剛性彈體撞擊蜂窩結構高過載特性

魏欣, 張云峰, 趙奇峰, 隨亞光, 張德志, 張錢城

(1.西北核技術研究所 強脈沖輻射環(huán)境模擬與效應全國重點實驗室, 陜西 西安 710024;2.西安交通大學 機械結構強度與振動國家重點實驗室, 陜西 西安 710049)

0 引言

高過載環(huán)境模擬是武器裝備、航空航天和軌道交通等領域的重要研究方向之一。特別是在兵工領域,隨著高超音速武器、鉆地武器等的廣泛應用,其關鍵零部件在高過載環(huán)境中的可靠性問題尤為突出,高過載環(huán)境模擬成為制約高新武器裝備發(fā)展的關鍵技術。圍繞高過載環(huán)境模擬,國內外學者開展了大量的研究。現(xiàn)有的高過載環(huán)境模擬方法主要包括實彈射擊法、馬歇特錘擊法[1-2]、落錘實驗法[3-5]、霍普金森桿法[6]和輕氣炮加載法[7-10]等,上述方法在經濟性、過載波形匹配、適用對象等方面已無法滿足現(xiàn)代武器裝備研發(fā)需求。使用裝有關鍵零部件的剛性彈體撞擊金屬蜂窩結構可產生特定高過載信號,通過改變彈體撞擊速度及蜂窩結構尺寸,可使彈體軸向過載信號連續(xù)可調。該方案可能成為一種新的高過載環(huán)境模擬技術。

目前,國內外學者對蜂窩結構的動態(tài)力學特性進行了一定程度的研究。萬峻麟等[11]研究了蜂窩結構軸向低速沖擊性能。Yamashita等[12]等通過落錘實驗研究了低速加載條件下蜂窩結構的力學性能。研究結果表明,在蜂窩結構胞元尺寸相同的條件下,蜂窩壁厚越大,其峰值壓力值越大,正六邊形蜂窩結構峰值壓力高于正方形蜂窩結構。 Zhao等[13-14]通過霍普金森壓桿法研究了動態(tài)壓縮下蜂窩結構的力學性能。研究結果表明,當沖擊速度為2～28 m/s時,正六邊形鋁蜂窩結構的面外沖擊屈服壓力比靜態(tài)條件下提高了40%。Wu等[15]和Baker等[16]是為數不多使用氣炮加載方法研究相關問題的學者。Wu發(fā)現(xiàn)同一樣品在動態(tài)實驗中的屈服強度比靜態(tài)下強74%,同時也發(fā)現(xiàn)在相同面密度條件下使用整體更小的蜂窩結構可以獲得更高的力學性能。Baker發(fā)現(xiàn)準靜態(tài)條件下試樣變形為沿著長度方向均勻分布,而動態(tài)條件下變形是從沖擊端傳播的。上述成果主要以蜂窩結構及其動態(tài)響應為研究對象,對撞擊體的過載特性研究鮮有報道。Zarei等[18]通過落錘實驗測得了撞擊蜂窩結構過程的加速度-時間歷程曲線。但該方法產生的過載波形脈寬太短,無法滿足大尺寸武器高過載特性模擬需求。

本文通過剛性彈體高速撞擊不銹鋼正方形蜂窩結構實驗,研究了彈體加速度、速度和位移-時間歷程及其變化規(guī)律,和蜂窩結構在沖擊過程中的力學行為,探索了該技術在應用于高過載模擬領域的可能性。

1 實驗試樣制備及現(xiàn)場布置

1.1 試樣制備

彈體、彈托和彈載存儲器的結構如圖1所示。彈體主體為一個直徑80 mm的圓柱體,為確保彈體對蜂窩結構的面外沖擊,避免侵徹作用,彈體前端設計有直徑110 mm的圓臺。彈體內部為直徑60 mm的柱狀空腔,用以安放彈載存儲器,確保彈載存儲器在安放過程中軸向固定。為使彈體在撞擊過程中不發(fā)生塑性變形,保護內部的彈載存儲器,彈體選用強度較高的40Cr鋼,也因此可將彈體視為剛性彈體。彈體外包裹有尼龍彈托,可防止劃傷炮管,實現(xiàn)彈體次口徑發(fā)射。

圖1 彈體、彈載存儲器和彈托示意圖Fig.1 Schematic of the projectile, recorder and sabot

彈載存儲器由傳感器、電路裝置和電池組成:傳感器為壓阻式傳感器,用以測量彈體加速度信號,置于彈體前端蓋內;電路裝置主要功能為存儲和邏輯運算;電池為整個彈載存儲器提供能源,電路裝置和電池置于彈體內部空腔。彈載存儲器抗過載能力為1.5×105g(g=10 m/s2),量程為1.2×105g,采樣頻率為5×105s-1,分辨率為60g。在撞擊過程中,傳感器測量到的信號為剛體軸向加速度與彈載存儲器的諧振頻率之和,在后期數據處理過程中需要進行濾波處理。

為減少研究變量,選取正方形蜂窩結構為研究對象。蜂窩結構在西安交通大學機械強度與振動國家重點實驗室制備,其尺寸如圖2(a)所示,蜂窩結構材料為304不銹鋼,單元邊長為5 mm,壁厚為 0.3 mm,整體截面尺寸為70 mm×70 mm。為增加彈體撞擊蜂窩結構的過載脈寬,采用400 mm長的蜂窩結構進行實驗。受制于蜂窩結構的現(xiàn)有制備工藝,單層蜂窩結構的長度均控制在100 mm,制作軸向尺寸較大的蜂窩結構需要采取分段焊接的方式。蜂窩結構的制備過程如圖2(b)所示,將帶有缺口的金屬板條組裝,涂抹釬焊漿料(Ni-Cr25-P10)后放入釬焊爐進行釬焊,形成邊長100 mm的正方形蜂窩結構;將釬焊好的兩段邊長100 mm的蜂窩結構再次進行釬焊,形成200 mm長的蜂窩結構;兩段 200 mm 長的蜂窩結構通過對接后于外部添加鉛塊進行氬弧焊接(后文統(tǒng)稱鉛焊),最終制成400 mm長的蜂窩結構。

圖2 彈體及蜂窩結構示意圖Fig.2 Schematic of the projectile and honeycomb structure

1.2 實驗布置

實驗布置如圖3所示,裝有彈載存儲器的剛性彈體由西北核技術研究所130 mm一級輕氣炮發(fā)射,撞擊固定于大質量塊上的蜂窩結構,炮口處以激光遮斷法測得彈體出炮口速度近似為撞擊速度,通過改變氣炮氣室壓力,可調節(jié)彈體撞擊速度。圖3中,v為彈體撞擊速度。蜂窩結構側面架設高速相機,記錄撞擊過程中蜂窩結構的變形破壞情況,高速相機以示波器作為觸發(fā)器,示波器接收到炮口激光遮斷信號的同時觸發(fā)高速相機,高速相機的幀頻率設置為2×105s-1。

圖3 實驗模型Fig.3 Experimental model

實驗工況如表1所示,共進行3發(fā)實驗。以彈體撞擊速度為唯一變量,蜂窩結構尺寸保持不變,3發(fā)實驗的彈體撞擊速度分別為182 m/s、218 m/s和246 m/s。表1中彈體質量為彈載存儲器、彈體、彈托質量之和,受加工精度的影響,3發(fā)實驗彈體質量有細微差別。

表1 實驗工況

2 實驗結果分析

2.1 蜂窩結構沖擊壓縮過程

圖4為第1發(fā)實驗中蜂窩結構的沖擊壓縮過程。為分析方便,將撞靶時刻定義為0 ms時刻。圖4(a)為t=0.45 ms時刻,此時蜂窩結構第1段已近乎壓潰,第3、4段釬焊處出現(xiàn)明顯的破壞。圖4(b)為t=0.95 ms時刻,蜂窩結構第2段已接近完全破壞,但第2、3段連接處依然較完整,表明鉛焊工藝強度較高。圖4(c)為t=1.30 ms時刻,蜂窩結構第2段已完全被壓潰,第3、4段連接處也出現(xiàn)明顯的壓潰現(xiàn)象。圖4(d)為t=2.65 ms時刻,此時蜂窩結構完全被壓潰。

圖4 第1發(fā)實驗蜂窩結構沖擊壓縮過程(v=182 m/s)Fig.4 Impact compression process of the honeycomb structure in the first experiment (v=182 m/s)

圖5為第2發(fā)實驗中蜂窩結構的沖擊壓縮過程。圖5(a)為t=0.35 ms時刻,此時蜂窩結構前端與第1、2段釬焊處已出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象。圖5(b)為t=0.80 ms時刻,可以看到蜂窩結構第2、3段鉛焊處發(fā)生彎折,表明該組實驗的鉛焊處的結構強度較弱,鉛焊工藝的穩(wěn)定性較差。圖5(c)為t=1.25 ms時刻,可以看到蜂窩結構第3段發(fā)生整體彎折,由于整體彎折的吸能作用,在彈體到達前第3、4段釬焊處并未出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象。圖5(d)為t=2.20 ms時刻,蜂窩結構被整體壓潰。

圖5 第2發(fā)實驗蜂窩結構沖擊壓縮過程(v=218 m/s)Fig.5 Impact compression process of the honeycomb structure in the second experiment (v=218 m/s)

圖6為第3發(fā)實驗中蜂窩結構的沖擊壓縮過程。圖6(a)為t=0.25 ms時刻,此時蜂窩結構前端與第1、2段釬焊處已出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象。圖6(b)為t=0.65 ms時刻,此時蜂窩結構前端與第1、2段釬焊處已出現(xiàn)壓潰現(xiàn)象。圖6(c)為t=1.00 ms時刻,蜂窩結構第1、2段已完全壓潰,第3、4段釬焊處出現(xiàn)明顯的壓潰現(xiàn)象,且第3、4段間出現(xiàn)錯位。圖6(d)為t=2.00 ms時刻,蜂窩結構被整體壓潰。第3發(fā)實驗蜂窩結構沖擊壓縮過程與第1發(fā)實驗相似,壓潰現(xiàn)象發(fā)生次序為蜂窩結構前端,1、2段釬焊處和3、4段釬焊處,而2、3段鉛焊較為牢固,在彈體到達前未發(fā)生壓潰。對比3發(fā)實驗結果,第2發(fā)實驗鉛焊強度低,導致蜂窩結構第3段整體彎折,應屬加工工藝不成熟導致的偶然現(xiàn)象;第1、3發(fā)實驗的蜂窩結構的沖擊壓縮過程為加工工藝合格時的典型實驗現(xiàn)象。

圖6 第3發(fā)實驗蜂窩結構沖擊壓縮過程Fig.6 Impact compression process of the honeycomb structure in the third experiment (v=246 m/s)

2.2 剛性彈體加速度響應規(guī)律

圖7～圖10為第1發(fā)實驗彈載存儲器測得的全彈道加速度歷程。從t=0 ms時刻開始,加速度曲線比較平緩,隨后有一段小幅震蕩,峰值在1 000g以內,再進入大幅震蕩。從小幅震蕩到大幅震蕩之間共經歷了6.23 ms,假設小幅震蕩為彈體撞擊塑料薄膜時的過載,彈體撞擊速度為182 m/s,算得該段時間彈體移動距離為1.13 m,而炮口距蜂窩結構頂端1.12 m,可判定前端小幅震蕩曲線為彈體撞擊炮口塑料薄膜時的加速度曲線,而大幅震蕩曲線起始時刻即為撞靶時刻,這一結論在剩余2發(fā)的數據中也得到了驗證。曲線大幅震蕩后出現(xiàn)持續(xù)的減加速度,減加速度未歸零,與實際情況不符,判斷蜂窩結構完全壓縮后,彈體撞擊密實蜂窩結構,導致彈載存儲器損壞,數據失真。通過高速攝影圖像可判斷彈體沖擊壓縮蜂窩結構的持續(xù)時間,后續(xù)研究僅截取從彈體撞靶時刻到蜂窩結構完全壓縮時刻的實驗數據。

圖7 第1發(fā)實驗加速度曲線Fig.7 Acceleration curve of the first experiment

圖8 3種工況下的加速度-時間歷程曲線Fig.8 Acceleration-time history curves of the three conditions

圖9 3種工況下的濾波加速度-時間歷程曲線Fig.9 Acceleration-time history curves after filtering of the three conditions

圖10 3種工況下的速度-時間歷程曲線Fig.10 Velocity-time history curves of the three conditions

圖8為3發(fā)實驗的彈體加速度曲線。結合高速攝影圖像,可將彈體對蜂窩結構的沖擊壓縮分為 3個階段:階段1為彈體撞擊蜂窩結構瞬間及其后的加速度曲線高幅震蕩階段,可稱為初始沖擊階段,對應蜂窩結構處于彈性階段,未進入塑性變形;階段2為加速度曲線維持低幅震蕩階段,可稱為穩(wěn)態(tài)壓縮階段,對應蜂窩結構進入塑性與彎折變形,對彈體的阻力減小;階段3為彈體加速度曲線震蕩幅值再次陡然升高,可稱為密實壓縮階段,對應蜂窩結構被壓縮密實,彈體阻力陡然增加,由于后期傳感器損壞,無法準確判斷出此階段的持續(xù)時間。

按照參考文獻[18]中的方法,對彈載存儲器測試得到的加速度-時間歷程曲線進行頻譜分析,選取5 kHz作為截止頻率進行濾波,消除彈載存儲器前端蓋的諧振帶來的影響。圖9為彈體軸向剛性加速度-時間歷程。由圖9可以看出:3發(fā)實驗的彈體在初始沖擊階段的過載峰值相差不大,3發(fā)分別為-2.10×104g、-2.19×104g、-1.93×104g;進入穩(wěn)態(tài)壓縮區(qū)后,第1、2發(fā)實驗震蕩幅度相當,第3發(fā)實驗的震蕩幅度較大;穩(wěn)態(tài)區(qū)持續(xù)時間隨撞擊速度的增加而減小。3發(fā)實驗的穩(wěn)態(tài)時間分別為2.28 ms、1.65 ms和1.25 ms;密實區(qū)過載峰值隨撞擊速度增加而增加,3發(fā)實驗的密實區(qū)過載峰值分別為 -2.06×104g、-2.80×104g和-3.45×104g。

Xu等[19]和Wang等[20]分別通過實驗結果和理論分析發(fā)現(xiàn)了蜂窩結構動態(tài)平臺強度與靜態(tài)平臺強度的關系。在以上強度理論的基礎上,結合本文實驗工況,預測加速度峰值amax如下:

(1)

(2)

(3)

由表2可見,3發(fā)實驗與理論預測的偏差均在10%以內,結果表明,理論公式可以準確預測實驗結果。從式(1)、式(2)、式(3)中可以看出,加速度峰值的大小是由蜂窩結構自身坍塌強度和彈體質量決定的:通過改變彈體撞擊速度和蜂窩結構厚跨比,可以改變蜂窩結構的應變率強化效應和等效密度,以達到改變蜂窩結構對彈體的阻力;通過改變彈體質量可以改變相同阻力下的加速度;通過以上方法可以改變蜂窩結構的過載峰值。

表2 實驗與理論預測的加速度峰值對比

2.3 剛性彈體速度響應規(guī)律

圖10為彈載存儲器與高速相機獲得的彈體速度曲線,彈載存儲器測得的速度曲線為加速度曲線積分所得,高速相機測得的速度曲線為位移曲線微分所得。與加速度曲線對應,速度曲線在3個階段也有不同的響應特征:初始沖擊階段速度曲線快速下降,對應彈體撞擊蜂窩結構后加速度曲線大幅震蕩;穩(wěn)態(tài)壓縮階段速度曲線緩慢下降,對應加速度曲線小幅震蕩;密實壓縮階段速度曲線再次快速下降,對應蜂窩結構被壓縮密實后,彈體阻力增大導致的加速度陡然增大。穩(wěn)態(tài)壓縮階段,第3發(fā)實驗的速度曲線斜率明顯大于前兩發(fā),對應第3發(fā)實驗的加速度曲線振幅更大,即蜂窩結構對彈體的阻力具有應變率相關性,該阻力隨應變率增大而增大。曲線后半段,彈載存儲器損壞,以高速相機圖像處理結果為準。

從圖10中可以看出,初始沖擊階段速度曲線呈現(xiàn)階梯狀下降形態(tài)。假設應力波在彈體中大概以彈性桿波速c傳播:

(4)

式中:E為彈體彈性模量,E=206 GPa;ρ為彈體密度,ρ=7.5 g/cm3。由式(4)算得c=5 240 m/s。第1發(fā)實驗速度曲線初始沖擊階段每個階梯的周期約為0.073 ms,周期內應力波傳播距離為382 mm,約為2倍彈體長度,進一步驗證了測試結果的準確性。

彈體撞擊蜂窩結構后,產生向彈體自由端傳播的壓縮波,壓縮波到達彈體自由端后,產生向彈體頭部傳播的卸載波,隨著卸載波到達彈體頭部,彈體完成一個減速周期,明顯地,速度曲線的階梯狀下降為應力波在彈體中周期性傳播導致。從第2發(fā)、第3發(fā)實驗曲線中也可得出相同的結論。

在蜂窩結構吸能特性的研究中,總吸能量Ebd可表示為

(5)

(6)

式中:Ebd為動態(tài)條件下蜂窩結構的總吸能;d為進入密實區(qū)時,蜂窩結構的壓縮量;F(s)為彈體撞擊蜂窩結構的阻力;v0為彈體撞擊速度;v1為進入密實區(qū)時刻彈體速度;am為彈體進入密實區(qū)前的平均加速度;Fm為彈體平均阻力。如表3所示,3發(fā)實驗動態(tài)條件下蜂窩結構進入密實區(qū)前的總吸能水平和平均加速度明顯上升。

表3 3發(fā)實驗的總吸能量和平均加速度

王中剛[21]在其研究成果中提出,動態(tài)總吸能量Ebd可表示為蜂窩結構靜態(tài)理論吸能量與動態(tài)吸能量的相加形式:

(7)

式中:Eb為蜂窩結構的靜態(tài)理論吸能量;D和P為動態(tài)本構模型的材料參數;C(μ)為修正系數項,反映了不同厚跨比蜂窩結構在不同加載率下的結構力學特性,與厚跨比μ密切相關。

從實驗結果中可以看出,蜂窩結構總吸能量與彈體撞擊速度密切相關,3發(fā)不同撞擊速度的彈體所引起的動態(tài)吸能量的變化效果顯著。由此可見,加載速率對蜂窩結構進入密實區(qū)前的總吸能量和平均加速度影響較大。

2.4 剛性彈體位移響應規(guī)律

圖11為彈載存儲器與高速相機獲得的彈體位移曲線,彈載存儲器得到的位移曲線為加速度經過二次積分得到的結果。由于初始沖擊階段和密實壓縮階段持續(xù)時間較短,而穩(wěn)態(tài)壓縮階段速度變化較小,因此彈體位移曲線接近直線。依據實踐經驗,彈載存儲器測得的位移曲線誤差為10%左右[18]。其誤差主要來自于:傳感器自身的測試誤差;加速度數據二次積分的累積誤差;數據處理時起始點選擇引起的誤差;彈體沖擊過程中內部結構微小變化引起的誤差等。因此,一般可以認為采用高速相機圖像處理獲得的位移曲線較彈載存儲器測試結果精確。

圖11 3種工況下的位移時間歷程曲線Fig.11 Displacement-time history curves of the three conditions

3 結論

本文通過剛性彈體高速撞擊不銹鋼正方形蜂窩結構實驗,研究了彈體加速度-時間、速度-時間和位移-時間歷程及其變化規(guī)律,以及蜂窩結構在沖擊過程中的力學行為。得出以下主要結論:

1)剛性彈體高速撞擊造成的蜂窩結構壓潰是高度局部化的力學行為,壓潰首先發(fā)生在蜂窩結構頂端,并隨彈體運動由頂端向底端傳播。該過程中,蜂窩結構脆弱處(如釬焊處)進而發(fā)生破壞壓潰現(xiàn)象,并導致蜂窩結構整體失穩(wěn)、錯位。

2)彈體對蜂窩結構沖擊壓縮過程可分為初始沖擊、穩(wěn)態(tài)壓縮、密實壓縮3個階段,加速度曲線分別呈現(xiàn)大幅震蕩、小幅震蕩、再次大幅震蕩的形態(tài),分別對應彈體對蜂窩結構的初始撞擊壓縮、蜂窩結構壓潰失穩(wěn)、蜂窩結構被壓縮密實阻力增加3個過程。

3)通過預測公式,可以較為準確地預測彈體高速撞擊蜂窩結構的加速度峰值,并詳細分析了加速度峰值的影響因素。

4)剛性彈體的速度曲線呈先快速下降、而后緩慢下降、再快速下降的形態(tài),與加速度曲線相對應。初始沖擊階段的速度曲線呈明顯的階梯狀下降形態(tài),為應力波在彈體中周期性傳播導致,且第1個周期內,彈體內應力波幅值呈隨彈體撞擊速度增大而增大的趨勢。

5)通過對實驗中蜂窩結構吸能量及平均加速度的計算發(fā)現(xiàn),加載速率的變化對蜂窩結構的吸能量和平均加速度的影響較為顯著。