鋼板加筋結(jié)構(gòu)對柱形彈超高速侵徹能力的影響

馬坤, 李名銳*, 陳春林, 尹立新, 馮娜, 沈子楷,2

(1.西北核技術(shù)研究所, 陜西 西安 710024; 2.清華大學(xué) 工程物理系, 北京 100084)

0 引言

動能武器能夠利用其攜帶的巨大動能,通過直接碰撞的方式摧毀目標,是針對防護技術(shù)不斷提高的裝甲戰(zhàn)車、艦船、飛機、導(dǎo)彈、防護工程所提出的一類新概念武器。動能武器摧毀目標在物理上是超高速撞擊問題,其中一種典型的物理過程是柱形彈體對靶板的超高速撞擊,開展相關(guān)物理機制的研究對動能武器技術(shù)研究有借鑒意義。

在柱形彈體超高速撞擊靶板方面,國內(nèi)外已有一定的研究基礎(chǔ)。Hill[1]總結(jié)了柱形彈體超高速撞擊靶板的實驗數(shù)據(jù),給出了關(guān)于彈靶幾何特征及材料特征的穿孔尺寸經(jīng)驗公式。Schonberg[2]考慮了柱形彈體姿態(tài)偏離問題,給出了因姿態(tài)改變而產(chǎn)生的橢圓穿孔最大、最小直徑的經(jīng)驗公式。王金濤等[3]開展了鎢合金圓柱體1.0～1.5 km/s撞擊2～3層間隔鋼靶的實驗和數(shù)值仿真研究,探討了彈體幾何參數(shù)、速度和入射角對破片群形態(tài)特征的影響規(guī)律,分析了破片群對第2層、第3層板的毀傷效能。汪慶桃等[4]和Wang等[5]基于光滑粒子流體動力學(xué)(SPH)方法,研究了鎢合金、軋制均質(zhì)裝甲(RHA)、2A12鋁3種材料的圓柱形彈體在2～6 km/s 速度下撞擊靶板時的彈體破碎規(guī)律,通過量綱分析獲得了彈體破碎長度隨彈靶材料特性、彈靶尺寸及初始撞擊速度變化的關(guān)系式,建立了柱形彈體及其撞擊形成的破片群對多層靶板的超高速撞擊破壞理論模型。張新偉等[6]通過數(shù)值模擬方法,研究了離散桿戰(zhàn)斗部所形成的細長桿以一定的線速度(1.8 km/s左右)和旋轉(zhuǎn)速度撞擊鋼靶板問題,分析了不同撞擊模式下靶板的毀傷模式和離散桿的變形破壞模式。Yang等[7]開展了圓柱形彈體超高速撞擊加筋曲板數(shù)值模擬,通過改變加筋結(jié)構(gòu),優(yōu)化了曲板結(jié)構(gòu)的振動基頻,對比了分析不同加筋結(jié)構(gòu)下的剩余彈體速度以及彈體的動能損耗。Silnikov等[8]通過數(shù)值模擬對比分析了球形彈丸、長徑比為1的圓柱彈丸與立方體彈丸超高速撞擊薄板下碎片云的演化特征和對后板的破壞能力。Zhang等[9]開展了長徑比為1的圓柱鋁彈丸帶攻角超高速撞擊雙層鋁靶數(shù)值模擬研究,建立可穿透后靶的危險碎片識別方法,分析了危險碎片的特征和對后靶的破壞機理。李名銳等[10]基于超高速撞擊實驗與數(shù)值模擬,從宏觀及微觀兩方面研究了93鎢桿式彈體對多層薄鋼靶的毀傷效應(yīng)與毀傷機理。馬坤等[11]通過開展柱形93鎢彈體超高速撞擊薄鋼板實驗,研究破片群擴展規(guī)律、彈體侵蝕規(guī)律、材料熔化等問題,給出了破片群擴展速度、彈體侵蝕長度等典型參量的經(jīng)驗公式。Shang等[12]對比了鎢鋯合金長桿彈和鋼長桿彈2.04～3.02 km/s撞擊多層薄鋼板的穿孔和毀傷區(qū),分析了鎢鋯合金提升毀傷威力的物理機制。Feng等[13]研究了不同材料構(gòu)成的軸向沖擊阻抗成梯度分布的長桿彈在超高速撞擊多層鋼板時彈體中應(yīng)力波傳播規(guī)律和各層靶板的破壞規(guī)律。

現(xiàn)有研究工作涵蓋了穿孔尺寸、破片群形貌、彈體侵蝕、傾角或攻角的影響等方面,但針對圓柱彈與加筋鋼靶的相互作用問題研究仍存在不足。因此,本文擬針對柱形彈體超高速撞擊加筋鋼板問題,結(jié)合數(shù)值模擬及實驗手段,研究在不同傾角、攻角、加筋結(jié)構(gòu)等條件下,彈體撞擊單層加筋鋼板的彈體侵蝕破碎、彈道偏轉(zhuǎn)等問題。通過彈體撞擊3層加筋鋼板研究,進一步驗證單層撞擊問題的相關(guān)結(jié)論,并分析在多層撞擊過程中彈道的橫向偏移等問題。

1 數(shù)值模擬建模簡介

1.1 彈靶材料模型簡介

采用SPH方法模擬超高速撞擊過程。彈體材料為93鎢合金,靶板材料為Q345鋼。彈靶材料的強度模型均為超高速撞擊數(shù)值模擬中常用的Johnson Cook強度模型[14-15],屈服強度Y表達式為

(1)

當彈體以不同傾角或攻角姿態(tài)撞擊加筋鋼板時,彈體可能出現(xiàn)彎折或中部出現(xiàn)斷裂。為了準確計算彈靶材料在超高速撞擊過程中的侵蝕、破壞,引入Johnson Cook失效模型[16-17]。該模型考慮了應(yīng)力三軸度、應(yīng)變率以及溫度效應(yīng),材料的斷裂失效應(yīng)變表達式為

(2)

式中:D1～D5為材料參數(shù);σ*為應(yīng)力三軸度,σ*=-p/σeq,p為壓力,σeq為等效應(yīng)力。

Johnson Cook失效模型假設(shè)當材料發(fā)生塑性變形時損傷積累,引入損傷變量D,單元的損傷演化定義為

D=∑Δεeq/εf

(3)

式中:Δεeq為每一次損傷積累時的等效塑性應(yīng)變增量。D初始值為0,損傷發(fā)展時材料強度不變,當D達到1時,材料失效。

93鎢合金、Q345鋼的Johnson Cook強度模型、Johnson Cook失效模型材料參數(shù)如表1和表2所示,除Q345鋼的Johnson Cook強度模型參數(shù)引用相關(guān)文獻外,其他參數(shù)均為實驗所得。

表1 93鎢合金、Q345鋼強度模型材料參數(shù)

表2 93鎢合金、Q345鋼失效模型材料參數(shù)

彈靶材料的狀態(tài)方程為GRAY固相-液相物態(tài)方程,除了能兼顧材料固、液兩相給出壓力、體積、內(nèi)能的關(guān)系外,還能相對準確地計算材料的溫度。因此,在數(shù)值模擬過程中,能夠幫助彈靶材料強度模型更準確地反映材料的熱軟化效應(yīng),材料模型及參數(shù)選取可參考文獻[19]。

1.2 數(shù)值模擬有效性驗證

為驗證數(shù)值模擬的有效性,以文獻[19]中兩發(fā)93鎢合金圓柱彈體超高速撞擊單層Q345鋼板的實驗作對比。第1發(fā)實驗彈體尺寸為φ2.92 mm×14.6 mm,彈速為2.93 km/s,靶板厚度為1.5 mm;第2發(fā)實驗彈體尺寸為φ2.32 mm×23.2 mm,彈速為2.49 km/s,靶板厚度為2.5 mm。實驗獲得了剩余彈體長度L、破片群在彈軸向的擴展速度vx以及徑向的擴展速度vr。數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果對比如表3所示。

表3 剩余彈長及破片群參數(shù)實驗與數(shù)值模擬對比

從表3中可以看出,數(shù)值模擬獲得的剩余彈長、破片群軸向擴展速度、橫向擴展速度與實驗結(jié)果一致性較好。數(shù)值模擬與實驗的破片群擴展形貌在同一時刻、同一比例尺下比較結(jié)果如圖1和圖2所示。

圖1 數(shù)值模擬破片群形貌與第1發(fā)實驗結(jié)果比較(33.4 μs)

圖2 數(shù)值模擬破片群形貌與第2發(fā)實驗結(jié)果的比較(39.3 μs)

通過比較可以看出,在相同時刻下,數(shù)值模擬獲得的破片群輪廓、內(nèi)部破片分布特征同實驗一致性好。綜上,該數(shù)值模擬方法相對準確有效,可用于開展彈體超高速撞擊加筋鋼板數(shù)值模擬研究。

1.3 柱形彈超高速撞擊加筋鋼板模型

柱形彈尺寸為φ8.5 mm×85 mm,靶板厚度為3.5 mm,靶后為十字形筋結(jié)構(gòu),如圖3所示。其中主筋截面尺寸為40 mm(寬)×2 mm(厚),副筋截面尺寸為20 mm×1 mm。彈體撞擊加筋鋼板速度為2.0 km/s。彈體速度方向為x軸方向,垂直方向為y軸方向。

2 超高速柱形彈與加筋鋼板相互作用機制

2.1 柱形彈超高速撞擊加筋鋼板數(shù)值模擬

為了研究傾角、攻角、彈體直徑與筋寬比等問題對超高速撞擊的影響規(guī)律,首先開展不同撞擊條件下柱形彈超高速撞擊加筋鋼板的數(shù)值模擬。根據(jù)加筋鋼板結(jié)構(gòu)的對稱性,在圖3中的參考坐標系下,研究傾角問題時,分別考慮靶板沿y軸、z軸旋轉(zhuǎn)兩種情況建模計算。研究攻角問題時,分別考慮彈體沿著y軸、z軸旋轉(zhuǎn)兩種情況建模計算。模型中坐標原點位于靶正面對稱中心,是旋轉(zhuǎn)的基點。

2.1.1 彈體傾角對撞擊過程的影響

在傾角的影響方面,表4為不同傾角撞靶條件下剩余彈體力學(xué)參量的統(tǒng)計結(jié)果。Z0代表彈體正撞十字筋,Q-yα代表靶體沿y軸旋轉(zhuǎn)形成傾角α(°)。 由表4可以看出,Q-yα與Q-zα的結(jié)果有明顯差異。Q-y5、Q-y10中靶后剩余彈體存在1°攻角(見圖4、圖5),剩余彈體前端呈一定撓度的彎曲并發(fā)生斷裂。原因是彈體相對于主筋中面(圖3中z軸為主筋法向)以較大傾角(85°、80°)撞擊,使得彈體產(chǎn)生一定撓度彎曲進而發(fā)生斷裂,彈體侵蝕長度減小。Q-y5相對于Q-y10與主筋相互作用距離更長,彈體侵蝕更加嚴重,并且彈體前端撓度更大,彈體斷裂更加徹底,彈體速度下降的更多。而在 Q-zα的模擬結(jié)果中,彈體軸線與主筋中面共面,彈體在超高速撞擊過程中完整侵徹了主筋(Q-z5、Q-z10),靶后彈體不發(fā)生破碎,彈體的侵蝕長度相差不大,靶后彈體姿態(tài)改變較小,如圖6所示。

圖4 Q-y5模型撞擊前、中、后期彈靶形貌

圖5 Q-y10模型撞擊前、中、后期彈靶形貌

圖6 Q-z10模型撞擊前、中、后期彈靶形貌

表4 不同傾角條件下剩余彈體力學(xué)參量的統(tǒng)計結(jié)果

綜合不同傾角計算結(jié)果認為,在剩余速度方面,不同傾角方式、角度下,彈體的剩余速度相互間差別較小。在彈體侵蝕方面,若彈體軸線與主筋中面共面(Z0、Q-z5、Q-z10),10°傾角內(nèi)彈體侵蝕長度受傾角變化的影響較小。若在固定傾角下彈體軸線與主筋中面夾角最大(Q-y5、Q-y10),彈體侵蝕長度明顯減小,彈體受到主筋結(jié)構(gòu)強烈的非對稱撞擊,將發(fā)生彈體斷裂。完全斷裂后對應(yīng)的剩余彈長分別為51.66 mm、50.49 mm,此時彈體的侵徹能力有一定程度的下降。在彈體姿態(tài)變化方面,Q-y5、Q-y10相對于Q-z5、Q-z10的非對稱撞擊更強,彈體撞擊加筋鋼板后攻角改變更大,但總體上相對正撞擊情況(Z0)的攻角變化量較小。在彈體橫向運動方面,Q-z5、Q-z10剩余彈體橫向運動速度可以忽略不計,Q-y5完全斷裂后的兩塊彈體橫向運動速度分別約為2 m/s(大塊彈體)、78 m/s(小塊彈體),Q-y10相應(yīng)的速度分別為1 m/s(大塊彈體)、46 m/s(小塊彈體)。橫向運動速度相對于彈體剩余速度相差近 2個量級,彈道不會發(fā)生較大橫向偏移。

2.1.2 彈體攻角對撞擊過程的影響

在攻角的影響方面,表5為不同攻角撞靶條件下剩余彈體力學(xué)參量的統(tǒng)計結(jié)果,G-yβ代表彈體沿y軸旋轉(zhuǎn)形成攻角β(°)?？傮w上看,在攻角小于5°條件下,彈體在超高速撞擊過程中完整侵徹了主筋,靶后彈體不易發(fā)生斷裂,彈體的侵蝕長度相差不大,與超高速撞擊前相比,靶后彈體攻角減小。在攻角大于10°條件下,彈體均發(fā)生斷裂,G-y10與G-z10的彈體變形乃至發(fā)生斷裂的原因不同。G-z10為彈體軸線與主筋中面共面情況(見圖7),彈體尾端與主筋撞擊時接觸面大、姿態(tài)變化小,彈體頭部非對稱撞擊對彈體攻角的改變較大,因此在彈體的中部發(fā)生彎折,彈體前端攻角減少接近10°。G-y10中彈體軸線與主筋中面不在同一平面(見圖8),在超高速撞擊過程中,彈體僅有前部持續(xù)與主筋相互作用,這使得彈體前端長期承受較大的橫向沖擊,進而在穿透靶后發(fā)生斷裂。彈體尾端受副筋撞擊影響較小,彈體前端攻角減小并繼續(xù)反向增大近50°。

圖7 G-z10模型撞擊前、中、后期彈靶形貌

圖8 G-y10模型撞擊前、中、后期彈靶形貌

表5 不同攻角撞靶條件下剩余彈體力學(xué)參量統(tǒng)計

綜合不同攻角計算結(jié)果認為,在剩余速度方面,不同攻角方式、角度下,彈體的剩余速度相互間差別較小。在彈體侵蝕方面,10°攻角內(nèi)彈體侵蝕長度相差不大,但大攻角形成的非對稱撞擊將造成剩余彈體的斷裂破壞,G-y10斷裂位置偏彈前端,斷裂后剩余彈長51.01 mm,G-z10斷裂位置偏彈尾端,斷裂后尾端剩余彈長26.46 mm(前端為36.95 mm)。此外,彈體軸線與主筋中面不共面情況下,非對稱撞擊更容易造成彈體的斷裂破壞。在彈體姿態(tài)變化方面,在攻角為5°時,撞擊后彈體攻角均有所減小,而在攻角為10°時,撞擊后彈體斷裂,尾端彈體攻角基本不變,G-y10相對于G-z10非對稱撞擊更強,斷裂彈體前端攻角改變更大。在彈體橫向運動方面,G-y5、G-z5剩余彈體橫向運動速度可以忽略不計,G-y10靶后斷裂兩塊彈體橫向運動速度分別約為 38 m/s(大塊彈體)、48 m/s(小塊彈體),G-z10剩余彈體整體橫向運動速度為67 m/s(尚未完全斷裂狀態(tài)),相對于彈體軸向剩余速度仍為小量。

2.1.3 不同類型十字形加強筋對撞擊過程的影響

考慮不同類型加強筋對剩余彈體長度的影響,表6給出了數(shù)值模擬統(tǒng)計結(jié)果。ZK-dγ代表直徑γ(mm)彈體正撞單主筋,SK-dγ代表代表直徑γ(mm)彈體正撞十字主筋(兩條主筋),ZZ0表示彈體正撞一條副筋。在彈體剩余速度方面,不同類型加筋結(jié)構(gòu)下彈體剩余速度間差距不明顯。在彈體侵蝕方面,對比表6中的ZK-d8.5和ZZ0,主筋寬度為副筋2倍,超高速撞擊下因主筋而侵蝕的彈長基本為副筋的2倍。而比較Z0、ZK-d8.5和SK-d8.5可以看出,在單主筋基礎(chǔ)上增加垂直方向的主筋或副筋對彈體侵蝕長度的影響較小。因此認為,在柱形彈體正撞加筋鋼板時,加筋結(jié)構(gòu)對剩余彈體長度的影響僅取決于寬度最大的主筋結(jié)構(gòu)。

表6 不同加筋情況下剩余彈體力學(xué)參數(shù)統(tǒng)計

2.1.4 彈體直徑與筋厚的比值對撞擊過程的影響

在彈體直徑與筋厚比的影響方面,表7給出了剩余彈體力學(xué)參數(shù)統(tǒng)計結(jié)果。H-δ代表彈體正撞厚度為δ(mm)的中厚靶,考慮了彈體直徑與筋厚的比值是一個極小值這一極限情況。對比表7中序號 1～5計算結(jié)果得出:在彈體剩余速度方面,在彈體直徑與筋厚比在1～8的情況下,靶后剩余彈體的速度相差較小。對比序號6可知,彈體穿透加筋鋼板所消耗的動能占彈體總動能較小。在彈體侵蝕方面,由圖9可以看出,彈體侵蝕長度與主筋寬度比值隨彈體直徑與筋厚度比值的增加呈指數(shù)衰減趨勢。擬合結(jié)果為

f(x)=ae-bx+c=0.544e-0.456 6x+0.512 1

(4)

圖9 彈體侵蝕長度比主筋寬度和彈體直徑比筋厚度間關(guān)系

表7 不同彈體直徑與筋厚比值下剩余彈體力學(xué)參數(shù)

擬合的均方根誤差為0.026 61,待擬合最小值為0.533 3。

2.2 柱形彈超高速撞擊單層加筋鋼板實驗

在數(shù)值模擬基礎(chǔ)上,開展柱形彈超高速撞擊單層加筋鋼板實驗,彈體及靶板幾何參數(shù)與圖3中數(shù)值模擬模型相同。實驗在 155 mm/65 mm二級輕氣炮開展,彈體軸線瞄準靶板十字筋中心垂直撞擊靶板,在距加筋鋼板前端面155 mm處放置30 mm防護鋼靶,防護鋼靶后為混凝土防護靶,實驗布置如圖10(a)所示。由激光遮斷法測得彈體發(fā)射速度為1.9 km/s。實驗后,將加筋鋼板在上防護靶在下重疊放置,圖10(b)為俯視圖。防護靶穿孔以及十字筋中心點相對位置基本在同一軸線上,彈體存在一定的初始橫向偏差,但結(jié)合靶后防護鋼靶及混凝土防護靶的彈道判斷,彈體撞擊十字筋后沒有產(chǎn)生明顯的彈體姿態(tài)變化及彈道偏轉(zhuǎn)。

2) 原油外輸系統(tǒng)通過CTV將FPSO的原油輸送到油船上，在設(shè)計上借鑒FPSO的原油外輸系統(tǒng)——艉輸。原油輸送軟管的提升和下放設(shè)備有相應(yīng)的絞車和克令吊，布置在適當?shù)奈恢锰帯?/p>

圖10 柱形彈撞擊單層加筋鋼板實驗布置及加筋鋼板破壞形貌

利用高速相機獲得了彈體撞擊加筋鋼板瞬間靶板背面破片群飛散形貌,數(shù)值模擬也獲得了相同的結(jié)果,如圖11所示。分析認為,撞擊初始時,靶板在彈體撞擊產(chǎn)生的強沖擊作用下,彈靶接觸區(qū)背面沒有加強筋的位置,在撞擊和沖擊波反射的作用下率先形成破片群的前端。當彈體侵徹至鋼靶背部的加強筋時,由于筋的厚度小于彈體直徑,彈體頭部與加強筋未發(fā)生接觸的面以及加強筋的兩個側(cè)面,都將成為撞擊強壓力波的卸載面。因此,加強筋破片以及彈體破片受筋結(jié)構(gòu)的影響向加強筋的兩側(cè)飛散,彈體頭部破片群類似馬鞍形。推斷當破片群撞擊第2層靶板時,將形成基本對稱的兩個扇形區(qū)域的撞擊穿孔。

圖11 彈體撞擊加強筋產(chǎn)生破片群飛散形貌實驗與仿真結(jié)果

將圖10實驗中防護鋼靶替換為薄效應(yīng)鋼板,加強筋主筋位于首層鋼板背面的垂直方向,實驗獲得的第2層效應(yīng)鋼板穿孔形貌如圖12所示,效應(yīng)鋼板的破片孔可明顯劃分為左右兩個扇形區(qū)。

圖12 超高速撞擊加強筋產(chǎn)生破片對下一層鋼板的破壞形貌

實驗獲得的主筋破壞形貌如圖13(a)所示,圖13(b)為數(shù)值模擬獲得的一致結(jié)果。分析認為,超高速撞擊過程是極端瞬態(tài)的過程,撞擊接觸區(qū)局部應(yīng)力遠高于材料強度,導(dǎo)致材料發(fā)生劇烈變形、破壞甚至熔化,使得彈體動能不能更多地耦合進入靶體,并且撞擊產(chǎn)生的應(yīng)力波來不及在結(jié)構(gòu)中多次傳播并使結(jié)構(gòu)整體對撞擊過程有響應(yīng),而局部的快速相互作用已經(jīng)完成。因此,當彈體撞擊主筋時,主筋與彈體接觸的附近區(qū)域材料迅速破壞,而主筋遠端部分并沒有發(fā)生變化。

圖13 實驗及數(shù)值模擬獲得的彈體撞擊后主筋的破壞形貌

3 多層加筋鋼板對柱形彈侵蝕、破壞的影響

3.1 柱形彈超高速撞擊3層加筋鋼板數(shù)值模擬

在柱形彈體撞擊單層加筋鋼板研究的基礎(chǔ)上,進一步開展彈體撞擊3層加筋鋼板研究。3層加筋鋼板的鋼板厚度分別為3.5 mm、2.5 mm、3.5 mm,各層靶板十字筋幾何結(jié)構(gòu)相同,并且十字中心均位于水平x軸線上,3層加筋鋼板間距為0.18 m、0.50 m。數(shù)值模擬共考慮5種情況:1)正對十字筋中心撞擊;2)正對主筋中心撞擊;3)正對副筋中心撞擊;4)只撞擊主筋但相對主筋中面?zhèn)绕?.6 mm;5)只撞擊主筋但相對主筋中面?zhèn)绕?.3 mm。圖14為5種情況彈體撞擊第1層靶的正視圖(左圖)及俯視圖(右圖)。通過上述撞擊位置的變化,研究彈體在連續(xù)撞擊3層加筋鋼板時,撞擊條件對彈體侵蝕、姿態(tài)改變以及彈道偏轉(zhuǎn)的影響。表8為不同撞擊條件下各層加筋鋼板后彈體參數(shù)比較,其中,L1、L2、L3分別為各層靶板后剩余彈體長度,ΔL1、ΔL2、ΔL3分別為各層靶板后彈體侵蝕長度,v1、v2、v3分別為各層靶板后剩余彈體速度。

圖14 5種柱形彈體與第1層加筋鋼板相對位置關(guān)系示意圖

表8 不同撞擊條件下每層加筋鋼板后彈體參數(shù)比較

由撞擊情況1與情況2比較可以看出,彈體正對十字筋中心或主筋中心時,當彈體穿透前3層加筋板后,剩余彈體約為15 mm,與侵徹每層靶板的彈體侵蝕長度相比,若再撞擊1層加筋鋼板,彈體將完全侵蝕。撞擊情況3是彈體正對副筋中心,當彈體穿透前3層加筋板后,剩余彈體為48.69 mm,略高于原彈長的一半。撞擊情況2、3出現(xiàn)攻角的原因是建模時雖然只撞擊主筋或副筋,但侵徹彈道距離另一條筋較近,使其對彈體的姿態(tài)產(chǎn)生影響。

撞擊情況4中撞擊過程如圖15所示,彈體相對主筋中面有1.6 mm橫向偏移,首層靶后不對稱撞擊使得彈體前端產(chǎn)生4.5 mm撓度,進而導(dǎo)致在撞擊第2層加筋鋼板時不對稱撞擊作用更強。第2層靶后彈體攻角為19°,彈體除頭部侵蝕作用外,沒有發(fā)生斷裂破碎。但這導(dǎo)致在撞擊第3層加筋鋼板時,彈體尾部與第3層主筋直接撞擊,并且發(fā)生侵蝕破碎。撞擊情況5中撞擊過程如圖16所示,彈體撞擊前相對主筋中面的橫向偏移相對撞擊情況4更多,首層靶板后,彈體撓度很大,并且彈體產(chǎn)生撓度的初始位置出現(xiàn)了初始斷裂。當撞擊第2層靶板后,彈體僅余16.16 mm,攻角為8°。受斷裂影響,彈體撞擊前兩層加筋鋼板的侵蝕斷裂長度均明顯大于撞擊情況1和2彈體正撞擊情況。2層靶后剩余彈體在撞擊第3層加筋鋼板時,彈體完全侵蝕。此外,彈體斷裂產(chǎn)生的彈體主破片較大,在第2層后姿態(tài)近似為45°攻角,若撞擊第3層靶將進一步擴大攻角并發(fā)生侵蝕破碎,最終侵徹能力有限。

圖15 撞擊情況4中彈體撞擊3層加筋鋼板數(shù)值模擬結(jié)果

圖16 撞擊情況5中彈體撞擊3層加筋鋼板數(shù)值模擬結(jié)果

通過表8中比較可以看出,在正撞擊這類理想情況下,彈體撞擊3層加筋鋼板后仍有剩余彈體,并且具備一定的侵徹能力。但即使是彈體姿態(tài)符合正撞擊,撞擊點的橫向偏移仍然會對彈體的侵徹能力造成較大影響。定義偏移量與彈體半徑的比值θ,那么撞擊情況4中θ=0.376,此時彈體姿態(tài)將產(chǎn)生較大變化,但剩余彈體仍有較強的侵徹能力。撞擊情況5中θ=0.776,此時彈體在侵徹過程中發(fā)生斷裂破壞,3層靶后僅剩彈體斷裂產(chǎn)生的剩余破片。另外,當前主筋寬度與彈體直徑之比為0.235,該值與撞擊情況4、5中θ相加得到θ′,約為0.6和1.0,即偏移后主筋邊界(相對與彈軸線最遠一側(cè))與彈體邊界的比例關(guān)系。有理由相信,θ與θ′均為影響彈體偏移的關(guān)鍵無量綱參數(shù)。彈體在正撞擊加筋鋼板時,彈體偏移后主筋邊界與彈體邊界的比例關(guān)系在0.6以內(nèi)時,彈體仍能保持較好的侵徹能力。

在彈道偏移方面,撞擊情況4和5中雖然彈體存在初始的橫向偏移,但最終彈體均穿透了主筋結(jié)構(gòu)。值得注意的是撞擊情況4中,彈體撞擊第3層加筋鋼板時,彈體存在19°攻角,彈體尾部與第3層主筋相互作用,靶后剩余彈體攻角10°,橫向運動速度約113 m/s,與軸向運動速度相差一個量級。撞擊情況5中彈體因橫向偏移發(fā)生斷裂,形成大破片在第2層靶后最大橫向速度為190 m/s,與軸向運動速度相差一個量級,剩余彈體在穿透第3層加筋鋼板時完全侵蝕破碎。綜上,認為在彈體存在初始橫向偏移的情況下,彈道線不會有較大的橫向偏移。

3.2 柱形彈超高速撞擊3層加筋鋼板實驗

開展柱形彈超高速撞擊3層加筋鋼板實驗,進一步研究彈體在穿透3層加筋鋼板過程中的彈道偏轉(zhuǎn)等問題。實驗彈靶布置與圖14(a)相同,第1發(fā)實驗彈體發(fā)射速度為1.84 km/s,第2發(fā)實驗彈體發(fā)射速度為1.85 km/s。實驗初始設(shè)置彈體軸線正對十字筋中心,但實驗中彈體出炮口后要飛行一段距離進行氣動脫殼,實際彈體撞擊靶板時仍存在初始的橫向偏移。實驗后3層加筋鋼板背面形貌分別如圖17和圖18所示。

圖17 第1發(fā)實驗每層加筋鋼板背面破壞形貌

圖18 第2發(fā)實驗每層加筋鋼板背面破壞形貌

由圖17可以看出,彈體連續(xù)穿透了3層加筋鋼板的主筋(垂直方向),每層靶板背面主筋的破壞模式與圖13相同。撞擊第1層時彈體存在一定的水平方向的橫向偏移,導(dǎo)致第2層靶板破孔形貌左右不對稱,撞擊第3層前彈體可能存在一定攻角,進而在第3層靶板處留下橢圓孔。此外,從第1層到第3層,加筋鋼板上的穿孔與靶板的相對位置并無較大變化。由圖18可以看出,彈體在穿透第1層加筋鋼板的副筋(水平方向)后,在第2層加筋鋼板處穿透副筋并較大概率穿透主筋,在第3層處穿透了主筋和副筋,并且3層加筋鋼板穿孔與靶板的相對位置變化不大。

結(jié)合兩發(fā)實驗,從每層靶板的穿孔形貌看,超高速撞擊過程中彈體未發(fā)生姿態(tài)上的較大偏轉(zhuǎn);從 3層加筋鋼板的穿孔相對位置看,超高速撞擊過程中彈道未產(chǎn)生較大橫向偏移。實驗中彈體難免相對筋的中面存在橫向偏移,在脫殼過程中彈體也會形成較小的攻角,但從現(xiàn)有實驗結(jié)果看,彈體并未在超高速撞擊過程中發(fā)生較大的姿態(tài)改變,彈道也不會發(fā)生較大的橫向偏移。結(jié)合數(shù)值模擬撞擊情況4和5中彈體形成大破片的橫向運動與軸向運動的速度量級結(jié)果,認為在超高速撞擊問題中,彈體初始動量極高,侵徹過程是彈靶接觸區(qū)局部瞬時作用和破壞的過程,彈體難以積累幅值與初始動量等量級的橫向動量。因此,即使彈體在超高速撞擊過程中發(fā)生姿態(tài)上的改變或者斷裂破壞,其對各層靶板破壞的彈道線不會有很大的橫向偏移,這與低速彈體的侵徹過程有明顯不同。

4 結(jié)論

為研究加筋鋼板對超高速柱形彈體侵徹能力的影響,基于光滑粒子流體動力學(xué)方法,開展了不同撞擊條件下柱形彈體超高速撞擊加筋鋼板的數(shù)值模擬。同時,開展了圓柱形彈體超高速撞擊單層加筋鋼板和3層加筋鋼板的實驗。研究了彈體傾角、彈體攻角、加筋類型、彈體直徑與筋厚比對圓柱形彈體侵徹能力的影響,分析了圓柱形彈體超高速撞擊單層加筋鋼板和3層加筋鋼板問題中彈道的橫向偏移。得出以下主要結(jié)論:

1)在對稱撞擊情況下,當彈體撞擊加強筋時,加強筋以及彈體產(chǎn)生的破片向加強筋的兩側(cè)飛散,加強筋與彈體接觸的附近區(qū)域材料迅速破壞并形成侵徹彈道,而加強筋遠端部分不發(fā)生明顯變化。在主筋寬度不變的情況下,不同加筋結(jié)構(gòu)對彈體剩余速度影響較小。在單主筋基礎(chǔ)上增加垂直方向的主筋或副筋對彈體侵蝕長度的影響較小,加筋結(jié)構(gòu)對剩余彈體長度的影響僅取決于寬度最大的主筋結(jié)構(gòu)。彈體侵蝕長度與筋寬比隨彈體直徑與筋厚比的增加呈指數(shù)衰減趨勢。

2)在具有傾角或攻角的非對稱撞擊情況下,10°傾角或10°攻角以內(nèi),撞擊條件對彈體剩余速度影響較小。對主筋的非對稱撞擊,即彈體軸線與主筋中面不在同一平面時,是引起彈體姿態(tài)發(fā)生明顯變化甚至彈體斷裂的主要原因。在彈體不發(fā)生斷裂時,不同撞擊條件下彈體侵蝕長度相差不大,彈體姿態(tài)變化較小。非對稱撞擊造成的彈體橫向運動速度與彈體軸向剩余速度相差近2個量級,剩余彈體不會發(fā)生橫向偏移。

3)在彈體連續(xù)撞擊3層加筋鋼板情況下,若彈體相對主筋存在橫向的偏移,當主筋邊界(相對彈軸遠側(cè))與彈體邊界相對彈軸的比例關(guān)系在0.6以內(nèi)時,彈體仍能保持較好的侵徹能力。彈體初始橫向偏移不會造成侵徹彈道的較大橫向偏移。實驗中未發(fā)現(xiàn)彈體有較大的姿態(tài)改變,數(shù)值模擬中因彈體橫向偏移而產(chǎn)生的攻角改變的最大值為19°。

致謝感謝西北工業(yè)大學(xué)索濤教授團隊、中國科學(xué)技術(shù)大學(xué)文鶴鳴教授團隊在實驗獲取材料本構(gòu)模型參數(shù)方面的幫助。