20世纪60年代之前, 坦克采用的装甲防护手段是采用不同材料以及不同的结构设计。但是, 随着新的反坦克导弹的发明, 传统的防护手段已经很难满足需要, 因此, 对新的防护装甲的设计研究已经迫在眉睫。爆炸反应装甲(Explosive Reactive Armor, ERA)首先由Held^[1]提出, 即两块钢板中间一夹层炸药的结构。当射流侵彻爆炸反应装甲后, 会引爆中间结构的炸药, 炸药爆炸产生的爆轰波会驱动上下钢板运动, 与射流产生相互作用, 进而降低射流速度并使射流弯曲和断裂, 从而起到很好的防护作用^[2]。武海军等^[3]对反应装甲对射流干扰进行了数值模拟, 并得出了反应装甲与射流相互作用时的数据。周杰等^[4]设计出一种楔形装药反应装甲, 得出其对射流头部的干扰作用与平板装药相同, 但对射流杵体的干扰不同, 且单层楔形装药对射流的干扰有限。李如江等^[5]分析了NATO角(射流轴线与反应装甲法线的夹角)大小以及飞板速度对干扰射流的影响, 并进行了实验研究, 结果表明, 干扰频率在NATO角为40°~60°时会急剧增加, 随着飞板速度的增加, 干扰频率会变大。

以传统反应装甲为基础, 设计出一种多三明治结构的反应装甲, 采用ANSYS-LSDYNA软件进行数值模拟, 对5种尺寸的多三明治结构反应装甲就射流干扰过程及射流对后效靶板的侵彻过程和结果进行分析, 并与传统反应装甲的单层结构及双层结构进行对比。

1.   模拟计算

1.1   干扰射流过程分析

反应装甲中的3层钢板按从上到下的顺序依次称为第1层飞板、第2层飞板及第3层飞板, 反应装甲中的两层炸药按从上到下的顺序依次称为第1层炸药和第2层炸药。射流穿过多三明治结构反应装甲的过程有以下几步:射流头部先后穿过第1层飞板和第1层炸药; 第1层炸药被高温高压的射流引爆, 爆轰由接触点向四周扩散, 引发飞板变形, 推动第1层飞板高速运动, 从而不断与射流高速碰撞; 同时射流继续侵彻第2层飞板和第2层炸药, 引爆第2层炸药; 第2层炸药被引爆后, 第2层飞板会同时受到第1层炸药和第2层炸药的冲击, 因此第2层飞板会产生大的扭曲变形, 且第2层飞板位置在较长一段时间内会位于中心线附近, 从而延长了第2层飞板与射流的碰撞时间; 最终两层钝感炸药达到完全爆轰, 第1层飞板和第3层飞板会沿着反应装甲的法线方向运动, 炸药的爆轰产物裹挟着各种爆炸产物运动, 干扰射流的侵彻。

当射流贯穿平板装药后会引爆夹层装药, 驱动飞板对射流杵体部分进行切割。由于平板装药法线两侧装药对称, 夹层装药爆轰后将推动平板沿法线方向做加速运动^[6]。运动的飞板切割射流, 可减缓射流轴向速度, 提高径向速度, 进而分散射流的能量。炸药爆轰作用及飞板切割射流作用相互叠加, 可有效提高封闭体及内容物的生存能力。

1.2   几何模型的建立

聚能装药的装药高度为100 mm, 开口直径为80 mm, 药型罩厚度为2 mm。药型罩结构为圆弧顶结构, 炸高为240 mm。反应装甲的长度为240 mm, 宽度为100 mm。后效靶板的长度为100 mm, 宽度为80 mm, 高度为100 mm。射流轴线与反应装甲法线的夹角为68°, 反应装甲底部距离后效靶板50 mm。数值模拟结构如图 1所示。

图  1  数值模拟结构图(单位:mm)

Figure  1.  Schematic diagram of numerical model (Unit:mm)

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在传统反应装甲的基础上, 设计出一种多三明治结构反应装甲。在炸药中间夹一层钢板, 并改变钢板的厚度, 将夹层炸药的爆炸分成两部分, 可有效减小射流速度, 减轻射流的冲击力。多三明治结构反应装甲及传统反应装甲结构如图 2所示。

图  2  多三明治结构及传统结构

Figure  2.  Multi sandwich and traditional structures

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首先, 设计出了一种反应装甲, 高度比为钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=2:2:1:2:2, 计算所得防护能力较传统反应装甲有很大的提高, 但反应装甲的总厚度相对于传统反应装甲增加了1 mm。为使总厚度与传统结构反应装甲相同, 改变第1层飞板和第3层飞板的厚度, 高度比为钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1.5:2:1:2:1.5, 计算所得防护能力较传统反应装甲有一定提高, 但提升不大。

反应装甲的最上层钢板最先接触到射流, 此时射流速度很高, 因此钢板都会被穿透, 而最下层钢板最后接触到射流, 此时速度已经有一定程度的降低, 钢板厚度对射流的速度影响较最上层钢板的影响大, 因此将第1层飞板、第2层飞板和第3层飞板的高度比固定在1:1:2, 分别设计出3种不同尺寸的多三明治结构的反应装甲。

模拟的所有反应装甲模型数据如下, 各个模型的比值均为高度比, 单位为mm。

A型:钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=2:2:1:2:2

B型:钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1.5:2:1:2:1.5

C型:钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1:2:1:2:2

D型:钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1:1:1:3:2

E型:钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1:3:1:1:2

F型(对比型):钢板:炸药:钢板=2:4:2

1.3   算法及模型建立

聚能射流与反应装甲以及后效靶板的相互作用是一个高速碰撞过程, 涉及到大变形和高应变率下的材料响应。聚能射流的形成和拉伸、反应装甲的爆炸及射流对靶板的侵彻均会造成网格较大畸变。而采用Euler网格建模和ALE(Arbitrary Lagrange-Euler)算法既可克服单元严重畸变引起的数值计算困难, 又能实现流固耦合的动态分析^[7]。

基于上述分析, 材料模型采用ALE算法, 聚能装药和空气采用欧拉算法, 反应装甲结构中的飞板和夹层炸药采用Lagrange算法, 靶板、空气和药型罩之间采用流固耦合算法, 飞板与夹层炸药采用滑移接触控制, 建模过程中施加对称约束和非反射边界条件。由于模型具有对称性, 故建模采用三维1/2模型, 单位采用cm-g-μs。

1.4   材料参数

药型罩为紫铜材料, 反应装甲的3层钢板及后效靶板的材料均为603钢。药型罩、反应装甲的3层钢板、后效靶板的材料模型采用Johnson-Cook模型, 状态方程采用Grüneisen方程来描述。

紫铜和603钢的主要参数见表 1, 其中ρ为密度, E₀为弹性模量, μ为泊松比, A、B、C、n和m为Johnson-Cook模型参数。主装药的JH-2聚能药柱采用JWL状态方程和高能材料燃烧模型描述, 其主要参数见表 2, 其中ω、A_JWL、B_JWL、R₁和R₂为炸药的特性参数, D为爆速。以HMX为主体的夹层炸药采用弹塑性模型(Elastic-Plastic-Hydro)和点火与增长状态方程(Ignition-Growth-of-Reaction-in-He)描述, 材料参数见表 3, 其中:ρ₀为夹层炸药密度; p_CJ为C-J爆轰压力; I为控制点火的热点数参数; G₁和G₂分别为控制点火后热点早期的反应增长速度和高压下的反应速度, 与炸药颗粒的接触状态有关; a为临界压缩度, 用于限制点火界限, 当压缩度小于a时, 炸药不点火; b、c为反应速度最大位置的相关参数; d和g是与热点成长形状有关的参数; y和z为燃烧反应的非层流特性参数, 取值范围一般为0.8~2.0;λ_{G2, min}为燃烧反应速度极小值^[8]。

表  1  紫铜、603钢材料参数

Table  1.  Material parameters of copper and 603 steel

Material	ρ/(g·cm-3)	E0/GPa	μ	A/MPa	B/MPa	C	n	m
Copper	8.96	124	0.34	292	300	0.025	0.310	1.09
603 steel	7.85	210	0.22	362	180	0.087	0.568	1.00

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表  2  主装药参数

Table  2.  Parameters of main explosive

ρ/(g·cm-3)	AJWL/GPa	BJWL/GPa	R1	R2	ω	D/(km·s-1)
1.72	374	3.3	4.5	0.95	0.3	7.89

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表  3  夹层装药参数

Table  3.  Parameters of confined explosive

ρ0/(g·cm-3)	pCJ/GPa	I/Ms-1	G1/(fs·Pa-1)	G2/(as·Pa-1)	D/(km·s-1)	λG2, min
1.717	27	44	310	0.4	6.93	0
a	b	c	d	z	g	y
0	0.667	0.667	0.111	2.0	1.0	1.0

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1.5   实验结果

聚能装药战斗部直径为80 mm, 装药高度为100 mm。聚能装药结构的底部中心距反应装甲的距离为240 mm, 射流轴线与反应装甲法线的夹角为68°, 反应装甲底部距靶板距离为50 mm。将聚能装药的下部垫上泡沫, 以保证射流从反应装甲的中心穿过。

选用A型、D型和F型反应装甲来做验证实验, 实验结果见图 3。A型反应装甲实验侵彻深度为23 mm, 模拟侵彻深度为22 mm; D型反应装甲实验侵彻深度为29 mm, 模拟侵彻深度为28 mm; F型反应装甲实验侵彻深度为46 mm, 模拟侵彻深度为45 mm。分析模拟及实验数据可得, 实验结果与模拟结果的误差均在10%以内, 说明数值模拟的方法正确, 结果可靠, 可以为射流防护研究提供一定的参考。

图  3  实验结果

Figure  3.  Experimental results

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2.   模拟侵彻过程分析

2.1   射流断裂时刻分析

图 4为射流断裂时刻图。“A-75”表示A型反应装甲干扰射流, 使射流在75 μs时刻开始断裂。A型、C型、D型、E型以及F型反应装甲在射流刚穿过第3层飞板开始断裂, 射流穿过第3层飞板下部射流的速度与上部射流的速度差值会增大, 因而射流出现了明显的断裂。而B型反应装甲射流在第2层飞板下部最早开始出现断裂。E型反应装甲干扰射流, 使射流断裂的时刻最为靠前, 71 μs时就已经断裂, 且所有新型结构反应装甲干扰射流, 使射流的断裂时刻相较于传统结构反应装甲均提前。

图  4  射流断裂时刻图

Figure  4.  Jet break time

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头部射流在穿过第3层飞板时, 射流的径向速度增大, 射流均出现了一定程度的偏转。射流偏转一定角度后, 射流断裂, 射流又恢复竖直形态。

2.2   射流刚接触后效靶板时刻分析

图 5为射流刚接触后效靶板时刻结果。“A-95”表示A型反应装甲干扰射流, 射流在95 μs时刻开始接触后效靶板。从图 5可以看出, 各个反应装甲被射流引爆后的形态各不相同。A型反应装甲开始接触后效靶板的时刻最晚, 为95 μs, 且射流整体被分成了多段, 其对射流的干扰作用使聚能射流在侵彻过程中拥有较大的径向速度, 更容易产生径向断裂。B型反应装甲因第3层板的厚度最薄, 头部射流穿过时, 第3层板损毁最为严重, 对射流的干扰效果不是很理想。C型反应装甲第1层飞板变形最为严重。D型反应装甲第2层炸药对射流的干扰情况较为严重, 且刚接触后效靶板的那一部分射流已经明显出现了分段现象。传统结构反应装甲在射流头部刚接触后效靶板时, 射流已经分成多段, 反应装甲内部射流很少, 被夹层炸药的爆炸冲击作用干扰得非常严重。

图  5  射流刚接触后效靶板时刻结果

Figure  5.  Result of jet starting to collide with the target

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6种反应装甲干扰射流, 使射流偏转的距离分别为16.0、8.9、6.0、12.0、6.2和10.6 mm。射流偏转距离为刚接触后效靶板的那一部分射流与中心轴线的距离。可以看出, A型反应装甲射流偏转距离最长, 与传统反应装甲同厚度的情况下, D型反应装甲射流偏转距离最长。

新型反应装甲的设计思路就是炸药对反应装甲进行二次干扰且后接触射流的飞板越厚越有利于对射流的防护, 射流穿过第1层飞板时的射流速度大于射流穿过后面两个飞板的速度, 射流经过两次干扰之后, 射流速度明显下降, 理论上, 第3层钢板厚度增加1 mm比第1层钢板厚度增加1 mm防护效果要好。

2.3   射流失去干扰时刻分析

图 6为射流失去干扰时刻图。“A-346”表示A型反应装甲在346 μs时刻失去对射流的干扰。传统反应装甲因为在174 μs时刻炸药已经爆炸, 且上下飞板已经远离射流, 所以其已经基本失去了对射流的干扰能力。新型5层结构反应装甲相比传统的“三明治”结构的反应装甲具有明显的优势, 其对射流干扰的时间要明显长于传统反应装甲。E型反应装甲的干扰时间最长, 在348 μs时刻才失去对射流的干扰, 且上层炸药的厚度为3 mm, 第1层飞板的厚度只有1 mm, 所以第1层飞板飞行的距离很远且损毁较为严重。

图  6  射流失去干扰时刻

Figure  6.  Jet losing interference

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随着多三明治结构反应装甲第2层飞板的运动, 第2层飞板会延长对射流的干扰时间, 进而可以达到增大射流防护效果的目的。

3.   侵彻靶板模拟结果分析

表 4列出了5种尺寸的多三明治结构反应装甲及传统反应装甲侵彻深度及最大侵彻直径的数据, 射流对后效靶板的侵彻结果见图 7。结合图 7和表 4可知, A型反应装甲的厚度比传统反应装甲仅增加1 mm, 但是侵彻深度却比传统反应装甲减少了51.1%, 防护效果优异。A型反应装甲的防护性能最好, 为22 mm; D型反应装甲次之, 为27.8 mm; E型反应装甲虽然对射流断裂后部射流速度影响较大, 但对于射流开始侵彻时的头部射流干扰力度不够强, 因此射流断裂后的第1段射流对后效靶板的侵彻能力很强, 已经达到了此种反应装甲对后效靶板侵彻深度的最大值。传统反应装甲无论对于最先打入后效靶板的那一段射流, 还是对于射流断裂之后的后部的射流, 其防护效果均是最差的。

表  4  射流对后效靶板侵彻结果数据

Table  4.  Penetration data of jet to target

Category of ERA	Penetration depth/mm	Maximum penetration diameter/mm
A	22.0	36.0
B	36.9	23.2
C	31.0	22.4
D	27.8	26.2
E	31.3	28.1
F	45.0	26.0

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图  7  射流对后效靶板的侵彻结果

Figure  7.  Penetration results of jet to target

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4.   与传统双层反应装甲侵彻结果对比

将新型反应装甲对射流的干扰效果与传统反应装甲的双层结构进行对比。聚能装药结构模型及尺寸均相同, 单个反应装甲结构尺寸与传统反应装甲相同, 两个反应装甲相隔距离为24 mm。炸高相同, 为240 mm, 后效靶板尺寸也相同。射流轴线与反应装甲法线的夹角为68°, 第2个反应装甲底部距后效靶板距离为50 mm。结构如图 8所示。

图  8  数值模拟结构图(单位:mm)

Figure  8.  Schematic diagram of numerical model (Unit:mm)

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射流对靶板的侵彻结果见图 9。由图 9可知, 传统反应装甲的双层结构干扰射流, 射流对后效靶板的侵彻深度为13 mm。A型反应装甲与传统反应装甲的双层结构对后效靶板的侵彻深度相差9 mm, 而相对于单层传统反应装甲侵彻深度却减少了23 mm, 防护性能优异。与传统反应装甲厚度相同的情况下, D型反应装甲防护效能最为优异, 其与传统反应装甲的双层结构对后效靶板的侵彻深度相差15 mm, 相对于单层传统反应装甲侵彻深度减少17 mm。因此, 可将D型反应装甲做成双层结构, 与传统结构双层反应装甲进行对比, 也可将本研究中的各种结构反应装甲组合来进行防护, 达到最优防护效能。

图  9  射流对靶板的侵彻结果

Figure  9.  Results of jet penetration into target

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5.   结论

为了提高反应装甲的射流防护能力, 设计了一种多三明治结构的新型反应装甲, 得出了5种不同尺寸的反应装甲, 采用ANSYS-LSDYNA软件进行数值模拟。将这5种不同尺寸的多三明治结构反应装甲与传统的三明治结构反应装甲进行对比, 分别就射流断裂时刻、射流刚接触后效靶板时刻以及射流失去干扰时刻3个时刻进行对比, 且就后效靶板的侵彻结果进行数据对比, 并与传统反应装甲的双层结构进行侵彻结果对比分析。

(1) 新型结构反应装甲干扰射流, 使射流的断裂时刻均较传统反应装甲提前, 干扰效果良好。

(2) A型反应装甲干扰射流, 使射流头部刚接触后效靶板时刻最晚, 且A型结构反应装甲头部射流偏转距离最长, 为16 mm。

(3) 新型结构反应装甲对射流的干扰时间均比传统结构反应装甲长, 其中E型反应装甲对射流的干扰时间最长, 为348 μs。

(4) 与传统结构反应装甲厚度相同的情况下, D型反应装甲的防护效果最好, 即高度比为钢板:炸药:钢板:炸药:钢板=1:1:1:3:2的尺寸条件下, 对射流的干扰效果最好。

(5) A型反应装甲射流防护效果最好, 其比传统结构反应装甲厚度仅提高1 mm, 防护效能有很大的提升, 侵彻深度比传统结构反应装甲减少了51.1%。