一种异形罩多尾翼EFP成型及其侵彻效能研究

王琪波，印立魁，陈智刚，刘 官，李 波，刘 洋，韦丽金，田石磊

(1 中北大学机电工程学院，山西 太原 030051；2 中北大学智能武器研究院，山西 太原 030051；3 西安机电信息技术研究所，陕西 西安 710065；4 中国兵器工业试验测试研究院，陕西 华阴 714200；5 北方信息控制研究院集团有限公司，江苏 南京 211153；6 晋西工业集团有限责任公司，山西 太原 030027；7 河北第二机械工业有限公司，河北 石家庄 050031)

0 引言

爆炸成型弹丸(简称EFP)是一种速度高、适用炸高长和侵彻后效大的反装甲侵彻体,常应用于末敏弹和灵巧弹药。其飞行稳定性在较长的飞行距离中显得尤为重要,形成带尾翼的爆炸成型弹丸是目前解决EFP飞行稳定性与穿甲威力之间矛盾的一种有效方法[1]。卢永刚等[2]总结出具有良好气动性能及终点弹道性能的弹体形状,如尖拱头部、双裙体等。刘记军[3]指出EFP弹丸头部和尾翼形状对其空中的飞行速度的衰减具有重要影响。侯妮娜等[4]提出要形成具有良好飞行特性的拉长弹丸优先考虑形成星形尾部的弹丸。Liu等[5]发现尾翼结构可有效减少EFP的飞行阻力。

合理设计的翻转型EFP将具有良好的气动稳定外形和外弹道性能,可适合于攻击较远距离的目标[6]。目前可实现对EFP外形控制的方法有多种,时党勇等[7]总结了尾翼EFP形成技术,提出一种贴片方法可形成尾翼EFP。李瑞等[8]分析了三点起爆直径和起爆同步误差对尾翼EFP成型的影响,提出起爆直径越大,形成的EFP长径比和速度越大。丁丰等[9]对六边形壳体的尾翼EFP成型进行了气动数值仿真,得到EFP在不同起爆半径和攻角下的气动参数。刘建青等[10]系统研究了起爆点数量、起爆环直径和装药长径比等结构参数对尾翼EFP成型性能影响规律。左振英等[11]设计了一种贴片结构获得斜置褶皱尾翼的EFP,并可以通过变化贴片参数控制尾翼斜置角度。在前人研究基础上,文中提出一种能形成多尾翼EFP的药型罩结构,并对其控制参数影响展开研究。

1 多尾翼EFP成型

1.1 EFP成型理论

EFP的成型最基本问题就是求出罩上每一点的压垮速度的大小、方向以及罩体的质量分布、罩的总质量和总动量[12]。对EFP的速度,可对聚能装药平行于轴线分解为很多微元,对各微元用非对称平板装药的Gurney模型来估算。因为聚能装药的侧向能量耗散比较严重,并且越远离中轴线炸药能量对EFP动能转化率越低,而Gurney公式没有考虑这种情况,计算值偏高,越远离中轴线偏差越大。

如图1药型罩微元作用示意图,基于Gurney公式[12]计算Vi。

图1 药型罩微元作用示意图Fig.1 Schematic diagram of the action of micro elements in the liner

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1.2 异形罩设计

异形罩在内外径为R,厚度为e的球缺罩(下文称为基准罩)上进行改进,为方便描述,将罩分为中心罩和圆周罩,中心罩与球缺罩中心部分相同,圆周罩局部壁厚比球缺罩外围有所降低,周向为形状周期变化的6块药型罩,其中1块的结构示意图如图2所示,内半径Rd决定中心罩的大小,外半径RD保持不变;圆周罩内径为R1,外径为R,罩底厚度在前30°圆周角内从e平滑过渡到壁厚e1(e≥e1),在后30°圆周角内再逐渐增大到e。参数e1、Rd和R1为变量,e=3 mm和RD=30 mm为定值。

图2 1/6药型罩结构示意图Fig.2 Schematic diagram of the structure of the 1/6 liner

1.3 EFP成型仿真对比

对相同装药和壳体的聚能装药,仅改变罩型(一种为基准罩,一种为异形罩)。装药8701,口径为60 mm,罩顶药高57 mm;壳体45#钢,壁厚1 mm。

1.3.1 有限元模型

利用Truegrid软件采用1∶1结构建立三维有限元模型,如图3所示。炸药、药型罩采用拉格朗日算法,两者间的接触采用自动面-面算法[13]。

图3 异形罩EFP战斗部有限元模型Fig.3 Finite element model of heteromorphic liner EFP warhead

1.3.2 材料参数

数值模型由炸药、药型罩、壳体组成,采用装药顶端中心起爆。由文献[14]结论,药型罩材料用STEINBERG本构模型描述,相关参数见表1。炸药用JWL状态方程和高能炸药燃烧模型(HIGH-EXPLOSIVE-BURN)共同进行描述,相关参数见表2[15]。

表1 药型罩STEINBERG本构模型参数Table 1 STEINBERG constitutive model parameters of liner

表2 炸药材料模型及其JWL状态方程参数Table 2 Parameters of explosive material model and JWL state equation

1.3.3 成型对比

对比表3两种弹丸成型过程,可知弹丸成型为向后翻转型。在0～40 μs,可以看出当爆轰波作用到药型罩后,原模型药型罩变形呈锥形;而尾翼型的药型罩较薄圆周微元速度会高于较厚微元,罩底部周边形成规律的褶皱,褶皱数量和位置与异形罩质量消减处对应;40～60 μs时,原模型药型罩顶部中心速度较高,使药型罩轴向拉伸;尾翼型药型罩罩底部径向收缩,翻折更加明显;60～80 μs时,原模型弹丸形成基本雏形,由于速度梯度差,在弹丸颈部出现收缩现象,尾部出现不规则挤压,形成裙边;同时间段,尾翼型弹丸亦形成雏形,弹丸径向收缩,形成尾翼,且尾部闭合,整体呈“纺锥形”;在80～100 μs时,原模型弹丸尾裙收缩并定型,形成两头大中间小的尾裙式弹丸;尾翼型弹丸尾部中心拉长,成型稳定时,整体呈“水滴形”。

表3 EFP成型过程Table 3 EFP forming process

2 参数影响分析

为探讨圆周罩结构参数(壁厚e1、半径Rd、弧半径R1)对EFP成型的影响规律,引入参量η=e1/e表示圆周罩壁厚厚度最小值比最大值,参量γ=Rd/RD表示中心罩半径比圆周罩半径,参量λ=R1/R表示中心罩圆弧半径比圆周罩圆弧半径,采用控制变量法进行研究。选取EFP成型后的稳定速度V、长径比k、后掠角θ及密实度N作为衡量EFP的评价指标。为方便描述,定义：如图4所示,密实度N=l1/l,密实度越大,EFP侵彻性能越好,然而密实度过大会导致重心靠后,使飞行不稳定[16];后掠角θ可在一定程度上表征尾翼所产生阻力大小,θ越小,越接近平直翼,产生的阻力越大。因此,以V,k为威力特性指标,以N和θ为气动特性指标进行讨论。

图4 弹丸半剖图Fig.4 Semi-sectional view of projectile

2.1 圆弧半径比λ对EFP成型影响

选取γ=0.50,η=0.67,EFP弹丸成型随相对弧半径 变化,各多尾翼EFP成型的侧视图和主视图如图5所示。

图5 不同λ时EFP成型图Fig.5 EFP forming diagram with different λ

随着λ的变化,弹丸成型体型变化较大。当其弧半径较小时,弹丸有形成“多弹头”弹丸趋势,弹丸轴向压缩。随着半径增大,弹丸明显由扁平型转为瘦长型,成型趋向于“单弹头”弹丸,其弹丸头部基本为六边形。

由图6和图7可知,随着λ增大,V和N呈递减趋势,总降幅分别为8.65%、60.51%;k和θ呈递增趋势,增幅分别为174.78%、39.78%。通过以上数据可知,在λ<0.67时,弹丸具有较高的速度和密实度,其弹体较短,后掠角较小,飞行阻力较大;当λ继续增大时,速度和密实度缓慢降低,长径比和后掠角增大,随之各项特性趋于稳定。

图6 V,k随λ变化图Fig.6 Variation of V and k with λ

图7 N,θ随λ变化图Fig.7 Variation of N and θ with λ

结合图5弹形变化,λ<0.67时,其长径比小于1,密实度达85%,形成的弹丸较为短粗,且头部有多个鼓起弹头,可知其弹丸成型较差,不适合远距离飞行;当λ>0.67时,弹丸逐渐拉长,弹丸速度和密实度降低,尾翼成型效果明显。当λ=1.00时,弹丸呈“水滴形”,适合远距离飞行。

2.2 壁厚比η对EFP成型影响

选取γ=0.50,λ=1.00,EFP弹丸成型随相对壁厚η变化,各多尾翼EFP成型的侧视图和主视图如图8所示。

图8 不同η时EFP成型图Fig.8 EFP forming diagram with different η

对比各EFP成型形态发现,随着变壁厚的增加,尾翼的形态逐渐向尾裙形转变。尾翼由大展弦比向小展弦比过渡,最后收缩为尾裙。尾翼长度所占弹丸比例由72.7%缩减为25.7%。弹丸头部形状由梅花形过渡为六边形,最终为圆形。

由图9和图10可知,随着η增加,V和N降幅分别为5.8%、57.47%;k和θ增幅分别为98.44%、310.14%。可知在等药量情况下,随着η的增加,药型罩质量越大,弹丸整体速度越低,长径比越大;当弹丸相对轴向拉长时,其质心向后移动,密实度降低,其尾翼也随之向尾部靠拢,后掠角变大。

图9 V,k随η变化图Fig.9 Variation of V and k with η

图10 N,θ随η变化图Fig.10 Variation of N and θ with η

结合图8弹形变化可知,当η较小时,药型罩圆周上的厚度相差较大,造成薄厚微元的速度差较大,所形成尾翼的幅度更大,会产生较大阻力;同时弹丸的轴向压缩,使得弹丸整体质量向前堆积,会影响弹丸飞行的稳定性。当η增大时,尾翼明显向弹轴方向靠拢,且弹丸轴向拉长,由“纺锥形”向“水滴形”过渡;当η>0.67时,弹丸颈部出现了收缩现象,其会使弹丸在高速飞行时,尾部产生二次激波;当η=1时,弹丸成型即为普通尾裙式弹丸。

2.3 半径比γ对EFP成型影响

选取η=0.67,λ=1.00,EFP弹丸成型随相对半径γ变化,各多尾翼EFP成型的侧视图和主视图如图11所示。

图11 不同γ时EFP成型图Fig.11 EFP forming diagram at different γ

观察图11可知在γ变化时,弹丸均为小展弦比。随着半径γ增大,尾翼翼尖位置向尾部偏移,随之弹丸颈部出现收缩现象。弹丸头部也由具有明显沟壑向表面光滑转变。从其弹丸主视图可以看出,其成型同样从梅花形转变为六边形和圆形,不同之处是其弹丸颈部控制最大外轮廓。

由图12和图13可知,随着γ的增大,V,N和θ降幅分别为5.29%、34.62%和5.33%;k增幅为23.06%。通过以上数据,可知γ的变化对于弹丸的速度和后掠角没有很大影响;在γ>0.50时,弹丸的长径比出现了陡增,同时其密实度出现了骤降现象。

图12 V,k随γ变化图Fig.12 Variation of V and k with γ

图13 N,θ随γ变化图Fig.13 Variation of N and θ with γ

结合图11弹形变化,γ的变化对弹丸整体成型并没有明显的改变。当γ较小时,弹丸定型后,尾部具有明显的拉长尖角,且尾翼之间的沟壑十分明显,此时弹丸的密实度较高;当γ>0.50时,弹丸头部逐渐圆滑,长径比增大,弹丸颈部收缩,翼尖位置向尾部偏移。

2.4 各因素影响程度分析

通过控制λ,η,γ三个因素,得到弹丸成型相关数据,进行标准化处理和回归分析,各因素影响程度如图14所示。

图14 各因素影响分析图Fig.14 Analysis chart of the impact of various factors

对于弹丸速度V,η,γ,λ对其均有较大影响,影响程度η>γ>λ;对于弹丸长径比k,影响程度η>λ>γ;对于后掠角θ,影响程度η>λ>γ;对于密实度N,γ的影响大于η和λ。由此可知,对于弹丸威力特性,应主要考虑η取值;对于弹丸气动特性应主要考虑γ取值。

为方便评估弹丸的威力和气动特性,以长径比k>1.5、密实度N>35%为标准对λ筛选,则以λ=1.00基础弹丸进行筛选。记弹丸速度v、长径比k、密实度N和后掠角θ归一化后的数值分别为Wv,Wk,WN和Wθ(见表4、表5),由于弹丸侵彻能力往往需要速度和长径比越大越好,则以Wv与Wk之和为弹丸威力特性E1对η筛选;对于密实度和后掠角而言,两者同时增大时,弹丸重心越靠后,不利于弹丸的气动分布,则以WN与Wθ之差为弹丸气动特性E2对γ筛选。经过筛选以λ=1.00,η=0.67,γ=0.50为选定弹型参数。

表4 参量η分析表Table 4 Analysis table of parameter η

表5 参量γ分析表Table 5 Analysis table of parameter γ

3 EFP侵彻性能对比

3.1 破片产生机理

常规EFP侵彻体与靶板作用时,头部密实区与靶板发生塑性侵彻,在法向冲击和径向挤压作用下,靶板正面出现翻边且孔径向外扩张,靶板背部不受影响;随着侵彻体头部能量传递,与靶板发生剪切作用,产生环形剪切带;进而侵彻体颈部和尾部沿剪切带作用,形成冲塞体并飞出。

文中异型侵彻体在靶板上的作用区域为六边形,靶板的剪切带受迫运动过程中在六边形顶点处由于应力集中先发生断裂,裂纹贯通将靶板的冲塞分裂为较多破片。

为分析该尾翼EFP的侵彻性能及靶板后效特性,综合考虑弹丸的气动特性和威力特性,选取参数为γ=0.50、η=0.67、λ=1.00的多尾翼EFP和原模型EFP以稳定成型速度正侵彻20 mm厚45#钢靶板进行对比分析,记原模型EFP侵彻靶板和多尾翼EFP侵彻靶板分别为靶-Ⅰ和靶-Ⅱ,侵彻体参量如表6所示。

表6 侵彻体参量Table 6 Penetrator parameter

3.2 靶板侵彻分析

将两靶板被侵彻情况汇于表7,观察可得：两靶板均被贯穿,靶-Ⅰ正面形成圆形翻边,孔道向下有收缩趋势,靶板背面出现隆起和翘边,靶后有较大冲塞体。靶-Ⅱ正面形成六边形翻边,孔道基本准直,靶板背面隆起并粘连部分大破片。

表7 靶板视图表Table 7 Target plate view table

对两靶板上孔径进行测量,如图15所示。经计算,异型侵彻体开孔翻边降低了0.78%,通孔孔径提高了19.24%,出孔孔径提高了12.66%。两靶板正面均形成较大直径翻边,由于45#钢强度较低,塑性变形较强,靶板背部分别产生3.87 mm和5.16 mm的隆起。

图15 靶板孔径尺寸图Fig.15 Size diagram of target plate aperture

3.3 靶后破片分析

由于基准型侵彻体侵彻威力较差,靶后破片仅有一块较大冲塞体,而异型侵彻体靶后产生较多破片,统计两靶板后破片基本参数,如表8所示。

表8 靶后破片统计表Table 8 Statistical table of fragments behind the target

由表8可知,异型体的后效特性优于基准型,因此针对靶-Ⅱ后的破片分布展开讨论,如图16(a)所示,其靶后有较大成形破片产生,且飞散方向主要沿六边形法线方向,破片飞散角约为50.6°。对于较小破片颗粒,采用FEM-SPH自适应算法,将靶板失效实体转化为光滑粒子,其未成形破片颗粒分布如图16(b)所示,靶后破片云整体呈椭圆形,长短轴之比约为1.47,头部为EFP残余,速度较高;中部为破碎的靶板颗粒,前后速度梯度差较大;尾部为较大成形破片,速度最低且有部分和靶板粘连,云图分布与文献[17]试验一致。

图16 靶后破片图 Fig.16 Fragments behind target

4 结论

对三维药型罩的结构参数η,γ,λ进行讨论,以EFP的威力特性和气动特性为指标,分析其对EFP成型的影响规律,得出结论：

1)提出的异形罩能可靠形成带尾翼的EFP。对于异形罩的成型：其参量λ控制弹丸从“多弹头”向“单弹头”形态转化;η控制尾翼的形成位置和大小;γ控制翼尖位置。通过因素影响程度分析可知,对于弹丸威力特性,η为主要影响因素;对于弹丸气动特性,γ为主要影响因素。

2)EFP的速度和密实度随η,γ,λ的增大而减小;长径比随之增大而增大;后掠角与γ呈负相关,与γ和η呈正相关。

3)对比基准型EFP和异型EFP的侵彻能力和后效特性,并对其破片产生机理进行了分析。异型EFP提高了侵彻通径19.24%,且其靶板破片数量更多,侵彻后效更大。