趙太勇，王維占，趙軍強，于寅業(yè)，印立魁，陳智剛

(1.中北大學 地下目標毀傷技術(shù)國防重點學科試驗室， 太原 030051； 2.河南北方紅陽機電有限公司， 河南 南陽 450000； 3.晉西工業(yè)集團有限責任公司檢測技術(shù)研究院， 太原 030051)

裝甲鋼(RHA)是最為常見的防護裝甲靶板，也是現(xiàn)役武器應(yīng)用最多的靶板。RHA裝甲靶板具有高韌性、高強度等優(yōu)點，具有優(yōu)良的防護效果，其對彈丸的毀傷機理也不盡相同。近年來，國內(nèi)外學者對彈丸與RHA靶作用過程中彈丸的動態(tài)響應(yīng)特性進行了大量試驗與理論研究。

Rakvag等[1]研究了三種熱處理至不同硬度的平頭鋼彈在 Taylor 撞擊實驗中的變形和斷裂模式,發(fā)現(xiàn)其變形與斷裂形態(tài)各不相同；Ren等[2]通過彈道沖擊試驗研究了Ti-6Al-4V合金在高應(yīng)變率加載條件下的動態(tài)斷裂行為，發(fā)現(xiàn)隨著速度增長，彈體發(fā)生塑性變形、臨界斷裂和完全斷裂3個階段；李爭等[3]綜述了近年來動能彈侵徹機理的相關(guān)研究進展,指出國內(nèi)外動能彈侵徹機理的經(jīng)驗公式多考慮彈體為剛性彈或變形非消蝕彈,變形消蝕彈侵徹技術(shù)的研究仍處于起步階段,其破壞機制尚不清晰；魏剛等[4]獲得金屬動能桿彈撞擊典型變形靶過程中變形斷裂模式與對靶板侵徹能力的影響規(guī)律，解釋彈靶破壞機理，同時探索數(shù)值模擬對此類問題的預測能力；陳小偉和陳剛等[5-7]通過實驗和數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)軟彈沖擊硬靶板過程中的變形和斷裂機理；王維占等[8,9]進行了7.62 mm子彈的兩種典型破壞特性研究，發(fā)現(xiàn)子彈鋼芯響應(yīng)特性表現(xiàn)為彈性變形、塑性變形和質(zhì)量消蝕，又對7.62 mm穿甲子彈斜侵徹復合裝甲進行仿真研究，獲取不同著靶角度下的彈丸破壞形態(tài)[10];同時，王維占等[11]分析了不同著靶角度下12.7 mm動能彈斜侵徹復合裝甲的條件下的鋼芯破壞形態(tài)。彈丸毀傷形式與靶板材料力學特性密切相關(guān)，也是防護技術(shù)研究的主要內(nèi)容。但目前公開的學術(shù)成果多是研究彈丸對靶板作用效果及其破壞機理，而針對彈丸破壞特性分析及試驗研究相對較少，因此開展12.7 mm制式穿燃彈破壞形態(tài)分析對系列小口徑動能彈的毀傷機理研究具有參考價值。

通過12.7 mm制式穿燃彈正沖擊RHA靶板彈道槍試驗，得到在裝甲鋼靶作用下的子彈鋼芯的破壞形態(tài)，利用數(shù)值模擬方法對子彈沖擊靶板過程進行數(shù)值計算，并結(jié)合相關(guān)力學理論對鋼芯破壞特性進行分析。通過上述研究，不僅可驗證數(shù)值計算可靠性，還能較好解釋試驗現(xiàn)象中鋼芯的破壞特性。

1 實驗方法與數(shù)值模擬

試驗在中北大學地下目標毀傷技術(shù)國防重點學科試驗室進行，采用12.7 mm口徑滑膛彈道槍發(fā)射12.7 mm穿甲子彈，侵徹15 mm厚RHA靶。試驗后對彈丸殘體回收分析。圖1所示為12.7 mm制式穿燃彈及RHA靶。

圖1 制式彈及靶板

在試驗基礎(chǔ)上，采用ANSYS/LS-DYNA動力學軟件進行數(shù)值模擬，以進一步研究穿甲過程中子彈的破壞過程。鑒于12.7 mm制式彈由鋼芯、被甲與鉛套機械配合裝配在一起，考慮到鉛皮厚度為0.4mm厚，數(shù)值模擬中鋼芯與被甲之間的鉛套通過固連接觸代替，在被甲周向節(jié)點附加鉛套質(zhì)量，以達到仿真與實驗用彈質(zhì)量、質(zhì)心等參數(shù)一致的效果。

根據(jù)垂直侵徹環(huán)境，建立1/2軸對稱3D侵徹模型[12]。計算網(wǎng)格均采用Solid164八節(jié)點六面體單元，并采用節(jié)點跟蹤法對相關(guān)微元屬性進行動態(tài)跟蹤，有限元網(wǎng)格模型見圖2。子彈鋼芯、被甲與RHA靶均采用JOHNSON-COOK熱粘塑性本構(gòu)模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程。具體參數(shù)如表1所示。

圖2 有限元網(wǎng)格模型示意圖

2 結(jié)果與分析

共開展了多發(fā)12.7 mm制式穿燃能彈穿靶試驗，子彈速度為670 ～1 357 m/s，回收的部分子彈鋼芯和數(shù)值模擬鋼芯如圖3所示，試驗回收的部分鋼芯試樣參數(shù)如表2所示。

由表2結(jié)合圖3(b)可以看出，隨著沖擊速度的增大，制式彈鋼芯斷裂侵蝕區(qū)域增大，且逐漸向鋼芯頭部延伸，而彈芯船尾部斷裂位置變化不是很明顯。鋼芯在670～910 m/s-1的中低速沖擊速度范圍內(nèi)，鋼芯斷裂侵蝕區(qū)域主要位于圓柱部，在1 089～1 357 m·s-1的中高速沖擊速度范圍內(nèi)，鋼芯圓柱部及圓弧部斷裂明顯，鋼芯頭部剩余高度逐漸減小，試驗現(xiàn)象與圖3(a)中數(shù)值模擬結(jié)果呈現(xiàn)的規(guī)律基本一致。

表1 材料性能參數(shù)

表2 回收鋼芯試樣參數(shù)

圖3 數(shù)值模擬靶板鋼芯試樣(a)和回收的鋼芯及沖塞試樣(b)

圖4是12.7 mm制式彈鋼芯在不同沖擊速度下鋼芯侵蝕階段、頭尾彈性階段試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果。隨著沖擊速度的增大，鋼芯由圓柱部斷裂向圓弧部斷裂方向變化，且斷裂侵蝕區(qū)域逐漸增大，這是由于沖擊速度的增大，導致鋼芯所受沖擊應(yīng)力過載增大，鋼芯側(cè)壁及船尾部所受拉伸應(yīng)力也隨之增大，進而大于鋼芯抗拉抗壓強度的區(qū)域增大，因此鋼芯斷裂侵蝕區(qū)域增大。試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果規(guī)律基本一致，可見數(shù)值計算選取的參數(shù)具備一定的可靠性。

圖4 鋼芯侵蝕階段、頭尾彈性階段試驗結(jié)果與數(shù)值模擬結(jié)果

圖5為不同沖擊速度下制式彈鋼芯頭部跟蹤微元應(yīng)力變化曲線，可以看出，數(shù)值模擬結(jié)果與文獻[9]中理論計算模型計算結(jié)果一致性較好，進一步驗證了數(shù)值模擬計算的可行性。隨著沖擊速度的增大，微元所受應(yīng)力值呈近似線性增大，結(jié)合試驗(參考圖3(b))可知，隨沖擊波應(yīng)力值的增大，鋼芯頭部出現(xiàn)提前鋼芯船尾部斷裂的現(xiàn)象，這是因為當沖擊波應(yīng)力峰值超過鋼芯的抗壓極限時，鋼芯頭部發(fā)生斷裂。同時，由壓應(yīng)力在鋼芯頭部側(cè)向反射介入的拉伸稀疏波，致使鋼芯頭部乃至圓柱發(fā)生拉伸破壞，而鋼芯船尾部則是由于沖擊波壓應(yīng)力在彈底部反射形成的拉伸應(yīng)力導致的斷裂破壞，可知制式彈沖擊速度增大導致應(yīng)力峰值增加，直接導致鋼芯的破壞區(qū)域發(fā)生變化。

為了進一步對制式彈撞擊靶板過程中鋼芯動態(tài)響應(yīng)特性進行分析，選定鋼芯軸線方向微元在沖擊過程中進行微元拉壓應(yīng)力動態(tài)跟蹤，微元選取位置如圖6所示。

圖5 制式彈鋼芯頭部跟蹤微元應(yīng)力變化曲線

圖6 鋼芯軸向微元應(yīng)力跟蹤位置示意圖

圖7為不同速度下鋼芯軸向不同位置處微元受力曲線，圖中正值為壓應(yīng)力，負值為拉應(yīng)力?？梢钥闯鲅刂撔咀灶^部至尾部壓應(yīng)力逐漸減小，拉應(yīng)力有逐漸增大的趨勢。結(jié)合圖3所示試驗鋼芯回收式樣和數(shù)值模擬結(jié)果可知，在沖擊速度較小時，鋼芯頭部應(yīng)力小于鋼芯抗拉極限，不會發(fā)生拉伸斷裂(見圖3中3#、4#、5#、鋼芯頭部式樣)。但隨著沖擊速度的增大，彈頭部的拉伸應(yīng)力大于鋼芯抗拉強度導致鋼芯在頭部發(fā)生拉伸斷裂(見圖3中2#鋼芯頭部式樣)，尾部在拉應(yīng)力作用下易發(fā)生拉伸斷裂。在沖擊速度較大時，較高的拉伸應(yīng)力同時作用于鋼芯頭部，提前于鋼芯尾部發(fā)生斷裂(見圖3中1#鋼芯頭部式樣)。

圖7 不同速度下鋼芯軸向微元受力曲線

3 結(jié)論

沖擊速度的變化導致應(yīng)力波場的性質(zhì)及作用區(qū)域發(fā)生變化，進而導致子彈鋼芯破壞形態(tài)發(fā)生轉(zhuǎn)變。低速沖擊下，鋼芯軸向拉伸波作用場導致鋼芯斷裂；高速沖擊下，鋼芯軸向沖擊應(yīng)力波及側(cè)向稀疏波作用場引起鋼芯頭部斷裂侵蝕，而處于彈性變形階段的局部鋼芯形態(tài)較為完整。