高超彈體侵蝕機理及抗侵蝕設計研究

劉宗偉，武海軍，張學倫，劉俞平，熊國松，譚正軍，曾令清

(1.重慶紅宇精密工業(yè)有限責任公司，重慶 402760； 2.北京理工大學機電學院，北京 100081)

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【裝備理論與裝備技術】

高超彈體侵蝕機理及抗侵蝕設計研究

劉宗偉1，武海軍2，張學倫1，劉俞平1，熊國松1，譚正軍1，曾令清1

(1.重慶紅宇精密工業(yè)有限責任公司，重慶 402760； 2.北京理工大學機電學院，北京 100081)

針對高超彈體侵蝕影響結構強度、侵徹能力和裝藥安定性的問題，根據(jù)回收彈體的金相組織分析了彈體變形溫升、摩擦溫升及彈體材料高溫力學特性，闡明了高超彈體的侵蝕機理，提出了高超彈體抗侵蝕設計方法。研究表明，彈體表面在長時間與鋼筋或骨料碰撞切削的過程中，局部微觀結構的剪切應力超過彈體材料的剪切強度，是彈體侵蝕的主要原因，彈體表面材料的升溫軟化是高超彈體發(fā)生侵蝕的另一原因。

高超彈體；侵蝕機理；抗侵蝕設計；金相分析

隨著防護技術的發(fā)展，世界各國的高價值戰(zhàn)略目標逐步實現(xiàn)了堅固化和深埋化，如何快速、有效地摧毀敵方這類目標是取得現(xiàn)代高技術局部戰(zhàn)爭的關鍵。增大鉆地彈的侵徹速度，可以大幅提高侵徹目標防護層的能力和突防能力，因此，高超鉆地彈是未來武器的重要發(fā)展方向。

然而，隨著侵徹速度的增大，鉆地彈在侵徹目標過程中的受力環(huán)境將急劇惡化，彈體在碰撞載荷的作用下，極易發(fā)生明顯的侵蝕現(xiàn)象，使彈體的侵徹外形變差、質量減輕，導致彈體結構失穩(wěn)、裝藥不安定，侵徹能力大幅下降。掌握高速鉆地彈的侵蝕機理是優(yōu)選彈體材料、優(yōu)化彈體結構設計確保侵徹能力的前提和基礎。

關于鉆地彈的侵蝕問題，近年來國內外諸多學者開展了相關研究。2007年，Silling和Forrestal在試驗時過程中發(fā)現(xiàn)了高超彈體因磨損而導致的質量損失現(xiàn)象[1-3]；2010年，何麗靈和陳小偉對高超彈體的質量磨損進行了數(shù)值模擬研究[3]；2012年，武海軍試驗研究了不同彈體材料、靶標材料對彈體質量侵蝕的影響[4]。2013年，王江波分析研究了彈體侵蝕對鉆地彈侵徹能力的影響[5]。本文在總結前人研究成果的基礎上，通過開展高超侵蝕試驗和數(shù)據(jù)分析，闡明了高超鉆地彈的侵蝕機理，為高超鉆地彈的設計提供參考。

1 侵蝕現(xiàn)象及影響

大量試驗結果表明，在速度1 500 m/s以上的高超侵徹條件下，彈體頭部會出現(xiàn)如圖1所示的侵蝕現(xiàn)象，導致彈體頭部的侵徹外形明顯變鈍，彈體質量減輕。

圖1 高超侵徹彈體的侵蝕現(xiàn)象

回收彈體的檢測結果顯示，彈體質量由30 kg下降至28.2 kg，質量損失約6%。彈形系數(shù)由0.1提高至0.17，彈形系數(shù)增大約70%。

假定高超彈體侵徹靶標初期發(fā)生了如圖1所示的侵蝕現(xiàn)象，則利用Forrestal半經(jīng)驗公式，結合試驗數(shù)據(jù)對混凝土參數(shù)進行修正后，得到如圖2所示的高超彈體速度-侵深曲線和圖3所示過載-時間曲線。從圖2和圖3可以看出，高超彈體發(fā)生侵蝕后，侵徹能力由約8 m下降到約5.5 m(下降約30%)，而侵徹過載由約40 kg增大至約65 kg(下降約63%)。因此，高超彈體的侵蝕給彈體結構強度、侵徹能力和裝藥安定性帶來嚴重的負面影響，應盡量提高彈體的抗侵蝕能力，減小彈體的侵蝕程度。

圖2 彈體侵蝕對侵徹能力的影響

圖3 彈體侵蝕對侵徹過載的影響

2 微觀組織金相分析

為了闡明高超彈體的侵蝕機理，采用金相顯微鏡及掃描電鏡對回收彈體頭部材料進行了金屬微觀組織分析。為盡可能減小取樣過程車削高溫對回收彈體頭部金屬微觀組織的影響，微觀試件采用線切割制取。典型微觀分析試件如圖4所示。

圖4 回收彈體微觀分析試件

掃描電鏡觀測到高超回收彈體表面的微觀組織形貌如圖5所示。從圖5可以看出，回收彈體表面的微觀組織形貌與彈體內部有明顯區(qū)別：彈體表面有高溫熔化跡象，粘附有熔化的混凝土組分和未熔化的混凝土顆粒組分；彈體內部組織與侵徹前的形貌基本一致；彈體內部與彈體表面過渡區(qū)域較為光滑。

圖5 掃描電鏡微觀組織形貌

進一步對回收彈體試件進行能譜分析，表明彈體內部微觀組織主要為Fe等金屬元素，而彈體表面微觀組織除了含F(xiàn)e等金屬元素以外，還含有大量的Si和Ca元素。考慮到混凝土由砂石料、硅酸鹽、粉煤灰等組成，主要成分SiO2的熔點為1 723℃，其余組分的最低熔點為700℃～800℃，因此預計速度1 500 m/s高超彈體表面在侵徹過程中的溫度高于700℃～800℃，低于1 723℃。

3 侵蝕機理分析

從金相、掃描電鏡和能譜分析結果來看，高超彈體的侵蝕機理為：合金鋼彈體在高速碰撞混凝土的強碰撞載荷作用下，表面溫度升至700℃～800℃以上，彈體材料在高溫環(huán)境下發(fā)生了明顯軟化或熔化，當其強度低于混凝土骨料或鋼筋的強度時，受碰撞切削作用而發(fā)生質量損失和形狀改變。

為定量驗證侵蝕機理的正確性，利用高溫SHPB系統(tǒng)測試了合金鋼彈體材料的高溫動態(tài)力學性能，測試結果如圖6所示?？紤]混凝土骨料強度約為150MPa，鋼筋強度約為500MPa，若高超彈體的侵蝕是由于彈體表面強度低于混凝土骨料或鋼筋的強度而受碰撞切削作用導致，則彈體表面的溫度應高于750℃，甚至高于1 300℃。

圖6 彈體材料的高溫動態(tài)力學性能

根據(jù)空腔膨脹理論，彈體表面微元在侵徹混凝土過程中主要承受法向碰撞力、切向摩擦力、軸向應力、徑向應力和周向應力等作用。彈體表面微元的溫升主要來自于變形溫升和摩擦溫升。

對彈塑性高超彈體材料，若彈性模量為E，所受應力為σ，則彈性變形比能可表述為

(1)

當彈體發(fā)生塑性變形時，若塑性應變?yōu)棣舙，拉伸強度為σb，最大塑性應變?yōu)棣舖ax，彈體微元的塑性應變?yōu)棣舙，則彈塑性變形比能可表述為

(2)

彈體的變形溫升可表述為：

(3)

若彈體材料的屈服強度σs為1 600MPa，拉伸強度σb為1 900MPa，彈體模量為210GPa，彈體材料密度為7.8g/cm3,比熱為485J/kg℃，則彈體材料失效時的最大變形溫升曲線如圖7所示。

圖7 彈體材料性能對變形溫升的影響

從圖7可以看出，彈體材料的最大變形溫升越大，允許的最大應變越大，則彈體材料失效前的變形度越大，變形溫升越高。若高強韌合金鋼彈體材料的最大應變?yōu)?.2，則彈體的變形溫升僅約100℃，遠低于鋼筋碰撞切削高溫軟化彈體所需的約750℃。

高超彈體在高速侵徹混凝土過程中，受摩擦力的作用，其表面溫度不斷升高。若傳入彈體或混凝土的熱為q1，彈體材料或混凝土的熱擴散系數(shù)為α1，導熱系數(shù)為λ1，摩擦時間為t，則彈體表面或混凝土表面的溫升為

(4)

若摩擦因數(shù)為μ，摩擦壓力為p，摩擦速度為v，則摩擦熱為q=μ·p·v。再由任意時刻彈體表面溫度與混凝土溫度相等，可得到彈體表面溫升隨侵徹時間的關系曲線。當侵徹速度為1 500 m/s時，若不考慮彈體材料的熔化，則典型彈體表面微元摩擦溫升隨摩擦時間(侵徹時間)的關系曲線如圖8所示。

圖8 彈體表面微元摩擦溫升曲線

從圖8可以看出，摩擦時間(侵徹時間)越長，摩擦溫升越高，在1 500 m/s速度條件下，彈體表面微元的摩擦溫升可達上千攝氏度，高于混凝土骨料碰撞切削高溫軟化彈體所需的約1 300℃。因此，侵徹過程中的摩擦溫升是高超彈體出現(xiàn)明顯侵蝕現(xiàn)象的重要原因。

值得指出的是，彈體在機械加工過程中，其表面不可避免地存在如圖9所示凹凸刀痕，侵徹碰撞過程中將會被與其接觸的鋼筋或骨料切削，從而導致彈體發(fā)生輕微侵蝕；同時，即使侵徹速度較低，若侵徹時間較長，彈體材料也可能會因摩擦溫升軟化效應而產(chǎn)生侵蝕現(xiàn)象。

圖9 彈體表面凹凸

綜合上述分析可知，彈體的侵蝕機理主要為凹凸不平的彈體表面在長時間侵徹過程中受鋼筋或骨料的碰撞切削而發(fā)生質量損失或形狀改變。當侵徹時間增長或侵徹速度增加時，彈體表面因摩擦升溫而軟化，彈體塑性變形加大，進一步加劇了彈體的侵蝕現(xiàn)象，導致高超彈體的侵蝕現(xiàn)象明顯。

4 抗侵蝕設計方法

基于前述分析可知，在一定的侵徹條件下，要減小彈體的質量侵蝕和形狀侵蝕，可以采用以下方法：

1) 選用高強度、高密度、高比熱、高熱導率的彈體材料。彈體材料的強度越高，相同受力條件下彈體的變形越小，彈體微元的變形溫升越小，受鋼筋或骨料碰撞切削的程度越輕；彈體密度越高、比熱越大，從式(3)可以看出，彈體的變形溫升越小，同時由熱擴散系數(shù)α=λ/(ρ·C)和式(4)可知，彈體的摩擦溫升越小，彈體材料在侵徹過程中的軟化程度越輕；彈體材料的熱導率越大，從式(4)可看出，摩擦熱傳遞越快，摩擦熱的累積程度越輕，彈體表面的摩擦溫升越小，彈體材料在侵徹過程中的軟化程度越輕，彈體侵蝕程度越輕。

2) 合理設計彈體侵徹外形，使任意彈體微元母線的切線方向厚度較大。彈體微元切線方向厚度越大，與混凝土鋼筋或骨料碰撞時受的剪切力越小，被碰撞切削的可能性越小；

3) 提高彈體表面的平整度。從圖9可以看出，彈體表面越平整，凹凸越低，與混凝土鋼筋或骨料碰撞時的剪切力越小，被碰撞切削的可能性也越??；同時，彈體表面越平整，與混凝土的摩擦因數(shù)也越小，摩擦熱q=μ·p·v也越小，彈體材料在侵徹過程中的軟化程度越輕。

5 結論

1) 高超彈體的侵蝕給彈體結構強度、侵徹能力和裝藥安定性帶來嚴重的負面影響，應盡量提高彈體的抗侵蝕能力，減小彈體的侵蝕程度；

2) 高超彈體表面在侵徹混凝土過程中，其表面薄層有高溫熔化的跡象，粘附有結塊的混凝土組分，預計彈體表面的溫度高于700℃～800℃，彈體內部組織基本保持不變；

3) 凹凸不平的彈體表面在長時間侵徹過程中，在混凝土鋼筋或骨料的碰撞切削下，局部微觀結構的剪切應力超過彈體材料的剪切強度，是彈體侵蝕的主要機理；當侵徹時間增長或侵徹速度增加時，由于彈體表面摩擦升溫軟化，彈體塑性變形加大，高超彈體的侵蝕現(xiàn)象顯著；

4) 選用高強度高密度高比熱高熱導率的彈體材料、合理設計彈體侵徹外形、提高彈體表面的機加平整度是減小彈體侵蝕的重要途徑。

[1] ZHAO J,CHEN X W,et al.Depth of penetration of high-speed penetrator with including the effect of mass abrasion [J].International Journal of Impact Engineering,2010,37(9):971-979.

[2] KLEPACZKO J R.Thermodynamics and kinetics of wear in KE penetrators [R].Shalimar:University of Florida,2003.

[3] 何麗靈，陳小偉.侵徹混凝土彈體磨蝕的若干研究進展[J].兵工學報，2010,37(7):950-966.

[4] 武海軍，黃風雷.高速侵徹混凝土彈體頭部侵蝕終點效應實驗研究[J].兵工學報，2012,33(1):48-55.

[5] 王江波.高速侵徹彈體結構穩(wěn)定性研究 [D].北京：北京理工大學，2013.

[6] 劉堅成，黃風雷，皮愛國，等.異型頭部彈體增強侵徹性能機理研究[J].爆炸與沖擊，2014,34(4):409-414.

[7] FORRESTAL M J,FREW D J,HICKERSON J P,et al.Penetration of concrete targets with deceleration-time measurements [J].International Journal of Impact Engineering,2003,28:479-497.

[8] JONES S E,RULE W K.On the optimal nose geometry for a rigid penetrator,including the effects of pressure-dependent friction [J].International Journal of Impact Engineering,2000,24:403-415.

[9] 陳小偉.動能深侵徹彈的力學設計(Ⅰ)：侵徹/穿甲理論和彈丸壁厚分析[J].爆炸與沖擊，2005,25(6):499-505.

[10]吳昊，方秦，龔自明.考慮剛性彈彈頭形狀的混凝土(巖石)靶體侵徹深度半理論分析 [J].爆炸與沖擊，2012,32(6):573-580.

[11]趙曉寧.高速彈丸對混凝土侵徹效應研宄[D].南京：南京理工大學，2011.

(責任編輯 周江川)

Eroding Mechanism and Anti-Eroding DesignTechnique of High Speed Penetrator

LIU Zong-wei1, WU Hai-jun2, ZHANG Xue-lun1, LIU Yu-ping1,XIONG Guo-song1, TAN Zhen-jun1, ZENG Ling-qing1

(1.Chongqing Hongyu Precision Industrial Co., Ltd., Chongqing 402760, China;2.State Key Laboratory Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China)

Aiming to solving the problem that structure intension, penetrating capability and charge penetrating invariability of high speed penetrator influenced markedly by mass erosion and shape erosion, distortion temperature and friction temperature hoist of penetrator were theoretically analyzed, based on metallography analysis of recycled high speed penetrator. Eroding mechanism and anti-eroding design technique of high speed penetrator were presented. The research shows that the shear of local microstructure exceeding material intensity in course of penetrator contacting with concrete bars or stone is eroding mechanism of penetrator. The intenerating due to temperature hoist of high speed penetrator material is the main reason of obvious eroding.

high speed penetrator; eroding mechanism; anti-erosion design; metallography analysis

2016-11-25；

2016-12-26 作者簡介：劉宗偉(1975—)，男，博士，主要從事彈藥工程的研究。

10.11809/scbgxb2017.04.010

劉宗偉，武海軍，張學倫，等.高超彈體侵蝕機理及抗侵蝕設計研究[J].兵器裝備工程學報，2017(4):46-49.

format:LIU Zong-wei, WU Hai-jun, ZHANG Xue-lun,et al.Eroding Mechanism and Anti-Eroding Design Technique of High Speed Penetrator [J].Journal of Ordnance Equipment Engineering,2017(4):46-49.

TJ761.1

A

2096-2304(2017)04-0046-04