不同頭形彈體侵徹鋼板彈道偏轉的實驗研究

周忠彬，張 博，郭雙鋒，谷鴻平，袁寶慧

(西安近代化學研究所， 西安 710065)

航母在現代戰爭史上發揮著非常特殊的作用，它防護堅固、攻擊能力強，使得現代戰爭擁有了真正意義上的制海權和制空權。正因為它的威力，對航母的毀傷機理研究、研制能有效毀傷航母的先進常規戰斗部一直是當前研究的熱點。由于軍事需要的牽引，彈體對各類均質鋼板的侵徹研究已有大量文獻報道[1-6]，也建立了比較成熟的侵徹理論，但已有研究都是針對單層鋼板進行的。隨著實際中對鋼板侵徹層數的逐漸增加(達4層以上)，彈體的侵徹歷程增大(約12～20 m)，侵徹多層鋼板過程中彈體抗偏轉性能提出了比較高的要求，甚至彈體偏轉的程度已成為決定侵徹過程中裝藥安定性和彈體達到預定位置發揮最佳毀傷效果的關鍵因素。

目前，對侵徹混凝土靶的彈道穩定影響因素的研究報道較多[7-14]，國內外專家學者在避免彈道失穩、提高彈體侵徹姿態穩定方面開展了諸多工作，試驗研究了柱形、錐形、刻槽錐形、尾錐形、船尾形等不同彈體外形侵徹混凝土的終點彈道，探索了提高彈體侵徹姿態穩定的不同途徑。近年來，對鋼板目標的侵徹研究已逐漸成為熱點，調研發現，研究者在提高彈體侵徹鋼板姿態穩定方面開展的研究報道還比較少。雖然混凝土和鋼板在力學性能方面有較大的力學性能差異(如鋼板的抗壓強度為500～700 MPa，是混凝土抗壓強度的十幾倍；相比較脆性的混凝土，鋼板有較好的韌性)，但是基于目前彈體侵徹混凝土的彈道穩定性研究理論，一定程度上也能指導侵徹多層鋼板彈體的結構設計。

本研究從工程實際應用的角度出發，在傳統的尖卵形頭部結構的基礎上，提出了一種預制應力槽的尖卵形頭部結構，通過開展25 kg級兩種不同頭部結構的彈體高速侵徹4層裝甲鋼板的實驗研究和數值仿真分析，對比兩種不同頭部結構彈體侵徹多層鋼板彈道偏轉的實驗現象及影響規律，為未來侵徹多層鋼板戰斗部的頭部結構設計提供依據。

1 實驗方案

根據靶場火炮裝置的發射能力，同時考慮到實驗的經濟性，選擇125 mm口徑的滑膛炮進行實驗，彈體采用次口徑設計，可將質量25 kg級的實驗彈加速至800～900 m/s，彈體飛行姿態穩定，無明顯攻角。在該速度條件下對不同頭形彈體侵徹多層間隔鋼板彈道偏轉的影響規律和機理進行研究。

1.1 實驗彈體設計

空心結構的彈體在高速侵徹高強度裝甲鋼板會出現結構彎曲、彈體破裂等現象，為了研究高速侵徹條件下彈體侵徹多層裝甲鋼板的彈道偏轉問題，彈體設計壁厚比通常設計值有所提高，以增強彈體的抗彎曲能力。實驗彈體的實物照片如圖1所示，彈體的頭部結構如圖2所示，彈體主要由殼體、后端蓋、惰性填充物(硅橡膠)、前后定心環、閉氣環、閉氣環壓環裝置等組成，彈體頭部形狀系數CRH設計值為2.8，彈體直徑D為100 mm，長徑比L/D為4.5，彈體總質量為29.3 kg。除前定心和后定心裝置，彈體質量m約為25.5 kg。前定心材料為調質后的45鋼，后定心材料為35CrMnSiA鋼，閉氣環為尼龍材料，閉氣環壓環為35CrMnSiA鋼，直徑均為125 mm，定心環和閉氣環裝置與彈體通過螺紋組合，使彈體在炮膛內受力均勻，與炮膛內壁配合和諧，保證不漏氣、不劃傷炮膛。

圖1 實驗彈彈體的實物照片

圖2 彈體頭部結構示意圖

彈體侵徹鋼板等硬目標過程中，彈體承受很高的沖擊載荷作用，這對彈體材料和彈體結構強度提出了較高要求。殼體是彈體實現侵徹功能的主體承載構件，在侵徹過程中起到抵抗結構變形、保護內部裝藥的關鍵作用。彈體殼體應具有優良的力學性能，通常選擇彈體殼體材料的主要依據是抗拉強度σb、屈服強度σs和斷裂韌性KIC3個參數。

目前工程上常用的高強度鋼有30CrMnSiNi2A、35CrMnSiA、G50和30CrMnSiNi2MoVE，其主要力學性能參數測試結果見表1。綜合考慮鋼的強度和韌性，實驗彈體材料選用了高強度、高韌性的G50鋼。

表1 金屬材料力學性能參數

1.2 靶標

實驗靶標現場如圖3所示，4層裝甲鋼板材料為921A鋼，厚度分別為20 mm、10 mm、20mm和10 mm，第二層和第三層鋼板之間的垂直間距為3 m，其余各層的垂直間距為1 m。前兩層鋼板板面尺寸均為1 500 mm×1 500 mm(寬×高)，后兩層鋼板板面尺寸均為2 200 mm×2 500 mm(寬×高)。4層鋼板布設在125 mm口徑火炮的末端，每層鋼板的板面幾何中心均在火炮發射線上，鋼板與水平地面的夾角均為75°。

圖3 實際靶標現場圖

結合數值仿真計算，實驗彈體以900 m/s的速度侵徹4層鋼板，穿透鋼板后剩余速度不小于750 m/s，為方便實驗彈體回收，125 mm口徑的火炮布設于鋼板正前方50 m處，4層鋼板靠近回收山體放置。在垂直于火炮發射方向布設2臺高速相機，一臺用于測試入靶前彈體速度，另一臺用于實時觀測和記錄彈體侵徹4層鋼板全過程，用于分析彈體侵徹彈道的偏轉情況。

2 實驗結果及分析

2.1 彈體姿態偏轉分析

兩種頭部結構的彈體實驗數量均為2發，應用高速相機記錄了彈體侵徹4層鋼板的全過程，依據高速相機拍攝照片，測得了彈體侵徹第1層鋼板前的初始著速，在彈體外形可見條件下，測得撞擊第1層靶前、撞擊第3層靶前和穿透第4層靶后的彈體姿態角度，兩種頭部結構的彈體初始著速及侵徹姿態變化結果如表2所示。

表2 彈體姿態偏轉結果

由表2結果得到：傳統的尖卵形頭部彈體侵徹4層鋼板的姿態穩定性較差，彈體姿態最大變化角度為24度，特別是在第2層和第3層鋼板之間，由于鋼板的間距增大，彈體受重力作用自由飛行時間相對較長，彈體易產生向下的速度矢量分量，該速度矢量的作用方向未經過彈體質心，從而形成彈體向下偏轉的角速度，一定程度上使得呈“低頭”飛行的彈體姿態逐漸惡劣。雖然，第3層和第4層鋼板的間距變小，但逐漸增大的偏轉角速度促使彈體姿態偏轉進一步加快，甚至易形成失穩狀態。相比較傳統的尖卵形頭部彈體姿態變化情況，頭部預制應力槽結構的彈體姿態最大變化角度為3°，彈體表現出比較穩定的侵徹姿態。兩種頭部結構的1#彈體侵徹4層鋼板典型時刻的結果分別如圖4和圖5所示。

圖4 典型時刻條件下尖卵形頭部彈體(1#)侵徹4層鋼板示意圖

圖5 典型時刻條件下預制應力槽尖卵形頭部彈體(1#)侵徹4層鋼板示意圖

2.2 彈體結構破壞分析

實驗后回收到了兩種頭部結構的彈體，實物照片如圖6所示。圖6(a)結果表明，尖卵形頭部彈體發生較嚴重的斷裂破壞，卵形頭部段斷裂為兩部分，且尾部內螺紋根部發生斷裂破壞，后端蓋被拋出未回收，裝填的惰性物質被拋出。彈體長度L縮短了75 mm，頭部段侵蝕長度約25 mm。圖6(b)結果表明，預制應力槽尖卵形頭部彈體結構基本保持完整，觀測彈體外觀，僅頭部發生明顯的侵蝕破壞，頭部段侵蝕長度約40 mm，彈身無明顯彎曲變形，后端蓋與殼體連接完整，彈體側壁有一定程度的磨蝕，這是侵徹過程中彈壁與多層鋼板之間撞擊及相對運動產生的剪力和摩擦所致。對比實驗前和實驗后彈體外觀，以800～900 m/s速度條件下彈體侵徹4層鋼板可能發生的破壞形式主要包括：頭部侵蝕、側壁磨蝕、殼體尾端斷裂、殼體解體等。

對比兩種頭部結構的彈體，傳統的尖卵形頭部彈體在侵徹4層鋼板過程中表現出姿態不穩定，彈體呈“低頭”姿態穿透4層鋼板，且隨著撞擊層數的增加，低頭角度呈非線性增大。分析認為，由于侵徹姿態的急劇劣化，彈體軸線與鋼板法線之間的夾角(即著角減小)在逐漸減小，但攻角是逐漸增大的，這使得彈體受到的鋼板反作用的徑向撞擊力增大，一定程度上對彈體結構(特別是卵形頭部與后續殼體直段結合處、殼體尾端)強度提出較高的要求。相比較傳統尖卵形頭部彈體，提出的預制應力槽尖卵形頭部彈體侵徹4層鋼板過程中的彈體姿態比較穩定，彈體穿透第4層鋼板后基本呈水平姿態自由飛行。在侵徹過程中，主要依靠頭部段撞擊和破壞鋼板、形成孔洞，頭部后續的直段殼體隨進貫穿鋼板，進一步擴大鋼板的孔洞。因此，彈體主要承受頭部段撞擊鋼板時傳遞到殼體上的軸向應力，殼體受到的徑向應力很小，這十分有利于為彈體結構和裝藥提供了良好的受力環境。預制應力槽尖卵形頭部彈體能夠保持較穩定的侵徹姿態，對其機理進行分析認為，頭部設計應力槽，使得該區域容易形成應力集中，彈體高速斜撞擊第1層鋼板時，彈體頭部首先在靠近頂端的應力槽位置發生斷裂，尖卵形頭部隨即調整為截卵形頭部，結合對斜侵徹單層鋼靶頭部外形對姿態穩定的影響研究，截卵形頭形彈體的姿態偏離角小，即形成的彈體向下偏轉的速度矢量分量小、偏轉角速度也小，抗姿態劣化的能力強，因此侵徹姿態穩定性好。

此外，觀察回收彈體[圖6(b)]的前定心附近區域，發現有“徑縮”現象出現，如圖6(b)中標識所示。“徑縮”區域容易產生應力集中，在殼體承受高強度撞擊載荷時，該區域會首先達到強度極限，從而發生斷裂破壞，直接影響彈體結構強度。后續結合數值仿真，對這一現象的產生機理進行了初步探討。

2.3 彈靶作用結構響應分析

考慮到模型的對稱性，同時為了節約計算時間，建立彈體與鋼板的1/2模型。彈體結構如圖7所示，彈體與鋼板之間采用面-面侵蝕接觸，保證模型接觸部位單元失效被刪除，計算得以進行下去。所有單元采用8節點Solid164實體單元，計算模型的網格劃分均采用Lagrange算法，單位為cm-g-μs。

圖6 回收彈體實物照片

圖7 彈體結構示意圖

在沖擊載荷作用下，材料的力學性能隨著應變率的變化而發生顯著的變化，這種材料屬于應變率敏感材料，一般可采用Johnson-Cook模型[15-18]，該模型考慮了應變硬化效應、應變率效應和溫度軟化效應。其表達式為：

(1)

對兩種不同頭部結構的彈體以900 m/s初始速度、15°著角和0°攻角侵徹4層鋼板彈道的影響進行了仿真計算，重點對比了彈體偏轉角度的差異，結果如圖8所示，可得到：在相同的著角和著速等初始條件下，預制應力槽尖卵形頭形彈體的彈道偏轉角小，抗導彈姿態劣化的能力強，侵徹彈道的相對穩定性好。兩種不同頭部結構的彈體侵徹4層鋼板過程的彈道偏轉仿真計算結果如圖9所示，結果表明，出第4層鋼板后，尖卵形頭形彈體姿態向下偏轉約-29°，預制應力槽尖卵形頭形彈體姿態向下偏轉約-4°，很明顯預制應力槽尖卵形頭形彈體的侵徹彈道比較穩定，這與實驗結果得到的結論是一致的。

圖8 彈道偏轉角時程曲線

圖9 彈體侵徹4層鋼靶的彈道仿真計算結果示意圖

兩種不同頭部結構的彈體殼體塑性變形如圖10所示。結果表明，殼體頭部都發生了不同程度的侵蝕破壞，相較于彈體殼身，殼體頭部頂端塑性應變區明顯，且頭部頂端出現明顯的不對稱性破壞現象，頭部頂端上側侵蝕破壞更為嚴重。結合圖9侵徹4層鋼板彈道偏轉仿真結果分析認為，由于彈體頭部侵蝕破壞的不對稱性，導致頭部受力不均勻，從而影響了彈體侵徹多層鋼板時的彈道穩定性，彈道發生向下偏轉。相較于尖卵形頭形彈體，預制應力槽尖卵形頭形彈體的頭部侵蝕較大，且頭部變得較鈍，這也驗證了頭部設計應力槽的正確性，應力槽區域易形成應力集中，在彈體高速斜撞擊鋼板過程中該位置首先斷裂，達到了調整彈體頭部形狀的目的，有利于實現多次穿透鋼板后彈體頭部的鈍化，提高了抗姿態劣化的能力，因此侵徹姿態穩定性好。從圖10還可得到，在殼體前定心附近區域也出現了較明顯的塑性應變區，與圖6中回收彈體前定心附近區域出現明顯的“徑縮”實驗現象相一致。因此對“徑縮”現象的機理分析如下：① 前定心環外直徑為125 mm，彈殼體外直徑為100 mm，為了與前定心環連接，且保障殼體本體強度不受影響，一般將殼體上的連接螺紋設計為M103×2，稍大于殼體外徑100 mm，高速條件下彈體撞擊高強度的鋼板，鋼板發生“沖塞型”破壞，前定心首先受到較大的作用力而發生破壞，并脫離彈體，在前定心附近區域局部易產生塑性變形；② 前定心破壞后彈體繼續穿透后續幾層鋼板，在與前定心連接螺紋處殼體與鋼板產生相互摩擦和撞擊等作用，撞擊沖擊波持續傳入彈體，使得連接螺紋附近區域產生塑性變形，且塑性變形程度隨著連接螺紋處殼體與靶標持續作用時間的增長而增大，最終形成明顯的局部“徑縮”現象。

圖10 彈體殼體塑性變形圖

3 結論

1) 實驗和數值仿真結果均驗證了提出的預制應力槽尖卵形頭形結構有利于彈體侵徹4層鋼板時保持較穩定的彈道，彈道偏轉角度小。

2) 在主體結構完好的情況下，彈體高速侵徹多層鋼板過程中主要產生頭部侵蝕的破壞模式，頭部產生明顯的質量損失。由于頭部破壞的不均勻和不對稱性，侵徹彈道發生一定程度的偏轉。頭部鈍化有利于提高彈體抗姿態劣化的能力，利于保持較穩定的侵徹姿態。

3) 次口徑發射條件下，需合理設計定心結構，特別是前定心環結構，在滿足火炮發射強度的前提下，應考慮在前定心環設計應力槽結構，使彈體在撞擊靶標時前定心環及時發生解體破壞，避免 “徑縮”現象。