2. 重庆红宇精密工业有限责任公司, 重庆 402760;
3. 上海空间电源研究所, 上海 200233;
4. 二炮驻上海地区军事代表室, 上海 200082
2. Chongqing Hongyu Precision Industry Co. Ltd, Chongqing 402760, China;
3. Shanghai Institute of Space-Power Source, Shanghai 200233, China;
4. The Second Artillery Military Resesentative Room in Shanghai, 200082, China
横向效应增强型弹丸(PELE, Penetrator with Enhanced Lateral Efficiency), 是一种基于新型毁伤机理的无引信、无装药的新概念弹药, 它由高密度外层壳体和壳体内低密度惰性填充材料组成, 具有良好的穿甲性能[1]。目前, PELE的研究主要集中在针对填充材料[2-3]、弹靶参数[4-5]、着靶参数[6]对其横向效应发挥的影响分析方面, 而对通过结构改进提高后效毁伤性能研究的较少。
为了进一步提高PELE弹丸的后效毁伤性能, 文献[7]提出了半预制破片PELE弹丸概念(HF-PELE弹丸), 即通过在弹丸壳体表面设计V型槽, 使PELE弹丸在侵彻过程中径向膨胀更剧烈, 横向效应更明显, 壳体更易碎裂形成大量具有较高轴向剩余速度和径向飞散速度的破片, 从而大大提高PELE弹丸后效毁伤性能。本研究应用有限元软件ANSYS/LS-DYNA对影响HF-PELE弹丸毁伤性能的V型槽刻槽角度、刻槽长度、刻槽深度进行了正交优化设计, 获得了结构参数的影响规律和最优结构设计参数, 可为HF-PELE弹丸的设计提供参考。
2 计算模型研究设计的HF-PELE弹丸结构简图如图 1所示。
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图 1 HF-PELE弹丸侵彻钢靶模型和壳体V型槽示意图 Fig.1 Structure of HF-PELE and V-shaped cavity |
数值模拟时, HF-PELE弹丸壳体选用高密度4340钢, 尺寸为Φ35 mm×150 mm, 底厚为10 mm, 采用JOHNSON_COOK材料模型, V型槽刻槽长度为10 mm, 刻槽深度为3.5 mm; 弹芯选用低密度尼龙材料, 尺寸Φ26 mm×140 mm, 采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型; 靶板为4340均质钢靶, 尺寸为200 mm×200 mm×30 mm, 采用JOHNSON_COOK材料模型; 弹丸初速为1200 m·s-1, 具体材料参数见表 1[7]。
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表 1 HF-PELE弹丸壳体、弹芯及靶板材料参数 Tab.1 Parameters of half-premade fragmented PELE |
为分析V型槽刻槽角度对HF-PELE弹丸毁伤性能的影响, 利用ANSYS/LS-DYNA有限元软件分析了不同V型槽刻槽角度(2°、4°和8°)下, HF-PELE弹丸侵彻钢靶的毁伤性能, 不同角度V型槽结构示意图如图 2所示。
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图 2 不同刻槽角度的V型槽 Fig.2 V-shaped cavities with different angles |
图 3为采用不同V型槽刻槽角度时, HF-PELE弹丸侵彻钢靶形成的破片径向速度vr随时间t变化的规律。
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图 3 不同V型槽角度时破片径向速度随时间变化规律 Fig.3 Curves of radial velocity for fragment vs time with different V-shaped cavity angles |
由图 3可知, 随着V型槽刻槽角度的增大, HF-PELE弹丸侵彻钢靶形成的破片径向速度逐渐降低, 当V型槽刻槽角度为2°时, 破片径向速度最大。随着时间的增大, 不同V型槽刻槽角度产生的破片, 其径向速度均先增大后减小, 最后趋于稳定。当时间小于150 μs时, 不同V型槽刻槽角度产生的破片径向速度相差较小; 当时间大于150 μs时, 随着时间的增加, 不同V型槽刻槽角度产生的破片, 其径向速度先减小, 后在400 μs左右逐渐趋于稳定。另外, 当HF-PELE弹丸的V型槽刻槽角度设计为4°和8°时, 壳体碎裂程度更完全, 因此其破片径向速度先于V型槽角度为2°时达到最大; 但随着碎裂过程的继续进行, 破片的径向动能逐渐消耗, 致其最大破片径向速度有所降低, 最终趋于稳定。
图 4为破片径向速度趋于稳定时, 即400 μs时, 不同V型槽角度时HF-PELE弹丸侵彻钢靶形成的破片。
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图 4 不同V型槽角度时HF-PELE弹丸侵彻钢靶所形成破片 Fig.4 Fragment by HF-PELE penetrating steel target with different V-shaped cavity angles |
由图 4可以看出, 不同V型槽刻槽角度的HF-PELE弹丸壳体碎裂程度、产生破片数量及大小存在较大差别。当刻槽角度为2°时, 弹丸壳体碎裂面积大, 碎裂产生的破片数量多, 破片质量较大, 散布均匀; 随着V型槽角度的增加, 壳体碎裂程度降低, 形成的破片数量逐渐减少, 破片质量降低, 弹丸后效毁伤性能减弱。
3 PELE毁伤性能影响因素正交优化设计正交优化设计是在传统专业设计的基础上发展起来的, 以统计的方法定量分析各种参数组合与目标特性之间的关系, 从而求出最佳参数组合的一种方法[8-9]。本研究应用正交优化设计方法对影响HF-PELE弹丸毁伤性能的因素: V型槽刻槽角度θ、刻槽长度L、刻槽深度H进行分析, V型槽角度取2°、4°和8°, 刻槽长度取6，8，10 mm, 刻槽深度取1.5，2.5，3.5 mm, 正交优化设计因素水平表如表 2所示。
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表 2 V型槽正交设计因素水平表 Tab.2 Factors and levels of orthogonal design of V-shaped cavities |
对于HF-PELE弹丸毁伤性能, 破片的最大径向速度能较好地反映破片的速度均值和速度趋势, 因此将破片最大径向速度vr, max(m·s-1)作为优化目标。由于该优化为三因素三水平设计, 选用L9(34)正交表, 根据HF-PELE弹丸毁伤性能影响因素的具体参数, 设计了三因素三水平的正交设计仿真方案, 各因素水平组合如表 3所示, 数值仿真结果如图 5所示。
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表 3 正交设计仿真方案和结果 Tab.3 Orthogonal design simulation scheme and results |
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图 5 不同正交优化方案数值仿真结果 Fig.5 Results of different orthogonal scheme |
从表 3可以看出, 在9个仿真方案中, 第5号方案得到的破片最大径向速度最大。初步认为, A2B2C3为较优组合。
再通过对k1、k2、k3分析, 确定各因素的优水平, 确定最优组合。由表 3分析可知, 对于因素1 (V型槽刻槽角度): k21>k11>k31, 因此V型槽刻槽角度取4°为最佳水平; 对于因素2 (V型槽刻槽长度) : k22>k32>k12, 因此刻槽长度取8 mm为最佳水平; 对于因素3 (V型槽刻槽深度) : k33>k23>k13, 因此刻槽深度取3.5 mm为最佳水平。
最后根据极差(R)大小, 判断因素的主次影响顺序。由表 3可知, RC>RA>RB, 因此, V型槽刻槽深度对HF-PELE弹丸破片径向速度影响程度最大, V型槽刻槽角度次之, V型槽刻槽长度的影响最小。
因此, 综合分析, 当HF-PELE弹丸结构参数取最佳组合方案A2 B2 C3时, 即V型槽刻槽角度为4°、刻槽长度为8 mm、槽深度为3.5 mm时, HF-PELE弹丸破片径向速度值最大, 正好为第五次仿真结果。图 6所示为HF-PELE弹丸不同正交优化方案下数值仿真获得的破片径向速度变化规律。由此可以看出, HF-PELE弹丸V型刻槽参数不同, 其对产生的破片径向速度影响程度也不尽相同; 但破片径向速度随时间的变化规律均呈现先增大后减小、最后趋于稳定的规律。
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图 6 不同正交优化方案的破片径向速度 Fig.6 The radial velocity of different orthogonal scheme |
运用有限元软件ANSYS/LS-DYNA对影响HF-PELE弹丸毁伤性能的V型槽角度进行了数值模拟研究, 并对影响HF-PELE弹丸毁伤性能的主要因素V型槽角度、刻槽长度及刻槽深度进行了正交优化分析, 结果表明:
(1) 对于不同V型槽刻槽角度, 当V型槽刻槽角度为2°时, 弹丸壳体碎裂面积最大, 碎裂产生的破片数量多, 破片质量相对较大, 破片径向速度最大, HF-PELE弹丸毁伤性能最佳;
(2) 对于本研究设计的HF-PELE弹丸, 当V型槽刻槽角度为4°、刻槽长度为8 mm、刻槽深度为3.5 mm时, 弹丸的破片最大径向速度最大(162.81 m·s-1), 可对靶后造成更大面积的毁伤;
(3) 在结构参数对HF-PELE弹丸毁伤性能影响的正交优化分析中, V型槽刻槽深度对弹丸破片的最大径向速度影响最大, V型槽刻槽角度次之, 刻槽长度影响最小。
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Numerical simulations of HF-PELE penetrating 4340 steel were carried out by ANSYS/LS-DYNA.