鎢、 鈾合金破片侵徹性能對比數(shù)值研究

吳凡達， 趙捍東

(中北大學(xué) 機電工程學(xué)院， 山西 太原 030051)

0 引 言

隨著材料技術(shù)的發(fā)展和防護結(jié)構(gòu)的不斷優(yōu)化， 裝甲目標(biāo)防護性能得到了不斷的增強. 由于普通鋼的密度和強度存在固有屬性的不足， 已很難再滿足彈藥高侵徹性能的要求. 近些年來鎢合金和貧鈾合金因其相對于其他合金具有高密度、 高強度和高硬度的屬性而受到相關(guān)領(lǐng)域科研人員的關(guān)注， 尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈彈芯較為廣泛采用的材料就是碳化鎢和貧鈾， 其中， 貧鈾侵徹具有自銳效性， 密度更大， 穿甲性能優(yōu)異. 但由于貧鈾具有輻射性且藏儲性能較差， 目前只有美國等少數(shù)國家使用.

近年來， 關(guān)于鎢合金破片侵徹性能的研究非常多， 徐豫新[1-2]通過彈道槍試驗開展了高速鎢合金球的侵徹性能試驗并獲得了鎢合金球?qū)Φ吞间摰拇┘讟O限； 高潤芳[3]通過大量實驗得到了不同形狀鎢合金破片對裝甲鋼板的極限穿透速度. 國內(nèi)外也開展了很多關(guān)于貧鈾合金的理論研究， Eckelmeyer[4]研究了熱處理對鈾鈦合金性能的影響， 發(fā)現(xiàn)鈾合金的形成過程以及溶液中合金元素的固溶體增強效應(yīng)可以使合金的強度比其他非鈾合金高兩倍； Johnson和Cook通過大量實驗數(shù)據(jù)擬合處理， 給出了鈾鈦合金的J-C本構(gòu)參數(shù)[5]； 何立峰[6]等利用材料試驗機和霍普金森桿實驗裝置研究了U-Ti合金在室溫下的壓縮力學(xué)行為， 并根據(jù)實驗數(shù)據(jù)擬合修正了Johnson-Cook模型； 岳明凱[7]等通過研究穿甲彈芯材料發(fā)現(xiàn)貧鈾合金在侵徹過程中更易發(fā)生絕熱剪切產(chǎn)生自發(fā)銳性， 更有利于侵徹； 本文研究對比了貧鈾合金破片和鎢合金破片侵徹低碳鋼靶的性能參數(shù)， 獲得了質(zhì)量相同而形狀不同的貧鈾合金、 鎢合金破片在侵徹性能方面的優(yōu)劣.

1 數(shù)值仿真方法及參數(shù)的驗證

一直以來關(guān)于貧鈾破片侵徹性能的實驗研究并不多見， 但是關(guān)于鎢合金破片侵徹性能的實驗研究則相對常見的多， 兩者由于均具備高侵徹性能也廣泛被學(xué)者們拿來作為對比. 由于彈靶碰撞時與密度有很大關(guān)系， 高密度材料彈丸能夠獲得較佳的穿甲效果， 貧鈾合金和鎢合金的密度都很高， 且貧鈾合金密度相對更高. 宋揚[7]等研究了貧鈾材料參數(shù)對穿甲性能的影響并得出貧鈾合金穿甲性能略強于鎢合金的結(jié)論. 本文以徐豫新[1]在《高速鎢合金破片對中厚鋼靶的穿甲效應(yīng)研究》中的實驗結(jié)果作為對比， 驗證仿真方法的正確性.

1.1 材料本構(gòu)模型的選定及相關(guān)參數(shù)的選擇

不同材料在不同條件下具有不同的本構(gòu)模型， 穿靶實驗具有很高的應(yīng)變率， 對于高應(yīng)變率下的材料塑性變形， Johnson-cook本構(gòu)方程中的加工硬化項、 應(yīng)變率硬化項和溫度軟化項都很符合本研究的動力學(xué)特征. 所以本文選擇Johnson-cook本構(gòu)模型來描述貧鈾破片和鎢破片的動態(tài)力學(xué)行為. 根據(jù)參考文獻[8，9]確定出貧鈾合金的基本參數(shù)； 由參考文獻[1，2]確定出鎢合金的基本參數(shù)； 結(jié)合文獻[1]和文獻[10]確定出Q235鋼的基本參數(shù). 各材料基本性質(zhì)見表 1.

表 1 材料的基本性質(zhì)Tab.1 Basic properties of materials

各材料均采用Shock狀態(tài)方程、 AUTODYN中默認(rèn)參數(shù)和Lagrange算法， 由于對稱性， 對稱面上采用對稱邊界條件. 狀態(tài)方程參數(shù)見表 2， 失效參數(shù)見表 3， 表5中失效參數(shù)由文獻[1]和文獻[11，12]得到， 靶板邊界固定.

表 2 狀態(tài)方程主要相關(guān)參數(shù)Tab.2 Main parameters of equation of state

表 3 材料的失效參數(shù)Tab.3 Failure parameters of materials

1.2 仿真方法的驗證

1.2.1 有限元模型建立

有限元模型包括破片和靶板兩部分. 用Truegrid 軟件建立網(wǎng)格模型， 并對靶板中心部進行局部網(wǎng)格細(xì)化. 研究通過3組仿真與相關(guān)實驗進行對比， 3組仿真設(shè)置分別為： Ф7 mm鎢球以1 400 m/s 初速撞擊15 mm厚度Q235鋼板； Ф7 mm 鎢球以1 350 m/s初速撞擊15 mm厚度Q235鋼板； Ф7 mm鎢球以1 900 m/s初速撞擊 20 mm 厚度Q235鋼板. 仿真模型破片網(wǎng)格數(shù)量為13 824個； 15 mm厚靶板尺寸為 80 mm×80 mm×15 mm， 網(wǎng)格數(shù)為192 000個； 20 mm厚靶板尺寸為 80 mm×80 mm×20 mm， 網(wǎng)格數(shù)為256 000個. 為提高計算速度， 簡化為1/4模型開展仿真.

1.2.2 仿真過程及結(jié)果

如圖 1 所示， 3組仿真中從上到下依次為： (a)組， Ф7 mm鎢球以1 400 m/s初速撞擊15 mm厚度Q235鋼板； (b)組， Ф7 mm鎢球以1 350 m/s初速撞擊15 mm厚度Q235鋼板； (c)組， Ф7 mm鎢球以1 900 m/s初速撞擊20 mm厚度Q235鋼板.

圖 1 規(guī)格為Φ8×9 mm的鎢破片侵徹過程數(shù)值仿真Fig.1 Specification for tungsten fragment Φ 8 x 9 mm penetration process numerical simulation

由對應(yīng)終點彈道實驗[7]得出， Ф7 mm鎢球?qū)?5 mm厚度Q235鋼板的臨界穿透速度約為1 400 m/s； 以1 900 m/s的速度侵徹20 mm厚度Q235鋼板時， Ф7 mm鎢球不能夠穿透， 并且有約為6 mm的剩余厚度. 本仿真中， 雖然1 350 m/s初速鎢球成功將靶板擊穿， 但殘余破片未能飛出， 而是以約33 m/s的剩余速度反彈； 1 400 m/s初速鎢球成功貫穿靶板并飛出， 剩余速度約33 m/s； 1 900 m/s初速鎢球未能擊穿靶板， 殘余破片則以約16.5 m/s的剩余速度反彈. 仿真結(jié)果相關(guān)參數(shù)見表 4， 仿真結(jié)果與試驗值非常吻合， 驗證了仿真方法及相關(guān)參數(shù)的正確性.

表 4 仿真結(jié)果相關(guān)參數(shù)Tab.4 Parameters related to simulation results

2 不同形狀鎢、 鈾合金破片侵徹性能仿真分析

為研究并對比分析鎢合金破片和鈾合金破片對裝甲目標(biāo)的侵徹能力， 本研究繼續(xù)開展數(shù)值仿真工作， 高潤芳[3]開展了幾種典型鎢破片的終點彈道試驗， 并通過大量實驗得出了直徑6 mm鎢球?qū)ρb甲鋼板的極限穿透速度； 徐豫新[1]通過終點彈道實驗測試獲得了幾種不同尺寸球形鎢合金破片對Q235鋼板的穿甲性能參數(shù). 本研究參考二位學(xué)者研究， 開展了直徑為6 mm的鎢球和鈾合金球?qū)?0 mm厚度Q235鋼的穿甲性能數(shù)值仿真， 并在此基礎(chǔ)上探究了同質(zhì)量下不同形狀和不同著靶姿態(tài)下兩種合金破片對Q235鋼板的侵徹能力.

2.1 有限元模型建立

破片初速均為1 300 m/s， 破片網(wǎng)格數(shù)為 13 824 個， 10 mm 厚靶板尺寸為60 mm×60 mm×10 mm， 網(wǎng)格數(shù)為2.56×105個. 方案為球形垂直侵徹、 圓柱形軸線垂直靶板侵徹、 圓柱形軸線平行靶板侵徹、 立方形棱角著靶侵徹、 立方形棱邊著靶侵徹和立方形面著靶侵徹， 共6組. 各組仿真模型見圖 2， 各組仿真設(shè)計見表 5.

圖 2 各組網(wǎng)格結(jié)構(gòu)模型Fig.2 Each group grid structure model

組別破片形狀和尺寸/mm破片質(zhì)量/g破片初速/m·s-1靶板尺寸/mm靶板材料著靶姿態(tài)A球形/Φ6 B圓柱形/Φ5.24×5.24C圓柱形/Φ5.24×5.24D立方形/4.835×4.835×4.835E立方形/4.835×4.835×4.835F立方形/4.835×4.835×4.835鎢破片1.98鈾破片2.1061 30060×60×10Q235任意1 30060×60×10Q235垂直1 30060×60×10Q235平行1 30060×60×10Q235棱邊1 30060×60×10Q235棱角1 30060×60×10Q235面

2.2 仿真過程

2.2.1 A組仿真過程

Ф6 mm鎢球和貧鈾合金球?qū)?0 mm厚度Q235剛靶的侵徹過程及速度衰減曲線如圖 3 所示. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為374.7 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.194 g， 質(zhì)量損失率為39.7%； 鈾合金破片的剩余速度為444.6 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.014 g， 質(zhì)量損失率為51.8%.

2.2.2 B組仿真過程

圓柱形破片垂直靶板著靶姿態(tài)下， 鎢破片和鈾破片侵徹過程及速度衰減曲線見圖 4. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為384 m/s， 殘余破片質(zhì)量為0.954 g， 質(zhì)量損失率為51.8%； 鈾合金破片的剩余速度為 419.2 m/s， 殘余破片質(zhì)量為0.868 g， 質(zhì)量損失率為58.8%.

2.2.3 C組仿真過程

圓柱形破片軸線平行靶板著靶姿態(tài)下， 鎢破片和鈾破片侵徹過程及速度衰減曲線見圖 5. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為273.7 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.115 g， 質(zhì)量損失率為43.7%； 鈾合金破片的剩余速度為337.4 m/s， 殘余破片質(zhì)量為0.998 g， 質(zhì)量損失率為52.6%.

圖 3 A組球形破片侵徹過程及速度衰減曲線Fig.3 Penetration process and velocity attenuation curve of spherical fragments in group A

圖 4 B組圓柱形破片垂直姿態(tài)侵徹過程及速度衰減曲線Fig.4 Vertical attitude penetration process and velocity attenuation curve of cylindrical fragments in group B

圖 5 C組圓柱形破片水平姿態(tài)侵徹過程及速度衰減曲線Fig.5 Horizontal attitude penetration process and velocity attenuation curve of cylindrical fragments in group C

2.2.4 D組仿真過程

立方形破片棱線著靶姿態(tài)下， 鎢破片和鈾破片侵徹過程及速度衰減曲線見圖 6. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為494.9 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.423 g， 質(zhì)量損失率為28.1%； 鈾合金破片的剩余速度為518 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.334 g， 質(zhì)量損失率為36.6%.

圖 6 D組立方形破片棱邊姿態(tài)侵徹過程及速度衰減曲線Fig.6 The process of pose penetration and velocity attenuation curve of cube fragment edge in group D

2.2.5 E組仿真過程

圓柱形破片軸線平行靶板著靶姿態(tài)下， 鎢破片和鈾破片侵徹過程及速度衰減曲線見圖 7. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為273.7 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.115 g， 質(zhì)量損失率為43.7%； 鈾合金破片的剩余速度為337.4 m/s， 殘余破片質(zhì)量為0.998 g， 質(zhì)量損失率為52.6%.

2.2.6 F組仿真過程

圓柱形破片軸線平行靶板著靶姿態(tài)下， 鎢破片和鈾破片侵徹過程及速度衰減曲線見圖 8. 由仿真結(jié)果得出： 鎢合金破片的剩余速度為273.7 m/s， 殘余破片質(zhì)量為1.115 g， 質(zhì)量損失率為43.7%； 鈾合金破片的剩余速度為337.4 m/s， 殘余破片質(zhì)量為0.998 g， 質(zhì)量損失率為52.6%.

圖 7 E組立方形破片棱角姿態(tài)侵徹過程及速度衰減曲線Fig.7 Angular penetration process and velocity attenuation curve of cube fragment in group E

圖 8 F組立方形破片面著靶姿態(tài)侵徹過程及速度衰減曲線Fig.8 The penetration process and velocity attenuation curve of the target posture of the cuboidal in group F

2.3 結(jié)果分析

由仿真過程可以發(fā)現(xiàn)， 破片侵徹過程中依次發(fā)生了碰撞開坑、 絕熱剪切破壞和沖塞. 對比各組仿真結(jié)果發(fā)現(xiàn)， 破片前部越尖， 破片前期速度衰減越慢， 前期質(zhì)量損失也越少， 破片對靶板更容易形成擠壓破壞， 在侵徹后期形成的沖塞塊也更少； 各組仿真中鎢破片對靶板造成的沖塞塊要大于鈾破片， 這與鈾合金自身所具有的自銳性有關(guān)， 鈾破片在侵徹過程中更容易發(fā)生絕熱剪切， 使得破片在侵徹過程中更為尖銳. 由表 6 對比各組仿真結(jié)果得出： 無論何種形狀以何種姿態(tài)著靶， 在尺寸相同的條件下， 鈾破片的剩余速度均要大于鎢破片， 而質(zhì)量損失率也同樣高于鎢破片； 在質(zhì)量相同的條件下， 無論鈾破片還是鎢破片， 立方形棱角著靶姿態(tài)下破片侵徹能力是最強的， 相應(yīng)破片的質(zhì)量損失也是最小的； 立方形面著靶姿態(tài)下破片的侵徹能力是最弱的， 對應(yīng)質(zhì)量損失也是最高的. 在同為立方形破片的情況下， 隨著靶姿態(tài)的不同， 破片剩余速度與質(zhì)量損失成反比， 而對于圓柱形破片此結(jié)論卻相反， 垂直姿態(tài)著靶穿靶后剩余速度均高于水平著靶姿態(tài)余速， 但是破片質(zhì)量損失也更高.

表 6 各組殘余破片相關(guān)參數(shù)Tab.6 Relative parameters of each group of residual fragments

3 結(jié) 論

通過數(shù)值研究得出：

1) 質(zhì)量相同的破片， 侵徹性能受形狀和著靶姿態(tài)的影響較大； 形狀相同的破片以不同姿態(tài)著靶時侵徹性能差異性也較大.

2) 在形狀、 著靶姿態(tài)和初速均相同的情況下， 貧鈾合金破片的侵徹性能強于鎢合金破片.

3) 在形狀、 著靶姿態(tài)和初速均相同的情況下， 貧鈾合金破片的質(zhì)量損失相比鎢合金破片更大.

4) 無論貧鈾破片還是鎢破片， 著靶形狀越尖銳， 質(zhì)量損失越小， 兩種合金破片中， 立方形棱角著靶姿態(tài)下破片質(zhì)量損失最小， 剩余速度也最高.