多功能彈毀傷效應的數值模擬研究

王俊惠,韓 峰,任云燕

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081)

0 引言

坦克自問世以來,就一直在戰爭中占據舉足輕重的地位,其上一般配備穿甲彈、破甲彈、殺爆彈、攻堅彈以及特種彈等類型彈種,在面對特定目標時選擇不同彈種完成作戰任務。考慮到未來戰場目標多樣性以及戰爭形勢日益復雜,而坦克本身攜彈量有限,在執行特定任務時需要考慮彈藥配比問題,且對復雜戰場不能做出靈活應對。因此,發展一種能夠實現攻堅、破甲以及殺爆3大功能的多功能彈種,改善裝備運載體系和后勤保障系統,緩解坦克攜彈量有限以及需要搭配相應數量多種彈藥的問題,最大限度提高整體作戰效率是十分必要且迫切的。

目前多功能彈丸主要功能在破甲以及殺傷兩方面,王利俠、趙玉清等[1-2]對破甲殺傷雙用途彈藥展開毀傷威力實驗,從彈丸結構及裝藥結構方面展開分析研究,提供了影響破甲殺傷雙用途彈丸殺傷威力的關鍵因素,并對彈丸設計參數進行了總結。國外目前可見集攻堅、破甲、殺傷一體的彈丸僅有美國報道的XM1147,其在2019年裝配于M1A2坦克,但還未見該彈在戰場上使用的記載。

基于未來戰場形式對多功能彈戰斗部的需求,自主設計了一種能夠同時滿足攻堅、破甲、殺傷3種功能的戰斗部結構。所設計彈丸是由同口徑殺爆彈改進得來,擁有同樣的外彈道條件,彈丸外形尺寸固定,因此著重對于彈丸內部結構尺寸進行分析研究。彈丸結構簡圖如圖1所示。

圖1 多功能彈丸結構簡圖

對于多功能彈實現攻堅與破甲這兩大功能,主要問題在于協調這兩大功能之間的矛盾關系,侵徹混凝土需要依靠彈丸自身動能撞擊靶板,因此需要彈體材料有較高的強度能夠承受侵徹混凝土時的高過載,而破甲功能侵徹鋼板依靠聚能射流在靶板上穿出一個直徑較小的孔徑,且需要一定的炸高來保證聚能射流的威力,同時彈丸前端頭部會對后續聚能射流產生干擾作用。

想要盡可能地協調攻堅與破甲兩大功能,重點在于對彈丸頭部長度L0進行分析,使其在彈丸執行攻堅功能時能夠保證彈丸侵徹的結構完整性及侵徹威力,在彈丸執行破甲功能時給藥型罩結構匹配有利炸高且降低對射流后續破甲的影響。因此對彈丸侵徹混凝土時彈丸的質量侵蝕研究尤為重要。

國內外學者對彈丸侵徹過程中彈體質量侵蝕進行了大量的研究,取得了一定的成果。20世紀90年代,美國圣地亞實驗室Forrestal與Frew[3-4]進行了大量卵形頭部彈丸侵徹混凝土靶板的實驗,分析了彈丸不同速度和不同曲徑比侵徹混凝土的侵徹深度與彈丸質量損失規律。Mu等[5]在實驗中觀察發現彈丸侵徹中質量損失主要來自于頭部。楊健超等[6]進行了不同速度侵徹不同強度混凝土的實驗,根據結果擬合出了既定材料彈體質量侵蝕同侵徹速度之間的關系。何麗靈等[7]對侵徹后剩余彈體進行金相分析,發現彈頭存在絕熱剪切帶以及熱影響區,表明絕熱剪切帶對彈體質量有一定的影響。武海軍等[8]進行了不同結構、不同材料彈體高速侵徹石灰石骨料、石英石骨料2種混凝土靶試驗研究,結果表明高速侵徹情況下彈體質量損失量與其初動量之間存在與彈體材料強度相關的近似線性關系。彈體初速度越高、彈體材料強度越低,彈體頭部侵蝕越嚴重,質量損失量越高。寧建國等[9]深入探索動能彈侵徹混凝土的內在機理,表明彈體侵蝕是多種機制共同作用的結果,彈體表面熱熔化、骨料切削、應力集中以及彈尖的破碎均會影響彈體形狀變化乃至彈體結構穩定性。

在實驗分析的基礎上,國內外學者結合理論分析,建立了彈體質量損失的模型。Silling等[10]在所做實驗基礎上,擬合試驗數據給出了彈體質量損失的表征模型,認為彈體在侵徹過程中質量損失與彈體的動能變化相關。陳小偉等[11]通過對高速侵徹彈體的質量侵蝕試驗分析,建立了質量侵蝕的工程理論模型,可預估彈體侵徹后的頭形和質量侵蝕。He等[13]基于Jones[12]的工作,得到了考慮骨料影響的彈體質量損失預測公式。歐陽昊等[14]通過對彈丸侵徹混凝土彈體質量侵蝕試驗分析,進一步討論了混凝土骨料對彈體質量侵蝕的影響,并引入混凝土骨料體積分數和骨料剪切強度代替骨料莫氏硬度,給出無量綱骨料修正因子,建立了修正的彈體質量損失工程模型。

Beissel等[15]提出了一種計算彈丸與目標面磨損導致彈丸質量損失的有限元算法,與實驗比較校準模型后,得出了彈丸侵徹深度和彈丸質量損失與撞擊速度的關系。馬天寶等[16]將質點映射算法嵌入自主開發的MMIC-2D歐拉型爆炸與沖擊問題數值模擬程序中,并加入基于熔化熱熔融理論的質量侵蝕模型,進行了數值模擬,驗證了算法的合理性。

在確保多功能彈攻堅功能基礎上,還需對破甲過程進行分析,數值模擬是一種較為方便且具有一定準確度的方法。對聚能射流進行數值模擬的研究目前主要使用ALE方法。侯秀成[17]利用數值模擬手段,研究了某一成型裝藥結構所形成射流的速度梯度,獲得了射流在不同時刻沿其長度的速度分布曲線。王國輝[18]建立了射流侵徹復合裝甲的數值仿真有限元模型,認為45°～60°的錐角比較適合作為反復合裝甲的破甲彈藥型罩錐角。

以所設計多功能彈結構為基礎建立仿真計算模型,驗證所設計結構的毀傷威力,對比不同頭部長度彈丸侵徹鋼筋混凝土時的頭部損失量,得出滿足彈丸侵徹混凝土威力條件下的有利頭部長度值,為藥型罩形成射流提供有利炸高,并比較不同錐角與壁厚對射流成型和侵徹威力的影響。

1 彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板的數值模擬

1.1 有限元模型建立

使用LS-DYNA軟件對多功能彈侵徹鋼筋混凝土靶板進行數值模擬。由于靶板與彈丸都是對稱結構,可使用四分之一三維模型,所建立的數值計算模型如圖2所示。彈丸直徑為125 mm,長徑比為4,彈丸頭部CRH為3,改變L0長度分別為70、65、60、55、50 mm,仿真計算L0對多功能彈侵徹鋼筋混凝土時彈丸結構以及侵徹深度的影響,同時根據原殺爆彈外彈道條件彈丸碰靶速度為650 m/s;靶板采用C40鋼筋混凝土,長寬均為1 000 mm,厚度為1 500 mm,在其中鋪設30層網孔大小為125 mm×125 mm、直徑為12 mm的鋼筋。彈丸碰撞位置設置在鋼筋網眼的中心位置。彈丸與靶板之間采用面面侵蝕接觸。

圖2 多功能彈侵徹靶板仿真模型

1.2 材料模型

彈體材料為4340鋼,采用PLASTIC-KINEMATIC隨動/各向同性硬化模型,該模型與應變率有關,且考慮了失效、應變率對強度的影響,具體材料參數如表1。

表1 4340鋼仿真材料參數

使用JOHNSON-HOLMQUIST-CONCRETE材料模型來描述混凝土。該模型可較好模擬混凝土在彈丸沖擊作用下產生的損傷、破碎及斷裂現象,具體參數如表2,其單位制為cm-g-μs。

為使HJC模型對模擬混凝土材料拉伸破壞有一定的能力且可以正確反映混凝土受彈體侵徹時的破壞現象,使用LS-DYNA中自帶侵蝕模型MAT-ADD-EROSION,設置混凝土拉伸失效破壞閾值,合理刪除已失效單元,能夠在一定程度上反映混凝土自由面層裂的典型破壞現象。

表2 混凝土仿真材料參數

1.3 數值模擬計算結果

頭部侵徹體長度L0為70 mm時的數值計算彈丸侵徹混凝土時間歷程圖如圖3所示。靶板破壞區仿真與實驗對比圖如圖4所示。

圖3 多功能彈數值模擬結果(靶板應變云圖)

(a)、(c)為數值模擬破壞形式;(b)為文獻[19]中結果圖

由圖中可看出鋼筋對靶板前后坑的破壞有較大的抑制作用,在彈丸正侵徹混凝土時,由于拉伸波在界面反射造成破壞,前后坑破壞區一般呈現為圓錐形,深度約為2倍彈徑,表面破壞區半徑約為4～5倍彈徑[20],而由于鋼筋的存在,圖示中前后坑破壞區深度明顯降低,坑深度被限制在第一層鋼筋鋪設面,破壞區形狀可看出呈淺碟狀,但總體受到網眼尺寸限制,數值模擬結果與實驗中破壞形狀相比誤差較小,從靶表面破壞區大小來看,實驗中彈坑直徑可達到彈丸直徑的7～8倍,仿真中由于靶板所設失效影響,在迎彈面靶板材料并未脫落,但在首層鋼筋所在平面可觀察到靶板失效區域約為彈徑的5～6倍,剔除靶板迎彈面表面材料粘連的影響,仿真結果仍然具有一定的參考價值。

改變彈丸頭部長度,得出不同頭部初始長度下彈丸速質量曲線與彈丸度曲線如圖5所示。做出不同頭部長度下的彈丸侵徹深度,剩余速度與彈丸質量侵蝕如表3。 彈丸頭部剩余長度隨初始長度變化曲線如圖6所示。

圖5 彈丸侵徹質量與速度時間歷程圖

表3 多功能彈侵徹鋼筋混凝土結果

圖6 彈丸頭部剩余長度隨初始長度變化曲線

由圖表分析可知,彈丸在各結構下均可侵徹1.5 m厚鋼筋混凝土靶板,在侵徹完成后有約100 m/s的剩余速度,質量侵蝕均在1.5%左右,頭部剩余長度隨著彈丸初始頭部長度的減小而線性減小。

由此可得,彈丸在相同速度和CRH值條件下,侵徹過程中彈丸剩余速度和質量損失比例基本趨于穩定,彈丸頭部剩余長度隨彈丸初始長度呈線性變化,靶板在被侵徹后整體破壞面趨于一致,迎彈面呈淺碟形坑,背板有一定圓錐形趨勢,總體大小約等于網眼尺寸大小。

以上分析僅針對彈丸正侵徹撞擊鋼筋網眼中心位置(圖7(a)),為進行全面分析,另取彈丸撞擊鋼筋網網眼中單根鋼筋(圖7(b))與鋼筋交點處(圖7(c))2處位置進行數值計算分析。

圖7 彈丸撞擊鋼筋位置示意圖

彈丸撞擊單根鋼筋數值模擬計算結果如表4(單位為mm)。從表中可看出彈丸撞擊位置為單根鋼筋時,侵徹深度較彈丸未碰撞鋼筋明顯下降,頭部剩余長度大幅下降,在初始頭部長度為60、55、50 mm時彈頭已出現明顯破壞,無法保持彈丸整體結構的完整性,侵徹結束時彈頭形狀與靶板破壞區域示意圖如圖8。同時也可看出,彈丸在撞擊單根鋼筋時,會產生一定程度的彈道偏轉現象,偏轉角度約5°左右,也導致了彈丸頭部不對稱的破壞,在總體表現上對彈丸侵徹深度有一定影響。

表4 多功能彈各結構撞擊單根鋼筋計算結果

彈丸撞擊鋼筋交叉位置時數值模擬計算結果如表5(單位為mm)。可看出彈丸撞擊位置為鋼筋交叉處時,侵徹深度與彈丸撞擊單根鋼筋時相近,均為1 200 mm左右,頭部初始長度為70 mm和65 mm時剩余長度較撞擊單根鋼筋減小,頭部初始長度為60、55、50 mm時,頭部分別在侵徹深度達到938.9、822.2、688.5 mm時形成剪切破壞,無法保持彈丸結構完整性,彈頭破壞示意圖如圖9所示。與彈丸撞擊單根鋼筋時不同,正撞擊鋼筋交叉位置時,彈丸侵徹彈道未發生偏轉現象,彈丸頭部破壞也具有一定的對稱性。

圖8 彈丸撞擊單根鋼筋位置彈頭與靶板破壞示意圖

表5 多功能彈各結構撞擊鋼筋交叉位置計算結果

圖9 彈丸撞擊鋼筋交叉位置彈頭破壞示意圖

由以上數值模擬計算結果分析可得,不同頭部長度對靶板毀傷作用影響較小,主要對彈丸侵徹過程中結構完整性有較大影響,綜合考慮彈丸不同姿態與攻角侵徹鋼筋混凝土靶板的情況與侵徹體長度變化對后續射流成型及破甲深度的影響,將多功能彈頭部長度L0設為70 mm,則藥型罩炸高被限制為214.5 mm。

2 多功能彈破甲功能的數值模擬

2.1 有限元模型建立

在保證多功能彈侵徹鋼筋混凝土威力的同時,考慮彈丸的破甲作用,由于已確定彈丸頭部長度,因此藥型罩炸高也被確定,主要分析藥型罩錐角與壁厚對射流成型和破甲威力的影響。

藥型罩的聚能裝藥結構是旋轉體,可采用平面1/2模型,使用ALE算法,其中炸藥、藥型罩、空氣使用歐拉算法,彈丸殼體、彈丸頭部、靶板使用拉格朗日算法,各部件間作用采用流固耦合算法進行實現。炸藥與藥型罩可使用關鍵字*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY來進行填充,最終計算模型如圖10所示。炸藥設置為單點起爆,起爆點位于炸藥與殼體接觸彈底部中心位置。靶板厚度設置為480 mm,直徑設置為120 mm。計算單位制為cm-g-μs。

圖10 多功能彈破甲數值模擬計算模型

2.2 材料模型

炸藥材料為8701,用高能炸藥爆轟模型來表示炸藥的材料模型,并采用JWL狀態方程,炸藥參數見表6。藥型罩采用Steinberg材料模型,其較之Johnson-Cook模型能夠更加全面地考慮材料動態性能下屈服強度,且材料的剪切模量以及屈服強度與外界壓力和環境溫度之間的關系也在考慮范圍內,同時也會考慮材料的熔化溫度受高壓的影響。因此在數值模擬中同實驗結果的匹配性很高。紫銅藥型罩材料模型參數見表7。

表6 8701炸藥仿真材料參數

表7 紫銅仿真材料參數

殼體及靶板材料均為鋼,隔板材料采用塑料,使用應變率相關和失效相結合的各向同性塑性隨動硬化模型,各材料參數如表8所示。

表8 靶板、殼體及隔板仿真材料參數

2.3 數值模擬計算結果分析

圖11中給出了藥型罩錐角為50°、壁厚為2 mm時所形成的射流在彈丸內成型、射流穿出彈丸以及射流貫穿靶板3個時刻的射流形態示意圖。

圖11 不同時刻射流形態示意圖

根據后處理結果,射流在侵徹貫穿480 mm厚鋼靶板之后,射流頭部具有2 114 m/s的剩余速度,能夠滿足初步預設戰術技術指標要求,在此基礎上比較不同錐角與壁厚對藥型罩形成射流的影響。

依據上述計算分析模型,改變藥型罩錐角為55°、60°、65°、70°,比較在不同錐角條件下,射流在彈丸內成型過程、侵徹前射流速度質量分布情況以及射流侵徹靶板的威力。表9給出了不同錐角射流成型后形態及侵徹靶板對比結果。

表9 不同錐角射流成型形態及侵徹靶板對比

從上表中可看出藥型罩錐角在50°～70°時,隨著錐角的增大,射流最大速度隨之減小,頭部質量少許增加,整個射流形態趨向于短粗,速度梯度減小,射流在侵徹貫穿480 mm厚鋼靶板之后均有1 000 m/s以上剩余速度,靶板最大孔徑也隨著藥型罩錐角的增大而減小。另可發現藥型罩錐為50°～60°時,射流貫穿靶板后剩余速度相差較小,靶板孔徑近似,但當錐角為60°時,射流速度梯度較小,質量分布較均勻,射流穩定性較好,因此選取藥型罩錐角為60°進行藥型罩壁厚對射流成型影響的分析。

在確定錐角為60°條件下,通過改變藥型罩壁厚依次為1、1.5、2、2.5、3 mm,使用數值模擬仿真聚能射流成型過程,所形成射流形態如表10所示。通過對比發現,在藥型罩錐角及其余結構確定條件下,隨著藥型罩壁厚的增加,射流頭部最大速度隨之減小,射流長度方向速度梯度增加,射流整體長度略有增加,這是由于壁厚的增加,射流的質量與直徑也隨之增加,爆轟波沿藥型罩壁厚方向的衰減會造成頭部速度與平均速度的降低。不同錐角與不同壁厚射流速度沿長度分布曲線如圖12所示。

表10 不同壁厚射流成型形態對比

圖12 不同錐角與不同壁厚射流速度沿長度分布曲線

3 結論

1) 對彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板威力進行了研究,通過數值模擬比較得出鋼筋對混凝土迎彈面破壞區成坑深度有較大削弱作用,靶板開坑深度基本被限制于首層鋼筋網鋪設面,彈坑呈淺碟狀,靶板首層鋼筋所在平面失效區域直徑約為5～6倍彈徑。同時彈丸正侵徹鋼筋混凝土靶板撞擊鋼筋位置對侵徹深度有較大影響,彈丸直接接觸鋼筋時所受阻力要大于未直接接觸鋼筋時的阻力,侵徹深度下降,且當彈丸撞擊單根鋼筋時,彈丸侵徹彈道會發生一定偏轉,彈頭發生不對稱磨蝕。

2) 通過對彈丸侵徹鋼筋混凝土靶板的數值模擬,觀察比較得出彈丸侵徹時,在相同CRH和相同速度條件下彈丸質量侵蝕比例相差不大,彈頭侵蝕質量絕對值差距較小,彈丸剩余頭部長度與彈丸初始頭部長度線性相關,因此合理設置彈丸頭部尺寸可使彈丸在保持結構完整性條件下貫穿靶板且對彈丸內藥型罩形成聚能射流提供有利炸高。

3) 針對多功能彈破甲功能,用數值模擬對不同錐角和壁厚藥型罩射流成型、穿出彈丸以及侵徹靶板過程進行計算,得出當藥型罩錐角在50°～70°時,隨著藥型罩錐角變大,所形成的射流頭部最大速度下降,射流速度梯度下降,長度變短,整個射流形態更為短粗,射流頭部質量占比增加。在錐角給定時,改變藥型罩壁厚為1、1.5、2、2.5、3 mm,數值計算結果表明,隨著藥型罩壁厚的增加,導致射流質量增加和沿壁厚方向爆轟波的衰減,所形成射流的頭部速度降低,速度梯度增加,射流整體長度變化量較小。