劉堅成， 張雷雷， 徐坤， 皮愛國， 史文卿， 黃風雷

(1.北京航天長征飛行器研究所， 北京 100076; 2.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室， 北京 100081)

0 引言

動能侵徹武器(EPW)是打擊加固和地下深埋目標的有效手段，提高侵徹速度是增加其威力的最佳技術途徑。因此，發(fā)展超聲速、高超聲速侵徹武器及相關技術已成為當前動能侵徹武器領域的重點與熱點問題。高速侵徹條件下更容易導致侵徹體失效破壞，如彈體彎曲、屈曲、破裂等結構響應現象，導致侵徹彈道失穩(wěn)，即侵徹軌跡偏離速度方向[1-8]。高速侵徹條件下的彈體結構響應問題已成為動能侵徹武器領域的重要科學與工程應用問題。

彈體在沖擊過程中的結構響應分析，包括彈體變形、彈體中應力波的傳播和相互作用、彈體破壞機理等內容。目前，對于侵徹硬目標靶(如混凝土靶板、鋼筋混凝土靶板、金屬靶板等)過程中的彈體響應規(guī)律研究較少。在已有利用正彈道實驗研究大長細比動能彈的彈體響應規(guī)律研究中，由于動能彈侵徹過程中的高速特性，無法在彈體上設置應變傳感器等特征值測試裝置，從而無法通過量化測試侵徹彈體結構響應方法得到彈體動態(tài)響應的特征參數，因此利用反彈道實驗方法獲取侵徹體實時結構響應特征成為重要的技術途徑，但目前少有同類研究工作。陳小偉等[9-10]研究了彈體抗壓、抗拉和抗彎能力，分別從抗壓、抗拉和抗彎三方面確定動能深侵徹彈體的極限壁厚。Chen等[11]根據剛性彈斜侵徹半無限靶體的兩階段，即初始彈坑和隧道區(qū)，求解彈體在初始彈坑階段發(fā)生的方向角改變. 皮愛國等[12]基于φ57 mm輕氣炮的侵徹實驗系統(tǒng)設計開展了一系列侵徹實驗，獲得了大長細比彈體侵徹硬目標的實時動力學響應分幅照片；通過軟回收彈體觀察到大長細比彈體垂直侵徹硬目標的局部墩粗、塑性屈曲兩種結構破壞模式，以及斜侵徹硬目標的整體塑性彎曲、彎曲與墩粗耦合、彎曲與屈曲耦合3種結構破壞模式，給出了大長細比動能彈侵徹混凝土目標的結構強度設計保守條件。

為研究結構彈體在非正侵徹過程中的實時動態(tài)結構響應特征，完善發(fā)展新型反彈道實驗技術和散斑實驗拍攝技術，本文設計了彈體在不同傾角、攻角及傾角與攻角聯合侵徹下的反彈道實驗，使用數字圖像相關(DIC)方法測試彈體的實時動態(tài)響應特征，對比攻角、傾角以及傾角與攻角聯合作用下對彈體結構響應的影響。

1 彈體結構非正侵徹反彈道實驗

本文利用φ152 mm一級輕氣炮開展彈體非正侵徹鋁靶的反彈道實驗，通過對大長細比結構彈體在音速左右范圍反彈道垂直侵徹和非正侵徹2024鋁靶的過程進行動態(tài)采集，并通過DIC方法對彈體實時動態(tài)響應進行全場測量，得到實時動態(tài)響應特征參數，獲得大長細比彈體撞擊硬目標的結構響應模式。對比彈體在攻角、傾角以及攻角與傾角聯合作用下侵徹2024鋁靶的結構響應情況，分析各初始著靶參數對彈體結構響應的影響規(guī)律，并為數值模擬和理論計算提供校驗數據。

1.1 實驗彈靶材料與結構

彈體材料選用常見的侵徹體材料30CrMnSiNi2A，熱處理后抗拉強度1 800 MPa. 設計實驗彈體外徑1.4 cm，無量綱壁厚0.1. 硬鋁靶板牌號為2024，其靜態(tài)和動態(tài)強度差別很小，應變率效應不明顯[13-14]。選取2024鋁作為靶板，可有效避免靶板材料的應變率效應對結構動力行為的影響，簡化研究條件，便于結果分析。對退火后的靶板材料進行準靜態(tài)拉伸實驗[12]，由于2024鋁屬于一種典型無明顯屈服極限的塑性材料，取0.2%塑性應變的應力作為屈服指標，其楊氏模量為67.2 GPa，屈服強度為134.4 MPa. 為研究不同攻角、傾角等因素對彈體彎曲響應的影響規(guī)律，設計0°、10°和15°共3種靶板傾角，靶板直徑140 mm、厚度45 m，靶與彈托的總質量3.5 kg. 實驗彈體相關參數如表1所示。

表1 實驗彈靶參數明細表

彈體結構圖與實物圖如圖1所示。由圖1可見，試件均為空心結構，內部以石英砂和石蠟混合物均勻填充，填充密度1.7 g/cm3，后蓋與彈壁焊接。為更好地在實驗中噴涂散斑進行DIC測試，在加工時對彈體進行表面處理，使彈體表面為黑色，實驗過程中僅需用白色油性筆在彈體表面點散斑即可，散斑大小約為1～5個像素點，并保證在撞擊過程中散斑不脫落。高速攝影機與輕氣炮采用同步觸發(fā)裝置進行觸發(fā)，所得分幅照片使用DIC后處理軟件進行分析，可獲得試件在微秒量級的結構響應，獲取塑性波陣面?zhèn)鞑ニ俣燃皞鞑シ绞?，并采用DIC方法得出試件的應變及位移云圖，探索不同結構試件的變形規(guī)律。實驗的3種靶體如圖2所示，將鋁靶放入φ152 mm輕氣炮專用彈托內進行發(fā)射，發(fā)射過程中保證鋁靶傾角與彈體攻角在同一平面內。

圖1 No.03彈體結構圖Fig.1 Projectile structure and photograph

1.2 實驗系統(tǒng)布置

彈體非正侵徹2024鋁靶的反彈道實驗系統(tǒng)如圖3所示，在彈體結構的反彈道實驗中，彈體處于完全自由狀態(tài)，僅在底部使用兩根細亞克力(PMMA)支架以抵消彈體重力。通過調整前后支撐桿的長度來控制彈體著靶攻角，如圖4所示。發(fā)射的靶板質量3.5 kg左右。使用日本Photron公司產SA5型高速攝像機對侵徹過程進行拍攝，幀數6×104～7.5×104幀/s，曝光時間5.25×10-5～2×10-5s. 根據拍攝的分幅照片多次計算取平均值，獲得撞擊速度。

圖2 3種靶板實物圖Fig.2 Three kinds of targets

圖3 基于φ152 mm輕氣炮的反彈道實驗靶室布置圖Fig.3 Layout of reverse ballistic experimental target chamber based on 152 mm gas gun

圖4 不同攻角時的侵徹情況Fig.4 Penetration conditions at different attack angles

2 彈體結構非正侵徹反彈道實驗結果分析

2.1 反彈道侵徹實驗結果

本文共進行3種攻角和3種傾角的反彈道實驗，由于撞擊前有氣體擾動，彈體攻角會有微小偏差，但大都在較小范圍內，實驗撞擊條件如表2所示。鋁靶與彈體的質量比為33.65和41.67，符合文獻[15-17]給出的正反彈道撞擊等效條件，實驗結果可以精確反映彈體在預設攻角和傾角下的結構響應情況。

在正侵徹條件下(序號R03-0-0-3)進行測量，彈體侵徹深度為4.168 cm. 利用皮愛國[18]使用的基于金屬材料空腔膨脹理論的侵徹深度計算公式進行計算，得到理論計算與實驗數據對比如圖5所示。由圖5可見，理論計算與實驗誤差為4.2%，二者吻合較好。

表2 彈體結構反彈道實驗撞擊條件

注：序號編號格式為撞擊方向和彈型號- 預量傾角- 預量攻角- 實驗順序號。

圖5 理論侵徹深度與實驗數據對比Fig.5 Comparison of calculated and experimental penetration depths

2.2 彈體侵徹變形結果

以15°傾角、5°攻角侵徹為例，給出侵徹過程中的高速攝影圖片，如圖6所示。由圖6可見，在撞擊初期，彈體遠端并未發(fā)生位移，彈體發(fā)生彎曲變形，在大約t=100 μs時，彈體尾部在圖片中的位置已明顯發(fā)生變化，彈體逐漸發(fā)生位移，開始加速。在最終撞擊結束后，彈體與靶板以相同的速度向前移動。

在0°攻角時，有3組侵徹彈體變形數據結果，侵徹傾角分別為0°、10°和15°，侵徹后彈體變形結果如圖7所示。在圖7中3種侵徹條件下，彈體彎曲現象并不明顯。隨著傾角增加，彈體彎曲越發(fā)明顯，且在整個侵徹過程中彈體僅發(fā)生彎曲變形，并未存在其他變形模式。

在僅有攻角侵徹時，彈體發(fā)生了彎曲和屈曲耦合的響應模式，如圖8所示。由圖8可知：在3°攻角時，彈體僅發(fā)生彎曲響應；在5°攻角時，可見彈體彎曲部位同時存在屈曲環(huán)，表明發(fā)生了彎曲與屈曲耦合的響應。由此可見，隨著攻角增大，彈體響應模式會發(fā)生改變，即在大攻角侵徹金屬靶過程中，彈體在軸力與橫向載荷耦合的作用中也會發(fā)生軸向失穩(wěn)現象。

圖9和圖10分別給出了攻角與傾角聯合侵徹后彈體結構的響應情況，其中圖9還給出了相同攻角、不同傾角的侵徹結果。由圖9可見：在3°攻角侵徹時，0°傾角與10°傾角的彈體均發(fā)生了彎曲現象，10°傾角彈體較0°傾角彈體的彎曲略大，但并不明顯；在5°攻角情況下，0°傾角與15°傾角均發(fā)生了彎曲與屈曲耦合現象，表明在該侵徹速度下，5°攻角即可使彈體發(fā)生屈曲與彎曲現象，增加傾角會顯著增加彈體的響應情況，使屈曲環(huán)數量增加、彎曲撓度增大。

圖6 R03-15-5-2號彈體傾角15°、攻角5°時的侵徹高速攝像Fig.6 R03-15-5-2 high-speed photographs at 15° oblique angle and 5° attack angle

圖7 僅傾角侵徹時彈體的結構響應情況Fig.7 Structural response of projectile at oblique angle penetration

圖8 僅攻角侵徹時彈體的結構響應情況Fig.8 Structural response of projectile at attack angle penetration

圖9 相同攻角、不同傾角的侵徹結果Fig.9 Penetration results at same attack angle and different oblique angles

圖10 相同傾角、不同攻角的侵徹結果Fig.10 Penetration results at same oblique angle and different attack angles

對于相同傾角、不同攻角的侵徹情況(見圖10)：在10°傾角時，3°攻角較0°攻角侵徹時彎曲略大，但差別并不明顯；在15°傾角時，5°攻角侵徹后的結構響應情況與0°攻角侵徹后的結果具有顯著差距，即在15°傾角時，加入攻角會顯著影響彈體的結構響應。

2.3 彈體結構響應的DIC測試結果分析

選取10°傾角侵徹、5°攻角侵徹以及15°傾角和5°攻角聯合侵徹3種實驗條件下的軸向應變DIC云圖進行分析，結果如圖11所示。由圖11可見：對于10°傾角侵徹的情況，由應變場數據可知，在彈體徑向方向云圖明顯不對稱，表明撞擊過程中發(fā)生彎曲變形，且變形過程同時包含彈性變形與塑性變形，隨著撞擊過程的進行，彎曲塑性鉸逐漸后移，最后彈性變形也逐漸開始恢復，變形結束。彈體在5°攻角、0°傾角的情況，結合圖9中彈體的最終變形情況可知，該彈靶作用條件下彈體已經發(fā)生質量堆積現象，同時對比圖11中的應變云圖可知，5°攻角侵徹下彈體發(fā)生彎曲應變幅值的應變明顯大于10°傾角時的侵徹情況，表明攻角對彈體結構響應的影響遠大于傾角。攻角與傾角聯合作用時彈體發(fā)生的響應情況比較復雜，會同時發(fā)生彎曲、墩粗與屈曲響應，其變形過程與5°攻角響應情況相似，但幅值均大于5°攻角侵徹條件，表明攻角與傾角聯合侵徹條件下彈體會發(fā)生更大的塑性變形。

圖11 3種侵徹條件下軸向應變DIC云圖Fig.11 DIC test results of axial strain

選取R03-15-5-2號彈體表面4個特征點作為觀測點(見圖12)，分析在侵徹過程中彈體表面特征點的應變變化情況。通過DIC方法提取4個特征點的軸向應變變化歷程(見圖13)，可知：位于彈體尾部的特征點1在侵徹過程中發(fā)生彈性變形，隨著侵徹過程的持續(xù)，彈性變形呈波動性質，最終歸0；特征點2應變呈波動變化，但侵徹結束后存在應變，表明已發(fā)生塑性變形；特征點3和4的應變已明顯大于特征點1和2，其塑性應變遠大于彈性應變，應變時程的波動性不明顯，其中特征點3在侵徹結束時的應變?yōu)?0.011，特征點4為-0.046，特征點3～4區(qū)間的應變變化非常明顯。上述對彈體應變的測試體現了反彈道實驗方法以及DIC技術的優(yōu)越性。

圖12 R03-15-5-2號彈體表面觀測點選取示意圖Fig.12 Observation points on the surface of R03-15-5-2 projectile

圖13 DIC測試得到的觀測點應變歷程Fig.13 Stresses at observation points on the projectile surface by DIC

3 結論

本文開展了不同傾角、攻角及傾角與攻角聯合侵徹下的彈體結構響應反彈道實驗，使用DIC測試方法對反彈道侵徹彈體的實時動態(tài)響應情況進行了測試。得到主要結論如下：

1)DIC方法可應用于反彈道實驗系統(tǒng)測量彈體實時動態(tài)響應，獲取彈體表面實時應變云圖和單元的應變歷程曲線。

2)相近速度、不同著靶角度下，攻角對彈體結構彎曲影響更明顯，3°攻角侵徹后彈體端部撓度大于10°傾角侵徹結果，而5°攻角侵徹后彈體端部撓度遠大于15°傾角侵徹結果。

3)通過DIC方法測量的特征部位應變歷程數據顯示，在彈體前1/4位置處的軸向應變可達4.6%，而尾部僅有彈性應變，未發(fā)生塑性變形。