李 燁,馬銘輝,蔣招繡,王曉東,任文科,高光發(fā),

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;2.寧波大學(xué) 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,浙江 寧波 315211)

12.7 mm穿甲燃燒彈配用于多種重機(jī)槍,具有安全可靠、應(yīng)用面廣、穿甲威力大,且具有燃燒效應(yīng)、通用性好等優(yōu)點(diǎn),在戰(zhàn)場(chǎng)中可用于壓制集群目標(biāo),壓制敵輕型武器及火力點(diǎn)、擊穿敵輕型裝甲目標(biāo),由于該彈丸具有縱火效應(yīng),在打擊敵輕型裝甲車輛和武裝直升機(jī)油箱方面最為突出。

目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)12.7 mm穿燃彈侵徹金屬靶板的研究主要集中在鈦合金、鋁合金、裝甲鋼。鈦合金為剪切敏感材料,用12.7 mm穿燃彈對(duì)鈦合金板的抗彈性能進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)鈦合金板厚度在一定范圍內(nèi)其厚度效應(yīng)呈正效應(yīng),傾角效應(yīng)呈正效應(yīng)。12.7 mm穿燃彈侵徹具有等軸晶粒的鈦合金靶板時(shí),靶板中的絕熱剪切帶規(guī)則間隔傳播,靶板處于延性擴(kuò)孔狀態(tài);侵徹具有層狀組織的鈦合金靶板時(shí),靶板中的絕熱剪切帶呈網(wǎng)狀擴(kuò)展?fàn)顟B(tài),靶板處于脆性斷裂狀態(tài)。12.7 mm穿燃彈侵徹鈦合金裝甲鋼板時(shí),其抗沖擊性能隨鋼板厚度增加而提高;單層厚靶的抗沖擊性能比雙層薄靶的抗沖擊性能好,雙層靶板的順序?qū)箯椥阅芤灿杏绊?。鋁合金靶板的抗彈性能受其強(qiáng)度、硬度和延展性的影響,其中延展性的影響最小。12.7 mm彈丸在著靶速度約為840 m/s時(shí)侵徹2024、6061、7071鋁合金靶板,其中7071的抗彈性能最好。12.7 mm穿燃彈侵徹不同抗拉強(qiáng)度的18 mm鋼板時(shí),隨著靶板抗拉強(qiáng)度的提高,靶板的破壞形式經(jīng)歷4個(gè)階段:塑性擴(kuò)孔無剪切帶、無裂紋到形成剪切帶、沖塞破壞、靶板崩落。12.7 mm穿燃彈低速?zèng)_擊裝甲鋼板時(shí),鋼芯斷裂;高速?zèng)_擊裝甲鋼板時(shí),鋼芯頭部斷裂侵蝕、局部形態(tài)較為完整。高強(qiáng)裝甲鋼的抗12.7 mm穿燃彈性能隨著熱處理時(shí)間的加長(zhǎng)而降低。

12.7 mm穿燃彈侵徹超高硬度裝甲鋼時(shí),當(dāng)靶板硬度在一定范圍內(nèi),侵徹阻力隨靶板硬度的增加而增加;當(dāng)靶板硬度超過一定值以后,由于侵徹過程中靶板出現(xiàn)絕熱剪切帶,侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;靶板硬度繼續(xù)增加,彈丸在侵徹過程中斷裂,此階段侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;當(dāng)靶板硬度特別高時(shí)其韌性下降,材料性能不穩(wěn)定導(dǎo)致侵徹阻力不穩(wěn)定。然而,對(duì)于12.7 mm穿燃彈侵徹半無限靶板的研究較少,為研究不同著靶速度下12.7 mm穿燃彈的侵徹行為,選用力學(xué)性能穩(wěn)定、價(jià)格低廉的Q235鋼靶進(jìn)行研究。

通過彈道槍進(jìn)行了多發(fā)12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板的彈道試驗(yàn),得到不同著靶速度下彈丸的侵徹深度,并利用ANSYS/LS-DYNA軟件驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果。數(shù)值仿真結(jié)果表示,12.7 mm穿燃彈丸對(duì)Q235半無限靶板的侵徹深度與相同侵徹速度下彈芯對(duì)Q235半無限靶板的侵徹深度基本一致,故在進(jìn)一步的分析中將分析模型簡(jiǎn)化為速度等效彈芯的幾何模型,并給出了12.7 mm穿燃彈侵徹半無限Q235鋼靶的無量綱侵徹深度與無量綱比動(dòng)能之間的關(guān)系,推導(dǎo)得到了12.7 mm穿燃彈的侵徹深度表達(dá)式。

1 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)結(jié)果

12.7 mm穿燃彈主要由被甲、燃燒劑、鉛套和彈芯等構(gòu)成,彈丸質(zhì)量約為48.3 g,彈芯直徑為10.8 mm,彈芯長(zhǎng)為52 mm。采用4/7發(fā)射藥,通過控制發(fā)射藥量控制彈丸著靶速度;試驗(yàn)用靶板尺寸約為200 mm×200 mm×60 mm,密度約為7.83 g/cm。

試驗(yàn)時(shí)彈丸通過彈道槍發(fā)射,在槍口3 m處設(shè)置激光時(shí)間間隔儀測(cè)速,靶板置于槍口前10 m處,試驗(yàn)后回收彈芯。試驗(yàn)裝置及場(chǎng)地布置見圖1。

圖1 試驗(yàn)裝置及場(chǎng)地布置

利用彈道槍進(jìn)行了多發(fā)12.7 mm 穿燃彈垂直侵徹Q235半無限靶板的彈道試驗(yàn),得到的部分有效試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖2所示。試驗(yàn)中彈頭的質(zhì)量平均為48.30 g,但由于制造工藝誤差,不同彈頭質(zhì)量不盡相同,為了方便分析,著靶速度與最終侵徹深度之間的關(guān)系利用動(dòng)能關(guān)系對(duì)著靶速度進(jìn)行校正。

由圖2(a)可知,在不考慮量綱一致性的前提下,試驗(yàn)速度范圍內(nèi)12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235半無限靶板的侵徹深度與著靶速度呈二次關(guān)系;由于此良好的二次關(guān)系,計(jì)算彈丸著靶動(dòng)能與侵徹深度關(guān)系如圖2(b)所示,二者具有良好的線性關(guān)系。

圖2 侵徹深度曲線

試驗(yàn)速度范圍內(nèi),彈丸侵徹Q235鋼靶后的彈坑形態(tài)及彈芯-彈坑契合狀態(tài)相似,這說明在不同著靶速度下12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼的侵徹行為近似一致,其中典型彈坑形態(tài)、回收彈芯-彈坑契合狀態(tài)如圖3所示。由圖3可知,Q235鋼靶為韌性破壞形式且背面無任何裂紋和明顯的變形;彈坑為軸對(duì)稱形態(tài),即彈丸在侵徹過程中所受阻力呈對(duì)稱狀態(tài);彈坑內(nèi)壁光滑,未見明顯坑洞,彈坑底部形狀尖銳,說明彈芯在侵徹過程中主要受兩側(cè)的壓力和摩擦阻力;彈芯頭部與彈坑底部完全吻合,推測(cè)侵徹過程中彈芯為剛性狀態(tài)。

圖3 著靶速度551 m/s時(shí)彈坑形態(tài)、回收彈芯-彈坑狀態(tài)

試驗(yàn)后回收彈芯與原彈芯如圖4所示。不同著靶速度下彈頭侵徹Q235鋼半無限靶板后回收彈芯與原始彈芯形狀基本相同,未發(fā)現(xiàn)明顯塑性變形和斷裂情況,且試驗(yàn)后回收彈芯的頭部更加光滑。對(duì)試驗(yàn)后回收彈芯的質(zhì)量及尺寸進(jìn)行測(cè)量,測(cè)量結(jié)果如表1所示,不同著靶速度下試驗(yàn)后彈芯的質(zhì)量損失和尺寸變化均小于1%,且質(zhì)量損失和尺寸變化與著靶速度沒有明顯聯(lián)系。因此,12.7 mm穿燃彈彈芯在侵徹Q235鋼半無限靶板的過程中呈近似剛性特征。

圖4 原彈芯與回收彈芯

表1 回收彈芯與原彈芯幾何參數(shù)對(duì)比

2 仿真模型、參數(shù)及結(jié)果

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,采用ANSYS/LS-DYNA動(dòng)力學(xué)軟件進(jìn)行數(shù)值模擬,以進(jìn)一步研究侵徹過程。彈靶有限元模型如圖5所示,靶板為200 mm×60 mm,彈芯頭部距彈丸頭部約12 mm,彈芯頭部軸向長(zhǎng)度約18 mm,彈長(zhǎng)約64 mm。試驗(yàn)后彈坑呈軸對(duì)稱形態(tài),為節(jié)省計(jì)算時(shí)間,選用2D Solid162軸對(duì)稱計(jì)算單元,建立施加對(duì)稱約束條件的1/2模型,彈丸及靶板受彈丸侵徹部分的網(wǎng)格尺寸為0.3 mm×0.3 mm,其他部分網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm,彈靶作用過程采用Lagrange算法。由于試驗(yàn)后Q235鋼靶為韌性破壞模式,彈坑內(nèi)壁光滑并且沒有明顯的侵蝕現(xiàn)象,在數(shù)值仿真中采用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接觸算法。

圖5 彈靶有限元模型

為了使數(shù)值仿真時(shí)彈丸著靶動(dòng)能與試驗(yàn)時(shí)彈丸的著靶動(dòng)能一致,在建立彈丸的有限元模型時(shí)不進(jìn)行簡(jiǎn)化,即保留燃燒劑、鉛套、被甲。由于試驗(yàn)后回收彈芯的質(zhì)量與原彈芯質(zhì)量基本一致,且與原彈芯相比回收彈芯無明顯的變形,可近似為剛體,在數(shù)值模擬中彈芯采用MAT_RIGID材料模型。12.7 mm穿燃彈中的燃燒劑在實(shí)際應(yīng)用中主要起到攻擊油箱時(shí)的縱火效果,鉛套主要起到密封、緊實(shí)作用,它們對(duì)侵徹深度幾乎無影響,故采用MAT_PLASTIC_KINMATIC材料模型。被甲在內(nèi)彈道中是用來保持彈頭外形,將彈丸的各部元件組成一個(gè)整體,并在發(fā)射時(shí)嵌入膛線,賦予彈頭旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),且回收后被甲頭部翻轉(zhuǎn)折疊變形,故被甲材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態(tài)方程。Q235鋼材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態(tài)方程。各材料的主要參數(shù)如表2～表4所示。表中,為材料密度,為剪切強(qiáng)度,為屈服應(yīng)力,為應(yīng)變硬化系數(shù),為應(yīng)變率系數(shù),為應(yīng)變硬化指數(shù),為溫度相關(guān)因數(shù),為熔點(diǎn),為室溫,～為失效參數(shù),為楊氏模量,為泊松比。

表2 Q235 J-C本構(gòu)參數(shù)[14]

表3 被甲材料性能參數(shù)

表4 彈芯和鉛套材料性能參數(shù)

試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖6所示,圖6(a)為試驗(yàn)速度范圍內(nèi)12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼靶的侵徹深度試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比,由圖可知,數(shù)值計(jì)算侵徹深度與試驗(yàn)侵徹深度相比高約3%;圖6(b)為著靶速度為551 m/s時(shí)試驗(yàn)與仿真彈坑形態(tài)對(duì)比,由圖可知試驗(yàn)與仿真結(jié)果具有近似一致的彈坑形態(tài),其中彈坑頭部是與彈芯頭部近似一致的卵形,靶板在開口處有明顯翻唇,靶板呈現(xiàn)韌性破壞現(xiàn)象,試驗(yàn)與仿真的開口孔徑分別為18.4 mm、16.2 mm,兩者相差12%,由此可知,仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。

圖6 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3 侵徹模型分析

3.1 簡(jiǎn)化模型

基于上述仿真與試驗(yàn)結(jié)果良好的一致性,對(duì)著靶速度為476.7 m/s,551 m/s,624.2 m/s,721.5 m/s和850.9 m/s進(jìn)一步分析。

圖7為不同著靶速度下彈芯位移與彈丸侵徹阻力曲線。彈芯頭部距彈丸頭部約12 mm,當(dāng)彈丸撞擊靶板時(shí),被甲、燃燒劑等次要侵徹元先接觸靶板,當(dāng)彈芯的位移到達(dá)12 mm后,彈丸的主要侵徹元發(fā)揮作用,如圖7所示,彈芯未侵入靶板之前,彈丸的侵徹阻力約為20 kN,約為彈丸所受平均最大侵徹阻力366 kN的5%。隨著彈芯的進(jìn)一步侵入,其所受阻力迅速提高,彈芯侵入初期即彈芯頭部侵入靶板,此過程彈芯侵徹界面增加較快,彈芯侵入后期即其圓柱部侵入靶板,此過程彈芯侵徹界面增加較慢,故在侵入初期彈芯侵徹阻力隨彈芯侵入深度的增加率較侵入后期大?？傮w趨勢(shì)來看,侵徹過程中彈芯所受阻力隨著彈芯的侵徹深度呈增加趨勢(shì),直到侵徹結(jié)束,彈丸回彈時(shí),彈芯所受阻力迅速下降。

圖7 彈芯位移-侵徹阻力

由圖7,當(dāng)彈芯到達(dá)靶板表面時(shí)其所受阻力僅為最大侵徹阻力的5%,由于彈芯是彈丸的主要侵徹元,被甲等是次要侵徹元,且在仿真過程中建立全彈模型較為復(fù)雜,下面利用動(dòng)能等效原理、速度等效原理,分別將全彈的動(dòng)能和速度等效為彈芯的侵徹動(dòng)能和侵徹速度進(jìn)行數(shù)值分析。計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 著靶速度-侵徹深度

動(dòng)能等效彈芯的侵徹深度最大,該侵徹深度較全彈丸仿真計(jì)算所得侵徹深度高約36%,較試驗(yàn)侵徹深度高約40%;速度等效彈芯的侵徹深度最小,該侵徹深度較全彈丸仿真計(jì)算所得侵徹深度低約4%,與試驗(yàn)侵徹深度相比低約1%,即在彈丸的侵徹過程中被甲等次要侵徹元占總彈丸侵徹能力的4%。

由上所述,在侵徹過程中被甲等次要侵徹元的作用較小,從彈丸頭部接觸靶板到彈芯接觸靶板有12 mm的距離,定義此階段彈丸損耗的能量為Δ=2.2×10J,即彈丸撞擊靶板后能量減少2.2×10J后彈芯開始作用,當(dāng)彈靶材料和彈體結(jié)構(gòu)保持不變,只改變彈靶作用條件時(shí),無量綱侵徹的深度可表示為

(1)

式中:為侵徹深度,為彈徑,為著靶速度,為靶板強(qiáng)度,為彈芯密度。

圖9 無量綱侵徹深度與無量綱比動(dòng)能關(guān)系

(2)

3.2 侵徹模型

由于全彈丸的結(jié)構(gòu)復(fù)雜,撞擊靶板時(shí)應(yīng)力波的傳播狀態(tài)較為復(fù)雜,由上所述,速度等效彈丸的侵徹過程中被甲等次要侵徹元的侵徹能力僅占總彈丸總侵徹能力的4%,利用速度等效主要侵徹元對(duì)12.7 mm穿燃彈建立侵徹模型,如圖10所示。

圖10 速度等效彈丸幾何模型

根據(jù)動(dòng)態(tài)空腔膨脹模型,彈丸的軸向速度為時(shí),其所受的軸向應(yīng)力為

(3)

式中:為靶板的密度,′和′為2個(gè)待定參數(shù)。

對(duì)于剛性彈丸,其所受切向力主要來源于彈頭部與靶板的摩擦。

=

(4)

式中:為侵徹過程中彈頭部與靶板之間的摩擦系數(shù)。

則彈丸頭部所受的阻力為

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:為彈頭部長(zhǎng)度,′取15。

對(duì)于不可壓縮材料,有:

(9)

式中:為楊氏模量,為泊松比。

根據(jù)式(5)和牛頓第二定律,進(jìn)行積分整理變換,得:

(10)

式中:為彈芯質(zhì)量。

侵徹深度的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖11所示,由式(10)計(jì)算所得的侵徹深度與試驗(yàn)測(cè)得的侵徹深度有較好的一致性,對(duì)于Q235鋼靶,當(dāng)著靶速度為721.5 m/s時(shí),誤差最大為8%,平均誤差為0.4%;對(duì)于45鋼靶,當(dāng)著靶速度為496 m/s時(shí),誤差最大為13%,平均誤差為3%。

圖11 計(jì)算侵徹深度與侵徹試驗(yàn)深度對(duì)比

4 結(jié)束語

針對(duì)不同速度下的12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼半無限靶板的侵徹行為進(jìn)行試驗(yàn)研究,結(jié)合數(shù)值仿真進(jìn)一步研究著靶速度為50～850 m/s的彈丸對(duì)Q235鋼半無限靶板的侵徹行為,得到如下結(jié)論:

①12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板時(shí),其彈芯處于剛性侵徹狀態(tài);試驗(yàn)速度范圍內(nèi),Q235半無限靶板的破壞形式均為韌性破壞;侵徹過程中彈芯著靶前彈丸侵徹阻力為最大侵徹阻力的5%,彈芯著靶瞬間彈丸的侵徹阻力迅速增高,且經(jīng)速度等效后彈芯的侵徹深度與試驗(yàn)相差在1%以內(nèi),說明彈芯為12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板的主要侵徹元。

②試驗(yàn)速度范圍內(nèi),12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235半無限靶板的侵徹深度與著靶動(dòng)能呈線性關(guān)系;著靶速度在100～850 m/s范圍內(nèi)時(shí),數(shù)值仿真結(jié)果表明無量綱侵徹深度與無量綱比動(dòng)能呈線性關(guān)系。

③12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板時(shí),侵徹深度可以用式(10)預(yù)測(cè)。