某亞音速破甲彈彈底結構破片安全性改進*

李春雷,張志彪,王雨時,嚴 曉,張玉峰,王秋和

(南京理工大學機械工程學院,南京 210094)

0 引言

單兵榴彈發(fā)射器所使用的小口徑破甲彈由于發(fā)射初速低、射程近,在彈丸著靶起爆或在外彈道起始段意外發(fā)火爆炸時,彈底破片有回飛傷及射手的可能。若彈底破片過大,或者是整塊回飛,會造成更嚴重后果。

為了提高毀傷特性,V.M.Gold等[1]建立了殺傷戰(zhàn)斗部破片特性數(shù)學模型,并編制了相應的計算程序,實例驗證表明該模型及其計算程序預測結果較為準確;隋樹元等[2]利用數(shù)學模型優(yōu)化設計了破片聚焦式戰(zhàn)斗部的結構參數(shù);毛亮等[3]基于遺傳算法以某聚焦式破片殺傷戰(zhàn)斗部為例,對破片殺傷威力和戰(zhàn)斗部總質(zhì)量兩項指標進行了優(yōu)化設計;王雨時[4]根據(jù)《引信安全性設計準則》關于延期解除保險的要求運用外彈道學、爆炸力學和威力設計理論,分析了不同形狀、不同質(zhì)量彈底破片在不同初速下的安全距離,即什么樣的彈底破片對射手的威脅最小。

為了解決某小口徑榴彈發(fā)射器破甲彈平底結構在試驗中出現(xiàn)整塊彈底破片回飛現(xiàn)象存在的安全性隱患問題,采用數(shù)值模擬方法對彈底結構進行改進設計,并結合發(fā)射強度的校核計算,給出滿足強度要求且彈底破片較小、安全性較好的破甲彈結構參數(shù),為小口徑破甲彈結構改進設計提供參考。

1 仿真可信性說明

M406殺傷榴彈彈體結構(不含引信)如圖1所示。其中圖1(a)為原始結構。為了便于在ANSYS/LS-DYNA中建立模型和劃分網(wǎng)格,并節(jié)約在AUTO DYN-3D中的計算時間,將圖1(a)簡化為圖1(b)結構,即取消了傳爆管,以部分主裝藥代替。

M406殺傷榴彈除引信外的各結構在數(shù)值模擬中對應的材料分別為:炸藥裝藥為B炸藥;下彈體圓柱形殼體為20號鋼;下彈體球形殼體為10號鋼;上彈體為2024鋁合金。具體的材料模型和部分參數(shù)如表2所列。其中,上、下彈體均采用Johnson Cook強度模型和主應變失效,失效應變分別為0.5和0.6。

表1 破甲彈數(shù)值模擬各部分材料模型及部分參數(shù)[5,9]

采用顯式動力學仿真軟件AUTODYN-3D對破甲彈彈體爆炸破碎過程進行數(shù)值模擬,全彈包括炸藥裝藥、上彈體和下彈體均采用Lagrange算法,劃分成六面體占優(yōu)網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸約為0.3 mm。鋁合金破片的仿真結果與試驗結果列入表2。

表2 鋁合金破片的仿真結果與試驗結果對比

表2仿真結果中破片的質(zhì)量都是經(jīng)過質(zhì)量損失修正,仿真結果與實驗結果的相對誤差在可接受范圍內(nèi),因此利用上述仿真方法對某破甲彈進行仿真,得到的結果是可信的。

2 數(shù)值模擬方法和初步結果

該破甲彈彈體結構(不含引信)如圖2所示。其中圖2(a)為原始結構。為了便于在ANSYS/LS-DYNA中建立模型和劃分網(wǎng)格,并節(jié)約在AUTO DYN-3D中的計算時間,將圖2(a)簡化為圖2(b)結構。圖2(b)取消了傳爆管(以部分主裝藥代替)。為便于建模,未考慮彈口螺紋結構。

2.1 數(shù)值模擬計算模型

采用上一章所述仿真方法對破甲彈彈體爆炸破碎過程進行數(shù)值模擬。

考慮到數(shù)值模擬的主要關注點在彈體底部的破碎情況,因而為了提高計算效率,全彈包括炸藥裝藥、藥型罩、上彈體和下彈體均采用Lagrange算法,并劃分成六面體占優(yōu)網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸約為0.5 mm。

2.2 數(shù)值模擬材料模型

破甲彈除引信外的各結構在數(shù)值模擬中對應的材料分別為:炸藥裝藥為JH-2;藥型罩為Cu-OFHC;下彈體為2024鋁合金;上彈體為高強度鋼。具體的材料模型和部分參數(shù)如表3所列。其中,藥型罩和上、下彈體均采用Johnson Cook強度模型。上、下彈體均采用主應變失效,失效應變分別為0.6和0.5。

表3 破甲彈數(shù)值模擬各部分材料模型及部分參數(shù)[5,7-8]

2.3 數(shù)值模擬初步結果

數(shù)值模擬采用點起爆方式,起爆點設置如圖2(b)所示。在計算機上對該破甲彈原始結構[圖2(b)]的動態(tài)破碎過程進行計算。圖3所示為數(shù)值模擬得到的原始彈體68 μs時的破碎圖像,可看出彈底存在整塊的大型破片(碟狀)向后回飛,該破片重約9.947 g。該爆炸現(xiàn)象與試驗能觀察到的彈底破碎結果(破片大小)較為一致。

因此,采用上述軟件、計算模型和材料模型能夠較為準確的模擬該小口徑破甲彈的爆炸破碎情況。

3 結構改進設計與數(shù)值模擬

為了防止彈底產(chǎn)生較大破片,擬改進彈底結構。現(xiàn)改進設計三種下彈體和相應的裝藥結構(上彈體與藥型罩結構不變),并數(shù)值模擬其爆炸過程。

3.1 3 mm等壁厚球形彈底

圖4所示為3 mm等壁厚球形彈底結構,彈底隔板形狀由平面改為球面,厚度為3 mm。從理論上講,球面對應的弧度越大,破碎性就越好,但裝藥工藝就越復雜。考慮兩者之間的平衡,現(xiàn)將弧面對應的圓心角取為88°。彈底以上結構不變。

由AUTODYN-3D軟件對其爆炸過程進行數(shù)值模擬后,得到如圖5所示的3 mm等壁厚球形彈底破碎圖像。彈底破碎為很多小破片,其中最大破片質(zhì)量0.17 g。該彈底結構能避免產(chǎn)生大塊彈底破片。

3.2 4.4 mm等壁厚球形彈底

數(shù)值模擬結果顯示,彈底部分已較為均勻的破碎,最大破片質(zhì)量0.63 g。

3.3 十字刻槽型彈底

圖6為十字刻槽型彈底結構,由原彈底結構從外側向內(nèi)加刻十字槽而成。最小厚度4.4 mm(槽深1.1 mm),最大厚度5.5 mm,裝藥量不變。

如圖7所示,數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)雖然加設了十字形刻槽,但仍會發(fā)生整塊彈底破片回飛現(xiàn)象,最大破片質(zhì)量7.30 g。因而十字刻槽型彈底結構方案無法滿足減小彈底破片質(zhì)量的目標。

4 各彈底結構發(fā)射強度校核

該小口徑破甲彈由榴彈發(fā)射器發(fā)射,火藥氣體直接推動彈丸向前飛行,最大膛壓為98 MPa。

根據(jù)彈底發(fā)射強度相關理論[6]計算可得原始結構5.5 mm厚鋁合金制平底發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下滿足要求。

由于彈底壁厚較薄,其壁厚比曲率半徑小得多,故其應力可按薄壁容器公式計算。根據(jù)球形彈底發(fā)射強度相關理論[6]計算可知3 mm與4.4 mm等壁厚球形彈底發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下均能滿足要求。由于理論計算將火藥氣體最大壓力時間假設為無窮大,所以所得結論會偏于保守。

由于十字槽彈底結構復雜,借用簡單結構的理論公式只是近似估算,故采用有限元數(shù)值模擬方法校核彈底強度。

彈底的等效載荷情況如圖8所示。現(xiàn)估計彈底所受98 MPa的火藥氣體壓力持續(xù)時間為1 ms。P為火藥氣體壓力,Pi為裝填物后坐壓力。根據(jù)彈底發(fā)射強度相關理論[6]可計算出Pi的大小為33 MPa。

采用ANSYS Workbench 14.0對下彈體的應力情況進行數(shù)值模擬。約束下彈體上端面,如圖9所示對下彈體加載壓力,然后根據(jù)彈底強度校核相關理論[6]計算所得的慣性力(對下彈體加載一個與裝填物壓力方向相同,大小為481 210 m/s2的加速度)。將模型劃分成四面體網(wǎng)格,網(wǎng)格尺寸為1 mm,其中下彈體材料為2024鋁合金。

如圖9所示,十字槽彈底所受最大應力處于十字槽中心部分,其值為574.88 MPa,該值大于2024鋁合金的許用應力,因而該彈底結構發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下不滿足要求。

5 結論

通過結構強度校核結果可知,原始設計的5.5 mm厚鋁合金制平底結構發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下滿足要求。但通過爆炸過程數(shù)值模擬結果可知該彈底結構彈底破片過大,無法滿足減小彈底破片質(zhì)量的要求。

十字刻槽型彈底結構強度校核結果為發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下不滿足要求。同時,由爆炸過程數(shù)值模擬結果可知,最大彈底破片質(zhì)量7.30 g,無法滿足減小彈底破片質(zhì)量的要求。

3 mm與4.4 mm等壁厚球形彈底的發(fā)射強度在98 MPa的最大膛壓下滿足要求,并且由爆炸過程數(shù)值模擬結果可知3 mm和4.4 mm等壁厚球形彈底產(chǎn)生的破片較小,質(zhì)量分別為0.17 g和0.63 g。因此3 mm等壁厚球形彈底為比較合適的彈底結構,產(chǎn)生的破片較小,對發(fā)射人員的威脅較小。