張 博，張丁山，呂永柱，趙永剛，全嘉林

(西安近代化學(xué)研究所，西安 710065)

1 引言

地面建筑物目標是鉆地彈的重點打擊對象，一般為多層鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)。李江濤等研究了不同著角和速度對彈丸侵徹多層鋼混靶的彈道特性；吳普磊等研究了攻角對彈體斜侵徹多層混凝土靶的彈道偏轉(zhuǎn)影響；李鵬飛等研究了2種不同頭部結(jié)構(gòu)彈體斜侵徹多層混凝土靶的偏轉(zhuǎn)規(guī)律；劉宗偉等建立了彈丸斜侵徹多層混凝土靶的彈道姿態(tài)計算模型；朱戰(zhàn)飛等研究了鋼混靶間距及層數(shù)對彈體斜侵徹彈道性能的影響；其他許多學(xué)者對彈體斜侵徹混凝土的機理及模型進行了深入研究，但是由于力學(xué)模型的缺乏，關(guān)于彈體參數(shù)對斜侵徹多層混凝土靶的姿態(tài)偏轉(zhuǎn)影響研究相關(guān)文獻較少。

為此，本文針對長徑比對彈體斜侵徹多層混凝土靶姿態(tài)偏轉(zhuǎn)影響的問題，采用數(shù)值仿真及次口徑侵徹試驗研究了不同長徑比彈體在710 m/s初速、10°著角情況下侵徹5層混凝土靶的姿態(tài)偏轉(zhuǎn)規(guī)律；結(jié)合彈體受力情況，從理論上定性分析了長徑比對彈體姿態(tài)的影響規(guī)律，為鉆地彈的結(jié)構(gòu)設(shè)計提供參考。

2 試驗研究

2.1 試驗彈體結(jié)構(gòu)參數(shù)

彈體由殼體、裝藥及后蓋組成,如圖1所示。殼體及后蓋材料為G50鋼，內(nèi)部裝藥為HMX炸藥，各材料主要性能參數(shù)列于表1中。3種彈體方案參數(shù)列于表2中，為彈體長度，為彈體質(zhì)心到彈體前端面長度，為彈體外徑，為彈體頭部弧段半徑，為彈體質(zhì)心比，為彈體曲徑比；在方案設(shè)計中通過調(diào)整內(nèi)部結(jié)構(gòu)保證3種彈體結(jié)構(gòu)質(zhì)心比相同。

圖1 彈體結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of projectile structure

表1 彈體材料主要性能參數(shù)Table1 The mechanical parameters of projectile

表2 3種方案彈體結(jié)構(gòu)參數(shù)Table 2 The structural parameters of three projectiles

2.2 試驗過程

根據(jù)表2參數(shù)加工試驗彈體，如圖2所示。彈體采用320 mm平衡炮次口徑發(fā)射，利用高速攝影對彈體侵徹混凝土靶全過程進行追蹤記錄，試驗后分析彈體的速度及偏轉(zhuǎn)情況。5層混凝土靶如圖3所示，試驗前實測混凝土靶抗壓強度為41.3 MPa；第1層厚度300 mm，后4層厚度為180 mm，靶面垂直間距2 mm，靶面與水平夾角80°；第1～3層靶迎彈面尺寸為1.5 m×1.5 m，第4～5層靶迎彈面尺寸為2 m×2 m；試驗現(xiàn)場布局如圖4所示。

圖2 彈體實物圖Fig.2 Experimental projectile

圖3 5層混凝土靶實物圖Fig.3 Experimental concrete targets

圖4 試驗現(xiàn)場布局示意圖Fig.4 Layout of the experiment

2.3 試驗結(jié)果及分析

彈體侵徹5層混凝土靶后完整回收，彈體未出現(xiàn)彎折或斷裂，如圖5所示。3種長徑比彈體侵徹過程如圖6～圖8所示，彈體偏轉(zhuǎn)角度為彈體軸線與水平方向夾角，試驗結(jié)果列于表3。

圖5 回收彈體狀態(tài)圖Fig.5 Projectile after the test

圖6 長徑比4.01彈體侵徹過程示意圖Fig.6 Penetration process of the projectile with length-diameter ratio 4.01

圖7 長徑比4.46彈體侵徹過程示意圖Fig.7 Penetration process of the projectile with length-diameter ratio 4.46

圖8 長徑比4.92彈體侵徹過程示意圖Fig.8 Penetration process of the projectile with length-diameter ratio 4.92

表3 試驗結(jié)果Table 3 The experimental results

如圖9所示，隨著長徑比增大，彈體偏轉(zhuǎn)角度逐漸減??；長徑比從4.01增加至4.92時，偏轉(zhuǎn)角度從50.9°減小至31.5°，減小38.11%。

圖9 3種長徑比彈體試驗偏轉(zhuǎn)角度曲線Fig.9 Comparison of experimental trajectory deflection angle of three length-diameter ratio projectiles

3 數(shù)值仿真計算研究

3.1 數(shù)值仿真模型

利用ANSYS/LS-DYNA 軟件，依據(jù)表2彈體參數(shù)及試驗中靶板尺寸建立數(shù)值仿真模型，如圖10所示。殼體及后蓋G50材料選用帶應(yīng)變率效應(yīng)的Johnson-Cook材料模型；內(nèi)部裝藥材料選擇Plastic-Kinematic模型；混凝土靶采用HJC強度模型，密度為2 440 kg/m，抗壓強度為41.3 MPa；HJC模型的主要性能參數(shù)見表4。

圖10 數(shù)值仿真模型示意圖Fig.10 Schematic diagram of projectile and target

表4 混凝土HJC模型主要參數(shù)Table 4 Parameters of HJC model for concrete

3.2 計算結(jié)果

對3種長徑比彈體方案進行數(shù)值仿真計算，初速為710 m/s，著角10。計算完成后讀取撞靶時刻彈體姿態(tài)偏轉(zhuǎn)角度，列于表5中。彈體偏轉(zhuǎn)角度隨靶板層數(shù)增加變化情況如圖11～圖13所示。

圖11 長徑比4.01彈體數(shù)值仿真結(jié)果云圖Fig.11 Simulation results of the projectile with length-diameter ratio 4.01

圖12 長徑比4.46彈體數(shù)值仿真結(jié)果云圖Fig.12 Simulation results of the projectile with length-diameter ratio 4.46

圖13 長徑比4.92彈體數(shù)值仿真結(jié)果云圖Fig.13 Simulation results of the projectile with length-diameter ratio 4.92

表5 數(shù)值仿真結(jié)果Table 5 Simulation results

圖14為3種長徑比彈體數(shù)值仿真偏轉(zhuǎn)角度曲線。

圖14 3種長徑比彈體數(shù)值仿真偏轉(zhuǎn)角度曲線Fig.14 Comparison of numerical simulation trajectory deflection angle of three length-width ration projectiles

3.3 試驗結(jié)果與仿真結(jié)果對比

圖15～圖17為3種長徑比彈體偏轉(zhuǎn)角度試驗結(jié)果與仿真結(jié)果曲線，試驗測得出靶速度與數(shù)值計算最大偏差為 8.25%，彈體出靶偏轉(zhuǎn)角度與數(shù)值計算最大偏差為8.06%，數(shù)值仿真計算結(jié)果與試驗結(jié)果符合較好。

圖15 長徑比4.01彈體試驗與仿真結(jié)果曲線Fig.15 Comparison of experimental and numerical simulation of the projectile with length-diameter ratio 4.01

圖16 長徑比4.46彈體試驗與仿真結(jié)果曲線Fig.16 Comparison of experimental and numerical simulation of the projectile with length-diameter ratio 4.46

圖17 長徑比4.92彈體試驗與仿真結(jié)果曲線Fig.17 Comparison of experimental and numerical simulation of the projectile with length-diameter ratio 4.92

4 數(shù)值仿真及試驗結(jié)果分析

結(jié)合試驗及數(shù)值仿真結(jié)果，將彈體侵徹單層混凝土靶過程分為3個階段，如圖18所示。圖中為戰(zhàn)斗部質(zhì)心，為等效阻力中心，為戰(zhàn)斗部速度，為靶對戰(zhàn)斗部的等效作用力。第一階段彈體頭部侵入靶板，如圖18(a)所示，彈體頭部受到靶板的反作用力，此時由于著角的存在，作用在彈體頭部的等效作用力為不對稱力，且等效阻力中心距離質(zhì)心遠，對彈體產(chǎn)生較大的偏轉(zhuǎn)力矩，導(dǎo)致彈體發(fā)生偏轉(zhuǎn)；第二階段隨著彈體向前運動，彈體中部進入靶板，如圖18(b)所示，此時等效阻力中心逐漸靠近質(zhì)心，作用力對彈體產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩減??；第三階段是彈體尾部出靶板的過程，如圖18(c)所示，由于第一階段偏轉(zhuǎn)力矩的作用，彈體產(chǎn)生偏轉(zhuǎn)角速度，在尾部出靶時靶板對彈體的等效作用力產(chǎn)生的偏轉(zhuǎn)力矩將與第一階段的偏轉(zhuǎn)力矩方向相反，且隨著等效阻力中心逐漸遠離質(zhì)心，彈體所承受的偏轉(zhuǎn)力矩隨之增大，使彈體向著與第一階段相反的方向偏轉(zhuǎn)。

圖18 彈體侵徹混凝土靶受力過程示意圖Fig.18 Schematic diagram of projectile penetrate the concrete target

彈體在侵徹后續(xù)混凝土靶時受力狀態(tài)與首層類似，主要區(qū)別為3個階段偏轉(zhuǎn)力矩方向的不同，可歸結(jié)為第一階段彈體偏轉(zhuǎn)，第二階段隨進，第三階段修正(反向力矩)。

彈體初始動能一定時，隨著長徑比增大，彈體在穿靶過程中所承受的偏轉(zhuǎn)力矩及修正力矩均增大。結(jié)合試驗及仿真結(jié)果得出，所設(shè)計的3種長徑比彈體方案在侵徹5層混凝土靶過程中偏轉(zhuǎn)力矩對彈體的作用大于修正力矩；隨著長徑比的增大，修正力矩的作用增加幅度大于偏轉(zhuǎn)力矩，因此彈體偏轉(zhuǎn)角度降低。彈體偏轉(zhuǎn)角度隨長徑比的增加近似為指數(shù)性降低，如圖19所示。

圖19 彈體偏轉(zhuǎn)角度隨長徑比變化曲線Fig.19 The curve between trajectory deflection angle and length-diameter ratio of projectile

5 結(jié)論

1)在初始動能相同條件下，彈體偏轉(zhuǎn)角度隨長徑比增大而減??；

2)彈體長徑比從4.01增加至4.92時，偏轉(zhuǎn)角度從50.9°減小至31.5°，減小38.11%；

3)試驗中出靶彈體偏轉(zhuǎn)角度與數(shù)值仿真結(jié)果最大偏差為8.06%，數(shù)值仿真模型計算精度較高。