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串联战斗部的作战模式是通过前级聚能装药爆炸形成高速侵彻体, 对目标介质造成一定预破坏, 以利于后级随进战斗部实现更深侵彻、更大着角的适应范围, 同时有效地降低侵彻过载。后级战斗部对目标的侵彻深度, 在很大程度上依赖于前级对目标的破坏情况。为了在有限条件下提高前级对混凝土目标的破坏效应, 以达到提高整个战斗部侵彻能力的目的, 国外学者针对目前常规战斗部前级采用大口径整体聚能装药, 其占用的尺度空间及装药量较大, 对后级设计带来较多不利的问题, 提出了集群聚能装药结构。其主要原理是采用多个小型聚能装药战斗部作为前级, 对混凝土目标实施预侵彻, 在半无限靶中产生具备局部边界效应的有限靶区域, 在后续侵彻体随进过程中, 通过有限靶区域的边界应力波叠加效应、自由面效应和混凝土靶拉伸失效等机理, 达到提高后级战斗部侵彻破坏能力的目的。Murphy等[1-2]开展了集群聚能装药结构效能实验研究, 采用先起爆4个成型装药再起爆一个成型装药的两阶段实验, 分析发现四加一射弹可有效获得更大的开坑直径, 从原理上验证了集群聚能装药结构的有效性, 但对于前、后级匹配的串联战斗部其整体作战效能需进一步研究。Heider[3]运用数值模拟研究了弹丸对预破坏混凝土靶的侵彻过程, 分析了目标靶中预破坏的侵彻弹坑及破坏面积对弹丸侵彻行为的影响, 但文中只讨论了单个预开孔情况。杨世全等[4]采用数值模拟分析了开孔数量、开孔直径对后级战斗部侵彻能力和靶体破坏模式的影响, 分析认为后级战斗部侵彻性能随着开孔数量、开孔直径的增大而提高。尽管数值计算结果给出了串联战斗部前级结构优化的方向, 但具体的优化方案仍有待实验验证。
针对串联战斗部前级对混凝土目标的预破坏, 运用数值模拟分析了混凝土靶体预开孔数量、深度对弹丸侵彻性能的影响, 并在数值模拟基础上, 开展了实验验证。
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弹丸外形尺寸为∅25 mm×150 mm, 总质量约300 g, 弹丸结构及有限元模型见图 1。
图 1 弹丸示意图
Figure 1. Sketch of the projectile
靶体为∅500 mm×500 mm的C30混凝土靶。考虑到前级装药对靶体的预破坏能有效提高后级战斗部的侵彻能力, 同时结合弹丸外形尺寸和与之相匹配的前级装药, 在靶体设计上采用在靶体中心开一个孔和环绕靶体中心在直径为20 mm的圆周上均匀分布一定数量的孔, 开孔直径为8 mm, 开孔深度从30~150 mm不等。靶体开孔布置如图 2所示。
图 2 靶体开孔布置示意图
Figure 2. Sketch of pre-drilled cavities distribution in concrete target
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采用ANSYS/LS-DYNA有限元程序进行数值计算, 弹丸初始速度为300 m/s。弹丸壳体采用G31钢, 采用侵彻计算中常用的考虑应变率效应的弹塑性强化模型, 采用最大等效塑性应变作为材料的失效准则, 混凝土靶体采用考虑压溃损伤的HJC模型来描述, 关于HJC模型的详细分析见文献[5-6], 弹丸壳体及靶体的模型参数如表 1和表 2所示。
ρ/(kg/m3) E/(GPa) ν σ0.2/(GPa) Ep/(GPa) c/(m/s) P β 7 850 210 0.3 1.44 2.1 16 2.47 0.5 表 1 弹丸壳体材料参数
Table 1. Material parameters of the shell of projectile
A B N C fc/(MPa) Smax G/(GPa) K1/(GPa) K2/(GPa) 0.79 1.6 0.61 0.007 40 7.0 14.86 85 -171 K3/(GPa) pcrush/(MPa) μcrush plock/(MPa) μlock T/(MPa) D1 D2 ef, min 208 13 0.001 700.0 0.10 4.0 0.04 1.0 0.01 表 2 靶体材料参数
Table 2. Material parameters of target
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图 3和图 4分别给出了弹丸侵彻性能随靶体开孔数量和开孔深度的变化关系, 其中图 3(a)和图 3(b)分别给出了相同开孔深度(开孔深度为60 mm)、不同开孔数量条件下, 弹丸的侵深和侵彻过载的时程曲线。由结果看出, 随着时间的增长, 弹丸的侵深逐渐增大, 最后趋于一定值, 且靶体开孔数量越大, 弹丸的侵深也越大, 此结论与文献[4]所得结论一致。而侵彻前期弹丸的侵彻过载则随靶体开孔数量的增多出现了明显的下降, 且开孔数量越多, 过载下降越明显, 但当弹丸侵深超过开孔深度后, 靶体不同开孔数量对弹丸侵彻过载影响不大。
图 3 不同开孔数量的混凝土靶体对弹丸侵彻性能的影响
Figure 3. The influence of concrete target with different numbers of pre-drilled cavities on the penetration performance of the projectile
图 4 不同开孔深度的混凝土靶体对弹丸侵彻性能的影响
Figure 4. The influence of concrete target with different depthes of pre-drilled cavities on the penetration performance of the projectile
图 4(a)和图 4(b)分别给出了相同开孔数量(开3个孔)、不同开孔深度条件下, 弹丸的侵深和侵彻过载随时间的变化关系。由结果看出, 随着时间的增长, 弹丸的侵深逐渐增大, 最后趋于一定值, 且靶体开孔深度越大, 弹丸的侵深越大, 其侵彻过程中的峰值过载越小; 当弹丸侵深不超过开孔深度时, 弹丸的侵彻过载出现明显的下降段, 开孔越深, 下降段越长; 当弹丸侵深超过开孔深度后, 靶体不同开孔深度对弹丸侵彻过载影响不大。
图 5给出了弹丸侵彻不同开孔数量的混凝土靶体时, 弹丸侵深随靶体开孔深度的变化关系。可以看出, 对于不同开孔数量的预破坏混凝土靶体, 随着开孔深度的增大, 弹丸的侵深均呈逐渐增大的趋势; 对于开一个孔的靶体, 弹丸侵深增长较缓慢, 而对于开多个孔的靶体, 弹丸侵深增长较明显。开孔数量越大, 弹丸的侵深增长越明显, 但当开孔数量增长到一定程度时, 开孔数量对弹丸侵深的影响则差别不大。
图 5 不同开孔数量的混凝土靶体中弹丸侵深随靶体开孔深度的变化关系
Figure 5. Penetration depth of projectile versus the depth of pre-drilled cavities in concrete target
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根据数值模拟结果及∅25 mm火炮实验技术, 设计了如图 1(a)所示弹丸结构, 弹丸实物如图 6所示。靶体为直径500 mm、长500 mm的圆柱形混凝土靶体, 通过标准试件测得其抗压强度为(40.0±1.5)MPa。结合数值模拟情况, 实验前在靶体中心按图 2预开了一定数量和深度的孔。
图 6 弹丸实物图
Figure 6. The projectile
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表 3给出了具体实验工况及结果, 图 7给出了不同开孔数量的混凝土靶体实验前、后状态。分析表 3可以看出, 实验前、后弹丸的质量损失很小, 最大只有0.52%。弹丸侵入靶体后, 实验靶体均出现不同大小的弹坑, 且在着靶面出现贯穿到靶体边缘的裂纹(见图 7), 弹丸达到不同程度的侵深, 最终反弹落在了实验台前; 实验后弹丸结构均基本完好, 都只在弹尖部分出现局部磨损。
No. Initial mass
of projectile
/(g)Numbers of
pre-drilled
cavitiesDepth of
pre-drilled
cavities/(mm)Velocity
/(m/s)Projectile mass
after test
/(g)Losing mass
of projectile
/(%)Penetration
depth
/(mm)Dimension of
projectile cavity
/(mm×mm×mm)1 304.43 0 0 299 303.08 0.44 101 270×275×63 2 302.04 1 90 306 300.77 0.42 104 275×290×67 3 303.29 3 90 294 302.03 0.42 112 270×268×67 4 304.09 4 90 297 302.85 0.41 123 250×330×75 5 301.88 4 60 298 300.56 0.44 115 250×210×55 6 302.87 4 30 297 301.57 0.43 115 210×220×65 7 307.66 3 60 274 306.37 0.42 98 340×295×62 8 304.30 3 60 322 302.73 0.52 133 235×220×55 9 305.26 3 30 288 304.04 0.40 104 210×230×65 10 303.47 3 60 314 301.94 0.50 121 270×240×57 表 3 实验工况及结果
Table 3. Test and correspongding
图 7 不同开孔数量混凝土靶体实验前、后状态
Figure 7. The state of concrete target with different numbers of pre-drilled cavities before and after test
分析表 3中第1发到第4发实验结果可以发现, 对于相同开孔深度的混凝土靶体, 随着靶体开孔数量的增加, 弹丸的侵深逐渐增加。将实验结果与数值模拟结果进行对比分析, 如图 8所示。可以看出, 随着开孔数量的增加, 弹丸的侵深均呈逐渐增加的趋势, 实验与数值模拟结果一致, 但两者的增加速率不同。部分实验结果不是很理想, 原因可能是:(1)实验浇铸混凝土靶体强度与实际要求的强度值存在一定工程误差, 且靶体材料具有一定的分散性; (2)弹体速度不一致, 实验弹速与标准弹速(300 m/s)存在一定偏差; (3)实验中弹丸难以准确击中靶体开孔弱化区中心, 并在侵彻过程中发生弹道倾斜。
图 8 弹丸侵深随靶体开孔数量的变化关系
Figure 8. Penetration depth of projectile versus the number of pre-drilled cavities in concrete target
相同开孔深度、不同开孔数量的混凝土靶体, 相当于在靶体内预设了不同数量的局部边界, 在弹丸侵彻靶体过程中应力波迅速传播到靶体内, 当遇到靶体内的局部边界时, 由于边界应力波叠加效应、自由面效应和混凝土靶拉伸失效等作用机理, 使得同样侵彻条件下, 开孔后的混凝土靶体更容易破碎, 从而有效地降低了弹丸的侵彻阻力, 提高了其侵彻能力。开一个孔条件下, 靶体内只有一个局部边界, 一个自由面, 其局部边界效应较小; 而随着开孔数量的增加, 靶体内的局部边界效应越来越显著, 其对弹丸侵彻性能的改善也越明显。
图 9给出了开3个孔和开4个孔靶体条件下, 弹丸的侵深随开孔深度变化的实验及数值模拟结果对比。图 9(a)中开孔深度为60 mm对应的弹丸侵彻深度是通过第7、第8和第10发数据拟合曲线获得, 可以看出, 随着开孔深度的增加, 实验及数值模拟结果基本吻合。图 9(b)中开孔深度由30 mm增加到60 mm过程中, 弹丸侵深没有增长, 主要原因可能是实验(第6发)前靶体开孔时由于开孔深度较浅、开孔间距较小导致左上角两孔发生贯通, 靶体开孔处出现坡坑, 导致了靶体预破坏比原预破坏增大; 而开孔深度由60 mm增大到90 mm过程中, 弹丸侵深明显增大。
图 9 弹丸侵深随靶体开孔深度的变化关系
Figure 9. Penetration depth of projectile versus the depth of pre-drilled cavities in concrete target
相同开孔数量、不同开孔深度的混凝土靶体, 相当于在靶体内预设了相同数量的局部边界, 随着开孔深度的增加, 局部边界的区域逐渐增加, 其边界应力波叠加效应、自由面效应作用的范围逐渐增加。开孔深度的增加有效地增大了靶体内局部边界的区域, 从而提高了后级弹丸的侵彻性能。
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针对串联战斗部前级对混凝土靶体的预破坏, 采用数值模拟方法分析了混凝土靶体预开孔对弹丸侵彻性能的影响, 并进行了部分实验验证。研究结果表明:相同靶体开孔深度一定条件下, 随着开孔数量的增加, 弹丸的侵深逐渐增加, 但当开孔数量增大到一定程度时其对弹丸侵深的提高并不是很明显; 对于弹丸侵彻过载, 当弹丸侵深未超过开孔深度时, 其随开孔数量增加明显下降, 而当弹丸侵深超过开孔深度后, 开孔数量对其影响则不大。相同靶体开孔数量一定条件下, 随着开孔深度的增加, 弹丸的侵深逐渐增加; 对于弹丸侵彻过载, 当弹丸侵深未超过开孔深度时, 其随着开孔深度的增加呈现明显的下降段, 且开孔越深, 下降段越长; 而当弹丸侵深超过开孔深度后, 开孔深度对其影响则不大。
考虑串联战斗部前、后级匹配问题时, 在有效的空间条件下, 虽然开孔数量的增加可有效改善后级弹丸的侵彻性能, 但当开孔数量增加到一定程度时其效果有限, 应综合考虑前级预破坏对后级弹丸侵彻性能的提高效率等问题。在工程实际中, 前级聚能装药对混凝土靶体形成的预破坏不仅包括对靶体开孔, 而且在孔洞周围产生了大量裂纹, 而由于裂纹引起的孔洞周围的靶体强度弱化势必影响弹丸的侵彻性能, 本研究只考虑了靶体开孔这一单因素对后级弹丸侵彻性能的影响, 其他预破坏形式的相关研究工作将在后续开展。
混凝土靶体预开孔对弹丸侵彻性能的影响
Influence of Concrete Target with Pre-Drilled Cavities on the Penetration Performance of a Projectile
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摘要: 根据串联战斗部对混凝土目标的毁伤模式，将其前、后级的作用过程进行分解，结合前级对目标的预破坏，运用数值模拟分析了混凝土靶体预开孔对弹丸侵彻性能的影响，并通过实验进行了部分验证。结果表明：相同靶体开孔深度一定条件下，随着开孔数量的增加，弹丸的侵深逐渐增加，但当开孔数量增大到一定程度时，其对弹丸侵深的提高并不是很明显；当弹丸侵深未超过开孔深度时，随开孔数量增加，弹丸侵彻过载明显下降，而当弹丸侵深超过开孔深度后，开孔数量对弹丸侵彻过载的影响则不大。相同靶体开孔数量一定条件下，随着开孔深度的增加，弹丸的侵深逐渐增加；当弹丸侵深未超过开孔深度时，弹丸的侵彻过载出现明显的下降段，且开孔越深，下降段越长；而当弹丸侵深超过开孔深度后，开孔深度对弹丸侵彻过载的影响则不大。研究结果可为串联战斗部的前、后级优化设计提供参考。Abstract: The sequence of events during the impact of tandem warhead system was divided based on the damage model of tandem warhead system to concrete target.Combined with the pre damage of front shaped charge to concrete target, the influence of concrete target with pre-drilled cavities on the penetration performance of a projectile was analyzed by numerical simulation, and the analysis results were partly validated by tests.The results of research indicate that the penetration depth of projectile increases when the number of pre-drilled cavity adds with the same cavity depth, but the increase of the penetration depth of projectile is unobvious when the number of pre-drilled cavity reaches some degree.The penetration over loading of projectile decreases along with the adding of the number of pre-drilled cavity when the the penetration depth of projectile is smaller than the depth of pre-drilled cavity, and the influence is slight when the penetration depth of projectile is larger than the depth of pre-drilled cavity.The penetration depth of projectile increases when the depth of pre-drilled cavity adds with the same cavity number.When the penetration depth of projectile is smaller than the depth of pre-drilled cavity, the penetration over loading of projectile becomes a decreasing stage, and the larger the depth of pre-drilled cavity, the longer the decreasing stage.While the influence is slight when the the penetration depth of projectile is larger than the depth of pre-drilled cavity.The results of research can be refered to optimize the design of tandem warhead system.
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图 2 靶体开孔布置示意图
Figure 2. Sketch of pre-drilled cavities distribution in concrete target
图 3 不同开孔数量的混凝土靶体对弹丸侵彻性能的影响
Figure 3. The influence of concrete target with different numbers of pre-drilled cavities on the penetration performance of the projectile
图 4 不同开孔深度的混凝土靶体对弹丸侵彻性能的影响
Figure 4. The influence of concrete target with different depthes of pre-drilled cavities on the penetration performance of the projectile
图 5 不同开孔数量的混凝土靶体中弹丸侵深随靶体开孔深度的变化关系
Figure 5. Penetration depth of projectile versus the depth of pre-drilled cavities in concrete target
图 7 不同开孔数量混凝土靶体实验前、后状态
Figure 7. The state of concrete target with different numbers of pre-drilled cavities before and after test
图 8 弹丸侵深随靶体开孔数量的变化关系
Figure 8. Penetration depth of projectile versus the number of pre-drilled cavities in concrete target
图 9 弹丸侵深随靶体开孔深度的变化关系
Figure 9. Penetration depth of projectile versus the depth of pre-drilled cavities in concrete target
表 1 弹丸壳体材料参数
Table 1. Material parameters of the shell of projectile
ρ/(kg/m3) E/(GPa) ν σ0.2/(GPa) Ep/(GPa) c/(m/s) P β 7 850 210 0.3 1.44 2.1 16 2.47 0.5 
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表 2 靶体材料参数
Table 2. Material parameters of target
A B N C fc/(MPa) Smax G/(GPa) K1/(GPa) K2/(GPa) 0.79 1.6 0.61 0.007 40 7.0 14.86 85 -171 K3/(GPa) pcrush/(MPa) μcrush plock/(MPa) μlock T/(MPa) D1 D2 ef, min 208 13 0.001 700.0 0.10 4.0 0.04 1.0 0.01
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表 3 实验工况及结果
Table 3. Test and correspongding
No. Initial mass
of projectile
/(g)Numbers of
pre-drilled
cavitiesDepth of
pre-drilled
cavities/(mm)Velocity
/(m/s)Projectile mass
after test
/(g)Losing mass
of projectile
/(%)Penetration
depth
/(mm)Dimension of
projectile cavity
/(mm×mm×mm)1 304.43 0 0 299 303.08 0.44 101 270×275×63 2 302.04 1 90 306 300.77 0.42 104 275×290×67 3 303.29 3 90 294 302.03 0.42 112 270×268×67 4 304.09 4 90 297 302.85 0.41 123 250×330×75 5 301.88 4 60 298 300.56 0.44 115 250×210×55 6 302.87 4 30 297 301.57 0.43 115 210×220×65 7 307.66 3 60 274 306.37 0.42 98 340×295×62 8 304.30 3 60 322 302.73 0.52 133 235×220×55 9 305.26 3 30 288 304.04 0.40 104 210×230×65 10 303.47 3 60 314 301.94 0.50 121 270×240×57
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