组合药型罩聚能装药对轻装甲侵彻仿真研究

赵 鑫，徐永杰，董方栋，郑娜娜，王志军

(1.中北大学 机电工程学院， 太原 030051；2.重庆红宇精密工业集团有限公司， 重庆 402760；3.中国兵器工业第208研究所， 北京 102202； 4.陆军装备部驻北京地区军事代表局驻长治地区军事代表室，山西 长治 046000)

1 引言

随着现代装甲防护技术的不断发展，对各类战斗部的毁伤能力也提出了更高要求，药型罩作为聚能装药战斗部的核心，已经成为弹药毁伤研究的重点。

国内外研究者对药型罩作了许多研究，俄罗斯著名学者V.F.Minin等对截顶加辅助药型罩装药结构进行了研究；陈莉对一种叠加辅助药型罩的结构所形成射流的性能和状态进行了数值模拟；石军磊研究了超聚能射流形成过程中辅助药型罩材料对射流性能的影响；张斐设计了一种新型截顶聚能装药结构，分析了辅助药型罩的材料对射流成型及其性能的影响；张小静运用Autodyn仿真软件对锥罩材料对锥罩-球缺组合药型罩所形成射流的影响进行了研究。上述研究结果表明：辅助结构药型罩对射流成型具有一定影响，可提高侵彻性能。

带有辅助药型罩的聚能装药结构在国内外已有许多研究，但对于带圆筒形辅助结构的药型罩侵彻兼开孔能力的研究有待进一步深入。为了提高半球罩所形成射流的头部速度，同时提高射流对间隔靶板的侵彻性能，对带有圆筒形辅助药型罩的半球罩结构进行正交优化设计，研究射流的成型与侵彻过程，使射流在保持有效速度的基础上，提高扩孔能力。

2 模型建立

2.1 物理模型

为了提高射流对靶板的侵彻能力，让射流细长的同时具有一定的扩孔能力，在半球罩的顶部中心增加圆筒形的辅助结构。

药型罩与靶板结构如图1所示，战斗部直径为126 mm，装药直径为120 mm，装药长度=180 mm，半球罩与圆筒罩壁厚相等为，圆筒形辅助药型罩外径为，高度为，炸高为。建立10层靶板，相邻靶板间隔为100 mm，根据“萨拉丁”装甲车的正面装甲防护性能，每层靶板厚度为=32 mm，直径为=400 mm，材料为均质装甲钢。

2.2 有限元模型

建立如图2所示有限元模型，为减少计算时间，建立1/2对称模型，空气域长800 mm、宽140 mm，为模拟无限空气域，施加边界条件。内部有装药、壳体、半球罩，圆筒形辅助药型罩，均采用Euler网格，靶板采用Lagrange算法，能较好地模拟靶板变形，起爆方式为装药顶部中心点起爆，有限元模型网格尺寸为0.4 mm。

图1 聚能装药侵彻靶板结构示意图Fig.1 Schematic diagram of the structure of the shaped charge penetrating the target plate

图2 聚能装药侵彻靶板结构有限元模型示意图Fig.2 The finite element model of the shaped charge penetrating the target structure

本文中所选材料来自Autodyn材料库，装药选用HMX，采用EOS_JWL状态方程，以HMX的密度作为设计方案中的变量，李亮亮选择了不同的HMX基炸药进行试验，得到不同密度下炸药的爆速；栗保华建立了一种任意密度下JWL状态方程参数的计算方法，本文选取不同密度HMX炸药，其状态方程参数见表1。

表1 HMX炸药密度与爆速

壳体材料用AL 2024-T4，圆筒罩与半球罩材料相同，选用紫铜COPPER，靶板材料选用RHA，材料模型参数见表2。

表2 材料模型参数Table 2 Material model parameters

3 方案设计

对于带圆筒形辅助药型罩的半球罩，以下因素对射流成型具有较大影响：圆筒形药型罩高度与外径，半球罩与圆筒罩壁厚，装药密度。聚能装药因素水平如表3所示。

表3 聚能装药因素水平Table 3 Factor level of shaped charge

若按照常规设计方法，需要进行设计的工况过多，故采用正交优化设计方法，制定25个设计方案，节省了计算时间，具体设计方案见表4。

表4 正交表L25(54)设计方案Table 4 OrthogonalTable L25 (54) design scheme

续表(表4)

4 结果与分析

4.1 射流成型数值模拟

装药被引爆后，爆轰波从装药底部向前传播，炸药爆轰，产生高温、高压的爆轰产物，挤压药型罩向轴线聚集，引起药型罩的高速变形，随着爆轰波向前传播，这种变形从药型罩顶到底部相继发生，药型罩微元作塑性流动，在轴线汇合并向前运动。

当装药距靶板一定距离时，射流向前运动，并不断被拉长，药型罩在100 μs时形成的射流形态较好，细长而不断裂，头部具有较高速度，已具备足够的侵彻能力，比较此时射流动能，表5为正交优化方案的计算结果。

表5 射流成型计算结果Table 5 Jet forming calculation results

对以上数据进行分析，计算极差，、、、、分别为各水平所对应动能的平均值，为同因素下不同水平对应动能的极差值，可以确定每个因素对指标的重要程度，极差计算结果如表6所示。

表6 极差计算结果Table 6 Range calculation result

根据极差计算结果，4种因素对射流动能的影响排列顺序为：装药密度>半球罩与圆筒罩壁厚>圆筒罩外径>圆筒罩高度，其中，改变圆筒形辅助药型罩高度对射流的动能影响最小，而装药密度对射流动能影响最大。射流动能随各因素的变化趋势如图3—图6所示。

图3 圆筒罩高度对射流动能的影响曲线Fig.3 The effect of cylinder liner height on jet flow energy

图4 圆筒罩外径对射流动能的影响曲线Fig.4 The influence of the outer diameter of the cylinder liner on the jet flow energy

图5 药型罩壁厚对射流动能的影响曲线Fig.5 The influence of the wall thickness of the liner on the jet flow energy

图6 装药密度对射流动能的影响曲线Fig.6 Effect of charge density on jet flow energy

由图3—图6可知，射流动能随圆筒罩高度的增加而增加；随圆筒罩外径的增加，射流动能先增加后减小；随壁厚的增加射流动能先增加后减小；随装药密度的增加射流动能减小，药型罩密度为1.89 g·cm与1.90 g·cm时，射流动能相差不大；若需使射流具有较高的动能，我们需着重考虑装药密度、圆筒罩与半球罩壁厚这2个因素。

在上述25种方案中，方案12、20、23的射流动能较高，均接近于1.9×10μJ，射流成型性能较好。

4.2 侵彻靶板数值模拟

为了对射流的侵彻性能进一步分析，对方案12、20、23中射流穿靶过程进行数值模拟，改变炸高，药型罩其他参数不变，建立方案26～34，如表7所示。射流侵彻靶板结果如表8所示。

表8中，为第1层靶的前扩孔口径，为第1层靶的后扩孔口径，为第10层靶的前扩孔口径，为第10层靶的后扩孔口径，为射流侵彻10层靶板后的头部最高速度。

方案26、29、30中射流未穿过第10层靶板，侵彻性能较差；方案27、28、31、32中射流速度较低，方案33、34中射流速度较高。

同一参数下，炸高=3时的射流速度，低于=4与=5时的射流速度；方案32～34中射流速度高于方案26～31中射流速度。侵彻靶板如图7所示。

观察图7、表8中靶板孔径分布情况，方案26～28中=5时，10层靶板前、后扩孔口径较大；方案29～31中，第1层靶板的前扩孔口径相较于其他方案较大，=5时，射流穿过10层靶板；方案32～34中射流均穿过10层靶板，且=4与=5时靶板前、后扩孔口径相差不大。

方案26～31中，间隔靶板孔径前后相差较大，分布不均匀，方案32～34中，间隔靶板孔径大小相差不大，排布较为均匀。

综上所述，射流侵彻靶板时，方案33中10层间隔靶前、后孔径较大，孔径大小较为均匀，射流连续且穿靶后，头部速度较高，对于间隔靶板的侵彻性能较强。

表7 射流侵彻靶板方案Table 7 Jet penetrating target plan

表8 射流侵彻靶板结果Table 8 Jet penetrating the target plate result

图7 侵彻靶板示意图Fig.7 Penetration target diagram

5 结论

对带圆筒形辅助药型罩的半球罩所形成的射流进行了数值模拟，用正交优化选出了射流成型性能较好的方案，分别为方案12、20、23，对这3种方案设计不同炸高，对射流的侵彻性能进行对比，得出以下结论：

1) 4个因素中，对射流头部速度影响的排列顺序为：装药密度>半球罩与圆筒罩壁厚>圆筒罩外径>圆筒罩高度。

2) 正交表中，方案12、20、23中射流成型性能较好，射流头部速度较高，有效长度较大。

3) 当圆筒罩高度=40 mm、圆筒罩外径=30 mm、半球罩与圆筒罩壁厚=1.4 mm、装药密度=1.80 g/cm、炸高=4时，射流的头部速度较高，对间隔靶板的扩孔口径较大，侵彻性能较强。