掠飞攻顶反坦克破甲战斗部的动态特性研究

2019-03-27郭光全李树强李中明陈智刚付建平

火炮发射与控制学报 2019年1期

赵庚，郭光全，李树强，李中明，陈智刚，付建平

(1.中北大学地下目标毁伤技术国防重点学科实验室，山西太原 030051；2.晋西工业集团，山西太原 030051；3.中国兵器工业第208研究所，北京 102202)

新型防护技术的出现使主战坦克的前装甲、侧装甲防护显著加强[1]，因此，对坦克防护较弱的顶装甲进行攻击是反坦克导弹发展的一个重要方向。掠飞攻顶反坦克弹药要求以大倾角进行攻击且弹道高度大[2-5]，杆式射流结合了爆炸成型弹丸和聚能射流的优点，适合大炸高下稳定飞行，侵彻能力强且后效杀伤效果好[6]，符合掠飞攻顶类弹药的要求。

近年来，国内外对杆式射流的研究有很多[7-9]，然而对杆式射流在大炸高下动态侵彻特性的研究较少，荣芳等[10]进行了掠飞攻顶的试验研究。在前人研究的基础上，为提高掠飞攻顶反坦克破甲战斗部的侵彻威力，数值模拟了掠飞类破甲战斗部的破甲过程，在一定的大炸高下，分析了杆式射流的动态特性随破甲战斗部斜置角和横向速度的变化。最后对数值模拟的情况进行了初步试验验证。该结果为掠飞类破甲战斗部的研制提供参考。

1 物理模型及方案设计

考虑掠飞攻顶反坦克导弹的实际情况，破甲战斗部径向安装在导弹壳体内，破甲战斗部与导弹径向的斜置角θ不能太大，导弹与战斗部及顶装甲模拟靶的弹目交汇等如图1所示。破甲战斗部受到导弹横向运动速度v的牵连作用，杆式射流向下侵彻的同时，又向前运动，杆式射流对靶板的侵彻与破甲战斗部斜置角θ及导弹横向运动速度v都有关。因此，方案设计在一定的大炸高条件下，破甲战斗部斜置角θ分别为0°、5°、10°、15°、20°、25°、30°，导弹的横向速度v分别为0、100、200、300 m/s(其中横向速度v为0 m/s，表示静态破甲)，分析杆式射流着靶前速度v1、侵彻时间t、侵彻后剩余速度v2等特性随不同斜置角θ和横向速度v的变化。

在大炸高条件下，球缺罩[7]形成的杆式射流较球锥罩、截顶罩形成的杆式射流侵彻性能更佳，故破甲战斗部采用球缺罩装药，如图2所示。主要参数为：外曲面半径r1为41.3 mm，内曲面半径r2为39.8 mm，药型罩高度L为17.1 mm，药型罩罩口径F为64 mm，壳体厚度δ1为2.5 mm，装药采用船尾形结构，装药直径E为68 mm，装药高度H为80 mm。

2 数值模拟及结果分析

2.1 有限元模型

战斗部和靶板的网格划分通过TrueGrid软件来完成，采用六面体实体单元。杆式射流的形成及侵彻过程利用LS-DYNA数值模拟软件进行。有限元模型如图3所示，考虑聚能装药结构侵彻靶板的对称性，为了节省有限元模型的计算时间，故采用1/2模型。目前装备的主战坦克顶部装甲厚度通常都在40 mm左右[1]，顶装甲模拟靶为45#钢锭，靶板尺寸为200 mm×100 mm×50 mm。考虑靶板建模尺寸及边界效应，靶板四周加无反射边界条件。考虑有限元模型的多材料复杂过程的相互作用，采用流固耦合[11]，其中壳体和靶板采用拉格朗日算法，装药、药型罩及空气采用任意拉格朗日欧拉(ALE)算法。破甲战斗部的起爆方式是顶端中心单点起爆，炸高为1.2 m的大炸高(相当于近20倍装药直径)。

壳体材料为硬铝，药型罩材料为紫铜。由于Johnson-Cook本构模型考虑了材料的塑性应变、应变率、压力等对材料强度的影响，GRUNEISEN状态方程将压力表示为密度和内能的函数，因此，计算模型中药型罩和壳体材料均用Johnson-Cook模型和GRUNEISEN状态方程来描述。部分参数值如表1所示。

表1 药型罩材料Johnson-Cook模型参数[12]

炸药为8701，由于HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型运用惠更斯原理和C-J理论来定义爆轰速度和炸药能量释放的位置，即爆轰波以C-J爆轰速度向各个方向传播。JWL状态方程用来描述理想炸药爆轰产物的膨胀过程，因此，计算模型中炸药用HIGH_EXPLOSIVE_BURN模型和JWL状态方程来描述。部分材料参数取值：密度为1.73 g/cm3，爆速为8.5 km/s,爆压为29.8 GPa。部分参数值如表2所示。

表2 8701炸药JWL状态方程参数[12]

空气用NULL模型和LINEAR_POLYNOMIAL状态方程描述。靶板为45#钢，用描述运动强化和等向塑性的金属材料的PLASTIC_KINEMATIC模型。

2.2 杆式射流的成型、断裂及涂抹效应

以导弹横向速度v为200 m/s，破甲战斗部斜置角θ为15°的动破甲仿真为代表，分析杆式射流的成型、断裂过程及涂抹效应。

球缺罩装药起爆后，爆轰波到达药型罩表面，罩顶部分首先发生翻转，接着罩底部分发生压垮并向中心汇聚变形，在爆轰波作用下射流由于速度差继续拉伸变形，其中高速射流部分所占质量比较小，由于爆轰波扫略的速度高于药型罩在其作用下翻转的速度，射流最后有杵体生成。大炸高条件下，杆式射流在空气中得到充分延伸、颈缩，最后断裂成若干小段。

反坦克导弹掠飞到目标上方时开始攻击目标，破甲战斗部轴线与导弹轴线有一个斜置角，导弹的横向速度造成射流向下侵彻时各射流微元的侵彻速度与横向速度有重叠，这时射流微元对靶板有扫掠切割的作用，也就是“涂抹效应”。这个效应对于反坦克弹药是消极的，导致射流能量损失，射流的毁伤效能变弱。“涂抹效应”与炸高、导弹的横向速度及破甲战斗部的斜置角都有关系。

2.3 掠飞类破甲战斗部的动态特性

在一定的大炸高下，研究掠飞类破甲战斗部的动态特性与战斗部的斜置角θ和导弹的横向速度v的关系，分析不同条件下的仿真结果。

图4为不同斜置角和横向速度时射流头部速度v1的对比分析。导弹横向速度为0 m/s时，射流着靶前的速度都为最高，且各种不同斜置角的情况下射流速度几乎不变；横向速度为100 m/s时，射流着靶前的速度均有下降，速度变化范围不大；横向速度为200、300 m/s时，射流头部速度变化范围在100 m/s左右。总的来说，破甲战斗部斜置角和导弹横向速度对射流着靶前的头部速度影响不大。

图5为不同斜置角和横向速度时射流对靶板的侵彻时间t的对比分析。导弹横向速度一定时，随着破甲战斗部斜置角的增加，杆式射流侵彻靶板的时间都在增加；战斗部斜置角一定时，随着导弹横向速度的增加，侵彻靶板的时间也在增加，当横向速度为300 m/s时，大部分斜置角情况下靶板未被穿透，此时导弹横向速度已严重影响到了破甲战斗部的侵彻效能。

图6为不同斜置角和横向速度时射流侵彻靶板后的头部速度v2的对比分析。反坦克破甲战斗部的毁伤效应主要包括目标的碎片及残余侵彻体，毁伤主要依靠破片的高速运动及高温。故选射流侵彻靶板后的头部速度为衡量侵彻特性的标准。导弹横向速度为0 m/s时，随着破甲战斗部斜置角度的增加，杆式射流侵彻靶板后的头部速度都在减少，垂直侵彻效果最好；当横向速度为100 m/s，斜置角为10°时射流侵彻靶板后头部速度最大，相对垂直侵彻提高4.8%；当横向速度为200 m/s，斜置角为15°时射流侵彻靶板后头部速度最大，相对垂直侵彻提高25.14%；当横向速度为300 m/s，大部分斜置角情况下靶板未被穿透，横向速度对杆式射流侵彻能力影响很大。杆式射流侵彻能力的下降主要表现为轴向速度的降低和横向速度的增加。

综合考虑仿真结果得出，掠飞攻顶类破甲战斗部的横向速度一定时，设置斜置角可以实现动破甲的威力补偿，缓解由于横向速度所引起的“涂抹效应”，提高掠飞类破甲战斗部的侵彻能力。但是斜置角也不是越大越好，在一定速度范围内，破甲战斗部的横向速度越大，最佳斜置角也应越大。导弹横向速度的范围较小时，破甲战斗部形成的射流轴向速度较大，导弹横向速度给予射流微元的横向牵连速度较小，射流侵彻的“涂抹效应”不明显，射流侵彻通道较窄，动破甲过程中的能量损耗较少。随着导弹横向速度的增加，射流侵彻的“涂抹效应”明显，射流侵彻通道变宽，动破甲过程中的能量损耗严重。

3 试验研究

3.1 试验条件

1)破甲战斗部，火箭发动机。

2)试验所用靶板为2 000 mm×1 000 mm×50 mm尺寸的45#钢。

3)进行斜置战斗部的动破甲试验，将战斗部倾斜15°安置，利用火箭发动机将战斗部掠飞到靶板上方。利用靶标控制弹道高度，战斗部距离靶板的高度控制在20倍炸高左右。试验布置如图7所示。

3.2 试验结果及分析

弹体掠飞到靶板上方，高速摄影测得此时速度约180 m/s，破甲战斗部正常起爆，穿透50 mm的45#钢，试验效果如图8所示。破甲形成的通孔为不规则形状，破甲孔径为20 mm×40 mm，相对导弹飞行的方向，深孔在后浅坑在前，射流入口处靶板表面多小孔，入口孔呈阶梯形，如图9所示。靶板背面的地面也有深坑，靶后破片的分布是一个锥形区域。