Groove type MEFP formation and penetrating steel target's pattern
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摘要: 多爆炸成形弹丸(MEFP)能有效提高炸药利用率和命中概率。基于LS-DYNA软件对刻槽式MEFP战斗部成形及侵彻双层无间隔钢靶模式进行了研究，得到了刻槽式MEFP战斗部成形及对靶板侵彻的数值计算结果。结果表明：刻槽式MEFP成形过程要经过翻转、头部挤压断裂、尾部拉伸断裂、交叉飞散、稳定飞行5个阶段, 聚能爆轰波对药型罩的径向力是其交叉飞散的主要原因；侵彻过程要经过开坑、联合侵彻、贯穿3个阶段。模拟结果与实验结果基本吻合。
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关键词:
- 爆炸力学 /
- 成形 /
- LS-DYNA /
- 多爆炸成形弹丸(MEFP)
Abstract: Multiple explosively formed projectile (MEFP) can effectively raise the utilization rate of explosive and the hit rate. The forming process of groove type MEFP and the process of penetrating double nonseptate steel target based on LS-DYNA are studied. The results show that the forming process of groove type MEFP should pass through five stages: overturn, the head extrusion fracture, the rear tensile fracture, cross flying and stable flying. The cross flying is caused by the radial force which comes from detonation wave. Penetration process should pass through three stages: Spud in, united penetration and breakthrough stage. The simulated results are consistent with the experimental results. -
多爆炸成形弹丸(MEFP)与爆炸成形弹丸(EFP)相比, 具有更高的命中概率, 因此成为战斗部技术研究的热点[1-2]。
现存MEFP结构主要包括:组合式MEFP结构、切割式MEFP结构、周向MEFP结构和变形罩MEFP结构。周翔等[3]对含有7枚子装药的组合式MEFP结构的形成过程及影响因素进行了数值模拟。李裕春等[4]利用LS-DYNA软件对切割式MEFP的形成过程进行了数值模拟。王猛等[5]对刻槽式MEFP进行了实验研究。
本文中基于LS-DYNA软件, 研究刻槽式MEFP成形及侵彻过程, 对成形及侵彻的各个阶段进行分析, 从原理上给出各种宏观现象产生的原因。
1. 计算模型的建立
1.1 刻槽式MEFP几何模型的建立
MEFP实物和计算模型分别如图 1、2所示。装药高度为Hc, 药型罩为变壁厚, 药型罩顶端壁厚为δ(δ/Hc=0.086), 内壁曲率半径为R0(R0/Hc=2.34), 外壁曲率半径为R1(R1/Hc=2.16), 中心孔直径为D0(D0/Hc=0.038);壳体侧面壁厚为δ1(δ1/Hc=0.077), 底部厚度为δ2(δ2/Hc=0.129);空气长度为L(L/Hc=258.4);靶板为2层厚1.5 cm的钢靶。
1.2 材料模型及状态方程
1.2.1炸药材料模型及状态方程
战斗部的装药类型为RDX(黑索今)炸药, 材料模型为高能炸药爆轰模型(high-explosive-burn), 状态方程选用JWL状态方程:
p=A(1−ωR1V)e−R1V+B(1−ωR2V)e−R2V+ωEV (1) 式中:A、B、R1、R2和ω为JWL状态方程常数, p为爆轰产物压力, E为RDX炸药具有的比内能, 其数值参见文献[6]。炸药密度ρ0=1.7 g/cm3, 炸药中爆轰波的传播速度D=8.4 km/s, 炸药爆轰压力pc=30 GPa。
1.2.2药型罩、壳体与靶板材料模型及其状态方程
计算中, 药型罩材料为紫铜, 壳体材料为铝, 靶板材料为钢。药型罩、壳体与靶板均使用Johnson-Cook材料模型和Grüneisen状态方程。
Johnson-Cook材料模型等效应力表达式为:
σy=[A+B(ˉεp)n](1+Kln˙ε∗)[1−(T−TaTm−Ta)m] (2) 式中:
p为等效塑性应变,
为相对等效塑性应变率, A为屈服应力, B为应变硬化系数, n为应变硬化指数, K为应变率相关因数, Tm为熔化温度, Ta为环境温度, m为温度相关因数。
Grüneisen状态方程表达式在压缩状态(即μ > 0)时为:
p=ρ0C2μ[1+(1−γ02)μ−a2μ2][1−(S1−1)μ−S2μ21+μ−S3μ3(1+μ)2]2+(γ0+aμ)E (3) 在膨胀状态(即μ < 0)时为:
p=ρ0C2μ+(γ0+aμ)E (4) 式中: μ=ρρ0−1, ρ0为材料初始密度, ρ为材料变形后密度, C为根据冲击速度和粒子速度拟合的常数, γ0为Grüneisen常数, a为对应于γ0的常数。
1.2.3空气材料模型及其状态方程
空气材料采用MAT_NULL模型; 状态方程为线性多项式, 表达式为:
p=C0+C1μ+C2μ2+C3μ3+(C4+C5μ+C6μ2)E (5) 式中: μ=ρρ0−1,ρρ0是当前流体密度与初始流体密度的比值。C4=C5=c-1, c为比热容; E为内能, 其数值参见文献[9]。
1.3 算法设置及边界条件
模型采用后点起爆方式; 设置药型罩自身单面接触; 药型罩与炸药为滑移接触算法; 炸药与壳体、药型罩与靶板及两块靶板间采用侵蚀接触算法; 空气与靶板采用自动面面接触算法; 空气与药型罩间采用耦合算法; 在空气及靶板边界处施加非反射边界。
2. 计算结果及分析
2.1 刻槽式MEFP成形过程计算分析
图 3是刻槽式MEFP战斗部的成形过程计算结果的三视图。当装药引爆后, 在炸药内将产生球面爆轰波并从起爆点向外传播, 这种爆轰波的聚集可提高局部作用力, 药型罩从爆轰波中获得能量, 装药的种类、形状, 壳体的材料、厚度是影响爆轰波能量及波形的主要因素。
药型罩在炸药爆轰波作用下发生翻转, 在翻转过程中药型罩头部首先发生挤压破坏, 由于刻槽处应力集中, 在头部刻槽处产生挤压断裂, 如图 3第2列图片(36 μs)所示; 在药型罩继续翻转的过程中沿径向半径变大, 致使药型罩尾部及中部沿刻槽处发生拉伸断裂, 如图 3第3列图片(66 μs)所示。
聚能装药在爆轰过程中, 爆轰波沿轴向向外传播, 沿径向向轴心集聚。轴心附近爆轰波密度大于外围, 这就导致了药型罩头部所受轴向力大于尾部并产生速度差异发生翻转。在爆轰波沿径向向轴心集聚的过程中, 对药型罩产生指向轴心的径向作用力, 使药型罩具有指向轴心的径向速度, 因此产生交叉飞散, 如图 3第4列图片(156 μs)所示。
药型罩沿轴向飞行沿径向分散的过程中, 由于头尾速度差异产生的拉伸变形使每个弹丸整体径向蜷缩, 且蜷缩方向向外(背离原药型罩轴心为向外)。每个弹丸近似形成一个内部中空、边缘并未完全封闭的独立运动的爆炸成形弹丸(EFP)战斗部, 如图 3第5(280 μs)、6(560 μs)列图片所示。
图 3表明刻槽式MEFP战斗部的成形过程可以分为翻转、头部挤压断裂、尾部拉伸断裂、交叉飞散、稳定飞行5个阶段。
2.2 刻槽式MEFP侵彻过程计算分析
(1) 开坑阶段。图 4为弹头开坑阶段效果图, 弹头撞击靶板时速度迅速降低, 撞击产生高温与塑性变形区, 并在靶体中产生强烈的冲击波, 撞击点及周围靶板的抗侵彻能力迅速下降。
(2) 联合侵彻阶段。图 5为联合侵彻阶段效果图, 由于开坑阶段产生的高温高压及冲击波作用使靶板的抗侵蚀能力下降, 此阶段的侵彻速度较为稳定, 主要以弹丸的磨蚀为主, 弹丸质量迅速减小。
(3) 贯穿阶段。图 6为贯穿阶段效果图, 靶板背面有明显花瓣形穿孔, 穿孔口径大于弹丸半径。
3. 实验验证
图 7(b)中计算出的弹孔为椭圆形, 3孔呈等边三角形, 与实验弹孔(图 7(a)相似, 计算出的等边三角形边长为47 cm, 实验为46 cm, 误差2%;第2靶板背面计算出的花瓣破坏与实验钢板破坏形式相似, 弹孔为圆形, 实验弹孔直径为100 mm, 计算值为97 mm, 误差3%, 如图 8所示。计算结果与实验结果对比, 两者基本相符。
4. 结论
基于LS-DYNA软件对刻槽式MEFP战斗部成形及侵彻模式进行研究, 主要结论为:
(1) 刻槽式MEFP成形过程主要经过翻转、头部挤压断裂、尾部拉伸断裂、交叉飞散、稳定飞行5个阶段, 装药的种类、形状, 壳体的材料、厚度是影响爆轰波能量及波形的主要因素, 聚能爆轰波对药型罩的径向力是刻槽式MEFP交叉飞散的主要原因。
(2) 刻槽式MEFP侵彻双层无间隔靶板主要经过开坑、联合侵彻、贯穿3个阶段。
(3) 计算结果与实验结果对比, 两者基本相符。
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