基于環形切割串聯戰斗部隔爆結構的優化設計*

劉宏杰，王偉力，苗 潤，吳世永

(1 海軍航空大學岸防兵學院， 山東煙臺 264001； 2 海軍工程大學兵器工程學院， 武漢 430000；3 海軍航空大學基礎部， 山東煙臺 264001)

0 引言

曾必強等[1]通過數值模擬的方法研究了不同初始速度的隨進彈受前級裝藥爆炸沖擊波產生的后拋、側偏、翻轉和力學響應規律，得出結論：隨進彈的后拋加速作用主要是由前級裝藥爆炸產生的爆炸沖擊波作用到彈體表面產生。隨進彈的側偏現象則是由作用在彈體的沖擊波和沖擊波后面的爆轟產物共同作用效果。姜夕博[2]、徐森[3]等研究了沖擊波在有機玻璃中的衰減特性。候海周[4]等通過實驗方法表明藥柱沖擊波經酚醛層材料隔板傳播時，其峰值壓力隨隔板厚度增加呈指數型衰減。但是單層材料隔爆能力十分有限，只能依靠增加隔爆層的厚度來提高衰減沖擊波能力，占據戰斗部空間，同時增加戰斗部重量。近年來，國內外學者對多層組合介質中沖擊波衰減特性做了大量研究[5-7]。董永香[8]等通過對爆炸波形和幅值在不同介質層以及層界面的分析可以得出，在脆性材料中放置泡沫材料，可以有效減小爆炸波應力峰值，降低自由表面的拉伸應力波幅，軟夾層在多層介質中能夠起到明顯的削波和增加加載時間的作用，中間夾層改變了爆炸波能量的分配。陳闖[9]等通過實驗與數值模擬相結合的方法，將45鋼、鋁、有機玻璃進行不同組合，設計順序波阻抗梯度、逆序波阻抗梯度以及硬軟硬3種多層隔爆結構。結果表明：逆序波阻抗梯度的輸出沖擊波壓力最小，隔爆效果最佳。

為了在有限的戰斗部空間內，盡可能提高隔爆效果同時減輕隔爆體重量，在后級隨進彈頭部殼體表面加裝隔爆體，確保后級隨進彈能順利隨進并能侵徹后續目標板。使用ANSYS/LS-DYNA有限元仿真軟件進行數值模擬，研究不同結構的隔爆特性。

1 數值模擬方案及有限元模型

1.1 模型建立

為便于計算模型的建立，做以下簡化假設：1)空氣、炸藥、藥型罩和裝藥殼體均為連續介質；2)整個爆炸過程為絕熱過程。 串聯戰斗部及隔爆結構如圖1所示，為了能夠保證后級隨進彈順利侵徹，隔爆體A選擇高強度的30CrMnSiNi2A鋼，由于計算模型具有結構對稱和爆炸作用載荷對稱的特性，為提高計算效率，建模時只建立1/4模型，通過施加對稱邊界條件保證計算的準確性。計算模型由炸藥、空氣、藥型罩、殼體、后級隨進彈和隔爆體組成，其中炸藥、空氣和藥型罩定義為Euler網格，殼體、后級隨進彈和隔爆體定義為Lagrange網格，隔爆體之間界面處采用自動面面接觸。選用多物質ALE方法[10]模擬分析前級爆轟場對后級隨進彈的影響。起爆方式采用頂端環形起爆[11-12]。

圖1 串聯戰斗部及隔爆結構示意圖

1.2 材料模型及狀態方程

炸藥選用B炸藥，采用MAT_HIGH-EXPLOSIVE-BURN模型和EOS_JWL狀態方程[12-13]。

(1)

式中：p為爆轟壓力；E1為炸藥比內能；ν為相對比容；參數A=524.2 GPa；B=7.678 GPa；R1=4.2；R2=1.1；ω=0.35。

藥型罩材料選用紫銅，采用MAT_Steinberg材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程[13-14]。

(2)

式中：E2為單位體積內能；ρ0為材料初始密度；C為us與up曲線的載距；S1、S2和S3是us-up曲線的斜率值；γ0為Grüneisen伽馬；a為對γ0的修正。其中μ=1/V-1，V為當前空氣的相對體積。殼體選用30CrMnSiNi2A鋼，采用MAT_Johnson-Cook材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程,鋼靶板選用塑性隨動模型(PLASTIC_KINEMATIC)，鋁板選用MAT_Johnson-Cook材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程,幾種金屬材料主要參數如表1所示?？諝獠捎肕AT_Null材料模型和EOS_Linear-Polynomial狀態方程加以描述。聚氨酯選用MAT_ELASTIC-PLASTIC-HYDRO材料模型和EOS_Grüneisen狀態方程[13]。主要參數為：ρ=50，S1=0.78,S2=S3=0,a=0,E0=0。聚脲選用MAT_PIECEWISE_LINEAR_PLASTICITY材料模型[14]。該模型γ0用來模擬彈塑性材料，材料的屈服準則由斷裂應變定義，材料的應力應變曲線由屈服強度、剪切模量來定義或者通過相關塑性應變和應力的數組定義;應變率的影響采用Cowper-Symbols 模型,彈性體材料各參數取為:ρ=1 020 kg·m-3,E=230 MPa，ν=0.4，σ0=14 MPa.

表1 金屬材料主要參數

2 數值模擬結果與分析

2.1 隔爆體為鋼

隔爆體材料全部選為鋼，選取如圖2所示后級隨進彈彈頭表面不同的單元，應力隨時間變化的規律如圖3所示。

圖2 不同單元編號

從圖3中可以看出，單層鋼板對沖擊波衰減影響不大，選取單元的最大應力值為0.56 GPa。

2.2 隔爆體為組合介質

1)鋼板-聚氨酯隔爆(隔爆體B、C、D為聚氨酯)

選取單元的位置不變，彈頭殼體表面所選單元應力隨時間變化規律如圖4所示。

圖4 不同單元時間-應力曲線(鋼-聚氨酯隔爆)

從圖4中可以看出：選取單元處的最大應力為0.187 GPa，經過鋼板和聚氨酯雙層介質作用后，沖擊波強度衰減明顯，且均勻作用到彈頭表面。

2)鋼板-鋁-聚氨酯隔爆(隔爆體B為鋁,C、D為聚氨酯)

按照阻抗匹配原則，選取逆序波阻抗結構[9]，即鋼板-鋁-聚氨酯隔爆結構。

從圖5中可以看出，逆序波阻抗結構對沖擊波衰減作用明顯，所選單元處最大應力為0.19 GPa.

3)鋼-聚脲-聚氨酯-鋁隔爆(隔爆體B為聚脲，隔爆體C為聚氨酯，隔爆體D為鋁)

選取具有軟夾層的鋼-聚脲-聚氨酯-鋁多層介質組成的隔爆結構，硬軟硬組合的優點是：硬層介質能夠充分削弱近距離的沖擊波強度，充分發揮其強度和剛度影響，軟夾層選取聚脲和聚氨酯，其變形大，能夠充分吸收爆炸波能量，同時還起到削波、改變波形和增加波的脈寬的作用。如果沖擊波作用在軟夾層的時間足夠長，軟夾層材料被充分壓實后，不再發揮其吸波的作用，這時緊挨軟夾層的金屬層受到較大的沖擊作用，繼續衰減沖擊波。

圖5 不同單元時間-應力曲線(鋼-鋁-聚氨酯)

圖6 不同單元時間-應力曲線(鋼-聚脲-聚氨酯-鋁隔爆)

從圖6中看出，經過鋼、中間軟夾層以及鋁板共同作用后，所選單元處最大應力為0.487 GPa。

4)鋼-聚脲-鋁隔爆結構(隔爆體B為聚脲，隔爆體C、D為鋁)

選取彈性體——聚脲作為中間軟夾層材料，彈頭殼體表面所選單元應力隨時間變化規律如圖7所示。

圖7 不同單元時間-應力曲線(鋼-聚脲-鋁隔爆)

聚脲作為一種彈性體，它具有非常好的彈性和韌性，較高的屈服強度和敏感的應變率效應，作為中間軟夾層，能夠更好衰減沖擊波強度，所選單元處最大應力為0.346 GPa。

2.3 數值模擬結果分析

通過以上5組數值仿真研究，得到了在不同材料組合下的隔爆結構中沖擊波的衰減規律，得出了后級隨進戰斗部表面最大應力和隨進戰斗部速度以及加速度隨時間的變化規律。

表2中σmax表示后級戰斗部表面最大應力值；amax為后級隨進戰斗部加速度最大值；vmax表示后級隨進戰斗部速度最大值。

表2 仿真結果數據統計對比表

3 結論

1)多層組合介質對沖擊波的衰減能力大于單層介質，在多層組合介質中，鋼-鋁-聚氨酯和鋼-聚氨酯組合結構對沖擊波衰減效果明顯，使作用到后級隨進彈上的沖擊波強度大大降低，使得后級隨進彈的加速度和速度較小。

2)鋼板-聚氨酯隔爆結構整體質量較小，且加工簡單，適合作為前后級隔爆材料。