雙層增強型爆炸反應裝甲抗破甲能力數值模擬研究

胡亞峰,陳維波,李景榮,張 凱,徐宏林

(中國華陰兵器試驗中心, 陜西 華陰 714200)

0 引言

20世紀70年代,爆炸反應裝甲(explosive reactive armor,ERA)最早由M.Held教授發明,因為其攜帶方便、成本低廉、并且具有較好的抗破甲、抗穿甲能力,逐漸成為坦克等裝甲車輛的主要防護手段。目前新型爆炸反應裝甲主要以“鋼板-炸藥-鋼板”的三明治結構為基礎,采用雙層平行或雙層楔形的布局方式進行模塊化組合,關于單層爆炸反應裝甲(以下簡稱ERA)抗彈機理的研究比較廣泛[1-5],而雙層ERA的研究相對較少。M.Held[6]在2001年對帶有單層或雙層ERA的首上裝甲、炮塔裝甲和側裝甲進行抗擊破甲戰斗部試驗,發現ERA抗擊破甲戰斗部的能力與法向角密切相關,且雙層ERA較單層有更好的防護效果。黃正祥等[7]采用數值模擬方法對雙層平行ERA引爆后各拋板的作用規律進行初步分析。姬龍等[8-9]對雙層ERA不同楔形角條件下,金屬拋板飛離彈軸線所需時間進行研究,為后級戰斗部起爆延時設計提供了參考。張明等[10]采用數值模擬方法研究了著靶點位置對雙層楔形裝藥反應裝甲干擾射流的影響。

如今,隨著串聯破甲戰斗部前級裝藥口徑不斷增大,以及末端彈道和前后級延時起爆參數的不斷優化,傳統單層或雙層爆炸反應裝甲的抗彈能力顯著下降,已經無法應對新型反裝甲彈藥的威脅和挑戰。雙層增強型ERA則是通過高強度鋼屏蔽層降低前級射流起爆能力,通過金屬隔板增強后端切割干擾能力,盡可能保證在一定角度范圍內,前級只能消耗第1層反應裝甲,讓主級射流難以逃避第2層反應裝甲的干擾。到目前為止,雙層平行組合ERA是主流設計方案[11-14],但國內外關于復雜組合形式的雙層ERA研究較少。為了進一步挖掘反應裝甲的抗彈能力,基于模塊化組合的思想,構建了雙層增強型爆炸反應裝甲模型,采用非線性動力學計算程序LS-DYNA,對其在0°、22°、45°、68°等4種侵徹角度下抗擊某型制導彈藥前級戰斗部的能力進行數值模擬研究,對鋼板拋擲、切割、擾動射流的過程進行定量計算,最后通過實彈飛行破甲試驗對數值模擬計算結果進行驗證。

1 計算模型與參數

1.1 模型的建立

雙層增強型ERA主要由高強度裝甲鋼蓋板、平行雙層ERA和隔板組成,其中每個ERA均采用4 mm/7 mm/4 mm的三明治結構,如圖1所示,從上到下依次為蓋板、ERA-1面板、ERA-1夾層炸藥、ERA-1背板、隔板、ERA-2面板、ERA-2夾層炸藥、ERA-2背板和主裝甲,其具體結構參數如下:蓋板、面板、背板、隔板均采用高強度裝甲鋼,其中蓋板厚度為15 mm;面板、背板、隔板厚度均為5 mm;夾層裝藥為PBX炸藥,裝藥質量為300～360 g;蓋板與ERA-1間距15 mm,隔板與雙層ERA間距10 mm,ERA-2與主裝甲間距20 mm。破甲戰斗部采用某型制導彈藥串聯戰斗部前級聚能裝藥,最大裝藥口徑65.8 mm,炸藥為8701炸藥,藥型罩材料為紫銅,采用中心點起爆方式。

圖1 雙層增強型反應裝甲結構

采用TrueGrid軟件建立1/2三維數值模型,在k文件中編輯*INITIAL_VOLUME_FRACTION_GEOMETRY關鍵字,定義炸藥、藥型罩和ERA夾層炸藥的物質邊界,炸藥、藥型罩和ERA夾層炸藥和空氣介質都采用ALE算法,編入一個多物質歐拉組,反應裝甲鋼板結構采用拉格朗日算法,兩者之間應用流固耦合算法,在對稱面設置對稱約束,在空氣外圍設置自由流出邊界,仿真計算模型如圖2所示。

圖2 有限元模型示意圖

1.2 材料模型及參數

聚能戰斗部的炸藥采用高能炸藥材料模型和JWL狀態方程描述,具體參數見表1[16],其中ρ為密度;D為爆速;PCJ為爆轟波C-J面壓力;A、B、R1、R2、ω為試驗確定的常數;E0為單位體積的初始內能。紫銅藥型罩采用Gruneisen狀態方程和Johnson-Cook本構模型描述,具體參數見表2[16];炸藥和藥型罩材料參數均經過試驗驗證[15-16],滿足計算精度要求。鋼板采用Plastic-Kinematic模型,其中E為彈性模量,λ為泊松比,σs為材料的彈性屈服強度,C、P為材料應變率相關常數,β為隨動硬化系數,fs為失效應變,具體參數見表3。反應裝甲夾層炸藥為PBX-9404,采用Lee-Tarver點火增長模型進行描述,該模型的反應速率方程為:

G2(1-λ)eλgpz

(1)

式中:λ為炸藥氣體質量與炸藥總質量比,也稱為反應度;ρ0為炸藥初始密度;ρ為炸藥當前密度;p為炸藥爆轟壓力;I、Gl、G2、a、b、c、d、e、g、x、y、z為12個可調參數。式(1)右邊第1項為點火項;第2項為成長項,描述了熱點向內外傳遞過程;第3項為快反應項,描述了燃燒快速向爆轟轉變的過程。a為臨界壓縮度,當炸藥壓縮到某一值時點火開始,點火項是沖擊強度和壓力持續時間的因變量;b和c分別為點火項和燃燒項的燃耗冪數,參數x和I則控制了點火熱點的數量,早期熱點生長由G1和d控制,反應速率則由G2和z確定。當λ>λIGmax時,點火項停止;當λ>λIG1max時,燃燒項停止;當λ<λIG2min時,快速反應階段完成,具體材料參數見表4[17]。

表1 8701炸藥材料參數

表2 紫銅材料參數

表3 鋼板材料參數

表4 PBX炸藥Lee-Tarver點火增長模型參數

2 沖擊引爆效果及射流受干擾情況分析

構建了0°、22°、45°、68°等4種侵徹角度(射流軸線與靶面法線夾角)下的數值計算模型,聚能射流對雙層增強型反應裝甲的沖擊引爆情況如圖3所示,具體計算結果如表5所示。0°和22°侵徹,射流可以引爆并擊穿雙層ERA;45°侵徹,雖然可以引爆雙層ERA,但難以擊穿第2層ERA,并且其引爆第1層ERA的Held判據值已經下降到22 mm3/μs2,接近沖擊引爆的臨界值[18],由于受到爆炸產物橫向沖擊和鋼板切割的雙重作用,射流形態紊亂,較初始軸線發生較大偏移,t=246 μs時刻,最大速度已經降至921 m/s,侵徹能力顯著下降,此時尚未擊穿ERA-2背板。由此可以判斷,當侵徹角度大于45°時,引爆第2層ERA的難度會逐漸增大;68°侵徹,射流只能引爆第1層ERA。

侵徹角度的變化,對射流速度、射流形態有較大影響。主要是因為炸藥爆轟、爆炸產物沖擊以及鋼板的切割在不同角度下的作用效果有較大不同。圖4給出了不同侵徹角度射流頭部速度隨時間變化曲線,侵徹角度為45°時v-t曲線下降最快,侵徹角度為0°時v-t曲線下降最慢,由于68°角侵徹,第2層ERA沒有被引爆,因此v-t曲線下降速率略低于45°侵徹。在雙層反應裝甲均引爆的情況下,射流頭部速度的下降速率隨著角度的增加而增加。圖5給出了擊穿蓋板、ERA1、ERA2的殘余射流隨侵徹角度變化曲線,由圖5可以看出,殘余射流速度隨侵徹角度的增加而逐漸降低,且下降速率越來越大,接近于指數衰減。當侵徹角度≥45°,殘余射流難以從ERA2作用場中逃逸,當侵徹角度≥68°,殘余射流難以從ERA1作用場中逃逸。

圖3 不同角度侵徹射流干擾形態

表5 數值模擬計算結果

圖4 不同侵徹角度射流頭部速度變化曲線

圖5 殘余射流隨侵徹角度變化曲線

侵徹角度變化對射流形態影響最大,最終影響戰斗部的毀傷效能。圖6為不同侵徹角度射流軸線偏離程度隨時間變化曲線,0°侵徹幾乎沒有任何軸向偏移,22°侵徹軸向偏移還不太明顯,雙層ERA對軸向偏移的作用界限也不清晰,線性擬合度良好。45°侵徹軸向偏移已經十分明顯,雙層REA對軸向偏移的作用界限清晰,2次作用的曲線的斜率相近,這里主要對第2層作用過程進行線性擬合。68°侵徹雖然只有第1層ERA作用,但軸向偏移卻非常明顯。對不同侵徹角度的軸向偏移量進行線性擬合,得到的斜率即為不同角度下射流的橫向偏移速度,如圖7所示,該橫向偏移速度隨侵徹角度變化應服從指數分布。擬合得到某型制導彈藥前級射流橫向偏移速度Vlateral隨侵徹角度θ變化公式為:

Vlateral=77eθ/33-82

(2)

式中:Vlateral單位為m/s;適用范圍0°<θ<90°。該公式對于判斷某型制導彈藥前級射流不同角度侵徹時軸線偏移程度具有參考價值。

圖6 不同侵徹角度射流軸線偏離度

3 鋼板拋擲與射流切割規律分析

聚能射流穿透金屬板并擊中高能炸藥層,炸藥迅速爆轟,在爆轟產物壓力作用下,金屬板獲得較大加速度,并沿板表面法向方向運動,運動速度與夾層炸藥質量和金屬板質量的比值有關(Gurney模型)。金屬拋板對射流具有較強的切割作用,其干擾射流的過程可分為2個階段[19]:射流高速段產生斷續干擾(卵石模型),射流低速段產生連續干擾(穩定干擾)。反應裝甲各鋼板拋擲速度時程曲線如圖8所示,“上切下擋”連續干擾示意圖(45°)如圖9所示。

圖7 橫向偏移速度隨侵徹角度變化曲線

圖8 反應裝甲各鋼板拋擲速度時程曲線

圖9 “上切下擋”連續干擾示意圖(45°)

由圖8可以看出:t=67 μs時,ERA-1背板以950 m/s的速度撞擊隔板,兩者質量相當,經過13 μs的阻尼震蕩,最終以480 m/s的速度向下運動;t=80 μs時,ERA-2面板在加速階段以738 m/s 的反向速度與ERA1背板和隔板相撞,三者最終速度穩定在40 m/s;t=71 μs時,ERA-1面板以970 m/s的速度撞擊蓋板,兩者最終以180 m/s的速度沿法線方向拋擲;由于沒有設置主裝甲,ERA-2背板拋擲速度最終穩定在1 015 m/s,若設置主裝甲其速度將驟然下降。在鋼板運動規律確定的情況下,侵徹角度越大,越容易形成連續干擾,由圖9可知,ERA-1面板向上運動不斷切割射流,形成一個長條形的切割區域,ERA-1背板向下運動,與射流頭部不斷更換碰撞位置,形成一個長條形的阻擋區域。

計算結果顯示:角度侵徹在45°以上,t=58～82 μs,鋼板運動速度較高,基本上滿足連續干擾模式,持續時間為20～30 μs;隨后各鋼板的速度均顯著下降,將會進入“卵石”斷續干擾階段。

表6 給出了不同侵徹角度各層鋼板切孔長度的仿真計算結果,由表6可以看出,隨著侵徹角度增大,ERA-1面板、背板切割長度不斷增大,而隔板、ERA-2面板的切割長度在侵徹角度從22°增加到45°時,反而出現了下降,這是因為在大角度下射流受第1層ERA干擾明顯,射流侵徹能力大大下降,難以有效切割后續鋼板。此外為了提高計算效率,模型沒有設置主裝甲,因此45°侵徹時,ERA-2背板無障礙拋擲,導致切割長度為0。

表6 不同侵徹角度鋼板切孔長度(cm)

4 飛行破甲試驗驗證

采用某型制導彈藥對鋪設雙層增強型反應裝甲,且法線角為68°的鋼板靶進行實彈射擊,采用高速錄像拍攝終點中靶姿態,測試所得落角為21.5°,彈體侵徹角度為46.5°,實驗結果顯示后級戰斗部射流無障礙穿透主裝甲,現場毀傷情況如圖10所示。圖10(a)為反應裝甲底殼殘骸,內部共裝有4個雙層增強型ERA單元,左下角發黑區域為雙層增強型ERA單元被引爆后ERA-2背板撞擊的痕跡,可以看出其余3個ERA單元并未發生殉爆,底殼中間的裂縫為背板撞擊撕裂所致;由圖10(b)可知,可以在鋼板靶上看到ERA-2背板撞擊痕跡和主射流穿孔,但未發現前級射流殘骸和穿孔痕跡。

圖10 飛行破甲試驗結果

飛行破甲試驗結果顯示:46°侵徹時,前級射流可以引爆雙層ERA,但殘余射流無法從ERA-2作用場中逃逸,這與數值模擬計算結果基本一致。可見攻頂彈道以及前級大口徑裝藥的設計方案增加了反應裝甲的防御難度。

5 結論

利用非線性動力學程序LS-DYNA對某型制導彈藥前級戰斗部射流成型、侵徹以及沖擊引雙層增強型反應裝甲的過程進行數值仿真計算和試驗驗證,研究結果表明:

1) 當侵徹角度≤45°時,2層ERA均被引爆;當侵徹角度>45°,ERA-2的引爆難度增大,殘余射流無法從ERA-2作用場逃逸;當侵徹角度≥68°,只ERA-1被引爆,且殘余射流無法從ERA-1作用場逃逸,前級戰斗部引爆能力的計算結果與飛行破甲試驗結果基本一致。

2) 侵徹角度越大,射流橫向偏移越明顯,射流橫向偏移速度Vlateral與侵徹角度θ滿足指數關系式:Vlateral=77eθ/33-82。

3) 侵徹角度在45°以上時,面板和背板“上切下擋”的連續干擾模式持續時間為20～30 μs,隨后進入“卵石”斷續干擾模式。