射流作用条件对重型反应装甲干扰时长的影响

余庆波，钟世威，王健，葛超

（1. 北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室，北京 100081；2. 北京系统工程研究所，北京 100101）

爆炸反应装甲可大幅度提升装甲车辆对破甲战斗部的防护能力，是目前反装甲弹药研发面临的主要技术挑战之一. HELD[1-2]研究了射流与反应装甲靶板相互作用关系，并基于射流形成定常理论提出了定常侵彻模型. ROSENBERG 等[3-4]采用数值模拟和实验相结合方法，研究了反应装甲对聚能射流的干扰破坏规律. MICKOVIC 等[5]提出了聚能射流侵彻爆炸反应装甲的系列影响因素. 孙建军等[6]研究了反应装甲的干扰射流能力，并给出了最佳防护位置. 张雪朋等[7]采用静爆实验和理论分析相结合的方法,对活性射流作用反应装甲侵彻爆炸联合毁伤效应进行了研究. 李向荣等[8]提出聚能射流打击主战坦克的毁伤评估方法，得到了射流临界侵彻深度. 以上研究更多采用实验方法研究反应装甲的防护能力，针对重型反应装甲的干扰射流作用行为研究明显不足.本文针对干扰作用时长问题，采用LS-DYNA 进行数值模拟分析，重点研究倾角炸高等作用条件对重型反应装甲飞板飞散及干扰时间影响特性.

1 有限元建模

1.1 计算模型

目前，针对披挂反应装甲的装甲目标，通常采用两级串联破甲战斗部进行毁伤，前级小口径破甲战斗部用于引爆反应装甲，而后级大口径破甲战斗部用于毁伤装甲内部，本文主要研究前级战斗部对反应装甲引爆问题.为此，数值模拟中采用小口径聚能战斗部，该战斗部主要由壳体、主装药和药型罩组成，战斗部口径为Ф48 mm，壳体为2 mm 厚的45#钢，装药直径为Ф44 mm，装药选用8701 炸药，装药高度为1.1 倍装药口径，药型罩为锥角50°、壁厚为1 mm 的紫铜药型罩，起爆方式为正起爆.聚能战斗部结构示意图如图1 所示.

图1 聚能战斗部模型Fig. 1 The model of shape charge warhead

重型反应装甲由装甲盒、装甲钢板和两层“三明治”爆炸反应装甲组成，单层反应装甲结构如图2所示. 反应装甲外形尺寸为320 mm×240 mm×122 mm，装甲钢板为装甲钢，厚度18 mm，装甲盒厚度为3 mm，两层反应装甲之间的夹角为9°，飞板材料均为45#钢，厚度3 mm，装药均为PBX 炸药，厚度为8 mm.

图2 “三明治”爆炸反应装甲结构Fig. 2 The structure of the single sandwich ERA

为分析装药爆炸情况，在反应装甲上下两层夹层装药内分别设置5 个参考点，如图3 所示.计算采用流固耦合算法，其中，药型罩和空气域采用ALE算法，反应装甲采用拉格朗日算法，在ALE 边界上设置流出边界条件.为便于计算，采用前处理软件TrueGrid 建立1/2 计算模型，并对模型进行三维网格划分，计算区域网格0.1 mm×0.1 mm×0.1 mm.

1.2 材料模型

主装药主要参数列于表1，药型罩的计算模型主要参数列于表2，飞板基本材料参数列于表3，反应装甲夹层装药点火增长参数列于表4，表中各材料参数来源于文献[9 - 12].

表1 主装药的材料参数Tab. 1 Material parameters of the main charge

表2 药型罩的材料参数Tab. 2 Material parameters of the liner

表3 飞板的材料参数Tab. 3 Material parameters of the flying board

表4 炸药点火与增长模型参数Tab. 4 The ignition and growth parameters of the explosive

聚能射流引爆爆炸反应装甲弹靶作用模型如图4 所示，聚能射流速度方向与爆炸反应装甲外法线方向的夹角为α.为研究倾角对聚能射流侵彻爆炸反应装甲作用行为影响，选择5 个有代表性的倾角：α=68°、63°、58°、53°和48°以及5 个炸高条件：1～5倍装药直径1～5dc进行数值模拟分析.

图4 弹靶作用模型Fig. 4 The model of projectile and targets

2 数值模拟结果及分析

2.1 飞板飞散影响

2.1.1 倾角影响

针对重型反应装甲倾角对飞板飞散影响，选取各飞板飞散过程中的速度与加速度，分析倾角对飞散特性-时间影响规律，不同倾角的反应装甲各飞板典型飞散特性曲线如图5 所示.

倾角影响飞板飞散运动开始时刻和持续时间.由图5(a)中可知，在倾角较小时，飞板加速度迅速达到峰值，且持续时间较短. 这是由于上层反应装甲与装甲钢板之间存在一个夹角，倾角较小时，射流侵彻装甲钢板所需的时间减少，率先引爆装药驱动上飞板沿外法线方向运动，撞击装甲钢板所需的时间更短.由于碰撞时刻，装甲钢板速度为0，处于静止状态，碰撞后上飞板加速度迅速减小至负值，加速阶段终止，进入塑性碰撞阶段.

下飞板飞散特性由爆轰驱动和碰撞两阶段决定，由图5(c)中可知，在倾角增加后，下层装药爆轰驱动过程逐渐减弱，下层飞板速度逐渐减小，碰撞时下层飞板向上的动量逐渐降低，导致碰撞后(450 μs)上层下飞板由向下运动变为向上运动，如图5(b)所示. 随着倾角增大，炸药对飞板的驱动加速减弱，导致飞板加速度速度峰值随倾角增大有下降的趋势.

图5 不同倾角下各飞板飞散特性Fig. 5 Dispersion characteristics of the flying plates at different inclination angles

2.1.2 炸高影响

针对炸高对飞板飞散的影响，选取数值模拟结果中典型飞板不同时刻的加速度和速度，研究炸高对飞板飞散特性影响规律，不同炸高下各飞板飞散特性-时间曲线如图6 所示.

图6 不同炸高下各飞板飞散特性Fig. 6 Dispersion characteristics of the flying plates at different explosive heights

由图6 可知，随着炸高增加，飞板飞散速度表现为先增大后减小的过程，即存在一个最优炸高使得飞板飞散速度最高. 加速度峰值随炸高的变化趋势表现为：1～4dc，射流着靶之前长度增加，但没有断裂，连续性保持良好，侵彻能力基本保持不变，夹层炸药能量释放程度大致相当，加速度峰值有增加的趋势.5dc时，聚能射流在侵彻之前已经发生颈缩断裂，其侵彻能力大幅降低. 这造成下层反应装甲的夹层炸药没有完全爆轰，释放出的能量较少，爆轰加载过程减弱，下层飞板加速过程主要是飞板之间的弹塑性碰撞造成的，下层飞板的加速度幅值显著下降.

最佳炸高出现在4dc左右，该工况下射流在成型过程中得到了充分延展，且保持了良好的连续性，这有效增加了射流对重型反应装甲的侵彻引爆效能，使得惰性夹层装药能够完全爆轰释放能量，增强驱动飞板飞散作用过程.引爆夹层炸药后，各飞板受炸药完全爆轰驱动加速，获得的速度最高，飞离射流作用区域所需时间最短，更有利于后级射流侵彻主装甲.

2.2 干扰时间分析

反应装甲干扰时间定义为射流引爆反应装甲到飞板飞离射流流经区域的时长，干扰时间是反装甲两级串联战斗部设计的关键. 为分析反应装甲干扰时间，进而确定串联战斗部两级起爆间隔，需要确定各板飞离时间，干扰时间由最后飞离的飞板决定.此时爆炸反应装甲完全丧失对聚能射流的干扰能力，后级战斗部起爆，直接打击主战坦克装甲，确保有效摧毁目标内技术装备和有生力量.

典型聚能射流引爆反应装甲作用过程如图7 所示. 由图可知，射流直径远小于飞板尺寸，在分析中射流流经区域可用一条通过命中位置的水平直线等效替换，飞板边缘通过直线即视为已飞离射流流经区域. 由图6 可知，时间为450 μs 时，各飞板加速度趋近于0，爆轰加载过程结束，飞板速度趋于稳定，忽略后续过程速度衰减，将450 μs 时刻的瞬时速度视为飞离流经区域的平均速度来确定飞板偏移出射流运动区域的时间.

图7 典型聚能射流引爆反应装甲作用过程Fig. 7 The action process of typical shaped jet detonation reaction armor

典型聚能射流引爆反应装甲作用过程高摄照片如图8 所示. 由图可知，小口径战斗部形成的射流有效引爆反应装甲惰性装药引发剧烈爆轰；但产生的火光与黑烟掩盖了飞板，无法确定飞板飞散初始时刻；爆轰气体在10 ms 内将反应装甲两块飞板抛掷到7～8 m 空中.

图8 典型聚能射流引爆反应装甲作用过程高摄照片Fig. 8 High-speed photographs of the action process of a typical shaped jet detonation reaction armor

反应装甲起爆后，爆轰产物沿反应装甲飞板法线方向驱动飞板飞散，飞板主要是获得了x和y方向的速度，运动形式主要是以平动为主. 在飞板飞散的过程中，飞板受强大的冲击波作用产生了形变，飞板中心隆起，边缘出现弯曲，爆轰产物不再是平面加载，而是在变形的飞板表面进行曲面加载，运动形式变为平动与旋转的复合运动，飞板获得一个较小的z方向速度，飞板飞离作用区域时间即干扰作用时长主要取决于x方向速度.

计算干扰时长的方法为：

①由倾角等射流作用条件得出第i块飞板飞离射流作用区域所需位移xi；

②由数值模拟结果得出450 μs 时第i块飞板的x方向位移x1，i以及x方向速度vxi；

③由2.1 分析可知，450 μs 时飞板趋于匀速，可得出第i块飞板飞离时间ti（单位ms）④比较各飞板飞离时间，最大值即为干扰作用时间. 各工况的干扰时间如图9 所示.

图9 不同工况下的干扰时间Fig. 9 Interference time under different operating conditions

由图9 可知，炸高和倾角对干扰时间有显著影响，主要表现为：炸高较小时(2dc)，干扰时间随倾角增大而增大；炸高较大时，干扰时间随倾角增大而减小.主要的原因是：炸高为2dc时，射流延展不够充分，射流长度较短，侵彻能力不足，不足以引爆下层反应装甲惰性装药，因此下层飞板的速度较小，飞离射流流经区域的时间较大，倾角越大，射流的侵爆能力越低，因此干扰时间随着倾角增大而增大.当炸高增大，射流充分延展至能引爆下层装药，飞板获得大致相同的速度，但倾角越大，则飞板飞离射流路径的径的移动距离越小，因此干扰时间随着倾角增大而减小.

3 预测模型

为预测双层楔形反应装甲干扰时间，建立干扰时长与倾角炸高关系，做出如下假设：

①在爆炸飞散过程中，金属板面积改变很小即爆炸加载面积改变很小，可以忽略.

②上层下飞板与下层上飞板塑性碰撞瞬间完成，以一恒定速度飞离射流流经区域.

双层楔形反应装甲射流干扰时间主要取决于碰撞的两层飞板飞离射流区域时间：射流先引爆上层反应装甲，其中上层上飞板受爆轰产物持续加载飞离射流作用区域且不受阻碍，飞离时间较短；下层下飞板紧贴主战坦克装甲，可认为不发生运动，中间两层飞板碰撞后速度有所下降，飞离时间变长，因而决定了反应装甲整体干扰作用时长.

碰撞后中间两板垂直于射流轴线方向共同速度u为

式中t2为聚能战斗部起爆到引爆反应装甲时间间隔.

各工况下干扰时长数值计算结果与理论计算结果对比列于表5.

由表5 可知，计算结果与数值计算结果相近，相差在6.1%以内，说明该预测模型能较好地描述文中工况下的重型反应装甲干扰时间.

表5 干扰时长数值计算与理论计算结果对比Tab. 5 Comparison of results of numerical and theoretical calculations of interference duration

4 结 论

采用LS-DYNA 非线性动力学软件针对倾角炸高对引爆重型爆炸反应装甲影响进行了数值模拟，主要结论有：

①炸高倾角显著影响飞散过程，飞板加速度、速度峰值随倾角增大有下降的趋势；随着炸高增大，峰值先增大后减小.

③炸高倾角影响反应装甲干扰时间，炸高较小时(2dc)，干扰时间随着倾角增大而增大；炸高较大时，干扰时间随着倾角增大而减小.

③本文提出的重型反应装甲干扰聚能射流时长模型能够有效预测不同倾角炸高工况下干扰时长.但文中得到的理论公式，仅适用于本文相似数值计算工况下干扰时长预测.