鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的試驗(yàn)研究

毛亮， 王華， 姜春蘭， 李明

(1.北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院， 北京 100083; 2.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

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鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的試驗(yàn)研究

毛亮1， 王華1， 姜春蘭2， 李明2

(1.北京航空航天大學(xué) 宇航學(xué)院， 北京 100083; 2.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

為研究鎢合金球形破片對DFRP靶板的侵徹規(guī)律，利用彈道槍動加載設(shè)備，研究了兩種質(zhì)量的鎢合金球形破片對不同厚度DFRP靶板的侵徹. 根據(jù)彈道試驗(yàn)結(jié)果，獲得了彈道極限速度和靶板面密度的關(guān)系，并利用量綱分析法得到了彈道極限速度的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式，其預(yù)測值與試驗(yàn)結(jié)果吻合較好；分析了DFRP靶板在鎢合金球體高速撞擊下的主要破壞模式及細(xì)觀吸能機(jī)制，并且獲得靶板面密度和鎢合金球形破片的初始撞擊速度對彈道吸能的影響規(guī)律.

鎢合金球形破片；沖擊侵徹；超高分子量聚乙烯纖維；彈道極限速度

超高分子量聚乙烯纖維(ultra-high molecular weight polyethylene fiber，UHMWPE)是一種由平均相對分子質(zhì)量在100萬以上的聚乙烯紡制而成的纖維，它是繼碳纖維、硼纖維、芳綸之后的第4代纖維. 該纖維除了具有高比強(qiáng)度、比模量的特點(diǎn)以外，還具有良好的耐化學(xué)腐蝕、比能量吸收高、電磁波透射率高、摩擦因數(shù)低、優(yōu)良的耐沖擊和抗切割性能，以及不吸水、與生物相容性好等特點(diǎn)，并且是所有高性能纖維中相對密度最小的纖維. 因此，UHMWPE纖維復(fù)合材料是制作防彈裝甲的極佳材料，在防彈領(lǐng)域具有廣闊的應(yīng)用前景[1-3].

鎢合金球形破片具有最簡單幾何形狀，而且密度大、保持速度和穿甲能力強(qiáng)，在預(yù)制破片殺傷戰(zhàn)斗部中被廣泛采用. 考慮到復(fù)合材料防護(hù)機(jī)理的復(fù)雜性，試驗(yàn)研究能直觀地觀測現(xiàn)象，揭示支配侵徹過程的主要影響因素和內(nèi)在本質(zhì)，因此，本文針對由荷蘭DSM公司生成的UHMWPE纖維系列Dyneema UD75作為增強(qiáng)材料的層合板(dyneema fiber reinforced plastic，DFRP)，進(jìn)行了鎢合金球形破片打靶試驗(yàn)，分析了鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的作用過程及吸能機(jī)制，獲得了不同質(zhì)量鎢合金破片垂直侵徹不同厚度DFRP靶板的彈道極限速度，并利用量綱分析法得到了彈道極限速度的經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式. 研究結(jié)果對殺傷戰(zhàn)斗部和裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)的優(yōu)化設(shè)計(jì)具有重要的應(yīng)用和參考價(jià)值.

1 彈道試驗(yàn)

1.1 彈靶材料

本試驗(yàn)采用2 g和3 g(直徑分別為6 mm和6.9 mm)兩種質(zhì)量的鎢合金(93W-Ni-Fe)球體作為侵徹體，靶板用超高分量聚乙烯纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料為荷蘭DSM公司生產(chǎn)的超高分子量聚乙烯纖維系列Dyneema UD75. 各材料具體性能參數(shù)如表1和表2所示. 表1中：ρp為鎢合金球體密度；Yp為屈服強(qiáng)度；Tp為抗拉強(qiáng)度；δp為延伸率；ψp為斷面收縮率；Ep為彈性模型；HRC為硬度；α為沖擊韌性. 表2中：ρf為纖維材料密度；σbf為拉伸強(qiáng)度；Ef為拉伸模量；δf為延伸率.

表1 鎢合金球體材料性能參數(shù)

表2 纖維材料性能參數(shù)

1.2 靶板制備

聚乙烯纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料層合板(DFRP)制備采用熱壓工藝，首先將Dyneema UD75預(yù)浸料按設(shè)計(jì)要求裁成一定尺寸，并正交鋪層至所需厚度，放入模具中；然后將模具置于熱壓機(jī)上，升溫速率為(2～3)℃/min，當(dāng)溫度穩(wěn)定在120 ℃后，保溫、加壓；30 min后，自然冷卻至室溫、卸模. 根據(jù)所鋪預(yù)浸料層數(shù)不同將會得到不同面密度的層合板.

1.3 試驗(yàn)裝置

試驗(yàn)裝置及其布置如圖1所示，它包括彈丸專用發(fā)射器、防護(hù)裝置、彈丸速度測試系統(tǒng)、靶架和殘余體回收裝置等. 彈丸專用發(fā)射器為12.7 mm的彈道槍，速度由發(fā)射藥量控制. 為保證發(fā)射所必須的密封性和達(dá)到規(guī)定的速度，鎢合金球被置于凹形的尼龍彈托中，待彈托飛離槍口后，在空氣阻力作用下球與彈托分離，彈托自身也因受沖擊而破碎，破碎后的彈托碎片會被防護(hù)板攔截，而球則通過防護(hù)板中心處小孔飛向靶板，球的撞靶速度及殘余體速度分別由靶前和靶后的一組測速靶網(wǎng)和時(shí)間測試儀器來完成. 當(dāng)撞擊速度大于彈道極限速度時(shí)，球貫穿靶板后，其殘余體和沖塞以及靶背面的崩落碎片將由殘余體回收裝置收容.

2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

2.1 彈道極限速度分析

2.1.1 不同面密度靶板的彈道極限速度

彈道極限速度是衡量靶板在一定彈體侵徹下抗彈性能的重要指標(biāo)，它指彈丸侵入靶板的最高速度和完全穿透靶板的最低速度的平均值，破片侵徹靶板的彈道極限速度可用v50或v100來表征. 大量實(shí)驗(yàn)證明，對于給定的彈靶系統(tǒng)，v50服從正態(tài)分布，當(dāng)未貫穿數(shù)大于或小于貫穿數(shù)時(shí)，v50的計(jì)算公式分別為[4-5]

(1)

(2)

式中:vA為貫穿與未貫穿的混合區(qū)內(nèi)所有速度的平均值；Np為混合區(qū)內(nèi)未貫穿破片數(shù)；Nc為貫穿破片數(shù)；vpmax為未貫穿破片的最大速度；vpmin為貫穿破片的最小速度.

表3為試驗(yàn)得到的兩種質(zhì)量破片垂直侵徹不同厚度DFRP靶板的彈道極限速度值，表中：n為織物層數(shù)；ρA為面密度；hf為靶板厚度. 圖2為其彈道極限速度值隨DFRP靶板面密度的變化曲線.

表3 鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的彈道極限速度

Tab.3 Ballistic limit velocity for tungsten alloy spherical fragment penetrating DFRP target plates

靶板編號n/層ρA/(kg·m-2)hf/mmv50/(m·s-1)2g3g1327508512457248112612633532364150016721647480187620794723

從圖2中可以看出，隨著靶板面密度的增加，鎢合金球體侵徹DFRP靶板的彈道極限速度也增加. 對于相同面密度DFRP靶板，2 g鎢合金球體的彈道極限速度要高于3 g鎢合金球體.

2.1.2 彈道極限速度經(jīng)驗(yàn)公式

由于復(fù)合材料的各向異性以及對材料在高應(yīng)變率下的動態(tài)力學(xué)特性認(rèn)識還不夠清楚，關(guān)于破片侵徹復(fù)合材料靶板的許多問題至今利用解析法尚不能全部解決或者根本無法解決. 因此，需要在試驗(yàn)研究的基礎(chǔ)上，建立起能滿足實(shí)際應(yīng)用的工程計(jì)算式.

鎢合金球形破片垂直侵徹DFRP靶板的過程與許多參數(shù)有關(guān)，若忽略一切熱效應(yīng)，則彈道極限速度可表示為

(3)

式中：ρp，dp，εp，Cp，Yp，Ep，Gp，Hp分別為鎢合金球形破片的密度、直徑、特征應(yīng)變、聲速、屈服應(yīng)力、彈性模量、剪切模量和硬化模量；ρf，hf，εf，Cf，Yf，Ef，Gf分別為DFRP層合板的密度、厚度、特征應(yīng)變、聲速、等效斷裂強(qiáng)度、等效彈性模量和等效剪切模量.

根據(jù)量綱分析定理可得[6]

(4)

在球、靶材料不變條件下，鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的彈道極限速度應(yīng)遵從幾何相似律，即球貫穿靶板的量綱一彈道極限速度僅是靶板厚度和球初始直徑的函數(shù). 于是，由式(4)可知，

(5)

式中K，α為待定常數(shù).

對式(5)擬合，并利用彈道試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行線性回歸，從而可得到鎢合金球形破片垂直侵徹DFRP靶板的彈道極限速度工程經(jīng)驗(yàn)關(guān)系式為

(6)

式中v即為v50，由于式(6)是在量綱分析的基礎(chǔ)上，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果擬合分析得到的，因此它適用于鎢合金球形破片對DFRP靶板的侵徹貫穿，適用參數(shù)范圍為v<1 200 m/s，1.16

表4 鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的彈道極限速度的試驗(yàn)值與計(jì)算值的比較

Tab.4 Comparison between experimental and calculated values of ballistic limit velocity

hf/mmdp/mmhf/dpv50/(m·s-1)試驗(yàn)值計(jì)算值相對誤差/%8601335124990-2512602006336094-3716602677217022-2620603337947839-12869116457465917126917353256736616692306476529092069290723731911

從表4中的數(shù)據(jù)可以看出，對于鎢合金球形破片-DFRP靶板系統(tǒng)，彈道極限速度計(jì)算值與試驗(yàn)值的相對誤差平均值小于2.5%，最大單項(xiàng)誤差為6.6%，滿足工程應(yīng)用要求.

2.2 破片侵徹過程分析

試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)，DFRP靶板在受到破片的高速撞擊時(shí)，靶板的破壞過程呈現(xiàn)多階段破壞模式，主要包含3個(gè)階段，即纖維沖剪斷裂(著彈面數(shù)層)-拉伸變形(隆起，分層)-纖維拉斷貫穿，如圖4所示. 圖5為鎢合金球體貫穿DFRP靶板后的靶板狀態(tài)圖.

當(dāng)高速鎢合金球體撞擊DFRP靶板時(shí)，復(fù)合材料中的基體樹脂在壓應(yīng)力作用下產(chǎn)生裂紋，聚乙烯纖維被軟化，由于聚乙烯纖維具有高延伸率、高韌性的特點(diǎn)，它在破壞前發(fā)生較大程度的塑性變形，在靶板背面產(chǎn)生較大的隆起(鼓包)，同時(shí)產(chǎn)生分層，鎢合金球體繼續(xù)侵徹靶板，當(dāng)纖維變形達(dá)到最大應(yīng)變時(shí)，纖維斷裂. 同時(shí)，彈體沖擊時(shí)產(chǎn)生大量熱，使樹脂軟化、燒蝕. 此外，試驗(yàn)發(fā)現(xiàn)，鎢合金球體侵徹DFRP靶板后沒有發(fā)生明顯的塑性變形，質(zhì)量基本不發(fā)生變化，但其與靶板接觸一面有明顯燒蝕痕跡.

2.3 靶板吸能機(jī)制分析

2.3.1 DFRP靶板的吸能方式

DFRP靶板屬于韌性復(fù)合材料靶板，由前述侵徹過程分析可知它的損傷破壞模式主要為分層及纖維斷裂，因此，其吸能的細(xì)觀機(jī)制主要包含分層、基體塑性變形、纖維脫黏、纖維拔出及斷裂[7].

① 分層. DFRP靶板在彈丸撞擊加載作用下，局部將產(chǎn)生大的拉伸撓曲變形，同時(shí)產(chǎn)生分層破壞，分層將吸收一定的能量.

② 基體塑性變形. 當(dāng)脆性纖維黏結(jié)在韌性基體中時(shí)，常常在裂紋前緣的纖維產(chǎn)生斷裂，基體由于受力增大產(chǎn)生塑性變形，然后產(chǎn)生局部頸縮到最后全部斷開. 這樣表面能決定于使單位體積的基體產(chǎn)生塑性變形直到斷裂所需之功.

③ 脫黏. 由于纖維的斷裂應(yīng)變比基體的斷裂應(yīng)變大，在基體材料開裂后，纖維繼續(xù)被拉長. 同時(shí)，基體的開裂造成基體卸載、基體變形、變小. 這樣，在纖維與基體之間，由于剪應(yīng)力增加，而造成界面脫膠，這樣一個(gè)過程將一直持續(xù)到纖維被拉斷為止，一般認(rèn)為脫膠所需的能量就是纖維拉長的附加應(yīng)變能.

④ 纖維拔出. 纖維斷裂時(shí)要使材料斷開，必須把埋在基體中的纖維斷口抽出來，抽出過程中必須首先破壞纖維與基體之間的界面，在這個(gè)過程中要吸收一定的能量.

此外，基體裂紋及應(yīng)力重新分布也對能量吸收有貢獻(xiàn).

2.3.2 靶板面密度對彈道吸能的影響

由于鎢合金球體的硬度遠(yuǎn)高于纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的硬度，而且試驗(yàn)中也發(fā)現(xiàn)鎢球貫穿DFRP靶板后基本不發(fā)生變形，因此可將鎢球看成是一剛體，其侵徹與貫穿DFRP靶板的能量吸收可以由彈道試驗(yàn)結(jié)果，通過下式計(jì)算得到.

(7)

式中：Ea為鎢合金球形破片貫穿靶板過程中靶板吸收的能量；mp為鎢合金球形破片的質(zhì)量；vi為鎢合金球形破片穿靶前的初始速度；vr為鎢合金球形破片穿透靶板后的剩余速度.

在彈道極限速度時(shí)，vr=0，于是

(8)

若設(shè)γBPI為彈道性能指數(shù)，即單位面密度靶板吸收的能量；γEI為能量吸收指數(shù)，即單位厚度靶板吸收的能量，則γBPI=Ea/ρAD，γEI=Ea/hf.

表5給出了不同面密度ρA的DFRP靶板在彈道極限速度時(shí)靶板吸收的能量Ea、彈道性能指數(shù)γBPⅠ以及能量吸收指數(shù)γEI. 圖6給出了靶板吸收的能量隨靶板面密度的變化曲線.

表5 DFRP靶板在彈道極限速度時(shí)的彈道吸能

Tab.5 Ballistic absorbing energy of DFRP target plates on ballistic limit velocity

hf/mmρA/(kg·m-2)Ea/JγBPI/(J·m2·kg-1)γEI/(J·mm-1)2g3g2g3g2g3g8750262313349417328391121126401425356377334354161500520628346418325393201876630784335418315392

從圖6中可以看出，在彈道極限速度附近，DFRP靶板的能量吸收隨著靶板面密度的增加而增加. 此外，3 g的鎢合金球體貫穿DFRP靶板其能量吸收增加率明顯大于2 g的鎢合金球形破片，即隨著靶板面密度的增加，靶板對大質(zhì)量破片貫穿的吸能性增強(qiáng). 對于相同面密度的靶板，3 g鎢合金球體侵徹靶板所吸收的能量高于2 g鎢合金球體，即大質(zhì)量、大直徑破片比小質(zhì)量、小直徑破片貫穿同樣厚度的靶板需要較多的能量. 這是由于對于厚的DFRP靶板，直徑大的鎢合金球體所受的彈道阻力較大，更易于DFRP層合板產(chǎn)生拉伸破壞，從而有利于纖維應(yīng)變率效應(yīng)的充分發(fā)揮，導(dǎo)致靶板吸能增加. 從表5中可知，在彈道極限速度時(shí)，3 g鎢合金球體侵徹靶板的彈道性能指數(shù)和能量吸收指數(shù)都明顯高于2 g質(zhì)量的鎢合金球體，但與靶板面密度關(guān)系不大.

2.3.3 破片速度對彈道吸能的影響

鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的過程是一個(gè)高速動態(tài)的過程，應(yīng)變率效應(yīng)不可忽視. 為了考察破片速度對DFRP靶板彈道吸能的影響，選取了厚度為8 mm和20 mm的DFRP靶板，利用2 g鎢合金球體對其進(jìn)行了不同初始速度下的彈道沖擊試驗(yàn). 表6給出了在破片不同入靶及出靶速度下兩種不同厚度DFRP靶板的彈道吸能情況. 圖7為兩種不同厚度DFRP靶板的能量吸收隨入靶速度的變化情況.

表6 DFRP靶板在破片不同撞擊速度下的彈道吸能

Tab.6 Ballistic absorbing energy of DFRP target plates on different impact velocity

h/mm820vi/(m·s-1)vr/(m·s-1)Ea/JγBPI/(J·m2·kg-1)γEI/(J·mm-1)6460376027636834580106250251334314854068402613483269670824025634132012030109402503333148347293461132530699774344806430403127548677874466437134159414913486457

從圖7中可以看出，在鎢合金球體貫穿DFRP靶板后，8 mm厚的DFRP靶板吸收的能量隨入靶速度vi的增加變化不大，甚至略有降低，應(yīng)變率效應(yīng)不明顯；而20 mm厚的DFRP靶板吸收的能量卻隨入靶速度vi增加而呈上升趨勢，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng).

試驗(yàn)結(jié)果表明，在薄板情況下Ea-vi關(guān)系與纖維復(fù)合材料的本身應(yīng)變率效應(yīng)不吻合. 這種不吻合的原因可以從彈擊時(shí)靶板的破壞機(jī)理上得到解釋. DFRP靶板由于纖維熔點(diǎn)低，在破片以較高速度撞擊靶板時(shí)，摩擦生熱瞬間無法耗散，導(dǎo)致DFRP靶板呈明顯的多階段破壞模式，即著彈面為沖塞破壞(垂直靶板面的剪切破壞)，背面為拉伸破壞. 對于薄靶板，當(dāng)速度超過最小穿透速度，達(dá)到一定值后，纖維來不及產(chǎn)生應(yīng)變而破壞，造成因沖塞剪切破壞的纖維厚度增加，拉伸破壞的纖維減小，能量吸收值有可能下降，因而應(yīng)變率效應(yīng)不明顯.

對于厚靶板而言情況則不同，在相同撞擊速度條件下，靶板著彈面因沖塞破壞消耗了一定的破片動能，使鎢合金球體速度降低，而背面仍有較多的纖維層產(chǎn)生拉伸破壞，因此隨著彈速的提高，厚靶板背面產(chǎn)生拉伸破壞的材料產(chǎn)生的拉伸應(yīng)變速率提高了，使得DFRP靶板的斷裂強(qiáng)度、斷裂應(yīng)變均提高，鎢合金球體穿透靶板的阻力增加，從而使靶板的彈道吸能Ea值也隨之升高.

3 結(jié) 論

① 隨著靶板面密度的增加，鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的彈道極限速度也隨之增加；且對于相同面密度的靶板，2 g的鎢合金球形破片的彈道極限速度要高于3 g的鎢合金球形破片.

② 利用量綱分析法得到了鎢合金球形破片侵徹DFRP靶板的彈道極限速度計(jì)算公式，且利用該公式計(jì)算得到的預(yù)測值與試驗(yàn)值吻合較好，滿足工程應(yīng)用要求.

③ 分層和纖維斷裂是DFRP靶板在高速鎢合金球形破片侵徹下的主要損傷破壞模式，其吸能的細(xì)觀機(jī)制主要包含分層、基體塑性變形、纖維脫黏、纖維拔出及斷裂.

④ 在彈道極限速度時(shí)，DFRP靶板的能量吸收隨著靶板面密度的增加而增加，3 g鎢合金球體侵徹靶板的彈道性能指數(shù)和能量吸收指數(shù)都明顯高于2 g質(zhì)量的鎢合金球體，但與靶板面密度關(guān)系不大. 此外，3 g的鎢合金球體貫穿DFRP靶板其吸收的能量和能量吸收增加率要大于2 g的鎢合金球形破片.

⑤ 鎢合金球體貫穿DFRP靶板后，8 mm厚的DFRP靶板吸收的能量隨入靶速度vi的增加變化不大，甚至略有降低，應(yīng)變率效應(yīng)不明顯；而20 mm厚的DFRP靶板吸收的能量卻隨入靶速度vi增加而呈上升趨勢，表現(xiàn)出明顯的應(yīng)變率效應(yīng).

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(責(zé)任編輯：劉雨)

Experimental Research on Tungsten Alloy Spherical Fragment Penetrating DFRP Target Plates

MAO Liang1， WANG Hua1， JIANG Chun-lan2， LI Ming2

(1.School of Astronautics， Beihang University， Beijing 100083， China; 2.State Key Laboratory of Explosion Science and Technology， Beijing Institute of Technology，Beijing 100081，China)

Making use of ballistic gun equipment， the effect was studied that dyneema fiber reinforced plastic (DFRP) target plates with different thickness was impacted by two different tungsten alloy spherical fragments. Firstly, according to the ballistic experimental results, the relationship between ballistic limit velocity and target plates area density was obtained. Besides, the empirical formula of ballistic limit velocity was built according to the dimensional analysis method, and the predictive value with the empirical formula was consistent with the experimental results. Secondly, the main failure mode and energy absorption mechanism were analyzed for DFRP target plates impacted by tungsten alloy spherical fragments. Also, the influence of target area density and initial velocity of the tungsten alloy spherical fragment on ballistic absorbing energy was obtained. The research results are valuable for designing fragment warhead and light armor protective structure.

tungsten alloy spherical fragment; impact and penetration; ultra-high molecular weight polyethylene fiber; ballistic limit velocity

2014-06-26

國家部委基礎(chǔ)科研計(jì)劃資助項(xiàng)目(A2220110003)

毛亮(1985—)，男，博士后，E-mail:maoliang6419@163.com.

O 385

A

1001-0645(2016)04-0348-06

10.15918/j.tbit1001-0645.2016.04.003