12.7 mm穿燃弹对Q235半无限厚靶板的侵彻行为

李 烨,马铭辉,蒋招绣,王晓东,任文科,高光发,

(1.南京理工大学 机械工程学院,江苏 南京 210094;2.宁波大学 冲击与安全工程教育部重点实验室,浙江 宁波 315211)

12.7 mm穿甲燃烧弹配用于多种重机枪,具有安全可靠、应用面广、穿甲威力大,且具有燃烧效应、通用性好等优点,在战场中可用于压制集群目标,压制敌轻型武器及火力点、击穿敌轻型装甲目标,由于该弹丸具有纵火效应,在打击敌轻型装甲车辆和武装直升机油箱方面最为突出。

目前,国内外对12.7 mm穿燃弹侵彻金属靶板的研究主要集中在钛合金、铝合金、装甲钢。钛合金为剪切敏感材料,用12.7 mm穿燃弹对钛合金板的抗弹性能进行研究,发现钛合金板厚度在一定范围内其厚度效应呈正效应,倾角效应呈正效应。12.7 mm穿燃弹侵彻具有等轴晶粒的钛合金靶板时,靶板中的绝热剪切带规则间隔传播,靶板处于延性扩孔状态;侵彻具有层状组织的钛合金靶板时,靶板中的绝热剪切带呈网状扩展状态,靶板处于脆性断裂状态。12.7 mm穿燃弹侵彻钛合金装甲钢板时,其抗冲击性能随钢板厚度增加而提高;单层厚靶的抗冲击性能比双层薄靶的抗冲击性能好,双层靶板的顺序对抗弹性能也有影响。铝合金靶板的抗弹性能受其强度、硬度和延展性的影响,其中延展性的影响最小。12.7 mm弹丸在着靶速度约为840 m/s时侵彻2024、6061、7071铝合金靶板,其中7071的抗弹性能最好。12.7 mm穿燃弹侵彻不同抗拉强度的18 mm钢板时,随着靶板抗拉强度的提高,靶板的破坏形式经历4个阶段:塑性扩孔无剪切带、无裂纹到形成剪切带、冲塞破坏、靶板崩落。12.7 mm穿燃弹低速冲击装甲钢板时,钢芯断裂;高速冲击装甲钢板时,钢芯头部断裂侵蚀、局部形态较为完整。高强装甲钢的抗12.7 mm穿燃弹性能随着热处理时间的加长而降低。

12.7 mm穿燃弹侵彻超高硬度装甲钢时,当靶板硬度在一定范围内,侵彻阻力随靶板硬度的增加而增加;当靶板硬度超过一定值以后,由于侵彻过程中靶板出现绝热剪切带,侵彻阻力随靶板硬度的增加而降低;靶板硬度继续增加,弹丸在侵彻过程中断裂,此阶段侵彻阻力随靶板硬度的增加而降低;当靶板硬度特别高时其韧性下降,材料性能不稳定导致侵彻阻力不稳定。然而,对于12.7 mm穿燃弹侵彻半无限靶板的研究较少,为研究不同着靶速度下12.7 mm穿燃弹的侵彻行为,选用力学性能稳定、价格低廉的Q235钢靶进行研究。

通过弹道枪进行了多发12.7 mm穿燃弹侵彻Q235半无限靶板的弹道试验,得到不同着靶速度下弹丸的侵彻深度,并利用ANSYS/LS-DYNA软件验证了试验结果。数值仿真结果表示,12.7 mm穿燃弹丸对Q235半无限靶板的侵彻深度与相同侵彻速度下弹芯对Q235半无限靶板的侵彻深度基本一致,故在进一步的分析中将分析模型简化为速度等效弹芯的几何模型,并给出了12.7 mm穿燃弹侵彻半无限Q235钢靶的无量纲侵彻深度与无量纲比动能之间的关系,推导得到了12.7 mm穿燃弹的侵彻深度表达式。

1 试验装置和试验结果

12.7 mm穿燃弹主要由被甲、燃烧剂、铅套和弹芯等构成,弹丸质量约为48.3 g,弹芯直径为10.8 mm,弹芯长为52 mm。采用4/7发射药,通过控制发射药量控制弹丸着靶速度;试验用靶板尺寸约为200 mm×200 mm×60 mm,密度约为7.83 g/cm。

试验时弹丸通过弹道枪发射,在枪口3 m处设置激光时间间隔仪测速,靶板置于枪口前10 m处,试验后回收弹芯。试验装置及场地布置见图1。

图1 试验装置及场地布置

利用弹道枪进行了多发12.7 mm 穿燃弹垂直侵彻Q235半无限靶板的弹道试验,得到的部分有效试验数据如图2所示。试验中弹头的质量平均为48.30 g,但由于制造工艺误差,不同弹头质量不尽相同,为了方便分析,着靶速度与最终侵彻深度之间的关系利用动能关系对着靶速度进行校正。

由图2(a)可知,在不考虑量纲一致性的前提下,试验速度范围内12.7 mm穿燃弹对Q235半无限靶板的侵彻深度与着靶速度呈二次关系;由于此良好的二次关系,计算弹丸着靶动能与侵彻深度关系如图2(b)所示,二者具有良好的线性关系。

图2 侵彻深度曲线

试验速度范围内,弹丸侵彻Q235钢靶后的弹坑形态及弹芯-弹坑契合状态相似,这说明在不同着靶速度下12.7 mm穿燃弹对Q235钢的侵彻行为近似一致,其中典型弹坑形态、回收弹芯-弹坑契合状态如图3所示。由图3可知,Q235钢靶为韧性破坏形式且背面无任何裂纹和明显的变形;弹坑为轴对称形态,即弹丸在侵彻过程中所受阻力呈对称状态;弹坑内壁光滑,未见明显坑洞,弹坑底部形状尖锐,说明弹芯在侵彻过程中主要受两侧的压力和摩擦阻力;弹芯头部与弹坑底部完全吻合,推测侵彻过程中弹芯为刚性状态。

图3 着靶速度551 m/s时弹坑形态、回收弹芯-弹坑状态

试验后回收弹芯与原弹芯如图4所示。不同着靶速度下弹头侵彻Q235钢半无限靶板后回收弹芯与原始弹芯形状基本相同,未发现明显塑性变形和断裂情况,且试验后回收弹芯的头部更加光滑。对试验后回收弹芯的质量及尺寸进行测量,测量结果如表1所示,不同着靶速度下试验后弹芯的质量损失和尺寸变化均小于1%,且质量损失和尺寸变化与着靶速度没有明显联系。因此,12.7 mm穿燃弹弹芯在侵彻Q235钢半无限靶板的过程中呈近似刚性特征。

图4 原弹芯与回收弹芯

表1 回收弹芯与原弹芯几何参数对比

2 仿真模型、参数及结果

在试验的基础上,采用ANSYS/LS-DYNA动力学软件进行数值模拟,以进一步研究侵彻过程。弹靶有限元模型如图5所示,靶板为200 mm×60 mm,弹芯头部距弹丸头部约12 mm,弹芯头部轴向长度约18 mm,弹长约64 mm。试验后弹坑呈轴对称形态,为节省计算时间,选用2D Solid162轴对称计算单元,建立施加对称约束条件的1/2模型,弹丸及靶板受弹丸侵彻部分的网格尺寸为0.3 mm×0.3 mm,其他部分网格尺寸为2 mm×2 mm,弹靶作用过程采用Lagrange算法。由于试验后Q235钢靶为韧性破坏模式,弹坑内壁光滑并且没有明显的侵蚀现象,在数值仿真中采用CONTACT_2D_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE接触算法。

图5 弹靶有限元模型

为了使数值仿真时弹丸着靶动能与试验时弹丸的着靶动能一致,在建立弹丸的有限元模型时不进行简化,即保留燃烧剂、铅套、被甲。由于试验后回收弹芯的质量与原弹芯质量基本一致,且与原弹芯相比回收弹芯无明显的变形,可近似为刚体,在数值模拟中弹芯采用MAT_RIGID材料模型。12.7 mm穿燃弹中的燃烧剂在实际应用中主要起到攻击油箱时的纵火效果,铅套主要起到密封、紧实作用,它们对侵彻深度几乎无影响,故采用MAT_PLASTIC_KINMATIC材料模型。被甲在内弹道中是用来保持弹头外形,将弹丸的各部元件组成一个整体,并在发射时嵌入膛线,赋予弹头旋转运动,且回收后被甲头部翻转折叠变形,故被甲材料模型选用JOHNSON-COOK材料模型和GRÜNEISEN状态方程。Q235钢材料模型选用JOHNSON-COOK材料模型和GRÜNEISEN状态方程。各材料的主要参数如表2～表4所示。表中,为材料密度,为剪切强度,为屈服应力,为应变硬化系数,为应变率系数,为应变硬化指数,为温度相关因数,为熔点,为室温,～为失效参数,为杨氏模量,为泊松比。

表2 Q235 J-C本构参数[14]

表3 被甲材料性能参数

表4 弹芯和铅套材料性能参数

试验与仿真结果对比如图6所示,图6(a)为试验速度范围内12.7 mm穿燃弹对Q235钢靶的侵彻深度试验与仿真结果对比,由图可知,数值计算侵彻深度与试验侵彻深度相比高约3%;图6(b)为着靶速度为551 m/s时试验与仿真弹坑形态对比,由图可知试验与仿真结果具有近似一致的弹坑形态,其中弹坑头部是与弹芯头部近似一致的卵形,靶板在开口处有明显翻唇,靶板呈现韧性破坏现象,试验与仿真的开口孔径分别为18.4 mm、16.2 mm,两者相差12%,由此可知,仿真结果与实验结果有较好的一致性。

图6 仿真与试验结果对比

3 侵彻模型分析

3.1 简化模型

基于上述仿真与试验结果良好的一致性,对着靶速度为476.7 m/s,551 m/s,624.2 m/s,721.5 m/s和850.9 m/s进一步分析。

图7为不同着靶速度下弹芯位移与弹丸侵彻阻力曲线。弹芯头部距弹丸头部约12 mm,当弹丸撞击靶板时,被甲、燃烧剂等次要侵彻元先接触靶板,当弹芯的位移到达12 mm后,弹丸的主要侵彻元发挥作用,如图7所示,弹芯未侵入靶板之前,弹丸的侵彻阻力约为20 kN,约为弹丸所受平均最大侵彻阻力366 kN的5%。随着弹芯的进一步侵入,其所受阻力迅速提高,弹芯侵入初期即弹芯头部侵入靶板,此过程弹芯侵彻界面增加较快,弹芯侵入后期即其圆柱部侵入靶板,此过程弹芯侵彻界面增加较慢,故在侵入初期弹芯侵彻阻力随弹芯侵入深度的增加率较侵入后期大。总体趋势来看,侵彻过程中弹芯所受阻力随着弹芯的侵彻深度呈增加趋势,直到侵彻结束,弹丸回弹时,弹芯所受阻力迅速下降。

图7 弹芯位移-侵彻阻力

由图7,当弹芯到达靶板表面时其所受阻力仅为最大侵彻阻力的5%,由于弹芯是弹丸的主要侵彻元,被甲等是次要侵彻元,且在仿真过程中建立全弹模型较为复杂,下面利用动能等效原理、速度等效原理,分别将全弹的动能和速度等效为弹芯的侵彻动能和侵彻速度进行数值分析。计算结果如图8所示。

图8 着靶速度-侵彻深度

动能等效弹芯的侵彻深度最大,该侵彻深度较全弹丸仿真计算所得侵彻深度高约36%,较试验侵彻深度高约40%;速度等效弹芯的侵彻深度最小,该侵彻深度较全弹丸仿真计算所得侵彻深度低约4%,与试验侵彻深度相比低约1%,即在弹丸的侵彻过程中被甲等次要侵彻元占总弹丸侵彻能力的4%。

由上所述,在侵彻过程中被甲等次要侵彻元的作用较小,从弹丸头部接触靶板到弹芯接触靶板有12 mm的距离,定义此阶段弹丸损耗的能量为Δ=2.2×10J,即弹丸撞击靶板后能量减少2.2×10J后弹芯开始作用,当弹靶材料和弹体结构保持不变,只改变弹靶作用条件时,无量纲侵彻的深度可表示为

(1)

式中:为侵彻深度,为弹径,为着靶速度,为靶板强度,为弹芯密度。

图9 无量纲侵彻深度与无量纲比动能关系

(2)

3.2 侵彻模型

由于全弹丸的结构复杂,撞击靶板时应力波的传播状态较为复杂,由上所述,速度等效弹丸的侵彻过程中被甲等次要侵彻元的侵彻能力仅占总弹丸总侵彻能力的4%,利用速度等效主要侵彻元对12.7 mm穿燃弹建立侵彻模型,如图10所示。

图10 速度等效弹丸几何模型

根据动态空腔膨胀模型,弹丸的轴向速度为时,其所受的轴向应力为

(3)

式中:为靶板的密度,′和′为2个待定参数。

对于刚性弹丸,其所受切向力主要来源于弹头部与靶板的摩擦。

=

(4)

式中:为侵彻过程中弹头部与靶板之间的摩擦系数。

则弹丸头部所受的阻力为

(5)

(6)

(7)

(8)

式中:为弹头部长度,′取15。

对于不可压缩材料,有:

(9)

式中:为杨氏模量,为泊松比。

根据式(5)和牛顿第二定律,进行积分整理变换,得:

(10)

式中:为弹芯质量。

侵彻深度的计算值与试验值的对比如图11所示,由式(10)计算所得的侵彻深度与试验测得的侵彻深度有较好的一致性,对于Q235钢靶,当着靶速度为721.5 m/s时,误差最大为8%,平均误差为0.4%;对于45钢靶,当着靶速度为496 m/s时,误差最大为13%,平均误差为3%。

图11 计算侵彻深度与侵彻试验深度对比

4 结束语

针对不同速度下的12.7 mm穿燃弹对Q235钢半无限靶板的侵彻行为进行试验研究,结合数值仿真进一步研究着靶速度为50～850 m/s的弹丸对Q235钢半无限靶板的侵彻行为,得到如下结论:

①12.7 mm穿燃弹侵彻Q235半无限靶板时,其弹芯处于刚性侵彻状态;试验速度范围内,Q235半无限靶板的破坏形式均为韧性破坏;侵彻过程中弹芯着靶前弹丸侵彻阻力为最大侵彻阻力的5%,弹芯着靶瞬间弹丸的侵彻阻力迅速增高,且经速度等效后弹芯的侵彻深度与试验相差在1%以内,说明弹芯为12.7 mm穿燃弹侵彻Q235半无限靶板的主要侵彻元。

②试验速度范围内,12.7 mm穿燃弹对Q235半无限靶板的侵彻深度与着靶动能呈线性关系;着靶速度在100～850 m/s范围内时,数值仿真结果表明无量纲侵彻深度与无量纲比动能呈线性关系。

③12.7 mm穿燃弹侵彻Q235半无限靶板时,侵彻深度可以用式(10)预测。