遭毀傷聚能戰斗部射流成型行為

王永智， 余慶波， 鄭元楓， 王海福

(北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081)

1 引 言

隨著武器制導精度和殺傷威力的不斷提高，特別是各類精確制導彈藥和攻頂反坦克彈藥技術的不斷發展，傳統被動應付式的正面重型裝甲防護對策面臨越來越大的挑戰[1-3]。近年來，裝甲車輛主動防護技術在工程防護領域越來越受到重視[4]，主動防護系統可通過發射反擊彈藥，利用反擊彈藥形成的破片幕對來襲的反坦克導彈或火箭彈實施打擊，從而使來襲導彈失去攻擊能力以達到保護坦克的目的[5]。事實上，受破片質量、破片速度、裝藥類型以及聚能戰斗部結構等因素的影響，破片打擊聚能戰斗部后未必能引爆主裝藥[6-7]，主裝藥未爆情況下，破片僅對聚能戰斗部造成機械穿孔，破片打擊造成機械穿孔的聚能裝藥不具有嚴格的對稱性，藥型罩微元在非對稱爆轟波作用下產生的徑向速度完全不同，使得藥型罩微元不能在軸線碰撞處閉合，導致射流不再是軸對稱甚至提前發生斷裂[8]，從而顯著降低了射流對裝甲的侵徹性能。目前針對自身結構不對稱聚能裝藥射流成型特性的相關研究較多， John B等[9]研究了偏心起爆對聚能射流橫向速度的影響，Pack D C等[10]從理論上分析了不對稱聚能裝藥結構射流形成過程并且得到實驗的驗證， Chanteret P Y[11]通過X光照相技術研究了破片打擊聚能裝藥對射流形成的影響，但是，以上研究工作大多局限于偏心起爆、殼體不對稱以及裝藥缺陷等戰斗部自身因素對射流性能的影響，關于遭破片打擊后導致機械穿孔的聚能裝藥射流形成和侵徹研究較少。

基于此，本研究針對遭破片打擊造成機械穿孔的聚能戰斗部終點效能問題，采用數值模擬方法分析了侵孔位置、侵孔深度和侵孔直徑對射流成型行為及終點侵徹性能的影響規律，以期為主動防護系統設計提供參考。

2 計算模型

破片打擊聚能裝藥后，假設聚能裝藥沒有被引爆，對聚能戰斗部僅造成機械穿孔，這里只考慮主侵孔的影響，為便于分析，認為侵孔直徑d處處相等，侵孔到罩頂距離為x，以罩頂為坐標原點，x>0表示向左，x<0表示向右，侵孔方向角為α，侵孔定義如圖1所示。針對上述結構損傷聚能戰斗部射流成型行為及終點效應，采用AUTODYN-3D顯式非線性動力學分析軟件進行數值模擬。

遭毀傷聚能裝藥結構參數如圖1所示，聚能戰斗部由主裝藥、藥型罩和殼體三部分組成。裝藥類型PBX-9501，裝藥直徑CD=90 mm，裝藥長度2CD; 藥型罩錐角60°，壁厚0.03CD，材料為Cu-OFHC; 殼體材料為鋁2024，厚度3 mm; 靶板材料為Steel 4340。計算模型如圖2所示，采用Lagrange-Euler流固耦合算法，藥型罩、炸藥和空氣采用多物質Euler網格，殼體采用Lagrange網格描述。觀測點設置如圖2所示，罩壁內側設置8個移動觀測點，材料均選自AUTODYN標準材料庫。材料模型及狀態方程列于表1。

圖1遭毀傷聚能戰斗部結構簡圖及侵孔定義

Fig.1Sketch of the damaged shaped charge warhead and definition of the hole

圖2計算模型及觀測點設置

Fig.2Model for simulation and gauge points location

表1材料模型及狀態方程

Table1Material models and state equations

materialequationofstatestrengthmodelfailuremodelerosionPBX?9501JWL---Cu?OFHCLinearJohnsonCook--Al2024ShockJohnsonCookPrincipalStressGeometricStrainSteel4340LinearJohnsonCookJohnsonCookGeometricStrain

3 計算結果及分析

3.1 侵孔位置影響

針對侵孔直徑15 mm，著角α=0°，侵孔深度0.5CD，侵孔位置分別為x=0CD、0.25CD、0.5CD、0.75CD四種情況進行數值模擬。t=90 μs時，不同侵孔位置聚能戰斗部射流成型特性如圖3所示。從圖3中可以看出，侵孔位置對射流主體部分產生顯著影響，對杵體成型影響較小，基本能夠形成連續射流; 侵孔到藥型罩距離越小，射流主體部分的不對稱性越強，主要體現在徑向偏離對稱軸，特別是射流頭部偏離現象更為嚴重。這是由于爆轟波到達侵孔壁面后，由于空氣中稀疏波的傳入，降低了波后的壓力，導致波后爆轟產物壓力場不對稱，使得無侵孔一側的壓力大于有侵孔一側，正是此不對稱壓力的作用導致藥型罩上下兩側受壓不均勻，藥型罩在不對稱壓垮閉合的過程中產生徑向速度，使得射流偏離軸線甚至發生斷裂。

圖3不同侵孔位置射流形態(t=90 μs)

Fig.3Jet shapes of holes with different location at 90 μs

為分析侵孔位置對射流徑向速度的影響，采用藥型罩材料徑向平均速度(X-Velocity)描述射流徑向速度。圖4為不同侵孔位置射流徑向速度時程曲線，從圖4中可以看出，射流徑向平均速度隨時間的變化呈增大趨勢，且隨著時間延長，增幅減小。t=100 μs時，射流成型過程基本完成，徑向速度趨于穩定。侵孔距藥型罩頂距離越小，射流徑向速度越大。射流徑向最大速度與侵孔位置x的關系如圖5所示，從圖5中可以看出，x>0時，侵孔到藥型罩頂距離x越小，對射流的擾動越大，射流徑向最大速度隨x的增大幾乎呈線性減小趨勢，x=0CD時，射流徑向最大速度達19.0 m·s-1。主要是因為爆轟波到達侵孔壁面后，在稀疏波的作用下，侵孔周圍爆轟產物壓力和傳播速度等迅速下降，由于侵孔直徑較小，爆轟波經過侵孔后繼續向前傳播并穩定爆轟，因此，侵孔距藥型罩頂越遠，其對射流形成影響越小。

圖4不同侵孔位置射流徑向速度

Fig.4Radial driftX-velocities of jet for different hole location

圖5射流徑向最大速度與侵孔位置x的關系

Fig.5Maximum lateral velocity vs the hole locationx

為了進一步分析射流徑向速度的來源，在藥型罩壁面設置一系列的觀測點，見圖2，Gauge#3和Gauge#4關于聚能裝藥軸線嚴格對稱，Gauge#7和Gauge#8嚴格對稱，圖6為以上四點的徑向速度區別(典型侵孔位置x=0.25CD)，從圖6中可以看出，對稱軸兩側觀測點的徑向速度略有相似但不完全相同，觀測點徑向速度曲線可以分為五個階段，首先，左邊第一段均為水平線，由于爆轟波還沒有傳播到預設觀測點處，藥型罩微元保持靜止，徑向速度為0，緊接著為曲線突然上升階段，說明爆轟波已經傳播到觀測點處，開始作用于金屬罩微元，中間一段呈波動狀態，該階段為藥型罩逐漸被壓垮過程，表明罩微元在爆轟波的作用下開始向軸線閉合運動，第三階段，曲線開始逐漸下降，這是因為對稱軸兩側的罩微元在向軸線閉合運動過程中發生碰撞，使得觀測點速度逐漸減小，最后一段，曲線幾乎呈水平，此時，罩微元完全閉合形成射流，由于對稱軸兩側罩微元徑向速度存在明顯差異，相同時間內罩微元的位移必然不相等，最終罩微元并沒有嚴格在對稱軸上碰撞閉合，另外，罩微元的徑向動量不相等，根據動量守恒定律，罩微元相向碰撞后必然向動量較大的方向運動，導致射流徑向速度不為0，出現了射流提前斷裂和偏離軸線的現象，嚴重降低了射流的侵徹性能。綜上所述，侵孔到藥型罩頂距離越小，射流徑向速度越大，射流越容易斷裂和偏離軸線，使得射流侵徹能力大幅下降。

a. Gauge#3 and Gauge#4

b. Gauge#7 and Gauge#8

圖6不同觀測點徑向速度區別(x=0.25CD)

Fig.6Differences in lateral velocity at Gauge pairs (x=0.25CD)

3.2 侵孔深度影響

圖7為侵孔深度h分別為0.17CD、0.33CD、0.5CD、0.67CD、0.83CD五種情形射流成型特性，其中侵孔位置x=0，侵孔直徑d=15 mm，侵孔角度α=0°。從圖7中可以看出，五種情形射流頭部均偏離軸線甚至發生斷裂，不論侵孔深度有多大，都能對射流成型造成很大的擾動。h=0.33CD和h=0.67CD時，在對稱軸上幾乎沒有射流存在，只有杵體，主要原因是侵孔到金屬藥型罩頂距離都比較小，對藥型罩壁面爆轟波形的影響較大，使得射流成型過程受到嚴重干擾，實際上，不同侵孔深度對射流成型的影響特性區別并不明顯。

圖7不同侵孔深度射流形態(t=90 μs)

Fig.7Jet shapes from different depth of hole at 90 μs

圖8為不同侵孔深度射流徑向速度變化曲線(X-Velocity)，從圖8中可以看出，t=0～23 μs時，射流徑向速度增長率最高，該階段也正是射流頭部形成階段，顯然，射流頭部的徑向速度較大，說明射流頭部受到較大的擾動，也是最容易斷裂的部分。圖9為射流徑向最大速度與侵孔深度的關系，由圖9可知，侵孔深度為0.33CD時，射流頭部徑向速度最大可達28.5 m·s-1，其余也均在14 m·s-1以上?？偟膩碚f，上述不同深度的五種侵孔均對射流成型造成較強的擾動。

圖8不同侵孔深度射流徑向速度

Fig.8Radial drift velocities of jet for different hole depth

圖9射流徑向最大速度與侵孔深度h關系

Fig.9Maximum lateral velocity vs the hole depthh

3.3 侵孔直徑影響

為研究侵孔直徑對聚能戰斗部射流成型影響特性，針對侵孔深度為0.5CD，侵孔位置x=0，侵孔角度為α=36°，取侵孔直徑分別為d=0.055CD、0.111CD、0.167CD、0.222CD、0.278CD五種不同情形進行數值模擬，圖10為不同侵孔直徑聚能戰斗部射流成型特性，從圖10中可以看出，五種情況下形成的聚能射流主體部分均偏離軸線。隨著侵孔直徑的增大，射流偏離軸線的距離也越大，這是因為侵孔直徑越大，對爆轟波形的對稱性影響越大，導致射流嚴重偏離軸線。

圖11為不同侵孔直徑射流徑向速度隨時間變化曲線，從圖11中可看出，不同侵孔直徑射流徑向速度變化趨勢具有一定的相似性，t=18 μs射流徑向速度均出現峰值，之后逐漸增大并趨于穩定值，該穩定值隨侵孔直徑的增大而增大，在3.3～41.1 m·s-1范圍內變化。圖12為不同侵孔直徑射流徑向速度最大值與侵孔直徑的關系，從圖12中可看出，徑向最大速度隨侵孔直徑的增大而增大，幾乎呈線性增長趨勢，表明侵孔直徑越大射流受到的擾動越大，極易造成射流斷裂，不利于射流的侵徹作用，侵孔直徑d=0.278CD時，射流徑向最大速度為最高，可達41.1 m·s-1。

圖10不同侵孔直徑射流形態(t=90 μs)

Fig.10Jet shapes from different diameter of hole at 90 μs

圖11不同侵孔直徑射流徑向速度

Fig.11Radial drift velocities of jet for different hole diameter

圖12射流徑向最大速度與侵孔直徑的關系

Fig.12Maximum lateral velocity vs the hole diameter

為獲得遭毀傷聚能射流的侵徹能力，取靶板材料為4340鋼，炸高180 mm(2CD)，對不同侵孔直徑的聚能裝藥侵徹靶板進行了數值模擬，侵深數據列于表2，P0為完好聚能裝藥對靶板的侵徹深度，P為遭毀傷聚能裝藥對靶板的侵徹深度，相對侵深比P/P0越大，意味著侵孔直徑對射流成型影響越小。從表2知，射流對靶板的侵深隨侵孔直徑d的增大而減小，當d=0.055CD時，P/P0高達0.95。也就是說，侵孔距藥型罩頂距離越遠，對射流性能的影響越小;d<0.055CD時，侵孔的影響可忽略不計;d=0.278CD時，相對侵深比P/P0最大值為0.76，即侵深降低了24%。主要是因為聚能裝藥的侵孔直徑越大，射流徑向速度也就越大，當射流存在徑向速度時，其軸線方向與速度方向并不一致，導致攻角的出現，整個侵徹過程轉變為帶攻角的斜侵徹。當射流無徑向速度時，對靶板的侵徹為正侵徹，只有射流頭部與靶板接觸。攻角大于臨界值時，整個射流將和靶板侵孔壁面發生接觸，從而嚴重降低射流對靶板的侵徹深度。

表2不同侵孔直徑對應靶板侵徹深度

Table2Penetration depth of damaged charges as a function of hole-diameterd

d0．055CD0．111CD0．167CD0．222CD0．278CDP/P00．950．910．860．790．76

4 結 論

(1) 侵孔到藥型罩頂距離0.75CD以內的遭毀傷聚能裝藥，形成的射流均存在徑向速度且偏離軸線，射流頭部徑向速度顯著高于主體部分和尾部，侵孔主要對射流形成初始階段影響較大。

(2) 侵孔位置和侵孔直徑對射流成型具有顯著影響，侵孔距藥型罩頂距離越小，射流徑向速度越大，越容易斷裂。射流徑向速度隨侵孔直徑的增大而增大，當侵孔直徑為0.278CD時，射流整體徑向平均速度達41.1 m·s-1。

(3)射流徑向速度主要取決于侵孔位置和侵孔直徑，受侵孔深度的影響相對較弱，較大徑向速度使得射流侵徹能力顯著下降，侵孔直徑為d=0.278CD時，相對未遭毀傷聚能裝藥侵深最大可降低24%，d<0.055CD時，侵孔的影響可忽略。

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