0 引言
多爆炸成型弹丸战斗部(MEFP)是基于爆炸成型弹丸战斗部(EFP)的发展而研制出来的,作战时可以产生大面积的弹幕,形成对攻击目标的面打击,极大提升对目标的命中和毁伤概率,尤其是对于集群轻型装甲,如武装直升机、雷达站、步兵战车、导弹阵地等具有良好的应用前景[1]。2002年,William Ng等研制了一新式轴向变形罩式MEFP,2005年,Richard Fong在此基础上,研制出通过对整块板材进行冲压而制成的MEFP [2-3]。吴小蓉等[4]研制出一种分布三罩式MEFP,通过试验,战斗部形成了弹速为2 000 m/s左右的3个子弹丸,并在靶板上测得类似正三角形形状的3个椭圆形穿孔。赵长啸、纪冲等[5-7]通过在单个药型罩前面适当位置安装高强度十字形网栅,使药型罩在网栅的切割功用下,形成多个爆炸成型弹丸,并且通过数值仿真和穿甲试验,研究了成型弹丸的形成过程及其对钢靶的穿甲效应。尹建平等[8]通过数值计算得出药型罩的相关因素(曲率半径、壁厚和口径)对MEFP成型和毁伤效果的规律,并给出以上3个因素的最优组合。黄德武等[9]首先提出了可生成多枚成型弹丸的刻槽式MEFP战斗部技术。在此基础上,相升海等[10]通过数值分析,阐述了刻槽式MEFP贯彻双层无间隔金属靶的具体过程及影响因素。
文中在以上研究的基础上,针对药型罩口径为150 mm的刻槽式MEFP战斗部毁伤性能的主要影响因素(刻槽深度H、刻槽角度α、壳体厚度δ1、药型罩内径D、装药长度L、罩顶厚度δ2),采用正交优化设计确定优化方案,并结合LS-DYNA软件数值计算,得出各因素对成型子弹丸动能影响的主次关系及各因素的最优组合。
1 数值计算
1.1 刻槽式MEFP战斗部模型
1.2 计算模型
壳体、炸药和药型罩的模型都采用Lagrange网格,单元划分使用Solid164固体单元。通过模拟,当计算时间到达40 μs时,壳体与炸药的作用几乎结束,故对于这两部分划分网格较稀疏,并在40 μs时,将这两部分单元设置自动删除。对于药型罩在计算过程将发生较大变形,为防止网格在计算过程中发生畸变,故而在划分此部分网格时,较壳体和炸药略微细化,这样设置对观察药型罩的成型变化过程较为有利。
表1 B炸药参数 |
| ρ0/(g/cm3) | Pc/GPa | D/(m/s) | A | B | R1 | R2 | |
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| 1.717 | 29.5 | 7 980 | 5.242 | 0.076 78 | 4.20 | 1.10 | 0.34 |
1.3 数值计算结果示例
2 刻槽式MEFP战斗部影响因素的正交优化设计
2.1 正交优化设计方案及结果
通过数值分析和相应的试验结果,影响药型罩断裂成型子弹丸毁伤性能的主要影响因素为:刻槽深度H、刻槽角度α、壳体厚度δ1、药型罩内径D、装药长度L、罩顶厚度δ2。以上述6因素为研究对象,采用正交优化设计,各因素设定5个水平变量,建立6因素5水平取值表,具体取值见表2。
表2 正交优化因素水平表 |
| 水平 | α/(°) | H/mm | δ2/mm | D/mm | L/mm | δ1/mm |
|---|---|---|---|---|---|---|
| 1 | 30 | 2.9 | 6.45 | 171.7 | 108.36 | 6.19 |
| 2 | 60 | 3.2 | 6.55 | 176.7 | 123.84 | 6.97 |
| 3 | 90 | 3.5 | 6.65 | 181.7 | 139.32 | 7.74 |
| 4 | 120 | 3.8 | 6.75 | 186.7 | 154.8 | 8.51 |
| 5 | 150 | 4.1 | 6.85 | 191.7 | 170.28 | 9.29 |
成型子弹丸的动能直接影响其侵彻靶板深度和毁伤性能,将成型子弹丸的动能y作为优化目标。根据正交优化设计法,具体方案及结果见表3。
表3 正交优化设计方案及结果 |
| 序号 | 水平 | 子弹丸动能 yi/kJ | |||||
|---|---|---|---|---|---|---|---|
| α | H | δ2 | D | L | δ1 | ||
| 1 | 1 | 1 | 1 | 1 | 1 | 1 | 511.833 |
| 2 | 1 | 2 | 2 | 2 | 2 | 2 | 560.167 |
| 3 | 1 | 3 | 3 | 3 | 3 | 3 | 670.133 |
| 4 | 1 | 4 | 4 | 4 | 4 | 4 | 635.533 |
| 5 | 1 | 5 | 5 | 5 | 5 | 5 | 676.400 |
| 6 | 2 | 1 | 2 | 3 | 4 | 5 | 665.867 |
| 7 | 2 | 2 | 3 | 4 | 5 | 1 | 667.133 |
| 8 | 2 | 3 | 4 | 5 | 1 | 2 | 569.033 |
| 9 | 2 | 4 | 5 | 1 | 2 | 3 | 616.067 |
| 10 | 2 | 5 | 1 | 2 | 3 | 4 | 676.200 |
| 11 | 3 | 1 | 3 | 5 | 2 | 4 | 615.867 |
| 12 | 3 | 2 | 4 | 1 | 3 | 5 | 612.433 |
| 13 | 3 | 3 | 5 | 2 | 4 | 1 | 612.433 |
| 14 | 3 | 4 | 1 | 3 | 5 | 2 | 676.933 |
| 15 | 3 | 5 | 2 | 4 | 1 | 3 | 570.867 |
| 16 | 4 | 1 | 4 | 2 | 5 | 3 | 651.000 |
| 17 | 4 | 2 | 5 | 3 | 1 | 4 | 548.500 |
| 18 | 4 | 3 | 1 | 4 | 2 | 5 | 629.297 |
| 19 | 4 | 4 | 2 | 5 | 3 | 1 | 606.000 |
| 20 | 4 | 5 | 3 | 1 | 4 | 2 | 620.333 |
| 21 | 5 | 1 | 5 | 4 | 3 | 2 | 582.267 |
| 22 | 5 | 2 | 1 | 5 | 4 | 3 | 612.933 |
| 23 | 5 | 3 | 2 | 1 | 5 | 4 | 570.833 |
| 24 | 5 | 4 | 3 | 2 | 1 | 5 | 446.300 |
| 25 | 5 | 5 | 4 | 3 | 2 | 1 | 431.067 |
2.2 结果分析
由正交优化设计方案,通过仿真计算得到子弹丸动能随以上6个因素的估算边际均值变化如图3所示。
从图3(a)可以看出,子弹丸动能y随α的增加先增加后减少,在α为60°时取得最大值,当α为120°~150°时,y值显著减小,原因是α为150°时,药型罩质量显著减少。从图3(b)中可以得到,y值随H的增大,先减小再增大,之后又减小,总体的变化幅度较小,这是由于药型罩比较薄,H本身的变化幅度就小,当H为0.35 cm时,y值最大。由于药型罩的质量随罩厚δ2增大而增大,同时随着槽深H的增大而减小,综合两者的共同影响,最终y随δ2的改变呈现出波动变化,整体变化量也不大。在图3(d)中,y随D的增加先增大而后略有减小,在D取18.67 cm时,y值达到最大。y随L的增加先有较明显的增加而后增加幅度较小,在L为13.932 cm和15.48 cm时y变化不大,显然综合武器的整体效能和经济性两方面因素,L取13.932 cm为最佳选择。子弹丸在δ1为0.774 cm时取得最大值,综合考虑整个弹丸的质量,0.774 cm是一个比较理想的取值。
表4 子弹丸动能随各因素变化的极差表 |
| 因素 | 极差 | 因素 | 极差 |
|---|---|---|---|
| α/(°) | 110.18 | D/mm | 30.71 |
| H/mm | 15.37 | L/mm | 119.15 |
| δ2/mm | 41.62 | δ1/mm | 58.51 |
综合以上因素的影响,可以得出影响刻槽式MEFP战斗部子弹丸动能的最优参数组合为:L=13.932 cm、α=60°、δ1=0.774 cm、δ2=0.665 cm、D=18.67 cm、H=0.35 cm。
3 结论
1)通过正交设计和极差分析得到,影响成型子弹丸动能的因素按主次关系排列,依次是装药长度L、刻槽角度α、壳体厚度δ1、罩顶厚度δ2、药型罩内径D、刻槽深度H。
2)针对药型罩口径为150 mm的刻槽式MEFP战斗部,由正交优化设计得到影响其子弹丸动能的最优化参数组合为:L=13.932 cm、α=60°、δ1=0.774 cm、δ2=0.665 cm、D =18.67 cm、H =0.35 cm。