彈形參數對戰斗部斜穿甲姿態偏轉影響研究

李東偉，劉俞平，王筱鋒，王昭明，趙雙雙

(重慶紅宇精密工業集團有限公司， 重慶 402760)

1 引言

戰斗部侵徹靶板過程姿態偏轉對裝藥安定性具有較大影響[1]。眾多研究者在著角、速度和攻角等參數對戰斗部侵徹混凝土靶姿態變化情況進行了大量研究[2-5]，同時建立了理論與數值分析模型[6-8]。半穿甲戰斗部作為打擊海面艦艇目標的主要武器，其攻擊目標時，著靶姿態惡劣，常帶有較大攻角和著角[9]。這對戰斗部殼體強度、裝藥及火工品安定性和引信作用可靠性產生嚴重威脅。研究如何控制戰斗部斜侵徹鋼板時的姿態變化具有重要意義。然而，目前戰斗部穿甲研究工作主要集中于侵徹能力方面[10-12]，對侵徹過程戰斗部姿態偏轉研究較少。

本文中采用非線性有限元計算軟件LS-DYNA，開展了戰斗部外形結構對其侵徹鋼板目標時姿態變化影響規律的數值計算研究，為低易損半穿甲戰斗部的設計提供參考和指導。

2 計算模型

戰斗部斜侵徹鋼靶數值計算模型由戰斗部殼體、炸藥裝藥、靶板和配重塊組成。戰斗部尺寸為φ40 mm×160 mm。靶板為φ400 mm×8 mm的鋼板，靶板傾角70°。配重塊主要用于調整戰斗部質心位置。戰斗部以600 m/s速度，4°攻角斜侵徹靶板，考慮到幾何模型力學對稱性，建立戰斗部侵徹靶板1/2計算模型如圖1所示。彈體與靶板之間采用面-面侵蝕接觸。所有單元均為8節點solid164實體單元，計算模型采用Lagrange算法，單位為cm-g-s。

圖1 戰斗部斜侵徹鋼靶計算模型示意圖Fig.1 Schematic diagram of calculation model for oblique penetration of warhead into steel target

戰斗部殼體采用超高強度合金鋼，炸藥裝藥為DMCX(DNAN/HMX/Al/添加劑)炸藥。戰斗部殼體、炸藥和靶板均采用力學本構Johnson-Cook模型。Johnson-Cook模型表達式如下[13]：

戰斗部殼體和靶板狀態方程均采用Grüneisen模型。Grüneisen模型描述壓縮材料表達式為

描述膨脹材料表達式為

p=ρ0C2μ+(γ0+aμ)

其中：C為體積聲速；μ=ρ/ρ0-1；γ0為Grüneisen常數；α為γ0的一階體積修正。

戰斗部殼體、炸藥和靶板材料模型參數見表1。

表1 Johnson-Cook模型參數

3 計算結果與討論

3.1 CRH對戰斗部姿態的影響

通過調整配重塊，使得戰斗部質心位于幾何中心，戰斗部長徑比為4(φ40 mm×160 mm)。在保持上述條件不變的前提下，以常規半穿甲戰斗部原型為依據，戰斗部CRH分別設計為0.75、1.5和2.25，模型如圖2所示。

圖2 CRH對戰斗部姿態的影響計算示意圖Fig.2 Different CHR warhead sketches

圖3給出了CRH分別為0.75、1.5和2.25時，戰斗部斜侵徹靶板俯仰角Δθ隨位置變化曲線。

圖3 不同CRH戰斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.3 The pitch angle curves of different CRH warhead oblique penetration target

由圖3可以看到戰斗部俯仰角在穿靶過程中整體呈現出先增大，后減小并持續減小趨勢的現象。換言之，侵徹鋼板過程中，戰斗部先“抬頭”，后向“低頭”趨勢發展。CRH為0.75、1.5和2.25的戰斗部，俯仰角分別在211.5 μs、182.5 μs和129.5 μs時刻出現“抬頭”向“低頭”轉變。CRH越大，戰斗部姿態出現轉折的時刻越早，同時，俯仰角變化量也越大。余春祥[16]得到了相同的結論。

圖4為CRH=0.75的戰斗部斜侵徹靶板不同時刻VMS應力云圖。

圖4 戰斗部斜侵徹靶板不同時刻VMS應力云圖Fig.4 VMS stress nephogram of warhead oblique penetrating target at different time

由圖4可以看到，戰斗部帶有4°攻角斜侵徹鋼板過程中，戰斗部下側始終受到靶板的作用力，而戰斗部上側在頭部完全穿過靶板后就不再受到靶板的作用力。由于靶板作用力的不對稱性，使得戰斗部存在一個順時針轉動力矩，因此，戰斗部在穿靶過程中出現由初始“抬頭”逐漸向“低頭”轉動。

圖5為不同CRH戰斗部由“抬頭”向“低頭”轉折時刻VMS應力云圖。

圖5 戰斗部俯仰角轉折點對應時刻VMS應力云圖Fig.5 VMS stress nephogram at the turning point of warhead pitching angle

由圖5可以清晰地看到，戰斗部侵徹均質鋼靶時，CRH=0.75(頭部較鈍)的戰斗部在靶板上形成接近于沖塞穿孔，CRH=2.25(頭部較尖)的戰斗部形成瓣裂穿孔。

3.2 彈尾構型對戰斗部姿態的影響

戰斗部CRH對侵徹過程彈道穩定性的影響計算研究發現，斜侵徹過程戰斗部受到靶板的作用導致其俯仰角發生變化。尤其是靶板對戰斗部尾部的作用導致其俯仰角由正向負發展。針對CRH為0.75的戰斗部，在保持其質心位置和長徑比不變的條件下，研究了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴散形尾部(圖6)對侵徹過程彈道穩定性的影響規律。

圖6 不同彈尾構型戰斗部示意圖Fig.6 Different ltail shape warhead sketches

計算得到了圓柱形尾部、收斂形尾部和擴散形尾部3種條件下戰斗部斜侵徹靶板俯仰角隨位置變化曲線如圖7所示。由圖7可以看到，具有收斂形尾部的戰斗部在侵徹過程相同位置處俯仰角變化更小，具有更好的彈道穩定性。相反，具有擴散形尾部的戰斗部彈道穩定性較差。分析其原因是相尾部收斂使得靶板戰斗部尾部的作用力矩減小，從而俯仰角變化小。同時，在相同頭部穿孔直徑下，擴散形尾部在穿靶過程中尾部始終受到靶板作用，給戰斗部的穩定穿靶帶來不利影響。

圖7 不同彈尾構型戰斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.7 The pitch angle curve of oblique penetration target with different warhead tail shape

3.3 長徑比對戰斗部姿態的影響

戰斗部長徑比是影響戰斗部侵徹靶板彈道穩定性的重要因素，以常規半穿甲戰斗部原型為依據，不同長徑比(L/D)模型如圖8所示。

圖8 不同長徑比戰斗部示意圖Fig.8 Different length to diameter ratio warhead sketches

研究得到了長徑比分別為3、4和4.5三種條件戰斗部侵徹靶板俯仰角變化規律如圖9。

由圖9可以看到，隨著戰斗部長徑比的增加俯仰角變化量減小，說明增加長徑比有利于增加戰斗部穿靶穩定性。分析原因是戰斗部長徑比增大，增加了戰斗部的轉動慣量，增加了戰斗部穿靶穩定性?？紤]戰斗部長徑比較大時其剛度降低，因此戰斗部長徑比必須在合理范圍內適當增大。

圖9 不同長徑比戰斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.9 The pitch angle curve of oblique penetration target of warhead with different length to diameter ratio

3.4 質心位置對戰斗部姿態的影響

通過調整戰斗部頭部配重塊改變戰斗部質心位置，使得戰斗部質心分別位于彈軸的3/8、4/8和4.5/8位置處，如圖10所示。

圖10 不同質心位置戰斗部示意圖Fig.10 Different centroid position warhead sketches

研究得到了質心分別位于彈軸3/8、4/8和4.5/8位置處時，戰斗部侵徹靶板俯仰角變化規律如圖11所示。

圖11 不同質心位置戰斗部斜侵徹靶板俯仰角變化曲線Fig.11 Pitch angle curve of warhead oblique penetrating target at different centroid position

由圖11可以看到，質心位于彈軸長度4.5/8時，即戰斗部質心前移，戰斗部相對具有更小的俯仰角變化量，說明質心靠前比有利于增加戰斗部穿靶穩定性。

3.5 偏轉中心與戰斗部質心位置關系

圖12 旋轉中心與戰斗部質心位置關系圖Fig.12 Relationship between rotation center and centroid position of warhead

由圖12可以看到，戰斗部彈尾構型、質心位置變化對戰斗部偏轉中心相對位置影響較??；小長徑比及大CRH會使戰斗部斜穿甲過程戰斗部偏轉中心位于戰斗部質心之前。

4 結論

減小戰斗部CRH值和采用收斂形尾部、適當增加戰斗部長徑比、質心前移可提高戰斗部斜穿甲過程的彈道穩定性。通過改變戰斗部結構提高戰斗部斜穿甲過程的彈道穩定性的研究結果可為反艦導彈戰斗部的設計提供參考。