W型、N型反應裝甲對聚能射流干擾性能研究

呂竹文，吳 越，付建平，任 凱

(1.中北大學 機電工程學院，山西 太原 030051；2.中北大學 地下目標毀傷技術國防重點學科實驗室，山西 太原 030051)

聚能射流的侵徹能力很強[1]，是目前對主戰坦克最具威脅性的侵徹體。因此，多年來裝甲設計者希望找到能夠使射流侵徹能力降低的防護手段。目前，在裝甲防護中采用較多的防護手段是在裝甲表面增加其他結構(如反應裝甲和復合裝甲等)，即所謂的附加裝甲[1]。這些附加裝甲能夠使射流減速、侵蝕、破碎和偏轉等[2]，從而降低射流侵徹能力。

最典型的附加裝甲有主動反應裝甲、被動反應裝甲和復合裝甲等。主動反應裝甲通過驅動金屬板與射流直接碰撞(爆炸反應裝甲)或在距離裝甲車輛一定距離處碰撞(主動裝甲或電磁驅動裝甲)，來降低射流侵徹能力，達到防護的目的。被動反應裝甲和復合裝甲主要采用高強度材料和特殊的幾何設計來對付聚能射流侵徹。

爆炸反應裝甲由兩層相對較薄的鋼板和一層夾層炸藥組成(稱作“三明治”結構)[3]。通常情況下，在主戰坦克裝甲上布置不止一層反應裝甲盒，但是如果在一個反應裝甲盒內，有3層“三明治”單元，就可以提高單個反應裝甲盒抗擊射流的能力。當聚能射流的入射角度分別為45°、90°時，使用ANSYS/LS-DYNA前處理建立聚能射流侵徹W型、N型3層爆炸反應裝甲模型，通過數值模擬，對比分析兩種布置方式對聚能射流的干擾能力，為多層爆炸反應裝甲組合優化提供一定的參考。

1 構建數值模擬模型

在雙層爆炸反應裝甲中，通常有兩種布置方式，即平行反應裝甲和楔形反應裝甲。文獻[4]得出結論：雙層平行反應裝甲干擾射流效率高于楔形反應裝甲，但是在實際應用過程中，雙層平行反應裝甲存在一個致命的缺陷，就是當聚能射流與反應裝甲垂直作用時，反應裝甲的干擾能力會急劇下降，而雙層楔形反應裝甲則不存在這一問題。在此基礎上，設計了W型、N型3層爆炸反應裝甲組合。文獻[4]指出對于雙層爆炸反應裝甲，其干擾能力還與上下兩層爆炸反應裝甲的夾角有關，并通過數值模擬得出結論：在夾角<14°時，隨著夾角的增大，射流的侵徹能力呈下降趨勢，但在兩組件夾角>19°后，反應裝甲夾角變化對殘余射流的侵徹深度影響并不敏感。因此，在文中的數值模擬模型中，3層反應裝甲的組件之間的夾角為15°；在W型、N型3層爆炸反應裝甲的組合中，基本組件采用2/4/2結構[5]。W型爆炸反應裝甲布置方式如圖1所示。

1.1 基本假設

聚能射流與爆炸反應裝甲作用的過程十分復雜[6]，涉及到射流引爆夾層炸藥、炸藥爆轟、炸藥的爆轟波干擾射流以及飛板的碰撞運動[7]，而筆者主要是對W型、N型3層爆炸反應裝甲對射流的干擾性能進行研究，做如下假設：

1)聚能射流瞬時引爆夾層炸藥。

2)由于炸藥爆轟后產生的壓力遠遠大于飛板所受的重力和空氣阻力，所以只考慮爆轟壓力。

3)爆炸反應裝甲被引爆后，上層反應裝甲的背板和下層反應裝甲的面板發生完全塑性碰撞，且碰撞瞬時完成，共同飛離彈軸線。

1.2 構建有限元模型

該數值模型為軸對稱結構，為方便計算，建立二分之一模型。利用ANSYS/LS-DYNA進行三維建模，數值模型采用g-mm-μs單位制。數值模型由主裝藥、藥型罩、空氣、爆炸反應裝甲、裝甲鋼靶板等部分組成，其中空氣、主裝藥以及藥型罩3個單元使用歐拉網格進行建模[8]；爆炸反應裝甲以及裝甲鋼靶板單元使用拉格朗日網格進行建模，并且在靶板單元與空氣單元、主裝藥單元、藥型罩單元之間采用ALE算法[9]。通過在ANSYS/LS-DYNA的K文件中使用*CONSTRAINED_LA-GRANGE_IN_SOLID關鍵字實現固體與流體間的耦合。

在數值模擬中，采用直徑為56 mm、高為50 mm標準聚能裝藥，其中，藥型罩的壁厚為1 mm，藥型罩錐角為60°，起爆方式為炸藥頂端起爆[10]。爆炸反應裝甲的面板、背板厚2 mm，炸藥層厚4 mm.為了能夠更好地觀察W型、N型爆炸反應裝甲對聚能射流的干擾能力，在下層反應裝甲下方40 mm處布置長為40 mm、寬為20 mm、高為60 mm的裝甲鋼靶板。圖2為聚能射流與W型、N型爆炸反應裝甲作用的有限元模型。

1.3 本構模型和狀態方程

主裝藥類型為8701炸藥[8]，材料模型為高能炸藥爆轟模型，狀態方程為JWL狀態方程，其基本形式為

p=Fpeos(V,E)，

(1)

(2)

式中：p為任意時刻炸藥單元釋放的壓力；peos為JWL狀態方程的炸藥爆轟產物壓力；F為炸藥燃燒質量分數；V為相對體積；E為單位體積的內能密度；A、B、R1、R2和w為輸入參數。

表1為8701炸藥的本構模型參數。藥型罩材料為紫銅，采用Steinberg材料模型和Gruneisen狀態方程來描述，材料參數如表2、3所示。整個數值模擬過程，限定在一個空氣域內，空氣域的參數如表4所示。

表1 8701炸藥本構模型參數[1]

表2 紫銅藥型罩Steinberg材料模型參數[1]

表3 紫銅藥型罩Gruneisen狀態方程[1]

表4 空氣域材料參數[1]

2 數值模擬結果及分析

2.1 入射角不同，聚能射流侵徹不同布置的反應裝甲

當入射角為45°時，聚能射流與W型、N型爆炸反應裝甲作用過程如圖3、4所示。

圖3、4中，在t= 0 μs時設置炸藥起爆，炸藥爆轟后開始壓垮藥型罩形成射流，射流逐漸拉伸，射流頭部到達上層反應裝甲后開始侵徹，引爆夾層炸藥，在t=42 μs時與上層反應裝甲作用完畢，如圖3、4中(a)所示，射流在與上層反應裝甲作用后，射流的頭部變粗，且出現斷裂；在t=52 μs時，射流與中間層反應裝甲作用完畢，射流頭部分裂成兩部分，且射流因接連與兩層反應裝甲作用，射流已經出現拉長、斷裂的現象；從圖4(c)中可以看出，在與第3層反應裝甲作用后，射流頭部已經斷裂為3部分，而且射流已經開始偏離彈軸線。聚能射流以這種不連續的狀態侵徹裝甲鋼靶板，侵徹能力自然會下降。

當入射角為90°時，聚能射流垂直侵徹W型、N型爆炸反應裝甲作用過程如圖5、6所示。

如圖5(a)、圖6(a)中所示，當聚能射流在垂直侵徹W型、N型反應裝甲的第1層后，射流頭部出現斷裂；在t=46 μs時出現不同，射流在與中間層反應裝甲作用后，在圖5(b)中，射流頭部還是處于斷裂狀態，但在圖6(b)中，后續射流已經增補上；在t=58 μs時，射流頭部穿過第3層反應裝甲，且未出現射流斷裂、偏離彈軸線的情況。

2.2 射流速度對比分析

聚能射流在與上層爆炸反應裝甲作用后，它的侵徹速度開始降低，緊接著與中間層、下層反應裝甲作用，以這種低速狀態，很容易出現射流斷裂，當遇到裝甲鋼靶板時，會再次出現速度衰減，這樣聚能射流的侵徹能力便會大幅度下降。射流的入射角度分別為45°、90°時，與W型、N型反應裝甲作用的速度曲線如圖7所示。

從圖7中可以看出，入射角度為45°時，聚能射流與W型反應裝甲作用后的剩余速度是4條曲線中最低的；聚能射流與N型反應裝甲作用后，在t=120 μs時，出現速度急劇降低，但是經過大約20 μs后，后續射流增補上后，速度逐漸回升，繼續侵徹過程；當聚能射流垂直侵徹W型、N型反應裝甲時，射流速度下降的值小于入射角度為45°時，且射流仍具有較高的侵徹能力，繼續侵徹裝甲鋼靶板。

2.3 射流侵徹靶板對比分析

入射角度為45°和90°時，聚能射流與W型、N型反應裝甲作用后，侵徹裝甲鋼靶板后效圖如圖8所示，其侵徹孔徑與侵徹深度數值如表5所示。

表5 射流侵徹靶板的相關參數

參數入射角度為45°W型N型入射角度為90°W型N型侵徹孔徑/mm31302322侵徹深度/mm1963360

由圖8和表5可以得出，當入射角度為45°時，聚能射流在與W型、N型反應裝甲作用后，射流開始偏離彈軸線，因此在侵徹裝甲鋼靶板時，侵徹孔徑較大，但此時射流的侵徹能力已經較低，因此開孔能力較差；與N型反應裝甲作用后的聚能射流的侵徹能力明顯低于與W型反應裝甲作用后的，這是因為N型反應裝甲的上、下層反應裝甲呈平行布置，當非垂直侵徹雙層反應裝甲時，雙層平行反應裝甲干擾射流效率高于楔形反應裝甲，這與文獻[4]中得出的結論是相同的；當聚能射流垂直侵徹W型、N型反應裝甲后，聚能射流并未出現偏離彈軸線的情況，因此孔徑的直徑較小，但是射流仍具有較高的侵徹能力，侵徹深度大大提高，尤其是與N型反應裝甲作用后，聚能射流貫穿裝甲鋼靶板。在實際應用過程中，雙層平行反應裝甲存在一個致命的缺陷，就是當射流與反應裝甲垂直作用時，反應裝甲的干擾能力會急劇下降，這與文獻[4]中得出的結論是一致的。

3 結論

在數值模擬仿真中，當入射角度為45°、90°時，聚能射流分別與W型、N型反應裝甲作用后，得出以下結論：

1)當入射角度為45°時，N型反應裝甲具有最好的干預射流的能力，與W型反應裝甲相比，干預射流開坑深度能力提高了3.17倍。

2)當垂直侵徹時，W型反應裝甲干預射流的能力明顯高于N型反應裝甲，干預射流開坑深度能力提高了1.81倍。

在實際應用中，大多采用雙層楔形反應裝甲，由于可能出現任意角度的侵徹，對于雙層平行反應裝甲干預射流的良好能力不應放棄。W型反應裝甲的缺點是會增加反應裝甲盒的體積，但是當射流垂直侵徹時，仍具有較好的干預射流的能力；N型反應裝甲不會使反應裝甲盒的體積增加較大，但是N型反應裝甲在面對垂直侵徹時，它的干預能力會大幅度下降，根據文中的數值模擬仿真結果，給出的建議是：把平行反應裝甲盒與楔形反應裝甲盒組合起來使用，同時協調體積與質量問題，避免給坦克增加不必要的負載，這樣反應裝甲盒可以面對多角度的聚能射流。