反彈道非正侵徹的彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)實(shí)驗(yàn)研究

劉堅(jiān)成， 張雷雷， 徐坤， 皮愛國， 史文卿， 黃風(fēng)雷

(1.北京航天長征飛行器研究所， 北京 100076; 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)

0 引言

動能侵徹武器(EPW)是打擊加固和地下深埋目標(biāo)的有效手段，提高侵徹速度是增加其威力的最佳技術(shù)途徑。因此，發(fā)展超聲速、高超聲速侵徹武器及相關(guān)技術(shù)已成為當(dāng)前動能侵徹武器領(lǐng)域的重點(diǎn)與熱點(diǎn)問題。高速侵徹條件下更容易導(dǎo)致侵徹體失效破壞，如彈體彎曲、屈曲、破裂等結(jié)構(gòu)響應(yīng)現(xiàn)象，導(dǎo)致侵徹彈道失穩(wěn)，即侵徹軌跡偏離速度方向[1-8]。高速侵徹條件下的彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)問題已成為動能侵徹武器領(lǐng)域的重要科學(xué)與工程應(yīng)用問題。

彈體在沖擊過程中的結(jié)構(gòu)響應(yīng)分析，包括彈體變形、彈體中應(yīng)力波的傳播和相互作用、彈體破壞機(jī)理等內(nèi)容。目前，對于侵徹硬目標(biāo)靶(如混凝土靶板、鋼筋混凝土靶板、金屬靶板等)過程中的彈體響應(yīng)規(guī)律研究較少。在已有利用正彈道實(shí)驗(yàn)研究大長細(xì)比動能彈的彈體響應(yīng)規(guī)律研究中，由于動能彈侵徹過程中的高速特性，無法在彈體上設(shè)置應(yīng)變傳感器等特征值測試裝置，從而無法通過量化測試侵徹彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)方法得到彈體動態(tài)響應(yīng)的特征參數(shù)，因此利用反彈道實(shí)驗(yàn)方法獲取侵徹體實(shí)時(shí)結(jié)構(gòu)響應(yīng)特征成為重要的技術(shù)途徑，但目前少有同類研究工作。陳小偉等[9-10]研究了彈體抗壓、抗拉和抗彎能力，分別從抗壓、抗拉和抗彎三方面確定動能深侵徹彈體的極限壁厚。Chen等[11]根據(jù)剛性彈斜侵徹半無限靶體的兩階段，即初始彈坑和隧道區(qū)，求解彈體在初始彈坑階段發(fā)生的方向角改變. 皮愛國等[12]基于φ57 mm輕氣炮的侵徹實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)設(shè)計(jì)開展了一系列侵徹實(shí)驗(yàn)，獲得了大長細(xì)比彈體侵徹硬目標(biāo)的實(shí)時(shí)動力學(xué)響應(yīng)分幅照片；通過軟回收彈體觀察到大長細(xì)比彈體垂直侵徹硬目標(biāo)的局部墩粗、塑性屈曲兩種結(jié)構(gòu)破壞模式，以及斜侵徹硬目標(biāo)的整體塑性彎曲、彎曲與墩粗耦合、彎曲與屈曲耦合3種結(jié)構(gòu)破壞模式，給出了大長細(xì)比動能彈侵徹混凝土目標(biāo)的結(jié)構(gòu)強(qiáng)度設(shè)計(jì)保守條件。

為研究結(jié)構(gòu)彈體在非正侵徹過程中的實(shí)時(shí)動態(tài)結(jié)構(gòu)響應(yīng)特征，完善發(fā)展新型反彈道實(shí)驗(yàn)技術(shù)和散斑實(shí)驗(yàn)拍攝技術(shù)，本文設(shè)計(jì)了彈體在不同傾角、攻角及傾角與攻角聯(lián)合侵徹下的反彈道實(shí)驗(yàn)，使用數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)方法測試彈體的實(shí)時(shí)動態(tài)響應(yīng)特征，對比攻角、傾角以及傾角與攻角聯(lián)合作用下對彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響。

1 彈體結(jié)構(gòu)非正侵徹反彈道實(shí)驗(yàn)

本文利用φ152 mm一級輕氣炮開展彈體非正侵徹鋁靶的反彈道實(shí)驗(yàn)，通過對大長細(xì)比結(jié)構(gòu)彈體在音速左右范圍反彈道垂直侵徹和非正侵徹2024鋁靶的過程進(jìn)行動態(tài)采集，并通過DIC方法對彈體實(shí)時(shí)動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行全場測量，得到實(shí)時(shí)動態(tài)響應(yīng)特征參數(shù)，獲得大長細(xì)比彈體撞擊硬目標(biāo)的結(jié)構(gòu)響應(yīng)模式。對比彈體在攻角、傾角以及攻角與傾角聯(lián)合作用下侵徹2024鋁靶的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況，分析各初始著靶參數(shù)對彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響規(guī)律，并為數(shù)值模擬和理論計(jì)算提供校驗(yàn)數(shù)據(jù)。

1.1 實(shí)驗(yàn)彈靶材料與結(jié)構(gòu)

彈體材料選用常見的侵徹體材料30CrMnSiNi2A，熱處理后抗拉強(qiáng)度1 800 MPa. 設(shè)計(jì)實(shí)驗(yàn)彈體外徑1.4 cm，無量綱壁厚0.1. 硬鋁靶板牌號為2024，其靜態(tài)和動態(tài)強(qiáng)度差別很小，應(yīng)變率效應(yīng)不明顯[13-14]。選取2024鋁作為靶板，可有效避免靶板材料的應(yīng)變率效應(yīng)對結(jié)構(gòu)動力行為的影響，簡化研究條件，便于結(jié)果分析。對退火后的靶板材料進(jìn)行準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實(shí)驗(yàn)[12]，由于2024鋁屬于一種典型無明顯屈服極限的塑性材料，取0.2%塑性應(yīng)變的應(yīng)力作為屈服指標(biāo)，其楊氏模量為67.2 GPa，屈服強(qiáng)度為134.4 MPa. 為研究不同攻角、傾角等因素對彈體彎曲響應(yīng)的影響規(guī)律，設(shè)計(jì)0°、10°和15°共3種靶板傾角，靶板直徑140 mm、厚度45 m，靶與彈托的總質(zhì)量3.5 kg. 實(shí)驗(yàn)彈體相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 實(shí)驗(yàn)彈靶參數(shù)明細(xì)表

彈體結(jié)構(gòu)圖與實(shí)物圖如圖1所示。由圖1可見，試件均為空心結(jié)構(gòu)，內(nèi)部以石英砂和石蠟混合物均勻填充，填充密度1.7 g/cm3，后蓋與彈壁焊接。為更好地在實(shí)驗(yàn)中噴涂散斑進(jìn)行DIC測試，在加工時(shí)對彈體進(jìn)行表面處理，使彈體表面為黑色，實(shí)驗(yàn)過程中僅需用白色油性筆在彈體表面點(diǎn)散斑即可，散斑大小約為1～5個(gè)像素點(diǎn)，并保證在撞擊過程中散斑不脫落。高速攝影機(jī)與輕氣炮采用同步觸發(fā)裝置進(jìn)行觸發(fā)，所得分幅照片使用DIC后處理軟件進(jìn)行分析，可獲得試件在微秒量級的結(jié)構(gòu)響應(yīng)，獲取塑性波陣面?zhèn)鞑ニ俣燃皞鞑シ绞?，并采用DIC方法得出試件的應(yīng)變及位移云圖，探索不同結(jié)構(gòu)試件的變形規(guī)律。實(shí)驗(yàn)的3種靶體如圖2所示，將鋁靶放入φ152 mm輕氣炮專用彈托內(nèi)進(jìn)行發(fā)射，發(fā)射過程中保證鋁靶傾角與彈體攻角在同一平面內(nèi)。

圖1 No.03彈體結(jié)構(gòu)圖Fig.1 Projectile structure and photograph

1.2 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)布置

彈體非正侵徹2024鋁靶的反彈道實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)如圖3所示，在彈體結(jié)構(gòu)的反彈道實(shí)驗(yàn)中，彈體處于完全自由狀態(tài)，僅在底部使用兩根細(xì)亞克力(PMMA)支架以抵消彈體重力。通過調(diào)整前后支撐桿的長度來控制彈體著靶攻角，如圖4所示。發(fā)射的靶板質(zhì)量3.5 kg左右。使用日本Photron公司產(chǎn)SA5型高速攝像機(jī)對侵徹過程進(jìn)行拍攝，幀數(shù)6×104～7.5×104幀/s，曝光時(shí)間5.25×10-5～2×10-5s. 根據(jù)拍攝的分幅照片多次計(jì)算取平均值，獲得撞擊速度。

圖2 3種靶板實(shí)物圖Fig.2 Three kinds of targets

圖3 基于φ152 mm輕氣炮的反彈道實(shí)驗(yàn)靶室布置圖Fig.3 Layout of reverse ballistic experimental target chamber based on 152 mm gas gun

圖4 不同攻角時(shí)的侵徹情況Fig.4 Penetration conditions at different attack angles

2 彈體結(jié)構(gòu)非正侵徹反彈道實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 反彈道侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果

本文共進(jìn)行3種攻角和3種傾角的反彈道實(shí)驗(yàn)，由于撞擊前有氣體擾動，彈體攻角會有微小偏差，但大都在較小范圍內(nèi)，實(shí)驗(yàn)撞擊條件如表2所示。鋁靶與彈體的質(zhì)量比為33.65和41.67，符合文獻(xiàn)[15-17]給出的正反彈道撞擊等效條件，實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以精確反映彈體在預(yù)設(shè)攻角和傾角下的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況。

在正侵徹條件下(序號R03-0-0-3)進(jìn)行測量，彈體侵徹深度為4.168 cm. 利用皮愛國[18]使用的基于金屬材料空腔膨脹理論的侵徹深度計(jì)算公式進(jìn)行計(jì)算，得到理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比如圖5所示。由圖5可見，理論計(jì)算與實(shí)驗(yàn)誤差為4.2%，二者吻合較好。

表2 彈體結(jié)構(gòu)反彈道實(shí)驗(yàn)撞擊條件

注：序號編號格式為撞擊方向和彈型號- 預(yù)量傾角- 預(yù)量攻角- 實(shí)驗(yàn)順序號。

圖5 理論侵徹深度與實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)對比Fig.5 Comparison of calculated and experimental penetration depths

2.2 彈體侵徹變形結(jié)果

以15°傾角、5°攻角侵徹為例，給出侵徹過程中的高速攝影圖片，如圖6所示。由圖6可見，在撞擊初期，彈體遠(yuǎn)端并未發(fā)生位移，彈體發(fā)生彎曲變形，在大約t=100 μs時(shí)，彈體尾部在圖片中的位置已明顯發(fā)生變化，彈體逐漸發(fā)生位移，開始加速。在最終撞擊結(jié)束后，彈體與靶板以相同的速度向前移動。

在0°攻角時(shí)，有3組侵徹彈體變形數(shù)據(jù)結(jié)果，侵徹傾角分別為0°、10°和15°，侵徹后彈體變形結(jié)果如圖7所示。在圖7中3種侵徹條件下，彈體彎曲現(xiàn)象并不明顯。隨著傾角增加，彈體彎曲越發(fā)明顯，且在整個(gè)侵徹過程中彈體僅發(fā)生彎曲變形，并未存在其他變形模式。

在僅有攻角侵徹時(shí)，彈體發(fā)生了彎曲和屈曲耦合的響應(yīng)模式，如圖8所示。由圖8可知：在3°攻角時(shí)，彈體僅發(fā)生彎曲響應(yīng)；在5°攻角時(shí)，可見彈體彎曲部位同時(shí)存在屈曲環(huán)，表明發(fā)生了彎曲與屈曲耦合的響應(yīng)。由此可見，隨著攻角增大，彈體響應(yīng)模式會發(fā)生改變，即在大攻角侵徹金屬靶過程中，彈體在軸力與橫向載荷耦合的作用中也會發(fā)生軸向失穩(wěn)現(xiàn)象。

圖9和圖10分別給出了攻角與傾角聯(lián)合侵徹后彈體結(jié)構(gòu)的響應(yīng)情況，其中圖9還給出了相同攻角、不同傾角的侵徹結(jié)果。由圖9可見：在3°攻角侵徹時(shí)，0°傾角與10°傾角的彈體均發(fā)生了彎曲現(xiàn)象，10°傾角彈體較0°傾角彈體的彎曲略大，但并不明顯；在5°攻角情況下，0°傾角與15°傾角均發(fā)生了彎曲與屈曲耦合現(xiàn)象，表明在該侵徹速度下，5°攻角即可使彈體發(fā)生屈曲與彎曲現(xiàn)象，增加傾角會顯著增加彈體的響應(yīng)情況，使屈曲環(huán)數(shù)量增加、彎曲撓度增大。

圖6 R03-15-5-2號彈體傾角15°、攻角5°時(shí)的侵徹高速攝像Fig.6 R03-15-5-2 high-speed photographs at 15° oblique angle and 5° attack angle

圖7 僅傾角侵徹時(shí)彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況Fig.7 Structural response of projectile at oblique angle penetration

圖8 僅攻角侵徹時(shí)彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況Fig.8 Structural response of projectile at attack angle penetration

圖9 相同攻角、不同傾角的侵徹結(jié)果Fig.9 Penetration results at same attack angle and different oblique angles

圖10 相同傾角、不同攻角的侵徹結(jié)果Fig.10 Penetration results at same oblique angle and different attack angles

對于相同傾角、不同攻角的侵徹情況(見圖10)：在10°傾角時(shí)，3°攻角較0°攻角侵徹時(shí)彎曲略大，但差別并不明顯；在15°傾角時(shí)，5°攻角侵徹后的結(jié)構(gòu)響應(yīng)情況與0°攻角侵徹后的結(jié)果具有顯著差距，即在15°傾角時(shí)，加入攻角會顯著影響彈體的結(jié)構(gòu)響應(yīng)。

2.3 彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的DIC測試結(jié)果分析

選取10°傾角侵徹、5°攻角侵徹以及15°傾角和5°攻角聯(lián)合侵徹3種實(shí)驗(yàn)條件下的軸向應(yīng)變DIC云圖進(jìn)行分析，結(jié)果如圖11所示。由圖11可見：對于10°傾角侵徹的情況，由應(yīng)變場數(shù)據(jù)可知，在彈體徑向方向云圖明顯不對稱，表明撞擊過程中發(fā)生彎曲變形，且變形過程同時(shí)包含彈性變形與塑性變形，隨著撞擊過程的進(jìn)行，彎曲塑性鉸逐漸后移，最后彈性變形也逐漸開始恢復(fù)，變形結(jié)束。彈體在5°攻角、0°傾角的情況，結(jié)合圖9中彈體的最終變形情況可知，該彈靶作用條件下彈體已經(jīng)發(fā)生質(zhì)量堆積現(xiàn)象，同時(shí)對比圖11中的應(yīng)變云圖可知，5°攻角侵徹下彈體發(fā)生彎曲應(yīng)變幅值的應(yīng)變明顯大于10°傾角時(shí)的侵徹情況，表明攻角對彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)的影響遠(yuǎn)大于傾角。攻角與傾角聯(lián)合作用時(shí)彈體發(fā)生的響應(yīng)情況比較復(fù)雜，會同時(shí)發(fā)生彎曲、墩粗與屈曲響應(yīng)，其變形過程與5°攻角響應(yīng)情況相似，但幅值均大于5°攻角侵徹條件，表明攻角與傾角聯(lián)合侵徹條件下彈體會發(fā)生更大的塑性變形。

圖11 3種侵徹條件下軸向應(yīng)變DIC云圖Fig.11 DIC test results of axial strain

選取R03-15-5-2號彈體表面4個(gè)特征點(diǎn)作為觀測點(diǎn)(見圖12)，分析在侵徹過程中彈體表面特征點(diǎn)的應(yīng)變變化情況。通過DIC方法提取4個(gè)特征點(diǎn)的軸向應(yīng)變變化歷程(見圖13)，可知：位于彈體尾部的特征點(diǎn)1在侵徹過程中發(fā)生彈性變形，隨著侵徹過程的持續(xù)，彈性變形呈波動性質(zhì)，最終歸0；特征點(diǎn)2應(yīng)變呈波動變化，但侵徹結(jié)束后存在應(yīng)變，表明已發(fā)生塑性變形；特征點(diǎn)3和4的應(yīng)變已明顯大于特征點(diǎn)1和2，其塑性應(yīng)變遠(yuǎn)大于彈性應(yīng)變，應(yīng)變時(shí)程的波動性不明顯，其中特征點(diǎn)3在侵徹結(jié)束時(shí)的應(yīng)變?yōu)?0.011，特征點(diǎn)4為-0.046，特征點(diǎn)3～4區(qū)間的應(yīng)變變化非常明顯。上述對彈體應(yīng)變的測試體現(xiàn)了反彈道實(shí)驗(yàn)方法以及DIC技術(shù)的優(yōu)越性。

圖12 R03-15-5-2號彈體表面觀測點(diǎn)選取示意圖Fig.12 Observation points on the surface of R03-15-5-2 projectile

圖13 DIC測試得到的觀測點(diǎn)應(yīng)變歷程Fig.13 Stresses at observation points on the projectile surface by DIC

3 結(jié)論

本文開展了不同傾角、攻角及傾角與攻角聯(lián)合侵徹下的彈體結(jié)構(gòu)響應(yīng)反彈道實(shí)驗(yàn)，使用DIC測試方法對反彈道侵徹彈體的實(shí)時(shí)動態(tài)響應(yīng)情況進(jìn)行了測試。得到主要結(jié)論如下：

1)DIC方法可應(yīng)用于反彈道實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)測量彈體實(shí)時(shí)動態(tài)響應(yīng)，獲取彈體表面實(shí)時(shí)應(yīng)變云圖和單元的應(yīng)變歷程曲線。

2)相近速度、不同著靶角度下，攻角對彈體結(jié)構(gòu)彎曲影響更明顯，3°攻角侵徹后彈體端部撓度大于10°傾角侵徹結(jié)果，而5°攻角侵徹后彈體端部撓度遠(yuǎn)大于15°傾角侵徹結(jié)果。

3)通過DIC方法測量的特征部位應(yīng)變歷程數(shù)據(jù)顯示，在彈體前1/4位置處的軸向應(yīng)變可達(dá)4.6%，而尾部僅有彈性應(yīng)變，未發(fā)生塑性變形。