0 引言
随着军事技术的迅猛发展,现代化战场上涌现出一系列高科技武器系统及搭载平台,例如巡飞弹、无人机等,它们的出现为未来战场上的精确打击奠定了坚实的基础。然而受气动力学特性限制,这些武器系统及搭载平台所携带战斗部打破了原有旋转成体结构,而采用非圆截面战斗部空间布局形式[1-4]。根据公开资料可知,当前非圆截面战斗部主要以杀爆战斗部为主[5-7],部分采用动能侵彻体[8-12],所对应的毁伤元主要为破片、冲击波以及动能侵彻体。随着战场防护技术不断提高,当前该类战斗部所形成的毁伤元已难以有效对付具有高效防护能力的装甲目标、工事等,无法实现对目标的有效打击。与杀爆战斗部和穿甲战斗部相比,聚能射流头部速度可达6 000~10 000 m/s[13],在侵彻过程中受靶板强度影响较小,具有更高的侵彻威力,增强了对高效防护装甲目标和防护工事的毁伤效果。与此同时,非对称结构战斗部空间布局形式的出现以及发展,也对聚能战斗部结构设计提出了巨大的挑战。
在非旋转成体聚能装药方面,相关学者进行了初步探索。李砚东等[14]研究了一种椭圆截面结构的聚能装药,设置多点起爆,并通过动力学仿真软件LS-DYNA进行了数值仿真。通过仿真主要分析了所获得侵彻体的形态特征以及动力学特性,同时研究了该装药结构尺寸对侵彻体性能的影响。结果表明:该结构聚能装药所形成的侵彻体与常规轴对称成型装药在多点起爆下形成的高速成型弹丸相比,侵彻体的整体性能在一定程度上得到了优化,其所形成的高速成型弹丸宽度有很大幅度的提高,且弹丸头部速度也得到了较大提高。Stewart等[15]为了研究用于攻顶破甲兼侵彻功能的多模战斗部,设计了40多种多模战斗部结构,均呈现非旋转成体结构,经过仿真研究,由于装药结构的不对称性,导致聚能射流的稳定性受到严重影响。王钰婷等[16]通过数值模拟及实验研究了椭圆形及方形截面聚能装药所得聚能射流的成型及侵彻性能。研究结果表明,椭圆形截面聚能装药所形成的聚能射流,除头部在运动拉伸过程中持续呈现凝聚态外,其余部分在运动拉伸过程中,尤其是惯性拉伸阶段后期出现分散,分散的聚能射流由关于截面长轴对称分布的散明显降低了聚能射流的侵彻能力;而方形聚能装药压垮药型罩过程中具有一定的周期性,所设计结构的方形截面聚能装药侵彻深度略大于圆柱形装药。
由于梯形截面结构对于飞行器而言具有高升力、大升力阻比等优点,对于诸多新型搭载平台采用梯形截面结构,文中在Φ56 mm基准聚能装药基础上,设计了梯形截面结构聚能装药,该装药采用旋转成体药型罩加装梯形截面装药。通过动力学仿真软件ANSYS/LS-DYNA对该结构聚能装药进行建模分析,获得了该结构聚能装药成型聚能射流特性。研究成果将为梯形截面聚能装药在新型武器搭载平台上的应用提供参考和指导。
1 数值模拟
1.1 模型建立
梯形截面结构聚能装药是基于Φ56 mm基准聚能装药设计而来。如图1所示分别为Φ56 mm基准聚能装药及梯形截面聚能装药两者结构图。
1.2 材料模型及参数
在所建立的模型中,主要涉及的单元为炸药、药型罩以及空气域。在研究过程中,炸药采用B炸药,材料模型为MAT_HIGH_EXPLOSIVE_BURN及JWL状态方程[17]:
p=A(1- ) +B(1- ) +ωηρ0e0
表1 B炸药参数[16] |
| 参数 | 数值 |
|---|---|
| ρ0/(g·cm3) | 1.712 |
| D/(m·s-1) | 7 980 |
| e0/(kJ·m-3) | 8.5×106 |
| pCJ/GPa | 29.5 |
| A/GPa | 29.5 |
| B/GPa | 7.678 |
| ω | 0.34 |
| R1 | 4.2 |
| R2 | 1.1 |
从经济、原材方面考虑,高导无氧铜都具备一定的优势,因此高导无氧铜为现阶段聚能破甲战斗部最为普遍使用的药型罩材料之一。由于经过大量的研究,材料参数亦较为成熟,因此文中药型罩材料选用高导无氧铜,数值模拟过程中采用MAT_JOHNSON-COOK材料模型,状态方程采用Gruneisen状态方程[17]:
式中:μ= -1;ρ2和ρ1分别为材料的初始密度以及材料变形后的密度;C0为冲击波速度和粒子速度曲线的截距;S1、S2、S3为冲击波速度和粒子速度曲线的斜率系数;γ0为Gruneisen常数;a为对应于γ0的常数。高导无氧铜的计算参数如表2所示。
表2 高导无氧铜材料参数[18] |
| 参数 | 数值 | 参数 | 数值 |
|---|---|---|---|
| ρ2/(g·cm-3) | 8.96 | m | 1.09 |
| E/GPa | 1.38 | TM/K | 1.09 |
| G/GPa | 0.477 | TR/K | 293 |
| v | 0.35 | C0/kms-1 | 3.94 |
| A/MPa | 90 | S1 | 1.49 |
| B/MPa | 293 | S2 | 0 |
| n | 0.31 | a | 0 |
| C | 0.025 | γ0 | 1.99 |
在数值模拟过程中,空气的材料本构模型为MAT_NULL,表3所示为空气的关键本构参数。
表3 空气材料参数 |
| 参数 | ρ/(g·cm-3) | C4 | C5 | E/(J·kg-1) |
|---|---|---|---|---|
| 数值 | 0.012 8 | 0.4 | 0.4 | 0.25 |
2 结果及讨论
2.1 药形罩压垮过程
为了探索梯形截面装药结构对聚能射流成型特性的影响机制,基于ANSYS/LS-dyna有限元软件对两种结构聚能装药射流成型过程的数值模拟,对比分析了梯形截面与圆形截面两种结构聚能装药起爆过程中药型罩的压垮过程及所得聚能射流得形态特征及动力学参数。如图3所示,为装药起爆后4 μs和20 μs时刻两种结构聚能装药爆轰波传播特性云图。
基于数值模拟,对药型罩表面的爆轰波压力进行分析,如图4所示分别两种装药结构起爆后6 μs和14 μs时刻药型罩表面的爆轰压力分布云图。
通过图4所示的药型罩表面的应力云图可以看出,在装药起爆后6 μs时刻,圆截面和梯形截面两种结构聚能装药下,由于炸药爆轰未传爆至装药界面,两种装药结构下药型罩表面的爆轰压力均呈现对称分布。随着爆轰程度的不断增加,炸药爆轰传播至装药界面,界面结构的不同,由界面效应所产生的稀疏波开始对整个爆轰场中的爆轰压力产生影响。由图4中14 μs时刻的药性罩表面的爆轰压力云图可知,对于圆截面结构聚能装药,由于装药结构呈现旋转对称,爆轰波几乎同时传播至装药表面,表面稀疏波均匀对称;而对于梯形截面装药结构呈非轴对称性,爆轰波不能同时到达各表面,所产生的稀疏波亦不能同时达到药型罩表面,致使药形罩表面压力不再呈现均匀分布。
聚能装药爆轰压力的分布,最终将对药型罩的压垮速度产生影响。图5为装药起爆后6 μs和14 μs时刻药型罩压垮速度分布云图。
在聚能装药起爆初期,对于圆截面及梯形截面两种结构聚能装药,由于药形罩表面压力呈轴对称分布,因此,两种结构聚能装药药形罩压垮速度也呈轴对称分布如图5中6 μs时刻速度云图。随着装药爆轰程度的增加,由于爆轰传播至装药界面,装药界面对爆轰压力的产生影响,导致传播至药型罩表面的压力亦随着装药截面的不同而发生变化,对于药型罩运动特性的影响则表现为压垮速度分布随装药截面的不同而出现差异如图5中14 μs时刻速度云图所示。对于梯形截面装药而言,药形罩压垮运动后期,从梯形截面装药传入的稀疏波陆续赶上运动中的药形罩微元,考虑到从装药表面传入的稀疏波总是垂直于装药表面传入爆轰产物,因此从装药表面传入的稀疏波总是最先影响靠近梯形截面短边处的药形罩微元,而越靠近梯形截面下底边,稀疏波对药型罩压垮运动的影响速度越慢。从梯形截面聚能装药表面传入的稀疏波到达药形罩微元表面后,在微元表面反射稀疏波,使微元表面爆轰产物压力下降更为迅速,最终表现为药形罩微元压垮运动的加速度减小更为迅速。由于上述稀疏波的作用,最终导致梯形截面聚能装药药型罩压垮速度呈现图5中14 μs时刻梯形截面药型罩上的速度分布规律,即靠近上底面的药型罩微元压垮速度低于靠近下底面的部分。
2.2 聚能射流特性分析
在分析聚能装药压垮过程的基础上,为探究装药截面形状对聚能射流成型特性的影响,对比分析了Φ56 mm基准聚能装药以及所设计的梯形截面装药两种结构装药所获得的聚能射流特性。图6为两种结构装药在起爆后不同时刻所获得的聚能射流形态。
由图6所示的两种结构聚能装药所得到的聚能射流形态图可知,在装药起爆后20 μs时刻,对于Φ56 mm聚能装药,所形成的聚能射流具有较理想的轴对称性;对于梯形截面聚能装药,起爆后20 μs时刻,由于装药结构的不对称性导致的爆轰波以及稀疏波的共同作用,聚能射流已开始展现出不对称性。随着时间增加,梯形截面结构聚能装药所产生的聚能射流非轴对称性趋于严重。聚能射流40 μs时刻轴向速度分布如图7所示,装药起爆后40 μs时刻聚能射流已经形成充分压垮并进入惯性拉伸阶段,由图可知,圆形截面结构聚能装药所得聚能射流得头部速度约为6 230 m/s,聚能射流尾部速度为1 570 m/s;梯形截面聚能射流的头部为6 230 m/s,尾部速度约为1 660 m/s。
通过图8所示的装药起爆40 μs时刻的射流形态可知,对于Φ56 mm圆形截面聚能装药所形成的聚能射流长度为137.38 mm,杵体部分占总侵彻体的长度比例26.9%,聚能射流稳定性及轴对称性较理想。对于梯形截面聚能装药而言,所形成的聚能侵彻体分为4部分,其中杵体速度较低并且杵体占总侵彻体的比例为32.4%,该截面结构装药所产生的杵体比例要高于圆形截面结构装药所产生的杵体,且杵体的轴对称性变差。对于梯形截面所产的射流部分,有约30%部分出现非对称分叉。梯形截面装药所产生的聚能射流轴对称性及聚能射流的整体形态严重影响了聚能射流的有效长度,该情况将对聚能射流的侵彻威力产生较大影响。
在对比分析两种结构的聚能装药在40 μs时刻的形态特性基础上,为了解两种结构装药所产生的聚能射流整体的速度分布,对所得聚能射流在40 μs时刻轴向和径向速度进行了提取,结果如图9所示。
3 结论
采用动力学仿真软件ANSYS/LS-DYNA,以Φ56 mm基准聚能装药为基础,构建了梯形截面结构聚能装药,并通过数值模拟,对Φ56 mm基准聚能装药以及所构建的梯形截面结构聚能装药聚能射流成型过程进行了分析。主要结论如下:
1)梯形截面聚能装药药型罩在压垮过程中,药型罩微元在向轴线压垮时,微元压垮运动受爆轰波及从装药表面传入的稀疏波两者的共同影响,药形罩微元压垮速度在轴线相同位置处不再呈现旋转对称分布,最终导致聚能射流整体形态不再呈现旋转对称,有约占总长度30%的部分出现非对称分叉。梯形截面装药所产生的聚能射流轴对称性及聚能射流的整体形态严重影响了聚能射流的有效长度。
2)通过对两种结构聚能装药所产生聚能射流的尺寸及速度分布进行对比分析,所产生的聚能射流长度及速度分布十分相近,产生的聚能射流头部速度约为6 230 m/s,圆形结构聚能装药射流尾部速度约为1 570 m/s,而梯形截面装药所得聚能射流的尾部速度为1 660 m/s,相比于圆形截面增加了5.7%。
3)对于Φ56 mm圆形截面聚能装药所形成的聚能射流长度为137.38 mm,杵体部分占总侵彻体的长度比例26.9%。对于梯形截面聚能装药而言,杵体占总侵彻体的比例为32.4%,该截面结构装药所产生的杵体比例要高于圆形截面结构装药所产生的杵体,且杵体的轴对称性变差。