鋼包覆式活性破片侵徹雙層鋁靶的行為特性研究

彭 軍，李彪彪，袁寶慧，孫興昀，楊 青

(西安近代化學研究所，陜西 西安 710065)

引 言

活性破片是一種具有沖擊引發(fā)反應釋能特性的含能毀傷元，與傳統(tǒng)惰性破片不同，活性破片在撞擊目標時會迅速產生燃燒或爆炸效應，所形成的局域沖擊波或準靜態(tài)壓力能夠顯著提升彈藥戰(zhàn)斗部的毀傷威力，活性破片侵爆特性研究是目前高效毀傷技術領域的研究熱點[1-5]。

活性破片的力學性能、沖擊反應能量釋放特性、毀傷效應、沖擊反應機理等是科研人員關心的重點，已開展了廣泛研究。肖艷文[6]、J.Cai[7]研究了柱形活性破片的靜態(tài)力學性能，獲得了配方組分、力學強度及性能之間的關系，分析了其力學失效機理；Xu F[8]等分別研究了活性破片在密閉空間及撞擊鋁板的反應和能量釋放特性；肖艷文[9]、Sorensen B[10]研究了活性破片對鋁靶的毀傷效應；Xu F[8]、Feng Bin[11]基于實驗，分析了活性材料在不同條件下的反應機理。這些研究成果主要是基于直接用活性材料制備的“裸”活性破片而開展的，這種“裸”活性破片力學強度只有幾十兆帕，不能滿足殺傷戰(zhàn)斗部炸藥爆轟加載所需強度要求。文獻[10]雖然也采用了金屬外殼包覆活性材料的結構，但其結構相對簡單，整體結構強度低，仍不能滿足殺傷戰(zhàn)斗部炸藥爆轟加載時復雜力學環(huán)境所需強度要求，其目的僅是為了滿足侵徹強度或發(fā)射過載強度，而且也未開展毀傷效應或沖擊點火機理的研究。鋼包裹活性材料制成的鋼包覆式活性破片比“裸”活性破片或簡單包覆式活性破片具有更高的強度和安定性，部分戰(zhàn)斗部靜爆實驗結果表明[12]，該破片能夠滿足爆轟驅動后完好且沖擊目標后反應釋能的要求，在殺傷戰(zhàn)斗部中具有良好的應用前景。

本研究利用彈道槍實驗系統(tǒng)，研究鋼包覆活性破片、鋼惰性破片對雙層鋁靶的侵徹特性，以期獲得兩型破片毀傷效應的差異和活性破片產生毀傷增強效應的條件，進而分析活性破片毀傷增強效應的機理，為活性破片殺傷戰(zhàn)斗部設計提供參考。

1 彈道實驗

1.1 實驗樣品

包覆式活性破片采用外層鋼殼體包裹內層活性材料的結構，經活性材料制備、模壓成型[6]和封裝過程制備而成，實驗樣品如圖1所示。包覆式活性破片質量約10g，外徑12mm，高度12mm。其中內層活性材料采用金屬/聚合物體系，由Al/PTFE/W/其他活性金屬組成，外徑9mm，高度9mm，密度與鋼相同，質量約4.4g。外層鋼殼采用韌性較好的低碳鋼材料制成，質量約5.6g。惰性破片為同質量、同尺寸低碳鋼破片。

實驗靶板采用尺寸200mm×200mm、厚度3mm、材料為2A12鋁的前后雙層間隔鋁靶，前靶板與后靶板之間的距離為200mm。

圖1 活性破片試樣及雙層鋁靶Fig.1 The reactive fragments and double-layer-aluminum target

1.2 實驗裝置

實驗裝置由14.5mm彈道槍、彈托、破片、測速網靶、雙層間隔鋁靶、反光鏡和高速攝影組成，示意圖如圖2所示。通過調整彈道槍發(fā)射藥量控制破片發(fā)射速度，利用測速網靶系統(tǒng)測量結果計算得到破片的著靶速度。

圖2 實驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental setup

1.3 實驗工況

實驗破片著靶速度范圍為500～1400m/s，共進行25發(fā)有效實驗。其中惰性鋼破片進行8發(fā)實驗，速度步長約150m/s，每種速度獲得1發(fā)有效數據；活性破片進行17發(fā)實驗，速度步長約100m/s，每種速度附近獲得2發(fā)有效數據。

活性破片沖擊引發(fā)化學反應將形成沖擊波和熱等多種毀傷效應。因此，本研究在實驗后利用游標卡尺或圖像處理軟件測量的靶板穿孔直徑或面積、靶板側面隆起高度等數據作為表征其毀傷增強效應的參量，測量方法如圖3所示。同時利用高速攝影觀測破片侵徹靶板過程的發(fā)火現象，記錄火光持續(xù)時間，作為活性破片發(fā)生化學反應以及反應劇烈程度的參量。

圖3 實驗結果測量方法Fig.3 Measurement method of experiment results

2 結果與分析

2.1 包覆式活性破片侵徹靶板過程的現象

利用高速攝影觀測破片侵徹靶板過程中的反應情況，圖4為活性破片侵徹靶板過程的典型圖像。

由圖4(a)可知，破片著靶速度為947m/s時，在兩靶之間出現持續(xù)200μs左右的火光，而低于此速度時，由于破片穿靶過程極短暫，僅持續(xù)數十微秒，高速攝影中未見明顯火光。由圖4(b)可知，當著靶速度至1010m/s時，活性破片在兩靶之間出現持續(xù)時間約800μs的明亮火光。由圖4(c)可知，當提高著靶速度至1128m/s時，火光明亮程度進一步提高，且持續(xù)時間達到十幾毫秒，與活性材料在Taylor實驗中發(fā)生后燃燒反應時間尺度相同[13]。分析認為當活性破片著靶速度大于947m/s時，開始發(fā)生點火，隨著靶速度的提高，反應的劇烈程度增加，這主要是因為當著靶速度大于活性破片反應閾值后，隨著靶速度的提高，活性材料的反應程度提高[9]。

圖4 活性破片在不同著靶速度下侵徹雙層鋁靶的過程Fig.4 The process of reactive fragment impact double-layer aluminum plate under different impact velocities

2.2 前后靶毀傷效應

2.2.1 前靶毀傷效應

圖5為同質量、同尺寸的兩型破片分別以約500m/s和1000m/s著靶速度侵徹前靶后的典型穿孔圖像。由圖5可見，兩型破片對前靶的穿孔形態(tài)均為圓孔，穿孔模式均為沖塞型穿孔。

圖5 前靶典型穿孔圖像Fig.5 Typical perforation of the front plate

圖6 前靶穿孔直徑與著靶速度的關系Fig.6 The relationship between perforation diameter of the front plate and impact velocity

根據兩型破片在500～1500m/s著靶速度范圍內對前靶的穿孔直徑實驗統(tǒng)計數據，利用Origin軟件進行擬合，結果見圖6。由圖6可看出，兩型破片對前靶的穿孔直徑與破片著靶速度成線性關系，且孔徑大小和斜率基本一致，穿孔直徑(D)范圍為12.5～14.7mm，是破片直徑(D0)的1.04～1.24倍。

2.2.2 后靶毀傷效應

圖7為同質量、同尺寸的兩型破片侵徹后靶的典型穿孔圖像。當活性破片速度高于點火閾值時，后靶穿孔為不規(guī)則孔，因此，用后靶的穿孔面積作為其毀傷效應的參量，用后靶穿孔面積S與破片截面積S0之比(S/S0)作為后靶毀傷增強效應的參量。圖8為后靶穿孔面積和破片截面積之比(S/S0)與破片著靶速度的關系。圖9為后靶隆起高度與破片著靶速度的關系。

圖7 后靶典型穿孔圖像Fig.7 Typical perforation of rear plate

由圖7～圖9可知，當兩型破片的著靶速度小于947m/s時，相同著靶速度對后靶形成的穿孔形態(tài)和直徑基本相等，穿孔模式由韌性擴孔和沖塞型穿孔復合穿孔模式逐步轉變?yōu)闆_塞型穿孔模式，背部隆起高度隨穿孔模式的變化而改變，即隆起高度隨著靶速度提高而降低。但當著靶速度大于947m/s時，活性破片對后靶的穿孔與惰性破片相比出現顯著差異?；钚云破軌驅蟀行纬筛蟮拇┛?，穿孔周圍伴隨花瓣形翻邊隆起。當著靶速度為947～1391m/s時，活性破片對后靶穿孔面積平均為4.1倍破片截面積，最大為7.2倍破片截面積；對后靶產生的翻邊隆起高度平均為11mm，最大為22mm。分析認為，活性破片在著靶速度大于947m/s后發(fā)生反應釋放能量，產生侵爆耦合毀傷效應，從而加劇了對后靶毀傷。因此，活性破片的釋能是后靶毀傷增強效應的主因。依據實驗結果，本研究彈靶條件下活性破片點火閾值速度約為947m/s。

圖8 后靶毀傷增強效應隨撞擊速度變化Fig.8 The relationship between damage enhanced effect and impact velocity of rear plate

圖9 后靶板隆起高度隨撞擊速度變化Fig.9 The relationship between protuberance height and impact velocity of rear plate

2.3 包覆式活性破片點火機制

活性破片與惰性破片穿孔差異的主要原因是活性破片滿足點火條件后在前后靶之間發(fā)生反應釋放化學能，對后靶形成侵爆耦合毀傷效應。由實驗結果可知，兩型破片形成毀傷差異的臨界速度為947m/s。

文獻[9]研究了未包覆冷壓成型活性破片的沖擊鋁靶點火情況，認為破片在沖擊壓力P=Pcr時(Pcr=0.75GPa)，可發(fā)生點火反應。

基于一維應力波理論，本研究彈靶條件下活性破片中沖擊壓力用以下公式計算：

(1)

式中：P0為彈靶界面初始壓力；v0為破片撞靶速度；ρp、Up、ρt、Ut分別是破片和靶板初始密度與應力波速度，下標p表示破片殼體，t表示靶板。

進一步依據彈丸頭部與靶板撞擊面處的連續(xù)條件及彈靶材料的線性 Hugoniot 關系:

(2)

式中：cp、sp、ct、st分別是Hugoniot參數；up、ut分別是粒子速度，式中參數取值見文獻[14]。

P′0=P0exp(-αD)

(3)

(4)

式中：a為殼體材料中應力波衰減系數，取0.0536mm-1[15]； 為包覆殼體頭部厚度，得到P′0=9.67GPa。

應力波在兩種介質界面處傳播規(guī)律：

(5)

式中：下標h表示活性材料相關參數，其取值可由混合物質的沖擊絕熱參數的混合法則求出[16]。

依據本研究活性材料組分配比，計算得ch=4323m/s，sh=1.31。

聯立式(4)和式(5)，計算得到傳入活性材料中的壓力為5.61GPa，此速度包覆式活性破片不點火，但此時壓力已遠遠大于文獻[9]中活性材料反應壓力閾值。因此，認為包覆式活性破片點火機制與冷壓成型活性破片點火機制顯著不同。

文獻[11]認為活性材料在低速沖擊下點火發(fā)生在裂紋間，反應的劇烈程度與裂紋的數量和尺寸相關，在本研究中，通過觀察點火閾值速度附近破片撞靶過程認為，包覆式活性破片發(fā)生點火的前提是其外殼在侵徹前靶過程中發(fā)生結構損傷，此時內部活性材料不再受外殼約束，產生較大的裂紋及形成碎片。裂紋及碎片產生的原因一方面來自于內應力的剪切作用，此部分活性材料在彈靶作用區(qū)域的三高(高壓、高溫、高應變率)環(huán)境下點火發(fā)生反應；另一部分未損傷或顆粒尺寸較大的活性材料，在隨后高速撞擊后靶時產生剪切應力，產生裂紋及形成碎片，點火發(fā)生反應。參照PELE彈丸研究成果[17]，本研究彈靶條件下活性破片著靶速度越高，其自身損傷越大。因此，前后靶之間觀察到的反應越劇烈，后靶的毀傷增強效應越大，這與實驗結果相吻合?？梢灶A測，當著靶速度達到一定上限閾值時，外殼完全破碎，此時活性材料反應程度將達到最大，后靶毀傷增強效應也達到最大。

3 結 論

(1)通過彈道槍開展了同質量、同尺寸的惰性鋼破片、鋼包覆活性破片撞擊雙層鋁靶的實驗，包覆式活性破片在滿足點火閾值速度后，能夠對雙層鋁靶形成顯著的毀傷增強效應，表現為對后靶形成穿孔和隆起變形綜合毀傷效應，本研究彈靶條件下活性破片點火閾值速度為947m/s，當著靶速度為947～1391m/s時，活性破片對后靶穿孔面積平均為4.1倍破片截面積，最大為7.2倍破片截面積；對后靶產生的翻邊隆起高度平均為11mm，最大為22mm。

(2)包覆式活性破片外殼結構損傷是其點火發(fā)生反應的前提，當包覆殼體在沖擊壓力條件下發(fā)生結構損傷后，內部活性材料不再受外殼約束，在剪切效應下產生較大的裂紋及形成碎片，一部分在彈靶作用區(qū)域的三高(高壓、高溫、高應變率)環(huán)境下點火發(fā)生反應，另一部分未損傷或顆粒尺寸較大的活性材料，在高速撞擊后靶時進一步點火發(fā)生反應。

(3)由于彈道槍發(fā)射最大速度的限制，未能得到后靶毀傷增強效應最大時活性破片的上限速度閾值，但可以預測，當著靶速度達到某一臨界值時，活性破片反應程度達到最大，后靶毀傷增強效應也達到最大。