侵徹載荷下兩種結構裝藥動態響應數值分析

谷鴻平，張立建，暢 博，呂永柱，栗保華

(西安近代化學研究所， 西安 710065)

侵徹戰斗部在攻擊目標靶的過程中，其內部裝藥承受較強的沖擊載荷，裝藥只有在預定深度爆炸，才能實現對目標最大程度的毀傷，因此，裝藥在侵徹過程中應保持安定，不發生早燃或早爆，其安定性是決定侵徹戰斗部是否有效的關鍵因素[1]。開展侵徹戰斗部裝藥結構及其動態響應特性研究對于侵徹戰斗部工程研制具有重要借鑒和指導意義。

侵徹戰斗部裝藥結構一般有整體式和分體式兩種。整體式裝藥是在戰斗部殼體內部裝填一整塊炸藥。分體式裝藥是利用金屬隔板將戰斗部內部分隔成多段腔體，每一段腔體獨立裝藥。近年來許多學者對于典型侵徹戰斗部裝藥的動態響應特性進行了研究。張旭等[1]提出定量描述裝藥安定性結構設計需要考慮的幾何參數和物理參數。石嘯海等[2]模擬了戰斗部侵徹半無限大混凝土的過程中PBX裝藥的動態力學響應及損傷演化；孫寶平等[3]計算了裝藥整體溫升、裝藥裂紋間摩擦生熱以及彈體裝藥與殼體摩擦生熱效應，張馨予等[4]模擬分析了彈體侵徹混凝土薄板過程中裝藥壓力分布和損傷的演化。上述研究的對象均是整體式裝藥結構，對于分體式裝藥結構動態響應特性研究較少。

本文基于LS-DYNA軟件，通過數值模擬對比分析了整體式裝藥與分體式裝藥動態力學響應特性，以期為戰斗部裝藥結構優化設計提供參考。

1 侵徹彈體裝藥結構設計

通體式裝藥戰斗部結構如圖1所示。分體式裝藥戰斗部結構如圖2所示。為降低模型誤差影響，通過微調殼體壁厚，保證兩種戰斗部外形輪廓、質量及質心一致。戰斗部質量130 kg，外徑200 mm，長度1 050 mm，炸藥總質量約為27 kg。分體式裝藥結構條件下，前段裝藥與后段裝藥質量比約為1∶1。

圖1 通體式裝藥戰斗部結構示意圖

圖2 分體式裝藥戰斗部結構示意圖

2 計算模型建立

2.1 物理模型和有限元模型

研究對象為上述兩種裝藥結構戰斗部，以戰斗部700 m/s初速垂直侵徹1 m厚C40混凝土為計算工況。考慮到模型的對稱性，為減少計算量，戰斗部和靶板模型采用1/4實體簡化模型。具體物理模型如圖3所示。

圖3 計算模型示意圖

利用TrueGrid軟件劃分模型網格。戰斗部殼體、炸藥與靶板材料均采用拉格朗日網格離散。在模型對稱位置施加對稱約束邊界，靶板側面施加無反射邊界。炸藥與殼體之間定義自動面-面接觸算法。殼體與靶板之間定義面-面侵蝕算法。圖4所示為計算網格模型局部。

圖4 網格模型局部示意圖

2.2 材料模型

炸藥與殼體材料均采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC隨動硬化模型描述，其應變率效應用Cowper-Symonds模型來考慮[5]，用與應變率有關的因數表示屈服應力，其表達式為：

(1)

(2)

戰斗部殼體與炸藥材料模型參數見表1所示。

表1 殼體與炸藥材料參數[6]

混凝土材料選用HJC材料動態模型[7]。模型考慮了大應變，高應變率和高壓情況，同時結合損傷理論考慮了材料的拉伸脆斷行為。作為一種有孔隙的材料，還考慮了材料壓潰后的體積壓縮量與壓力的函數關系。對于HJC混凝土模型，分三段處理：第一段：P≤PC是彈性區。Pc及ηc是單軸壓力壓縮實驗中測到的最終壓力和應變，彈性體積模量K彈=PC/ηc；第二段Pc≤P≤Pe為過渡區，在該區段內混凝土發生彈性應變時其中的氣隙被逐步壓實，當壓力達到Pe時材料中的氣隙被完全消除；第三段P≥Pe代表被完全壓實的介質，其關系式為：

(3)

(4)

(5)

(6)

計算中，等效塑性應變ε和損傷度D被作為單元是否出現材料失效的雙門開關，物理上這表示當單元的塑性變形積累至某一閾值時或損傷發展累積到某一閾值時，材料發生破壞從而失去強度。混凝土材料參數如表2所示。

表2 混凝土材料參數[8]

3 結果與討論

3.1 裝藥內部受力狀態

彈體侵徹靶板過程中，裝藥前端與尾端是影響裝藥安定性危險區域。在裝藥前后端分別選取典型參考單元，分析裝藥內部受力特性。圖5、圖6所示為兩種裝藥結構條件下典型參考單元等效應力曲線。

圖5 通體式裝藥參考單元的等效應力曲線

圖6 分體式裝藥參考單元的等效應力曲線

由圖5、圖6可以看出：裝藥前端受力特點是持續時間長、沖量大、峰值高[9]。裝藥后端受力脈寬較大，沖量小。整體式裝藥前端參考單元A位置存在殘余應力，可以推斷此處發生了不可逆的塑性變形。

圖7所示為侵徹過程結束后，兩種結構裝藥內部塑性應變云圖。由圖7知：兩種裝藥結構條件下，裝前端軸線位置處均出現塑形應變較大的區域，與上述應力分析一致。分析認為：在裝藥前端，由于彈頭外形曲率的存在，戰斗部與靶板碰撞產生的應力傳入裝藥后在其軸線匯聚，并形成應力集中，從而導致此處塑形應變較大。王政等[5]認為：在侵徹載荷下，裝藥與殼體的反復作用形成的拉伸和壓縮應力波在裝藥與殼體之間傳遞，其結果使得裝藥前端服役環境尤為苛刻。對比分析知：分體式裝藥前端塑性區域范圍明顯小于通體裝藥。兩種結構裝藥在其中后段均未產生明顯的塑性應變。值得注意的是，在分體式裝藥條件下，后段裝藥與戰斗部中間金屬隔板的接觸部位產生了塑形區域，其主要原因是此處炸藥尖角部位存在應力集中。

圖7 裝藥內部塑形應變云圖

3.2 裝藥尾端與殼體的間隙

戰斗部與靶板接觸時，裝藥受到強烈的壓縮波作用，隨著壓縮波的傳播，裝藥受壓區域逐漸變大，裝藥發生體積壓縮，藥柱整體長度縮短，裝藥與殼體發生相對位移，并與彈殼體底部形成間隙，如圖8所示。

壓縮波在裝藥尾端自由面反射形成拉伸波，裝藥長度又開始恢復。裝藥尾端與殼體之間的間隙減小。在整個侵徹過程中，裝藥內部存在軸向拉伸和壓縮效應，裝藥尾端與殼體之間的間隙也在動態變化。

圖8 裝藥與殼體間隙示意圖

圖9所示為兩種裝藥結構條件下裝藥尾端與殼體的間隙曲線。可以看出間隙值隨著時間變化呈振蕩收斂狀態。對應實際的物理過程是裝藥尾端面與殼體之間發生反復的接觸碰撞與分離，裝藥尾端自由面存在反復的拉伸與壓縮現象[10]。由圖9知通體式裝藥尾部最大間隙值為7.5 mm；分體式裝藥尾部最大間隙值2.8 mm，與整體式裝藥相比減少60%以上。

圖9 裝藥尾端與殼體間隙曲線

3.3 裝藥與殼體側壁摩擦效應

侵徹過程中裝藥與殼體之間會發生相對位移，裝藥與殼體間的摩擦效應是影響裝藥安定性的風險因素之一[11]。假設裝藥與殼體之間的摩擦因數μ為定值0.2，裝藥在與殼體摩擦接觸位置的摩擦功率密度q滿足：

q=μPV

(7)

式中：P為裝藥與殼體之間的法向壓力；V為摩擦接觸位置處軸向相對運動速度。

圖10所示為兩種裝藥結構條件下，典型參考點位置。表3所示為不同參考位置處裝藥與殼體之間摩擦效應特征參量對比。

圖10 參考點位置示意圖

表3 摩擦效應參量對比

由表3可以看出，兩種裝藥結構條件下，裝藥最前端與殼體接觸壓力Pm較大，尾端接觸壓力Pm較小，但裝藥尾端Vm較大，其與殼體的相對運動比前端更為劇烈。在裝藥尾端，分體式裝藥結構Pm與Vm較小。對于通體式裝藥，裝藥尾端qm值較大，前端qm值較小；分體式裝藥qm值整體較小，且在不同測點位置所得值差異較小。綜上所述：與通體式裝藥相比，分體式裝藥可有效減弱侵徹過程中裝藥與殼體之間的接觸壓力、減小相對運動速度及降低摩擦功率密度。

4 結論

1) 侵徹過程中，裝藥前端受力環境較為苛刻，分體式裝藥前端塑性區域范圍明顯小于通體式裝藥。

2) 分體式裝藥可有效減小炸藥尾端與戰斗部殼體堵蓋之間的最大間隙值。

3) 與通體式裝藥相比，分體式裝藥可減弱侵徹過程中炸藥與殼體之間的接觸壓力；減小相對運動速度；降低摩擦功率密度，改善了裝藥受力環境。