兩種結構藥型罩對MLEFP成型及毀傷效能的影響研究

鄭賀齡,岳明凱,馬 超,杜忠華

(1.沈陽理工大學 裝備工程學院, 沈陽 111000;2.南京理工大學 工程技術研究院,南京 210094;3.南京理工大學 機械工程學院, 南京 210094)

0 引言

隨著近年來制導控制與高效毀傷技術的飛速發展,精確制導與不敏感彈藥的組合在軍事強國各軍種中裝備的比例正在快速提升,其具備精度高、體積小、速度快、威力大、抗打擊能力強等特點,傳統的防空反導彈藥以預制破片、桿條類為主,雖然該類彈藥比較完善,但對來襲的厚壁殼體不敏感彈藥往往只能造成部分解體或偏航,不能完全解除威脅[1],但是爆炸成型彈丸(EFP)具有更高的打擊比動能以及良好的氣動外形,可直接“擊爆”來襲目標的戰斗部,對于反厚壁類精確制導彈藥具有重要的意義[2]。線性周向爆炸成型彈丸(MLEFP)不僅具備了傳統EFP的所有優點,而且具有分布密度高的特點,目前對于MLEFP的研究主要在壁厚、曲率、材料等方面,尹建平等[3]研究發現,采用變壁厚球缺形藥型罩的成型比等壁厚球缺形藥型罩的成型效果更好,基于現有研究現狀,為提高藥型罩的毀傷能力,設計了變壁厚球缺形藥型罩與變壁厚大錐角形藥型罩的結構并開展對比研究,為防空反導戰斗部的設計提供參考價值。

1 周向MLEFP戰斗部結構設計

本研究設計的戰斗部結構如圖1所示。整個結構呈中心對稱,起爆方式與傳統EFP不同,采用兩端中心同時起爆。該結構由上蓋、鋁包套、炸藥柱、底蓋、藥型罩組成,其中藥型罩、頂蓋、底蓋和鋁包套采用焊接的方式進行固連。頂蓋與底蓋的作用是在炸藥引爆后,密封氣體的作用,鋁包套的作用是在炸藥引爆時,使炸藥產生的爆轟波更好的形成反射波從而實現波的疊加,同時可以使每條EFP更加均勻的分散開,既能提高單條EFP的威力,又能更好的提高分散密度。

圖1 戰斗部結構(球缺型罩)

對球缺形藥型罩進行結構優化,為保持研究變量為一,其余結構均未發生變化,結構如圖2所示。

圖2 戰斗部結構(大錐角罩)

由于周向MLEFP戰斗部一次可產生多個具有不同飛行方向的侵徹體,所以要求精度較低,但命中率高,可實現對周向目標的高效毀傷[4]。

2 MLEFP成型數值模擬

2.1 數值模擬計算模型建立與網格劃分

利用Autodyn軟件對兩端中心起爆條件下MLEFP戰斗部成型過程進行模擬,將戰斗部結構導入到Hypermesh軟件中進行網格劃分,頂蓋、底蓋、炸藥、包覆套、藥型罩的單元類型均采用3D-Solid164,網格單元均采用八節點六面體,單位制采用mm-mg-ms,為了節省計算時長,模型采用1/4模型進行數值模擬,其中頂蓋與底蓋的網格尺寸為3 mm,炸藥、鋁包套、藥型罩網格尺寸均設置為2 mm,空氣網格尺寸為2.5 mm,將劃分好網格的Part以K文件的形式導入到Autodyn軟件中,并將空氣、炸藥進行耦合,將炸藥由拉格朗日網格轉換為歐拉網格,并在空氣的外表面設置FLOW_OUT流出邊界,藥型罩等零件均采用拉格朗日網格,最終建立的仿真模型如圖3所示。

圖3 仿真模型(球缺罩為例)

2.2 材料模型與狀態方程

由于整個爆轟過程均屬于高溫高壓范疇,因此,爆轟產物作用于周向MLEFP藥型罩的過程相當復雜,理論計算很難求解描述出MLEFP的成型過程[5]。但是有限元技術已經較為成熟,為更好的描述MLEFP的成型過程,材料的本構方程與狀態方程的選取是有限元準確與否至關重要的因素。本次研究中,藥型罩的材料為紫銅,包覆套、頂蓋的材料為鋁合金,底蓋的材料為鎢合金,都屬于傳統金屬材料,所以選用Johnson_Cook本構模型和Mie-Gruneisen狀態方程。

Johnson_Cook材料模型具體表達式為[6]:

式中:σeq為質點在當前應變、應變率、溫度下的等效流動應力;A為材料屈服極限相關常數;B為材料應變強化系數;C為材料應變率強化系數;n為應變強化指數;m為材料熱軟化指數;ε為等效塑性應變,ε*為無量綱應變率,滿足ε*=ε/εquasi,其中εquasi是準靜態應變率;T*為無量綱溫度,滿足T*=(T-Ta)/(Tm-Ta),其中T、Ta、Tm分別是當前溫度、環境溫度(一般為294 K)、參考溫度(一般為熔點)。

Mie-Gruneisen狀態方程簡化表達式為[6]:

式中:ρ0為材料初始密度;C0為vs-vp(沖擊波波速—質點速度)曲線的截距;S1為vs-vp;曲線斜率系數;μ1=(ρ/ρ0)-1,ρ為當前時間步下對應的材料的密度;γ0為Gruneisen參數;α為γ0的修正系數;E為材料內能。

損傷模型采用Johnson_Cook損傷模型[6]:

2.3 MLEFP仿真結果

對于兩種不同結構的藥型罩,周向MLEFP均采用兩端中心起爆的方式,炸藥引爆以后,其可以向不同的方向形成40個爆炸成型彈丸,球缺形藥型罩的成型效果如圖4所示。大錐角形藥型罩的成型效果如圖5所示。

表1 材料模型參數

表2 炸藥材料參數

圖4 球缺形藥型罩成型過程

圖5 大錐角形藥型罩成型過程

對比圖4、圖5兩種結構MLEFP的成型過程,可以發現在兩端中心起爆時,產生的爆轟波在藥型罩中間發生匯聚,由于爆轟波的疊加使藥型罩中間的壓力顯著高于兩邊,所獲得的能量也高于兩邊(如圖6所示)。藥型罩中間的速度因此高于兩邊的速度,并且在飛行過程中,不斷地向藥型罩中軸線靠攏,最終形成閉合的爆炸成型彈丸。

圖6 成型過程壓力變化示意

圖7給出了2種結構的藥型罩在成型過程中單條EFP的速度變化趨勢,在0.05 ms時,速度達到最大,且以最大速度繼續飛行,對于大錐角形藥型罩的速度最高可到1 300 m/s,而球缺形藥型罩的最高速度為1 100 m/s。

圖7 2種結構藥型罩成型速度對比

對于兩結構成型后有效侵徹體對比如圖8所示。球缺形藥型罩的有效侵徹體呈實心“錘”狀,較為緊實,而大錐角形藥型罩的有效侵徹體呈不規則的“扁口”狀,分別對有效侵徹體的質量進行測量,大錐角形藥型罩的有效侵徹體的質量比球缺形藥型罩的有效侵徹體質量多5.3 g,綜上大錐角形藥型罩的結構優于球缺形藥型罩的結構。

圖8 2種結構有效侵徹體對比

3 MLEFP飛行過程理論分析

在飛行過程中,由圖6可知,藥型罩內壁受到的壓力不同,形成速度差,最終翻轉閉合,依據爆轟波驅動理論,對形成速度差的過程進行分析(如圖9所示)。

圖9 藥型罩飛行壓垮閉合分析模型

取藥型罩任意一塊微元,其翻轉速度及壓垮角為:

V0=V01sin(φ-δ)i-(V01cos(φ-δ1)+

V02cos(β-δ2))j+V02sin(β-δ2)k

式中:V01與V02分別為Z軸方向和XOY面上的翻轉速度;δ1和δ2為對應的壓垮角;V01為最終使藥型罩閉合的主要原因,V02為藥型罩飛行拉伸的主要原因。當在兩端起爆時,爆轟波在藥型罩軸線處碰撞,并以爆速Ds直接作用于藥型罩的中心,促使藥型罩中心的壓力急速上升,同時隨著炸藥稀疏波的進入,爆轟壓力沿藥型罩中軸線向藥型罩的兩端擴散,因此兩端獲得較小的壓力,藥型罩中部與兩端形成速度差。

藥型罩成型后決定其侵徹威力的重要因素是藥型罩的速度與有效侵徹體質量,速度越高,動能越大,侵徹能力越強,由于周向MLEFP的成型因素眾多,而且每單條EFP之間也會相互影響,故在求解周向MLEFP的飛行速度時會較復雜,故從計算可行性角度出發,將三維問題轉化為二維平面問題,并將周向MLEFP結構進行簡化,去除端蓋與鋁套結構,將藥性罩看成等壁厚藥性罩,僅考慮爆轟波一次反射,計算模型如圖10所示。

圖10 速度計算模型

爆轟完成時作用于藥型罩的沖量I為[7]:

式中:ρ0為炸藥密度;D為炸藥爆速;k為與炸藥相關的常數,一般取3;L為藥型罩的長度;a為藥型罩的寬度;將藥型罩任取一微元體,其坐標為(x,y)。

由動量定理I=m(x)V(x)可得[7]:

式中:ρ為藥型罩材料密度;δ為與藥型罩壁厚相關的函數。

將Vx分解為Vx(x)與Vy(x),其中Vx(x)是造成藥型罩拉伸及翻轉的主要因素,也稱為飛行速度,Vy(x)是造成藥型罩向軸線方向匯聚及閉合的主要因素,也稱為閉合速度[7]。

式中:α=arctany,是Vx與y軸的夾角(見圖10)。

當藥型罩完全閉合時,Vy(x)=0,故對藥型罩微元體在x方向上利用動能定理得[7]:

式中:V為藥型罩成型時的穩定飛行速度。

將設計的2種戰斗部結構的相關數據代入上式中,得到藥型罩成型的理論飛行速度如表3所示。

表3 理論計算飛行速度結果

分析表3中數據,理論計算結果略大于仿真計算結果,原因是:① 理論計算中爆炸所產生的能量全部轉化為藥型罩的動能與變形能,而實際中會有能量的損耗;② 將模型進行了簡化,導致爆轟波直接作用于藥型罩,實際中,鋁套及端蓋會對爆轟波產生發射波,從而發生波的疊加;③ 理論計算中未考慮稀疏波的存在;④ 藥型罩看成等壁厚,未準確計算變壁厚的情況;⑤ 數值模擬計算軟件自身的不可控因素。

4 戰斗部威力試驗驗證

對變壁厚大錐角形藥型罩進行威力試驗,選取大錐角變壁厚藥型罩進行威力試驗,圖11為組裝好的戰斗部。圖12為試驗現場布置情況,戰斗部放置在木凳上,靶板采用3塊距離戰斗部20 m,厚55 mm的30CrMnSi鋼板與1塊厚15 mm的Q235鋼板。引爆戰斗部后對其侵徹深度與開孔大小進行測量。

圖11 戰斗部結構(左)與添加殼體的戰斗部(右)

圖12 試驗現場布置

圖13為引爆戰斗部后靶板穿孔的分布情況。由圖13可發現,靶孔分布較均勻,均為一個主侵徹孔(有效侵徹體侵徹),兩個由于MLEFP成型過程中尾部拉斷后形成的碎片對靶板的侵徹孔,說明MLEFP成型以后的分布較理想,經過測量30CrMnSi鋼板的侵徹深度與開孔尺寸,最低侵徹深度為16 mm,開孔尺寸為32 mm,最高侵徹深度為21 mm,開孔尺寸38 mm,對于Q235鋼板經過測量全部被擊穿,平均開孔深度35 mm(如圖14所示)。

圖14 15 mm Q235鋼板全部被擊穿

試驗結果表明:靶板上彈坑的形狀與數值模擬中的MLEFP的成型形狀基本吻合,有效侵徹體均可近似看作實心扁平狀;MLEFP的成型較理想,飛行穩定性較好,具有良好的毀傷能力。

5 結論

1) 由數值模擬及爆轟波理論分析可知使彈丸成型的主要因素是藥型罩頂點與藥型罩兩邊的軸向速度差,在爆炸載荷的作用下,周向MLEFP戰斗部能夠在多個方向形成具有毀傷能力的EFP,且具有良好的飛行穩定性,極大地提高了戰斗部的毀傷概率與毀傷效能。

2) 對比球缺形藥型罩與大錐角形藥型罩,二者有效侵徹體的形狀均近似為實心錘狀,但是大錐角型藥形罩有效侵徹體的橫截面積大于球缺形藥型罩,且有效侵徹體的質量高于球缺形藥型罩,在侵徹威力上,大錐角形藥型罩的侵徹深度高于球缺形藥型罩。