新型雙層反應裝甲金屬板運動分析與研究

侯 輝,姚文進,李文彬,鄭 宇

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 290014)

新型雙層反應裝甲金屬板運動分析與研究

侯 輝,姚文進,李文彬,鄭 宇

(南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 290014)

為了有效打擊帶蓋板和隔板雙層反應裝甲的目標,對反應裝甲起爆后各金屬板的運動規律進行了研究,確定了金屬板的飛散對射流造成的干擾。通過理論分析金屬板的運動,建立反應裝甲的運動模型,然后用LS-DYNA進行仿真得到了各金屬板速度-時間曲線和位移-時間曲線,并進一步分析了金屬板的運動規律。仿真結果表明,針對實戰中聚能戰斗部侵徹坦克披掛的反應裝甲的法線角一般在60°以上,得到此時反應裝甲的作用場時間約為600 μs,則串聯戰斗部后級延遲時間應大于600 μs才能避免飛板對后級射流的影響。

爆炸力學;爆炸反應裝甲;金屬板飛散運動;數值仿真

1970年,Held M發明了爆炸反應裝甲,之后爆炸反應裝甲的相關技術不斷發展,其防護能力也已經被所有國家認同,成為世界各國裝甲目標的主要防護手段[1]。試驗研究表明:單層爆炸反應裝甲結構有效抵抗破甲彈的效率約為70%～90%,抵抗穿甲彈的效率約為30%左右;而對于雙層反應裝甲結構來說,有效抵抗破甲彈的效率約為95%,穿甲彈為60%～70%左右,而帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲防護效果更為顯著。近些年來,眾多國內外學者也對反應裝甲進行了比較深入的研究。Mayseless M等[2]以對射流與金屬板的相互作用試驗研究為基礎提出 “卵石干擾模型”。夏松林等[3]將射流引爆平行雙層反應裝甲的過程分為中間兩金屬板碰撞前和碰撞后2個階段,分別按射流與單層反應裝甲作用計算,并根據金屬板運動規律得到中間兩金屬板的碰撞時間。吳成等[4]采用數值模擬方法計算得到第一代爆炸反應裝甲起爆后各金屬板的運動過程。沈曉軍等[5]按金屬板三維飛散條件對金屬板的運動過程進行簡化,建立了金屬板飛散的計算模型,并通過試驗驗證了所建數學模型的合理性。黃正祥等[6]采用數值仿真的方式,初步分析了起爆點不同的條件下不帶蓋板和隔板的雙層平行反應裝甲被引爆后各飛板的運動規律,然后通過實驗驗證了模擬計算的合理性。Koch A等[7]研究了射流侵徹法線角變化時反應裝甲的起爆判據值的變化,通過大量實驗,獲得了射流在不同法線角下侵徹反應裝甲所對應的起爆判據值。Rosenberg Z等[8]采用數值模擬的方法研究了射流垂直侵徹反應裝甲的過程,得出以下結論:當射流撞擊反應裝甲金屬板速度較大時,運動的金屬板對射流的干擾也會更明顯;夾層裝藥的厚度越大,被引爆后的威力也會越強,運動金屬板對射流的干擾也越大。目前,國內外對雙層爆炸反應裝甲飛板運動的研究比較少,針對帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲的研究更是幾乎沒有,而飛板的運動規律是研究后級射流與反應裝甲作用的基礎。

本文對射流侵徹帶蓋板和隔板的反應裝甲及飛板運動進行了理論分析和仿真研究,得到了帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲飛板運動的速度-時間曲線,進一步分析各板運動規律,得到反應裝甲作用場持續時間,進而為串聯聚能戰斗部的延遲時間設計提供參考。

1 帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲模型及金屬板運動分析

1.1 帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲模型

本文研究的帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲結構如圖1所示,自上往下分別為蓋板、上層反應裝甲、隔板、下層反應裝甲,蓋板材料為裝甲鋼,厚度為15 mm,蓋板與上層反應裝甲間距為15 mm,反應裝甲為4/7/4結構,上層反應裝甲與隔板、隔板與下層反應裝甲間距均為10 mm,各板的材料及炸藥參數后面再做詳細說明。聚能戰斗部斜侵徹反應裝甲,彈軸線與法線方向的夾角為法線角。

1.2 帶蓋板和隔板的雙層反應裝甲金屬板運動分析

射流與雙層反應裝甲的整個作用過程比較復雜,其過程涉及到炸藥爆轟,金屬板的飛散、碰撞等。

首先,上層反應裝甲起爆,3板和4板首先發生碰撞,且碰撞后兩塊板會粘結在一起,共同繼續向下運動,速度為v34,由動量定理可以得到[9]:

I3S+m3v3=(m3+m4)v34

(1)

I3=A(2me1)2/3(QV/QTNT)1/2/Z34

(2)

式中:Z34為3、4板碰撞時3板的運動距離，即3板與4板靜止時的距離。

然后,在下層反應裝甲起爆后,面板背板反向飛散,5板與3-4板碰撞并粘結在一起,在下層裝藥作用下,共同向上運動,同樣由動量定理可得[9]:

(3)

(4)

(5)

其他各板的運動速度同樣可由動量定理推得,。經計算,蓋板和上層面板的最終速度約為362m/s,上層背板、隔板、下層面板的最終速度約為216m/s,下層背板最終貼合在主裝甲表面,幾乎靜止,速度為0。

2 射流侵徹及反應裝甲金屬板運動仿真研究

本文所研究反應裝甲模型較大,直接建模模擬射流侵徹及后續飛板的運動很困難,而且由于反應裝甲模型比較特殊,不能進行縮比仿真。因此,本文將采用分步仿真:首先建立聚能射流戰斗部及反應裝甲仿真模型,進行射流侵徹及引爆反應裝甲的仿真計算,得到兩層反應裝甲最先起爆位置的坐標和起爆時間;然后根據仿真得到的起爆點坐標和起爆時間重新建立反應裝甲模型,在反應裝甲兩層夾層裝藥上設置起爆點及起爆時間進行反應裝甲起爆及金屬板運動仿真。本文侵徹反應裝甲所用聚能戰斗部口徑為100 mm。

2.1 仿真材料模型及參數

本文使用仿真軟件LS-DYNA進行數值仿真。仿真過程中,涉及網格大變形、材料流動問題的聚能侵徹體形成過程都采用ALE算法來計算,炸藥、藥型罩、空氣、反應裝甲夾層裝藥則選用多物質流歐拉算法,反應裝甲結構中的蓋板、隔板、面板及背板等金屬板均選用拉格朗日算法,炸藥、藥型罩、空氣、夾層裝藥與金屬板的相互作用采用流固耦合算法。

主裝藥為8701炸藥,選用高能炸藥材料模型(HIGH_EXPLOSIVE_BURN)和JWL狀態方程。主裝藥參數見表1,表中,ρr為炸藥密度;A,B,R1,R2,ω分別為常數,是炸藥JWL狀態方程中用到的常數;vD為爆速。

藥型罩材料為紫銅,蓋板材料為裝甲鋼,隔板和反應裝甲面板、背板均為45#鋼,采用Johnson-Cook材料模型和Gruneisen狀態方程來描述它們在爆轟波作用下的動力學響應行為。

夾層裝藥采用B炸藥,采用彈塑性模型(ELASTIC_PLASTIC_HYDRO)和點火與增長狀態方程(IGNITION_AND_GROWTH_ OF_REACTION_IN_HE)來共同描述。夾層裝藥參數見表2,表中,ρ0為炸藥密度;r1,r2,a,b均為常數。在相對低的初始壓力(2～3 GPa)條件下,用彈塑性材料模型來計算未反應炸藥參數;在較高壓力條件下,則用JWL狀態方程來計算未反應炸藥狀態參數。

表1 主裝藥材料參數[10]

表2 夾層裝藥參數[10]

2.2 反應裝甲夾層裝藥壓力變化分析

射流能引爆反應裝甲夾層裝藥的原因是射流接觸面板產生高壓力的沖擊波傳至夾層裝藥,或者射流直接接觸夾層裝藥,導致夾層裝藥的局部壓力增大,當壓力超過夾層炸藥的起爆壓力時,夾層裝藥就會被引爆。統計射流剛接觸反應裝甲層時射流與夾層裝藥作用區域網格的壓力,由此就可以得到兩層反應裝甲的起爆時間。本文研究聚能射流侵爆反應裝甲及反應裝甲金屬板飛散的過程,射流侵徹的法線角為10°～60°,圖2為法線角α為20°和60°時夾層炸藥壓力變化曲線。取10 GPa作為炸藥起爆判據,則由圖2可以得到兩層反應裝甲夾層炸藥起爆時間,如表3所示。表中,t1為上層炸藥起爆時間,t2為下層炸藥起爆時間,Δt為時間差。

由表3中數據可知:在同口徑條件下,聚能射流侵徹的法線角增加,射流侵徹等效厚度增大,雙層反應裝甲的各金屬板對射流影響也越來越大,上下兩層反應裝甲夾層裝藥被引爆的間隔時間增加,射流的頭部速度和動能有較大程度的降低。

表3 夾層裝藥起爆時間差

2.3 金屬板運動規律仿真研究

射流在不同法線角條件下引爆反應裝甲后,不同金屬板同時刻的速度雖然有較小的差別,但在整個運動過程中的趨勢大致相同。為了更清楚地說明反應裝甲被射流引爆后各金屬板的運動和相互作用情況,現以聚能射流在60°法線角下引爆反應裝甲后金屬板的速度曲線為例進一步分析,所得速度為相對速度。

聚能戰斗部在0時刻開始起爆,由圖4可知,在60 μs左右時射流引爆反應裝甲,第一層反應裝甲的面板和背板反向飛散,而且在初始階段由于夾層炸藥能量不斷釋放,飛板的速度也不斷增大。背板向下運動碰到隔板,隔板開始向下加速運動而背板開始減速。在80 μs左右,下層反應裝甲被引爆,下層反應裝甲的面板和背板開始反向加速運動,下層裝甲的面板向上加速運動碰到隔板和上層裝甲的背板,但是由于下層反應裝甲夾層裝藥能量不斷釋放,使得下層裝甲面板在接觸隔板后繼續緩慢加速,同時使隔板和上層裝甲的背板向下運動的速度不斷降低,最后跟隨下層面板一起緩慢向上運動。下層背板則向下運動直至碰到主裝甲開始減速到接近靜止。

由圖4可知,在400 μs后各板的速度基本已經穩定下來,都作勻速運動。由仿真結果得,蓋板和上層面板的速度約為324 m/s,上層背板、下層面板、隔板的速度約為185 m/s,下層背板貼合在主裝甲表面,速度為0。幾塊板的速度與第1節理論計算所得相差不大。

圖5為20°和60°法線角侵徹時各板的位移變化曲線。由圖5可知在200 μs后各板的位移-時間曲線為直線,都作勻速運動,而且不同法線角侵徹情況下各板在1 500 μs時的最終位移也基本相同。

表4為各板在1 500 μs時的位移。下層背板向下運動,最終貼合在主裝甲表面,位移很小。在向上運動的各板中,下層反應裝甲面板是最后偏離彈軸線的,所以當下層面板飛離彈軸線時,便可認為所有金屬板均已飛離彈軸線。由位移曲線及各板飛離彈軸線所需位移距離sn，可以得到反應裝甲作用場持續時間,進而可以確定前后級戰斗部的延遲時間tc,如表5所示。

表4 各金屬板最終位移統計表 cm

表5 反應裝甲作用場持續時間表

由表5可知,法線角越小,金屬板飛離彈軸線所需要的位移越大,因此也就需要更長的延遲時間。而在實際戰爭中,聚能戰斗部侵徹坦克所披掛的反應裝甲的法線角一般在60°以上,所以針對本文研究的帶蓋板和隔板的反應裝甲的前后級聚能戰斗部的延遲時間取600 μs左右最為合適。

3 結束語

①利用該模型研究了射流以10°,20°,30°,40°,50°,60°擊中反應裝甲時,金屬板的運動規律,并通過仿真得到了各金屬板的速度-時間曲線,初步分析了飛板的運動規律。

②在實際應用中,聚能戰斗部侵徹坦克披掛的反應裝甲法線角一般在60°以上,此時反應裝甲作用場持續時間約為600 μs,所以要使串聯聚能戰斗部后級射流不受影響,后級聚能戰斗部延遲起爆時間應大于600 μs。

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Analysis and Study on Plates Movement of New Double-layer Explosive Reactive Armor

HOU Hui,YAO Wen-jin,LI Wen-bin,ZHENG Yu

(School of Mechanical Engineering,Nanjing University of Science and Technology,Nanjing 210094,China)

In order to cope with armored target with double-layer explosive-reactive-armor(ERA),the motion of the plates of double-layer ERA was studied,and then the influences of flying plates on jet were obtained.The motion of flying plate was analyzed in theory,and the motion model of flying plate was developed.The simulation was carried out by LS-DYNA,and the speed-time curve and displacement-time curve were obtained,and the flying plate motion-law of double-layer ERA was further analyzed.In actual war,the normal angle of the jet penetrating reactive armor is usually greater than 60°,and the detention time of rear shaped charge should be 600 μs so that the flying plate can’t affect rear jet.

explosion mechanics;explosive reactive armor;flying plate motion;numerical simulation

2017-01-19

侯輝(1991- ),男,碩士研究生,研究方向為彈丸終點效應。E-mail:15952000133@139.com。

姚文進(1981- ),男,副研究員,研究方向為目標毀傷效應及彈丸終點效應。E-mail:njyaowj@163.com。

TJ413

A

1004-499X(2017)02-0034-05