截顶M形药型罩形成射流的数值模拟及侵彻性能试验

2019-09-10安文同高永宏孙建军尹楚藩

火炸药学报 2019年4期

安文同，高永宏，孙建军,周杰，尹楚藩

(中北大学环境与安全工程学院，山西太原 030051)

引言

随着工事防护和装甲技术水平的升级，各类新型装甲不断涌现，如反应装甲、陶瓷复合装甲、间隔装甲等，装甲车辆的防护性能得到不断提高，对传统的反装甲和坚固目标等武器系统提出了极大挑战[1]。聚能装药破甲弹的射流是由药型罩在炸药爆轰作用下产生的高温、高压、高速质量流，药型罩性能直接影响射流质量，如射流密度、射流速度和连续射流长度等，是决定聚能装药破甲威力的关键因素之一[2]。

药型罩是聚能装药的关键部件，药型罩结构对射流的拉伸性能、侵彻能力等有显著影响。王建华等[3]采用数值模拟的方法对锥角药型罩形成射流的过程进行了研究；王志军等[4]设计了一种星锥形药型罩，通过射流的二次碰撞来提高射流的头部速度，进而提高装药结构侵彻能力；王凤英等[5]在锥角药型罩结构基础上设计了一种新型M形顶部结构药型罩，分析了射流头部的形成机理；童宗保等[6]对串联战斗部前级聚能装药开孔不大的问题开展了研究，提出了一种M形药型罩，该药型罩能够形成直径较大的环形射流，射流稳定。

本研究运用有限元软件ANSYS/LS-DYNA对截顶M形药型罩形成的射流侵彻45#钢靶板过程进行数值模拟，分析该药型罩形成射流的过程及对靶板(45#钢)的侵彻过程，并与锥角药型罩形成射流的侵彻能力进行比较，以期为聚能装药破甲弹研究提供参考。

1 聚能装药结构设计

超高速射流是指将药型罩设计成一种在爆炸载荷下可以产生二次碰撞的结构，压垮后的药型罩首先形成第一次射流，第一次射流经二次碰撞后产生速度更大、拉伸长度更长的二次射流，这种现象也称为射流的二次喷射[7]。射流依靠动能来侵彻与穿透靶板，因而射流的质量和速度是影响侵彻性能的重要因素。以提高射流速度和质量为出发点，利用射流的二次喷射理论，结合锥角药型罩设计出一种截顶M形药型罩。

锥角药型罩和截顶M形药型罩的聚能装药结构示意图如图2所示。装药口径均为80mm，装药高度均为100mm。药型罩均为等壁厚药型罩，壁厚为1mm，锥角药型罩锥角为60°；截顶M形药型罩选用经验值大锥角为60°，小锥角角度和大锥角相同，截顶环径d=3mm。

图1 聚能装药结构示意图Fig.1 Schematic diagram of two different shaped charges

2 数值模拟

2.1 建模分析

数值模型有炸药、药型罩、空气和靶板(45#钢)组成，钢靶尺寸为500mm×20mm×20mm，具体模型如图2所示。模型均选用Solid164八节点六面体单元类型，用映射方法对模型进行网格划分。因为数值模型具有轴对称性，为减少模型单元数目、缩短计算时间，所以建立1/4三维结构有限元模型[8]。在对称面上通过施加对称约束来保证计算准确性，在空气域的外表面施加边界无反射约束，使爆轰波可以透射出去。数值模型采用cm-g-μs单位制。

为了解决药型罩形成射流过程中网格畸变问题，模拟截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板过程时，炸药、药型罩和空气域3种材料采用欧拉网格建模，单元使用多物质ALE算法，靶板采用拉格朗日网格建模，并且靶板与空气和药型罩材料间定义流固耦合算法求解。

图2 侵彻靶板数值模型Fig.2 Numerical model of penetrating against steel target

2.2 材料模型和状态方程

2.2.1 炸药

主装药选用B炸药，起爆方式为顶端中心点起爆，采用高能炸药模型(HIGH_EXPLOSIVE_BURN)和JWL状态方程进行描述，相关参数见表1。JWL状态方程表达式[9]为:

(1)

式中：p为等熵压力；V为爆轰产物的相对体积；A、B、R1、R2、ω为输入的参数；E0为体积内能。

2.2.2 药型罩

药型罩材料为紫铜。选用Johnson-Cook模型和GRUNEISEN状态方程来描述。在Johnson-Cook中描述的本构模型具体表达式为[10]：

(2)

我们尽量贴近案例的实际构建一个支付矩阵。如下表所示，参与者为中国联通和中国移动，每个公司有两个可选策略，涨价或者不涨价。

2.2.3 空气

在多介质ALE方法的计算中，需要建立覆盖整个射流飞行范围的空气网格。空气采用流体模型，状态方程为线性多项式，具体参数见表3。

2.2.4 靶板

在聚能射流的高速冲击下，靶板材料45#钢显示出较高的应变率效应。使用Johnson-Cook本构模型来描述45#钢的本构关系，以此反映45#钢在高速冲击下的强度变化及失效行为，具体参数见表4。

表1 炸药材料模型及其JWL状态方程参数

表2 药型罩材料模型及其GRUNEISEN状态方程参数

表3 空气材料模型及其LINEAR_POLYNOMIAL状态方程参数

表4 靶板材料模型及其GRUNEISEN状态方程参数

2.3 数值模拟结果及分析

2.3.1 射流形成过程分析

射流形成过程如图3所示。

图3 不同时刻射流形态Fig.3 Simulated jet formation at different time

由图3(a)可知，起爆约5μs后，爆轰波到达锥形药型罩。在5～22μs时，随着爆轰波继续传播，锥型罩开始逐渐向轴线处挤压，形成射流。射流头部是爆轰压力直接压垮药型罩顶端形成的。22μs后，射流因存在速度梯度而不断拉伸，拉伸到一定程度时，开始断裂。由图3(b)可知，主装药起爆后，爆轰波经过5μs到达截顶M形药型罩。在5～12μs时，药型罩受力图如图4所示。

图4 截顶M形药型罩受力图Fig.4 Force diagram of advanced M-shaped truncated-cone liner during collapsing

由图4可知，药型罩在爆轰压力作用下，a和b、f和e相互挤压、闭合形成外侧环形射流，c和b、d和e相互挤压、闭合形成内侧环形射流，外侧环形射流与内侧环形射流相互碰撞形成二级环形射流。之后，二级环形射流汇聚到药型罩轴线方向上，相互碰撞形成速度更高的射流头部。在12～22μs时，a、f不断被挤压、压合，在轴线处碰撞后形成主射流补充到射流头部。22μs后，由于存在速度梯度，射流不断拉伸并向前运动。当射流拉伸到一定程度时，射流开始出现颈缩、断裂现象。

对比锥角药型罩和截顶M形药型罩在聚能装药起爆后42μs时刻射流的形态，并对射流的有效长度、速度、延展性等进行分析。射流形态如图5所示，射流相关参数如表5所示。

图5 42μs时不同药型罩形成射流形态图Fig.5 Morphology of simulated jet at 42μs

表5 42μs时不同药型罩形成射流的参数

注：v1为射流头部速度；v2为射流尾部速度；Δv1为射流头部速度相对增量；Δv2为射流尾部速度相对增量；L1为射流长度；L2为杵体长度；ΔL1为射流长度相对增量；ΔL2为杵体长度相对增量。

由图5和表5可知，截顶M形药型罩形成的射流头部速度更高，头部速度相对增量为4.2%，射流速度梯度更大。射流长度比锥角药型罩形成的射流提高4.2%，射流延展性更好。射流依靠动能来侵彻靶板，射流的质量和速度是影响侵彻性能的重要因素，因此截顶M形药型罩形成的射流侵彻性能更好。

2.3.3 射流侵彻靶板过程分析

截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板过程见图6，根据模拟结果绘制射流侵彻深度随时间变化过程曲线，见图7；锥角药型罩和截顶M形药型罩所形成的射流侵彻性能相关参数见表6。

图6 截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板过程图Fig.6 Simulated penetration against steel target of metal jet formed by advanced M-shaped truncated-cone liner

由图6可知，射流侵彻靶板后形成的侵彻形貌比较均匀，没有破孔通道变化突兀的地方，表明在侵彻靶板过程中基本没有射流堆积。

图7 截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板的侵深—时间曲线Fig.7 Length—time curve of simulated penetration against steel target of metal jet formed by advanced M-shaped truncated-cone liner at different time

由图7可知，截顶M形药型罩形成的射流在50μs开始侵彻靶板。50～350μs时，射流速度很高，侵彻深度随时间增加而增大，但射流速度越来越小，因此侵彻效率随时间增加而降低。350～500μs时，侵彻深度几乎不再随时间变化，表明射流侵彻靶板的过程结束。

表6 不同药型罩的射流侵彻性能

注：h为侵彻深度；d为靶板开口直径；Δh为h的相对增量；Δd为d的相对增量。

2.3.4 射流侵彻能力分析

锥角药型罩和截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板的侵深如图8所示，侵彻深度和开孔直径见表6。

图8 不同药型罩的射流侵彻应力图Fig.8 Simulated penetration stress of different liners

由图8和表6可知，在相同装药条件下，截顶M形药型罩形成的射流的侵彻能力更强，比锥角药型罩形成射流的侵彻深度提高约36.06%，但靶板开口直径减小。截顶M形药型罩形成的射流侵彻靶板后的形貌比较均匀，表明侵彻过程中射流头部堆积少；锥角药型罩形成射流的侵彻形貌末段开孔较大，表明射流头部速度过低，不能继续侵彻靶板，导致射流堆积严重。