一種異形罩多尾翼EFP成型及其侵徹效能研究

王琪波，印立魁，陳智剛，劉 官，李 波，劉 洋，韋麗金，田石磊

(1 中北大學機電工程學院，山西 太原 030051；2 中北大學智能武器研究院，山西 太原 030051；3 西安機電信息技術研究所，陜西 西安 710065；4 中國兵器工業試驗測試研究院，陜西 華陰 714200；5 北方信息控制研究院集團有限公司，江蘇 南京 211153；6 晉西工業集團有限責任公司，山西 太原 030027；7 河北第二機械工業有限公司，河北 石家莊 050031)

0 引言

爆炸成型彈丸(簡稱EFP)是一種速度高、適用炸高長和侵徹后效大的反裝甲侵徹體,常應用于末敏彈和靈巧彈藥。其飛行穩定性在較長的飛行距離中顯得尤為重要,形成帶尾翼的爆炸成型彈丸是目前解決EFP飛行穩定性與穿甲威力之間矛盾的一種有效方法[1]。盧永剛等[2]總結出具有良好氣動性能及終點彈道性能的彈體形狀,如尖拱頭部、雙裙體等。劉記軍[3]指出EFP彈丸頭部和尾翼形狀對其空中的飛行速度的衰減具有重要影響。侯妮娜等[4]提出要形成具有良好飛行特性的拉長彈丸優先考慮形成星形尾部的彈丸。Liu等[5]發現尾翼結構可有效減少EFP的飛行阻力。

合理設計的翻轉型EFP將具有良好的氣動穩定外形和外彈道性能,可適合于攻擊較遠距離的目標[6]。目前可實現對EFP外形控制的方法有多種,時黨勇等[7]總結了尾翼EFP形成技術,提出一種貼片方法可形成尾翼EFP。李瑞等[8]分析了三點起爆直徑和起爆同步誤差對尾翼EFP成型的影響,提出起爆直徑越大,形成的EFP長徑比和速度越大。丁豐等[9]對六邊形殼體的尾翼EFP成型進行了氣動數值仿真,得到EFP在不同起爆半徑和攻角下的氣動參數。劉建青等[10]系統研究了起爆點數量、起爆環直徑和裝藥長徑比等結構參數對尾翼EFP成型性能影響規律。左振英等[11]設計了一種貼片結構獲得斜置褶皺尾翼的EFP,并可以通過變化貼片參數控制尾翼斜置角度。在前人研究基礎上,文中提出一種能形成多尾翼EFP的藥型罩結構,并對其控制參數影響展開研究。

1 多尾翼EFP成型

1.1 EFP成型理論

EFP的成型最基本問題就是求出罩上每一點的壓垮速度的大小、方向以及罩體的質量分布、罩的總質量和總動量[12]。對EFP的速度,可對聚能裝藥平行于軸線分解為很多微元,對各微元用非對稱平板裝藥的Gurney模型來估算。因為聚能裝藥的側向能量耗散比較嚴重,并且越遠離中軸線炸藥能量對EFP動能轉化率越低,而Gurney公式沒有考慮這種情況,計算值偏高,越遠離中軸線偏差越大。

如圖1藥型罩微元作用示意圖,基于Gurney公式[12]計算Vi。

圖1 藥型罩微元作用示意圖Fig.1 Schematic diagram of the action of micro elements in the liner

(1)

1.2 異形罩設計

異形罩在內外徑為R,厚度為e的球缺罩(下文稱為基準罩)上進行改進,為方便描述,將罩分為中心罩和圓周罩,中心罩與球缺罩中心部分相同,圓周罩局部壁厚比球缺罩外圍有所降低,周向為形狀周期變化的6塊藥型罩,其中1塊的結構示意圖如圖2所示,內半徑Rd決定中心罩的大小,外半徑RD保持不變;圓周罩內徑為R1,外徑為R,罩底厚度在前30°圓周角內從e平滑過渡到壁厚e1(e≥e1),在后30°圓周角內再逐漸增大到e。參數e1、Rd和R1為變量,e=3 mm和RD=30 mm為定值。

圖2 1/6藥型罩結構示意圖Fig.2 Schematic diagram of the structure of the 1/6 liner

1.3 EFP成型仿真對比

對相同裝藥和殼體的聚能裝藥,僅改變罩型(一種為基準罩,一種為異形罩)。裝藥8701,口徑為60 mm,罩頂藥高57 mm;殼體45#鋼,壁厚1 mm。

1.3.1 有限元模型

利用Truegrid軟件采用1∶1結構建立三維有限元模型,如圖3所示。炸藥、藥型罩采用拉格朗日算法,兩者間的接觸采用自動面-面算法[13]。

圖3 異形罩EFP戰斗部有限元模型Fig.3 Finite element model of heteromorphic liner EFP warhead

1.3.2 材料參數

數值模型由炸藥、藥型罩、殼體組成,采用裝藥頂端中心起爆。由文獻[14]結論,藥型罩材料用STEINBERG本構模型描述,相關參數見表1。炸藥用JWL狀態方程和高能炸藥燃燒模型(HIGH-EXPLOSIVE-BURN)共同進行描述,相關參數見表2[15]。

表1 藥型罩STEINBERG本構模型參數Table 1 STEINBERG constitutive model parameters of liner

表2 炸藥材料模型及其JWL狀態方程參數Table 2 Parameters of explosive material model and JWL state equation

1.3.3 成型對比

對比表3兩種彈丸成型過程,可知彈丸成型為向后翻轉型。在0～40 μs,可以看出當爆轟波作用到藥型罩后,原模型藥型罩變形呈錐形;而尾翼型的藥型罩較薄圓周微元速度會高于較厚微元,罩底部周邊形成規律的褶皺,褶皺數量和位置與異形罩質量消減處對應;40～60 μs時,原模型藥型罩頂部中心速度較高,使藥型罩軸向拉伸;尾翼型藥型罩罩底部徑向收縮,翻折更加明顯;60～80 μs時,原模型彈丸形成基本雛形,由于速度梯度差,在彈丸頸部出現收縮現象,尾部出現不規則擠壓,形成裙邊;同時間段,尾翼型彈丸亦形成雛形,彈丸徑向收縮,形成尾翼,且尾部閉合,整體呈“紡錐形”;在80～100 μs時,原模型彈丸尾裙收縮并定型,形成兩頭大中間小的尾裙式彈丸;尾翼型彈丸尾部中心拉長,成型穩定時,整體呈“水滴形”。

表3 EFP成型過程Table 3 EFP forming process

2 參數影響分析

為探討圓周罩結構參數(壁厚e1、半徑Rd、弧半徑R1)對EFP成型的影響規律,引入參量η=e1/e表示圓周罩壁厚厚度最小值比最大值,參量γ=Rd/RD表示中心罩半徑比圓周罩半徑,參量λ=R1/R表示中心罩圓弧半徑比圓周罩圓弧半徑,采用控制變量法進行研究。選取EFP成型后的穩定速度V、長徑比k、后掠角θ及密實度N作為衡量EFP的評價指標。為方便描述,定義：如圖4所示,密實度N=l1/l,密實度越大,EFP侵徹性能越好,然而密實度過大會導致重心靠后,使飛行不穩定[16];后掠角θ可在一定程度上表征尾翼所產生阻力大小,θ越小,越接近平直翼,產生的阻力越大。因此,以V,k為威力特性指標,以N和θ為氣動特性指標進行討論。

圖4 彈丸半剖圖Fig.4 Semi-sectional view of projectile

2.1 圓弧半徑比λ對EFP成型影響

選取γ=0.50,η=0.67,EFP彈丸成型隨相對弧半徑 變化,各多尾翼EFP成型的側視圖和主視圖如圖5所示。

圖5 不同λ時EFP成型圖Fig.5 EFP forming diagram with different λ

隨著λ的變化,彈丸成型體型變化較大。當其弧半徑較小時,彈丸有形成“多彈頭”彈丸趨勢,彈丸軸向壓縮。隨著半徑增大,彈丸明顯由扁平型轉為瘦長型,成型趨向于“單彈頭”彈丸,其彈丸頭部基本為六邊形。

由圖6和圖7可知,隨著λ增大,V和N呈遞減趨勢,總降幅分別為8.65%、60.51%;k和θ呈遞增趨勢,增幅分別為174.78%、39.78%。通過以上數據可知,在λ<0.67時,彈丸具有較高的速度和密實度,其彈體較短,后掠角較小,飛行阻力較大;當λ繼續增大時,速度和密實度緩慢降低,長徑比和后掠角增大,隨之各項特性趨于穩定。

圖6 V,k隨λ變化圖Fig.6 Variation of V and k with λ

圖7 N,θ隨λ變化圖Fig.7 Variation of N and θ with λ

結合圖5彈形變化,λ<0.67時,其長徑比小于1,密實度達85%,形成的彈丸較為短粗,且頭部有多個鼓起彈頭,可知其彈丸成型較差,不適合遠距離飛行;當λ>0.67時,彈丸逐漸拉長,彈丸速度和密實度降低,尾翼成型效果明顯。當λ=1.00時,彈丸呈“水滴形”,適合遠距離飛行。

2.2 壁厚比η對EFP成型影響

選取γ=0.50,λ=1.00,EFP彈丸成型隨相對壁厚η變化,各多尾翼EFP成型的側視圖和主視圖如圖8所示。

圖8 不同η時EFP成型圖Fig.8 EFP forming diagram with different η

對比各EFP成型形態發現,隨著變壁厚的增加,尾翼的形態逐漸向尾裙形轉變。尾翼由大展弦比向小展弦比過渡,最后收縮為尾裙。尾翼長度所占彈丸比例由72.7%縮減為25.7%。彈丸頭部形狀由梅花形過渡為六邊形,最終為圓形。

由圖9和圖10可知,隨著η增加,V和N降幅分別為5.8%、57.47%;k和θ增幅分別為98.44%、310.14%?？芍诘人幜壳闆r下,隨著η的增加,藥型罩質量越大,彈丸整體速度越低,長徑比越大;當彈丸相對軸向拉長時,其質心向后移動,密實度降低,其尾翼也隨之向尾部靠攏,后掠角變大。

圖9 V,k隨η變化圖Fig.9 Variation of V and k with η

圖10 N,θ隨η變化圖Fig.10 Variation of N and θ with η

結合圖8彈形變化可知,當η較小時,藥型罩圓周上的厚度相差較大,造成薄厚微元的速度差較大,所形成尾翼的幅度更大,會產生較大阻力;同時彈丸的軸向壓縮,使得彈丸整體質量向前堆積,會影響彈丸飛行的穩定性。當η增大時,尾翼明顯向彈軸方向靠攏,且彈丸軸向拉長,由“紡錐形”向“水滴形”過渡;當η>0.67時,彈丸頸部出現了收縮現象,其會使彈丸在高速飛行時,尾部產生二次激波;當η=1時,彈丸成型即為普通尾裙式彈丸。

2.3 半徑比γ對EFP成型影響

選取η=0.67,λ=1.00,EFP彈丸成型隨相對半徑γ變化,各多尾翼EFP成型的側視圖和主視圖如圖11所示。

圖11 不同γ時EFP成型圖Fig.11 EFP forming diagram at different γ

觀察圖11可知在γ變化時,彈丸均為小展弦比。隨著半徑γ增大,尾翼翼尖位置向尾部偏移,隨之彈丸頸部出現收縮現象。彈丸頭部也由具有明顯溝壑向表面光滑轉變。從其彈丸主視圖可以看出,其成型同樣從梅花形轉變為六邊形和圓形,不同之處是其彈丸頸部控制最大外輪廓。

由圖12和圖13可知,隨著γ的增大,V,N和θ降幅分別為5.29%、34.62%和5.33%;k增幅為23.06%。通過以上數據,可知γ的變化對于彈丸的速度和后掠角沒有很大影響;在γ>0.50時,彈丸的長徑比出現了陡增,同時其密實度出現了驟降現象。

圖12 V,k隨γ變化圖Fig.12 Variation of V and k with γ

圖13 N,θ隨γ變化圖Fig.13 Variation of N and θ with γ

結合圖11彈形變化,γ的變化對彈丸整體成型并沒有明顯的改變。當γ較小時,彈丸定型后,尾部具有明顯的拉長尖角,且尾翼之間的溝壑十分明顯,此時彈丸的密實度較高;當γ>0.50時,彈丸頭部逐漸圓滑,長徑比增大,彈丸頸部收縮,翼尖位置向尾部偏移。

2.4 各因素影響程度分析

通過控制λ,η,γ三個因素,得到彈丸成型相關數據,進行標準化處理和回歸分析,各因素影響程度如圖14所示。

圖14 各因素影響分析圖Fig.14 Analysis chart of the impact of various factors

對于彈丸速度V,η,γ,λ對其均有較大影響,影響程度η>γ>λ;對于彈丸長徑比k,影響程度η>λ>γ;對于后掠角θ,影響程度η>λ>γ;對于密實度N,γ的影響大于η和λ。由此可知,對于彈丸威力特性,應主要考慮η取值;對于彈丸氣動特性應主要考慮γ取值。

為方便評估彈丸的威力和氣動特性,以長徑比k>1.5、密實度N>35%為標準對λ篩選,則以λ=1.00基礎彈丸進行篩選。記彈丸速度v、長徑比k、密實度N和后掠角θ歸一化后的數值分別為Wv,Wk,WN和Wθ(見表4、表5),由于彈丸侵徹能力往往需要速度和長徑比越大越好,則以Wv與Wk之和為彈丸威力特性E1對η篩選;對于密實度和后掠角而言,兩者同時增大時,彈丸重心越靠后,不利于彈丸的氣動分布,則以WN與Wθ之差為彈丸氣動特性E2對γ篩選。經過篩選以λ=1.00,η=0.67,γ=0.50為選定彈型參數。

表4 參量η分析表Table 4 Analysis table of parameter η

表5 參量γ分析表Table 5 Analysis table of parameter γ

3 EFP侵徹性能對比

3.1 破片產生機理

常規EFP侵徹體與靶板作用時,頭部密實區與靶板發生塑性侵徹,在法向沖擊和徑向擠壓作用下,靶板正面出現翻邊且孔徑向外擴張,靶板背部不受影響;隨著侵徹體頭部能量傳遞,與靶板發生剪切作用,產生環形剪切帶;進而侵徹體頸部和尾部沿剪切帶作用,形成沖塞體并飛出。

文中異型侵徹體在靶板上的作用區域為六邊形,靶板的剪切帶受迫運動過程中在六邊形頂點處由于應力集中先發生斷裂,裂紋貫通將靶板的沖塞分裂為較多破片。

為分析該尾翼EFP的侵徹性能及靶板后效特性,綜合考慮彈丸的氣動特性和威力特性,選取參數為γ=0.50、η=0.67、λ=1.00的多尾翼EFP和原模型EFP以穩定成型速度正侵徹20 mm厚45#鋼靶板進行對比分析,記原模型EFP侵徹靶板和多尾翼EFP侵徹靶板分別為靶-Ⅰ和靶-Ⅱ,侵徹體參量如表6所示。

表6 侵徹體參量Table 6 Penetrator parameter

3.2 靶板侵徹分析

將兩靶板被侵徹情況匯于表7,觀察可得：兩靶板均被貫穿,靶-Ⅰ正面形成圓形翻邊,孔道向下有收縮趨勢,靶板背面出現隆起和翹邊,靶后有較大沖塞體。靶-Ⅱ正面形成六邊形翻邊,孔道基本準直,靶板背面隆起并粘連部分大破片。

表7 靶板視圖表Table 7 Target plate view table

對兩靶板上孔徑進行測量,如圖15所示。經計算,異型侵徹體開孔翻邊降低了0.78%,通孔孔徑提高了19.24%,出孔孔徑提高了12.66%。兩靶板正面均形成較大直徑翻邊,由于45#鋼強度較低,塑性變形較強,靶板背部分別產生3.87 mm和5.16 mm的隆起。

圖15 靶板孔徑尺寸圖Fig.15 Size diagram of target plate aperture

3.3 靶后破片分析

由于基準型侵徹體侵徹威力較差,靶后破片僅有一塊較大沖塞體,而異型侵徹體靶后產生較多破片,統計兩靶板后破片基本參數,如表8所示。

表8 靶后破片統計表Table 8 Statistical table of fragments behind the target

由表8可知,異型體的后效特性優于基準型,因此針對靶-Ⅱ后的破片分布展開討論,如圖16(a)所示,其靶后有較大成形破片產生,且飛散方向主要沿六邊形法線方向,破片飛散角約為50.6°。對于較小破片顆粒,采用FEM-SPH自適應算法,將靶板失效實體轉化為光滑粒子,其未成形破片顆粒分布如圖16(b)所示,靶后破片云整體呈橢圓形,長短軸之比約為1.47,頭部為EFP殘余,速度較高;中部為破碎的靶板顆粒,前后速度梯度差較大;尾部為較大成形破片,速度最低且有部分和靶板粘連,云圖分布與文獻[17]試驗一致。

圖16 靶后破片圖 Fig.16 Fragments behind target

4 結論

對三維藥型罩的結構參數η,γ,λ進行討論,以EFP的威力特性和氣動特性為指標,分析其對EFP成型的影響規律,得出結論：

1)提出的異形罩能可靠形成帶尾翼的EFP。對于異形罩的成型：其參量λ控制彈丸從“多彈頭”向“單彈頭”形態轉化;η控制尾翼的形成位置和大小;γ控制翼尖位置。通過因素影響程度分析可知,對于彈丸威力特性,η為主要影響因素;對于彈丸氣動特性,γ為主要影響因素。

2)EFP的速度和密實度隨η,γ,λ的增大而減小;長徑比隨之增大而增大;后掠角與γ呈負相關,與γ和η呈正相關。

3)對比基準型EFP和異型EFP的侵徹能力和后效特性,并對其破片產生機理進行了分析。異型EFP提高了侵徹通徑19.24%,且其靶板破片數量更多,侵徹后效更大。