分層結(jié)構(gòu)PELE侵徹多層間隔靶橫向效應(yīng)實驗研究

何 俊,徐立志,杜忠華,倪 松

(1.安徽機(jī)電職業(yè)技術(shù)學(xué)院,安徽 蕪湖 241000;2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094; 3.江蘇儀征技師學(xué)院,江蘇 揚州 211400)

橫向效應(yīng)增強(qiáng)型侵徹體[1-2](penetrator with enhanced lateral effect,PELE)是一種高密度金屬材料殼體和低密度材料裝填物兩部分組成的無引信、無裝藥新型彈藥。當(dāng)PELE與目標(biāo)靶彼此作用時,裝填物的低密度材料受壓產(chǎn)生徑向膨脹,促使殼體侵徹目標(biāo)靶過程中形成一定的擴(kuò)孔效應(yīng);當(dāng)貫穿靶后,裝填物的能量沿徑向瞬間釋放,使殼體破碎產(chǎn)生大量的破片,形成靶后殺傷。顯然,殼體部分是對目標(biāo)造成破壞和殺傷的主要基體。針對金屬靶板目標(biāo),殼體材料較多采用鎢合金材料,但是鎢合金殼體材料在穿靶后形成的破片不規(guī)則,散布不均勻,影響了破片的靶后殺傷能力[3-4]。目前,對殼體材料的研究主要集中在殼體材料的壓拉強(qiáng)度比、密度等因素對PELE橫向效應(yīng)的影響[5-6],對PELE殼體采用新型鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的研究較少。新型鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料通過在非晶材料鋯基中引入第二相鎢絲,既保證了復(fù)合材料具有高硬度、高強(qiáng)度和高密度,同時又增強(qiáng)了整體塑性。杜忠華等[7]將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料作為動能穿甲彈彈芯進(jìn)行了實驗研究,當(dāng)撞擊速度大于1 000 m/s時,該復(fù)合材料先后呈現(xiàn)非晶氣化、彈芯外側(cè)鎢絲屈曲和彎曲斷裂、鎢絲回流等現(xiàn)象,使復(fù)合材料彈芯保持自銳特性,提高穿甲性能。程煥武等[8]對鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的斷口形貌進(jìn)行掃描電鏡實驗,發(fā)現(xiàn)鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料的斷裂模式為混合型,包括剪切斷裂和縱向開裂,縱向裂紋沿鎢絲界面擴(kuò)展,在裂紋沿鎢絲和非晶基體間擴(kuò)展的同時鎢絲縱向劈裂并有屈曲失穩(wěn)和翹起。利用鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料抗拉強(qiáng)度低和易于離散的特性,將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料作為PELE殼體材料,朱建生等[9-10]在低速條件下(小于1 000 m/s)對集束鎢絲殼體PELE的橫向效應(yīng)進(jìn)行了研究,發(fā)現(xiàn)復(fù)合材料殼體產(chǎn)生的破片均勻,增加了其毀傷效應(yīng)。

為了解決鎢合金殼體材料破片不規(guī)則,散布不均勻的缺點,本文首次提出將鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料和鎢合金殼體材料與新型分層結(jié)構(gòu)PELE相結(jié)合,在1 050～1 250 m/s速度范圍內(nèi),對5種不同方案的彈丸作用于多層間隔靶進(jìn)行實驗研究。通過對比分析各方案實驗結(jié)果,得出徑向分層結(jié)構(gòu)PELE與鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料相結(jié)合較好地改變了破碎產(chǎn)生破片的數(shù)量、質(zhì)量和散布面積,獲得了最優(yōu)的毀傷效果,為今后PELE材料選擇和結(jié)構(gòu)設(shè)計提供一定的參考。

1 實驗方案

1.1 彈丸結(jié)構(gòu)

在常規(guī)PELE結(jié)構(gòu)的基礎(chǔ)上,本文創(chuàng)新性地提出了2種分層結(jié)構(gòu)的PELE,即軸向分層結(jié)構(gòu)PELE和徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,如圖1(a)和圖1(b)所示。方案Ⅴ的彈丸為常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE(如圖1(c)所示),其由金屬殼體和塑料彈芯組成。彈丸中的底推部件與殼體底部相連,該部件是為了保障發(fā)射條件,其由尼龍材料加工而成,忽略其對實驗結(jié)果的影響。

圖1 3種結(jié)構(gòu)的PELE

彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料方案如表1所示。

表1 彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料方案

方案Ⅰ、方案Ⅱ的彈丸為軸向分層結(jié)構(gòu)PELE,其結(jié)構(gòu)由三級小長徑比的常規(guī)PELE沿軸向串聯(lián)組成。為了保障彈丸在侵徹過程中的彈道穩(wěn)定性,前后級侵徹體通過臺階面限制一定的軸向和徑向相對移動;同時,將三級小長徑比的常規(guī)PELE安裝在鋁制套筒中,進(jìn)一步保證彈道穩(wěn)定性。

方案Ⅲ、方案Ⅳ的彈丸即為徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,其結(jié)構(gòu)由內(nèi)到外依次為:彈芯、殼體、彈芯和殼體,可將其視為由兩層常規(guī)PELE組成。為了保證內(nèi)層PELE與外層PELE的相對位置,兩者通過軸孔方式連接。

1.2 彈靶材料性能

本文的彈丸殼體材料分別選取鎢合金和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料,鎢合金選用普通93W,其密度17.6 g/cm3。鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料由Zr38Ti17Cu10.5Co12Be22.5非晶材料和直徑0.3 mm的鎢絲組成,其中非晶材料作為黏結(jié)相,而鎢絲作為增強(qiáng)相均勻分布在非晶材料中,鎢絲的體積分?jǐn)?shù)約為80%。彈芯和靶板分別選取尼龍66和Q235。彈丸和靶板材料的性能參數(shù)包括密度、泊松比、模量、屈服強(qiáng)度和拉伸強(qiáng)度等,具體參數(shù)見表2。

表2 彈丸和靶板的材料參數(shù)[11-13]

1.3 實驗布置

試驗采用25 mm彈道炮發(fā)射彈丸,實驗布局和多層間隔金屬靶板的布置如圖2所示。炮口與第一塊靶板之間的距離為6 m,第一塊靶板前方0.5 m處布置測速紙靶,通過連接測速儀器測量彈丸的著靶速度。靶板尺寸(長度、寬度和厚度)為400 mm×400 mm×5 mm,相鄰兩層靶板之間的距離為0.2 m,由彈丸侵徹順序依次命名為A,B,C,D號靶板。

圖2 實驗布置示意圖

2 實驗結(jié)果及分析

2.1 實驗結(jié)果

由于彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料不同,故而不同方案彈丸的質(zhì)量也不同。通過控制彈丸的著靶速度,保證彈丸具有相近的初始動能,如表3所示,彈丸的初始動能在189.35～179.39 kJ范圍內(nèi)波動,最大與最小動能的誤差約為5.3%。為了對比分析不同彈丸結(jié)構(gòu)和殼體材料對靶板的毀傷情況,實驗后記錄了靶板開孔尺寸和破片的散布尺寸,具體數(shù)值如表3所示。

表3 靶板的開孔和破片散布尺寸

2.2 分層結(jié)構(gòu)PELE橫向效應(yīng)分析

對比分析方案Ⅰ、Ⅲ和Ⅴ的實驗結(jié)果,3種方案的彈丸殼體材料均為鎢合金,而結(jié)構(gòu)分別為軸向分層結(jié)構(gòu)、徑向分層結(jié)構(gòu)和常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE,彈丸對多層間隔靶的破壞情況如圖3所示。

圖3 方案Ⅰ、Ⅲ、Ⅴ彈丸對每層靶板的破壞情況

對實驗結(jié)果的詳細(xì)分析如下:

①彈丸首先與靶板A作用,如圖3(a)所示(以方案Ⅰ彈丸對靶板的破壞情況為例),以上3種方案的彈丸對靶板均形成了沖塞剪切破壞,其開孔皆近似圓形,且開孔直徑約為30～32 mm,破壞效果沒有明顯差別。

②根據(jù)PELE的作用原理,彈丸穿透A靶后形成大量的破片。如圖3(b)所示,這些穿靶后產(chǎn)生的破片對B靶板產(chǎn)生協(xié)同毀傷效果,從而形成了3～3.5倍彈徑的開孔破壞,對比表3靶板B的開孔尺寸(3種方案依次為90,85和73 mm),可知方案Ⅰ、Ⅲ的彈丸對靶板B的開孔尺寸較方案Ⅴ分別提高了23%和16%。由于彈丸結(jié)構(gòu)差異導(dǎo)致3種方案的彈丸產(chǎn)生的破片數(shù)量、大小和散布面積不同,通過對比圖3(b)中“鋸齒”形開孔邊緣,獲得3種方案圓周分布的破片數(shù)量依次約為24,35和19枚,可知方案Ⅰ、Ⅲ的彈丸穿靶后產(chǎn)生的破片數(shù)量較方案Ⅴ分別提高了5.3%和84.2%。由于開孔圓周破片的分布密度(單位長度破片數(shù)量)是決定破片協(xié)同毀傷作用的重要參數(shù),根據(jù)表3靶板B的開孔尺寸,計算得到方案Ⅰ、Ⅲ、Ⅴ破片的圓周分布密度(每毫米長度上的破片數(shù))分別為0.085,0.13和0.084枚,由此發(fā)現(xiàn)方案Ⅲ的破片圓周分布密度較方案Ⅴ提高了54.8%,而方案Ⅰ的破片圓周分布密度與方案Ⅴ基本相同;同時,結(jié)合圖3(b)中方案Ⅰ靶板的破壞情況,靶板開孔部分未完全脫離靶板,說明圓周分布密度0.085 mm-1近似為臨界值。綜合上述分析,分層結(jié)構(gòu)PELE相較于常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE可有效提高彈丸貫穿第1層靶后的破片數(shù)量和對第2層靶板的開孔尺寸,而徑向分層結(jié)構(gòu)PELE(方案Ⅲ彈丸)可有效提高破片的圓周分布密度。

③圖3(c)為第3層靶板的破壞情況,其破壞形式主要包括中心部位的開孔破壞和周圍的破片沖擊破壞。結(jié)合表3靶板C的開孔尺寸,3種方案彈丸對靶板的開孔破壞尺寸依次為42,50和45 mm,相較于靶板B的開孔尺寸明顯減小,說明靶板C的開孔主要由剩余彈丸沖擊形成。分析破片對靶板C的沖擊破壞:由于鎢合金材料強(qiáng)度高,韌性低,彈丸產(chǎn)生的破片與靶板B作用后,破碎形成數(shù)量更多和質(zhì)量更小的破片,并作用到靶板C上,圖3(c)中矩形方框為破片對靶板的開坑,三角形框為破片對靶板的開孔,圓形框為破片的散布區(qū)域(圖3(c)與此一致)。根據(jù)圖3(c)中破片對靶板的開坑數(shù)量,方案Ⅰ的結(jié)果最少,說明方案Ⅰ彈丸產(chǎn)生的破片質(zhì)量小,該破片與靶板B作用后形成質(zhì)量更小的破片,其對靶板C已無法形成有效毀傷;根據(jù)圖3(c)中對靶板的開孔數(shù)量,方案Ⅴ的結(jié)果最多,說明方案Ⅴ的彈丸產(chǎn)生的破片質(zhì)量大,該破片與靶板B作用后形成質(zhì)量更小的破片,但其對靶板C仍然可以形成有效毀傷。結(jié)合圖3(d)第4層靶板的破壞情況,靶板上只有少量破片坑,并且彈丸對靶板產(chǎn)生的開孔為不規(guī)則形狀,說明剩余彈丸未能垂直侵徹第3層靶板,因此彈丸侵徹靶板C未發(fā)揮作用而產(chǎn)生有效破片,并且剩余彈丸的彈道已嚴(yán)重失穩(wěn)。綜合上述分析,以鎢合金作為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE無法對第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷。

2.3 復(fù)合材料分層結(jié)構(gòu)PELE橫向效應(yīng)分析

2.3.1 軸向分層結(jié)構(gòu)PELE對比分析

對比分析方案Ⅰ和Ⅱ的實驗結(jié)果,2種方案均為軸向分層結(jié)構(gòu)PELE,而殼體材料分別為鎢合金和鎢絲非晶復(fù)合材料,方案Ⅱ彈丸對多層間隔靶的破壞情況如圖4所示。

圖4 方案Ⅱ各層的破壞情況

對實驗結(jié)果的詳細(xì)分析如下：

①彈丸首先與靶板A作用,結(jié)合表3靶板A的開孔尺寸,方案Ⅰ和Ⅱ彈丸產(chǎn)生的開孔直徑分別為30 mm和28 mm,兩者沒有明顯差別;但是,方案Ⅱ靶板的通孔壁上有明顯溝壑,由于在高速沖擊條件下,非晶材料迅速發(fā)生氣化,同時殼體受到徑向力作用膨脹,加速鎢絲束間分離,殼體外層鎢絲更易發(fā)生彎曲、屈曲現(xiàn)象,對開孔邊緣產(chǎn)生掛壁現(xiàn)象。

②方案Ⅱ彈丸產(chǎn)生的破片對靶板B的破壞情況如圖4(b)所示,發(fā)現(xiàn)破片對靶板B未形成通孔破壞,仍有1/4開孔邊緣連接;結(jié)合表3中靶板B的破片散布尺寸,方案Ⅰ、Ⅱ彈丸在靶板B上產(chǎn)生破片的散布尺寸均為90 mm,根據(jù)2.2節(jié)中的分析,方案Ⅰ彈丸在靶板B上產(chǎn)生破片的圓周分布密度近似為臨界值,因此方案Ⅱ彈丸在靶板B上產(chǎn)生的有效破片數(shù)量要小于方案Ⅰ。分析其原因為:由于復(fù)合材料在鎢絲垂直方向上的拉伸強(qiáng)度主要取決于黏結(jié)相的抗拉強(qiáng)度和黏結(jié)相與鎢絲的界面黏結(jié)強(qiáng)度[14],且該強(qiáng)度值要明顯低于復(fù)合材料在鎢絲平行方向上的抗壓強(qiáng)度。因此,在彈丸侵徹靶板的過程中,殼體受到軸向力和徑向力共同作用,復(fù)合材料在徑向(鎢絲垂直方向)的低抗拉強(qiáng)度使殼體在徑向膨脹力作用下迅速破碎為大量較細(xì)的鎢絲束,軸向力作用使鎢絲束發(fā)生縱向開裂和剪切斷裂破壞,最終形成大量質(zhì)量小的鎢絲束破片;同時,侵徹過程中伴隨著高溫、高壓,復(fù)合材料中的部分非晶相會發(fā)生氣化[15],僅剩下增強(qiáng)相鎢絲。因此,方案Ⅱ彈丸貫穿靶板B后產(chǎn)生的破片包含鎢絲束破片和鎢絲,因其質(zhì)量過小,無法對靶板形成有效毀傷,如圖4(b)靶板中的大量破片坑與此相互驗證。

③圖4(c)為第3層靶板的破壞情況,靶板C上分布著大量破片坑,同時,鎢絲束破片穿過靶板B,分散形成的鎢絲集中分布在中間開孔區(qū)域,大量鎢絲雖然無法形成有效毀傷,但可使靶板抗力降低,剩余彈丸繼續(xù)與靶板C作用,導(dǎo)致靶板產(chǎn)生變形和撕裂的開孔破壞,其破壞效果明顯優(yōu)于相同結(jié)構(gòu)的鎢合金殼體PELE。與方案Ⅰ(開孔尺寸42 mm)相比,方案Ⅱ彈丸對靶板C的開孔尺寸(約為80 mm)增加了90.5%。結(jié)合表3靶板D的破片散布尺寸,可知方案Ⅱ彈丸對靶板D的開孔和破片散布尺寸也均大于方案Ⅰ(約為其1.32倍),并且通過觀察圖4(d)靶板的破口形式發(fā)現(xiàn),方案Ⅱ剩余彈丸的彈道仍然穩(wěn)定。分析原因為:隨著貫穿層數(shù)增加,彈丸剩余動能減小,同樣由于鎢絲/非晶復(fù)合材料的徑向抗拉強(qiáng)度低而更易產(chǎn)生橫向效應(yīng),在低速沖擊條件下,彈丸與后續(xù)靶板作用后,復(fù)合材料殼體仍能破碎形成橫向擴(kuò)孔。綜合上述分析,在對多層間隔靶的持續(xù)毀傷方面,以復(fù)合材料作為殼體的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE可對第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷,且其相較于鎢合金殼體的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE有明顯提升。

2.3.2 徑向分層結(jié)構(gòu)PELE對比分析

對比分析方案Ⅲ和Ⅳ的實驗結(jié)果,2種方案均為徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,而殼體材料分別為鎢合金和鎢絲非晶復(fù)合材料,方案Ⅳ彈丸對多層間隔靶的破壞情況如圖5所示。

圖5 方案Ⅳ各層的破壞情況

對實驗結(jié)果的詳細(xì)分析如下:

①方案Ⅳ彈丸首先與靶板A作用,如圖5(a)所示,彈丸對靶板A的破壞形式明顯不同于方案Ⅲ的沖塞剪切破壞,其開孔邊緣呈“鋸齒”形狀,在開孔周圍有明顯“絲狀”開坑,并且其開孔尺寸約為方案Ⅲ的1.5倍。分析其原因為:由于復(fù)合材料徑向拉伸強(qiáng)度較低,在侵徹過程中,殼體在徑向載荷作用下,快速產(chǎn)生了膨脹變形并且破碎,對靶板形成了更大尺寸的“鋸齒”形開孔;同時,鎢絲在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生離散,產(chǎn)生大量具有較高徑向速度的鎢絲段,在穿孔周圍留下鎢絲印痕。

②由表3靶板B的開孔尺寸和破片散布尺寸可知,方案Ⅳ的開孔尺寸(75 mm)要低于方案Ⅲ(85 mm),而破片的散布尺寸(150 mm)要高于方案Ⅲ(85 mm),原因在于:復(fù)合材料徑向拉伸強(qiáng)度要低于鎢合金拉伸強(qiáng)度,這導(dǎo)致復(fù)合材料殼體產(chǎn)生破片的徑向速度要低于鎢合金殼體,從而導(dǎo)致穿靶后形成的破片對靶板B的開孔尺寸較方案Ⅲ減小。圖5(b)中開孔周圍的開坑主要由鎢絲造成的,與方案Ⅳ彈丸對靶板A開孔周圍產(chǎn)生“絲狀”開坑的機(jī)理相同,在侵徹過程中,鎢絲束破片間的黏結(jié)相不斷氣化,鎢絲在拉伸應(yīng)力作用下發(fā)生離散,產(chǎn)生大量具有較高徑向速度的鎢絲段,因此方案Ⅳ彈丸破片散布尺寸更大。

③由表3可知,方案Ⅳ彈丸破片對靶板C的散布尺寸與開孔尺寸相近,表現(xiàn)出鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料形成的破片分布更加集中,能夠?qū)Π邪逍纬深A(yù)毀傷,降低靶板抗力,同時徑向分層結(jié)構(gòu)PELE殼體破碎形成的破片比常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE和軸向分層結(jié)構(gòu)PELE更多,在剩余彈丸沖擊作用下,形成更大的撕裂開孔破壞,如圖5(c)所示,靶板變形非常嚴(yán)重,且其開孔尺寸為120 mm,約為方案Ⅲ開孔尺寸的2.4倍。由于鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料低抗拉強(qiáng)度的特性,彈丸與靶板C作用后,仍然可以產(chǎn)生破片,并且剩余彈丸與靶板D作用表現(xiàn)出橫向擴(kuò)孔效應(yīng),對靶板D形成撕裂開孔破壞,開孔尺寸和破片散布尺寸均優(yōu)于方案Ⅲ(約為其1.25倍)。綜合上述分析,以復(fù)合材料作為殼體的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE,可對第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷,且其相較于鎢合金殼體的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE有明顯提升。

對比分析方案Ⅱ和Ⅳ的實驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn),鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料在2種結(jié)構(gòu)中均表現(xiàn)出易于分散且破片分布集中的特性,但徑向分層結(jié)構(gòu)PELE能夠產(chǎn)生更多破片,且對靶板形成更大的開孔尺寸。

3 結(jié)論

在保證動能相近的條件下,彈丸的著靶速度范圍為1 050～1 250 m/s,對比分析了3種不同彈丸結(jié)構(gòu)和2種不同殼體材料對多層間隔靶的橫向效應(yīng),可以得到以下結(jié)論:

①通過對比以鎢合金為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE與常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE對多層間隔靶的毀傷效果,軸向分層結(jié)構(gòu)和徑向分層結(jié)構(gòu)相較于常規(guī)結(jié)構(gòu)PELE,貫穿第1層靶板產(chǎn)生的破片數(shù)量分別提高了5.3%和84.2%,且對第2層靶板形成的開孔尺寸分別提高了23%和16%。但是,以鎢合金作為殼體材料的分層結(jié)構(gòu)PELE對第3層和第4層靶板的開孔尺寸僅為45～55 mm,無法對其繼續(xù)形成高效毀傷。

②對比殼體分別采用鎢合金(方案Ⅰ)和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料(方案Ⅱ)的軸向分層結(jié)構(gòu)PELE對多層間隔靶的毀傷效果發(fā)現(xiàn),雖然方案Ⅱ的彈丸在貫穿第1層靶板產(chǎn)生的有效破片數(shù)量要少于方案Ⅰ,但是,其對第3層和第4層靶板的開孔尺寸分別較方案Ⅰ提升了90.5%和32%。即方案Ⅱ可對第3層和第4層靶板繼續(xù)形成高效毀傷。

③對比殼體分別采用鎢合金(方案Ⅲ)和鎢絲/鋯基非晶復(fù)合材料(方案Ⅳ)的徑向分層結(jié)構(gòu)PELE對多層間隔靶的毀傷效果發(fā)現(xiàn),雖然方案Ⅳ的彈丸在第2層靶上開孔尺寸有所減弱。但是,其在第1層靶上即可形成約為方案Ⅲ的1.5倍開孔,且在第3層、第4層靶板上形成的開孔尺寸分別提升140%和25%。綜合對比可得,方案Ⅳ對靶板的破壞效果顯著優(yōu)于其他方案。