朱建生,杜忠華

(1.陸軍軍官學(xué)院 五系,合肥 230031;2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,南京 210094)

橫向效應(yīng)增強(qiáng)型侵徹體(penetrator with enhanced lateral effect,PELE)主要由殼體和彈芯兩部分組成,二者在強(qiáng)度、密度、侵徹性能等方面差異較大。擊中目標(biāo)后,殼體起主要穿甲作用;在穿透目標(biāo)瞬間,基于物理作用殼體破碎形成大量破片,在目標(biāo)內(nèi)部產(chǎn)生二次殺傷效應(yīng)[1]?？梢?jiàn),殼體是PELE穿透靶板以及在靶后形成毀傷元的基體?，F(xiàn)有研究表明,采用不同材料殼體,PELE的侵徹能力和靶后橫向毀傷性能也隨之不同[2-3]。由于具有高密度、高強(qiáng)度及足夠的硬度與韌性,鎢合金在穿甲彈上應(yīng)用廣泛,PELE也較多地采用了鎢合金殼體。但是現(xiàn)有鎢合金強(qiáng)韌性不足的問(wèn)題在一定程度上影響了鎢合金殼體PELE的侵徹性能[4],使PELE主要適于對(duì)付薄靶;此外,鎢合金殼體在靶后破碎產(chǎn)生自然破片,破片形狀不規(guī)則,橫向毀傷效果不理想。

集束鎢絲是以鎢絲作為增強(qiáng)相,輔以合適的粘結(jié)相形成的一種復(fù)合材料,已有研究表明:集束鎢絲侵徹體在穿甲過(guò)程中易于離散,主要以單根鎢絲為基本單元進(jìn)行穿甲,憑借鎢絲高強(qiáng)度、大長(zhǎng)徑比、侵徹性能好的優(yōu)勢(shì),其穿甲性能優(yōu)于普通鎢合金穿甲彈[5]。

本文對(duì)集束鎢絲殼體PELE的穿甲過(guò)程進(jìn)行了試驗(yàn)研究與數(shù)值仿真,并與鎢合金殼體PELE進(jìn)行對(duì)比,分析二者在穿甲過(guò)程中的彈體、靶板的外觀形貌及彈體內(nèi)部應(yīng)力場(chǎng)的變化,闡述了集束鎢絲殼體PELE侵徹能力和橫向毀傷性能提高的機(jī)理,為將來(lái)集束鎢絲殼體PELE的進(jìn)一步研究提供參考。

1 試驗(yàn)研究

如前所述,PELE彈丸主要由殼體和彈芯兩部分組成。殼體有2個(gè)作用,一是憑借其卓越的侵徹性能穿甲;二是穿透靶板后破碎,提供具有一定數(shù)量、質(zhì)量和速度的破片。為考查集束鎢絲復(fù)合材料制作PELE殼體的可行性,對(duì)集束鎢絲殼體PELE侵徹靶板進(jìn)行了試驗(yàn)研究。

1.1 試驗(yàn)方法

試驗(yàn)采用次口徑PELE彈,使用25 mm彈道炮發(fā)射,炮口距主靶板20 m,采用錫箔靶測(cè)速。彈桿由集束鎢絲殼體裝填惰性彈芯組成,如圖1所示。彈桿直徑為10 mm,長(zhǎng)徑比為5,內(nèi)外徑比為0.4,采用分裝式藥筒,通過(guò)改變發(fā)射藥量調(diào)整彈丸初速,使其以不同著速垂直撞擊靶板。

圖1 試驗(yàn)用彈照片

圖2 試驗(yàn)布置示意圖

試驗(yàn)中采用4 mm厚的RHA(軋制均質(zhì)裝甲)鋼板作主靶,采用2 mm厚的Q235鋼板作后效靶,記錄破片的數(shù)量和散布,主靶與后效靶之間的距離為600 mm。試驗(yàn)布置如圖2所示。

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)中,殼體為某組份的集束鎢絲復(fù)合材料,彈芯材料為聚乙烯,著速為895 m/s,PELE穿透主靶后在后效靶上破壞情況如圖3所示。由圖3可以發(fā)現(xiàn),集束鎢絲殼體PELE穿透主靶后,在后效靶上形成明顯的橫向效應(yīng),有效破片數(shù)量≥18,破片散布面積≥150 mm×150 mm,破片形狀較規(guī)則,大部分呈長(zhǎng)條狀。

圖3 集束鎢絲殼體PELE穿甲后效靶破壞情況

為比較性能差異,同時(shí)對(duì)鎢合金殼體PELE的穿甲過(guò)程進(jìn)行了試驗(yàn)研究,試驗(yàn)設(shè)置相同,速度相近。鎢合金殼體PELE穿透主靶后在后效靶上破壞情況如圖4所示。由圖4可以看出,鎢合金殼體PELE在后效靶上同樣形成明顯的橫向效應(yīng),破片散布面積≥200 mm×170 mm,大于集束鎢絲殼體PELE的對(duì)應(yīng)情況,但有效破片數(shù)量≥12,比集束鎢絲殼體PELE形成破片少,且破片大小不一,形狀不規(guī)則。

圖4 鎢合金殼體PELE穿甲后效靶破壞情況

為進(jìn)一步考察集束鎢絲殼體PELE在不同著速下的作用效果,通過(guò)調(diào)整發(fā)射藥量改變彈體著速,開(kāi)展了此類侵徹體以不同速度垂直撞擊裝甲鋼板的試驗(yàn)研究。試驗(yàn)結(jié)果如圖5、圖6所示。

從圖5可以看出,在著速為1 060 m/s時(shí),破片數(shù)量增多,有效破片數(shù)量≥40,破片散布面積≥200 mm×150 mm,破片形狀規(guī)則,橫向效應(yīng)顯著增強(qiáng);著速進(jìn)一步提高到1 279 m/s時(shí),PELE彈體在侵徹主靶過(guò)程中已破碎,在主靶上形成多個(gè)穿孔,在后效靶上形成數(shù)個(gè)面積不小于100 mm×100 mm的破片散布區(qū)域,如圖6所示。對(duì)圖6所示3個(gè)區(qū)域進(jìn)一步分析發(fā)現(xiàn),每個(gè)區(qū)域破片較多,且有許多未穿孔,如圖7所示。這說(shuō)明集束鎢絲殼體在穿透主靶后充分破碎,粘結(jié)相侵徹能力較弱,形成未穿孔,鎢絲起主要破壞作用。

圖5 著速為1 060 m/s時(shí)后效靶破壞情況

圖6 著速為1 279 m/s時(shí)主靶及后效靶破壞情況

圖7 著速為1 279m /s時(shí)后效靶上的典型破片散布區(qū)域

2 數(shù)值仿真

為進(jìn)一步分析集束鎢絲殼體PELE的作用機(jī)理,利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA對(duì)PELE撞擊靶板的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算,計(jì)算對(duì)象為集束鎢絲殼體裝填惰性彈芯垂直撞擊RHA鋼板。

2.1 數(shù)值仿真方法

為了便于與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行比對(duì),在數(shù)值仿真中采用與試驗(yàn)用彈完全相同的彈體結(jié)構(gòu)與材料設(shè)置。

建模時(shí),如果鎢絲采用SOLID164單元,利用基于單元面檢測(cè)的接觸方式來(lái)模擬鎢絲與粘結(jié)相的相互作用,由于鎢絲被粘結(jié)相包圍,必然要求粘結(jié)相的計(jì)算網(wǎng)格非常細(xì)以匹配鎢絲尺寸,使計(jì)算規(guī)模過(guò)大難以求解;若鎢絲單元過(guò)大,鎢絲穿過(guò)粘結(jié)相單元,基于單元面檢測(cè)提供接觸應(yīng)力的方法可能會(huì)失效,從而使計(jì)算阻力偏小,影響模擬效果。本文嘗試將鎢絲和粘結(jié)相分別建模,利用梁?jiǎn)卧狶INK160表征鎢絲,采用實(shí)參數(shù)控制其截面積,同時(shí)利用實(shí)體單元SOLID164表征粘結(jié)相,并通過(guò)合適的單元?jiǎng)澐质规u絲和粘結(jié)相共用節(jié)點(diǎn),通過(guò)節(jié)點(diǎn)之間的耦合提供接觸應(yīng)力,模擬鎢絲和粘結(jié)相之間的粘結(jié)。

計(jì)算時(shí),鎢絲采用PLASTIC_KINEMATIC材料模型結(jié)合Von Mises屈服準(zhǔn)則進(jìn)行描述;由于粘結(jié)相具有較高的脆性,故采用JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS材料模型;彈芯采用VISCOELASTIC模型;靶板則采用JOHNSON_COOK模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程共同描述。鎢絲、粘結(jié)相和彈芯之間采用ASTS的接觸方式,并分別與靶板采用ESTS的接觸方式[6]。

2.2 仿真結(jié)果及分析

數(shù)值仿真過(guò)程中,鎢絲與粘結(jié)相采用與試驗(yàn)相同的體積百分比,并實(shí)現(xiàn)密度等效。殼體采用的鎢絲、粘結(jié)相及彈芯的主要材料參數(shù)包括密度ρ、抗拉強(qiáng)度σ和泊松比μ,數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 彈體主要材料參數(shù)

集束鎢絲殼體PELE以895 m/s的著速穿透主靶后,在距主靶600 mm處破片散布情況如圖8所示。將仿真結(jié)果(圖8)與試驗(yàn)結(jié)果(圖3)進(jìn)行對(duì)比分析,發(fā)現(xiàn)二者破片散布角、散布形狀及破片數(shù)量基本吻合,說(shuō)明了仿真方法的可靠性。此外,根據(jù)圖8可以判斷,粘結(jié)相破碎不充分將導(dǎo)致后效靶穿孔呈長(zhǎng)條狀,這也與圖3試驗(yàn)結(jié)果非常吻合。

圖8 集束鎢絲殼體PELE靶后破片散布情況

為比較性能差異,對(duì)相同結(jié)構(gòu)與尺寸的鎢合金殼體PELE作用過(guò)程也進(jìn)行了數(shù)值仿真,殼體采用的鎢合金主要計(jì)算參數(shù)如表1所示,穿甲后破片散布情況如圖9所示。

比較圖8和圖9可以發(fā)現(xiàn),與鎢合金殼體PELE相比,集束鎢絲殼體PELE穿透靶板后能產(chǎn)生數(shù)量更多、形狀更規(guī)則的鎢絲段,且鎢絲段橫向散布角度更大。在相同的著速下,兩類破片的軸向速度va與最大徑向速度vr變化曲線如圖10和圖11所示。

圖9 鎢合金殼體PELE靶后破片散布情況

圖10 不同殼體PELE破片軸向速度

從圖10和圖11可以看出,在侵徹靶板過(guò)程中,集束鎢絲殼體軸向速度衰減較快,在60 μs左右穿透靶板,破片徑向速度劇增;而鎢合金殼體軸向速度在侵徹前期衰減緩慢,在140 μs左右才穿透靶板;集束鎢絲殼體PELE穿透靶板后最終的破片軸向速度和徑向速度均大于鎢合金殼體PELE的對(duì)應(yīng)情況。由此可見(jiàn),集束鎢絲殼體侵徹能力較強(qiáng),軸向剩余速度高,所以在同樣距離的后效靶上破片散布小,鎢絲沒(méi)有充分散開(kāi),破片穿孔成長(zhǎng)條狀。這也與前面圖3所示的試驗(yàn)結(jié)果完全吻合。

圖11 不同殼體PELE破片徑向速度

產(chǎn)生上述現(xiàn)象的原因在于,在高應(yīng)變率加載下鎢合金殼體材料迅速屈服,晶粒被橫向拉長(zhǎng),使鎢合金殼體在侵徹過(guò)程中不斷鐓粗,如圖12所示。隨著侵徹深度的增加,鐓粗面積不斷增大,使得靶板穿孔直徑隨之增大,從而使鎢合金殼體PELE軸向速度衰減加快,阻礙了其侵徹能力的提高[7]。

圖12 鎢合金殼體侵徹中的不斷鐓粗

圖13 集束鎢絲殼體的自銳效應(yīng)

然而,對(duì)集束鎢絲殼體PELE而言,粘結(jié)相在侵徹過(guò)程中發(fā)生斷裂并隨著鎢絲一起發(fā)生彎折,表現(xiàn)為脆性材料的性質(zhì),鎢絲起主要穿甲作用,如圖13所示。所以在侵徹過(guò)程中,集束鎢絲殼體產(chǎn)生自銳行為,增強(qiáng)了殼體的侵徹威力;穿透靶板后,由于粘結(jié)相抗拉強(qiáng)度較低,鎢絲在應(yīng)力卸載產(chǎn)生的拉應(yīng)力作用下易發(fā)生離散,產(chǎn)生大量具有較高徑向速度的破片。

總之,由于侵徹過(guò)程中殼體頭部不斷鐓粗,沖塞塞塊直徑不斷增大,鎢合金殼體PELE在侵徹過(guò)程中消耗了更多的質(zhì)量和能量,使其剩余動(dòng)能比集束鎢絲殼體PELE少得多,這直接影響了其靶后毀傷效能的發(fā)揮。

3 結(jié)束語(yǔ)

試驗(yàn)研究結(jié)果表明,集束鎢絲殼體PELE撞擊靶板后能夠產(chǎn)生明顯的橫向效應(yīng),利用集束鎢絲復(fù)合材料制作PELE殼體是可行的;針對(duì)集束鎢絲殼體PELE穿甲的數(shù)值仿真,可以采用LINK160+SOLID164單元方法進(jìn)行分離式建模,計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好;與鎢合金殼體PELE相比,集束鎢絲殼體PELE侵徹過(guò)程中具有自銳能力,既能發(fā)揮鎢絲高強(qiáng)度、大長(zhǎng)徑比、侵徹性能好的特點(diǎn),又能利用粘結(jié)相抗拉強(qiáng)度低、易于離散的優(yōu)勢(shì),在靶后產(chǎn)生更顯著的橫向毀傷效應(yīng)。

試驗(yàn)結(jié)果顯示,隨著PELE彈體著速的提高,集束鎢絲殼體破碎程度加劇,毀傷效應(yīng)增強(qiáng),但該規(guī)律在高速撞擊條件下是否成立,有待于進(jìn)一步研究[8]。此外,相關(guān)文獻(xiàn)表明,粘結(jié)相的種類、鎢絲的直徑、鎢絲的體積分?jǐn)?shù)不同時(shí),集束鎢絲復(fù)合材料的破壞模式可能存在差異[9]。為進(jìn)一步提高集束鎢絲殼體PELE的綜合毀傷性能,在提高其侵徹能力的同時(shí),使集束鎢絲殼體在靶后充分破碎,未來(lái)工作中,有必要結(jié)合PELE彈芯裝填材料、彈體結(jié)構(gòu)等因素,細(xì)致研究粘結(jié)相的種類、鎢絲的直徑、鎢絲的體積分?jǐn)?shù)等因素對(duì)集束鎢絲殼體PELE撞擊條件下力學(xué)特性的具體影響。

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