)果表明該超聚能裝藥結(jié)構(gòu)能夠按照預(yù)先的期望形成聚能射流;對夾層裝藥起到穿而不爆的效果,同時能夠有效增加侵徹威力。所得主要結(jié)論如下:

1) 針對不同時刻的射流形態(tài)和速度分析,文章中噴射式超聚能低密度藥型罩結(jié)構(gòu)下可以形成一致性和穩(wěn)定性較好、長徑比較大的低密度射流; 對比正常錐形低密度藥型罩裝藥結(jié)構(gòu)形成的射流速度增加70%以上,射流長度增加57%。同時能夠很好改善金屬噴濺式超聚能射流有效射流質(zhì)量低的缺點。

2) 通過研究不同炸高下,射流對爆炸反應(yīng)裝甲的侵徹,以B炸藥起爆壓力為判斷依據(jù),夾層裝藥發(fā)生了不同程度的反應(yīng),分別發(fā)生了爆轟、局部爆燃現(xiàn)象。證明在一定條件下,超聚能PTFE射流能夠完成對爆炸反應(yīng)裝甲的“穿而不爆”。

3)通過研究超聚能PTFE射流、聚能PTFE射流對主裝甲的后效作用發(fā)現(xiàn):超聚能PTFE射流對主裝甲侵徹深度大于聚能PTFE射流,提高96%; 但其超聚能低密度射流速度大、直徑小,因此入孔直徑相比低密度射流侵徹降低了28%。綜合來看,改進(jìn)后的噴射式超聚能裝藥結(jié)構(gòu)對于低密度射流戰(zhàn)斗部的后續(xù)侵徹有一定的增強作用。