活性脱壳穿甲弹撞击油箱毁伤效应计算模型如图4.17所示。数值模拟中，活性脱壳穿甲弹采用活性芯体填充构型，计算模型主要由金属弹芯、活性芯体、防护靶板、油箱和燃油组成，不同材料状态方程、强度模型等列于表4.4。在算法方面，除活性芯体采用SPH算法外，其余部分均采用Lagrange算法，并沿弹丸侵彻轴线分别在弹丸及靶板中均匀设置若干观测点，以记录并分析侵彻过程中压力等参量变化。活性脱壳穿甲弹初速v0为1 300 m/s，弹体直径与长度分别为11 mm和70 mm，内外径比和长度比恒定为0.64和0.25。计算中，主要通过改变弹丸着角θ，分析不同活性弹丸着角对毁伤效应影响。

图4.17　活性脱壳穿甲弹撞击模拟油箱毁伤效应计算模型

表4.4　材料模型与状态方程

正侵彻条件下，活性脱壳穿甲弹作用油箱过程如图4.18所示。从图4.18中可以看出，弹丸侵彻防护靶板及油箱前壁面过程中，尾部所填充活性芯体被成功激活，在约120 μs时刻，部分活性芯体已经开始发生爆燃反应，产物粒子迅速膨胀扩散。此时，原有弹丸动能作用下所形成的燃油空穴在活性材料爆燃作用下迅速扩张，在靠近弹丸尾部处形成一较大空穴。随着侵彻继续进行，油箱在270 μs时刻已被弹丸成功贯穿，此时穿出油箱的钨合金弹芯圆台部发生了较为明显的墩粗变形。与此同时，在尾部大量活性材料爆燃作用下，燃油内部产生了一前一后的两个大空穴，直径均数倍于120 μs时刻的燃油空穴。此外，油箱前后壁面在空穴膨胀冲击作用下发生了显著形变，均向外隆起，侵孔也在燃油作用下发生撕裂。可以观察到，仍有大量反应后活性材料粒子随剩余钨合金弹芯从油箱后壁面侵孔中飞出。但实际弹靶作用过程中，反应后的高温活性材料粒子可发展为大量有效点火源，从而在燃油从油箱后壁面失效处喷出后将其引燃，显著提升脱壳穿甲弹对油箱目标的引燃毁伤效应。

图4.18　活性脱壳穿甲弹正侵彻油箱过程

实际作战使用中，弹丸往往难以实现对目标的正侵彻作用，为此，对不同着角下活性脱壳穿甲弹侵彻模拟油箱毁伤作用过程进行模拟。结果如图4.19所示。可以看出，随着角增加，活性脱壳穿甲弹对油箱毁伤效应显著减弱，燃油内部空穴大小及油箱整体变形隆起均显著减小。一方面，受着角增加影响，弹丸贯穿防护靶板以及油箱前壁面后侵彻剩余速度显著下降，导致动能作用下的空穴扩张效应有所减弱。另一方面，着角的增加导致弹丸在燃油内部侵彻路径愈发倾斜，从而在侵彻过程中极易穿至燃油自由表面上方，导致弹丸动能传递过程提前结束，最终使弹丸周围燃油所能吸收的动能减少。(www.daowen.com)

更为重要的是，受活性材料激活弛豫特性影响，随弹丸侵彻路径不断倾斜，将有相当一部分活性材料在燃油自由面上方或者贯穿油箱后壁面后才发生反应，极大削弱了化学能对燃油内部空穴的扩张增强效应。如图4.19所示，当弹丸着角为30°时，虽有部分活性材料在120 μs时刻已经开始发生反应，但由于弹丸侵彻路径的变化，270 μs时刻大量活性材料粒子均集中分布于油箱后壁面与已穿出油箱的钨合金弹芯之间，而燃油内空穴中只有少量活性材料粒子。而当弹丸着角继续增加至60°时，弹丸贯穿防护靶板后姿态进一步翻转，最终以接近90°的姿态从油箱上壁面垂直穿出，弹丸仅在燃油中侵彻数十微秒，形成的空穴极小。当着角继续增加至75°时，弹丸在撞击防护靶板时便已发生跳飞，无法与靶后油箱碰撞，活性材料芯体也仅在靶板外发生爆燃。

图4.19　活性脱壳穿甲弹斜侵彻油箱作用过程

以上分析表明，着角对活性脱壳穿甲弹侵彻油箱过程影响显著，油箱毁伤程度随弹丸着角增加不断减弱。油箱在不同着角活性脱壳穿甲弹撞击下的隆起变形如图4.20所示。可以看出，随弹丸着角从0°增加至60°，油箱整体隆起变形减弱。以油箱后壁面为例，0°着角时最大隆起高度为42 mm，着角增加至15°时，最大隆起高度降至35 mm，而当着角进一步增加至30°时，最大隆起高度降至22 mm。此外，当着角增加至60°以上时，弹丸将在侵彻过程中出现翻转，导致作用燃油时间减少，动能及化学能均无法有效传递至周围燃油及箱壁。当弹丸在大着角条件下发生跳飞后，油箱结构则基本保持完整。

图4.20　油箱在不同着角活性脱壳穿甲弹撞击下的隆起变形