复合式侵彻体斜侵彻多层钢靶弹道研究

2022-03-28屈可朋吴翰林郭洪福胡雪垚

弹道学报 2022年1期

屈可朋,吴翰林,郭洪福,肖玮,胡雪垚

(西安近代化学研究所,陕西西安 710065)

侵彻弹是有效毁伤大型水面舰艇的主要手段,为实现对舰船目标的高效毁伤,一般要求弹体在预定位置起爆,这就要求弹体必须可靠贯穿多层甲板。然而,弹体在侵彻过程中,因初始着角和瞬时强动载,极易发生弹道偏转,进而影响其侵彻能力和毁伤效果。因此,提高弹体侵彻多层甲板弹道稳定性具有重要意义。

弹体头部在侵彻过程中受力最为苛刻,极易发生侵蚀破坏,从而加剧受力的不对称性,导致弹道严重偏离预设定轨道。目前,国内外有关学者通过改进弹体头部尖卵形系数、形状和长径比,获取了一些有益的结果。KPENYIGBA等通过实验与数值模拟分析了不同头部形状如何改变弹道特性。文献[2-3]通过气枪试验发现了弹体头部的形状对靶的能量吸收机理和破坏模式有显著影响。刘坚成等基于双卵异型头部设计,得到了不同异型头部弹体对侵彻性能的影响规律。周忠彬等研究了预制应力槽的尖卵形头部结构侵彻4层间隔装甲钢板的弹道,结果表明其姿态偏转小于传统尖卵形弹体。李鹏飞等进行了刻槽形和尖卵形弹体10层混凝土试验,发现前者相对后者可显著减少弹体偏转姿态。ZHOU等发现长径比较大的弹体会导致双层板的弹道速度急速下降。庞春旭等对比研究了刻槽弹体和卵形弹体旋转侵彻铝靶作用过程,结果表明旋转的刻槽弹体可以有效提高弹体侵深。张永亮等研究了异型弹运动姿态控制对其运动稳定性和侵彻效果的影响。上述研究均通过改变弹体头部形状提升侵彻弹道稳定性,而对弹体结构改进的报道较少。文献[10]将弹体分成帽罩和本体2个部分,形成了复合式结构,依靠帽罩变形和破碎来吸收撞击能量,提升其对于单层靶标的侵彻能力,但关于复合式侵彻体侵彻弹道方面的研究尚未见报道。

本文设计了一种复合式侵彻体,利用ANSYS/LS-DYNA软件,对其斜侵彻多层钢靶过程进行了数值模拟和实验验证,分析了复合式侵彻体与常规整体式弹体侵彻弹道偏转规律的差异,以及侵彻速度、帽罩材质对其侵彻弹道的影响,以期为高速反多层硬目标侵彻弹设计提供参考。

1 复合式侵彻体及实验方案

1.1 复合式侵彻体

参照常规侵彻弹形状及长径比,设计的复合式侵彻体结构如图1所示。复合式侵彻弹由侵彻主体和帽罩组成,两者通过螺纹连接。侵彻主体长度=160 mm,外径=45 mm,内径=35 mm,材料为经过热处理的35CrMnSiA钢,质量约为1 kg;帽罩厚度=10 mm、横截面积=8 cm,头部弧度半径=40 mm,材料分别为经热处理的35CrMnSiA钢和93WNiFe合金,质量分别约为40 g和70 g,复合式侵彻体内无填充物。

图1 复合式侵彻体结构示意图

为对比复合式和常规整体式侵彻体侵彻弹道的差异,同时制备了外形结构与侵彻主体相同的整体式侵彻体。

1.2 实验方案

实验以130 mm口径一级轻气炮为加载源,利用高压气体将侵彻体驱动至预设速度;试验靶标为3层45#钢板,尺寸均为400 mm×400 mm,第一层、第二层、第三层靶标厚度分别为14 mm、8 mm和8 mm,靶标与地面夹角为75°(即15°着角),靶标间距均为300 mm。利用轻气炮自带激光测速系统测量侵彻体撞击速度。实验布局如图2所示。

图2 实验布局示意图

实验后,通过测量靶标穿孔位置在竖直方面的偏移量(以弹道无偏转时穿孔位置为起点),获取侵彻体侵彻弹道变化规律,并规定竖直向上为值的正方向。

2 模型建立与计算

2.1 计算模型

计算模型具有一定对称性,故采用二分之一模型,使计算更快捷高效。侵彻主体、帽罩及靶标均采用拉格朗日网格离散,侵彻主体与靶板的网格数量保持不变,分别约为26 000和52 000,帽罩的网格数量约为6 000。将帽罩与侵彻主体之间的螺纹连接用面面固连接触等效。靶板边界定义为非反射边界,同时侵彻体与靶板的对称轴面定义为对称边界条件。弹、靶仿真计算模型如图3所示。

图3 弹、靶仿真计算模型

2.2 材料模型及参数

侵彻主体、帽罩和靶板材料均采用Johnson-Cook本构模型。 Johnson-Cook本构模型的表达式为

(1)

在采用Johnson-Cook本构模型定义材料时,需要与Gruneisen状态方程结合。该方程可以通过压力与体积的关系确定材料的状态。Gruneisen状态方程的表达式为

(2)

式中:为压应力;=()-1,和分别为初始密度和当前密度;为弹性模量;,,和均为材料参数,仿真所用参数列于表1。

表1 模型材料参数

3 仿真结果及讨论

3.1 复合式与整体式侵彻体弹道偏转对比

钢制帽罩复合式侵彻体和整体式侵彻体以500～800 m/s速度()分别侵彻3层45#钢板,弹道偏转情况如图4所示。图中,为侵彻体侵彻距离,为侵彻体位置相比于弹道无偏转时侵彻体位置在方向的偏移量。

图4 整体式与复合式侵彻体斜侵彻弹道偏移的对比

提取图4中弹道偏移量的变化值,数据列于表2。表中,Δ,Δ,Δ分别为贯穿第一层、第二层、第三层靶的过程中弹道偏移量的变化值;为侵彻体侵彻3层钢靶后的弹道的偏移量。

表2 整体式与复合式侵彻体斜侵彻弹道偏移的局部变化与总体变化

由图4和表2可见,无论是侵彻单层还是侵彻3层靶标,钢制帽罩复合式侵彻体的弹道偏移量均小于整体式侵彻体。随着侵彻速度由500 m/s至800 m/s,钢制帽罩复合式侵彻体较整体式侵彻体弹道提升幅度逐渐减小,弹道最终偏移量相差分别为6.34 cm,3.85 cm,2.74 cm和0.99 cm,相比于整体式侵彻体分别提升54%,50%,60%和32%((整体式最终偏移量-分体式最终偏移量)/整体式最终偏移量)。

笔者前期研究结果表明,帽罩能保护侵彻主体头部结构,降低其侵蚀程度,从而提升其弹道稳定性。图5为整体式和分体式侵彻体头部侵蚀情况。

图5 500 m/s侵彻速度下整体式与复合式侵彻体弹头侵蚀情况

由图5可见,整体式侵彻体头部存在严重侵蚀,初始的尖卵形已被完全破坏;而分体式侵彻体侵彻后,由于帽罩承受了部分冲击力,当帽罩破碎分离后,侵彻主体头部依然保持了初始的尖卵形。当侵彻速度较低时(500～700 m/s),帽罩所受冲击应力相对较小,可保持较长时间的结构完整性,撞击形成的应力波在帽罩和侵彻主体之间形成反射、透射,加速应力波衰减,降低侵彻主体所受载荷,因此分体式偏移量均小于整体式偏移量;当速度较高时(800 m/s),复合式侵彻体和整体式侵彻体贯穿第一层靶后,偏移量相近,说明撞击产生的瞬时应力增加,加速了帽罩结构的破坏,导致在贯穿第一层靶后帽罩无法起到保护侵彻主体的作用,分体式偏移量与整体式偏移量差异减小。

3.2 帽罩材料对弹道偏转的影响

通过冲击作用下帽罩变形、破坏吸收能,可有效保护侵彻主体的结构完整性,而材料阻抗对其冲击破坏有较大影响。为获取帽罩材料对复合式侵彻体弹道的影响,在保持侵彻体结构、靶标状态不变的情况下,帽罩分别采用35CrMnSiA和93WNiFe加工而成。

图6为不同帽罩材质的复合式侵彻体以不同初速度斜侵彻3层间隔钢靶的弹道偏移量的对比。

图6 不同材料帽罩的复合式侵彻体弹道偏移的对比

由图6可知,当侵彻速度较低时(500 m/s),93WNiFe帽罩的侵彻体弹道偏移量略大于35CrMnSiA帽罩的侵彻体;当侵彻速度增加至800 m/s时,在55 cm之前,93WNiFe帽罩侵彻体弹道偏移量大于35CrMnSiA帽罩侵彻体,但93WNiFe帽罩侵彻体弹道最终偏移量小于35CrMnSiA帽罩侵彻体。

数值计算结果表明,当侵彻速度为500 m/s时,贯穿第一层靶后2种材质帽罩均保持了较好的完整性(图7(a)和图7(b)),但由于93WNiFe阻抗高于35CrMnSiA,其两者瞬时撞击力相差近2倍,后续侵彻过程中,93WNiFe帽罩将先于35CrMnSiA帽罩发生破坏,使得其后续弹道偏移量增大;当侵彻速度增加至800 m/s时,贯穿第一层靶标后2种材料帽罩形变程度的差异较明显(图7(c)和图7(d)),35CrMnSiA帽罩已经完全失效,后续侵彻由侵彻主体完成,侵彻主体头部不断被侵蚀,故弹道向下偏转的角度呈不断增加趋势。而93WNiFe帽罩有所变形,但基本保持结构的完整,同时,侵彻体直线段在贯穿第二层靶板时,其下侧受到了靶板的作用使侵彻体头部开始向上偏转。