12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235半無(wú)限厚靶板的侵徹行為

李 燁,馬銘輝,蔣招繡,王曉東,任文科,高光發(fā),

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094;2.寧波大學(xué) 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,浙江 寧波 315211)

12.7 mm穿甲燃燒彈配用于多種重機(jī)槍,具有安全可靠、應(yīng)用面廣、穿甲威力大,且具有燃燒效應(yīng)、通用性好等優(yōu)點(diǎn),在戰(zhàn)場(chǎng)中可用于壓制集群目標(biāo),壓制敵輕型武器及火力點(diǎn)、擊穿敵輕型裝甲目標(biāo),由于該彈丸具有縱火效應(yīng),在打擊敵輕型裝甲車(chē)輛和武裝直升機(jī)油箱方面最為突出。

目前,國(guó)內(nèi)外對(duì)12.7 mm穿燃彈侵徹金屬靶板的研究主要集中在鈦合金、鋁合金、裝甲鋼。鈦合金為剪切敏感材料,用12.7 mm穿燃彈對(duì)鈦合金板的抗彈性能進(jìn)行研究,發(fā)現(xiàn)鈦合金板厚度在一定范圍內(nèi)其厚度效應(yīng)呈正效應(yīng),傾角效應(yīng)呈正效應(yīng)。12.7 mm穿燃彈侵徹具有等軸晶粒的鈦合金靶板時(shí),靶板中的絕熱剪切帶規(guī)則間隔傳播,靶板處于延性擴(kuò)孔狀態(tài);侵徹具有層狀組織的鈦合金靶板時(shí),靶板中的絕熱剪切帶呈網(wǎng)狀擴(kuò)展?fàn)顟B(tài),靶板處于脆性斷裂狀態(tài)。12.7 mm穿燃彈侵徹鈦合金裝甲鋼板時(shí),其抗沖擊性能隨鋼板厚度增加而提高;單層厚靶的抗沖擊性能比雙層薄靶的抗沖擊性能好,雙層靶板的順序?qū)箯椥阅芤灿杏绊憽ｄX合金靶板的抗彈性能受其強(qiáng)度、硬度和延展性的影響,其中延展性的影響最小。12.7 mm彈丸在著靶速度約為840 m/s時(shí)侵徹2024、6061、7071鋁合金靶板,其中7071的抗彈性能最好。12.7 mm穿燃彈侵徹不同抗拉強(qiáng)度的18 mm鋼板時(shí),隨著靶板抗拉強(qiáng)度的提高,靶板的破壞形式經(jīng)歷4個(gè)階段:塑性擴(kuò)孔無(wú)剪切帶、無(wú)裂紋到形成剪切帶、沖塞破壞、靶板崩落。12.7 mm穿燃彈低速?zèng)_擊裝甲鋼板時(shí),鋼芯斷裂;高速?zèng)_擊裝甲鋼板時(shí),鋼芯頭部斷裂侵蝕、局部形態(tài)較為完整。高強(qiáng)裝甲鋼的抗12.7 mm穿燃彈性能隨著熱處理時(shí)間的加長(zhǎng)而降低。

12.7 mm穿燃彈侵徹超高硬度裝甲鋼時(shí),當(dāng)靶板硬度在一定范圍內(nèi),侵徹阻力隨靶板硬度的增加而增加;當(dāng)靶板硬度超過(guò)一定值以后,由于侵徹過(guò)程中靶板出現(xiàn)絕熱剪切帶,侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;靶板硬度繼續(xù)增加,彈丸在侵徹過(guò)程中斷裂,此階段侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;當(dāng)靶板硬度特別高時(shí)其韌性下降,材料性能不穩(wěn)定導(dǎo)致侵徹阻力不穩(wěn)定。然而,對(duì)于12.7 mm穿燃彈侵徹半無(wú)限靶板的研究較少,為研究不同著靶速度下12.7 mm穿燃彈的侵徹行為,選用力學(xué)性能穩(wěn)定、價(jià)格低廉的Q235鋼靶進(jìn)行研究。

通過(guò)彈道槍進(jìn)行了多發(fā)12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無(wú)限靶板的彈道試驗(yàn),得到不同著靶速度下彈丸的侵徹深度,并利用ANSYS/LS-DYNA軟件驗(yàn)證了試驗(yàn)結(jié)果。數(shù)值仿真結(jié)果表示,12.7 mm穿燃彈丸對(duì)Q235半無(wú)限靶板的侵徹深度與相同侵徹速度下彈芯對(duì)Q235半無(wú)限靶板的侵徹深度基本一致,故在進(jìn)一步的分析中將分析模型簡(jiǎn)化為速度等效彈芯的幾何模型,并給出了12.7 mm穿燃彈侵徹半無(wú)限Q235鋼靶的無(wú)量綱侵徹深度與無(wú)量綱比動(dòng)能之間的關(guān)系,推導(dǎo)得到了12.7 mm穿燃彈的侵徹深度表達(dá)式。

1 試驗(yàn)裝置和試驗(yàn)結(jié)果

12.7 mm穿燃彈主要由被甲、燃燒劑、鉛套和彈芯等構(gòu)成,彈丸質(zhì)量約為48.3 g,彈芯直徑為10.8 mm,彈芯長(zhǎng)為52 mm。采用4/7發(fā)射藥,通過(guò)控制發(fā)射藥量控制彈丸著靶速度;試驗(yàn)用靶板尺寸約為200 mm×200 mm×60 mm,密度約為7.83 g/cm。

試驗(yàn)時(shí)彈丸通過(guò)彈道槍發(fā)射,在槍口3 m處設(shè)置激光時(shí)間間隔儀測(cè)速,靶板置于槍口前10 m處,試驗(yàn)后回收彈芯。試驗(yàn)裝置及場(chǎng)地布置見(jiàn)圖1。

圖1 試驗(yàn)裝置及場(chǎng)地布置

利用彈道槍進(jìn)行了多發(fā)12.7 mm 穿燃彈垂直侵徹Q235半無(wú)限靶板的彈道試驗(yàn),得到的部分有效試驗(yàn)數(shù)據(jù)如圖2所示。試驗(yàn)中彈頭的質(zhì)量平均為48.30 g,但由于制造工藝誤差,不同彈頭質(zhì)量不盡相同,為了方便分析,著靶速度與最終侵徹深度之間的關(guān)系利用動(dòng)能關(guān)系對(duì)著靶速度進(jìn)行校正。

由圖2(a)可知,在不考慮量綱一致性的前提下,試驗(yàn)速度范圍內(nèi)12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235半無(wú)限靶板的侵徹深度與著靶速度呈二次關(guān)系;由于此良好的二次關(guān)系,計(jì)算彈丸著靶動(dòng)能與侵徹深度關(guān)系如圖2(b)所示,二者具有良好的線性關(guān)系。

圖2 侵徹深度曲線

試驗(yàn)速度范圍內(nèi),彈丸侵徹Q235鋼靶后的彈坑形態(tài)及彈芯-彈坑契合狀態(tài)相似,這說(shuō)明在不同著靶速度下12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼的侵徹行為近似一致,其中典型彈坑形態(tài)、回收彈芯-彈坑契合狀態(tài)如圖3所示。由圖3可知,Q235鋼靶為韌性破壞形式且背面無(wú)任何裂紋和明顯的變形;彈坑為軸對(duì)稱(chēng)形態(tài),即彈丸在侵徹過(guò)程中所受阻力呈對(duì)稱(chēng)狀態(tài);彈坑內(nèi)壁光滑,未見(jiàn)明顯坑洞,彈坑底部形狀尖銳,說(shuō)明彈芯在侵徹過(guò)程中主要受兩側(cè)的壓力和摩擦阻力;彈芯頭部與彈坑底部完全吻合,推測(cè)侵徹過(guò)程中彈芯為剛性狀態(tài)。

圖3 著靶速度551 m/s時(shí)彈坑形態(tài)、回收彈芯-彈坑狀態(tài)

試驗(yàn)后回收彈芯與原彈芯如圖4所示。不同著靶速度下彈頭侵徹Q235鋼半無(wú)限靶板后回收彈芯與原始彈芯形狀基本相同,未發(fā)現(xiàn)明顯塑性變形和斷裂情況,且試驗(yàn)后回收彈芯的頭部更加光滑。對(duì)試驗(yàn)后回收彈芯的質(zhì)量及尺寸進(jìn)行測(cè)量,測(cè)量結(jié)果如表1所示,不同著靶速度下試驗(yàn)后彈芯的質(zhì)量損失和尺寸變化均小于1%,且質(zhì)量損失和尺寸變化與著靶速度沒(méi)有明顯聯(lián)系。因此,12.7 mm穿燃彈彈芯在侵徹Q235鋼半無(wú)限靶板的過(guò)程中呈近似剛性特征。

圖4 原彈芯與回收彈芯

表1 回收彈芯與原彈芯幾何參數(shù)對(duì)比

2 仿真模型、參數(shù)及結(jié)果

在試驗(yàn)的基礎(chǔ)上,采用ANSYS/LS-DYNA動(dòng)力學(xué)軟件進(jìn)行數(shù)值模擬,以進(jìn)一步研究侵徹過(guò)程。彈靶有限元模型如圖5所示,靶板為200 mm×60 mm,彈芯頭部距彈丸頭部約12 mm,彈芯頭部軸向長(zhǎng)度約18 mm,彈長(zhǎng)約64 mm。試驗(yàn)后彈坑呈軸對(duì)稱(chēng)形態(tài),為節(jié)省計(jì)算時(shí)間,選用2D Solid162軸對(duì)稱(chēng)計(jì)算單元,建立施加對(duì)稱(chēng)約束條件的1/2模型,彈丸及靶板受彈丸侵徹部分的網(wǎng)格尺寸為0.3 mm×0.3 mm,其他部分網(wǎng)格尺寸為2 mm×2 mm,彈靶作用過(guò)程采用Lagrange算法。由于試驗(yàn)后Q235鋼靶為韌性破壞模式,彈坑內(nèi)壁光滑并且沒(méi)有明顯的侵蝕現(xiàn)象,在數(shù)值仿真中采用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接觸算法。

圖5 彈靶有限元模型

為了使數(shù)值仿真時(shí)彈丸著靶動(dòng)能與試驗(yàn)時(shí)彈丸的著靶動(dòng)能一致,在建立彈丸的有限元模型時(shí)不進(jìn)行簡(jiǎn)化,即保留燃燒劑、鉛套、被甲。由于試驗(yàn)后回收彈芯的質(zhì)量與原彈芯質(zhì)量基本一致,且與原彈芯相比回收彈芯無(wú)明顯的變形,可近似為剛體,在數(shù)值模擬中彈芯采用MAT_RIGID材料模型。12.7 mm穿燃彈中的燃燒劑在實(shí)際應(yīng)用中主要起到攻擊油箱時(shí)的縱火效果,鉛套主要起到密封、緊實(shí)作用,它們對(duì)侵徹深度幾乎無(wú)影響,故采用MAT_PLASTIC_KINMATIC材料模型。被甲在內(nèi)彈道中是用來(lái)保持彈頭外形,將彈丸的各部元件組成一個(gè)整體,并在發(fā)射時(shí)嵌入膛線,賦予彈頭旋轉(zhuǎn)運(yùn)動(dòng),且回收后被甲頭部翻轉(zhuǎn)折疊變形,故被甲材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態(tài)方程。Q235鋼材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態(tài)方程。各材料的主要參數(shù)如表2～表4所示。表中,為材料密度,為剪切強(qiáng)度,為屈服應(yīng)力,為應(yīng)變硬化系數(shù),為應(yīng)變率系數(shù),為應(yīng)變硬化指數(shù),為溫度相關(guān)因數(shù),為熔點(diǎn),為室溫,～為失效參數(shù),為楊氏模量,為泊松比。

表2 Q235 J-C本構(gòu)參數(shù)[14]

表3 被甲材料性能參數(shù)

表4 彈芯和鉛套材料性能參數(shù)

試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比如圖6所示,圖6(a)為試驗(yàn)速度范圍內(nèi)12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼靶的侵徹深度試驗(yàn)與仿真結(jié)果對(duì)比,由圖可知,數(shù)值計(jì)算侵徹深度與試驗(yàn)侵徹深度相比高約3%;圖6(b)為著靶速度為551 m/s時(shí)試驗(yàn)與仿真彈坑形態(tài)對(duì)比,由圖可知試驗(yàn)與仿真結(jié)果具有近似一致的彈坑形態(tài),其中彈坑頭部是與彈芯頭部近似一致的卵形,靶板在開(kāi)口處有明顯翻唇,靶板呈現(xiàn)韌性破壞現(xiàn)象,試驗(yàn)與仿真的開(kāi)口孔徑分別為18.4 mm、16.2 mm,兩者相差12%,由此可知,仿真結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果有較好的一致性。

圖6 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

3 侵徹模型分析

3.1 簡(jiǎn)化模型

基于上述仿真與試驗(yàn)結(jié)果良好的一致性,對(duì)著靶速度為476.7 m/s,551 m/s,624.2 m/s,721.5 m/s和850.9 m/s進(jìn)一步分析。

圖7為不同著靶速度下彈芯位移與彈丸侵徹阻力曲線。彈芯頭部距彈丸頭部約12 mm,當(dāng)彈丸撞擊靶板時(shí),被甲、燃燒劑等次要侵徹元先接觸靶板,當(dāng)彈芯的位移到達(dá)12 mm后,彈丸的主要侵徹元發(fā)揮作用,如圖7所示,彈芯未侵入靶板之前,彈丸的侵徹阻力約為20 kN,約為彈丸所受平均最大侵徹阻力366 kN的5%。隨著彈芯的進(jìn)一步侵入,其所受阻力迅速提高,彈芯侵入初期即彈芯頭部侵入靶板,此過(guò)程彈芯侵徹界面增加較快,彈芯侵入后期即其圓柱部侵入靶板,此過(guò)程彈芯侵徹界面增加較慢,故在侵入初期彈芯侵徹阻力隨彈芯侵入深度的增加率較侵入后期大?？傮w趨勢(shì)來(lái)看,侵徹過(guò)程中彈芯所受阻力隨著彈芯的侵徹深度呈增加趨勢(shì),直到侵徹結(jié)束,彈丸回彈時(shí),彈芯所受阻力迅速下降。

圖7 彈芯位移-侵徹阻力

由圖7,當(dāng)彈芯到達(dá)靶板表面時(shí)其所受阻力僅為最大侵徹阻力的5%,由于彈芯是彈丸的主要侵徹元,被甲等是次要侵徹元,且在仿真過(guò)程中建立全彈模型較為復(fù)雜,下面利用動(dòng)能等效原理、速度等效原理,分別將全彈的動(dòng)能和速度等效為彈芯的侵徹動(dòng)能和侵徹速度進(jìn)行數(shù)值分析。計(jì)算結(jié)果如圖8所示。

圖8 著靶速度-侵徹深度

動(dòng)能等效彈芯的侵徹深度最大,該侵徹深度較全彈丸仿真計(jì)算所得侵徹深度高約36%,較試驗(yàn)侵徹深度高約40%;速度等效彈芯的侵徹深度最小,該侵徹深度較全彈丸仿真計(jì)算所得侵徹深度低約4%,與試驗(yàn)侵徹深度相比低約1%,即在彈丸的侵徹過(guò)程中被甲等次要侵徹元占總彈丸侵徹能力的4%。

由上所述,在侵徹過(guò)程中被甲等次要侵徹元的作用較小,從彈丸頭部接觸靶板到彈芯接觸靶板有12 mm的距離,定義此階段彈丸損耗的能量為Δ=2.2×10J,即彈丸撞擊靶板后能量減少2.2×10J后彈芯開(kāi)始作用,當(dāng)彈靶材料和彈體結(jié)構(gòu)保持不變,只改變彈靶作用條件時(shí),無(wú)量綱侵徹的深度可表示為

(1)

式中:為侵徹深度,為彈徑,為著靶速度,為靶板強(qiáng)度,為彈芯密度。

圖9 無(wú)量綱侵徹深度與無(wú)量綱比動(dòng)能關(guān)系

(2)

3.2 侵徹模型

由于全彈丸的結(jié)構(gòu)復(fù)雜,撞擊靶板時(shí)應(yīng)力波的傳播狀態(tài)較為復(fù)雜,由上所述,速度等效彈丸的侵徹過(guò)程中被甲等次要侵徹元的侵徹能力僅占總彈丸總侵徹能力的4%,利用速度等效主要侵徹元對(duì)12.7 mm穿燃彈建立侵徹模型,如圖10所示。

圖10 速度等效彈丸幾何模型

根據(jù)動(dòng)態(tài)空腔膨脹模型,彈丸的軸向速度為時(shí),其所受的軸向應(yīng)力為

(3)

式中:為靶板的密度,′和′為2個(gè)待定參數(shù)。

對(duì)于剛性彈丸,其所受切向力主要來(lái)源于彈頭部與靶板的摩擦。

=

(4)

式中:為侵徹過(guò)程中彈頭部與靶板之間的摩擦系數(shù)。

則彈丸頭部所受的阻力為

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:為彈頭部長(zhǎng)度,′取15。

對(duì)于不可壓縮材料,有:

(9)

式中:為楊氏模量,為泊松比。

根據(jù)式(5)和牛頓第二定律,進(jìn)行積分整理變換,得:

(10)

式中:為彈芯質(zhì)量。

侵徹深度的計(jì)算值與試驗(yàn)值的對(duì)比如圖11所示,由式(10)計(jì)算所得的侵徹深度與試驗(yàn)測(cè)得的侵徹深度有較好的一致性,對(duì)于Q235鋼靶,當(dāng)著靶速度為721.5 m/s時(shí),誤差最大為8%,平均誤差為0.4%;對(duì)于45鋼靶,當(dāng)著靶速度為496 m/s時(shí),誤差最大為13%,平均誤差為3%。

圖11 計(jì)算侵徹深度與侵徹試驗(yàn)深度對(duì)比

4 結(jié)束語(yǔ)

針對(duì)不同速度下的12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235鋼半無(wú)限靶板的侵徹行為進(jìn)行試驗(yàn)研究,結(jié)合數(shù)值仿真進(jìn)一步研究著靶速度為50～850 m/s的彈丸對(duì)Q235鋼半無(wú)限靶板的侵徹行為,得到如下結(jié)論:

①12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無(wú)限靶板時(shí),其彈芯處于剛性侵徹狀態(tài);試驗(yàn)速度范圍內(nèi),Q235半無(wú)限靶板的破壞形式均為韌性破壞;侵徹過(guò)程中彈芯著靶前彈丸侵徹阻力為最大侵徹阻力的5%,彈芯著靶瞬間彈丸的侵徹阻力迅速增高,且經(jīng)速度等效后彈芯的侵徹深度與試驗(yàn)相差在1%以?xún)?nèi),說(shuō)明彈芯為12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無(wú)限靶板的主要侵徹元。

②試驗(yàn)速度范圍內(nèi),12.7 mm穿燃彈對(duì)Q235半無(wú)限靶板的侵徹深度與著靶動(dòng)能呈線性關(guān)系;著靶速度在100～850 m/s范圍內(nèi)時(shí),數(shù)值仿真結(jié)果表明無(wú)量綱侵徹深度與無(wú)量綱比動(dòng)能呈線性關(guān)系。

③12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無(wú)限靶板時(shí),侵徹深度可以用式(10)預(yù)測(cè)。