陶瓷靶抗射流侵彻的理论模型及数值模拟_空腔膨胀模型-论文网

表1理论结果与实验结果的对比

Tab.1Comparisonbetweentheoreticalresultsandexperimentalresults

3陶瓷抗射流侵彻过程的数值模拟

由于受到实验条件的限制，实验研究为射流侵彻陶瓷靶板的复杂过程提供的信息也受到一定的限制，因此解析模型和数值模拟便成为研究射流侵彻陶瓷靶板问题的一个重要研究手段。与分析模型相比，数值计算方法可以对射流侵彻陶瓷靶板进行全物理、全过程模拟，从而获得完整的物理现象。

3.1计算模型

本文对药型罩的锥角为60、80和100，壁厚为1.8mm、2.4mm和3.6mm的9种工况进行了数值模拟，采用轴对称建模(X轴为对称轴)，以锥角80、壁厚2.4mm的药型罩为例，计算模型如图3所示，装药口径：60mm，装药高度：61.45mm，炸高：120mm。陶瓷靶板为半无限大，采用在有限几何模型上施加“transmit”边界的方法来减小计算模型和计算时间。

模型由空气、炸药(TNT)、药型罩(铜)和靶板(AD995)四部分组成。AD995的主要参数如表2所示，铜的密度。炸药和药型罩在射流形成过程中变形较大，故选用Euler网格，靶板则选用Lagrange网格。在保证精度的前提下，为了节省计算时间，在对靶板和Euler区域进行网格划分时，在射流形成及其与靶板接触区域内(对称轴附近)，网格划分较密，离对称轴较远的区域网格划分较稀疏。

图3射流侵彻陶瓷靶板的计算模型

Fig.3Calculationmodelforthepenetrationintoceramictargetbyshaped-chargejet

表2AD995的主要参数

Tab.2MajorparametersofAD995

锥角为80、壁厚为2.4mm的药型罩形成的射流在着靶时的形状如图4所示，从图中可以看到，射流此刻已经完全形成，并且经过了一定的拉伸，但尚未断裂，此时射流的侵彻能力较强。

图4着靶时刻的射流形状图

Fig.4Shaped-chargejetprofilebeforepenetration

图5为不同时刻AD995靶板的损伤情况(锥角80，壁厚2.4mm)，从图中可以看到陶瓷靶板在径向会产生不同程度的裂纹和损伤。在射流的开坑阶段(图5a)，射流碰靶后，头部撞击静止的靶板，从碰撞点向靶板和射流中分别传入冲击波，靶板自由界面处崩溃，在靶板中形成三高区（高温、高压和高应变率）；在侵彻的准定常阶段(图5b,c)，侵彻速度和孔径变化不大(图6,7)，基本上与破甲时间无关；侵彻后期(图5d)，射流速度不足以继续侵彻，在孔底出现射流堆积，在有限空间内，只能扩大孔径容纳更多的射流，所以孔底的孔径比准定常阶段的孔径大。

a.54b.92

c.140d.565

图5陶瓷靶板的损伤状态

Fig.5Damagestatusoftheceramictarget

靶板孔径与侵彻深度的关系如图7所示。锥角为80，壁厚分别为1.8mm、2.4mm和3.6mm的药型罩(图7a)，在靶板中的开坑半径及准定常阶段的孔径相差较小；壁厚越小，射流速度越大，对靶板的侵彻深度越大，壁厚为1.8mm时，侵彻深度为235mm。壁厚为1.8mm，锥角为60、80和100的药型罩(如图7b)，在靶板自由界面处，锥角越小开坑孔径越大，其原因是锥角越小射流着靶速度越大，导致了界面击溃越严重；在准定常阶段，随着锥角的增大，侵彻孔径也增大；三个锥角的药型罩，侵彻深度相差61mm。

图6侵彻深度随时间变化a.锥角为80，不同壁厚b.壁厚1.8mm，不同锥角

Fig.6Penetrationdepthvs.time图7孔径-侵彻深度

Fig.7Cavityradiusvs.penetrationdepth

根据本文的损伤模型，图8为侵彻速度的数值模拟结果和理论计算结果的比较。从图中可以看到，在高速侵彻阶段，侵彻速度的理论值比数值模拟值大；在低速侵彻阶段，侵彻速度的理论结果比数值模拟的结果小。这说明在高速侵彻阶段，损伤对靶板阻力的影响不大。由公式(2)可知，本文的损伤模型计算得到的靶板阻力比实际的靶板阻力大，而未考虑损伤的空腔膨胀模型计算得到的靶板阻力更大于实际靶板阻力。

图8数值模拟与理论模型结果的对比

Fig.8Comparisonbetweensimulatedresultsandtheoreticalresults

4结论

本文采用理论分析与数值模拟相结合的方法，建立了一个考虑损伤的球型空腔膨胀模型，分析了陶瓷的靶板阻力，根据不可压缩流体力学理论，对侵彻速度进行了预估。

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