雙破片機械式分離技術研究

蘇文杰，錢建平，郭 淳

(南京理工大學 機械工程學院， 南京 210094)

1 引言

反導戰斗部破片命中來襲導彈并引發導彈戰斗部起爆是毀傷導彈的最有效方式，戰斗部產生的多破片作用于導彈戰斗部可顯著提高導彈戰斗部起爆的概率[1]。為了對多破片累積毀傷戰斗部裝藥進行試驗研究，需要一種試驗裝置來發射破片，在使破片獲得較高速度的同時還能使破片獲得較大的軸向的前后間距。而破片尺寸通常都小于發射裝置的口徑，這時需要利用外徑與發射裝置相當的彈托來承載破片。當彈托與固定在彈托上的破片被發射出炮口之后則需要使彈托與破片相互分離，同時這個分離過程應當對破片的運動盡量不產生影響。

通常彈托與破片的分離有利用空氣動力分離和機械式分離的2種方式。空氣動力分離通常將彈托分為2～4瓣，每瓣的前端設計為內錐口，用以提供使彈托徑向分離的氣動力。Alois J.Stilp[2]詳細的介紹了如何利用空氣動力分離破片與彈托，并給出了一些設計實例。姬永強[3]、David W，Bogdanoff[4]、Miers.Kevin T[5]等分別對非穩定長桿彈、地外飛行器縮比模型和18.6 g標準破片進行氣動分離式彈托的設計與相關的試驗。1968年J.R.B Murphy[6]詳細的論述了一種空氣炮發射次口徑破片的機械式脫殼裝置的脫殼過程及相關的力學現象。王金貴[7]設計了用于超高速發射的機械式單破片分離裝置；張漢武[8]對一種長桿彈的機械式脫殼裝置進行了數值模擬，并進行了相關試驗。但上述的分離裝置仍不能使兩枚破片在分離后獲得較大的軸向前后間隔。鑒于此，本文依據現有技術基礎，對一種雙破片以前后軸向排布方式的彈托及相關分離機構進行了設計，并對該分離過程進行數值模擬與理論計算，研究了不同速度撞擊對彈托分離器的變形和雙破片分離過程的影響。

2 機械式破片分離系統方案設計

雙破片分離系統如圖1所示，延長管端面與彈托分離器錐形端距離較近，以保證彈托前端在接觸到分離器發生破碎的時候彈托后端仍然受到延長管的約束作用，彈托的姿態不至于發生較大的改變。彈托分離器的錐形端內外都有錐度，外部的錐度是為了使彈托碎片順著錐面分離;內部的小錐角，以及比破片直徑略大的中心孔是為了保證破片能夠沿彈托分離器中心孔運動。分離裝置中的殼體通過連接結構被固定到工作臺上。當彈托組件沿炮管延長管向分離器運動，與錐形分離器發生碰撞迫使彈托破碎，隨后錐形分離器將壓縮橡膠減震環，而減震環被端蓋法蘭所約束，迫使橡膠減震環吸能，使彈托碎片與彈托分離器緩沖制動。

圖1 機械式分離裝置結構示意圖

3 分離過程數值模擬建模

利用ANSYS/LS-DYNA軟件對彈托組件、破片與彈托分離器之間的高速碰撞過程進行數值模擬。其中彈托直徑為30 mm,破片直徑9.5 mm。計算模型取完整模型的二分之一，以減少網格數量，加快計算速度。模型均采用拉格朗日法，六面體網格solid164單元。其中彈托組件及破片網格尺寸為0.4 mm，彈托分離器網格尺寸為0.6 mm，錐形前端網格加密尺寸減小至0.2 mm。仿真計算有限元模型如圖2所示。

圖2 仿真計算模型示意圖

彈托組件采用機械強度高、抗沖擊性能較好的聚碳酸酯(PC)材料[8]，彈托分離器材料為30CrMnSiNi2A鋼，破片材料為鎢合金。鎢合金和30CrMnSiNi2A鋼的強度模型采用Johnson-Cook模型，該模型綜合考慮了應變率、溫度和應變對流動應力的影響[9]。其流動應力表達式如下：

(1)

在LS-DYNA中將聚碳酸酯的材料模型進行簡化，設為* MAT_PLASTIC_KINEMATIC材料，設定材料破壞的失效應變為1.5。3種材料的具體參數來源于文獻[10-12]，詳細參數見表1、表2。

表1 聚碳酸酯材料參數

表2 鎢合金和30CrMnSiNi2A鋼的J-C模型參數Table 2 Johnson-Cook model parameters of tungsten alloy and 30CrMnSiNi2A

使用*INITIAL_VELOCITY_GENERATION關鍵字對整個彈托組件施加速度載荷；各個部件之間的接觸采用關鍵字*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE侵蝕接觸。仿真采用cm-g-μs單位制。

4 仿真結果分析

對上述的模型在彈托組件初始速度為1 000 m/s時的條件下進行仿真，得到了球形破片的分離過程，如圖3所示。

圖3 1 000 m/s時的分離時程示意圖

彈托與分離器在高速碰撞的過程中，破片在碰撞發生后約52 μs時已與彈托部件基本分離；在220 μs時支撐2枚破片的彈托結構也完全分離；這是由于破片的支撐部件后端為自由界面，沖擊波傳到自由界面后反射為拉伸波，當反射的拉伸波傳到破片與其支撐部件交界面時將再次反射，使兩者完全分離。在實際情況中，繼續飛行的不規則彈托碎片將在空氣的擾動下偏離其原有的飛行軌跡，這時破片與彈托將順利分離，這將能夠減少彈托碎片對終點目標的影響。

4.1 彈托分離器變形情況

王金貴等[7]設計的機械式脫殼裝置在超高速撞擊之后變形巨大，無法再次使用。為了研究彈托分離器是否能夠在較高撞擊速度下多次使用，彈托將分別以初始速度為800、1 000、1 200、1 500 m/s的速度撞擊彈托分離器。利用數值模擬研究在上述不同速度下彈托分離器被撞擊后的變形損傷情況。如圖4所示，可以看出在彈托撞擊速度小于1 200 m/s的情況下，分離器前端錐形變形較小，僅有內錐口處發生輕微的內卷變形，并不會影響下一次撞擊時破片進入分離器中心孔。而當速度在1 500 m/s時彈托分離器在高速撞擊下內卷變形已經較大，不利于彈托分離的同時也容易阻塞破片進入分離器中心孔，此時已經不適合二次使用。由此，可認為速度在低于或者接近1 200 m/s左右時，彈托分離器工作性能較好，可重復進行使用。

圖4 不同撞擊速度下的分離器變形示意圖

4.2 雙破片分離后的前后間距

想要在破片的質量、形狀等條件都相同的情況下使破片形成前后間距，通常可以利用破片在完全自由飛行前的初始速度差和在彈托內排列上的初始間隔。自由飛行前的初始速度差越大，飛行相同時間后形成的前后間隔也會更大。其中破片1為彈托頭部的破片，破片2為彈托底部的破片。本次通過數值模擬對不同撞擊速度下的彈托分離過程進行分析，獲得了破片在與彈托完全分離后的初始速度，如圖5所示。在撞擊速度較低時破片之間的速度差較大，隨著撞擊速度的升高，速度差則越來越不明顯。

圖5 雙破片與彈托分離后的速度直方圖

破片在該分離方式的作用下于空中飛行時通常只受到重力和空氣阻力的作用。重力會使破片的飛行彈道彎曲下沉，空氣阻力將減小破片的飛行速度。但在破片的質量較小而速度則較高時，重力對破片的影響遠遠小于空氣阻力。此時可將破片的飛行彈道視為直線，只考慮空氣阻力對破片的影響。其飛行速度與空氣阻力的微分關系如式(2)：

(2)

其中：m為破片的質量；v為破片的飛行速度；t為時間；cx、ρ、s分別為破片的空氣阻力系數、當地的空氣密度和破片迎風面積。其中的cx是與破片形狀和飛行速度相關的參數。當破片形狀為球形，在Ma>1.5時，空氣阻力系數cx可取為常數0.97，破片迎風面積為總表面積的四分之一[13-14]。將式(2)結合式(3)：

(3)

對式(2)取積分：

(4)

可得速度v與距離x的函數關系式：

(5)

將式(3)代入式(5)積分得：

(6)

可得時間t與距離x的函數關系式(7):

(7)

利用式(7)和圖5即可推算當前破片在距離彈托分離器不同位置時的前后間隔以及破片的平均速度，如圖6所示。其中當撞擊速度為500 m/s時破片之間的前后間隔較大，主要原因是破片之間速度差原本就較大，間隔距離則在飛行中被不斷拉大。此時的破片速度已經小于1.5Ma，計算式中的阻力系數cx相對真實值偏大，給破片前后間距以及破片速度的估算帶來了誤差。從圖6(a)可以看出在距離彈托分離器10 m處時，初始撞擊速度為800、1 000、1 200 m/s的破片之間的縱向間隔距離在考慮了彈托內排列上的初始間隔距離 30 mm之后達到了0.235、0.104、0.07 m。圖6(b)可知破片先后到達10 m處的時間間隔約為0.35、0.09、0.05 ms。能夠為破片沖擊起爆裝藥的研究提供亞毫秒級的時間間隔。

圖6 不同位置破片的間隔距離與間隔時間曲線

5 結論

1) 所設計的機械式分離機構能夠實現使雙球形破片順利分離；并且錐形分離器在彈托撞擊速度較小時能滿足重復使用。但速度超過1 200 m/s時，分離器變形較大，重復使用會影響破片的分離效果。

2) 在軸向的前后間隔方面，在距離彈托分離器10 m處時，初始撞擊速度為800、1 000、1 200 m/s的破片之間的軸向間隔距離達到了0.235、0.104、0.07 m，時間間隔約為0.35、0.09、0.05 ms，能夠提供亞毫秒級的時間間隔。