薛 桐,趙太勇,田 鵬,孟凡高,陳智剛,王維占

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院, 太原 030051; 2.中北大學(xué) 地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室, 太原 030051;3.山東北方濱海機(jī)器有限公司, 山東 淄博 255000)

0 引言

近年來,在裝甲防護(hù)技術(shù)快速發(fā)展的同時(shí),越來越多的新型金屬材料被應(yīng)用于裝甲防護(hù),其中鈦合金作為典型的防護(hù)材料,在單兵頭盔[1]、輕型裝甲車輛[2]、重要軍事電子設(shè)備的核心部件[3]、水下航行器[4-5]、海上艦船[6]、航空飛行器[7-8]等方面得到了廣泛的應(yīng)用,隨著應(yīng)用技術(shù)的提高,在一些太空領(lǐng)域[9],鈦合金材料憑借其強(qiáng)度高、密度小等特點(diǎn),得到了充足的發(fā)展。其中,火箭發(fā)動(dòng)機(jī)殼體、深空探測器、人造衛(wèi)星、載人飛船和空間站等[10-12]的各艙段外殼結(jié)構(gòu)多使用鈦合金等低密度、高強(qiáng)度的材料,研究這些外殼材料的抗毀傷效能就顯得尤為重要。

徐美健等[13]研究了球形彈沖擊TC4鈦合金靶板,結(jié)果發(fā)現(xiàn)隨破片沖擊角度逐漸增加,破片彈道極限逐漸增大,靶板的拉伸撕裂程度更嚴(yán)重。張鐵純等[14]研究了平頭彈撞擊不同厚度靶板的失效規(guī)律。張?jiān)赖萚15]研究了FSP沖擊下鈦合金靶板的侵徹特性,在一定的彈體沖擊下,靶板能量吸收率隨靶板厚度的增大而增加?；菪颀埖萚16]利用實(shí)驗(yàn)與仿真的方法研究鈦合金靶板高速撞擊下?lián)p傷及彈道特性,發(fā)現(xiàn)靶板厚度越大,破片的彈道極限速度越大。Gupta等[17]研究了鈍頭、尖卵形和半球形鋼彈撞擊鋁靶的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值研究,與其他2種彈丸相比,發(fā)現(xiàn)半球形彈丸的彈道極限速度最高。

學(xué)者們對鈦合金靶板的抗彈性能主要集中在金屬破片對其侵徹行為的研究,而金屬破片質(zhì)量過大,裝填比較低,對太空作戰(zhàn)環(huán)境而言,其殺傷密度有限。而陶瓷作為一種典型毀傷元材料,具有低密度、高強(qiáng)度的特點(diǎn),可提升破片裝填數(shù)量,適合作為反衛(wèi)星武器戰(zhàn)斗部毀傷元[18]。因此通過彈道沖擊實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬方法,開展了破片不同直徑、著角條件下陶瓷破片對不同厚度鈦合金靶的侵徹效能研究,研究結(jié)論將對反衛(wèi)星戰(zhàn)斗部毀傷元設(shè)計(jì)及衛(wèi)星防護(hù)抗毀傷效能評(píng)估具有重要意義。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

實(shí)驗(yàn)采用12.7 mm口徑滑膛彈道槍發(fā)射,彈體沖擊速度根據(jù)不同的裝藥量來確定,在彈道槍口一定的距離處設(shè)置通—斷靶,用于測量破片初速。陶瓷破片采用尼龍彈托加載速度,靶板固定在靶架上,保證在侵徹過程中的穩(wěn)定性。

靶板材料為TC4鈦合金,尺寸為100 mm×100 mm,厚度分別為0.5、0.8、1.0、1.2、1.5、2.0 mm。破片材料為氧化鋯陶瓷破片,抗彎強(qiáng)度1 100 MPa,斷裂韌性10.05 MPa·m1/2,通過高溫?zé)Y(jié)而成,直徑為5 mm,質(zhì)量為0.39 g。實(shí)驗(yàn)裝置布置結(jié)構(gòu)示意圖及實(shí)驗(yàn)用彈如圖1、圖2所示。

1.彈道槍; 2.破片; 3.通—斷靶; 4.靶架及靶板

1.陶瓷破片; 2.尼龍彈托; 3.彈殼

1.2 結(jié)果分析

依據(jù)嵌入靶板的最大速度與貫穿靶板的最小速度的平均值為標(biāo)準(zhǔn)臨界穿透速度(彈道極限)。在保證實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)有效的前提下,主要通過升降法推斷V50值。在升降法實(shí)驗(yàn)中,每當(dāng)出現(xiàn)未穿透的情況時(shí),下一發(fā)應(yīng)將著速升高一個(gè)步長d,即以增加裝藥的方法調(diào)整下一發(fā)的著速,若還不出現(xiàn)穿透,則繼續(xù)對下一發(fā)升高一個(gè)著速步長d。當(dāng)出現(xiàn)穿透時(shí),下一發(fā)應(yīng)降低一個(gè)步長d/2,即減少藥量進(jìn)行實(shí)驗(yàn)。按此原則,當(dāng)侵徹速度穩(wěn)定在臨界穿透值時(shí),取3發(fā)未穿透靶板的最大速度和3發(fā)穿透靶板的最小速度的平均值為V50。通過六射彈彈道極限實(shí)驗(yàn)方法研究破片垂直侵徹不同厚度靶板,得到部分有效實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)見表1。

表1 實(shí)驗(yàn)部分有效數(shù)據(jù)

由表1可知,5 mm破片侵徹不同靶板的過程中,當(dāng)靶板厚度在0.5～2.0 mm時(shí),破片彈道極限小于572 m/s。對部分侵徹靶板前后的破片質(zhì)量進(jìn)行了統(tǒng)計(jì),如表2所示,從表中可以得到,破片侵徹后損失質(zhì)量與侵徹前破片質(zhì)量比值(η)很小,說明破片侵徹靶板前后的質(zhì)量變化很小。

表2 破片侵徹靶板前后質(zhì)量及對應(yīng)速度

2 仿真驗(yàn)證

2.1 有限元模型及參數(shù)

利用LS-DYNA有限元軟件對侵徹過程進(jìn)行數(shù)值模擬。單位制為cm-g-μs-Mbar,建立三維有限元全模型如圖3所示。網(wǎng)格采用六面體網(wǎng)格,靶板與破片的主要作用區(qū)域?qū)W(wǎng)格加密。網(wǎng)格最大尺寸0.4 mm。采用Lagrange算法。鈦合金靶板采用JOHNSON-COOK材料模型,氧化鋯陶瓷的材料模型采用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS,材料參數(shù)見表3、表4[19-21]。

表3 破片材料主要參數(shù)

表4 靶板材料主要參數(shù)

圖3 破片及靶板有限元模型

2.2 破片侵徹靶板過程分析

破片對不同厚度鈦合金靶板的侵徹過程如圖4所示。由圖可得:靶板厚度不僅對靶板的失效模式有著顯著的影響而且還對彈道極限也有一定的影響,同時(shí)與靶板的耗能機(jī)制密切相關(guān)。

圖4 彈道極限下破片侵徹不同厚度靶板過程示意圖

由于破片沖擊作用,在破片與靶板的直接作用區(qū)域,靶板發(fā)生塑性變形即靶板背面發(fā)生隆起,靶板受到的損傷明顯大于未受到破片直接作用的區(qū)域,損傷最大值為彈靶接觸面。靶板厚度為0.5～0.8 mm時(shí),破片對靶板造成塑形變形,靶板受到的應(yīng)力主要以拉應(yīng)力為主,受到的剪切應(yīng)力較小,因此靶板背面產(chǎn)生隆起,盤形凹陷,最終導(dǎo)致靶板產(chǎn)生瓣裂穿孔(如圖4(a)、(b)、圖5(a)、(b));靶板厚度為1.0～1.5 mm時(shí),破片對靶板的破壞方式是瓣裂穿孔和沖塞沖孔2種方式的耦合狀態(tài)(如圖4(c)、(d)、(e))。因?yàn)殡S著厚度增大,靶板整體強(qiáng)度增加,在彈道極限條件下,靶板受到的主要應(yīng)力從拉應(yīng)力轉(zhuǎn)變?yōu)槔瓚?yīng)力和剪應(yīng)力同時(shí)存在,體現(xiàn)在從靶板破壞的形式上,從瓣裂穿孔為主逐漸變?yōu)橐园炅汛┛缀蜎_塞穿孔2種方式的耦合狀態(tài),從實(shí)驗(yàn)圖片中(如圖5(c)、(d)、(e))可以看出,靶板背面出現(xiàn)了翻邊現(xiàn)象,在斷口處也出現(xiàn)了明顯的絕熱剪切痕跡;靶板厚度為2.0 mm時(shí),靶板的整體強(qiáng)度顯著增強(qiáng),靶板在作用區(qū)域受到的力以剪應(yīng)力為主,拉應(yīng)力較小,在彈道極限下,破片對靶板的破壞為沖塞穿孔破壞即在靶板上被沖下一塊圓餅狀靶塊,靶板背面無翻邊現(xiàn)象,在斷口處可以明顯觀察到絕熱剪切現(xiàn)象(如圖5(f))。

圖5 彈道極限下鈦合金靶板破壞形態(tài)

根據(jù)圖4,從損傷云圖可以看出,破片在侵徹靶板前后其形狀無變化,破片內(nèi)部并無出現(xiàn)損傷區(qū),形狀完好,可以表明破片在侵徹前后一直保持著其初始形態(tài)和強(qiáng)度。等直徑破片在侵徹不同厚度靶板時(shí),表現(xiàn)出了同樣的性能,結(jié)合圖6,在實(shí)驗(yàn)回收的破片中,也明確觀察到破片形態(tài)與仿真前后破片的形態(tài)一樣,并未發(fā)生明顯的形態(tài)變化,根據(jù)表2,可以得知,破片在侵徹靶板的過程中,破片的η值較小,綜合分析,可以說明陶瓷球在侵徹鈦合金薄板是一個(gè)剛性侵徹的過程。

圖6 彈道極限下破片破壞形態(tài)

圖7為彈道極限條件下,實(shí)驗(yàn)與仿真的彈道極限速度與靶板厚度的變化關(guān)系。

圖7 彈道極限與靶板厚度的關(guān)系

在彈道極限條件下,隨著靶板厚度增加,破片侵徹靶板的初速度也增加。靶板厚度為0.5～1.0 mm時(shí),破片的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)變?yōu)榘邪宓乃苄詰?yīng)變能,對靶板造成背部隆起(如圖4(a)、(b)),最終形成瓣裂穿孔,實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值模擬得到的彈道極限的增長趨勢趨于一致,數(shù)值模擬結(jié)果略大于實(shí)驗(yàn)結(jié)果,相對誤差在7%以內(nèi);靶板厚度在1.2～1.5 mm,在彈道極限條件下,破片侵徹靶板的初速度增加幅值明顯大于靶板厚度在0.5～1.0 mm,破片的動(dòng)能不僅轉(zhuǎn)換靶板的塑性應(yīng)變,還為靶板產(chǎn)生絕熱剪切提供能量,故所需的初速大于靶板厚度在0.5～1.0 mm時(shí)的初速,實(shí)驗(yàn)結(jié)果大于數(shù)值模擬結(jié)果,相對誤差在8.5%以內(nèi);靶板厚度在2.0 mm時(shí),由于靶板整體強(qiáng)度增加,破片的動(dòng)能不僅轉(zhuǎn)換為靶板產(chǎn)生絕熱剪切時(shí)所需要的能量還會(huì)給予產(chǎn)生沖塞的動(dòng)能,但靶板背部隆起半徑較小,靶板背面產(chǎn)生的撓度也較小如圖4(f),仿真結(jié)果雖然大于數(shù)值模擬結(jié)果,但相對誤差在5.8%以內(nèi)。綜合分析可知,實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果具有較好的一致性,其結(jié)果誤差可滿足工程計(jì)算要求。

3 破片侵徹靶板的影響因素分析

3.1 不同著靶角度破片對侵徹靶板的影響

基于前文所述,數(shù)值模擬與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的誤差在符合工程計(jì)算的范圍之內(nèi),為進(jìn)一步研究陶瓷球侵徹鈦合金靶的影響因素,選取破片著角為0°、15°、30°、45°、60°和75°,對不同厚度靶板進(jìn)行侵徹,以研究不同著角對侵徹過程的影響。破片速度方向與靶板法向夾角為θ,靶板等效厚度為H,彈靶作用示意圖如圖8所示。

圖8 破片侵徹靶板等效厚度示意圖

圖9給出了破片著角為0°～75°時(shí),在彈道極限條件下,直徑破片侵徹不同厚度靶板破壞形態(tài)及損傷云圖。從圖中可以得到,靶板的破壞形態(tài)與破片著角和靶板厚度存在著密切的聯(lián)系。

破片在不同角度下侵徹靶板,可以將破片的速度分為垂直于靶板表面的法向速度和平行于靶板表面的切向速度。垂直于靶板的法向速度主要用于侵徹靶板,對靶板造成瓣裂穿孔或沖塞穿孔;因?yàn)槠破螤顬榍蛐?破片侵徹靶板的過程中由于偏轉(zhuǎn)力矩的存在易發(fā)生滾動(dòng),且存在平行于靶板表面的切向速度,因此破片更易發(fā)生滑移現(xiàn)象,從而導(dǎo)致增加其對靶板背面產(chǎn)生隆起的高度。

當(dāng)破片角度為0°～30°時(shí),破片在法向方向速度明顯大于在切向方向速度,切向方向的滑移量較小,在彈道極限條件下,隨著破片著角增大,破片侵徹靶板的等效厚度增加,對靶板背面造成的隆起也越大(見圖9-a-3),主要因?yàn)榛屏枯^初始狀態(tài)有了明顯增加,從而使得隆起從彈靶初始接觸位置向滑移方向隆起高度變大,當(dāng)靶板厚度為1.0 mm時(shí),靶板產(chǎn)生的盤形凹陷明顯大于初始狀態(tài),在初始狀態(tài)時(shí),破片在侵徹靶板時(shí)本身存在2種破壞模式的耦合狀態(tài)即瓣裂穿孔和沖塞穿孔,由于破片著角的增大,增加了靶板受到的切向力,導(dǎo)致靶板的破壞模式瓣裂穿孔較沖塞穿孔更加明顯(見圖9-b-3),當(dāng)靶板厚度增至2.0 mm時(shí)破片,靶板強(qiáng)度整體性明顯增強(qiáng),隨著破片著角的增加,破片對靶板造成的完成沖塞塊變?yōu)闆_塞小塊,這是因?yàn)榘邪逶诎l(fā)生絕熱剪切的過程中受力不均勻,從而導(dǎo)致完整沖塞塊變?yōu)闆_塞小塊(見圖9-c-3)。

當(dāng)破片著角增至45°時(shí),破片在法向方向速度與與切向方向速度相同,在彈道極限條件下,破片對靶板背面造成的隆起長度與高度均大于著角為30°時(shí),是因?yàn)樵趶椀罉O限的條件下,破片侵徹靶板需要的初速增加,從而對靶板的形態(tài)的破壞明顯優(yōu)于30°(如圖9-a-4),當(dāng)靶板厚度增至1.0 mm時(shí),破片對靶板造成的撕裂更為明顯(如圖9-b-4),破片在切向方向的滑移明顯增加,當(dāng)靶板厚度增加至2.0 mm時(shí),靶板產(chǎn)生的沖塞小塊,大于之前產(chǎn)生的沖塞小塊,相較于30°時(shí),靶板在發(fā)生絕熱剪切時(shí)受力更加均勻,沖塞塊的質(zhì)量幾乎相等(如圖9-c-4)。

當(dāng)破片著角為60°時(shí),破片在切向方向的速度明顯大于法向速度,在彈道極限條件下,當(dāng)靶板厚度為0.5 mm時(shí),破片對靶板造成的隆起在長度和寬度均大于45°時(shí)產(chǎn)生的隆起現(xiàn)象,形似“船狀”鼓包(如圖9-a-5),靶板厚度為1.0 mm時(shí),由于瓣裂穿孔和沖塞穿孔同時(shí)存在,且切向速度的顯著增加,提高了破片在侵徹中的滑移能力,從而導(dǎo)致隆起變大,對靶板的破壞形式變?yōu)榘邪灞趁媛∑鸷蜎_塞破壞2種耦合方式(如圖9-b-5)。靶板厚度為2.0 mm時(shí),靶板在切向的滑移量增加,導(dǎo)致靶板在受力不均勻,破片對靶板的破壞形式由沖塞穿孔變?yōu)楸巢克毫押蜎_塞2種模式的耦合狀態(tài),背部撕裂占主要部分(如圖9-c-5)。

當(dāng)破片著角增至75°時(shí),破片切向速度明顯大于法向速度,偏轉(zhuǎn)力矩顯著增加,破片對靶板產(chǎn)生的隆起較小(如圖9-a-6、9-b-6、9-c-6),破片無法侵徹靶板,破片發(fā)生跳飛。

圖10為等效靶板厚度與破片著角的關(guān)系。當(dāng)破片著角為0°～30°時(shí),在彈道條件下,隨著破片著角增加,靶板的等效厚度增長平緩,結(jié)合圖11,彈道極限也增加緩慢,破片著角較小時(shí),對彈道極限影響較小;破片著角增至45°時(shí),靶板的等效厚度增加顯著,在彈道條件下,破片侵徹靶板需要的初速度也在增加,彈道極限隨著破片著角的增大而增加;破片著角為60°時(shí),靶板的等效厚度成指數(shù)增加,其等效厚度為初始厚度的兩倍,且破片在靶板法向方向速度分量顯著小于法向速度,彈道極限也隨著破片著角的增加呈現(xiàn)指數(shù)增加,由于破片在切向的速度分量變大,從而導(dǎo)致靶板的撕裂更加嚴(yán)重。

圖10 等效靶板厚度與破片著角的關(guān)系

圖11 彈道極限隨破片著角的變化規(guī)律

3.2 不同直徑破片對侵徹靶板的影響

在前文破片直徑5 mm的條件下,進(jìn)一步增加6、7、8、9、10 mm直徑破片侵徹不同厚度靶板工況。圖12為靶板厚度為0.5、1.0、2.0 mm時(shí),在彈道極限條件下,不同直徑破片侵徹不同厚度靶板的彈靶作用形態(tài)。

圖12 彈道極限下破片不同直徑侵徹不同厚度靶板的彈靶作用形態(tài)

從圖12可以發(fā)現(xiàn),破片直徑、靶板厚度和破片速度對靶板的破壞形態(tài)有一定的影響。隨著破片直徑增加,破片對靶板形成的撓度增大,對靶板造成延性擴(kuò)孔,整體性盤式隆起越明顯,因?yàn)閺棸薪佑|面積與靶板總面積比值增大。當(dāng)靶板厚度為0.5 mm時(shí),靶板強(qiáng)度低,靶板的受到的應(yīng)力以拉應(yīng)力為主,隆起明顯,靶板破壞形式為瓣裂穿孔(如圖12(a)),當(dāng)靶板厚度為1.0 mm時(shí),破片對靶板的破壞為瓣裂穿孔和沖塞穿孔2種方式的耦合狀態(tài),且隨著破片直徑增加,靶板產(chǎn)生的受到的拉應(yīng)力大于剪應(yīng)力,導(dǎo)致沖塞直徑均小于破片直徑,同時(shí)也增加靶板的撓度,延性擴(kuò)孔更加明顯(如圖12(b)),當(dāng)靶板厚度為2.0 mm時(shí),靶板強(qiáng)度增大,隨著破片直徑增加,破片侵徹靶板,靶板不僅產(chǎn)生了絕熱剪切,且背部隆起明顯,靶后沖塞形狀由柱形沖塞塊變?yōu)榘雸A形帽狀沖塞塊(如圖12(c))。隨著破片速度提高,靶板厚度為0.5 mm時(shí),破片的動(dòng)能主要轉(zhuǎn)變?yōu)樗苄詰?yīng)變能,破片對靶板的瓣裂穿孔更明顯,靶板厚度為1.0 mm時(shí),彈靶作用時(shí)間短,破片的破壞以沖塞穿孔為主,靶板厚度為2.0 mm時(shí),由于速度的增加,靶板產(chǎn)生絕熱剪切的行為也更加明顯。

圖13 彈道極限隨破片直徑的變化規(guī)律曲線

4 結(jié)論

本文中通過實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬相結(jié)合的方法對陶瓷球侵徹鈦合金薄靶的過程進(jìn)行研究,獲得如下結(jié)論:

1) 在彈道極限的工況下,數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果具有較好一致性,陶瓷破片對鈦合金靶板的侵徹過程為剛性侵徹過程。

2) 在正侵徹工況下,隨著鈦合金靶板厚度的增加,靶板的破壞形式由瓣裂穿孔轉(zhuǎn)變?yōu)闆_塞穿孔。其中,當(dāng)靶板厚度為0.5～0.8 mm時(shí),靶板的破壞形態(tài)表現(xiàn)為單一形式的瓣裂穿孔;當(dāng)靶板厚度為1.0～1.5 mm靶板時(shí),靶板的破壞形態(tài)為瓣裂穿孔和沖塞穿孔耦合狀態(tài);當(dāng)靶板厚度增加至2.0 mm時(shí),靶板的破壞形態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)閱渭兊臎_塞穿孔。

3) 破片直徑、著角是影響靶板破壞模式的關(guān)鍵因素。隨著破片著角增加,其彈道極限也在增加,對于靶板的破壞形式也由剪切沖塞變?yōu)楸趁嫠毫押图羟袥_塞2種破壞方式的耦合狀態(tài),當(dāng)破片著角大于75°時(shí),破片發(fā)生跳飛現(xiàn)象;而隨破片直徑的增加,靶板背面出現(xiàn)瓣裂穿孔形態(tài),整體盤式隆起現(xiàn)象逐漸明顯。