郭腾飞;李伟兵;李文彬;洪晓文
【摘 要】针对钽材料在成型装药战斗部中的应用问题,采用LS-DYNA仿真软件,研究了弧锥结合形钽药型罩结构参数(药型罩锥角、药型罩壁厚和药型罩圆弧半径)对EFP成型及侵彻性能的影响.揭示了各结构参数对EFP成型性能的控制规律,其中药型罩锥角控制EFP的轴向拉伸及径向收缩的能力,药型罩壁厚控制EFP的头部速度及尾部断裂与外张情况,药型罩圆弧半径控制EFP的头部形态及其绝对实心长度.获得了成型性能较佳的钽罩结构参数取值范围,其中药型罩锥角为143°～147°,药型罩壁厚、圆弧半径分别为0.024～0.026倍和0.7～0.8倍装药口径.各结构参数对EFP侵彻深度及侵彻孔径影响的主次顺序分别为:药型罩圆弧半径、药型罩锥角、药型罩壁厚和药型罩锥角、药型罩壁厚、药型罩圆弧半径.确定了EFP成型及侵彻性能均较佳的钽罩结构参数组合:药型罩锥角为145°,药型罩壁厚、圆弧半径分别为0.025、0.70倍装药口径. nfc天线
【期刊名称】《高压物理学报》
玻璃磨边【年(卷),期】2018(032)003
【总页数】8页(P94-101)
【关键词】EFP;钽;药型罩;实心长度;数值模拟
【作 者】郭腾飞;李伟兵;李文彬;洪晓文
【作者单位】南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室,江苏南京210094;南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室,江苏南京210094;南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室,江苏南京210094;南京理工大学智能弹药技术国防重点学科实验室,江苏南京210094
【正文语种】中 文
【中图分类】TJ410.3
钽作为药型罩材料在聚能战斗部中的应用是当前成型装药技术研究的热点问题之一，其研究的核心内容是确定毁伤元成型较佳的药型罩结构参数，实现聚能战斗部的高效毁伤。目前国外灵巧弹药中已成功应用了钽药型罩，如美国的SADARM末敏弹、德国的SMART末
敏弹和瑞典的BONUS灵巧炮弹等[1]。针对钽的动力学性能及钽罩侵彻体的应用研究，Zerilli等[2]基于位错动力学建立了钽材料Zerilli-Armstrong本构模型；Bergh等[3]研究发现钽罩爆炸成型弹丸(Explosively Formed Projectile，EFP)的拉伸长度较传统紫铜罩明显提高，并通过X射线试验验证了钽形成EFP毁伤元的可行性。在侵彻行为中，影响侵彻效率最关键的因素为弹靶材料密度比。钽的高密度决定了钽罩EFP的高效毁伤能力，弹道试验表明，Ta的侵彻性能较Cu高30%～35%[4]。Weimann等[5]通过试验和数值模拟对比了钽、铁EFP的侵彻威力，得出同质量下长径比为3的钽EFP毁伤能力可等效长径比为6的铁EFP。Rondot[6]对比研究了空腔钽EFP、密实钽EFP及优化的铁EFP的终点效应，结果表明，相较于铁EFP的侵彻能力，空腔及密实的钽EFP分别提高了14.2%和34.9%。国内前期主要对钽及钽合金的本构关系开展了大量研究，如张廷杰等[7-8]研究了钽-钨合金在高压加载下的动态响应和塑性变形机制；郭扬波等[9]通过改进Z-A模型建立了一种可描述动态应变时效现象的本构模型。上述文献未涉及钽罩结构参数对毁伤元成型及侵彻影响的研究，结合国内外目前对钽罩EFP战斗部的研究现状，开展钽药型罩结构参数对EFP成型及侵彻的控制研究，揭示各结构参数对EFP成型及侵彻的控制规律，确定毁伤性能较佳的钽罩结构参数匹配方案很有必要，以期为钽罩EFP的靶后效应研究提供参考依据。
本研究选取钽作为药型罩材料，采用LS-DYNA仿真软件研究弧锥结合形钽药型罩结构参数对EFP毁伤元成型及侵彻性能的影响规律，确定了EFP毁伤元成型及侵彻性能均较佳的钽罩结构参数组合。
1 结构设计及方案选取
1.1 钽罩EFP战斗部结构设计
基于对弧锥结合形药型罩及船尾型装药结构的大量研究[10-11]，设计如图1所示的钽罩EFP战斗部结构，起爆方式为装药中心单点起爆。影响规律研究所涉及的结构参数有药型罩锥角α、药型罩壁厚s和药型罩圆弧半径R，装药及壳体结构参数(装药口径Dk、装药高度H、船尾倾角β和壳体厚度t)设计如表1所示。
表1 装药及壳体结构参数设计 Table 1 Design of charge and shell’s structural parametersDk/mmH/mmβ/(°)t/mm 10090455
1.2 仿真模型及研究方案过敏性鼻炎仪
本研究所建立的有限元三维仿真模型如图2所示。由于成型装药毁伤元的形成存在高应变率、高过载过程，因此仿真中采用ALE算法来计算涉及网格大变形、材料流动问题的聚能侵彻体形成过程，、药型罩、空气采用欧拉算法，、药型罩、空气和壳体间的相互作用采用流固耦合算法。药型罩和壳体材料分别选用钽和45钢，本构方程选用Johnson-Cook模型，状态方程为Grüneisen方程；主装药采用JH-2，状态方程选取JWL (Jones-Wilkins-Lee)方程。钽材料的Johnson-Cook本构方程关键参数见表2[12]，、空气和壳体的具体参数见表3[13],其中：C、S1、S2、S3、γ0为材料特性参数，A为材料准静态下屈服应力，B为应变硬化系数，n为应变硬化指数，m为温度系数，D为爆速，pCJ为Chapman-Jouguet压力。
图1 钽罩EFP战斗部结构图 Fig.1 Diagram of tantalum liner EFP warhead
图2 有限元模型 Fig.2 Finite element model
为了获得钽药型罩结构参数对EFP毁伤元成型及侵彻的影响规律，采取保持其余参数值不变，研究单一参数变化的影响规律的方法。选取药型罩锥角α的变化范围为135°～155°(参量增量为4°)、药型罩壁厚s的变化范围为2.0～3.0 mm(参量增量为0.2 mm)、药型罩圆弧半
管串径R的变化范围为40～85 mm(参量增量为5 mm)。
表2 钽材料J-C本构方程参数[12] Table 2 Parameters of J-C constitutive equation for tantalum[12]A/MPaB/MPanCm1421640.31480.0570.8836
表3 空气、壳体及材料参数[13] Table 3 Parameters of air,shell and explosive[13]AirCγ0S1S2S3ρ/(kg·m-3)0.3441.40001.25Shell (45 steel)A/MPaB/MPaCnmρ/(g·cm-3)4964340.0140.261.037.83Explosive (JH-2)D/(km·s-1)pCJ/GPaA/GPaB/GPaGρ/(g·cm-3)8.42529.66854.52.05- 1.845
图3 EFP成型性能指标示意图 Fig.3 Schematic diagram of molding performance indicator of EFP
1.3 EFP成型性能指标
为了便于后续的研究，根据文献[14]，在图3中给出了EFP成型性能指标的定义。其中：l为绝对实心长度，是指EFP实心部总长；d为绝对实心直径，是指EFP实心部最大直径；Lp为EFP长度，是指EFP总长;Dp为EFP直径，是指EFP最大直径；相对实心长度用l/Lp表示，
相对实心直径用d/Dp表示。
2 钽罩结构参数对EFP性能的控制规律
2.1 成型性能的控制
2.1.1 药型罩锥角的影响
选取s=2.4 mm、R=50 mm，对药型罩锥角α的6个方案进行数值仿真，得出每个方案在200 μs时刻EFP的头部速度vtip及其成型形态，如图4所示。计算各方案下EFP毁伤元的成型性能指标，得出绝对实心长度l、绝对实心直径d、相对实心长度l/Lp、相对实心直径d/Dp随锥角的变化规律曲线，如图5所示。
图4 头部速度随药型罩锥角的变化 Fig.4 Variation of vtip along α
图5 EFP成型指标随药型罩锥角的变化曲线 Fig.5 Variation of molding performance indicator of EFP along α
由图4可知：当药型罩锥角大于143°后，由于药型罩由压垮翻转作用逐渐转变为翻转变形，
安息香乙醚导致EFP的拉伸长度逐渐减小。在锥角为147°时，侵彻体头部速度变化趋势发生改变的原因也是由于药型罩成型模式转为翻转变形后，随着锥角的增加并接近于爆轰波对平板的作用机理，EFP用于拉伸变形的能量减弱。
由图5可知：当药型罩锥角α由135°增加至150°时，随着药型罩压合作用的减弱，毁伤元整体的轴向拉伸及径向收缩能力减小，故其相对实心长度及直径逐渐降低；当药型罩锥角α大于150°时，药型罩成型模式转变为翻转变形，毁伤元整体的轴向拉伸及径向收缩能力大幅削弱，导致EFP长度及直径锐减，而绝对实心长度小幅下降，绝对实心直径基本不变，故其相对实心长度及直径略有增加。因此，药型罩锥角主要通过控制药型罩的成型模式，进而控制毁伤元轴向拉伸及径向收缩的能力。
综合分析图4和图5：当药型罩锥角小于143°时，虽然侵彻体头部速度及相对实心长度、直径较大，但其头尾速度差过大，易拉断；当药型罩锥角大于147°时，毁伤元绝对实心长度过小，不利于侵彻。因此，综合考虑毁伤元的成型性能，选取钽药型罩锥角α为143°～147°。
2.1.2 药型罩壁厚的影响
选取α=143°、R=50 mm，对药型罩壁厚的6个方案进行数值仿真，得出各方案在200 μs时刻EFP的头部速度vtip及其成型形态，如图6所示。计算各方案下EFP毁伤元的成型指标，得出绝对实心长度l、绝对实心直径d、相对实心长度l/Lp、相对实心直径d/Dp随壁厚的变化规律曲线，如图7所示。
图6 头部速度随药型罩壁厚的变化Fig.6 Variation of vtip along s
图7 EFP成型指标随药型罩壁厚的变化曲线 Fig.7 Variation of molding performance indicator of EFP along s
管
由图6可知：随着药型罩壁厚的增加，EFP尾部的断裂现象逐渐减弱，且当药型罩壁厚s由2.0 mm增加至3.0 mm时，EFP的头部速度呈线性减小的变化趋势，且下降了23.8%。
分析图7：当药型罩壁厚s由2.0 mm增加至2.6 mm时，毁伤元尾部断裂现象不断减弱，尾部外张现象逐渐增强，导致EFP长度、直径逐渐增大，而绝对实心长度及直径小幅减小，故EFP相对实心长度、直径呈现快速下降的趋势；当药型罩壁厚s大于2.6 mm时，毁伤元尾部断裂现象微弱，尾部外张现象不再增强，实心部的轴向拉伸及径向收缩基本不变，故
其相对实心长度、直径变化趋势趋于平缓。因此，药型罩壁厚主要控制EFP毁伤元的头部速度及其尾部的断裂与外张情况。
综合分析图6和图7：在保证EFP的相对实心长度、直径适中的情况下，考虑选取头部速度相对较大及尾部断裂质量相对较小的毁伤元为较佳毁伤元。形成较佳毁伤元的钽药型罩壁厚s的取值范围为：0.024Dk～0.026Dk。
2.1.3 药型罩圆弧半径的影响
选取α=143°、s=2.4 mm，对药型罩圆弧半径的10个方案进行数值仿真，得出每个方案在200 μs时刻EFP的头部速度vtip及其成型形态，如图8所示。计算各方案下EFP毁伤元的成型指标，得出相对实心长度l/Lp、相对实心直径d/Dp随圆弧半径的变化规律曲线，如图9所示。
