反應裝甲干擾射流過程數值模擬*

夏松林,劉宏偉,韓立軍,黃仲昊

(1中國礦業大學深部巖土力學與地下工程國家重點實驗室,江蘇徐州 221008)(2徐州空軍學院,江蘇徐州 221000)

0 引言

反應裝甲是掛在坦克主裝甲外面的一種半主動裝甲,基本結構是在兩塊薄板之間夾有薄層炸藥,炸藥爆炸時,驅動金屬平板沿法向飛散,強烈干擾聚能金屬射流或穿甲桿體,使之失效或者降低侵徹能力。

文獻[1]通過射流垂直侵徹炸藥材料整個過程數值模擬,認為在爆轟壓力作用下,射流回流與后續射流作用,干擾后續射流;文獻[2]在考慮爆轟壓力作用下建立了射流垂直侵徹炸藥材料模型;文獻[3]射流侵徹反應裝甲進行了大量的實驗研究,提出了著名的“卵石”干擾模型;文中采用三維有限元程序模擬射流的形成及對反應裝甲的侵徹過程,旨在分析炸藥爆炸后形成的產物飛散場及拋射加速的面板對射流侵徹能力的影響。

1 “卵石”模型干擾過程分析

M.Mayseless等人[3]在對射流與飛板相互作用的物理實驗現象研究基礎上,不考慮飛板的變形,根據飛板和射流的質量流mp和mj的比值,把飛板與射流相互作用分為間斷和連續過程:認為射流撞擊飛板時坑的擴展速度很高,射流會出現暫時脫離與板接觸的情況,但隨著坑的擴展速度下降,又會使射流與坑邊重新接觸,這一過程重復出現導致板周期性間斷干擾射流。而射流受飛板切割后,不僅直徑會有一個減小量,并同時獲得一個橫向速度從而使射流的后續運動過程中發生彎曲、斷裂。應用動量守恒定理得到干擾后射流速度偏轉角為[3]:

式中:ρp、ρj分別為板和射流密度;υj為射流微元速度;dj為局部射流直徑;h為板厚;θ0為板與射流夾角。“卵石模型”物理過程明確,并得到了部分實驗驗證,逐漸被大家接受。但該模型未考慮飛板在運動過程中發生變形,這對計算射流橫向速度造成誤差。

2 數值計算模型及材料參數

聚能裝藥射流是金屬藥型罩在爆炸產物作用下向中心軸線閉合產生的塑性金屬流,它具有較高的頭部速度,并存在一定的速度梯度,射流邊運動邊拉伸。另外,射流與靶板的相互作用過程是一個高速碰撞過程,侵徹中會出現大應變、大變形及高應變率現象,采用LS-DYNA程序中純Lagrangian算法很難實現射流形成、拉伸及侵徹過程的數值模擬。基于以上考慮,建模時所有涉及的材料模型均采用Eulerian算法,即采用LS-DYNA程序的多物質ALE算法。

計算模型裝藥直徑56mm,罩后藥柱高度31mm,藥型罩為紫銅,口部直徑54mm,罩厚 1mm,炸高80mm。計算時藥型罩和平板均采用Johnson-Cook模型和GRUNEISEN狀態方程共同描述,該模型能描述與材料應變、應變率和溫度相關的強度變化[1],藥型罩和靶板的主要參數如表1所示。主裝藥采用JWL狀態方程,材料特性參數見表2。

表2 炸藥材料基本參數

表1 材料基本參數

夾層裝藥為軍用B炸藥,采用彈塑性模型(ELAS TIC_PLASTIC_HYDRO)和點火與增長狀態方程(IGNITION_GROWT H_OF_REACTION_IN_HE)來共同描述,所涉及的材料參數如表3所示。表中參數的物理意義為:I為控制點火熱點數量參數;G1和G2分別為控制點火后熱點早期的反應增長和高壓下的反應速度,與炸藥顆粒接觸狀態有關;a為臨界壓縮度,用來限度點火界限,當壓縮度小于a時炸藥不點火;b、c為反應速度最大位置的相關參數;d、g為熱點成長形狀有關參數;y和z為燃燒反應的非層流特性有關的參數,其取值范圍一般0.8～2.0之間,λig,max、λG1,max分別為點火與燃燒反應度極大值;λG2,min反應度的極小值,ρ0為炸藥密度,PCJ為C-J爆轟壓力;D為爆轟速度。由于采用了ALE算法,必須保證各物質模型邊界面共節點。整個模型包括主裝藥、藥型罩、主靶板、夾層炸藥(面板、炸藥和背板)組成,聚能裝藥與反應裝甲成45°。由于結構對稱,采用二分之一結構模擬,射流斜侵徹反應裝甲基本模型如圖1所示。

表3 B炸藥點火增長模型材料參數

圖1 數值計算模型

3 數值模擬結果與分析

3.1 垂直侵徹試驗結果比較

試驗采用56mm標準聚能侵徹體,本試驗采用450kV兩臺脈沖X光機組合進行拍攝,兩臺脈沖X光射線管布設成45°匯交,實驗主要是測試反應裝甲飛板的變形過程和飛散速度,所以聚能侵徹體與反應裝甲以垂直方式布設,并保證成形后聚能侵徹體通過兩臺X射線管匯交軸。由于試驗條件限制,只進行射流垂直侵徹反應裝甲試驗。

通過設置兩個脈沖X光機不同的出光時間,這樣一次試驗就可以得到兩張不同時刻的X光照片,從而得到飛板的速度。平板運動與變形的X光照片如圖2所示,與圖中垂直侵徹數值模擬得到的飛板變形基本一致。實驗得到平板的極限速度為933 m/s。數值模擬得到的平板極限速度為1010 m/s,比實驗略大,誤差在10%以內,說明采用上述模型和材料參數模擬射流侵徹反應裝甲過程基本正確。

圖2 反應裝甲平板變形(60μ s)

3.2 斜侵徹數值模擬與結果分析

圖3為射流與傾角為45°的反應裝甲飛板作用過程數值模擬物理圖像和X光照片[4]。射流通過反應裝甲后,射流直徑發生了明顯減小,與實驗結果一致;射流在飛板作用過程中,受反應裝甲干擾后的射流將獲得一定的橫向速度,從而使射流在運動過程中發生彎曲,干擾后射流形態數值模擬與X光照片基本一致。反應裝甲干擾后射流橫向速度數值模擬和按式(1)分別得到的數值如表4所示。由表4可知,飛板的橫向速度理論計算與數值模擬基本一致。

圖3 射流反應裝甲作用過程圖(傾角45°)

表4 射流微元與飛板作用后的橫向速度

圖4是射流經過反應裝甲時在飛板上形成的鑰匙形孔,由圖上可以看出,射流初次侵徹飛板,擴孔直徑較大,后逐漸減小。圖4上可明顯看出射流多次侵徹飛板痕跡。

圖4 飛板上形成的鑰匙形孔(傾角45°)

4 結論

通過對射流形成、侵徹反應裝甲等過程的數值模擬研究,可以初步得出以下結論:

1)反應裝甲爆炸后對射流的干擾除了受到爆轟產物的影響外,射流最主要是受到面板的“切割”作用;

2)射流與飛板作用后,射流出現鋸齒形和發生彎曲并獲得橫向速度,這導致射流在進一步的拉伸過程中更容易斷裂,反應裝甲干擾后射流橫向速度數值模擬與卵石模型基本吻合。

[1]Philip Pincosy,Peter Poulsen.Jet propagation through energetic materials[C]//20th International Symposium on Ballistic,Australia,2004.

[2]曾凡君,李健,梁秀清,等.反應裝甲爆轟階段對射流干擾機理的研究[J].北京理工大學學報,1994,14(3):286-291.

[3]M Mayseless,Y Erlich,Y Falcovitz,et al.Interaction of shaped-charge jet with reactive armour[C]//8th International Symposium on Ballistic,Orlando Florida USA,1984.

[4]M Mayseless,E M armor,N Gov,et al.Interaction of a shaped charge jet with reactive or passive cassettes[C]//14 th International Symposium on Ballistic,Quebec Canada.