模擬多層穿靶過程裝藥安全性評價方法

聶少云，薛鵬伊，代曉淦

(中國工程物理研究院化工材料研究所，四川 綿陽 621900)

引 言

超高速侵徹彈藥在侵徹過程中應(yīng)力環(huán)境十分嚴(yán)酷，主要表現(xiàn)在強載荷、長脈沖、高應(yīng)力峰值等，且隨著速度和侵徹深度的提高，應(yīng)力環(huán)境也會急劇惡化，同時靶標(biāo)從單一強度靶到多層靶板，又表現(xiàn)為多次沖擊加載，這些力學(xué)環(huán)境對裝藥安定性提出了更嚴(yán)峻的挑戰(zhàn)[1]。針對侵徹類戰(zhàn)斗部裝藥結(jié)構(gòu)的安全性研究是亟需解決的問題[2-5]。

侵徹過程中裝藥的安全性主要采用實驗的方法進行研究。如陳文[6]采用縮比彈侵徹實驗后回收炸藥樣品，分析了侵徹沖擊載荷對裝藥的損傷情況，發(fā)現(xiàn)不同位置的裝藥損傷程度不同。徐文崢[7]采用彈載加速度計，針對小尺寸PBXN-5裝藥開展了研究，分析了侵徹混凝土后裝藥試樣的細(xì)觀結(jié)構(gòu)和形狀變化，研究表明彈內(nèi)裝藥著靶后發(fā)生了外形鐓粗、密度降低的現(xiàn)象。在侵徹安定性理論研究和數(shù)值計算方面，張旭等[8-9]根據(jù)侵徹過程中彈體內(nèi)部裝藥的變形假設(shè)，利用彈體結(jié)構(gòu)與內(nèi)部裝藥的相對位移、摩擦功、熱力學(xué)原理和熱點理論，提出了裝藥熱安定性設(shè)計的理論分析方法，主要針對裝藥和殼體表面的摩擦作用分析了裝藥的安定性。孫寶平等[10]對彈體侵徹過程中裝藥溫升進行了近似分析，主要考慮裝藥與內(nèi)壁的摩擦生熱，忽略了裝藥的損傷破壞。裝藥整體級的侵徹實驗和數(shù)值計算工作對認(rèn)識戰(zhàn)斗部侵徹過程中的安定性發(fā)揮了積極的作用，然而這種定性的分析很難解釋點火的起因與發(fā)展。因此針對侵徹過程受力狀況開展分解實驗是更多學(xué)者選擇的研究途徑。多數(shù)學(xué)者采用了巴西實驗、霍普金森壓桿(SHPB)加載手段開展了研究[11-15]，但這些實驗只能對單一的沖擊進行分析，不能對侵徹多層靶這種復(fù)雜狀況進行理解。在多次沖擊研究中，Lin Chen等[16]采用代用材料對疲勞載荷進行了研究，獲得了樣品在多次沖擊下的結(jié)構(gòu)變形和力學(xué)性能變化。然而代用材料和真實炸藥有較大的差異，現(xiàn)實中在此低應(yīng)力載荷下，很難觀察到內(nèi)部融化現(xiàn)象的發(fā)生。

當(dāng)前，分解實驗很難解釋多次撞擊過程中裝藥的安全性，而傳統(tǒng)的疲勞載荷與真實的侵徹受力狀況有較大的差距，不能模擬多次撞擊的炸藥受力過程。因此，需建立模擬多次撞擊的實驗方法，更真實地研究裝藥在侵徹過程中的損傷累計與點火機理。本研究針對侵徹武器侵徹多層靶的特點，基于穿甲力學(xué)，建立一種多次沖擊加載的實驗研究方法，通過研究多次沖擊載荷下炸藥的損傷及點火機理，為侵徹類武器的裝藥安定性預(yù)估提供參考。

1 理論計算

1.1 理論分析

多次沖擊載荷和單次沖擊載荷最大的不同在于沖擊應(yīng)力的震蕩，這種震蕩沖擊作用的加載方式是多次沖擊實驗研究的基礎(chǔ)，傳統(tǒng)的多次沖擊作用大多采用電機驅(qū)動，然而這種加載方式有很大的局限性，一方面沖擊作用的次數(shù)較多，很難獲得可控多次加載，同時加載的頻率和應(yīng)力較小，和侵徹過程的應(yīng)力載荷有較大的差異，為了獲得侵徹過程中較相近的應(yīng)力載荷，采用多層隔板撞擊是一種可行的手段。對于模擬侵徹過程中的受力狀況，實驗件撞擊頭(彈體)可采用卵形或球頭，當(dāng)彈體撞擊靶板時，靶板受到較大的接觸應(yīng)力，這種接觸應(yīng)力由Poncelet阻力公式[17]可得：

FD=(σ+cρtv2)A

(1)

在這種接觸應(yīng)力下，靶板很容易發(fā)生碎裂、開孔，彈體在后續(xù)侵入穿過靶板。對于薄靶板來說，靶板很容易發(fā)生花瓣狀開裂，可通過質(zhì)量守恒和動量守恒推導(dǎo)出這種破裂過程中彈體受力狀態(tài)[17]，彈體軸向受力可表示為：

(2)

式中：ρt為靶板材料密度；T為靶板厚度；v0為初始速度；v為當(dāng)前速度；LN為頭部長度；α為頭部半徑；Rp為彈體半徑；x為撞擊深度。

忽略彈體內(nèi)部結(jié)構(gòu)，彈體內(nèi)部應(yīng)力可表示為：

(3)

上述彈體受力方程對于速度大于300m/s，花瓣型擊穿擴孔理論計算和實驗結(jié)果較接近，這時花瓣動能所做的功是主要部分，塑形變形功可以略去。根據(jù)此方程可以獲得常用卵形侵徹戰(zhàn)斗部侵徹多層艦船鋼靶的受力峰值約為300～400MPa，這和文獻[18-19]中的結(jié)果基本一致。

1.2 多次脈沖加載裝置設(shè)計

根據(jù)分析獲得的受力載荷，采用加速跌落裝置，將試驗件加速到一定速度，撞擊一定結(jié)構(gòu)的靶標(biāo)，可實現(xiàn)多次沖擊載荷加載。結(jié)合理論分析結(jié)果和文獻[18-19]結(jié)果，設(shè)計了撞擊加載裝置，其中靶板材料選取普通鋼，直徑為180mm，厚度為4mm或5mm，隔板之間間隔45mm，模擬戰(zhàn)斗部侵徹過程中靶的間距，同時考慮試驗場地的限制，落錘裝置總質(zhì)量約14kg。在裝藥撞擊壓縮裝置設(shè)計中，采用了兩種沖頭(球頭和平頭)，裝藥結(jié)構(gòu)件采用了內(nèi)外套筒的形式，外套筒采用高強度鋼，主要提供周向約束，模擬戰(zhàn)斗部殼體，內(nèi)套筒采用聚四氟乙烯，一方面模擬裝藥結(jié)構(gòu)，另一方面為了方便拆卸。具體結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 落錘撞擊壓縮裝置示意圖 Fig.1 Schematic diagram of drop hammer impact compression device

1.3 計算分析

針對設(shè)計的多次撞擊裝置進行數(shù)值分析，首先對裝置進行簡化。落錘頂部連接件在實驗中主要用作落錘主體和加速裝置連接作用，在計算中只保留了質(zhì)量特性，簡化為一等質(zhì)量平板。撞擊壓縮裝置作為炸藥撞擊過程中的主要裝置，基本保留了初始狀態(tài)，只對底座進行了簡化，底座主要起固定支撐作用，在建模中，保留了安裝座的尺寸。為節(jié)省計算時間，計算模型采用四分之一模型，具體的計算模型如圖2所示。

圖2 計算模型示意圖Fig.2 Schematic diagram of the computation model

選取典型工況(隔板厚度4mm/5mm，撞擊速度50m/s)對裝置進行了計算，具體的撞擊過程如圖3所示。由計算結(jié)果可得，裝置在撞擊過程中，有較好的結(jié)構(gòu)穩(wěn)定性，采用套筒、螺桿連接各層靶板強度足夠，裝置在撞擊過程中未出現(xiàn)提前解體。同時獲得了撞擊過程中炸藥應(yīng)力、溫度響應(yīng)(體積應(yīng)變能)，典型位置(炸藥表面和底部中心)的受力、升溫情況如圖4所示。

由圖3可知，對于50m/s的撞擊速度，撞擊壓縮裝置未能穿透7層隔板。對于4mm厚隔板，只穿透了3層隔板，第四層隔板產(chǎn)生了嚴(yán)重的變形，炸藥受到4個脈沖壓力，脈沖間隔約為1ms，第四個脈沖信號脈寬較寬約2.5ms，峰值應(yīng)力在300～400MPa之間，炸藥上下表面受力基本一致，上表面略微大于下表面受力，由體積應(yīng)變能可獲得撞擊過程中典型位置的溫度變化歷史，在沖擊加載過程中，不同位置的溫度有一定的差異，但趨勢是一致的，均表現(xiàn)為沖擊升溫，應(yīng)力回落時，溫度降低。由圖4(b)可得，對于炸藥上表面、中心、底部來說，炸藥中心溫度最高，底部溫度最低。同時在沖擊過程中，溫度變化不大，最高升溫約為24℃，這種溫升不足以導(dǎo)致炸藥點火；對于5mm厚隔板，只穿透了2層隔板，第三層隔板產(chǎn)生了嚴(yán)重的變形，炸藥受到3個脈沖壓力，脈寬和4mm厚隔板類似，峰值應(yīng)力略大于4mm厚隔板的應(yīng)力值，溫度歷史也和4mm厚隔板撞擊工況類似。

圖4 撞擊速度為50m/s、隔板厚度為4mm和5mm炸藥 特征點應(yīng)力和溫度變化情況Fig.4 Stress and temperature of the charge at the feature points when impact velocity is 50m/s, plate thickness is 4mm and 5mm

同時開展了不同速度撞擊計算，炸藥受到的沖擊載荷結(jié)果如表1所示。

表1 不同速度和隔板厚度下炸藥的響應(yīng)特性

由表1可知，對于不同的撞擊速度，炸藥受到的載荷有一定的差異，隨著撞擊速度的變大，峰值壓力變大，脈沖次數(shù)增多。速度為50m/s，靶板厚度為4mm時，應(yīng)力峰值能滿足250～400MPa的設(shè)計應(yīng)力要求。

2 裝藥撞擊壓縮試驗

2.1 試驗布局及性能參數(shù)

針對上述設(shè)計的實驗裝置開展了撞擊壓縮試驗，裝藥壓縮組件如圖5所示，在實驗中，考慮撞擊的穩(wěn)定性，撞擊頭采用了兩種類型：球頭和平頭，對比研究撞擊過程中落錘加速不穩(wěn)定導(dǎo)致撞擊傾斜對實驗結(jié)果的影響，同時撞擊頭距裝藥套筒的距離分別選取3mm和7mm，這是為了研究不同的壓縮量對裝藥結(jié)構(gòu)受力的影響。將壓縮裝置放置于落錘的正下方，落錘加速跌落撞擊壓縮裝置獲得多次撞擊載荷，落錘撞擊壓縮試驗場景如圖6所示。參考數(shù)值計算結(jié)果，開展了多種結(jié)構(gòu)的落錘撞擊壓縮試驗，試驗性能參數(shù)見表2。

圖5 壓縮組合裝置Fig.5 Compression combination device

表2 試驗工況及性能參數(shù)

頭最大行程。

2.2 不同撞擊作用下裝藥的響應(yīng)特點

通過對5種工況開展撞擊壓縮試驗，研究了不同撞擊作用下裝藥的響應(yīng)特性。工況1撞擊姿態(tài)較差，未能獲得較好的試驗結(jié)果。對其他4個試驗后的殘骸進行了回收，如圖7所示。

圖7 試驗裝置殘骸Fig. 7 The wreckage of test device

由圖7可知，在幾種工況的撞擊壓縮試驗中，裝置的破壞情況有一定的差異，一方面是由于試驗工況的差異，另一方面由于試驗過程中，撞擊角度有一定差異所致，特別是對于工況2，從高速攝影和殘骸來看，落錘撞擊時明顯傾斜，第二層隔板就明顯的偏移，第四層以后的隔板基本都沒有破壞；而在工況3和工況4中隔板采用4mm的厚度，在試驗中能完全穿透7層隔板，而在工況5中，隔板采用5mm的厚度，壓縮裝置只能穿透第六層隔板。

同時對壓縮裝置進行了拆分，對裝藥組件進行了初步分析，均無明顯的反應(yīng)痕跡，而且發(fā)現(xiàn)對于各工況裝藥上表面基本一致，均無燒蝕痕跡，也無明顯的損傷情況，而下表面有明顯的裂紋碎裂產(chǎn)生。這一結(jié)果表明，在此類工況下，裝藥結(jié)構(gòu)安全性較好，具體狀況如圖8所示。

圖8 裝藥組件殘骸下表面Fig .8 The bottom surface of the charge assembly wreckage

為了檢測炸藥所受的沖擊載荷，在藥柱底部布置了PVDF計，測試撞擊過程中炸藥所受的沖擊載荷。撞擊壓縮應(yīng)力變化情況如圖9所示。

圖9 裝藥壓力變化情況Fig. 9 The change of the charge pressure

結(jié)合高速攝影及試驗件殘骸，由圖9可知，對于工況2，落錘斜撞擊實驗件，在撞擊第一層隔板過程中，裝藥所受的壓力最大，約為840MPa，第二層靶板撞擊的時候，速度大幅降低，而且姿態(tài)較差，應(yīng)力也出現(xiàn)大幅衰減，當(dāng)穿過前兩層隔板后，所受的應(yīng)力將不再明顯；對于工況3，由于落錘裝置采用的是4mm的隔板，能完全穿透7層隔板，對裝藥結(jié)構(gòu)來說將會受到多個脈沖壓力，然而測試結(jié)果表明只有明顯的4次脈沖信號，前3個峰值波形類似，最后一個應(yīng)力脈寬較寬，相當(dāng)于前面沖擊脈寬的2倍，約1.6ms，相鄰脈沖之間相距約為1ms，同時壓力幅值也逐漸降低，最大幅值約為400MPa，結(jié)合高速攝影，對測試結(jié)果進一步分析，可以發(fā)現(xiàn)，撞擊到第四層靶版時，剩余速度已較低，靶板的塑性變形較大，已接近兩層靶板之間的間隔，導(dǎo)致第四層和第五層靶板部分貼合，同時撞擊頭為鈍頭，在撞擊過程中后出現(xiàn)小尺寸的沖塞破壞靶板，這些靶板的速度高于撞擊速度，將會對前序靶板進行破壞，最終導(dǎo)致實驗殘骸目測穿過7層靶，而實際測試結(jié)果只有4個峰值壓力；對于工況5，隔板厚度為5mm，有類似的現(xiàn)象，只穿透6層隔板，裝藥受到明顯的3次脈沖，最大幅值壓力約為270MPa。

對比幾種實驗工況，平頭和球頭對實驗結(jié)果沒有明顯的差異； 3mm的間隔和7mm的間隔對撞擊過程影響也較小。在后續(xù)實驗中，可采用球頭、3mm實驗工況。對比實驗工況3和工況5，計算結(jié)果有較好的一致性，但在炸藥受力次數(shù)和受力峰值上，計算結(jié)果略高于實驗結(jié)果。

3 結(jié) 論

(1)提出了侵徹薄靶板花瓣型破壞的軸向受力計算公式，完成了多次撞擊試驗件設(shè)計，并通過數(shù)值計算驗證了試驗裝置的可行性，數(shù)值計算和試驗結(jié)果有較好的一致性。

(2)對于14kg的落錘裝置，在現(xiàn)有的加速跌落裝置上，可加速到50m/s，在此速度和質(zhì)量沖擊壓縮下，裝藥將受到幅值約為250～400MPa的沖擊脈沖載荷，脈沖間隔1ms，可實現(xiàn)4個脈沖信號的沖擊加載。

(3)該炸藥在典型多脈沖沖擊加載下(應(yīng)力幅值約為400MPa，間隔為1ms，脈沖次數(shù)為4次)，裝藥安定，炸藥產(chǎn)生一定的碎裂。