钽罩结构参数对EFP成型及侵彻性能的控制

郭腾飞 李伟兵 李文彬 洪晓文

郭腾飞, 李伟兵, 李文彬, 洪晓文. 钽罩结构参数对EFP成型及侵彻性能的控制[J]. 高压物理学报, 2018, 32(3): 035104. doi: 10.11858/gywlxb.20170667
引用本文: 郭腾飞, 李伟兵, 李文彬, 洪晓文. 钽罩结构参数对EFP成型及侵彻性能的控制[J]. 高压物理学报, 2018, 32(3): 035104. doi: 10.11858/gywlxb.20170667
WU Ye, CHEN Xing, HUANG Haijun. Phase Transitions of α-Quartz and Coesite at High Pressures[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2021, 35(1): 011201. doi: 10.11858/gywlxb.20200587
Citation: GUO Tengfei, LI Weibing, LI Wenbin, HONG Xiaowen. Controlling Effect of Tantalum Liner's Structural Parameters on EFP Formation and Penetration Performance[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2018, 32(3): 035104. doi: 10.11858/gywlxb.20170667

钽罩结构参数对EFP成型及侵彻性能的控制

doi: 10.11858/gywlxb.20170667
基金项目: 

江苏省普通高校研究生科研创新计划项目 KYCX17_0390

江苏省"青蓝工程"项目 

详细信息
    作者简介:

    郭腾飞(1993—), 男, 硕士研究生, 主要从事聚能装药战斗部技术研究.E-mail:nustgtf@126.com

    通讯作者:

    李伟兵(1982—), 男, 博士, 副研究员, 博士生导师, 主要从事弹丸的终点效应与目标毁伤技术研究.E-mail:njustlwb@163.com

  • 中图分类号: TJ410.3

Controlling Effect of Tantalum Liner's Structural Parameters on EFP Formation and Penetration Performance

  • 摘要: 针对钽材料在成型装药战斗部中的应用问题,采用LS-DYNA仿真软件,研究了弧锥结合形钽药型罩结构参数(药型罩锥角、药型罩壁厚和药型罩圆弧半径)对EFP成型及侵彻性能的影响。揭示了各结构参数对EFP成型性能的控制规律,其中药型罩锥角控制EFP的轴向拉伸及径向收缩的能力,药型罩壁厚控制EFP的头部速度及尾部断裂与外张情况,药型罩圆弧半径控制EFP的头部形态及其绝对实心长度。获得了成型性能较佳的钽罩结构参数取值范围,其中药型罩锥角为143°~147°,药型罩壁厚、圆弧半径分别为0.024~0.026倍和0.7~0.8倍装药口径。各结构参数对EFP侵彻深度及侵彻孔径影响的主次顺序分别为:药型罩圆弧半径、药型罩锥角、药型罩壁厚和药型罩锥角、药型罩壁厚、药型罩圆弧半径。确定了EFP成型及侵彻性能均较佳的钽罩结构参数组合:药型罩锥角为145°,药型罩壁厚、圆弧半径分别为0.025、0.70倍装药口径。

     

  • 纯贫铀可与钼、钛、钒、锆、铌等多种金属相结合、改性,制成各种合金材料。大多数贫铀合金材料均具有高密度、高硬度、高强度、高延性、高韧性等特征,从力学参数方面来看,贫铀合金是一种较钨合金更理想的穿甲弹体材料[1]。更重要的是,贫铀合金的着火点很低,500 ℃时就能在空气中着火并剧烈地燃烧,在2000 ℃时能持续燃烧。当贫铀合金制成的穿甲弹穿透装甲车辆等硬目标后,贫铀合金会碎成粉末并与空气接触后剧烈燃烧,杀伤内部乘员,破坏内部设备。因此,贫铀材料在穿甲方面具有明显优势。同样,在破甲领域也可以充分发挥贫铀合金材料的优势。由于贫铀合金的高密度和高延性特征,是继铜、钨、钼和钽等破甲药型罩材料之后,另一种较理想的材料。经科学设计后,贫铀合金药型罩能成型为理想的射流,具有更强的侵彻能力。当贫铀合金药型罩形成的射流侵入装甲目标后,更能充分发挥贫铀材料的纵火性能,贯穿后的射流将变成剧烈燃烧的高速颗粒群,具有明显的毁伤后效[2-5]

    基于贫铀-铌合金药型罩,开展了聚能破甲后效实验,分析了该材料药型罩形成的射流在破甲后的纵火能力,研究了破甲后的侵彻体在密闭靶箱内造成的温度和压力响应的特性。

    实验用聚能弹体主要由壳体、主药柱、传爆药柱和药型罩等组成,其结构如图 1所示。其中,主药柱为8701炸药(94.5RDX/3DNT/2PVAe/0.5SA,密度1.7 g/cm3),质量为28.6 g。药型罩为铀铌合金材料,采取顶部开口的锥形结构,高27.2 mm,口部外沿直径30.9 mm,顶部开口外径8 mm,外锥角49.2°。为了便于对比,同时也开展了相同结构的紫铜材料药型罩弹体破甲后纵火效应实验。

    图  1  实验弹体结构示意图
    Figure  1.  Schematic configuration of experimental warhead

    聚能破甲后效实验包括两种类型,一种是考核纵火能力的破甲后纵火效应实验,另一种是观察密闭空间内温度压力响应的破甲后温度压力测试实验。

    1.2.1   破甲后纵火效应实验

    弹体垂直向下布置,炸高为50 mm,采用相同高度的支撑钢筒实现。靶板为直径45 mm、高85 mm的45钢棒。弹、靶对接后采用方框结构的支架支撑。为便于射流贯穿钢棒后直接通过并作用于后效物,支架上顶板中心设置一个直径为35 mm的圆形开孔,开孔中心与弹靶轴线对齐。为了考核贫铀合金射流的纵火效果,支架下底板上预置了棉布、线缆等效应物。实验布局如图 2所示。在距爆心10 m附近的掩体内架设高速相机,对弹体静爆过程进行拍摄。

    图  2  纵火效应实验弹靶布局
    Figure  2.  Layout of warhead and target in incendiary experiment
    1.2.2   破甲后温度压力测试实验

    靶板为直径45 mm、高96 mm的45钢棒。采用与纵火效应实验相同的弹体,弹体紧贴钢棒水平放置,炸高为50 mm。钢棒下方设置一个厚20 mm的垫板,垫板上预制了一个直径为35 mm的孔,便于穿透钢棒的射流后效物直接通过进入后效靶箱。后效靶箱为一个钢质的密闭靶箱,采用厚度为5 mm的45钢板焊接而成,外形尺寸为2.5 m×1.8 m×1.4 m。实验布局如图 3所示。

    图  3  温度压力测试实验弹靶布局
    Figure  3.  Experimental layout of warhead and target for temperature and pressure measurement

    为了定性获得贫铀合金射流穿透钢棒后在靶箱内的效应,同时为测试系统搭建提供依据,在正式测试实验之前开展了一发摸底实验。实验时,将靶箱的一个侧面打开并引爆聚能弹体,通过高速相机对整个过程进行拍摄,以记录和观察贫铀合金射流的整个作用过程特性。

    测试实验中,通过在靶箱不同的位置布置压力传感器和温度传感器,实现3路压力测试和3路温度测试,建立了密闭靶箱内温度和压力测量系统。该测量系统由热电偶、压力传感器、电偶放大器、电荷放大器以及示波器等组成,如图 4所示。其中,p1p2p3分别代表 3个压力传感器的位置,T1T2T3分别代表 3个温度传感器的位置。以聚能弹与靶箱接触点作为坐标系原点,各个测点的位置分别为:p1, T1(700, 700, 0);p2, T2(1250, 700, 900);p3, T3(2500, 500, 0)。传感器通过绝缘胶木座固定在舱壁上,敏感面与舱体内壁面平齐。测量系统调试完毕后,在正式实验前,采用敲击和火烤的方式,对系统的触发以及系统可靠性进行调试。实验过程中,采用自触发方式进行触发。

    图  4  测量系统原理图
    Figure  4.  Schematic of pressure and temperature measurement system

    图 5为紫铜材料和贫铀合金材料药型罩纵火效应实验高速录像。从高速录像上可以清楚地看出,与紫铜药型罩相比,贫铀材料药型罩形成的射流在穿透靶板后,向前急速喷出,形成了一个高温、高速且具有一定发散能力的颗粒束。由于贫铀的着火点很低,500 ℃时就能在空气中着火并剧烈地燃烧,该颗粒束保持燃烧状态并作用于后效物,将后效物有效点燃。而紫铜材料药型罩射流仅能形成一个相对集中的颗粒束,不具备引燃能力。

    图  5  纵火效应实验高速录像
    Figure  5.  High-speed video of incendiary experiment

    而且,在贫铀射流侵彻钢棒的过程中,当射流作用于钢棒时,贫铀合金颗粒剧烈燃烧,在钢棒周围形成较多燃烧颗粒向外高速飞散。燃烧颗粒的飞散范围宽度不小于2850 mm(超出了高速相机的视场范围)。而紫铜材料没有这种现象,可见的燃烧颗粒覆盖范围宽度为1230 mm,属于常规爆炸的正常现象。

    起爆后2.5 ms时刻,采用贫铀合金药型罩的聚能弹作用于密闭靶箱的高速录像如图 6所示。在靶箱内部,与图 5中贫铀合金药型罩的现象类似,贫铀材料药型罩形成的射流在穿透钢棒后,从靶箱入口高速喷出一个燃烧颗粒束,经与靶箱底板碰撞后,高速飞行且剧烈燃烧的贫铀合金颗粒几乎能充满整个靶箱。对于靶箱外部,在贫铀射流侵彻钢棒的过程中,也形成了一个由燃烧颗粒组成的高速发散的火球。

    图  6  起爆后2.5 ms时刻贫铀合金聚能弹作用于密闭靶箱的高速录像
    Figure  6.  High-speed video of aftereffect testing experiment for explosion of DU liner in a closed container at 2.5 ms

    实验获得的3路压力信号如图 7所示。从测试结果上可以看出,各测点并没有明显的压力信号。因为正常的压力信号有一个先上升、后下降的过程,而该信号中看不出这个过程。而且,由于3个测点位于不同距离处,压力信号的变化应有不同的起跳时间,但测得的3路信号变化趋势以及起跳基本时间一致。从图 7可以看出,信号中夹杂了较为复杂的高频成分。与高速录像的结果结合进行分析可知,贫铀合金射流产生的高速颗粒在靶箱内部空间燃烧以及与金属靶箱发生碰撞,产生了一定的电磁干扰,这是测量信号中夹杂了很多高频分量的主要原因。压力测试结果表明,贫铀合金射流穿透钢棒后,仅有少量的射流和钢棒碎粒进入靶箱,爆轰产物被完全隔离在靶箱外部,靶箱内部无明显压力变化。

    图  7  压力测试结果
    Figure  7.  Testing results of pressure

    实验获得的3路温度信号如图 8所示。实验过程中,环境温度约为17.8 ℃,T1在0.1 s处产生了约4 ℃的温升,T2在1.5 s时开始产生温升,稳定温升约为3 ℃。由于更接近于射流直接作用的状态,T3在0.2 s内产生了约15 ℃的温升。经过约5 s后,各个测点的温度趋于一致,箱体内温度达到平衡态20.3 ℃。本次实验温度数据记录时间较长(共17 s),到5 s后,温度已经基本无明显变化。从温度测量的结果来看,对于正对射流侵彻中轴线上方的测点(T3),由于有射流直接作用在其附近,所以有较高且较快的温升。而另外两个测点的温升则是由于射流穿过后,贫铀颗粒燃烧造成的靶箱内部温升,是个稳态的效果。

    图  8  温度测试结果
    Figure  8.  Testing results of temperature

    贫铀合金颗粒的高速碰撞和燃烧,在测量空间内产生了较强的电磁干扰,这与常规金属材料药型罩的现象不同,具体原因和定量的分析,需进一步实验验证。

    通过贫铀合金药型罩破甲后效实验,可以得出如下结论:

    (1) 贫铀合金药型罩形成的射流在穿透钢棒后,能形成一个高温、高速且具有一定发散能力的燃烧颗粒束,相对于紫铜射流,具有更强的纵火能力;

    (2) 贫铀射流作用于目标的过程中,在目标外围,也能形成一个由高速发散的燃烧颗粒组成的火球,燃烧颗粒覆盖范围明显大于常规爆炸范围;

    (3) 贫铀合金药型罩形成的射流在穿透装甲目标后,目标内部压力无明显变化,正对射流方向位置在0.2 s内产生了约15 ℃的温升,最终靶箱整体温度升高2.5 ℃。

    研究结果可以为聚能战斗部设计提供参考。

  • 图  钽罩EFP战斗部结构图

    Figure  1.  Diagram of tantalum liner EFP warhead

    图  有限元模型

    Figure  2.  Finite element model

    图  EFP成型性能指标示意图

    Figure  3.  Schematic diagram of molding performance indicator of EFP

    图  头部速度随药型罩锥角的变化

    Figure  4.  Variation of vtip along α

    图  EFP成型指标随药型罩锥角的变化曲线

    Figure  5.  Variation of molding performance indicator of EFP along α

    图  头部速度随药型罩壁厚的变化

    Figure  6.  Variation of vtip along s

    图  EFP成型指标随药型罩壁厚的变化曲线

    Figure  7.  Variation of molding performance indicator of EFP along s

    图  头部速度随药型罩圆弧半径的变化

    Figure  8.  Variation of vtip along R

    图  EFP成型指标随药型罩圆弧半径的变化曲线

    Figure  9.  Variation of molding performance indicator of EFP along R

    图  10  不同因素水平下的EFP侵彻性能指标

    Figure  10.  Indicator of penetration performance from EFP along factors

    表  1  装药及壳体结构参数设计

    Table  1.   Design of charge and shell’s structural parameters

    Dk/mm H/mm β/(°) t/mm
    100 90 45 5
    下载: 导出CSV

    表  2  钽材料J-C本构方程参数[12]

    Table  2.   Parameters of J-C constitutive equation for tantalum[12]

    A/MPa B/MPa n C m
    142 164 0.314 8 0.057 0.883 6
    下载: 导出CSV

    表  3  空气、壳体及炸药材料参数[13]

    Table  3.   Parameters of air, shell and explosive[13]

    Air C γ0 S1 S2 S3 ρ/(kg·m-3)
    0.344 1.4 0 0 0 1.25
    Shell (45 steel) A/MPa B/MPa C n m ρ/(g·cm-3)
    496 434 0.014 0.26 1.03 7.83
    Explosive (JH-2) D/(km·s-1) pCJ/GPa A/GPa B/GPa G ρ/(g·cm-3)
    8.425 29.66 854.5 2.05 - 1.845
    下载: 导出CSV

    表  4  正交设计各因素水平表

    Table  4.   Orthogonal design at each level

    Level Factor
    α s R
    1 143 2.4 70
    2 145 2.5 75
    3 147 2.6 80
    下载: 导出CSV

    表  5  正交计算表(200 μs)

    Table  5.   Orthogonal table (200 μs)

    Project Factor Indicator of penetration performance
    α s R P/mm D/mm
    1 1 1 1 143.26 50.16
    2 1 2 2 137.37 52.44
    3 1 3 3 135.91 49.36
    4 2 1 2 131.38 49.24
    5 2 2 3 130.88 49.98
    6 2 3 1 148.01 50.12
    7 3 1 3 129.46 50.78
    8 3 2 1 131.77 52.06
    9 3 3 2 131.38 50.88
    下载: 导出CSV

    表  6  极差分析表

    Table  6.   Polar difference analysis

    Result of analysis Indicator of P Indicator of D
    α s R α s R
    K1 416.54 404.1 423.04 151.96 150.18 152.34
    K2 410.27 400.02 400.13 149.34 154.48 152.56
    K3 392.61 415.3 396.25 153.72 150.36 150.12
    K1/3 138.85 134.7 141.01 50.65 50.06 50.78
    K2/3 136.76 133.34 133.38 49.78 51.49 50.85
    K3/3 130.87 138.43 132.08 51.24 50.12 50.04
    S 7.98 5.09 8.93 1.46 1.43 0.81
    下载: 导出CSV

    表  7  优化方案下钽EFP的成型及侵彻性能参数

    Table  7.   Formation and penetration performance parameters of Ta EFP in optimization

    Formulation picture Parameter of forming performance Parameter of penetration performance
    vtip/(m·s-1) l/Lp d/Dp P/Dk D/Dk
    1 973 0.55 0.67 1.46 0.51
    下载: 导出CSV
  • [1] 彭海建, 闫晓东, 李德富.钽在破甲弹药型罩中的应用[J].稀有金属, 2006, 30(5):678-681. http://industry.wanfangdata.com.cn/yj/Detail/Periodical?id=Periodical_xyjs200605022

    PENG H J, YAN X D, LI D F.Application of tantalum as shaped charge liner material[J].Chinese Journal of Rare Metals, 2006, 30(5):678-681. http://industry.wanfangdata.com.cn/yj/Detail/Periodical?id=Periodical_xyjs200605022
    [2] ZERILLI F J, ARMSTRONG R W.Description of tantalum deformation behavior by dislocation mechanics based constitutive relations[J].Journal of Applied Physics, 1990, 68(4):1580-1591. doi: 10.1063/1.346636
    [3] BERGH M, HELTE A.Materials models for tantalum-a validation study for EFP application[C]//26th International Symposium on Ballistics.Miami, FL, 2011:93-103.
    [4] 王兵.爆炸成形弹用药型罩材料的研制动向[J].国外兵器动态, 1996(3):10. http://www.docin.com/p-9023858.html

    WANG B.Developing trends of material in shaped charge liner for explosively formed projectile[J].Foreign Weapon Trends, 1996(3):10. http://www.docin.com/p-9023858.html
    [5] WEIMANN K, BLACHE A.Terminal ballistics of EFPs with high L/D-ratio[C]//17th International Symposium on Ballistics.Midrand, South Africa, 1998:215-224.
    [6] RONDOT F.Terminal ballistics of EFPs-a numerical comparative study between hollow and solid simulants[C]//19th International Symposium on Ballistics.Interlaken, Switzerland, 2001:1455-1461.
    [7] 张廷杰, 张德尧, 丁旭.高钨含量钽基合金力学性能的研究[J].稀有金属材料与工程, 1996, 25(4):5-10. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-COSE604.001.htm

    ZHANG T J, ZHANG D Y, DING X.Study on mechanical properties of several tantalum alloys with higher tungsten content[J].Rare Metal Materials and Engineering, 1996, 25(4):5-10. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-COSE604.001.htm
    [8] 张廷杰, 张德尧, 丁旭.强冲击载荷下Ta-W合金的塑变特征[J].稀有金属材料与工程, 1997, 26(2):12-17. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-COSE702.002.htm

    ZHANG T J, ZHANG D Y, DING X.Plastic deformation characteristic of Ta-W alloy at shock loading[J].Rare Metal Materials and Engineering, 1997, 26(2):12-17. http://www.cnki.com.cn/Article/CJFDTOTAL-COSE702.002.htm
    [9] 郭扬波, 唐志平, 程经毅.一种基于位错机制的动态应变时效模型[J].固体力学学报, 2002, 23(3):249-256. http://jz.docin.com/p-505840782.html

    GUO Y B, TANG Z P, CHENG J Y.A dislocation-mechanicals-based constitutive model for dynamic strain aging[J].Acta Mechanica Solida Sinica, 2002, 23(3):249-256. http://jz.docin.com/p-505840782.html
    [10] 李伟兵, 李文彬, 王晓鸣, 等.药型罩结构参数对多模毁伤元形成的影响[J].弹道学报, 2009, 21(1):19-23. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/ddxb200901005

    LI W B, LI W B, WANG X M, et al.Effect of liner configuration parameter on formation of multimode penetrator[J].Journal of Ballistics, 2009, 21(1):19-23. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/ddxb200901005
    [11] 李伟兵, 樊菲, 王晓鸣, 等.杆式射流与射流转换的双模战斗部优化设计[J].兵工学报, 2013, 34(12):1500-1506. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2013.12.003

    LI W B, FAN F, WANG X M, et al.Optimal design of dual mode warhead for jetting penetrator and jet conversion[J].Acta Armamentarii, 2013, 34(12):1500-1506. doi: 10.3969/j.issn.1000-1093.2013.12.003
    [12] 樊雪飞. 药型罩材料性能对双模毁伤元成型影响研究[D]. 南京: 南京理工大学, 2017: 21-22. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10288-1017056933.htm

    FAN X F.Research on effect of dual-mode damage element formation from liner's material properties[D].Nanjing:Nanjing University of Science and Technology, 2017:21-22. http://cdmd.cnki.com.cn/Article/CDMD-10288-1017056933.htm
    [13] LI W B, LI W B, WANG X M.The effect of annular multi-point initiation the formation and penetration of an explosively formed penetrator[J].International Journal of Impact Engineering, 2010, 37(4):414-424. doi: 10.1016/j.ijimpeng.2009.08.008
    [14] 刘建青, 顾文彬, 徐浩铭, 等.多点起爆装药结构参数对尾翼EFP成型的影响[J].含能材料, 2014, 22(5):594-599. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/hncl201405005

    LIU J Q, GU W B, XU H M, et al.Effects of multi-point initiation charge configuration parameters on EFP with fins formation[J].Chinese Journal of Energetic Materials, 2014, 22(5):594-599. http://d.old.wanfangdata.com.cn/Periodical/hncl201405005
    [15] 正交设计试验法编写组.正交试验设计方法[M].上海:上海科学技术出版社, 1979.

    Composer Group on Design Method for Orthogonal Test.Design method for orthogonal test[M].Shanghai:Shanghai Publishing House of Science and Technology, 1979.
    [16] 袁志发, 周静芋.实验设计与分析[M].北京:高等教育出版社, 2000.

    YUAN Z F, ZHOU J Y.Design and analysis of experiment[M].Beijing:Higher Education Press, 2000.
  • 加载中
图(10) / 表(7)
计量
  • 文章访问数:  8769
  • HTML全文浏览量:  3317
  • PDF下载量:  324
出版历程
  • 收稿日期:  2017-10-30
  • 修回日期:  2017-11-16

目录

/

返回文章
返回