穿爆彈丸內(nèi)裝藥撞擊起爆實(shí)驗(yàn)及數(shù)值模擬

章猛華,張 成,阮文俊,王占山,呂亞男

(1.蘇州工業(yè)職業(yè)技術(shù)學(xué)院 機(jī)電工程系,江蘇 蘇州 215100;2.南京理工大學(xué) 能源與動(dòng)力工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;3.上海宇航系統(tǒng)工程研究所,上海 201109)

穿爆彈丸屬于小型彈藥,彈內(nèi)裝藥依靠彈芯的慣性力起爆,彈芯與裝藥之間的相對(duì)速度是裝藥起爆的關(guān)鍵,相對(duì)于彈丸的高速作用,彈芯與裝藥的相對(duì)速度較低(通常低于100 m/s),作用時(shí)間較長(zhǎng)(大于10 μs),因此慣性撞擊作用可以歸結(jié)為非沖擊起爆(non-shock initiation)[1-3]。一般炸藥的非沖擊起爆發(fā)生在意外跌落和碰撞等事故中,所以含能材料的非沖擊起爆大多針對(duì)含能材料的安全性問題。

針對(duì)裝藥的安全性,Boyle等[4]使用動(dòng)壓剪切裝置對(duì)一維預(yù)測(cè)模型進(jìn)行檢驗(yàn),同樣發(fā)現(xiàn)起爆閾值依賴于作用于裝藥的壓力和應(yīng)變率。他們通過測(cè)量幾種含能材料的閾值曲線,發(fā)現(xiàn)曲線是雙曲線型的,即當(dāng)起爆壓力減小時(shí),剪切率增加,反之亦然。因此,對(duì)非沖擊起爆的宏觀預(yù)測(cè),多數(shù)是從宏觀壓力和應(yīng)變率著手。Partom[5]在Boyle預(yù)測(cè)的基礎(chǔ)上使用二維模擬,使用壓力及塑性剪切應(yīng)變率的瞬時(shí)乘積來預(yù)測(cè)臨界起爆條件。Browning[6]根據(jù)顆粒間的摩擦與McGuire-Tarver熱點(diǎn)火動(dòng)力學(xué)并結(jié)合有限元技術(shù)對(duì)起爆閾值進(jìn)行預(yù)測(cè)。由于預(yù)測(cè)是假定壓力和剪切應(yīng)變率不隨時(shí)間變化,這與真實(shí)加載不符,因此Browning等[7]又對(duì)此做了進(jìn)一步改進(jìn),得到了預(yù)測(cè)臨界點(diǎn)火條件的公式。Gruau等[8-9]采用Abaqus/Explicit對(duì)高聚物黏結(jié)炸藥(PBX)進(jìn)行Steven試驗(yàn)?zāi)M,并通過改進(jìn)的Steven試驗(yàn)對(duì)起爆位置和剪切環(huán)進(jìn)行觀測(cè),驗(yàn)證了數(shù)值計(jì)算對(duì)于實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象模擬的正確性。Ma等[10]采用雙重判據(jù)的形式成功預(yù)測(cè)了含能材料的臨界起爆條件。

國(guó)內(nèi)主要采用實(shí)驗(yàn)對(duì)穿爆彈丸進(jìn)行研究[11-12],對(duì)起爆機(jī)理的研究及數(shù)值分析較少,而要實(shí)現(xiàn)彈藥的優(yōu)化,做到可靠的靶后適時(shí)釋能及有效毀傷,就要求對(duì)彈內(nèi)裝藥的點(diǎn)火機(jī)理做詳細(xì)的分析。由于該類彈丸的起爆是依靠彈丸撞靶時(shí)彈芯的慣性作用,向前運(yùn)動(dòng)刺入并擠壓彈內(nèi)裝藥,因此裝藥的起爆既有彈芯的撞擊作用,又有相對(duì)滑移摩擦作用。為了分析裝藥點(diǎn)火起爆的主導(dǎo)機(jī)制,有必要先對(duì)純撞擊作用進(jìn)行定量分析。

1 撞擊起爆試驗(yàn)

1.1 彈丸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

穿爆彈丸結(jié)構(gòu)如圖1所示。由于彈芯是尖形結(jié)構(gòu),在穿甲過程中彈芯在慣性力的作用下向前運(yùn)動(dòng),擠壓并刺入裝藥,對(duì)裝藥的作用既有撞擊又有相對(duì)滑移摩擦。

圖1 穿爆彈丸結(jié)構(gòu)

為了確定裝藥僅在撞擊作用下的起爆閾值條件,對(duì)彈芯及裝藥結(jié)構(gòu)進(jìn)行重新設(shè)計(jì),選擇平頭柱形彈芯,消除穿甲過程中彈芯與裝藥之間的相對(duì)滑移摩擦。同時(shí)基于機(jī)理分析考慮,對(duì)彈丸總體結(jié)構(gòu)進(jìn)行相應(yīng)簡(jiǎn)化,簡(jiǎn)化后彈丸的結(jié)構(gòu)及實(shí)物如圖2所示。彈頭、殼體和底蓋采用高強(qiáng)度鋼,彈頭采用截錐形設(shè)計(jì),錐度為40°,截錐直徑為2.75 mm。彈帶材料為紫銅,用以保證內(nèi)彈道數(shù)據(jù)的穩(wěn)定。內(nèi)部裝藥為鈍化RDX,鈍化RDX的粒度小于425 μm,裝藥密度均為1.65 g/cm3。彈芯直徑為9 mm,長(zhǎng)度為36 mm,材料為鋼?？紤]到現(xiàn)有的試驗(yàn)條件及發(fā)射平臺(tái),彈丸的外徑設(shè)計(jì)為14.5 mm。組裝后的彈丸總長(zhǎng)度為86 mm。

圖2 試驗(yàn)彈丸平面結(jié)構(gòu)

1.2 撞擊起爆試驗(yàn)結(jié)果分析

通過升降法(改變彈丸的發(fā)射速度)來確定彈丸的撞擊起爆閾值條件,靶板采用7.4 mm的鋼板,當(dāng)彈丸以593 m/s的速度撞擊靶板時(shí),彈丸未發(fā)生起爆,繼續(xù)減小彈丸的速度,當(dāng)彈丸速度減少至449 m/s時(shí),觀察到的高速攝影照片如圖3所示,裝藥發(fā)生燃燒,但是火光非常微弱,幾乎看不出明顯的火光。在彈丸穿過靶板后可以看見炸藥顆粒飛出,在散開一段時(shí)間后再次開始燃燒,所以可以確定裝藥未被起爆。通過靶板彈孔毀傷情況也可以看出裝藥爆燃痕跡。

繼續(xù)減少彈丸速度至394 m/s時(shí),觀察彈丸穿靶時(shí)刻的高速影像,如圖4所示,穿靶過程火光明亮,裝藥發(fā)生爆炸。通過彈孔的毀傷情況也能看出,爆炸作用對(duì)靶板的沖擊較為明顯。因此,此次試驗(yàn)工況為彈丸的臨界起爆條件。

圖3 撞擊燃燒試驗(yàn)過程

圖4 撞擊起爆試驗(yàn)過程及彈孔

從實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以看出燒爆炸,說明著靶速度與裝藥所受慣性沖量反相關(guān)。這是由于在靶板厚度相同的情況下,彈丸速度越低,彈丸穿透靶板所用時(shí)間越長(zhǎng),彈芯對(duì)裝藥的作用時(shí)間也越長(zhǎng),裝藥受到?jīng)_擊載荷的時(shí)間也越長(zhǎng),裝藥更容易起爆。

2 撞擊起爆數(shù)值分析

2.1 起爆條件

圖5 點(diǎn)火起爆判據(jù)準(zhǔn)則

因此,可以得到雙重判據(jù)形式來表示含能材料的臨界起爆條件:

(1)

(2)

(3)

可以看出,要得到裝藥的臨界起爆條件W0,就要先得到裝藥的應(yīng)力及塑性應(yīng)變率。由于彈丸穿靶過程為高速瞬態(tài)過程,很難觀測(cè)內(nèi)部作用過程,通過試驗(yàn)的手段很難獲得裝藥的應(yīng)力及應(yīng)變率,所以采用數(shù)值模擬方法對(duì)這些參數(shù)進(jìn)行求解計(jì)算。

2.2 穿靶過程數(shù)值模型

對(duì)彈丸模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,并建立1/4模型?？紤]到炸藥材料的特殊性,采用SPH方法模擬的結(jié)果更為準(zhǔn)確[13],因此對(duì)炸藥采用SPH建模,對(duì)其他結(jié)構(gòu)采用有限元網(wǎng)格劃分,得到的數(shù)值模型如圖6所示。

圖6 彈丸數(shù)值模型

試驗(yàn)中彈丸外殼及彈芯的材料為高強(qiáng)度鋼,采用線彈塑性硬化模型;靶板為Q235鋼,采用Johnson-Cook模型;鈍化RDX炸藥采用線彈塑性硬化模型。相關(guān)材料參數(shù)見表1[14]、表2[15]及表3[16-17]。表中,A,B,n,c和m是J-C常數(shù)。

表1 高強(qiáng)度鋼材料參數(shù)

表2 靶板材料參數(shù)

表3 鈍化RDX材料參數(shù)

2.3 計(jì)算結(jié)果及分析

圖7 449 m/s撞擊速度下炸藥的應(yīng)力及應(yīng)變率曲線

因此,鈍化RDX炸藥的撞擊起爆臨界比塑性能為1.42 GPa·μs

根據(jù)文獻(xiàn)[8]中的研究結(jié)果,裝藥的起爆點(diǎn)一般發(fā)生在距離撞擊表面正中間一定距離,因此選取394 m/s(未爆),449 m/s(爆燃)和593 m/s(爆炸)3種速度下炸藥這一區(qū)域內(nèi)同一位置處的應(yīng)力曲線,如圖9所示。

圖8 炸藥起爆條件下的應(yīng)力及應(yīng)變率曲線

圖9 不同速度下炸藥同一位置處的應(yīng)力曲線

從應(yīng)力曲線可以看出,作用在裝藥上的慣性力均有滯后,這也是穿爆彈能夠?qū)崿F(xiàn)穿而后爆的原因。根據(jù)撞靶速度的不同,滯后時(shí)間稍有差異,主要表現(xiàn)為撞靶速度越大,滯后時(shí)間越短,在394 m/s和593 m/s的撞靶速度下慣性力滯后時(shí)間相差5 μs。由于應(yīng)力波的傳播速度與撞靶速度相關(guān),撞靶速度越大,應(yīng)力波傳播速度越快,則慣性力作用時(shí)間越靠前。相比于滯后時(shí)間,撞靶速度對(duì)慣性力的總作用時(shí)間影響更為明顯。在593 m/s的撞靶速度下,彈芯對(duì)裝藥的作用時(shí)間為94 μs。在394 m/s的撞靶速度下,彈芯對(duì)裝藥的作用時(shí)間為120 μs,兩者相差26 μs。同樣,撞靶速度對(duì)應(yīng)力峰值影響也較大,由于撞靶速度越大,彈丸與靶板的作用時(shí)間越短,所以應(yīng)力增長(zhǎng)時(shí)間較短,應(yīng)力峰值較小。

圖10 比塑性能與速度的關(guān)系曲線

在394 m/s及449 m/s撞靶速度下的比塑性能隨時(shí)間的變化曲線如圖11所示。從圖中可以看出,2種速度下的比塑性能均在90 μs達(dá)到最大值。在394 m/s的撞靶速度下,侵徹持續(xù)78 μs后的比塑性能超過449 m/s撞靶速度下的比塑性能,表明起爆發(fā)生在78～90 μs之間,與試驗(yàn)得到的75 μs左右的起爆時(shí)間相近。

圖11 不同速度下比塑性能變化曲線

撞靶90 μs時(shí)的穿靶狀態(tài)如圖12所示,從圖中可以看出,彈丸撞靶90 μs后,彈丸裝藥段還處在靶板前,裝藥起爆后是在靶前爆炸,與高速攝影觀測(cè)到的起爆現(xiàn)象一致。

圖12 90 μs時(shí)穿靶狀態(tài)

3 結(jié)論

平頭彈芯穿爆彈丸撞擊起爆試驗(yàn)結(jié)果表明,平頭慣性體彈丸的臨界起爆發(fā)生在以394 m/s和449 m/s的速度撞擊7.4 mm鋼靶之間。對(duì)裝藥的比塑性能進(jìn)行數(shù)值計(jì)算,得到裝藥起爆的臨界比塑性能區(qū)間:1.42 GPa·μs