加強筋位置對半穿甲戰斗部侵徹多層鋼靶性能影響研究

趙晨鐘,張丁山,張 博,呂永柱

(西安近代化學研究所, 西安 710065)

0 引言

半穿甲戰斗部是一種通過動能貫穿艦船甲板或側弦進入艙室內部作用的內爆式戰斗部。為最大限度提升毀傷威力,在滿足穿甲強度的基礎上需盡量擴大內部裝填空間,因此設計時通常在殼體某些部位設計加強筋“調解”強度與裝填空間的矛盾。齊文龍等[1]運用ANSYS /LSDYNA模擬半穿甲戰斗部侵徹過程,對比了頭部結構對穿甲效果的影響,得到侵徹過程中速度與攻角的變化規律;郭子濤等[2]開展了平頭、卵形彈斜撞擊單層薄鋼靶的數值仿真,提出了一個改進的角度偏轉半理論模型;葛超等[3]通過對不同頭部形狀與組合材料的彈頭斜侵徹中厚鋼靶的彈道對比研究,獲得了不同截卵位置、彈頭長度和頭部組合材料彈頭對斜侵徹彈道偏轉的影響規律;周忠彬等[4]開展了差異頭部結構彈體侵徹4層間隔裝甲鋼板研究,結果表明,提出的預制應力槽尖卵形頭部彈體侵徹多層鋼板姿態偏轉小于傳統的尖卵形頭部彈體;屈可朋等[5]設計了一種頭部帶帽罩的復合式侵徹體,計算了復合式侵徹體以一定速度侵徹3層間隔鋼靶的彈道偏轉;國內外其他學者對半穿甲戰斗部侵徹鋼板性能也進行了詳細的論證研究[6-16],但多討論頭部結構、彈體斜侵徹傾角等對侵徹性能的影響,對帶加強筋的半穿甲戰斗部侵徹多層鋼靶研究報道較少。

為了彌補當前研究工作的不足,本研究通過試驗和仿真分析不同位置加強筋對半穿甲戰斗部侵徹多層鋼靶性能的影響,獲取加強筋由彈尖向質心逼近時彈道偏轉角(首靶彈孔中心與后續靶彈孔中心連線與速度方向的夾角)、彈孔、穿甲能力等的定性變化規律,以期為半穿甲戰斗部設計提供參考。

1 試驗研究

1.1 試驗彈體設計

本次試驗設計了相同直徑、寬度的加強筋位于彈體外包絡不同位置(均位于質心前)的2種半穿甲戰斗部,結構示意如圖1所示。

圖1 試驗樣彈結構示意圖

該戰斗部主要由殼體、加強筋、模擬裝藥及后蓋組成。殼體、加強筋及后蓋采用35CrMnSiA加工而成,模擬裝藥為與炸藥密度相近的惰性填充物。加強筋與殼體一體化加工成型,分別位于彈體直段且距彈尖157.5 mm和237.5 mm處。為使試驗樣彈質心保持一致,對彈體內部結構作略微調整。樣彈結構參數列于表1之中,其中:m為彈體質量,kg;l為彈體長度,mm;l0為彈體質心到彈尖距離,mm;D為彈體外徑,mm;l1為彈尖至加強筋中心距離,mm;q為加強筋寬度,mm;d為加強筋直徑,mm。加工完成后樣彈照片如圖2所示。

表1 彈體結構參數

圖2 試驗樣彈照片

1.2 試驗方案

試驗采用125 mm滑膛炮作為加載裝置,靶板為8層945鋼板,厚度分別為20、8、8、8、8、8、8、8 mm,預置20°斜角(豎直面與靶面夾角),水平間距分別為1 000、3 000、1 000、1 000、1 000、1 000、1 000 mm。試驗時布設高速攝像對彈體侵徹全過程進行追蹤記錄,在靶后布置一定數量的沙袋對彈體進行回收,圖3為試驗布局示意圖,試驗現場照片如圖4所示。試驗后根據高速攝像系統圖片讀取樣彈入靶、出靶速度,測量靶板上的彈孔尺寸,觀測回收彈體確認殼體結構的完整性,尤其是加強筋及附近殼體是否有侵蝕、彎曲或斷裂等損傷。

圖3 試驗布局示意圖(俯視圖)

圖4 試驗現場布局

1.3 試驗結果

圖5為高速攝影記錄的彈體侵徹靶標全過程。試驗后統計了初速、彈道偏轉角度、彈體剩余速度及頭部侵蝕量,結果列入表2之中。由于侵徹靶板時火光影響,未讀取前7層靶后余速。

圖5 樣彈侵徹過程高速照片

表2 試驗結果統計

從表2數據可以看出,2發樣彈的初速基本相同,2號樣彈余速大于1號樣彈;相同層數處1號樣彈彈孔長軸大于2號樣彈,且2發樣彈彈孔長軸均呈現逐層放大特點;2發樣彈彈孔短軸均大于彈體加強筋直徑,忽略測量及取點誤差后無明顯差異,圖6為典型彈孔照片,從左至右依次為1～8層靶。

圖6 靶板上典型彈孔照片

以第1層靶板彈孔中心為基準點統計的1、2號樣彈彈道偏轉角隨侵徹層數變化曲線如圖7所示。從曲線可以看出,2發樣彈彈道偏轉角均隨侵徹靶板層數的增加而逐漸增大,同一層靶板處1號樣彈彈道偏轉角大于2號樣彈,并且隨侵徹的進行差距逐漸增大,至第8層靶時已高出約36.2%。

圖7 試驗彈道偏轉角隨侵徹靶板層數變化圖

回收彈體照片如圖8所示。試驗后2發樣彈加強筋與彈體連接完好,加強筋除撞擊靶板部位有輕微擦拭痕跡外無結構性破壞。樣彈頭部均有不同程度侵蝕,但侵蝕范圍均不觸及藥面,屬設計域內的合理破壞。

2 數值仿真研究

2.1 數值仿真模型

依據試驗彈、靶尺寸,利用ANSYS/LS-DYNA軟件建立的數值仿真計算模型如圖9所示。考慮到模型的對稱性,同時為了節約計算時間,彈與靶均建為1/2模型;為了減小邊界條件對靶板應力的影響,4邊采用非反射邊界條件;彈與靶采用面-面侵蝕接觸,保證模型的外部單元失效被刪除后,剩下的單元依然能考慮接觸。戰斗部殼體、模擬裝藥及靶板選用帶應變率效應的Johnson-Cook材料模型,靶板采用最大失效應變作為單元失效準則,主要仿真參數如表3所示。

圖8 回收戰斗部照片

圖9 數值仿真計算模型

表3 殼體、后蓋與模擬炸藥材料主要性能參數

2.2 數值仿真結果

仿真計算結果如圖10所示,初速、余速、彈道偏轉角及彈孔長、短軸數據列于表4之中,圖11為彈道偏轉角隨侵徹靶板變化曲線圖,圖12為2發樣彈速度變化曲線圖。

圖10 樣彈仿真計算結果

表4 數值仿真計算結果

圖11 數值仿真彈道偏轉角度隨侵徹靶板層數變化圖

圖12 樣彈速度時間曲線

3 數值仿真及試驗結果分析

3.1 數值仿真模型的有效性分析

圖13(a)、(b)分別為1、2號樣彈彈道偏轉角仿真與試驗結果對比圖,兩者最大偏差為8.82%;同時分別對比了1、2號樣彈侵徹余速、彈頭侵蝕量及彈孔尺寸仿真與試驗結果,發現偏差均不大于6%,數值仿真計算與試驗結果符合較好。

圖13 樣彈試驗與仿真結果對比圖

3.2 結果分析

圖10為1、2號樣彈侵徹靶板全過程,從彈孔可看出2發樣彈彈道均發生了明顯的偏離,且1號樣彈偏離程度大于2號樣彈。結合試驗及數值仿真結果分析,1號樣彈侵徹彈道發生更大偏離的原因主要是加強筋距質心遠,侵徹時靶板對彈體產生的偏離飛行方向力矩大(如圖14所示,P1>P2),繼而有更大的偏離原飛行方向的加速度,最終導致彈道發生較大偏離。根據試驗及仿真結果認為:加強筋由彈尖向質心位置逼近時可使彈道偏轉角減小。

從圖7試驗彈道偏轉角變化曲線和圖11仿真彈道偏轉角變化曲線均可以看出2發樣彈偏轉角增量2～3靶間大于其他靶間,而且其他靶間無明顯差異,這種異同性與靶間距契合,分析認為偏轉角增量與靶間距呈正相關關系。

圖14 彈體侵靶板時加強筋受力示意圖

2發樣彈在靶板上的彈孔均為花瓣型撕裂破壞,破壞處有明顯剪切拉邊和摩擦痕跡(如圖6、圖15所示),這是因為彈體碰撞鋼靶時,鋼靶被撞擊部位產生較大的應力和應變,當達到靶板破壞極限時,變形最大的部分出現裂紋,隨著侵徹進一步發展,鋼靶背面最終形成花瓣狀的穿透破壞。靶板上的彈孔基本為橢圓形,且彈孔長軸隨侵徹進行而逐漸變大,分析造成這種現象的主要原因是靶板斜置帶來的不對稱載荷使彈體姿態發生變化,并且隨侵徹層數增加不對稱載荷會逐步累積放大,從而使形成的彈孔長軸尺寸不斷增加;同時橫向對比相同層數處彈孔長軸,發現1號樣彈均大于2號樣彈,說明偏離質心較遠的加強筋使彈體姿態發生了更為惡劣的變化。

圖15 仿真靶板典型穿孔圖(部分)

彈體速度時程曲線如圖12所示,從曲線可以看出:2發樣彈速度變化趨勢基本一致,在侵徹完第1層靶板后1號樣彈速度略低于2號樣彈,隨侵徹進行差異逐漸明顯,侵徹8層靶板后余速約低6%,結合試驗余速呈現出的相同特性,穿甲能力1號樣彈略弱于2號樣彈,即強筋位置由彈尖向質心位置逼近時穿甲能力會略有提升。

為了進一步驗證加強筋位置對半穿甲戰斗部侵徹性能影響規律,在試驗及對應仿真模型計算的基礎上建立l1=197.5 mm(仿真1)和l1=257.5 mm(仿真2)2個仿真模型進行數值計算,結果見表5。從仿真結果可以看出,當強筋位置由彈尖向質心逼近時彈道、彈孔、余速等侵徹性能數據符合前文所述變化規律。

表5 數值仿真計算結果

4 結論

本文中開展了在彈體外包絡不同位置含加強筋的2種半穿甲戰斗部在710 m/s速度、20°著角條件下打擊8層鋼靶侵徹試驗,結合數值仿真研究了加強筋位置對半穿甲戰斗部侵徹性能影響規律,得到以下結論:

1) 加強筋位置由彈尖向質心位置逼近時彈道偏轉角減小、在靶板上形成的彈孔長軸減小、穿甲能力提升。

2) 彈道偏轉角增量2～3靶間明顯高于其他靶間,其他靶間無明顯差異,彈道偏轉角增量與靶間距呈正相關關系。

3) 數值仿真獲得的彈道偏轉角與試驗結果兩者最大偏差為8.82%,侵徹余速、彈頭侵蝕量及靶板開孔尺寸偏差均不大于6%,數值仿真計算結果與試驗結果符合較好。