爆炸反应装甲对聚能射流的干扰能力受到诸多因素的影响, 着靶点位置作为重要的影响因素受到了研究人员越来越多的关注。国内外已有较多的关于传统结构爆炸反应装甲对射流干扰作用的研究^[1-5]。最新试验研究表明, 楔形装药爆炸反应装甲应对射流的侵彻有更好的防护性能, 其装药的特殊性, 促使运动中的金属飞板发生旋转和偏移, 切割射流效果明显优于传统结构爆炸反应装甲, 所以对双层楔形装药反应装甲着靶点的研究显得尤为重要。

以楔形装药反应装甲而言, 周杰等^[6]利用LS-DYNA模拟了楔形装药和平板装药对射流的干扰过程, 分析了不同楔形角度和装药量对射流的头部速度以及偏转角、杵体速度等数据的影响, 并与平板装药的模拟结果对比, 得出了楔形装药下端和上端的厚度为3和5 mm时防护性能最佳。高永宏等^[7]在周杰等^[6]单层楔形装药的基础上, 设计了4种不同结构的双层楔形夹层装药, 利用模拟仿真对其干扰射流的能力进行评估, 最终得出上层楔形装药下端和上端的厚度分别为3和5 mm, 下层楔形装药下端和上端的厚度分别为5和3 mm时, 该种结构的双层楔形夹层装药反应装甲防护性能最佳, 故以周杰、高永宏等^[6-7]的研究作为理论依据, 在此基础上进行仿真模拟和试验研究。

本研究运用LS-DYNA软件模拟射流对双层楔形装药反应装甲中线上不同着靶点位置的侵彻过程, 并结合试验, 旨在分析不同着靶点位置对射流干扰能力的影响以及造成这种影响的原因, 为双层楔形装药反应装甲的研究提供理论依据。

1.   试验

1.1   试验设计

图 1为试验装置示意图。分析模型由聚能装药、楔形装药的反应装甲和靶板3部分组成, 战斗部中药型罩材料为铜, 壁厚1 mm, 锥角60°, 药型罩口直径为70 mm, 药高为80 mm, 由中心点起爆; 楔形装药装甲的飞板长宽分别为240和100 mm, 厚度为2 mm, 夹层炸药两端的厚度分别为3和5 mm, 传统装药装甲的飞板长宽和楔形装药装甲一致, 炸药层厚度均为4 mm。聚能装药模型采用流固耦合算法, 爆炸反应装甲材料为钢板和夹层炸药, 采用拉格朗日算法进行仿真分析。射流侵彻反应装甲法向角为68°, 炸药高度为200 mm, 两组反应装甲之间距离为24 mm, 且平行放置, 后效靶板的尺寸为100 mm×50 mm×50 mm。

图  1  试验装置示意图

Figure  1.  Schematic diagram of experimental apparatus

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1.2   着靶点的选取

从上层反应装甲中线上共选取7个着靶点, 如图 2所示。不改变其他参数, 只改变射流侵彻双层楔形装药反应装甲的位置, 研究不同着靶点对射流干扰的程度。以点A(双层楔形装药反应装甲的底端)为原点建立平面坐标系, 着靶点B、C、O、D、E、F与A点之间的距离分别为40、80、120、160、200和240 mm。鉴于试验用药量较大, 出于安全和成本的考虑, 只选取中间5处着靶点(B点、C点、O点、D点、E点)进行试验研究。

图  2  上层反应装甲着靶点示意图

Figure  2.  Schematic diagram of impact points on the upper reactive armor

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1.3   试验结果

射流侵彻后效靶板的最终试验结果如图 3所示, 可以明显看出不同着靶点处射流对靶板侵彻深度和孔径的差异。表 1列出了试验中侵彻深度和孔径的具体数值。

图  3  试验结果

Figure  3.  Experimental results

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表  1  不同着靶点处的试验结果

Table  1.  Experimental results from different impact points

Impact point	Penetration depth/mm	Penetration size/(mm×mm)
B	28.0	16×20
C	28.3	17×18
O	27.4	19×33
D	14.7	17×20
E	Breakdown	16×26

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可以看出, 5处着靶点间隔距离均为40 mm, O点相较于C点, 穿深降幅约为3.18%;D点相较于O点, 穿深降幅约为46.35%。就本试验而言, 着靶点在中线40~160 mm处时, 双层楔形装药反应装甲干扰聚能射流的能力是一个稳步提升的过程, 虽然B点到C点的过程中, 射流侵彻深度加大, 由于相差非常微小, 试验可能受到现场环境和工艺的影响, 所以最终结论不受影响, 但D点与E点间隔距离为40 mm, D点射流穿深只有14.7 mm, 而E点射流已经击穿靶板, 这是由于着靶点为E点时, 射流通过第1层反应装甲, 射流接触第2层反应装甲的位置靠近边缘位置而受边界效应的影响。

2.   数值模拟

2.1   算法和模型建立

图 4为数值计算模型图。射流与反应装甲、靶板的作用过程是一个高速碰撞的过程, 涉及到大变形和高应变率下的材料响应。材料模型采用ALE算法, 聚能装药和空气采用欧拉算法, 装甲上下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^[8], 建模过程中施加对称约束和非反射边界条件。模型采用LS-DYNA建立三维1/2模型, 网格按1 mm每份划分, 计算总时间为450 μs。

图  4  数值计算模型

Figure  4.  Simulation model

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2.2   材料模型及参数

药型罩、飞板、靶板均采用JOHNSON_COOK模型和Grüneisen状态方程进行描述, 参数如表 2所示。聚能装药采用JWL状态方程, 参数如表 3所示。夹层炸药采用弹塑性模型(ELASTIC_PLASTIC_HYDRO)和点火增长状态方程(IGNITION_GROWTH_OF_REACTION_IN_HE)共同描述, 参数如表 4所示^[9-10]。

表  2  铜和钢材料模型及其状态方程参数

Table  2.  Material model and equation of state parameters for copper and steel

Material	ρ/(g·cm-3)	E/GPa	μ	A/MPa	B/MPa	C	n	m
Cu	8.93	138	0.35	90	292	0.250	0.31	1.09
Steel	7.80	210	0.22	350	300	0.014	0.26	1.03

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表  3  8701炸药材料模型及其状态方程参数

Table  3.  Material model and equation of state parameters for explosive 8701

ρ/(g·cm-3)	D/(m·s-1)	A/GPa	B/GPa	R1	R2	ξ
1.787	8 390	581.4	6.801	4.1	1.0	0.35

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表  4  夹层炸药PBX 9502材料模型及其状态方程参数

Table  4.  Material model and equation of state parameters for explosive PBX 9502

ρ/(g·cm-3)	G/GPa	R1/GPa	R2/GPa	a	b	XP1	XP2
1.712	3.54	778.1	-0.05	524.2	7.678	4.2	1.1

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2.3   数值模拟结果与分析

通过数值模拟可以得到聚能射流形成和射流在双层楔形装药反应装甲中线上不同着靶点处的侵彻过程, 获得了射流形貌、杵体速度和靶板侵彻深度和孔径等重要数据。

2.3.1   不同着靶点双层楔形装药反应装甲飞板和射流运行状态分析

聚能射流以着靶点0、40、80、120、160、200和240 mm对双层楔形装药反应装甲进行侵彻, 从第1层单元夹层炸药被引爆后, 选取几个不同时刻射流与飞板运动的模拟结果图, 见图 5, 并对飞板运动形态和射流状态进行分析。

图  5  不同时刻各方案飞板与射流作用形态图

Figure  5.  Morphologic diagram of flying plate and jet flow at different times

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t=60 μs时, 第1层反应装甲均起爆, 第2层反应装甲均未开始起爆。整个过程中头部射流击穿装甲面板, 引爆夹层炸药, 爆轰由接触点向周围扩散, 在爆轰波传递作用下, 飞板间膨胀并发生形变, 最终夹层炸药完全释放能量, 两板形变结束并获得一定的速度。

t=90 μs时, 除了着靶点为D、E、F方案第2层反应装甲未完全起爆外, 其余方案第1层、第2层反应装甲均已完全起爆。除了着靶点为F方案头部射流未断裂, 其他均发生断裂, 并发生不同程度的偏转, 着靶点为O方案头部射流在这一时刻偏转度数最大, 着靶点为A方案的头部射流已经接触靶板, 明显早于其他方案。着靶点为A、B、C、O方案第2层反应装甲的面板与第1层反应装甲的背板已经碰撞融合形成复合飞板, 使飞板对射流作用的面积和厚度增加, 由于着靶点药量的差异, 中间复合飞板的飞行状态有所差异。

t=137 μs时, 反应装甲夹层炸药均已完全释放能量, 驱动飞板运动, 除着靶点为F方案头部射流未断裂外, 其他方案均已完全断裂。着靶点为A、B、C、O方案头部射流均已接触靶板, 杵体形态变细拉长, 并继续向下运动且受到融合飞板的持续干扰, 飞板运动轨迹形态初显。

t=186 μs时, 着靶点为F方案在头部射流未断裂的情况下接触靶板, 着靶点为E方案杵体尚未断裂, 其直径较粗且无明显偏移, 其余方案头部射流和杵体均完全断裂, 并有较大幅度的偏转, 其中着靶点为D方案杵体经过反应装甲干扰后变化明显。

图 6为不同着靶点时楔形装药对杵体的干扰, 图 6(a)为各方案杵体接触靶板瞬时速度, 图 6(b)为各方案杵体断裂时间。由图 6可知, 当着靶点为200、240 mm方案时, 由于其受到边界效应的影响, 杵体在未断裂的状态下接触后效靶板, 致使后效靶板被击穿, 所以其模拟结果不作为主要对比数据。

图  6  不同着靶点时楔形装药对杵体的干扰

Figure  6.  Interference of wedge-shaped charge on the slug at different impact points

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当着靶点为0~160 mm方案时, 杵体在接触后效靶板前均已断裂且速度相对较低, 呈现先升高再降低的趋势; 着靶点为160 mm方案时, 杵体断裂时间最早且杵体接触后效靶板瞬时速度最低。

2.3.2   不同着靶点时逃逸射流侵彻后效靶板结果分析

图 7为不同着靶点时射流侵彻后效靶板结果。从图 7可以看出, 着靶点为200、240 mm方案时, 后效靶板均被击穿, 这是由于着靶点处在上层反应装甲的顶端, 受到边界效应影响明显, 射流引爆反应装甲后, 产生的爆轰波和爆轰产物不足以对射流进行干扰, 飞板对射流的切割几乎失效, 以至于着靶点为240 mm方案射流接触到后效靶板时, 头部射流还未断裂。着靶点为0 mm方案时, 虽然也受到边界效应的影响, 但射流并未击穿后效靶板, 这是由于着靶点位于反应装甲的最底端, 运动的金属飞板作用时间更长, 并且楔形装药爆轰能使飞板发生大角度旋转, 切割射流效果更好。不同着靶点处的射流侵彻结果见表 5。

图  7  不同着靶点时射流侵彻后效靶板结果

Figure  7.  Results of the jet penetrating the target for different impact points

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表  5  不同着靶点处的射流侵彻结果

Table  5.  Simulation results on jet penetrating target for different impact points

Point	Penetration depth/mm			Penetration size/(mm×mm)
	Exp.	Sim.		Exp.	Sim.
A		32.4			24×27
B	28.0	25.5		16×20	18×19
C	28.3	28.4		17×18	19×21
O	27.4	28.4		19×33	23×31
D	14.7	18.5		17×20	16×18
E	Breakdown	Breakdown		16×26	19×25
F		Breakdown			28×41

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由表 5可知, 从扩孔直径来看, 试验与仿真模拟符合度较高, 没有较大偏差。从侵彻深度来看, 着靶点为160 mm方案射流侵彻深度最浅, 着靶点为40 mm方案次之, 着靶点为160 mm比40 mm方案的穿深降低了27.45%, 比着靶点为0 mm方案穿深降低了42.9%。所以着靶点为160 mm时双层楔形装药反应装甲防护性能最优。

传统双层平板装药夹层炸药厚度为4 mm, 其他参数均保持不变, 在着靶点为160 mm处对其进行射流侵彻的模拟仿真研究。从图 8侵彻结果可知, 当着靶点为160 mm时, 双层楔形装药防护效果优于传统双层平板装药。

图  8  着靶点为160 mm时射流侵彻结果对比

Figure  8.  Comparison of jet penetration results for the impact point of 160 mm

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3.   结果对比与分析

3.1   结果对比

对比模拟计算结果与试验测量结果可以发现, 两者相近, 最大误差不超过10%, 符合较好。图 9是模拟侵彻深度与试验侵彻深度曲线图, 两曲线拟合较好, 说明数值模拟计算方法正确, 可以较准确地演示双层楔形装药反应装甲对射流干扰作用的实际过程, 为防护结构的设计提供一定的参考。

图  9  侵彻深度曲线

Figure  9.  Penetration depth

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3.2   结果分析

着靶点在双层楔形装药反应装甲中线200、240 mm处时, 聚能射流引爆反应装甲边缘, 受到边界效应影响强烈, 致使杵体在接触靶板前未断裂, 后效靶板被击穿, 射流受到反应装甲干扰效果不明显。着靶点为0 mm方案时, 虽然也受到边界效应的影响, 致使靶板开坑和穿深较大, 但射流并未击穿后效靶板, 这是由于着靶点位于反应装甲的最底端, 运动的金属飞板作用时间更长, 并且楔形装药爆轰能使飞板发生大角度旋转, 切割射流效果更好。着靶点为120 mm方案时, 射流经过反应装甲干扰后, 杵体直径较粗, 断裂时间较晚, 接触后效靶板瞬时速度较高, 致使其侵彻深度大于着靶点为160 mm方案。着靶点为160 mm时, 此处第1层反应装甲的装药量明显多于其他方案, 且不受边界效应的影响, 夹层炸药被引爆后迅速爆轰, 爆轰产物驱动的飞板沿其法线方向高速运动, 由于楔形装药的特殊性, 致使飞板在运动中发生偏转, 杵体被切割成多段并发生明显位移, 直径和速度等方面均优于其他方案。

4.   结论

通过聚能射流以不同着靶点侵彻双层楔形装药反应装甲过程的研究和分析, 初步得到以下结论。

(1) 对比模拟计算结果与试验测量结果可以发现, 两者数值相近, 最大误差不超过10%, 符合较好, 说明数值模拟计算方法可靠有效。

(2) 着靶点在双层楔形装药反应装甲顶端区域时, 受边界效应影响严重, 双层楔形装药反应装甲干扰作用不明显, 杵体在接触靶板前仍未断裂, 致使靶板被击穿; 着靶点在底端区域时, 同样受到边界效应的影响, 但由于着靶点位于反应装甲的最底端, 运动的金属飞板作用时间更长, 并且楔形装药爆轰能使飞板发生大角度旋转, 切割射流效果更好。

(3) 着靶点为160 mm方案时, 杵体断裂时间最早, 被切割段数较多且发生明显位移, 杵体接触靶板瞬时速度最低, 在后效靶板上的侵彻深度最小, 抗侵彻效果优于传统双层平板装药。