鎢合金破片對聚能裝藥破甲深度的影響機理

寇鵬飛,陳 昕,雷婧宇,梁爭峰,唐 成,薛 標

(西安近代化學研究所, 西安 710065)

0 引言

聚能裝藥通過炸藥爆轟形成射流完成毀傷,是目前重要的反裝甲戰(zhàn)斗部形式,主要用于打擊點目標(坦克)或硬目標(防護工事)[1-2]。隨著彈藥技術的不斷發(fā)展,設計用于對付多種目標的復合戰(zhàn)斗部具有重要的科學意義和應用價值。復合戰(zhàn)斗部是在不影響原戰(zhàn)斗部毀傷元成型的基礎上,通過在其周向填充預制破片的方式,增加裝藥能量的利用率同時擴展其毀傷效能。通過在常規(guī)破甲戰(zhàn)斗部周向填充鎢合金破片形成復合戰(zhàn)斗部,從而使戰(zhàn)斗部既能打擊地面重裝甲目標,也能對空中低速的直升機類目標造成有效殺傷[3-4]。

徐文旭等[5]設計了一種破甲/殺傷多用途戰(zhàn)斗部,該戰(zhàn)斗部通過在聚能裝藥周向填充預制鎢球,戰(zhàn)斗部爆炸在軸向形成金屬射流擊毀坦克,在周向驅動預制鎢球摧毀武裝直升機。但該戰(zhàn)斗部以打擊武裝直升機為主,忽略了鎢球對射流破甲性能的影響。王利俠等[6]設計了一種破甲/殺傷多用途戰(zhàn)斗部,該戰(zhàn)斗部使用了新型薄型波形控制器、半預制殼體和精密破甲戰(zhàn)斗部技術,實現(xiàn)了多用途戰(zhàn)斗部多目標打擊需求,但該戰(zhàn)斗部的破甲穿深約為8倍裝藥直徑,無法達到10倍裝藥直徑的理想狀態(tài)。文獻[7]將爆破、殺傷和破甲3種不同功能的戰(zhàn)斗部相結合形成綜合效應戰(zhàn)斗部,雖然滿足了一種武器攻擊多種目標的需求,但在技術上較復雜,而且3種功能互相影響,使得每種功能都不能完美發(fā)揮。

聚能裝藥在周向填充破片可以實現(xiàn)對目標周圍人員的殺傷,但也會使聚能裝藥的破甲穿深出現(xiàn)降低。本研究采用數值仿真與試驗驗證相結合的方法對鎢合金破片對聚能裝藥破甲深度的影響機理進行了研究。

1 理論分析

1.1 射流形成原理

聚能裝藥一般由藥柱和藥型罩組成,裝藥引爆后,爆轟波以球面波的形式從起爆點開始在裝藥中傳播,高能炸藥的爆轟波速度可達8 km/s以上。藥型罩在爆轟波和高壓爆轟產物的共同作用下被壓垮,以極高的速度向藥型罩對稱軸閉合。藥型罩的壓垮速度從頂部到口部不斷降低,形成的射流微元速度也不斷降低,最終使得藥型罩在塑性拉伸下形成一個細長的高速侵徹體,稱為射流。

1.2 鎢破片對藥型罩壓垮速度的影響

隔板可以改變藥柱中傳播的爆轟波形狀,將作用于藥型罩的球形爆轟波變成錐形爆轟波。這種裝藥結構帶來的爆轟波形改變可以顯著地提高戰(zhàn)斗部的破甲穿深,但增設隔板后,工藝較為復雜,破甲穿深的跳動量增大。

爆轟波在傳播到藥型罩頂部時的同時也傳播到了裝藥外表面,當藥柱與破片直接接觸時,由于鎢合金破片的聲阻抗高于炸藥的聲阻抗,爆轟波在此處發(fā)生反射,形成反射沖擊波向藥柱軸線處匯聚,此沖擊波會作用于部分藥型罩的壓垮和閉合階段,提高受影響區(qū)域藥型罩的壓垮速度,使得射流速度得以提高。同時鎢合金破片會增強聚能裝藥的邊界約束,局部炸藥與藥型罩的裝填比有所提高,使得局部射流的速度得以提高。

在這2種原因的共同作用下,部分射流的速度提高,使得已經匹配良好的射流速度梯度發(fā)生變化,造成部分射流的堆積和斷裂,從而降低了射流的破甲穿深,并且跳動性變大。

1.3 沖擊波在邊界上的相互作用

沖擊波在從一種介質向另一種介質傳播時,會在兩介質的接觸面上會發(fā)生波的反射與透射。當沖擊波從聲阻抗低的介質向聲阻抗高的介質傳播時,會在聲阻抗低的介質中反射一個沖擊波,并在聲阻抗高的介質中透射一個沖擊波;當沖擊波從聲阻抗高的介質向聲阻抗低的介質傳播時,會在聲阻抗高的介質中反射一個稀疏波,并在聲阻抗低的介質中透射一個沖擊波;當沖擊波在兩聲阻抗相同的介質中傳播時,不會形成反射沖擊波。

2 數值仿真

2.1 計算模型

使用有限元仿真軟件AUTODYN進行數值仿真。由于聚能射流形成過程為高應變、高應變率過程,因此炸藥、隔板、藥型罩和空氣域采用Euler網格劃分;破片以及靶板采用Lagrange網格劃分,網格大小均為0.5 mm×0.5 mm;射流對靶板的侵徹采用Euler/Lagrange耦合算法進行求解[1]。同時在空氣域邊界施加非反射邊界條件防止壓力在邊界上的反射。

聚能裝藥仿真模型的藥型罩錐角為55°,直徑為145 mm,壁厚為2.5 mm,無破片聚能裝藥的計算模型如圖1所示。破片尺寸為8 mm×8 mm×2.5 mm,材料為鎢合金。

圖1 無破片聚能裝藥計算模型Fig.1 Calculation model without fragmentation charge

由理論分析可知,當爆轟波傳播到藥柱的斜錐段時,由于空氣介質的存在,不會產生反射沖擊波,因此認為在藥柱的斜錐段布設破片對射流形成影響較小;而在藥柱的直柱段破片與藥柱直接接觸,破片會產生反射沖擊波對射流形成影響較大。因此設計了5種破片狀態(tài)如圖2所示,其中0#是不布設破片; 1#是從藥柱頂部開始到藥柱斜錐段終點布設破片;2#是在第一種狀態(tài)的基礎上再在藥柱上1/3直柱段布設破片; 3#是在第一種狀態(tài)的基礎上再在藥柱上2/3直柱段布設破片; 4#是將破片與藥柱等高布設。

圖2 不同破片狀態(tài)裝藥縱截面示意圖Fig.2 Schematic diagrams of longitudinal sections of all types of state charge

2.2 材料模型及參數

數值仿真選用的炸藥為8701炸藥,采用JWL狀態(tài)方程描述,其表達式為式(1)所示,炸藥的主要參數見表1[8]。

表1 8701炸藥計算參數Table 1 Calculating parameters for 8701

(1)

式中:p為壓力(Pa);e為內能(J);μ=ρ/ρ0,其中ρ和ρ0分別為爆轟產物密度和初始炸藥密度;A、B、R1、R2、ω為炸藥相關參數。

藥型罩材料選用紫銅,破片材料選用鎢合金,二者均使用Shock狀態(tài)方程和Steinberg-Guinan本構模型,其本構參數如表2所示[9]。

表2 紫銅和鎢合金的本構方程計算參數Table 2 Constitutive equation calculation parameters of copper and tungsten alloy

靶板材料為45#鋼,采用Shock狀態(tài)方程和Johnson-Cook本構模型來描述其力學行為,材料本構參數如表3所示[10]。

表3 45#鋼的本構方程計算參數Table 3 Calculation parameters of 45# steel

(2)

式中:A、B、C、n和m為材料常數;εp為等效塑性應變;T*m=(T-Tr)/(Tm-Tr)為熔化溫度,Tr為室溫,Tm為常態(tài)下材料的熔化溫度。

隔板使用AUTODYN軟件中自帶的POLYSTYRENE材料(聚苯乙烯)。聚苯乙烯的部分參數如表4所示。

表4 聚苯乙烯的材料參數Table 4 Calculation parameters of polystyrene

仿真過程中將空氣視為理想氣體,使用NULL材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程描述。對于空氣:密度為0.001 25 g/cm3,聲速為344 m/s。

2.3 數值計算結果及分析

2.3.1破片對射流形成的影響

破片對射流形態(tài)的影響主要是通過破片對爆轟波的反射產生的。裝藥爆炸產生的爆轟波在裝藥內部傳播,當爆轟波傳播到破片上時,會在破片上形成反射沖擊波作用于藥型罩的壓垮和匯聚過程,從而使得藥型罩受到的壓力發(fā)生變化,使得射流形態(tài)發(fā)生改變。

圖3所示為在數值仿真模型中設置的節(jié)點,通過在藥柱的直柱段設置4個不隨網格流動的高斯點,探究破片對裝藥爆轟時藥柱表面壓力的影響。其中1#破片僅能覆蓋點1;2#破片能夠覆蓋點1、2;3#破片能夠覆蓋點1、2、3;4#破片可以覆蓋所有點。

圖3 藥柱節(jié)點示意圖Fig.3 Node diagram of charge

圖4所示分別為5種不同破片狀態(tài)下4個節(jié)點的峰值超壓曲線圖,圖中黑色曲線為0#破片裝藥、紅色為1#破片裝藥、藍色為2#破片裝藥、紫色為3#破片裝藥、綠色為4#破片裝藥。從圖中可以看出在節(jié)點1處,4種帶破片裝藥的峰值超壓均高于無破片裝藥;在節(jié)點2處,1#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而2#、3#、4#均高于無破片裝藥;在節(jié)點3處1#、2#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而3#、4#均高于無破片裝藥;在節(jié)點4處1#、2#、3#與無破片裝藥峰值超壓基本相同,而4#高于無破片裝藥。可見破片產生的反射沖擊波僅能作用于其能夠覆蓋的藥柱外表面,而在其不能覆蓋的區(qū)域,不會造成影響,與理論分析相符。

圖4 4個節(jié)點的峰值超壓圖Fig.4 Pressure time history curves of four nodes

圖5所示分別為5種不同破片狀態(tài)下4個節(jié)點的超壓時程曲線圖,從圖中可以看出在同一節(jié)點處即使峰值超壓相同,但超壓時程曲線仍是差異顯著。破片布設越多的裝藥超壓時程曲線的增幅越大,可見邊界約束的增強也提高了藥柱外表面的壓力,與理論分析相符。

圖5 4個節(jié)點的超壓時程曲線Fig.5 Pressure time history curves of four nodes

為了研究射流的速度梯度,在藥型罩內表面設置了22個節(jié)點,每個節(jié)點在X方向上的間距為5 mm。圖6所示為節(jié)點設置示意圖。

圖6 藥型罩節(jié)點示意圖Fig.6 Node diagram of liner

圖7所示為t=50時不同破片狀態(tài)裝藥各個節(jié)點的射流速度。從圖中可以看出,在t=50時節(jié)點1～9處不同破片狀態(tài)的裝藥形成的射流速度基本相同;從節(jié)點10處開始破片狀態(tài)不同的裝藥形成的射流速度出現(xiàn)明顯差異,同一節(jié)點處破片排布數量越多射流微元速度越高;。可見破片會對裝藥形成的射流速度造成影響,受影響區(qū)域的射流微元速度有所提高,導致此部分射流發(fā)生堆積和斷裂,而未受影響區(qū)域的射流微元速度基本不變,與理論分析相符。

圖7 t=50時不同破片狀態(tài)射流的節(jié)點速度圖Fig.7 Node speed diagram of jet speed under different fragment states at 50

2.3.2破片對射流侵徹性能的影響

使用AUTODYN有限元軟件研究破片對射流破甲性能的影響。圖8所示為5種不同破片狀態(tài)的射流侵徹靶板效果圖,圖9所示為仿真結果。無破片裝藥射流的破甲深度最大,1#破片裝藥的破甲深度最為接近無破片裝藥,而4#破片裝藥的破甲深度最低,對射流破甲性能的影響最大。可見破片對聚能裝藥破甲性能的影響是存在的,并且在藥柱直柱段破片排布越多,射流破甲性能的損失越大。

圖8 不同破片狀態(tài)射流侵徹靶板效果圖Fig.8 Effect picture of jet penetration into target plates under different fragmentation states

圖9 仿真結果Fig.9 Simulation result

3 試驗驗證

使用垂直靜破甲試驗驗證不同破片排數的聚能裝藥的破甲威力。

3.1 試驗設置

聚能裝藥樣品裝藥直徑約為145 mm;藥型罩直徑為145 mm、錐角2約為55°、材料為紫銅。破片材料為鎢合金,密度為18 g/cm3,尺寸為8 mm×8 mm×2.5 mm。

由仿真結論可知,1#破片裝藥的破甲穿深與無破片裝藥的破甲穿深最為接近,隨著破片排布范圍的增加,射流的破甲深度也不斷降低。因此試驗選用了0#、1#和2#三種破片狀態(tài)來驗證理論分析和數值模擬得到的結論。

試驗裝置如圖10所示。試驗所用靶標為直徑150 mm的45#鋼柱層疊而成。主要包括聚能裝藥、木質炸高架以及層疊而成的45#鋼靶柱,試驗炸高選用600 mm。

圖10 試驗裝置圖Fig.10 Test device drawing

試驗原理為雷管起爆聚能裝藥戰(zhàn)斗部形成金屬射流,在有利炸高下射流完全拉伸,進而侵徹一定厚度的45#鋼靶,通過實際測量穿透鋼靶的深度、穿孔直徑以及靶面入孔狀態(tài)等參數判斷射流在試驗炸高下的破甲威力。

3.2 試驗結果分析

3.2.1試驗結果

由于聚能裝藥的破甲深度存在一定的跳動量,因此每種破片狀態(tài)進行5發(fā)試驗,求得平均穿深。部分試驗結果如圖11所示。表5所示為所有的實驗數據。

圖11 部分試驗靶柱圖Fig.11 Partial test target columns

表5 試驗結果Table 5 Test results

3.2.2結果分析

試驗數據表明:

無破片聚能裝藥對45#鋼目標靶的平均穿深為1 484 mm,大于10倍裝藥直徑,且破甲性能穩(wěn)定,一致性好,說明此結構設計合理。數值仿真得到的無破片聚能裝藥的穿深為1 478 mm,與試驗結果僅相差1%。可見,數值計算的模型可靠。

聚能裝藥帶2#破片后射流平均穿深為1 025 mm,約為7倍裝藥直徑。而數值仿真得到的2#破片裝藥穿深為1 160 mm,與試驗結果相差11%。其穿深較無破片裝藥出現(xiàn)下降約31%,可見2#破片會嚴重影響射流的破甲性能。

聚能裝藥帶1#破片后射流平均穿深為1 418 mm,約為9.7倍裝藥直徑,且破甲穩(wěn)定性較好。數值仿真得到的1#破片裝藥的穿深為1 430 mm,與試驗結果僅相差1%。其侵徹深度較無破片裝藥下降約5%,可見1#破片對射流破甲性能的影響較小。

4 結論

通過數值仿真與試驗研究相結合的方法研究了鎢合金破片對聚能裝藥射流形成及破甲性能的影響,得出如下結論:

1) 在藥型罩微元加速裝藥段布設破片會使得部分射流的速度增大,從而破壞了預先設計的射流速度梯度,導致射流在中段出現(xiàn)堆積甚至斷裂,使得射流的破甲深度降低。尤其是當裸藥柱的穿深能達到較高水平時,在藥型罩微元加速裝藥段布設的破片越多,射流的破甲深度下降越多。

2) 當裝藥結構形狀為圓柱和圓錐相結合時,由于空氣介質的存在,在藥柱的斜錐段布設破片對射流的破甲深度造成的影響較小,隨著在藥柱直柱段布設破片越多,射流的破甲深度下降越多,最大損失約50%。

3) 為了降低鎢合金破片對射流破甲深度的影響,可以在藥柱和破片之間夾裝一個聲阻抗低于炸藥的物質,爆轟波在這種物質上不會形成反射沖擊波,而透射波在破片上經過反射再傳播到爆轟產物時已相對滯后,從而降低破片對射流破甲深度的影響。