饱含柴油密闭结构抗射流侵彻性能分析

高振宇， 黄正祥， 郭　敏,2， 祖旭东， 肖强强， 贾　鑫

(1.南京理工大学 机械工程学院，南京　210094； 2.63961部队，北京　100012)



饱含柴油密闭结构抗射流侵彻性能分析

高振宇1， 黄正祥1， 郭敏1,2， 祖旭东1， 肖强强1， 贾鑫1

(1.南京理工大学 机械工程学院，南京210094； 2.63961部队，北京100012)

摘要：应用LS-DYNA有限元软件对射流垂直侵彻饱含柴油液体密闭结构过程进行数值模拟。通过射流侵彻内腔直径30 mm、内腔高度30 mm、壁厚5 mm的饱含柴油液体密闭结构的脉冲X光摄影和剩余穿深实验，验证了数值计算方法。研究了不同结构尺寸时，饱含柴油液体密闭结构的抗射流侵彻能力。分析了密闭结构尺寸特性对射流稳定性以及射流侵彻密闭结构后的剩余侵彻能力的影响。结果表明，柴油液体径向汇聚严重干扰射流稳定性，容器内腔直径和高度影响受干扰射流的速度区间的长度及位置，容器壁厚影响柴油径向汇聚强度。

关键词：冲击力学；密闭结构；有限元分析；射流；抗侵彻性能

复合装甲一般披挂在主装甲外面，依靠本身材料结构特性对射流侵彻过程形成干扰，使后续射流变成间断、振荡型射流。随着现代科学技术的飞速发展，聚能装药的威力不断提升，主战坦克在未来作战中将会遭受更加致命的攻击。为了提高坦克的防护能力和作战性能，迫切需要抗弹性能优良的新型防护装甲。

目前国内外对复合装甲的研究主要集中在固体材料对射流的干扰，而关于液体对射流的干扰却少有研究。White等[1]论证了饱含水或其他液体的密闭结构有着很好的抗射流侵彻能力。Andersson等[2]通过X光摄影得到射流垂直侵彻饱含水的密闭容器在某个时刻后，后部分射流完全消失，指出这现象是由于侵彻通道的聚拢对射流的影响造成的。李燕青等[3]从工程角度提出一种新型防护装甲干扰射流的力学模型，并在基本假设的基础上，对射流击中具有一定角度倾斜的充满介质的钢制扁盒的装甲单元后装甲壁板变形和射流变形进行计算。Zu等[4]通过实验论证了填充聚醚多元醇的多胞结构液态复合装甲具有很好的防护能力，能够有效地干扰射流的稳定性。研究饱含液体密闭结构对射流稳定性的干扰规律，寻找有效降低射流侵彻威力的方法，这为新型防护装甲的设计提供了参考。

密闭空间结构的尺寸特性影响液态的反向压缩，从而影响聚能射流的稳定性，因此本文主要研究尺寸特性对聚能射流侵彻性能的影响。本文根据文献[1]中柴油抗射流侵彻性能优于水，选取饱含柴油液体密闭结构作为研究对象，通过比较分析实验与数值模拟的结果得出数值模拟可作为研究本文可靠的手段。采用LS-DYNA对射流垂直侵彻不同尺寸的饱含柴油液体密闭结构进行数值模拟计算，结果表明密闭容器尺寸不同，柴油液体不同程度地干扰射流稳定性，进而导致剩余穿深不同。

1数值计算方法及实验验证

1.1物理模型

为了使研究的射流具有普适性，聚能装药采用文献[4]中无壳体基准成型装药，炸高为80 mm，采用8#电雷管起爆基准成型装药。该装药直径为56 mm，药型罩采用锥角为60°的锥形药型罩，材料为紫铜，壁厚为0.8 mm，装药类型为JH-2炸药，炸药量为203 g，起爆方式为中心起爆。饱含柴油液体密闭结构由LC4铝合金的等壁厚圆柱密闭容器与腔内0号柴油液体组成，密闭容器的内腔直径为30 mm、内腔高度为30 mm、壁厚为5 mm，LC4铝合金力学性能见表1。基准成型装药和饱含柴油密闭结构分别见图1和图2。

表1　 LC4铝合金的力学性能

图1　基准成型装药Fig.1 Photograph of the standard shaped charge

图2　饱含柴油密闭结构Fig.2 Photograph of the diesel oil filled airtight container

炸药爆炸、射流形成及侵彻目标等聚能装药作用过程是多物质相互作用的大变形运动，采用Van Leer ALE算法进行模拟。该算法为二阶精度的对流算法，可较精确计算炸药爆炸过程中的动量及能量转化[5]。

针对上诉物理模型建立相应的数值计算模型。射流侵彻饱含柴油液体密闭结构的有限元模型如图3所示，该模型由炸药、药型罩、空气域、密闭容器以及腔内柴油液体五部分组成，其中，炸药、药型罩、空气和柴油液体四种材料采用三维欧拉网格建模，密闭容器则采用三维拉格朗日网格建模。按图4中弹靶位置关系在图3的有限元模型上添加后效靶，则成为另一个数值计算模型，后效靶采用三维拉格朗日网格建模。

图3　有限元模型Fig.3 Simulation model

图4　弹靶作用关系图Fig.4 Sketch of the experimental

由于整个仿真模型为旋转体对称结构，建模过程中采用四分之一轴对称模型以提高计算效率。空气域边界为非反射边界，在对称面上施加滑移约束。

炸药装药为JH-2炸药，材料模型采用高能炸药爆轰模型和JWL状态方程[6]。药型罩、密闭容器和后效靶材料分别为紫铜、LC4铝合金和45钢，材料模型都采用Johnson-Cook模型和Gruneisen状态方程[7-8]。柴油液体的材料模型采用Null模型和Gruneisen状态方程。JH-2炸药和柴油的材料参数见表2。

表2　JH-2炸药和柴油材料参数[9]

1.2数值计算与实验结果的对比

为了确认采用的数值计算方法对射流与柴油作用后的断裂情况及穿过靶板后剩余射流对后效靶的侵彻情况的正确性。采用450 kV脉冲X光机交叉摄影方式拍摄基准成型装药爆炸后典型时刻射流与密闭结构作用图像，脉冲X光实验现场布置见图5。剩余穿深实验现场布置见图6，基准成型装药距后效靶炸高330 mm，后效靶为两块厚100 mm的45钢钢锭叠加。

图5 X光实验现场布置图Fig.5X-rayexperimentallayoutdiagram图6 剩余穿深实验现场布置图Fig.6DOPexperimentallayoutdiagram

图7为基准成型装药起爆50 μs和80 μs后射流侵彻饱含柴油密闭结构后的断裂及变形情况脉冲X光图像与数值模拟图。在X光照片中测量计算得射流穿过密闭结构后头部速度为6 038 m/s。

图7　50 μs和80 μs时刻的X光照片和数值模拟图Fig.7 Flash X-ray and simulation of jet vertically penetrating diesel-filled airtight container at 50 μs and 80 μs after the detonation of shaped charge (jet travels left to right)

从图7(a)可看出，50 μs时刻射流未出现断裂，80 μs时射流中后部提前出现颈缩和断裂现象，说明此处射流受到横向干扰。

图8给出了射流侵彻密闭结构的过程，表明：射流贯穿容器薄壁后开始侵彻柴油，在柴油液体孔底部形成初始冲击波，当射流侵彻至内腔底部时，在液体与金属的界面形成反射冲击波，这两个冲击波传播到容器内腔侧壁面后形成反射冲击波，此时射流侵彻柴油液体并在轴向方向上形成侵彻通道，反射的冲击波往射流径向方向传播到孔壁面再次反射使侵彻通道出现了径向汇聚现象，汇聚的液体与后续射流相互作用，这不仅消耗了射流的部分能量，而且在一定程度上干扰射流的稳定性，导致射流提前断裂。

(a) 26 μs　(b) 30 μs　(c) 34 μs　(d) 38 μs　(e) 42 μs图8　射流侵彻密闭结构过程典型时刻数值模拟压力云图Fig.8 Stress nephogram of numerical simulation at representative moments

数值计算中射流剩余头部速度为5 863 m/s，与实验结果相比误差为2.9%。图7(b)数值模拟图显示射流在50 μs的时刻未出现断裂，80 μs时射流中后部受柴油干扰已经出现颈缩和断裂现象，这与实验结果相吻合，表明实验中射流中后部提前出现颈缩和断裂现象是由于柴油的径向汇聚造成的。

图9为射流剩余侵彻的实验结果照片和数值计算结果。实验测得剩余穿深为169 mm，数值计算为159 mm，误差为5.9%，实验测得剩余穿深与数值计算结果吻合较好。

图9　实验与数值计算结果Fig.9 The results of experiment and simulation

通过实验结果与数值计算结果比较分析，得出采用本文的数值计算模拟射流与饱含柴油密闭结构作用过程是可信的。

2结构尺寸对密闭结构抗射流侵彻性能的影响

为分析尺寸特性对饱含柴油密闭结构抗射流侵彻性能的影响，在给定的φ56 mm基准成型装药基础上，分别改变容器内腔直径、内腔高度及壁厚中的一个结构尺寸大小，固定剩余的两个结构尺寸，共设计了13种组合并进行了数值计算，数值计算方案见表3。

2.1密闭容器结构尺寸对射流稳定性的影响

由1.3节分析中可知液体的径向汇聚是由冲击波引起的，而冲击波在饱含液体密闭结构里的衰减以及在壁面的反射情况与容器的结构尺寸是分不开的。随着饱含柴油密闭结构中内腔直径、内腔高度和壁厚的改变，射流断裂的情况不同。为了更好地分析这三个因素对射流稳定性的影响，各自取相同时刻对射流断裂情况进行分析：当内腔直径发生改变时，由于射流在侵彻方向上厚度不变，取射流侵彻密闭结构90 μs时射流断裂情况进行研究；对于内腔高度和壁厚各自发生改变时，由于射流在侵彻方向上厚度有所改变，为避免射流头部自然断裂影响干扰分析，分别取射流侵彻密闭结构72 μs和74 μs时射流断裂情况进行研究。

表3　数值计算方案

2.2.1密闭空气内腔直径d对射流稳定性的影响

射流侵彻不同内腔直径的密闭结构在90 μs时射流断裂情况如图10所示。射流在空气中自由运动时，射流一般是从头部开始断裂。从图10可得出，射流侵彻内腔直径d=30、40、50、60 和70 mm的密闭结构后，射流受到不同程度的干扰；射流头部断裂属于自然断裂情况，而射流中后部的某个速度区间出现颈缩及断裂则是由于柴油液体对射流的干扰而引起的。

图10　90 μs时射流断裂情况Fig.10 The extent of break-up jet at 90 μs

图11　90 μs时受干扰射流轴向速度Fig.11 The axial velocity of disturbed jet at 90 μs

当容器内腔直径不同时，受干扰的射流轴向速度区间不同，如图11所示。随着容器内腔直径的增大，受干扰的射流轴向速度区间中最大速度越小，这是因为随着柴油液体直径的增大，射流侵彻柴油形成的冲击波和壁面反射冲击波在柴油液体中传播距离增加，延长了汇聚的柴油液体刚与射流接触的时刻，从而导致受干扰射流中最大速度的不同。内腔直径越大，射流受干扰的速度区间越往射流尾部移动，当容器内腔直径为60 mm时，此时受到干扰的速度区间很接近于射流尾部了。

2.1.2密闭容器内腔高度h对射流稳定性的影响

从1.3节数值计算分析可知，射流在柴油中形成的初始冲击波以及容器内腔底部反射冲击波经侧壁反射传播到孔壁面后再次反射，最终导致侵彻通道径向汇聚，结合图8和图10中的最上面图可以得出，当射流侵彻h=d的密闭结构时射流受到的干扰区域是“连续”的。射流侵彻h=1.667d、2d、2.333d的密闭结构在48 μs时柴油液体与射流相互作用如图12所示。从图12可看出，此时射流受到两处干扰，且位置相距一定距离。靠近射流头部的干扰是由容器内腔底部反射冲击波和初始冲击波两者经侧壁反射传播到孔壁面后再次反射引起液体径向汇聚造成的，另一处干扰则单独由初始冲击波经侧壁反射传播到孔壁面后再次反射引起液体径向汇聚造成的。

图12　48 μs时柴油与射流相互作用Fig.12 The interaction of diesel and jet at 48 μs

射流侵彻不同内腔高度的密闭结构在72 μs时射流断裂情况如图13所示。从图13可看出，当h=d时，射流未出现断裂现象，只有局部颈缩现象，从2.1.1节可知，90 μs时受柴油干扰的射流已出现断裂现象，这说明射流在受到柴油冲击后先出现颈缩，然后才断裂成许多不连续的小段射流微元；当h=1.333d时，射流已经出现一处断裂现象；当h=1.667d、2d、2.333d时，射流会出现“分段”干扰，轴向速度区间分别为4 000～ 4 400 m/s、4100～ 4 600 m/s、4 000～ 4 400 m/s的射流微元出现断裂现象，另外，射流在轴向速度接近2 700 m/s处都出现断裂。

图13　72 μs时射流断裂情况Fig.13 The extent of break-up jet at 72 μs

射流侵彻不同内腔高度的密闭结构后剩余头部速度如图14所示。由图13和图14可得，随着容器内腔高度的增加，射流穿过密闭结构后头部速度减小，这是由于随着液体的高度增加，射流侵彻液体过程中头部受到侵蚀加重，消耗的能量同时也在增加。

图14　侵彻不同内腔高度后的剩余头部速度曲线Fig.14 Residual velocity curve of different container lumen height

2.1.3密闭容器壁厚δ对射流稳定性的影响

射流在依次侵彻壁厚为0.1d～ 0.233d的密闭结构过程中，径向汇聚柴油与射流初始接触时刻分别为44、43、42、42、42 μs。74 μs时射流断裂情况见图15。

图15　74 μs时射流断裂情况Fig.15 The extent of break-up jet at 74 μs

从图15明显看出，当壁厚为0.1d、0.133d、0.167d时，射流只有局部颈缩现象，暂时未出现断裂现象；而壁厚为0.2d和0.233d时，此时射流受柴油干扰已经有了断裂现象，并且后者射流断裂程度明显比前者大。随着容器壁厚的增大，径向汇聚与射流初始接触时刻缩短，射流受柴油干扰的程度增加，说明液体径向汇聚程度随壁厚的增加而变强。随着容器壁厚增大，射流开始侵彻柴油液体时的速度略微减小，在柴油中形成的冲击波强度也略微减小。当冲击波到达侧壁时，要在壁面上形成反射，此时，液体中的压力波由入射波和反射波组成，其中反射波的一部分相当于从刚壁上形成反射波，另一部分由侧壁运动后在液体中形成稀疏波[10]。随着壁厚的增大，侧壁运动速度减小，稀疏波强度变弱，液体中压力波变强，最终导致柴油液体径向汇聚变剧烈。

从上述的计算结果和分析可以得出，分别改变饱含柴油密闭结构中容器直径、高度和壁厚的大小不但能改变冲击波在密闭结构中的传播特性，同时使得柴油液体径向汇聚强度不同，进而引起射流断裂程度的不同。射流的提前断裂将导致后续侵彻能力的下降，为分析密闭结构尺寸特性对射流剩余侵彻能力的影响，下面进行剩余穿深数值计算。

2.2射流侵彻饱含柴油液体密闭结构后剩余侵彻能力分析

图16　侵彻不同内腔直径时的剩余穿深曲线Fig.16 DOP curve of different container lumen diameter

图16～18分别为射流侵彻不同内腔直径、内腔高度以及壁厚的饱含柴油液体密闭结构后剩余穿深曲线。从图16可以看出，随着容器内腔直径的增加，侵彻深度越来越大。由2.1.1节分析可知，容器内腔直径从30 mm增加到70 mm，射流受干扰的速度区间逐渐往射流尾部“移动”，因此，剩余穿深增加，说明射流的断裂程度影响继续侵彻能力。内腔直径从60 mm起到70 mm这段曲线比较平缓，因为这时柴油对射流的干扰很靠近射流尾部，这部分射流对继续侵彻的贡献已经很小了。从图17可以看出，当内腔高度从d到1.333d时，剩余穿深略微减小，主要是因为射流侵彻内腔高度d时，穿过柴油液体的厚度较内腔高度1.333d小；当内腔高度从1.333d到2.333d时，射流剩余穿深的减小是由射流受到的干扰情况的改变以及较多柴油液体对射流的消耗造成的。由图18可知，当射流入射壁厚增大的容器时，侵彻深度越来越小。由2.1.3节分析可知，壁厚增加，射流在穿过密闭结构后头部速度略微减小，柴油液体径向汇聚越剧烈，图18中射流剩余穿深的减小主要是由柴油液体径向汇聚的程度造成的。

图17　侵彻不同内腔高度时的剩余穿深曲线Fig.17 DOP curve of different container lumen height

图18　侵彻不同厚度时的剩余穿深曲线Fig.18 DOP curve of different container wall thickness

3结论

通过LS-DYNA对射流垂直侵彻饱含柴油液体密闭结构进行了数值计算，得出下面几个结论：

(1) 射流侵彻饱含柴油密闭结构时，侵彻通道会在反射冲击波的作用下发生径向聚拢，聚拢的柴油与后续射流的相互作用将严重影响后续射流的稳定性。

(2) 射流侵彻内腔直径d=30、40、50、60和70 mm的饱含柴油液体密闭结构时，内腔直径越大，受干扰的射流轴向速度区间中最大速度越小，受干扰的速度区间往射流尾部“移动”，导致剩余穿深越大。当内腔直径d超过60 mm，射流受干扰的位置很靠近射流尾部乃至杵体，这部分射流对剩余穿深几乎没有贡献。

(3) 射流侵彻内腔高度h=d、1.333d、1.667d、2d和2.333d的饱含柴油液体密闭结构时，随着容器内腔高度的增加，射流剩余头部速度减小。h在1.333d～ 1.667d范围内存在某一值，使得射流受干扰的情况由“连续”干扰变为“分段”干扰。较多的柴油液体对射流的消耗以及射流受干扰的类型的改变共同导致剩余穿深下降。

(4) 射流侵彻壁厚δ=0.1d、0.133d、0.167d、0.2d和0.233d的饱含柴油液体密闭结构时，容器厚度越大，柴油液体径向汇聚越剧烈，射流受到的干扰程度也越大，导致剩余穿深下降。

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基金项目：国家自然科学基金(11402122)

收稿日期：2015-02-02修改稿收到日期：2015-07-23

通信作者黄正祥 男，博士，博士生导师，1967年11月生

中图分类号:O385；TJ413.2

文献标志码：A

DOI:10.13465/j.cnki.jvs.2016.14.029

Anti-penetration performance analysis of diesel oil filled airtight structures against shaped charge jet

GAO Zhen-yu1, HUANG Zheng-xiang1, GUO Min1,2, ZU Xu-dong1, XIAO Qiang-qiang1, JIA Xin1

(1. School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, China；2. No.63961 Unit, Beijing 100012, China)

Abstract:The finite element code LS-DYNA was used to numerically simulate the process of shaped charge jet vertically penetrating a diesel oil filled airtight structure. The reliability of the simulation method was validated by X-ray photographies and residual depth penetration experiments of a jet penetrating a 30 mm lumen diameter, 30 mm lumen height and 5 mm wall thickness diesel oil filled airtight structure at 0° dip angle. The penetration resistance of diesel oil filled airtight structures with different dimensions was studied. The effects of dimensions of airtight container on the stability of jet and the residual penetration ability when the jet penetrates the structure were analyzed. The results show that the radial imploding of diesel oil will seriously disturb the stability of jet. The vessel lumen diameter and height have influence on the length and position of velocity interval of the disturbed jet. The vessel wall thickness affects the intensity of the radial imploding of diesel oil.

Key words:impact mechanics; airtight structure; finite element analysis; shaped charge jet; penetration resistance ability

第一作者 高振宇 男，硕士，1990年11月生