飽含柴油密閉結構抗射流侵徹性能分析

高振宇， 黃正祥， 郭　敏,2， 祖旭東， 肖強強， 賈　鑫

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京　210094； 2.63961部隊，北京　100012)

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飽含柴油密閉結構抗射流侵徹性能分析

高振宇1， 黃正祥1， 郭敏1,2， 祖旭東1， 肖強強1， 賈鑫1

(1.南京理工大學 機械工程學院，南京210094； 2.63961部隊，北京100012)

摘要：應用LS-DYNA有限元軟件對射流垂直侵徹飽含柴油液體密閉結構過程進行數值模擬。通過射流侵徹內腔直徑30 mm、內腔高度30 mm、壁厚5 mm的飽含柴油液體密閉結構的脈沖X光攝影和剩余穿深實驗，驗證了數值計算方法。研究了不同結構尺寸時，飽含柴油液體密閉結構的抗射流侵徹能力。分析了密閉結構尺寸特性對射流穩定性以及射流侵徹密閉結構后的剩余侵徹能力的影響。結果表明，柴油液體徑向匯聚嚴重干擾射流穩定性，容器內腔直徑和高度影響受干擾射流的速度區間的長度及位置，容器壁厚影響柴油徑向匯聚強度。

關鍵詞：沖擊力學；密閉結構；有限元分析；射流；抗侵徹性能

復合裝甲一般披掛在主裝甲外面，依靠本身材料結構特性對射流侵徹過程形成干擾，使后續射流變成間斷、振蕩型射流。隨著現代科學技術的飛速發展，聚能裝藥的威力不斷提升，主戰坦克在未來作戰中將會遭受更加致命的攻擊。為了提高坦克的防護能力和作戰性能，迫切需要抗彈性能優良的新型防護裝甲。

目前國內外對復合裝甲的研究主要集中在固體材料對射流的干擾，而關于液體對射流的干擾卻少有研究。White等[1]論證了飽含水或其他液體的密閉結構有著很好的抗射流侵徹能力。Andersson等[2]通過X光攝影得到射流垂直侵徹飽含水的密閉容器在某個時刻后，后部分射流完全消失，指出這現象是由于侵徹通道的聚攏對射流的影響造成的。李燕青等[3]從工程角度提出一種新型防護裝甲干擾射流的力學模型，并在基本假設的基礎上，對射流擊中具有一定角度傾斜的充滿介質的鋼制扁盒的裝甲單元后裝甲壁板變形和射流變形進行計算。Zu等[4]通過實驗論證了填充聚醚多元醇的多胞結構液態復合裝甲具有很好的防護能力，能夠有效地干擾射流的穩定性。研究飽含液體密閉結構對射流穩定性的干擾規律，尋找有效降低射流侵徹威力的方法，這為新型防護裝甲的設計提供了參考。

密閉空間結構的尺寸特性影響液態的反向壓縮，從而影響聚能射流的穩定性，因此本文主要研究尺寸特性對聚能射流侵徹性能的影響。本文根據文獻[1]中柴油抗射流侵徹性能優于水，選取飽含柴油液體密閉結構作為研究對象，通過比較分析實驗與數值模擬的結果得出數值模擬可作為研究本文可靠的手段。采用LS-DYNA對射流垂直侵徹不同尺寸的飽含柴油液體密閉結構進行數值模擬計算，結果表明密閉容器尺寸不同，柴油液體不同程度地干擾射流穩定性，進而導致剩余穿深不同。

1數值計算方法及實驗驗證

1.1物理模型

為了使研究的射流具有普適性，聚能裝藥采用文獻[4]中無殼體基準成型裝藥，炸高為80 mm，采用8#電雷管起爆基準成型裝藥。該裝藥直徑為56 mm，藥型罩采用錐角為60°的錐形藥型罩，材料為紫銅，壁厚為0.8 mm，裝藥類型為JH-2炸藥，炸藥量為203 g，起爆方式為中心起爆。飽含柴油液體密閉結構由LC4鋁合金的等壁厚圓柱密閉容器與腔內0號柴油液體組成，密閉容器的內腔直徑為30 mm、內腔高度為30 mm、壁厚為5 mm，LC4鋁合金力學性能見表1。基準成型裝藥和飽含柴油密閉結構分別見圖1和圖2。

表1　 LC4鋁合金的力學性能

圖1　基準成型裝藥Fig.1 Photograph of the standard shaped charge

圖2　飽含柴油密閉結構Fig.2 Photograph of the diesel oil filled airtight container

炸藥爆炸、射流形成及侵徹目標等聚能裝藥作用過程是多物質相互作用的大變形運動，采用Van Leer ALE算法進行模擬。該算法為二階精度的對流算法，可較精確計算炸藥爆炸過程中的動量及能量轉化[5]。

針對上訴物理模型建立相應的數值計算模型。射流侵徹飽含柴油液體密閉結構的有限元模型如圖3所示，該模型由炸藥、藥型罩、空氣域、密閉容器以及腔內柴油液體五部分組成，其中，炸藥、藥型罩、空氣和柴油液體四種材料采用三維歐拉網格建模，密閉容器則采用三維拉格朗日網格建模。按圖4中彈靶位置關系在圖3的有限元模型上添加后效靶，則成為另一個數值計算模型，后效靶采用三維拉格朗日網格建模。

圖3　有限元模型Fig.3 Simulation model

圖4　彈靶作用關系圖Fig.4 Sketch of the experimental

由于整個仿真模型為旋轉體對稱結構，建模過程中采用四分之一軸對稱模型以提高計算效率。空氣域邊界為非反射邊界，在對稱面上施加滑移約束。

炸藥裝藥為JH-2炸藥，材料模型采用高能炸藥爆轟模型和JWL狀態方程[6]。藥型罩、密閉容器和后效靶材料分別為紫銅、LC4鋁合金和45鋼，材料模型都采用Johnson-Cook模型和Gruneisen狀態方程[7-8]。柴油液體的材料模型采用Null模型和Gruneisen狀態方程。JH-2炸藥和柴油的材料參數見表2。

表2　JH-2炸藥和柴油材料參數[9]

1.2數值計算與實驗結果的對比

為了確認采用的數值計算方法對射流與柴油作用后的斷裂情況及穿過靶板后剩余射流對后效靶的侵徹情況的正確性。采用450 kV脈沖X光機交叉攝影方式拍攝基準成型裝藥爆炸后典型時刻射流與密閉結構作用圖像，脈沖X光實驗現場布置見圖5。剩余穿深實驗現場布置見圖6，基準成型裝藥距后效靶炸高330 mm，后效靶為兩塊厚100 mm的45鋼鋼錠疊加。

圖5 X光實驗現場布置圖Fig.5X-rayexperimentallayoutdiagram圖6 剩余穿深實驗現場布置圖Fig.6DOPexperimentallayoutdiagram

圖7為基準成型裝藥起爆50 μs和80 μs后射流侵徹飽含柴油密閉結構后的斷裂及變形情況脈沖X光圖像與數值模擬圖。在X光照片中測量計算得射流穿過密閉結構后頭部速度為6 038 m/s。

圖7　50 μs和80 μs時刻的X光照片和數值模擬圖Fig.7 Flash X-ray and simulation of jet vertically penetrating diesel-filled airtight container at 50 μs and 80 μs after the detonation of shaped charge (jet travels left to right)

從圖7(a)可看出，50 μs時刻射流未出現斷裂，80 μs時射流中后部提前出現頸縮和斷裂現象，說明此處射流受到橫向干擾。

圖8給出了射流侵徹密閉結構的過程，表明：射流貫穿容器薄壁后開始侵徹柴油，在柴油液體孔底部形成初始沖擊波，當射流侵徹至內腔底部時，在液體與金屬的界面形成反射沖擊波，這兩個沖擊波傳播到容器內腔側壁面后形成反射沖擊波，此時射流侵徹柴油液體并在軸向方向上形成侵徹通道，反射的沖擊波往射流徑向方向傳播到孔壁面再次反射使侵徹通道出現了徑向匯聚現象，匯聚的液體與后續射流相互作用，這不僅消耗了射流的部分能量，而且在一定程度上干擾射流的穩定性，導致射流提前斷裂。

(a) 26 μs　(b) 30 μs　(c) 34 μs　(d) 38 μs　(e) 42 μs圖8　射流侵徹密閉結構過程典型時刻數值模擬壓力云圖Fig.8 Stress nephogram of numerical simulation at representative moments

數值計算中射流剩余頭部速度為5 863 m/s，與實驗結果相比誤差為2.9%。圖7(b)數值模擬圖顯示射流在50 μs的時刻未出現斷裂，80 μs時射流中后部受柴油干擾已經出現頸縮和斷裂現象，這與實驗結果相吻合，表明實驗中射流中后部提前出現頸縮和斷裂現象是由于柴油的徑向匯聚造成的。

圖9為射流剩余侵徹的實驗結果照片和數值計算結果。實驗測得剩余穿深為169 mm，數值計算為159 mm，誤差為5.9%，實驗測得剩余穿深與數值計算結果吻合較好。

圖9　實驗與數值計算結果Fig.9 The results of experiment and simulation

通過實驗結果與數值計算結果比較分析，得出采用本文的數值計算模擬射流與飽含柴油密閉結構作用過程是可信的。

2結構尺寸對密閉結構抗射流侵徹性能的影響

為分析尺寸特性對飽含柴油密閉結構抗射流侵徹性能的影響，在給定的φ56 mm基準成型裝藥基礎上，分別改變容器內腔直徑、內腔高度及壁厚中的一個結構尺寸大小，固定剩余的兩個結構尺寸，共設計了13種組合并進行了數值計算，數值計算方案見表3。

2.1密閉容器結構尺寸對射流穩定性的影響

由1.3節分析中可知液體的徑向匯聚是由沖擊波引起的，而沖擊波在飽含液體密閉結構里的衰減以及在壁面的反射情況與容器的結構尺寸是分不開的。隨著飽含柴油密閉結構中內腔直徑、內腔高度和壁厚的改變，射流斷裂的情況不同。為了更好地分析這三個因素對射流穩定性的影響，各自取相同時刻對射流斷裂情況進行分析：當內腔直徑發生改變時，由于射流在侵徹方向上厚度不變，取射流侵徹密閉結構90 μs時射流斷裂情況進行研究；對于內腔高度和壁厚各自發生改變時，由于射流在侵徹方向上厚度有所改變，為避免射流頭部自然斷裂影響干擾分析，分別取射流侵徹密閉結構72 μs和74 μs時射流斷裂情況進行研究。

表3　數值計算方案

2.2.1密閉空氣內腔直徑d對射流穩定性的影響

射流侵徹不同內腔直徑的密閉結構在90 μs時射流斷裂情況如圖10所示。射流在空氣中自由運動時，射流一般是從頭部開始斷裂。從圖10可得出，射流侵徹內腔直徑d=30、40、50、60 和70 mm的密閉結構后，射流受到不同程度的干擾；射流頭部斷裂屬于自然斷裂情況，而射流中后部的某個速度區間出現頸縮及斷裂則是由于柴油液體對射流的干擾而引起的。

圖10　90 μs時射流斷裂情況Fig.10 The extent of break-up jet at 90 μs

圖11　90 μs時受干擾射流軸向速度Fig.11 The axial velocity of disturbed jet at 90 μs

當容器內腔直徑不同時，受干擾的射流軸向速度區間不同，如圖11所示。隨著容器內腔直徑的增大，受干擾的射流軸向速度區間中最大速度越小，這是因為隨著柴油液體直徑的增大，射流侵徹柴油形成的沖擊波和壁面反射沖擊波在柴油液體中傳播距離增加，延長了匯聚的柴油液體剛與射流接觸的時刻，從而導致受干擾射流中最大速度的不同。內腔直徑越大，射流受干擾的速度區間越往射流尾部移動，當容器內腔直徑為60 mm時，此時受到干擾的速度區間很接近于射流尾部了。

2.1.2密閉容器內腔高度h對射流穩定性的影響

從1.3節數值計算分析可知，射流在柴油中形成的初始沖擊波以及容器內腔底部反射沖擊波經側壁反射傳播到孔壁面后再次反射，最終導致侵徹通道徑向匯聚，結合圖8和圖10中的最上面圖可以得出，當射流侵徹h=d的密閉結構時射流受到的干擾區域是“連續”的。射流侵徹h=1.667d、2d、2.333d的密閉結構在48 μs時柴油液體與射流相互作用如圖12所示。從圖12可看出，此時射流受到兩處干擾，且位置相距一定距離。靠近射流頭部的干擾是由容器內腔底部反射沖擊波和初始沖擊波兩者經側壁反射傳播到孔壁面后再次反射引起液體徑向匯聚造成的，另一處干擾則單獨由初始沖擊波經側壁反射傳播到孔壁面后再次反射引起液體徑向匯聚造成的。

圖12　48 μs時柴油與射流相互作用Fig.12 The interaction of diesel and jet at 48 μs

射流侵徹不同內腔高度的密閉結構在72 μs時射流斷裂情況如圖13所示。從圖13可看出，當h=d時，射流未出現斷裂現象，只有局部頸縮現象，從2.1.1節可知，90 μs時受柴油干擾的射流已出現斷裂現象，這說明射流在受到柴油沖擊后先出現頸縮，然后才斷裂成許多不連續的小段射流微元；當h=1.333d時，射流已經出現一處斷裂現象；當h=1.667d、2d、2.333d時，射流會出現“分段”干擾，軸向速度區間分別為4 000～ 4 400 m/s、4100～ 4 600 m/s、4 000～ 4 400 m/s的射流微元出現斷裂現象，另外，射流在軸向速度接近2 700 m/s處都出現斷裂。

圖13　72 μs時射流斷裂情況Fig.13 The extent of break-up jet at 72 μs

射流侵徹不同內腔高度的密閉結構后剩余頭部速度如圖14所示。由圖13和圖14可得，隨著容器內腔高度的增加，射流穿過密閉結構后頭部速度減小，這是由于隨著液體的高度增加，射流侵徹液體過程中頭部受到侵蝕加重，消耗的能量同時也在增加。

圖14　侵徹不同內腔高度后的剩余頭部速度曲線Fig.14 Residual velocity curve of different container lumen height

2.1.3密閉容器壁厚δ對射流穩定性的影響

射流在依次侵徹壁厚為0.1d～ 0.233d的密閉結構過程中，徑向匯聚柴油與射流初始接觸時刻分別為44、43、42、42、42 μs。74 μs時射流斷裂情況見圖15。

圖15　74 μs時射流斷裂情況Fig.15 The extent of break-up jet at 74 μs

從圖15明顯看出，當壁厚為0.1d、0.133d、0.167d時，射流只有局部頸縮現象，暫時未出現斷裂現象；而壁厚為0.2d和0.233d時，此時射流受柴油干擾已經有了斷裂現象，并且后者射流斷裂程度明顯比前者大。隨著容器壁厚的增大，徑向匯聚與射流初始接觸時刻縮短，射流受柴油干擾的程度增加，說明液體徑向匯聚程度隨壁厚的增加而變強。隨著容器壁厚增大，射流開始侵徹柴油液體時的速度略微減小，在柴油中形成的沖擊波強度也略微減小。當沖擊波到達側壁時，要在壁面上形成反射，此時，液體中的壓力波由入射波和反射波組成，其中反射波的一部分相當于從剛壁上形成反射波，另一部分由側壁運動后在液體中形成稀疏波[10]。隨著壁厚的增大，側壁運動速度減小，稀疏波強度變弱，液體中壓力波變強，最終導致柴油液體徑向匯聚變劇烈。

從上述的計算結果和分析可以得出，分別改變飽含柴油密閉結構中容器直徑、高度和壁厚的大小不但能改變沖擊波在密閉結構中的傳播特性，同時使得柴油液體徑向匯聚強度不同，進而引起射流斷裂程度的不同。射流的提前斷裂將導致后續侵徹能力的下降，為分析密閉結構尺寸特性對射流剩余侵徹能力的影響，下面進行剩余穿深數值計算。

2.2射流侵徹飽含柴油液體密閉結構后剩余侵徹能力分析

圖16　侵徹不同內腔直徑時的剩余穿深曲線Fig.16 DOP curve of different container lumen diameter

圖16～18分別為射流侵徹不同內腔直徑、內腔高度以及壁厚的飽含柴油液體密閉結構后剩余穿深曲線。從圖16可以看出，隨著容器內腔直徑的增加，侵徹深度越來越大。由2.1.1節分析可知，容器內腔直徑從30 mm增加到70 mm，射流受干擾的速度區間逐漸往射流尾部“移動”，因此，剩余穿深增加，說明射流的斷裂程度影響繼續侵徹能力。內腔直徑從60 mm起到70 mm這段曲線比較平緩，因為這時柴油對射流的干擾很靠近射流尾部，這部分射流對繼續侵徹的貢獻已經很小了。從圖17可以看出，當內腔高度從d到1.333d時，剩余穿深略微減小，主要是因為射流侵徹內腔高度d時，穿過柴油液體的厚度較內腔高度1.333d小；當內腔高度從1.333d到2.333d時，射流剩余穿深的減小是由射流受到的干擾情況的改變以及較多柴油液體對射流的消耗造成的。由圖18可知，當射流入射壁厚增大的容器時，侵徹深度越來越小。由2.1.3節分析可知，壁厚增加，射流在穿過密閉結構后頭部速度略微減小，柴油液體徑向匯聚越劇烈，圖18中射流剩余穿深的減小主要是由柴油液體徑向匯聚的程度造成的。

圖17　侵徹不同內腔高度時的剩余穿深曲線Fig.17 DOP curve of different container lumen height

圖18　侵徹不同厚度時的剩余穿深曲線Fig.18 DOP curve of different container wall thickness

3結論

通過LS-DYNA對射流垂直侵徹飽含柴油液體密閉結構進行了數值計算，得出下面幾個結論：

(1) 射流侵徹飽含柴油密閉結構時，侵徹通道會在反射沖擊波的作用下發生徑向聚攏，聚攏的柴油與后續射流的相互作用將嚴重影響后續射流的穩定性。

(2) 射流侵徹內腔直徑d=30、40、50、60和70 mm的飽含柴油液體密閉結構時，內腔直徑越大，受干擾的射流軸向速度區間中最大速度越小，受干擾的速度區間往射流尾部“移動”，導致剩余穿深越大。當內腔直徑d超過60 mm，射流受干擾的位置很靠近射流尾部乃至杵體，這部分射流對剩余穿深幾乎沒有貢獻。

(3) 射流侵徹內腔高度h=d、1.333d、1.667d、2d和2.333d的飽含柴油液體密閉結構時，隨著容器內腔高度的增加，射流剩余頭部速度減小。h在1.333d～ 1.667d范圍內存在某一值，使得射流受干擾的情況由“連續”干擾變為“分段”干擾。較多的柴油液體對射流的消耗以及射流受干擾的類型的改變共同導致剩余穿深下降。

(4) 射流侵徹壁厚δ=0.1d、0.133d、0.167d、0.2d和0.233d的飽含柴油液體密閉結構時，容器厚度越大，柴油液體徑向匯聚越劇烈，射流受到的干擾程度也越大，導致剩余穿深下降。

參 考 文 獻

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基金項目：國家自然科學基金(11402122)

收稿日期：2015-02-02修改稿收到日期：2015-07-23

通信作者黃正祥 男，博士，博士生導師，1967年11月生

中圖分類號:O385；TJ413.2

文獻標志碼：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.029

Anti-penetration performance analysis of diesel oil filled airtight structures against shaped charge jet

GAO Zhen-yu1, HUANG Zheng-xiang1, GUO Min1,2, ZU Xu-dong1, XIAO Qiang-qiang1, JIA Xin1

(1. School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China；2. No.63961 Unit, Beijing 100012, China)

Abstract:The finite element code LS-DYNA was used to numerically simulate the process of shaped charge jet vertically penetrating a diesel oil filled airtight structure. The reliability of the simulation method was validated by X-ray photographies and residual depth penetration experiments of a jet penetrating a 30 mm lumen diameter, 30 mm lumen height and 5 mm wall thickness diesel oil filled airtight structure at 0° dip angle. The penetration resistance of diesel oil filled airtight structures with different dimensions was studied. The effects of dimensions of airtight container on the stability of jet and the residual penetration ability when the jet penetrates the structure were analyzed. The results show that the radial imploding of diesel oil will seriously disturb the stability of jet. The vessel lumen diameter and height have influence on the length and position of velocity interval of the disturbed jet. The vessel wall thickness affects the intensity of the radial imploding of diesel oil.

Key words:impact mechanics; airtight structure; finite element analysis; shaped charge jet; penetration resistance ability

第一作者 高振宇 男，碩士，1990年11月生