彈體材料對PELE侵徹鋼筋混凝土靶板影響

何魯哲，余慶波，郭至榮，曹 康，王海福

(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)

橫向效應(yīng)增強(qiáng)型侵徹體(Penetrator with Enhanced Lateral Effects，PELE )是最近十多年被提出的一種新概念動能彈，無需引信和炸藥，依靠彈靶之間的物理作用實(shí)現(xiàn)對靶標(biāo)的穿甲以及對靶后目標(biāo)的破片殺傷。其基本結(jié)構(gòu)是高密度和高強(qiáng)度的殼體、低密度和低強(qiáng)度的芯體，在彈靶作用過程中，高密度高強(qiáng)度的殼體對靶板進(jìn)行侵徹，低密度低強(qiáng)度芯體受到擠壓反作用于殼體，使殼體徑向膨脹，且內(nèi)部產(chǎn)生高壓，當(dāng)內(nèi)壓達(dá)到或超過殼體材料強(qiáng)度時(shí)，殼體破裂，穿靶結(jié)束后由于應(yīng)力卸載，能量釋放，殼體碎裂，產(chǎn)生大量破片，形成靶后殺傷。

大口徑PELE彈丸主要用來進(jìn)攻以鋼筋混凝土材料為主的軍事防御工事。目前國內(nèi)對大口徑PELE侵徹鋼筋混凝土的研究尚不多見，葉小軍、何俊等基于Ls-dyna仿真平臺對大口徑PELE侵徹鋼筋混凝土進(jìn)行了數(shù)值計(jì)算，分析了靶板厚度、彈丸轉(zhuǎn)速對侵徹效果的影響，并進(jìn)行了試驗(yàn)驗(yàn)證[1-2]，徐立志研究了墊塊壓力角對PELE侵徹鋼筋混凝土效果的影響[3]。而關(guān)于大口徑PELE彈體材料對侵徹鋼筋混凝土靶板終點(diǎn)效應(yīng)影響以及不同材料在不同速度和內(nèi)外徑比下的變化規(guī)律的文獻(xiàn)尚未見到，因此本文基于Autodyn-3D數(shù)值仿真平臺，計(jì)算和分析了彈體材料對PELE侵徹鋼筋混凝土靶板終點(diǎn)效應(yīng)的影響，得到不同材料在不同著速和不同內(nèi)外徑比下的變化規(guī)律，對有關(guān)以鋼筋混凝土為目標(biāo)的PELE彈丸設(shè)計(jì)具有一定的參考價(jià)值[4-7]。

1 數(shù)值計(jì)算模型

在Autodyn-3D平臺上，采用拉格朗日方法對PELE侵徹靶板過程進(jìn)行數(shù)值模擬計(jì)算。彈丸和靶板的基本幾何模型為，彈丸厚度為420 mm，殼體外徑為105 mm，殼體內(nèi)徑和芯體直徑為74 mm，芯體厚度為370 mm?；炷涟邪鍨殚L方體，尺寸為800 mm×800 mm×240 mm。鋼筋直徑10 mm，網(wǎng)格大小為100 mm×100 mm，層間距160 mm，正反面的混凝土保護(hù)層厚度均為40 mm。彈靶作用幾何模型和鋼筋幾何模型分別如圖1和圖2所示。

圖1 彈靶作用幾何模型

圖2 鋼筋幾何模型

鋼筋混凝土分別建模，并采用節(jié)點(diǎn)共享的方式進(jìn)行連接，可真實(shí)反映混凝土的非線性效應(yīng)。模型中鋼筋采用梁單元(Beam)，混凝土、殼體、芯體均采用Lagrange拉格朗日算法[8-10]。侵徹體和混凝土之間設(shè)置接觸，考慮到正侵徹條件下模型對稱性特點(diǎn)，計(jì)算采用1/4模型，能夠提高模型的計(jì)算效率。數(shù)值計(jì)算模型如圖3所示。

圖3 數(shù)值計(jì)算模型

基本計(jì)算模型中選用材料情況為，PELE殼體采用合金鋼，裝填材料為聚乙烯，侵徹目標(biāo)為鋼筋混凝土靶板，其中鋼筋材料為合金鋼，混凝土靶板材料為C-35混凝土，彈丸頭部金屬墊塊材料分別為合金鋼、鋁、銅和鎢合金。彈丸著靶速度為1 000 m/s。表1所示為本文計(jì)算中使用到的主要材料參數(shù)[6]，表2所示為本文中混凝土的主要參數(shù)[7]。

表1 主要材料參數(shù)

芯體、殼體、頭部金屬墊塊和鋼筋所選用的材料模型均采用Shock狀態(tài)方程；芯體采用Von Mises強(qiáng)度模型，殼體和鋼筋采用Jonhson-Cook強(qiáng)度模型，主應(yīng)力失效，并添加隨機(jī)失效模型，其中γ=10，C=0.467；混凝土靶板材料模型選用Palpha狀態(tài)方程，RHT強(qiáng)度模型和失效模型。所有材料均采用侵蝕算法[11-12]。

表2 混凝土主要參數(shù)

2 數(shù)值計(jì)算結(jié)果

2.1 殼體材料對著速響應(yīng)規(guī)律

不同殼體材料彈丸在不同速度下侵徹鋼筋混凝土靶板后殼體破碎如圖4所示，從左至右依次是初速為500 m/s、750 m/s、1 000 m/s、1 250 m/s、1 500 m/s的彈丸。如圖可以看出，隨著撞擊速度的增加，合金鋼和鎢合金材料的彈丸殼體破碎程度加劇，靶后破片數(shù)量增多，飛散半徑增大；鎢合金材料殼體變化較為明顯，在500 m/s時(shí)殼體徑向飛散半徑很小，橫向效應(yīng)不明顯，而當(dāng)速度增加到1 250 m/s和1 500 m/s時(shí)，鎢合金殼體飛散半徑增大，殼體產(chǎn)生的破片數(shù)量增多。合金鋼在500 m/s時(shí)殼體以塊狀為主，在1 500 m/s時(shí)，以破片為主，殺傷力更強(qiáng)。總體而言，在不同速度情況下，合金鋼殼體的橫向效應(yīng)要優(yōu)于鎢合金殼體，而鎢合金殼體的靶后破碎情況受速度影響更明顯。

圖4 殼體靶后破碎模擬圖

圖5顯示了不同殼體材料彈丸在不同速度下侵徹靶板后靶板的開孔直徑。隨著撞擊速度的增加，合金鋼和鎢合金殼體彈丸對靶板造成的開孔直徑逐漸增大，鎢合金殼體彈丸穿靶后，靶板的孔徑隨著撞擊速度的增加幅度更大。對于合金鋼殼體來說，低速情況下對于鋼筋混凝土靶標(biāo)的擴(kuò)孔效果比較好，高速情況下效果提高有限，而對于鎢合金殼體來說，靶后殼體破碎效果隨速度變化較大，且較高的速度能更好地發(fā)揮其終點(diǎn)毀傷作用。

圖5 靶板開孔直徑

不同殼體材料彈丸在不同速度下侵徹鋼筋混凝土靶板后的殼體速度如圖6所示。從圖6(a)可以看出，隨著撞擊速度的增加，兩種材料彈丸殼體的軸向剩余速度線性增加，整體上依然是鎢合金剩余速度較大。從圖6(b)可以看出，隨著撞擊速度的增加，殼體徑向速度增大。合金鋼殼體的徑向速度增幅較大，但是在較高初速時(shí)，徑向速度不再增加，鎢合金殼體的徑向速度以較小的增幅持續(xù)增加。

圖6 殼體速度

2.2 殼體材料對內(nèi)外徑比響應(yīng)規(guī)律

圖7(a)、圖7(b)從左至右依次表示了內(nèi)外徑比為0.4、0.5、0.6、0.7、0.8時(shí)殼體的破碎情況。由圖可以看出，隨著內(nèi)外徑比的增加，殼體破碎程度加劇，靶后破片飛散半徑增加。內(nèi)外徑比為0.4、0.5時(shí)，合金鋼和鎢合金殼體破碎狀態(tài)均已塊狀為主，合金鋼殼體膨脹半徑較大，鎢合金殼體膨脹半徑較小；內(nèi)外徑比為0.8時(shí)，合金鋼殼體破碎狀態(tài)以質(zhì)量相對較小的破片為主，而鎢合金依然以塊狀為主。由此可見，合金鋼殼體內(nèi)外徑比為0.8時(shí)，其靶后破片分布已經(jīng)達(dá)到較為理想狀態(tài)，而鎢合金殼體的內(nèi)外徑比依然可以繼續(xù)提高。

圖7 殼體靶后破碎模擬圖

不同殼體材料彈丸在不同內(nèi)外徑比下侵徹鋼筋混凝土靶板后靶板開孔情況如圖8所示。由圖8可以看出，合金鋼對靶板造成的開孔直徑較大。隨著內(nèi)外徑比的增加，合金鋼和鎢合金殼體彈丸穿靶后，靶板的開孔逐漸增加，其中合金鋼殼體對靶板造成的開孔直徑增幅較大，而鎢合金殼體對靶板造成的開孔直徑增幅較小。

圖8 靶板開孔直徑

不同殼體材料彈丸在不同內(nèi)外徑比下侵徹鋼筋混凝土靶板過程中殼體速度變化如圖9所示。

圖9 殼體速度

從圖9(a)可以看出，隨著內(nèi)外徑比的增加，殼體軸向速度減小。除此之外，內(nèi)外徑比越大，合金鋼殼體的軸向速度衰減幅度越大，而鎢合金殼體軸向速度的衰減幅度并未受內(nèi)外徑比增大的影響，說明內(nèi)外徑比較大的情況下，合金鋼侵徹性能受到影響，鎢合金殼體依然具有較理想的侵徹性能。從徑向速度變化圖可以看出，兩種材料殼體徑向飛散速度隨著內(nèi)外徑比增加而增加，合金鋼殼體在靶后始終具有較大的徑向飛散速度，但速度的增幅隨內(nèi)外徑比增加呈減小趨勢，而鎢合金并未出現(xiàn)增幅減小的情況，這說明較大的內(nèi)外徑比開始影響合金鋼殼體的橫向效應(yīng)，而鎢合金殼體并未受影響，內(nèi)外徑比依然有提高的空間。

2.3 芯體材料對著速響應(yīng)規(guī)律

在彈靶作用過程中，芯體受到擠壓會反作用于殼體，彈丸穿透靶板后，殼體受卸載應(yīng)力作用徑向飛散，卸載應(yīng)力來源于芯體對殼體的擠壓作用，因此芯體材料對于殼體靶后徑向飛散特性有著重要影響[5]。本文選擇聚乙烯、尼龍和鋁作為彈丸芯體來研究芯體材料對終點(diǎn)效應(yīng)的影響。

圖10(a)、圖10(b)、圖10(c)從左至右依次為依次是初速為500 m/s、750 m/s、1 000 m/s、1 250 m/s、1 500 m/s的彈丸撞擊靶板后的殼體破碎情況?？梢钥闯?，隨著撞擊速度的增加，聚乙烯、尼龍和鋁芯體的彈丸殼體破碎程度均有加劇，靶后破片數(shù)量增多，飛散半徑增大；鋁芯體彈丸殼體變化最為明顯，在500m/s時(shí)殼體只在頭部有徑向膨脹，其余部分較為完整，殼體張開角較小，而當(dāng)速度增加到1 500 m/s時(shí)，鋁芯體彈丸殼體整體徑向膨脹，靶后飛散半徑更大，破碎更嚴(yán)重。

圖10 殼體靶后破碎模擬圖

圖11表示了不同芯體材料彈丸在不同著速下侵徹鋼筋混凝土靶板開孔直徑。由圖可以看出，隨著撞擊速度的增加，聚乙烯芯體彈丸穿靶后，靶板開孔直徑逐漸增加，尼龍芯體彈丸穿靶后，靶板的開孔先增加后減小，而鋁芯體彈丸穿靶后，靶板的孔徑隨著撞擊速度的增加而增加。因此對于尼龍芯體彈丸來說，低速情況下對于鋼筋混凝土靶標(biāo)的擴(kuò)孔效果比較好，但是對于聚乙烯和鋁芯體彈丸來說，較高的速度能夠較好地發(fā)揮其終點(diǎn)毀傷作用。

不同芯體材料彈丸在不同著速下侵徹鋼筋混凝土靶板過程中殼體速度變化如圖12所示。從圖12中可以看出，隨著撞擊速度的增加，殼體的軸向剩余速度增加，聚乙烯芯體彈丸殼體軸向速度受速度影響較大。從殼體徑向速度變化圖可以看出，隨著撞擊速度的增加，殼體徑向速度增大，但是聚乙烯芯體彈丸殼體徑向速度在撞擊速度從1 250 m/s增加到1 500 m/s時(shí)出現(xiàn)小幅度下降，說明較高的速度反而會影響聚乙烯芯體彈丸殼體的橫向效應(yīng)。尼龍芯體彈丸的徑向速度受較高速度影響較大，鋁芯體彈丸的徑向速度隨初速增加而線性增加。

圖11 靶板開孔直徑

圖12 殼體速度

2.4 芯體材料對內(nèi)外徑比響應(yīng)規(guī)律

圖13從左至右依次為依次是內(nèi)外徑比為0.4、0.5、0.6、0.7、0.8的彈丸撞擊靶板后的殼體破碎情況?？梢钥闯?，隨著內(nèi)外徑比的增加，殼體破碎程度加劇，靶后破片飛散半徑增加。內(nèi)外徑比為0.4、0.5時(shí)，聚乙烯和尼龍芯體彈丸殼體膨脹半徑較大，殼體完全斷裂，芯體僅有少量殘留；而鋁芯體彈丸殼體僅僅頭部斷裂失效，殼體大部分完好無損，芯體有大量殘留。內(nèi)外徑比為0.8時(shí)，聚乙烯和尼龍芯體彈丸殼體破碎狀態(tài)以質(zhì)量相對較小的破片為主，而鋁芯體彈丸殼體以塊狀為主，膨脹半徑較小，芯體殘留較多?？梢钥闯?，以聚乙烯和尼龍為芯體的彈丸，其橫向效應(yīng)明顯優(yōu)于以鋁為芯體的彈丸。

圖13 殼體靶后破碎模擬圖

不同芯體材料彈丸在不同內(nèi)外徑比下侵徹鋼筋混凝土靶板后靶板開孔情況如圖14所示。由圖可以看出，隨著內(nèi)外徑比的增加，聚乙烯、尼龍和鋁芯體彈丸穿靶后，靶板的開孔逐漸增加，其中聚乙烯和尼龍芯體彈丸對靶板造成的開孔直徑增幅較大，而鋁芯體彈丸對靶板造成的開孔直徑增幅較小。

圖14 靶板開孔直徑

不同芯體材料彈丸在不同內(nèi)外徑比下侵徹鋼筋混凝土靶板過程中殼體速度變化如圖15所示。從圖15中可以看出，隨著內(nèi)外徑比的增加，3種芯體彈丸殼體軸向速度均減小，不過聚乙烯和尼龍芯體彈丸的軸向剩余速度衰減幅度較大，而鋁芯體彈丸殼體徑向剩余速度并未隨著內(nèi)外徑比的變化有太大的變化。從徑向速度變化圖可以看出，3種材料芯體彈丸殼體徑向飛散速度隨著內(nèi)外徑比增加而增加，聚乙烯和尼龍芯體彈丸殼體徑向速度增加幅度較大，鋁芯體殼體增加幅度較小。

圖15 殼體速度

3 結(jié)論

1) 彈丸殼體或芯體材料密度越大，彈丸靶后殼體飛散半徑越小，靶板開孔半徑越小，橫向效應(yīng)越不明顯，但軸向剩余速度越大，侵徹能力越強(qiáng)。

2) 不同速度下，相比于鎢合金殼體，合金鋼殼體靶后破片飛散半徑更大，對靶板和鋼筋的損傷面積更大。速度增加，合金鋼和鎢合金殼體的橫向效應(yīng)都得到進(jìn)一步增強(qiáng)。

3) 隨著內(nèi)外徑比的增加，合金鋼和鎢合金殼體彈丸橫向效應(yīng)均有所增強(qiáng)。但是當(dāng)內(nèi)外徑比為0.8的時(shí)候，合金鋼殼體的侵徹能力和橫向效應(yīng)都受到了影響。

4) 隨著速度的增加，聚乙烯、尼龍和鋁芯體彈丸橫向效應(yīng)增強(qiáng)。相比于鋁芯體彈丸，聚乙烯和尼龍作為芯體的彈丸具有更好的橫向效應(yīng)。

5) 3種材料芯體彈丸隨著內(nèi)外徑比增加都具有更明顯的橫向效應(yīng)。聚乙烯和尼龍芯體彈丸的橫向效應(yīng)優(yōu)于鋁芯體彈丸，但是內(nèi)外徑比為0.8的時(shí)候，聚乙烯和尼龍芯體彈丸的侵徹能力和橫向效應(yīng)開始降低，鋁芯體彈丸并未受到影響，內(nèi)外徑比依然有提升的空間。