彈體高速侵徹混凝土的效應(yīng)實驗*

何 翔,徐翔云,2,孫桂娟,沈 俊,楊建超,金棟梁

（1.洛陽水利工程技術(shù)研究所,河南 洛陽 471023;

2.北京理工大學爆炸科學與技術(shù)國家重點實驗室,北京 100081）

1 引 言

目前鉆地武器的撞地速度通常在（1～2）Ma范圍內(nèi),一般不超出3Ma。為了有效打擊各種深埋的地下堅固目標,又加緊了對高速鉆地武器（（4～6）Ma）的研制。高速鉆地武器的使用對深埋地下堅固目標構(gòu)成了嚴重威脅,也對鉆地武器戰(zhàn)斗部設(shè)計提出了更嚴格的要求。彈體對混凝土類硬目標的高速侵徹效應(yīng)的研究對戰(zhàn)斗部研制和防護結(jié)構(gòu)設(shè)計都極具意義,已成為相關(guān)領(lǐng)域共同關(guān)注的熱點問題?；炷燎謴氐膶嶒灪屠碚撗芯恐饕性谧矒羲俣刃∮?00 m/s的不變形彈體侵徹[1],而高速侵徹實驗[2]有限,M.J.Forrestal等[3]完成了彈頭形狀因子為3和4.25的2種卵型頭部彈體以1 300～1 700 m/s速度侵徹強度為19.5 MPa的混凝土實驗。近年來,梁斌等[4]開展了先進鉆地彈概念彈的高速深侵徹縮比實驗,最高撞擊速度接近1 200 m/s,武海軍等[5]開展了高速非正侵徹混凝士實驗,撞擊速度為800～1 100 m/s,均獲得了一些高速侵徹的實驗數(shù)據(jù)。提高高速侵徹實驗的成功率需要解決一些關(guān)鍵的實驗技術(shù),如:提高火炮發(fā)射速度、高速侵徹實驗的次口徑發(fā)射技術(shù)、確保彈體按預(yù)定實驗條件撞擊靶體及精確測量彈體著靶姿態(tài)等。

已有研究表明,在常規(guī)速度范圍（小于800 m/s）內(nèi)對混凝土類目標侵徹彈體可視為剛體,隨著侵徹速度的增加,侵徹機理逐漸由剛體侵徹向半流體侵徹轉(zhuǎn)變,彈體不能單純地作為剛體處理,隨著速度進一步提升,彈體的力學行為可按流體處理。彈體的半流體侵徹機理比剛體和流體侵徹機理復(fù)雜得多,目前已完成的實驗和研究結(jié)論主要針對金屬靶侵徹[6-7],對于混凝土高速侵徹需要進一步研究,如:上述不同侵徹階段的臨界速度、彈體侵蝕和變形（破壞）的力學機理等。

實驗仍然是高速侵徹效應(yīng)研究最直觀最可靠的研究手段。本文中,通過提高火炮發(fā)射能力,采用更為合理的次口徑發(fā)射技術(shù),進行不同材料（強度在450～1 890 MPa范圍內(nèi)）、不同頭部長細比（0～3）的彈體以不同速度（800～1 500 m/s）侵徹不同強度標號（C30～C80）的混凝土實驗,完成3批次實驗,共取得51組有效數(shù)據(jù),研究高速撞擊條件下彈體的侵徹能力、侵徹穩(wěn)定性和高速情況下的彈體變形等問題,結(jié)合實驗結(jié)果進行定性分析。

2 實驗方案

2.1 實驗方法

實驗系統(tǒng)包括發(fā)射、回收及測試系統(tǒng)3個部分。以?35 mm高速彈道炮作為發(fā)射設(shè)備,采用光電測速儀測量彈體速度,利用高速攝像機和X光機拍攝彈體飛行姿態(tài)。實驗現(xiàn)場布置如圖1所示。

?35 mm高速彈道炮發(fā)射能力為:滿口徑發(fā)射彈體質(zhì)量為0.55 kg時,彈體初速≥1 255 m/s;次口徑發(fā)射彈體質(zhì)量為0.15 kg時,彈體初速≥1 400 m/s。

圖1 實驗現(xiàn)場布置Fig.1 Test arrangement

2.2 彈體、次口徑裝置及彈托分離裝置

彈體材料包括20鋼、45鋼、60Si2Mn、35CrM nSi、TC4、40CrNiMo共6種,除20鋼外,其他材料都經(jīng)過熱處理,主要物理力學參數(shù)見表1。全彈長細比L/D=10,頭部形狀分平頭和卵形2種,其中卵形頭部長細比Ln/D=3,2。

表1 彈體材料的主要力學參數(shù)Table 1 Parameters of projectile materials

為滿足實驗要求,根據(jù)彈道炮的發(fā)射能力,需采用次口徑發(fā)射技術(shù)。次口徑裝置是保證正常發(fā)射次口徑彈體的基礎(chǔ),合適的次口徑裝置可以保證彈體在炮膛內(nèi)正常啟動并達到理想的速度,出炮口后很快分離且不影響彈體的正常飛行。次口徑發(fā)射的難點在于,次口徑裝置要承受膛內(nèi)火藥氣體的高過載,保證材料不變形;又要與彈體在膛內(nèi)諧調(diào)配合,保證彈體在膛內(nèi)受力均勻;同時次口徑裝置還要與炮膛內(nèi)壁配合適當,保證不漏氣、不劃傷炮膛。實驗所使用的次口徑裝置為混合型次口徑裝置的一種,采用分離式彈體和彈托結(jié)構(gòu)（見圖2）。

圖2 組合后的彈體和彈托Fig.2 Photograph of the projectile with a sabot

實驗發(fā)現(xiàn),在彈體姿態(tài)改變之前保證適配器的完全分離比較困難,因此采用強制分離的辦法,在炮口前加裝彈托分離裝置（見圖3）,把尚未完全分離的彈托擋住,只允許彈體通過,避免彈托撞擊到靶面上,影響實驗效果。經(jīng)過多次實驗調(diào)試后,能保證彈體的著靶姿態(tài),滿足高速實驗的要求。

圖3 彈托分離裝置Fig.3 Photograph of the sabot-discarding device

2.3 實驗靶體

選用?1 000 mm素混凝土圓桶靶作為實驗靶體,靶體外用5 mm厚鋼板箍緊,靶徑與彈徑之比遠大于30,可以忽略靶體邊界的影響[8],同時又考慮了彈體在靶中侵徹彈道的變化,保證彈體不會從側(cè)邊飛出靶體。靶體長度根據(jù)彈體侵徹能力來確定,確保靶體背面不出現(xiàn)震塌。根據(jù)實驗要求,共構(gòu)筑了4種標號（C30、C45、C60和C80）的混凝土靶體,28 d養(yǎng)護后的實測平均無側(cè)限抗壓強度分別為 34.8、48.6、61.3 和 76.4 MPa。

3 實驗結(jié)果

3.1 第1批實驗

彈體材料和尺寸一致,材料為60Si2Mn,頭部為卵形,頭部長細比為2,考察侵徹速度、混凝土靶體強度的變化對侵徹效應(yīng)的影響。針對4種不同強度的混凝土靶體,進行了 4組實驗,每組5發(fā),彈體速度范圍為800～1 500 m/s。圖4～5分別為高速攝像機和X光機拍攝到的彈體飛行姿態(tài),可以看出,彈體的著靶姿態(tài)滿足了正侵徹實驗的要求。圖6為實驗后2種不同侵徹初速（836和1 430 m/s）下混凝土靶體正面破壞情況,可以觀察到靶體表面成坑、靶體表面的徑向和環(huán)向裂紋等宏觀破壞現(xiàn)象,在靶體表面形成了相對于彈著點基本對稱的彈坑區(qū)和分布均勻的徑向裂紋,這也進一步證明彈體在撞擊靶體時具有良好姿態(tài)。圖7～8分別給出了第1批實驗侵徹深度和彈體質(zhì)量損失的測試結(jié)果。

圖4 高速攝像機拍攝的彈體飛行姿態(tài)Fig.4 Projectile's flight attitude taken by a high-speed video camera

圖5 X光機拍攝的彈體飛行姿態(tài)Fig.5 Projectile's flight attitude taken by an X-ray apparatus

圖6 靶板正面破壞情況Fig.6 Frontal damage effect of targets

圖7 第1批實驗侵徹深度隨速度的變化Fig.7 Penetration depth vs velocity of the first batch

圖8 第1批實驗彈體質(zhì)量損失率隨速度的變化Fig.8 Projectile's mass loss factor vs velocity of the first batch

3.2 第2批實驗

彈體尺寸一致,頭部為卵形,頭部長細比為2,考察彈體材料、侵徹速度、混凝土靶體強度的變化對侵徹效應(yīng)的影響。為了能夠通過實驗給出極限速度,根據(jù)6種彈體材料,針對4種不同強度的混凝土靶體,強度高的靶體相應(yīng)選用材料強度高的彈體進行實驗,每組實驗次數(shù)不等,彈體速度范圍為650～1 400 m/s。圖9～10分別給出了第2批實驗侵徹深度和彈體質(zhì)量損失的測試結(jié)果。

3.3 第3批實驗

彈體材料和混凝土靶體強度一致,彈體材料為60Si2Mn,混凝土強度標號為C45,考察彈形和侵徹速度的變化對侵徹效應(yīng)的影響。采納了2種彈形:平頭彈和頭部長細比為3的卵形彈,彈體速度范圍為700～1 450 m/s。圖11～12分別給出了第3批實驗侵徹深度和彈體質(zhì)量損失的測試結(jié)果,為便于比較,將第1批實驗中的第2組實驗（彈材為60Si2Mn、頭部長細比為2的卵形彈侵徹C45混凝土）結(jié)果一并繪出。

圖11 第3批實驗侵徹深度隨速度的變化Fig.11 Penetration depth vs velocity of the third batch

圖12 第3批實驗彈體質(zhì)量損失率隨速度的變化Fig.12 Projectile's mass loss factor vs velocity of the third batch

4 侵徹效應(yīng)分析

4.1 侵徹深度

由圖7、9和11可知,隨著侵徹初速v0的增大,侵徹深度 H與v0呈拋物關(guān)系,彈體侵徹存在明顯的2個階段:剛體和半流體侵徹階段。在剛體侵徹階段,彈體除輕度質(zhì)量侵蝕外,無明顯變形,可視為剛體,同時 H隨著v0的增加而近似線性增大;在半流體侵徹階段,彈靶相互作用力超過彈體所能承受極限,彈體發(fā)生質(zhì)量侵蝕、彎曲變形甚至破裂等破壞特征,從而失去侵徹能力,不可視為剛體,同時H隨v0的增加而迅速減小。設(shè)彈體從剛體侵徹階段轉(zhuǎn)變?yōu)榘肓黧w侵徹階段的臨界狀態(tài)對應(yīng)的H與v0分別為剛體侵徹深度上限 Hm和剛體侵徹初速上限vm,則拐點對應(yīng)的侵徹初速和侵徹深度分別可近似為vm和Hm。

vm與彈體材料強度和密度、靶體材料強度、彈體頭部形狀等因素有關(guān),通過實驗可以發(fā)現(xiàn)以下規(guī)律:

（1）隨著混凝土標號在C30～C80范圍內(nèi)的逐漸提高,vm有所減低但不顯著。對于60Si2Mn侵徹彈體,vm從約1 300 m/s逐漸降低至約1 200 m/s（見圖7）,主要原因是彈體材料強度遠大于混凝土強度,混凝土強度的改變與彈體材料強度相比是個小量。但是隨混凝土強度的提高,Hm的減小較為明顯。

（2）隨著彈體材料的變化,vm和Hm有顯著變化。圖9中涉及的4種彈體材料（20鋼、45鋼、TC4、35CrMnSi）的強度變化范圍為450～1 540 MPa,而TC4的密度比其他3種材料低得多,相應(yīng)的 vm從約 800 m/s增加至約1 250 m/s。雖然4種彈體侵徹的靶體強度有所不同,但根據(jù)第（1）條,顯然彈體材料的變化特別是強度的變化是導(dǎo)致vm和Hm顯著變化的主要原因。

（3）隨著彈體頭部形狀的變化,vm有較明顯變化,Hm的變化明顯。圖11中的3種彈體的頭部長細比分別為0、2和3時,vm分別為約1 350、1 300和1 100 m/s,頭部越鈍,vm越大,Hm越小。

綜合可以得出初步結(jié)論:在影響 vm和Hm的各種因素中,彈體材料強度最敏感,彈體頭部形狀次之,而混凝土靶體強度則不太敏感。硬度為38～40（HRc）、屈服強度為1 140 MPa、彈頭形狀因子分別為3和4.25的4340鋼卵形頭部彈體以1 300～1 700 m/s速度侵徹強度為19.5 MPa混凝土的實驗中,vm分別為約1 350和1 300 m/s[3],與本文實驗結(jié)論基本吻合。

4.2 彈體侵蝕、變形和破壞

圖13是第1批實驗彈體發(fā)射前后的對比,反映了彈體發(fā)射后體貌的變化。發(fā)現(xiàn)隨著侵徹初速的增加,在剛體和半流體侵徹階段彈體分別表現(xiàn)出侵蝕、侵蝕+彎曲/斷裂的變形和破壞特征。

4.2.1 侵蝕

由于高速條件下彈靶接觸面上劇烈的相互作用,產(chǎn)生很大慣性力和強烈的摩擦效應(yīng),引起彈體升溫、表面局部融化和磨損,高溫使彈道周圍粉碎的混凝土白色粉末與彈體表面融化了的金屬材料混合并粘結(jié)一起,在彈體表面形成包裹層（見圖14）,實驗后除去包裹層,彈身的光澤已完全消失（見圖13）。在不同侵徹初速條件下彈體均表現(xiàn)不同程度的侵蝕,由于侵蝕導(dǎo)致彈體頭部質(zhì)量損失變得不可忽略。在剛體侵徹階段,質(zhì)量損失率Δm/m在2%～6%（見圖8、10和12）,彈體的速度越高侵蝕現(xiàn)象越嚴重。一般地,質(zhì)量損失包括頭部質(zhì)量損失和殼體質(zhì)量損失2部分,但實驗后發(fā)現(xiàn):

（1）除平頭彈外,卵形頭部彈體長度和直徑均有所減小,彈體長度的相對減小ΔL/L在2%～6%,隨著速度增加長度減小更明顯,而直徑的相對減小ΔD/D維持在1%～1.5%,由于彈體質(zhì)量與D2成正比,簡單計算后可說明質(zhì)量損失主要發(fā)生在頭部,這與文獻[3]實驗結(jié)果相符。

（2）平頭彈與靶體撞擊端面一定范圍內(nèi)的殼體有墩粗現(xiàn)象,墩粗區(qū)域與彈體速度成正比,為約（1～2）D,在此區(qū)域內(nèi)彈體直徑有所增大,彈體直徑相對增大均為7%,與彈體速度無關(guān);而此區(qū)域外其他部分殼體的直徑則有所減小,相對減小為0.7%～1.4%。彈體全長有所減小,相對減小為1%～12%。同樣可以說明對于平頭彈,質(zhì)量損失主要是因為從撞擊端面上開始的彈體長度減小引起。

4.2.2 侵蝕+彎曲/斷裂

隨著侵徹初速的增加,在高速侵徹過程中由于混凝土材料的非均勻性和各向異性,彈體的非對稱受力表現(xiàn)得比常規(guī)速度侵徹時明顯,而混凝土骨料導(dǎo)致彈體頭部不對稱的侵蝕加劇了非對稱受力的趨勢,彈體侵徹彈道不再是一條直線,而是偏離速度方向。圖15為靶體剖開后的形態(tài),發(fā)現(xiàn)在約1倍彈長侵徹深度范圍內(nèi),侵徹彈道近似為直線,隨著彈體繼續(xù)侵徹彈道開始彎曲,彈體由開始的正侵徹轉(zhuǎn)變?yōu)榉钦謴?彈體的余速還非常大,隨著彈體的側(cè)向阻力明顯加大,當作用在彈體上的彎矩超出彈體的可承受最大彎矩,彈體即發(fā)生彎曲,實驗后發(fā)現(xiàn)彎曲發(fā)生從頭部算起的約1/3彈長處,這與文獻[9]吻合。當侵徹初速繼續(xù)增高,彈靶相互作用力超過彈體所能承受極限,彈體發(fā)生破裂,失去侵徹能力。彎曲彈道和彈體彎曲甚至斷裂表明彈體已進入半流體侵徹階段,彈體長度的相對減小ΔL/L驟然增加至8%～40%,而卵形頭部彈體的直徑相對減小ΔD/D為1.5%～2%,平頭彈墩粗區(qū)域內(nèi)彈體直徑相對增大為約20%,此區(qū)域外彈體直徑相對減小為1%。所有彈體侵蝕比剛體侵徹階段嚴重得多,達到7%～40%（見圖8、10和12）。

圖13 彈體侵徹前后對比Fig.13 Comparison of projectiles before and after penetration

圖14 實驗回收彈體Fig.14 Recovered projectiles

圖15 靶體剖開后的形態(tài)Fig.15 Characteristics of the target after anatomy

4.3 需要說明的問題

在第2批實驗中,出現(xiàn)了2個特例:

（1）采用40CrNiMo彈體以1 390 m/s速度侵徹C80混凝土,侵徹深度為84D,彈體無明顯變形,彈體仍可視為剛體,表明其相應(yīng)的極限速度已接近或超出炮的發(fā)射能力。

（2）20鋼彈以1 231 m/s速度侵徹C45混凝土,侵徹深度為20D,實驗后在彈坑中發(fā)現(xiàn)大量融化后又結(jié)晶的金屬碎末,表明彈體已進入流體侵徹階段,質(zhì)量損失率和彈體長度的相對減小都接近70%（見圖10）。

5 結(jié) 論

利用高速侵徹設(shè)備和次口徑發(fā)射技術(shù),將彈體速度發(fā)射到接近1 500 m/s,完成了不同材料、不同頭部長細比的彈體以不同速度侵徹不同強度標號的混凝土實驗,研究了高速撞擊條件下彈體的侵徹能力、侵徹穩(wěn)定性和高速情況下的彈體變形等問題。實驗揭示了剛體侵徹深度上限及對應(yīng)的剛體侵徹初速上限、彎曲彈道、彈體嚴重侵蝕、彈體彎曲/斷裂等是半流體侵徹階段的典型特征,可為進一步的高速侵徹實驗和理論研究提供參考。

[1] Forrestal M J,Altmanan B S,Cargile J D,et al.An empirical equation for penetration depth of ogive-nose projectiles into concrete targets[J].International Journal of Impact Engineering,1994,15（4）:395-405.

[2] Lundegren R G.High-velocity penetrators[R].SAND94-2724C.Albuquerque,New Mexico:Sandia National Laboratories,1994.

[3] Forrestal M J,Frew D J,Hanchak S J,et al.Penetration of grout and concrete targets with ogive-nose stell projectiles[J].International Journal of Impact Engineering,1996,18（5）:465-476.

[4] 梁斌,陳小偉,姬永強,等.先進鉆地彈概念彈的次口徑高速深侵徹實驗研究[J].爆炸與沖擊,2008,28（1）:1-9.

LIANG Bin,CHEN Xiao-wei,JI Yong-qiang,et al.Experimental study on deep penetration of reduced-scale advanced earth penetrating weapon[J].Explosion and Shock Waves,2008,28（1）:1-9.

[5] 武海軍,黃風雷,王一楠.高速彈體非正侵徹混凝土試驗研究[C]//孫錦山.第八屆全國爆炸力學學術(shù)會議論文集.江西吉安,2007:488-494.

[6] CHEN Xiao-wei,LI Qing-ming.Transition from nondefomable projectile penetration to semihydrodynamic penetration[J].Journal of Engineering Mechanics,2004,130（1）:123-127.

[7] Forrestal M J,Piekutowski A J.Penetration experiments with 6061-T6511 aluminum targets and spherical-nose steel projectiles at striking velocities between 0.5 and 3.0 km/s[J].International Journal of Impact Engineering,2000,24（1）:57-67.

[8] Erengil M E,Cargile D J.Advanced projectile concept for high speed penetration of concrete targets[C]//20th International Symposium on Ballistics.Orlando,Florida,2002.

[9] 陳小偉.動能深侵徹彈的力學設(shè)計（Ⅰ）:侵徹/穿甲理論和彈體壁厚分析[J].爆炸與沖擊,2005,25（6）:499-505.

CHEN Xiao-wei.Mechanics of structural design of EPW（Ⅰ）:The penetration/perforation theory and the analysis on the cartridge of projectile[J].Explosion and Shock Waves,2005,25（6）:499-505.