聚能破甲戰斗部頭螺凹槽結構

許 冉，徐蓬朝，黃惠東，牛鵬俊，胡建民

（1.西安機電信息技術研究所，陜西 西安710065；2.空軍駐西北地區代表室，陜西 西安710065）

0 引言

隨著成型裝藥技術在工程的廣泛應用，反坦克破甲彈為各兵種普遍裝備，成為當代戰場上不可或缺的彈種之一，其高瞬發度引信也已相當成熟。但是，隨著坦克防護技術的不斷提高，特別是近二十年來反應裝甲的普遍采用，大大提高了裝甲目標的防護性能。經研究對比分析，高速破甲彈打擊帶反應裝甲的坦克目標最切實可行的是“穿-破”方案［1］。其穿破機理為：采用直徑較小的高強度頭部結構，擊穿反應裝甲后實現頭部開關閉合，底部引信適時起爆彈丸，形成高溫高速的金屬射流，射流通過彈丸頭螺內腔通道，避免引爆反應裝甲爆炸的干擾，從而實現對主裝甲板的毀傷。

為了實現對反應裝甲的有效穿破，只能采用小直徑的桿形頭螺，否則會擊爆反應裝甲。小直徑的桿形頭螺，強度較低，為了增加頭螺的強度，一般需要增加頭螺的壁厚［2］，這在外形尺寸受限的情況下會使得頭螺的內腔尺寸變小，射流通道狹窄，射流經過內腔通道時的損失較大，嚴重影響了破甲的威力。本文針對此問題，提出了聚能破甲戰斗部頭螺凹槽結構。

1 破甲原理及影響戰斗部破甲威力的因素

聚能破甲戰斗部的作用原理主要是采用成型裝藥爆炸產生的“聚能效應”（亦稱作“空心效應”），壓垮裝藥內襯有的金屬藥型罩，金屬罩變形并在軸線處發生碰撞，在碰撞高壓作用下，形成一股連續的高溫、高壓、高速金屬射流，從而侵徹直至穿透裝甲［2］。在實際作戰中，為了更有效地摧毀敵人的坦克等裝甲目標，要求聚能破甲戰斗部具有良好的破甲效果，其中包括破甲深度、后效作用以及破甲的穩定性等。

影響破甲作用的因素是多方面的，如：目標披掛的反應裝甲，戰斗部的裝藥量，炸高的大小，其藥型罩的形狀、壁厚和材料，聚能裝藥的種類和密度，射流通道的大小，零部件的制造和裝配精度，聚能裝藥戰斗部旋轉速度和命中角度以及目標裝甲的結構特性等。本文只針對一種反應裝甲和射流通道的大小來開展工作。

1.1 反應裝甲對破甲威力的影響

由于反應裝甲可以有效地減少破甲彈的動破甲威力，各國紛紛將所裝備的坦克披掛上反應裝甲。反應裝甲一般由兩塊金屬薄板和一塊炸藥板組成，圖1是它干擾射流的示意圖。當反應裝甲被射流引爆后，兩塊金屬薄板將向相反的方向飛散，與射流發生碰撞，使射流受到干擾，進而降低戰斗部的破甲效果。

圖1 反應裝甲對射流干擾示意圖Fig.1 Schematic diagram of reactive armor disturbing jet

1.2 射流通道對破甲威力的影響

聚能破甲戰斗部在采用“穿-破”方案打擊披掛反應裝甲目標時，為了擊穿反應裝甲而不引爆它，一般均采用強度較高且直徑較小的引信帽和彈體頭螺。高強度、高韌性的引信帽可以使得戰斗部頭螺在擊穿反應裝甲過程中碰合開關延遲閉合，保證聚能裝藥戰斗部的有利炸高。

在外形尺寸與加工材料一定的情況下，設計人員可以通過增加壁厚來提高引信帽和彈體頭螺的強度。但這種做法會使得頭螺內腔的徑向尺寸減小，射流通道變窄。高速金屬射流在拉長的過程中遇到徑向尺寸較小的頭螺內腔通道時，大直徑的初期射流和部分與通道不同軸的離散射流會因沖擊頭螺內腔而損失掉，會出現射流變細甚至射流斷裂的情況。

射流斷裂后在斷裂擾動和氣動力矩的作用下，離散的射流段將會出現擺動甚至翻轉，且當各段射流微元間斷地沖擊靶板時，前一段射流所造成的靶板加載和卸載將影響到后一段射流的侵徹運動，即后繼射流要在硬化的彈坑上重新“開坑”，要消耗額外的能量，故而射流斷裂后，侵徹能力將大為下降［3-4］。

2 聚能破甲戰斗部頭螺凹槽結構

聚能破甲戰斗部的藥型罩錐角、藥型罩厚度、殼體厚度、炸高和裝藥長度對聚能射流侵徹效能有著有規律的影響。在戰斗部外形尺寸和重量一定的情況下，存在一個最佳的藥型罩厚度、殼體厚度、炸高和藥柱長度。因此，當聚能破甲戰斗部處于最佳設計的狀態時，只能通過減小射流損失進一步提高破甲威力，而優化戰斗部頭螺通道的設計可以有效減少射流損失。

為了優化該戰斗部的射流通道，本文提出在彈體頭螺桿形部周向均布預制8條寬3mm，深3mm的凹槽，并且這種結構設計能夠滿足頭螺穿破反應裝甲的強度需求。當該破甲戰斗部彈丸以900m／s的速度打擊鋼裝甲目標時，彈丸頭螺部分在侵徹應力和熱應力的作用下沿預制凹槽的薄弱環節呈喇叭狀分瓣發散裂開，射流通道徑向擴大，有效解決了頭螺通道過窄阻塞部分射流通過的現象，從而加大了該破甲戰斗部對鋼裝甲目標的毀傷。原戰斗部頭螺結構圖與凹槽戰斗部頭螺的三維模型圖如圖2、圖3所示。

圖2 原戰斗部頭螺結構Fig.2 The original structure of warhead

圖3 凹槽戰斗部頭螺模型Fig.3 The groove structure of warhead model

3 戰斗部頭螺凹槽結構的仿真驗證

非線性有限元ANSYS／LS-DYNA 軟件可以求解材料在高溫、高壓及高應變率下的大變形等復雜的力學問題。針對本文的研究問題，建立相應的本構模型，進行凹槽頭螺強度仿真與聚能破甲戰斗部靜破甲仿真。

炸藥材料采用高能炸藥材料模型和JWL 狀態方程描述，JWL狀態方程精確地描述了在爆炸驅動過程中爆轟氣體產物的壓力、體積、能量特性，JWL狀態方程的表達式：

其中：A，B，R1，R2和E 為 輸 入 參 數，E 為 初 始 比內能。

藥型罩材料采用Johnson-cook 材料模型和Gruneisen狀態方程；空氣介質采用空氣材料模型和線性多項式狀態方程描述，而靶板采用流體彈塑性材料模型和Gruneisen狀態方程，其具體參數在K 文件里可顯示［5］。

3.1 凹槽頭螺強度仿真及校核

為了擊穿反應裝甲，該聚能戰斗部原頭螺采用了35CrMnSiA，引信帽采用30CrMnSiNi2A，并調質處理。熱處理后，合金鋼中馬氏體量明顯增加，σb可達1 650～1 746 MPa，斷裂韌度和應力腐蝕斷裂韌度大幅度提高［6］。采用凹槽設計的戰斗部頭螺強度肯定會有一定程度的下降，有可能會發生頭螺穿不破反應裝甲的現象，從而影響整個“穿-破”方案的設計實施，因此有必要針對刻槽前后兩種戰斗部頭螺侵徹反應裝甲的過程進行數值仿真計算（此處計算極限情況，侵徹法向傾斜68°的反應裝甲）。彈體頭螺、引信開關、反應裝甲及靶板的材料參數見表1。

由于非正侵徹的對稱性，為了節約計算時間，采用1／2建模，有限元網格使用六面體164單元，計算采用拉格朗日算法。

數值仿真完成后，通過對比圖4和圖5我們可以發現，兩種戰斗部頭螺都能夠有效穿破反應裝甲，實現引信開關的閉合，并且兩種頭螺內腔均沒有發生明顯的形變。上述情況表明，凹槽結構設計不影響戰頭部頭螺對反應裝甲的穿破功能。

圖4 原頭螺穿破反應裝甲圖Fig.4 The original missile worn out reactive armor

圖5 凹槽頭螺穿破反應裝甲圖Fig.5 The groove structure missile worn out reactive armor

3.2 戰斗部靜破甲試驗仿真

為了驗證凹槽設計技術對該破甲戰斗部破甲威力的影響，決定利用ANSYS／LS-DYNA 有限元分析軟件對該戰斗部在靜態條件下垂直侵徹鋼靶進行數值模擬仿真計算，戰斗部靜破甲的“彈-靶”模型和網格劃分如圖6所示。由于在“穿-破”方案中，反應裝甲被彈體頭螺穿破而沒有發生爆炸，因此它對前后兩種戰斗部破甲威力的影響是一致的。為了減少仿真計算時間，此處的戰斗部靜破甲仿真不包含反應裝甲。前期的炮擊試驗表明，原頭螺的戰斗部可以穿透180mm 厚的鋼靶，并且還有平均3層的后效（見表2）。為了便于定性的分析頭螺凹槽結構的實用效果，本文在模擬仿真中將鋼靶加厚，厚度設置為220mm，觀察兩種頭螺的戰斗部針對這種厚度的靶板所能侵徹的深度。

針對模型具有的軸對稱結構建立1／4模型，有限元網格使用六面體164單元，計算采用流固耦合算法，其中，炸藥、藥性罩采用ALE 算法，并建立了射流的空氣通道。彈體頭螺、引信開關及靶板等采用拉格朗日算法。

通過圖7、圖8 對比可以發現：同樣在T=506時刻，由于原戰斗部頭螺內腔尺寸狹小，尤其是與引信帽連接的口部急劇收縮，導致經過的金屬射流在此處斷開，無法得到有效的拉伸，只有前期少量射流通過，而后期的大部分射流會受到損失，不能夠完全發揮戰斗部的威力。此時的頭螺如圖9所示，頭螺口部只發生鼓包，射流通道沒有擴大；采用凹槽結構的頭螺在金屬射流熱應力的作用下，口部沿著凹槽方向呈喇叭狀發散裂開，形狀如圖10所示，射流通道擴大，金屬射流得到有效的拉伸，射流幾乎沒有損失，可以完全發揮戰斗部的威力。對比仿真試驗后的靶板圖11、圖12可以看到原戰斗部射流在靶板上的開孔尺寸小、穿深淺，沒有將靶板打透，而采用頭螺凹槽結構設計的戰斗部射流開孔尺寸較大，能夠將靶板打透，破甲威力得到明顯提升。通過仿真試驗說明頭螺凹槽結構可以有效地提高該戰斗部的破甲威力。

圖6 靜破甲“彈-靶”模型網格圖Fig.6 Static penetration “missile-target”model in grid graphs

圖7 原頭螺靜破甲仿真射流圖Fig.7 The original static penetration warhead simulation jet

圖8 凹槽頭螺靜破甲仿真射流圖Fig.8 The groove structure of warhead simulation jet

圖9 靜爆仿真后的原頭螺圖片Fig.9 The static explosion simulation of the original warhead

圖10 靜爆仿真后的凹槽頭螺圖片Fig.10 The static explosion simulation of the groove structure warhead

圖11 原頭螺靜爆仿真后靶板圖片Fig.11 The original warhead explosion target panel after simulation

圖12 凹槽頭螺靜爆仿真后的靶板圖片Fig.12 The groove structure warhead explosion target panel after simulation

4 動態炮射試驗驗證

為了驗證該頭螺凹槽結構的實用有效性，分別用原頭螺戰斗部10發，凹槽頭螺戰斗部10發針對厚180mm 鋼靶進行動破甲試驗，后效靶為10層，厚10mm Q235鋼板，試驗結果如表2。

為了進一步驗證凹槽結構戰斗部對主靶的毀傷能力，分別用原頭螺戰斗部2發，凹槽頭螺戰斗部2發對厚220mm 鋼靶進行動破甲試驗，試驗結果如表3。

結果分析：通常破甲戰斗部的威力試驗都采用取試驗數據平均值的方法來考核試驗結果，由表2可以看出，對于180mm 厚鋼靶，兩種頭螺結構的戰斗部均可穿透主靶，但是原頭螺結構的平均后效層數只達到3層，而凹槽頭螺結構的平均后效層數可達6.2層，凹槽頭螺結構提高了對后效靶的毀傷效果。試驗結果中序號8的凹槽頭螺結構戰斗部后效只有3層，比序號1、序號6和序號8的原頭螺戰斗部的后效層數少，這種個別現象可能是由于戰斗部裝藥及加工工藝的散差造成的。表3 表明：對于220mm 厚鋼靶，2發原頭螺結構戰斗部都不能穿透主靶，而凹槽頭螺結構的2發都穿透了主靶，說明凹槽頭螺結構確實能夠提高聚能效果，從趨勢看使原聚能戰斗部具備了打擊220mm 厚鋼靶的能力。但是由于試驗數量較少，其破甲穩定性還有待于進一步考核驗證。

凹槽結構只是在原戰斗部頭螺的桿形部銑制8條豎直方槽，結構加工過程簡單，工藝性好，成本低，并且能夠有效提高戰斗部的破甲威力，可以在采用小直徑桿形頭螺的破甲戰斗部中推廣使用。

表2 兩種頭螺戰斗部對180mm鋼靶動破甲試驗結果Tab.2 Two kinds of warhead on 180mm steel target penetration test results

表3 兩種頭螺戰斗部對220mm鋼靶動破甲試驗結果Tab.3 Two kinds of warhead on 220mm steel target penetration test results

5 結論

本文提出了在聚能破甲戰斗部頭螺桿形部預制凹槽結構，利用破甲過程中凹槽的形變擴大頭螺內腔口部尺寸，改善了射流通道的通透性，使得高速射流能夠穩定地通過頭螺內腔。經仿真與試驗驗證表明該方法能夠有效增加聚能戰斗部的動破甲威力，使得戰斗部穿透厚180mm 的鋼靶后，后效靶的平均穿透數由3層提高到6.2層，并且具備打擊220 mm 厚鋼靶的能力，方法簡單，實用性強。

聚能破甲戰斗部的頭螺結構有多種類型，本文只選取了一種進行改進分析，至于凹槽結構設計是否也適用于其他類型的戰斗部頭螺，有待于證實。另外，文中只針對8條豎直方形凹槽結構的頭螺進行了仿真計算和動破甲試驗，到底用多少條凹槽、用何種形式的凹槽才是最優設計，在后續的研究中還將進行進一步的試驗和驗證。

［1］胡建民，劉璞，許冉.引戰強度一體化設計提高高速破甲彈穿破威力［C］／／2009 年度二一二所論文集.西安：西安機電信息技術研究所，2009.

［2］梁鵬程，王中偉，江振宇，等.聚能破甲戰斗部參數建模技術研究［J］.彈箭與制導學報，2007（3）：119-122.

［3］張國偉.終點效應及其應用技術［M］.北京：國防工業出版社，2006.

［4］鄭平泰，楊濤，秦子增，等.射流侵徹混凝土介質數值模擬及影響因素研究［J］.彈箭與制導學報，2007（4）：114-118.

［5］章媛，茍瑞君.線型聚能裝藥射流形成及侵徹靶板的數值模擬［J］.彈箭與制導學報，2007（4）：142-144.

［6］李泉華 .熱處理實用技術［M］.北京：機械工業出版社，2006.