穿爆彈丸內裝藥撞擊起爆實驗及數值模擬

章猛華,張 成,阮文俊,王占山,呂亞男

(1.蘇州工業職業技術學院 機電工程系,江蘇 蘇州 215100;2.南京理工大學 能源與動力工程學院,江蘇 南京 210094;3.上海宇航系統工程研究所,上海 201109)

穿爆彈丸屬于小型彈藥,彈內裝藥依靠彈芯的慣性力起爆,彈芯與裝藥之間的相對速度是裝藥起爆的關鍵,相對于彈丸的高速作用,彈芯與裝藥的相對速度較低(通常低于100 m/s),作用時間較長(大于10 μs),因此慣性撞擊作用可以歸結為非沖擊起爆(non-shock initiation)[1-3]。一般炸藥的非沖擊起爆發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含能材料的安全性問題。

針對裝藥的安全性,Boyle等[4]使用動壓剪切裝置對一維預測模型進行檢驗,同樣發現起爆閾值依賴于作用于裝藥的壓力和應變率。他們通過測量幾種含能材料的閾值曲線,發現曲線是雙曲線型的,即當起爆壓力減小時,剪切率增加,反之亦然。因此,對非沖擊起爆的宏觀預測,多數是從宏觀壓力和應變率著手。Partom[5]在Boyle預測的基礎上使用二維模擬,使用壓力及塑性剪切應變率的瞬時乘積來預測臨界起爆條件。Browning[6]根據顆粒間的摩擦與McGuire-Tarver熱點火動力學并結合有限元技術對起爆閾值進行預測。由于預測是假定壓力和剪切應變率不隨時間變化,這與真實加載不符,因此Browning等[7]又對此做了進一步改進,得到了預測臨界點火條件的公式。Gruau等[8-9]采用Abaqus/Explicit對高聚物黏結炸藥(PBX)進行Steven試驗模擬,并通過改進的Steven試驗對起爆位置和剪切環進行觀測,驗證了數值計算對于實驗現象模擬的正確性。Ma等[10]采用雙重判據的形式成功預測了含能材料的臨界起爆條件。

國內主要采用實驗對穿爆彈丸進行研究[11-12],對起爆機理的研究及數值分析較少,而要實現彈藥的優化,做到可靠的靶后適時釋能及有效毀傷,就要求對彈內裝藥的點火機理做詳細的分析。由于該類彈丸的起爆是依靠彈丸撞靶時彈芯的慣性作用,向前運動刺入并擠壓彈內裝藥,因此裝藥的起爆既有彈芯的撞擊作用,又有相對滑移摩擦作用。為了分析裝藥點火起爆的主導機制,有必要先對純撞擊作用進行定量分析。

1 撞擊起爆試驗

1.1 彈丸結構設計

穿爆彈丸結構如圖1所示。由于彈芯是尖形結構,在穿甲過程中彈芯在慣性力的作用下向前運動,擠壓并刺入裝藥,對裝藥的作用既有撞擊又有相對滑移摩擦。

圖1 穿爆彈丸結構

為了確定裝藥僅在撞擊作用下的起爆閾值條件,對彈芯及裝藥結構進行重新設計,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滑移摩擦。同時基于機理分析考慮,對彈丸總體結構進行相應簡化,簡化后彈丸的結構及實物如圖2所示。彈頭、殼體和底蓋采用高強度鋼,彈頭采用截錐形設計,錐度為40°,截錐直徑為2.75 mm。彈帶材料為紫銅,用以保證內彈道數據的穩定。內部裝藥為鈍化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,長度為36 mm,材料為鋼。考慮到現有的試驗條件及發射平臺,彈丸的外徑設計為14.5 mm。組裝后的彈丸總長度為86 mm。

圖2 試驗彈丸平面結構

1.2 撞擊起爆試驗結果分析

通過升降法(改變彈丸的發射速度)來確定彈丸的撞擊起爆閾值條件,靶板采用7.4 mm的鋼板,當彈丸以593 m/s的速度撞擊靶板時,彈丸未發生起爆,繼續減小彈丸的速度,當彈丸速度減少至449 m/s時,觀察到的高速攝影照片如圖3所示,裝藥發生燃燒,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。

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

圖3 撞擊燃燒試驗過程

圖4 撞擊起爆試驗過程及彈孔

從實驗結果可以看出燒爆炸,說明著靶速度與裝藥所受慣性沖量反相關。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間越長,彈芯對裝藥的作用時間也越長,裝藥受到沖擊載荷的時間也越長,裝藥更容易起爆。

2 撞擊起爆數值分析

2.1 起爆條件

圖5 點火起爆判據準則

因此,可以得到雙重判據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力及塑性應變率。由于彈丸穿靶過程為高速瞬態過程,很難觀測內部作用過程,通過試驗的手段很難獲得裝藥的應力及應變率,所以采用數值模擬方法對這些參數進行求解計算。

2.2 穿靶過程數值模型

對彈丸模型進行簡化,并建立1/4模型。考慮到炸藥材料的特殊性,采用SPH方法模擬的結果更為準確[13],因此對炸藥采用SPH建模,對其他結構采用有限元網格劃分,得到的數值模型如圖6所示。

圖6 彈丸數值模型

試驗中彈丸外殼及彈芯的材料為高強度鋼,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。相關材料參數見表1[14]、表2[15]及表3[16-17]。表中,A,B,n,c和m是J-C常數。

表1 高強度鋼材料參數

表2 靶板材料參數

表3 鈍化RDX材料參數

2.3 計算結果及分析

圖7 449 m/s撞擊速度下炸藥的應力及應變率曲線

因此,鈍化RDX炸藥的撞擊起爆臨界比塑性能為1.42 GPa·μs

根據文獻[8]中的研究結果,裝藥的起爆點一般發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域內同一位置處的應力曲線,如圖9所示。

圖8 炸藥起爆條件下的應力及應變率曲線

圖9 不同速度下炸藥同一位置處的應力曲線

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

圖10 比塑性能與速度的關系曲線

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

圖11 不同速度下比塑性能變化曲線

撞靶90 μs時的穿靶狀態如圖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,與高速攝影觀測到的起爆現象一致。

圖12 90 μs時穿靶狀態

3 結論

平頭彈芯穿爆彈丸撞擊起爆試驗結果表明,平頭慣性體彈丸的臨界起爆發生在以394 m/s和449 m/s的速度撞擊7.4 mm鋼靶之間。對裝藥的比塑性能進行數值計算,得到裝藥起爆的臨界比塑性能區間:1.42 GPa·μs