裝配誤差對破甲戰斗部性能影響的研究

陶泳翰，董素榮，郭光全，張 鈞，鄭延斌，常秀芳

(1.中北大學 地下目標毀傷技術國防重點學科實驗室， 太原 030051；2.晉西工業集團, 太原 030051； 3.國營542廠， 吉林 132021)

隨著破甲戰斗部技術的發展，對破甲戰斗部的裝配提出了更高的要求[1]但實際生產裝配過程中不可避免存在一些誤差。

近年來人們對非對稱聚能裝藥進行研究，趙方宣[2]研究了殼體不對稱聚能裝藥的射流形成。姜劍生[3]提出了對稱修正模型解析非對稱二維平板碰撞問題。秦承森[4-5]提出了非對稱射流形成的幾何理論。Ayisit[6]使用AUTODYN軟件模擬了偏心起爆、藥柱與殼體間隙不對稱等參數對聚能裝藥形成射流的影響。賈偉、劉建榮等[7-8]研究了藥型罩的加工制造誤差對射流的影響。寧強[9]對偏心起爆和非均勻藥型罩對聚能射流形成進行了二維數值模擬。周鵬[10]研究了藥型罩和藥柱不對稱射流的侵徹性能。綜上所述，近年來國內外學者從裝配誤差對射流影響的角度進行的研究較少。

為對藥型罩與裝藥之間的縫隙不對稱形成的偏心進行仿真研究，并使研究具有規律性，對0°，0.05°，0.1°，0.15°，0.2°，0.25°，0.3°七組裝配偏心誤差進行了模擬仿真。

1 模型建立

1.1 理論模型

一般對聚能射流的仿真都是基于理想情況，忽略了破甲戰斗部的裝配誤差，假設兩邊縫隙相同，進行模擬仿真。實際裝配中，由于裝配條件的限制，不可避免會出現裝配誤差。

由圖1可以看出，在理想情況下，破甲戰斗部不存在裝配誤差，軸線兩邊藥型罩厚度均勻。當存在裝配誤差時，可以從圖2看出，爆轟波波陣面所掃過的藥型罩厚度不相等，在同一平面內，左右兩側的藥型罩厚度不同，存在著厚度差。藥型罩縫隙小的一側爆轟波波陣面所掃過的藥型罩厚度較大。

為便于研究，將爆轟波近似看作為平面波，如圖3所示。

當錐角為θ、藥型罩壁厚為b的藥型罩裝配偏心角度為ψ時：

(1)

(2)

所以有d1i

對于圖2所示的藥型罩而言，由準定常理論，假設破甲戰斗部作用過程中炸藥瞬間全部爆轟，且整個過程為絕熱過程，根據有效裝藥絕熱壓縮方法，藥型罩微元的運動方程為：

(3)

可得:

(4)

即得在第i個微元藥型罩的壓垮速度為：

(5)

式中：mi、vi、Si、pi分別代表藥型罩的第i個微元的質量、瞬時速度，藥型罩與炸藥的接觸面積，爆壓。

在同一波陣面處，藥柱沒有誤差，所以有p1i=p2i，S1i=S2i，而由于裝配誤差的存在，在同一波陣面處掃過的藥型罩厚度d1

mi=ρSidi

(6)

可得m1i

將式(6)代入式(5)，可得v1i>v2i。

理想情況的藥型罩在形成射流時，藥型罩兩側的微元受到爆轟波的作用，存在著水平速度與軸向速度，當藥型罩軸線對稱的兩處微元作用在一起時抵消了水平方向的速度，只存在沿軸線方向的速度。當藥型罩兩側縫隙不相等時，除了藥型罩壓垮速度存在著差異，藥型罩軸線對應的微元受壓垮的時間不一樣。H1i與H2i是藥型罩軸線對應的兩個微元，H2i被壓垮時，H1i還未受到爆轟波的作用，沒有抵消H2i的水平速度，射流的頭部將會發生偏移，且形成的射流形態不穩定。

1.2 材料模型

為了比較裝配誤差對破甲戰斗部威力的影響，利用LS-DYNA有限元軟件對不同裝配誤差的聚能裝藥進行了射流形成過程以及侵徹過程的數值模擬，計算模型如下，內錐角40°，外錐角60°，裝藥直徑82 mm。炸高取四倍裝藥直徑，靶厚550 mm。計算時使用ALE算法，單位制采用：cm·g·μs，起爆方式為頂點起爆，有限元圖形見圖5，設計的七種裝配方案之誤差偏心見表1。

表1 裝配方案

藥型罩材料選用紫銅，采用STEINBERG模型和GRUNEISIEN狀態方程描述其動態響應過程，模擬高應變率下的材料大變形。材料參數取值見表2。

表2 紫銅STEINBERG參數

藥柱材料使用8701炸藥，采用高能爆轟模型(HIGH_EXPLOSIVE_BURN)和JWL狀態方程描述，其主要材料參數為：ρ=1.72 g/cm3，D=8.425 km/s，PCJ=29.95 GPa。8701炸藥JWL狀態方程的參數取值見表3。

表3 8701炸藥JWL狀態方程參數

靶板使用裝甲鋼，描述空氣采用NULL材料模型和LINEAR_POLYNORMAL狀態方程。

2 數值模擬結果分析

2.1 射流成型分析

由于裝配誤差的存在，爆轟波波陣面掃過的藥型罩厚度存在差異，同一波陣面處的藥型罩微元的壓垮速度不同，爆轟波作用在藥型罩軸線對應的微元上存在時間差，藥型罩的頭部出現偏移，這種現象隨著誤差的增大而更明顯。

將方案a與方案g做對比，如圖6所示，在24 μs時，方案a藥型罩軸線兩側藥型罩壓垮速度相等，形成的射流筆直，沒有偏移。而方案g因為裝配偏心的存在，兩側藥型罩的壓垮速度不等，射流頭部向著縫隙大的一側偏移。由圖6(b)可以看出藥型罩軸線對應的藥型罩微元被壓垮時速度不同，影響射流后續成型。

圖7為64 μs時射流的成型圖，可以發現方案a的射流形態良好，頭部沒有偏移，射流形態較為穩定。方案b射流有略微偏斜，射流形態較為穩定。除了方案a、b以外的射流頭部都出現了不同程度的偏移，射流不穩定也不利于侵徹。

2.2 對射流特性參數分析

圖8為64 μs時射流的頭部速度曲線。在偏心誤差為0°到0.1°時，射流的頭部速度大幅下降，在誤差為0.1°到0.15°時，頭部速度下降的速度變緩，當誤差為0.15°到0.25°時，頭部速度下降的速度又變大，當偏心誤差到達0.25°后射流的頭部速度又隨著偏心誤差的增加而呈現出緩慢增加的趨勢。

圖9為64 μs時射流的尾部速度曲線。射流的尾部速度隨著誤差的增加，呈現出穩定上升的趨勢，其中在偏心誤差為0°到0.1°的尾部速度增加的速度快。

圖10為64 μs時射流長度曲線。射流長度隨著裝配偏心的增大而逐漸減少，在誤差為0°與0.1°時長度的減少的速度最大，在0.1°與0.2°之間射流長度的減少的速度小，在0.2到0.3之間射流的減少的速度又再次變大。

圖11為64 μs時射流動能曲線。射流動能隨著裝配偏心的增加而減少，在0.1°到0.2°之間，射流的動能減少的速度較小。

3 侵徹分析

侵徹深度與裝配誤差的關系曲線如圖12所示。

當裝配誤差在0到0.05°時，破甲深度的下降速度較小，在0.05°到0.2°間，破甲深度的下降速度先變大再逐漸趨緩，在0.15°到0.2°之間下降速度最小的。在0.2°之后，穿深開始呈現出開始斷崖式減少。

各靶板的侵徹情況如圖13所示，方案a侵徹的孔洞形態良好沒有偏移，方案b侵徹的孔洞出現了細微的偏移，方案c、d、e、f、g的射流所侵徹的孔洞形態較差，且都出現了不同程度的偏移。

由此可知，當不存在裝配誤差時破甲戰斗部的侵徹能力最好，當產生裝配誤差后，侵徹深度大幅度下降。

同一批次的破甲彈裝配后進行生產和工程試驗中，由于裝配誤差，不同人員裝配的破甲彈的侵徹結果出現了規律性的跳動。

影響破甲戰斗部破甲深度跳動的因素很多，本文只討論了裝配誤差所引起的偏心對雙錐藥型罩射流破甲深度的影響，對于影響射流成型的其他因素還有待進一步研究。

3 結論

1) 裝配誤差是影響破甲戰斗部侵徹能力的主要參數。裝配誤差越大，戰斗部所形成的射流越不穩定，射流的長度和射流的動能、射流的侵徹能力也隨著誤差的增加而減少。

2) 當破甲戰斗部的裝配誤差在0.1°到0.2°時，射流的侵徹能力下降較小，當裝配誤差在0.2°到0.3°時射流的侵徹能力下降較大。