新型聚能裝藥球缺藥型罩的優化設計

徐夢林,印立魁,盛 鵬,馬 林,楊 芮,付建平 ,王維占

(1.中北大學 機電工程學院, 太原 030051; 2.中北大學 地下目標毀傷技術國防重點學科實驗室, 太原 030051; 3.南陽北方紅宇機電制造有限公司, 河南 南陽 474675; 4.中國兵器工業試驗測試研究院, 陜西 華陰 714200)

0 引言

聚能裝藥作為一種產生高能量密度的技術,在軍事領域得到了廣泛的應用[1-2]。現代戰場軍事目標復雜多樣,通過適當技術途徑使一種戰斗部具有多種毀傷模式,并根據目標類別可選擇地以最佳方式進行毀傷具有重要的應用價值[3]。

基于此,多模聚能裝藥結構成為很多學者的研究對象。徐斌等[4]提出一種新型聚能裝藥結構,通過添加直線型輔助裝置改變射流碰撞區域,分析了該輔助裝置對形成桿式射流的可行性;徐文龍等[5-6]針對其提出的超聚能射流裝藥結構進行分析,研究了相關侵徹體的成型及侵徹機理,能兼顧高穿深和大開孔;王一凡等[7]基于文獻[4]的輔助裝置進行改進,探究了輔助裝置的結構參數對侵徹體成型的影響。

新型聚能裝藥結構中的輔助裝置和藥型罩對聚能侵徹體的成型都有重要影響。本文中針對文獻[7]的裝藥結構,對藥型罩材料、結構參數對新型裝藥侵徹體的性能影響進行了深入的仿真研究,得到相關規律,能為該型聚能裝藥藥型罩的設計優化提供參考。

1 戰斗部結構

新型聚能裝藥結構是由傳統裝藥結構和外接輔助裝置組成,具體結構如圖1所示。由殼體、B炸藥、藥型罩、輔助裝置等組成。裝藥直徑D=60 mm,罩頂裝藥高度H=50 mm,藥型罩為等壁厚球缺罩,壁厚為h,球缺曲率半徑為R。輔助裝置內外半徑均為69.08 mm,橫向寬度為4 mm,開口直徑為7 mm。

2 數值模擬

2.1 有限元模型、材料模型和參數

用LSDYNA-2D對新型聚能裝藥進行仿真。仿真模型如圖2所示。仿真模型是軸對稱結構,采用軸對稱模型。模型中炸藥、藥形罩、空氣采用ALE算法,殼體和輔助裝置采用lagrange算法,它們之間采用流固耦合算法[8],網格尺寸為1 mm。單位制采用cm-g-μs,起爆方式采用端面中心點起爆。

圖1 新型聚能裝藥幾何模型示意圖

圖2 裝藥結構1/2仿真模型

炸藥為8701,采用HIGH_EXPLOSIVE_BURN材料模型和JWL狀態方程來描述;

其中:E為單位初始體積內能;v為比體積;A、B、R1、R2、ω為常數,其中,方程式右端第1項在高壓段起作用,第2項在中壓段起主要作用,第3項在低壓段起主要作用[9]。炸藥為8701主要參數值如表1所示,取自文獻[10]。

表1 8701材料參數

藥型罩主要參數值見表2[11-12];殼體材料為鋼,材料參數見表3,空氣為NULL模型和GRUNEISEN狀態方程共同描述[13];輔助裝置材料選用高密度鎢,選用PLASTIC_KINEMATIC材料模型,參數見表4,取自文獻[14];靶板材料為45#鋼,具體參數見表5[15-16]。

表2 銅、鉭、鐵3種藥型罩材料參數

表3 鋼殼體材料參數

表4 鎢材料參數

表5 45#鋼靶材料參數

為了驗證模型參數的可靠性,進行了數值模擬驗證,將數值模擬數據與文獻[17]中的試驗數據進行對比,具體對比結果見圖3。

圖3 數值模擬與試驗數據對比Fig.3 Comparison of numerical simulation and experimental data

從圖3可知,仿真結果數據與文獻[17]的試驗數據之間,最大相對誤差為8.62%,最小相對誤差為0.63%。數值模擬結果與文獻[17]數據吻合性較好,為后續研究開展奠定基礎。

2.2 新型聚能裝藥成型過程數值模擬

新型聚能裝藥成型受球缺藥型曲率、壁厚及材料的影響。現以球缺曲率R為1.5D、壁厚為0.05D的銅球缺藥型罩作為示例(圖4),來展示新型聚能裝藥成型的數值過程。圖5為無輔助裝置聚能裝藥成型過程,其藥型罩結構參數與材料皆與圖4一致。

圖4為新型聚能裝藥成型過程。在16 μs時,藥型罩在爆轟產物作用下,開始壓垮。輔助裝置因離炸藥位置較遠,且材料密度大,初始位置和姿態受爆轟產物作用影響較小,故保持相對靜止狀態;24 μs時,藥型罩形成了初始形態的EFP(爆炸成型彈丸)。在32 μs時,EFP撞上輔助裝置。在收口結構的輔助裝置作用下,EFP開始向內匯聚、碰撞加速,使得EFP速度梯度進一步擴大,長徑比增大,開始向JPC(桿式射流)或JET(射流)轉變。40 μs時,輔助裝置變形失效,EFP完成了向JPC(桿式射流)或JET(射流)的轉變,形成了穩定形態的JPC(桿式射流)或JET(射流),實現了毀傷元間的轉換。

圖4 新型聚能裝藥成型過程

圖5為無輔助裝置聚能裝藥成型過程。在24 μs前,成型過程與圖4一致;32 μs時,形成了EFP侵徹體;在40 μs時,EFP尾裙內縮,形成了穩定的侵徹形態。

圖4和圖5成型過程對比可知:新型聚能裝藥結構中的輔助裝置,能使EFP轉化成JPC或JET,實現了毀傷元間的轉換。

3 結果及分析

3.1 球缺曲率對射流成型及侵徹性能的影響

為了探究球缺曲率R對新型裝藥結構射流成型的影響,在藥型罩壁厚為h=0.05D(mm),罩材為銅,罩頂裝藥高度為50 mm,輔助裝置結構、材料參數不變的條件下,僅改變藥型罩球缺曲率R,依次進行數值模擬,具體結果見表6。其中R/D為無量綱球缺曲率與裝藥直徑的比值;Va、Vb為射流頭、尾部速度;射流頭、尾部直徑為Da、Db;L為射流長度;S為侵徹45#鋼靶極限深度(炸高為2D)。

表6為不同球缺曲率條件下,40 μs時刻射流形態參數與速度云圖。

由表6分析可知:在藥型罩壁厚為3 mm,材料為銅,輔助裝置結構、材料參數不變的條件下,R/D的取值不同,會產生JPC(桿式射流)或JET(射流)2種不同的聚能射流形態。R/D值<2時,新型聚能裝藥會形成JPC(桿式射流),當R/D值≥2時,則形成JET(射流)。

取表6中R/D=1.75、2.25兩組典型工況,從26～34 μs,新型聚能裝藥形成EFP(速度云圖)與輔助裝置作用過程,具體見圖6。

表6 不同球缺曲率條件下仿真結果對比

圖6 R/D=2.25、1.75典型工況侵徹體與輔助裝置作用過程圖

從圖6可知,在R/D=1.75工況中,輔助裝置與形成的EFP相互作用,最終使得EFP轉換成了JPC(桿式射流);而在R/D=2.25工況中,輔助裝置使EFP轉換成了JET(射流)。從圖6中可看出,在28 μs時刻,相比R/D=2.25工況而言,R/D=1.75工況形成的EFP,在輔助裝置開口中心區域的速度梯度更大,在通過輔助裝置收口結構時,因存在較大的速度差,EFP中心區域質量會率先通過收口,兩側的質量與其進行擠壓、碰撞加速不夠充分,故而產生頭部速度較小、直徑較大的桿式射流。而R/D=2.25工況形成的EFP,在輔助裝置開口中心區域的速度梯度較小,在通過輔助裝置收口結構時,EFP中心區域質量會與兩側的質量進行充分的匯聚、擠壓、碰撞加速,使得頭部速度明顯增大,速度梯度增大,最終形成射流。由表6可知,隨著R/D取值的不斷增大,在28 μs時刻形成的EFP,在輔助裝置開口中心區域速度梯度越小,EFP在輔助裝置收口結構處的碰撞加速效果越明顯,越容易形成射流。所以,可推想,在輔助裝置結構參數確定的條件下,必然存在一個使得桿式射流轉變為射流R/D臨界值。R/D=2即屬本文轉變臨界值。

圖7為射流頭部速度Va隨R/D變化曲線圖。從圖7得知,隨著R/D值的不斷增大,射流頭部速度先迅速增加,后緩慢下降。在R/D值為2.5時,射流頭部速度達到最大值 7 310 m/s。在R/D值≤2.5時,隨著R/D值的增大,射流頭部速度的增大,是由于輔助裝置收口結構對射流頭部速度的增益效果。當R/D值>2.5,R/D值的繼續增大,使得形成的EFP在與輔助裝置作用前,尾翼不斷增大,尾翼動能在總能量中占比不斷增大,使得有效形成射流部分的動能減少,故而使得射流頭部速度緩慢下降。

圖7 射流頭部速度Va隨R/D變化曲線

圖8為侵徹深度S隨R/D變化曲線圖。由圖8得知,隨著R/D值的不斷增大,極限侵徹深度S的變化趨勢大致為:先快速增加,后緩慢下降。在R/D值為2.5時,極限侵徹深度S達到最大值263.8 mm,近4.4倍裝藥直徑。R/D值從1.25增加至1.75時,極限侵徹深度S快速增加;當R/D值從1.75增加至2.25,極限侵徹深度S基本保持不變,R/D值從2.5增加至4時,極限侵徹深度S緩慢下降,最終基本保持不變。極限侵徹深度S、射流頭部速度Va隨R/D變化趨勢基本保持一致。

圖8 侵徹深度S隨R/D變化曲線圖

3.2 藥型罩厚度對射流成型及侵徹性能的影響

為了探究藥型罩厚度h對新型聚能裝藥成型影響,在R/D為2.5,藥型罩材料為銅,罩頂裝藥高度為50 mm,輔助裝置結構、材料參數不變的條件下,僅改變藥型罩厚度h,依次進行數值模擬,具體結果見表7。

由圖9分析可知:侵徹深度S隨著h/D值的增大,先增大,后減少。h/D從0.017增加到0.033,侵徹深度不斷增加;當h/D為0.033時,侵徹深度S達到最大值292.1 mm,約為5倍裝藥直徑;h/D繼續從0.033增加到0.1,侵徹深度S不斷下降。之所以如此,主要有3方面原因:在裝藥量一定的條件下,藥型罩厚度h越小,與輔助裝置作用前所形成的EFP速度越高,在輔助裝置收口匯聚作用下,射流頭部速度提升效果越明顯;藥型罩厚度h越小,所形成的EFP與輔助裝置作用之后,產生射流的杵體質量越小,提高了射流有效侵徹質量;當藥型罩厚度小至h/D=0.033時,若繼續減少,與爆轟產物、輔助裝置作用后,藥型罩剩余質量過少,降低了射流的侵徹能力。綜上,藥型罩厚度為h=0.033D時,侵徹效果最優。

表7 不同藥型罩厚度條件下仿真結果對比

圖9 侵徹深度S隨h/D變化曲線

3.3 藥型罩材料對射流成型及侵徹性能的影響

為了探究藥型罩材料對新型聚能裝藥射流成型及侵徹性能影響,在R/D為2.5,藥型罩厚度h=0.033D,罩頂裝藥高度為50 mm,輔助裝置結構、材料參數不變的條件下,僅改變藥型罩材料,依次進行數值模擬,具體結果見表8。

表8 不同藥型罩材料條件下仿真結果對比

由圖10可知,藥型罩材料為銅時,形成的射流侵徹深度最大,S=292.1 mm;鐵藥型罩形成的射流侵徹深度次之,S為259.3 mm;鉭藥型罩形成的侵徹體,侵徹性能最差,侵徹深度S=226.7 mm。鉭材料藥型罩形成的侵徹體,因材料的流動性較差,在輔助裝置收口結構作用下,材料的碰撞加速效果不明顯,以致侵徹性能較差。所以,新型裝藥結構球缺藥型罩采用銅材料侵徹性能最優。

圖10 藥型罩材料與侵徹深度S關系柱形圖

4 結論

運用LSDYNA-2D對新型聚能裝藥結構進行系列數值模擬,采用控制變量法,探究出藥型罩材料、結構參數等因素對新型裝藥結構性能的具體影響,進而對球缺藥型罩進行優化設計,得出以下結論:新型聚能裝藥結構中的輔助裝置,能使EFP轉化成JPC或JET,實現了毀傷元間的轉換;球缺藥型罩曲率R<2D,新型聚能裝藥會形成JPC(桿式射流),球缺藥型罩曲率R≥2D時,則形成JET(射流);球缺藥型罩最優結構參數與材料組合為:球缺曲率R=2.5D、厚度h=0.033D、銅藥型罩材料。此時,侵徹深度S達到最大值 292.1 mm,約為5倍裝藥直徑。