12.7 mm穿燃彈對Q235半無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,

(1.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094;2.寧波大學 沖擊與安全工程教育部重點實驗室,浙江 寧波 315211)

12.7 mm穿甲燃燒彈配用于多種重機槍,具有安全可靠、應用面廣、穿甲威力大,且具有燃燒效應、通用性好等優點,在戰場中可用于壓制集群目標,壓制敵輕型武器及火力點、擊穿敵輕型裝甲目標,由于該彈丸具有縱火效應,在打擊敵輕型裝甲車輛和武裝直升機油箱方面最為突出。

目前,國內外對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穿燃彈對鈦合金板的抗彈性能進行研究,發現鈦合金板厚度在一定范圍內其厚度效應呈正效應,傾角效應呈正效應。12.7 mm穿燃彈侵徹具有等軸晶粒的鈦合金靶板時,靶板中的絕熱剪切帶規則間隔傳播,靶板處于延性擴孔狀態;侵徹具有層狀組織的鈦合金靶板時,靶板中的絕熱剪切帶呈網狀擴展狀態,靶板處于脆性斷裂狀態。12.7 mm穿燃彈侵徹鈦合金裝甲鋼板時,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,雙層靶板的順序對抗彈性能也有影響。鋁合金靶板的抗彈性能受其強度、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度的18 mm鋼板時,隨著靶板抗拉強度的提高,靶板的破壞形式經歷4個階段:塑性擴孔無剪切帶、無裂紋到形成剪切帶、沖塞破壞、靶板崩落。12.7 mm穿燃彈低速沖擊裝甲鋼板時,鋼芯斷裂;高速沖擊裝甲鋼板時,鋼芯頭部斷裂侵蝕、局部形態較為完整。高強裝甲鋼的抗12.7 mm穿燃彈性能隨著熱處理時間的加長而降低。

12.7 mm穿燃彈侵徹超高硬度裝甲鋼時,當靶板硬度在一定范圍內,侵徹阻力隨靶板硬度的增加而增加;當靶板硬度超過一定值以后,由于侵徹過程中靶板出現絕熱剪切帶,侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;靶板硬度繼續增加,彈丸在侵徹過程中斷裂,此階段侵徹阻力隨靶板硬度的增加而降低;當靶板硬度特別高時其韌性下降,材料性能不穩定導致侵徹阻力不穩定。然而,對于12.7 mm穿燃彈侵徹半無限靶板的研究較少,為研究不同著靶速度下12.7 mm穿燃彈的侵徹行為,選用力學性能穩定、價格低廉的Q235鋼靶進行研究。

通過彈道槍進行了多發12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板的彈道試驗,得到不同著靶速度下彈丸的侵徹深度,并利用ANSYS/LS-DYNA軟件驗證了試驗結果。數值仿真結果表示,12.7 mm穿燃彈丸對Q235半無限靶板的侵徹深度與相同侵徹速度下彈芯對Q235半無限靶板的侵徹深度基本一致,故在進一步的分析中將分析模型簡化為速度等效彈芯的幾何模型,并給出了12.7 mm穿燃彈侵徹半無限Q235鋼靶的無量綱侵徹深度與無量綱比動能之間的關系,推導得到了12.7 mm穿燃彈的侵徹深度表達式。

1 試驗裝置和試驗結果

12.7 mm穿燃彈主要由被甲、燃燒劑、鉛套和彈芯等構成,彈丸質量約為48.3 g,彈芯直徑為10.8 mm,彈芯長為52 mm。采用4/7發射藥,通過控制發射藥量控制彈丸著靶速度;試驗用靶板尺寸約為200 mm×200 mm×60 mm,密度約為7.83 g/cm。

試驗時彈丸通過彈道槍發射,在槍口3 m處設置激光時間間隔儀測速,靶板置于槍口前10 m處,試驗后回收彈芯。試驗裝置及場地布置見圖1。

圖1 試驗裝置及場地布置

利用彈道槍進行了多發12.7 mm 穿燃彈垂直侵徹Q235半無限靶板的彈道試驗,得到的部分有效試驗數據如圖2所示。試驗中彈頭的質量平均為48.30 g,但由于制造工藝誤差,不同彈頭質量不盡相同,為了方便分析,著靶速度與最終侵徹深度之間的關系利用動能關系對著靶速度進行校正。

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

圖2 侵徹深度曲線

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

圖3 著靶速度551 m/s時彈坑形態、回收彈芯-彈坑狀態

試驗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鋼半無限靶板后回收彈芯與原始彈芯形狀基本相同,未發現明顯塑性變形和斷裂情況,且試驗后回收彈芯的頭部更加光滑。對試驗后回收彈芯的質量及尺寸進行測量,測量結果如表1所示,不同著靶速度下試驗后彈芯的質量損失和尺寸變化均小于1%,且質量損失和尺寸變化與著靶速度沒有明顯聯系。因此,12.7 mm穿燃彈彈芯在侵徹Q235鋼半無限靶板的過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對比

2 仿真模型、參數及結果

在試驗的基礎上,采用ANSYS/LS-DYNA動力學軟件進行數值模擬,以進一步研究侵徹過程。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,彈芯頭部軸向長度約18 mm,彈長約64 mm。試驗后彈坑呈軸對稱形態,為節省計算時間,選用2D Solid162軸對稱計算單元,建立施加對稱約束條件的1/2模型,彈丸及靶板受彈丸侵徹部分的網格尺寸為0.3 mm×0.3 mm,其他部分網格尺寸為2 mm×2 mm,彈靶作用過程采用Lagrange算法。由于試驗后Q235鋼靶為韌性破壞模式,彈坑內壁光滑并且沒有明顯的侵蝕現象,在數值仿真中采用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接觸算法。

圖5 彈靶有限元模型

為了使數值仿真時彈丸著靶動能與試驗時彈丸的著靶動能一致,在建立彈丸的有限元模型時不進行簡化,即保留燃燒劑、鉛套、被甲。由于試驗后回收彈芯的質量與原彈芯質量基本一致,且與原彈芯相比回收彈芯無明顯的變形,可近似為剛體,在數值模擬中彈芯采用MAT_RIGID材料模型。12.7 mm穿燃彈中的燃燒劑在實際應用中主要起到攻擊油箱時的縱火效果,鉛套主要起到密封、緊實作用,它們對侵徹深度幾乎無影響,故采用MAT_PLASTIC_KINMATIC材料模型。被甲在內彈道中是用來保持彈頭外形,將彈丸的各部元件組成一個整體,并在發射時嵌入膛線,賦予彈頭旋轉運動,且回收后被甲頭部翻轉折疊變形,故被甲材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態方程。Q235鋼材料模型選用JOHNSON-COOK材料模型和GRüNEISEN狀態方程。各材料的主要參數如表2～表4所示。表中,為材料密度,為剪切強度,為屈服應力,為應變硬化系數,為應變率系數,為應變硬化指數,為溫度相關因數,為熔點,為室溫,～為失效參數,為楊氏模量,為泊松比。

表2 Q235 J-C本構參數[14]

表3 被甲材料性能參數

表4 彈芯和鉛套材料性能參數

試驗與仿真結果對比如圖6所示,圖6(a)為試驗速度范圍內12.7 mm穿燃彈對Q235鋼靶的侵徹深度試驗與仿真結果對比,由圖可知,數值計算侵徹深度與試驗侵徹深度相比高約3%;圖6(b)為著靶速度為551 m/s時試驗與仿真彈坑形態對比,由圖可知試驗與仿真結果具有近似一致的彈坑形態,其中彈坑頭部是與彈芯頭部近似一致的卵形,靶板在開口處有明顯翻唇,靶板呈現韌性破壞現象,試驗與仿真的開口孔徑分別為18.4 mm、16.2 mm,兩者相差12%,由此可知,仿真結果與實驗結果有較好的一致性。

圖6 仿真與試驗結果對比

3 侵徹模型分析

3.1 簡化模型

基于上述仿真與試驗結果良好的一致性,對著靶速度為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,當彈丸撞擊靶板時,被甲、燃燒劑等次要侵徹元先接觸靶板,當彈芯的位移到達12 mm后,彈丸的主要侵徹元發揮作用,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趨勢來看,侵徹過程中彈芯所受阻力隨著彈芯的侵徹深度呈增加趨勢,直到侵徹結束,彈丸回彈時,彈芯所受阻力迅速下降。

圖7 彈芯位移-侵徹阻力

由圖7,當彈芯到達靶板表面時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,且在仿真過程中建立全彈模型較為復雜,下面利用動能等效原理、速度等效原理,分別將全彈的動能和速度等效為彈芯的侵徹動能和侵徹速度進行數值分析。計算結果如圖8所示。

圖8 著靶速度-侵徹深度

動能等效彈芯的侵徹深度最大,該侵徹深度較全彈丸仿真計算所得侵徹深度高約36%,較試驗侵徹深度高約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算所得侵徹深度低約4%,與試驗侵徹深度相比低約1%,即在彈丸的侵徹過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后彈芯開始作用,當彈靶材料和彈體結構保持不變,只改變彈靶作用條件時,無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,為靶板強度,為彈芯密度。

圖9 無量綱侵徹深度與無量綱比動能關系

(2)

3.2 侵徹模型

由于全彈丸的結構復雜,撞擊靶板時應力波的傳播狀態較為復雜,由上所述,速度等效彈丸的侵徹過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

根據動態空腔膨脹模型,彈丸的軸向速度為時,其所受的軸向應力為

(3)

式中:為靶板的密度,′和′為2個待定參數。

對于剛性彈丸,其所受切向力主要來源于彈頭部與靶板的摩擦。

=

(4)

式中:為侵徹過程中彈頭部與靶板之間的摩擦系數。

則彈丸頭部所受的阻力為

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:為彈頭部長度,′取15。

對于不可壓縮材料,有:

(9)

式中:為楊氏模量,為泊松比。

根據式(5)和牛頓第二定律,進行積分整理變換,得:

(10)

式中:為彈芯質量。

侵徹深度的計算值與試驗值的對比如圖11所示,由式(10)計算所得的侵徹深度與試驗測得的侵徹深度有較好的一致性,對于Q235鋼靶,當著靶速度為721.5 m/s時,誤差最大為8%,平均誤差為0.4%;對于45鋼靶,當著靶速度為496 m/s時,誤差最大為13%,平均誤差為3%。

圖11 計算侵徹深度與侵徹試驗深度對比

4 結束語

針對不同速度下的12.7 mm穿燃彈對Q235鋼半無限靶板的侵徹行為進行試驗研究,結合數值仿真進一步研究著靶速度為50～850 m/s的彈丸對Q235鋼半無限靶板的侵徹行為,得到如下結論:

①12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板時,其彈芯處于剛性侵徹狀態;試驗速度范圍內,Q235半無限靶板的破壞形式均為韌性破壞;侵徹過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,且經速度等效后彈芯的侵徹深度與試驗相差在1%以內,說明彈芯為12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板的主要侵徹元。

②試驗速度范圍內,12.7 mm穿燃彈對Q235半無限靶板的侵徹深度與著靶動能呈線性關系;著靶速度在100～850 m/s范圍內時,數值仿真結果表明無量綱侵徹深度與無量綱比動能呈線性關系。

③12.7 mm穿燃彈侵徹Q235半無限靶板時,侵徹深度可以用式(10)預測。