內襯結構對活性破片高速驅動影響規律研究

焦曉龍, 王媛婧, 吳宗婭, 徐豫新

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室,北京 100081;2.山西江陽化工廠,太原 030041; 3.北京理工大學 重慶創新中心,重慶 401120)

一代材料、一代裝備,先進材料的研制與應用是推動武器裝備發展的核心基礎。 近年來,活性材料因對目標具有侵徹與燃爆耦合毀傷效應[1-3],廣受關注。活性材料制成的破片廣泛應用于殺傷戰斗部,可大幅提升戰斗部對燃油、裝藥等目標的毀傷效果[4],且著靶速度越高,毀傷效果越好[5-7],所以提升活性破片初速具有重要意義。但為實現破片的高速驅動,戰斗部通常采用高能炸藥[8-13],爆炸壓力高達30 GPa以上,在驅動活性破片時,活性材料受高壓作用易于破碎,所以高速驅動下活性破片完整性是其在應用中亟需解決的關鍵技術。

解決該技術的核心在于掌握爆炸驅動下活性材料動力學響應和破碎機制。目前,已有研究通過SHPB和飛片撞擊試驗掌握了活性材料的動態力學性能[14-16]、壓縮斷裂行為[17-20]與本構關系[21-22]等,獲得了活性材料在高應變率下變形和失效模式、應力-應變曲線以及物態方程參數等[23-26];采用掃描電鏡和能譜儀等對霍普金森壓桿(split Hopkinson pressure bar,SHPB)試驗收集到的碎片進行分析,發現碎片斷口形貌呈現微小臺階、剪切韌窩、滑移溝槽等特征,表明活性材料在高應變率條件下易于破碎,但易碎特性使其難以在炸藥的高速驅動下保持完整。因此,近年來,提高活性材料強度一直備受關注,目前通過改進活性材料組分和工藝的方式已使其極限強度達到2.0～5.6 GPa[27-28],但較30 GPa以上的爆炸沖擊壓強仍有較大差距。除提升材料本身力學性能外,在炸藥和活性破片間增加防護材料也是實現破片完整驅動的有效方式。已有研究表明活性破片采用外包覆殼體方式具有較好效果[29-30],但該方式增加了破片的體積和無效質量,降低了戰斗部裝填破片的數量,影響了戰斗部威力;另一方面,采用芳綸、聚氨酯、丙烯腈-丁二烯-苯乙烯共聚物(acrylonitrile butadiene styrene,ABS)塑料等低阻抗材料作為內襯材料,也就是將防護材料整體設置于炸藥和破片之間,被廣泛應用,該方法可有效降低活性破片受到沖擊的壓強,已實現1 300 m/s速度下活性破片完整驅動[31-34],但該初速仍難以滿足破片對厚鋼板屏蔽燃油、裝藥等目標的毀傷要求。因此,采用新技術、新材料在高速驅動過程中降低材料的受載,對活性材料的應用具有重要意義。

為實現活性破片在高速驅動下的完整性,研究內襯結構對活性破片高速驅動影響規律。在理論分析基礎上,建立了考慮內襯伸長率的預制破片初速計算模型,分析爆炸驅動下2A12鋁、20號鋼以及20號鋼/芳綸復合結構三種內襯與破片接觸面上的界面壓強,選用20號鋼/芳綸復合內襯實現了2 300 m/s以上速度下活性破片的完整驅動,根據試驗對比所建立模型的計算結果與試驗吻合較好,計算精度較現有基于Gurney公式修正的預制破片初速計算模型[35]、考慮爆轟產物泄露的預制破片初速計算[36]等模型提高了8%以上。

1 理論分析

1.1 破片初速計算

首先,在相同裝填比條件下,對非晶合金活性破片和常規鎢合金球形破片進行的爆炸驅動回收試驗的照片如圖1所示,結果表明活性破片與常規鎢合金破片結構變形情況基本一致。基于此結果,針對非晶合金活性破片和常規破片,進行理論分析,研究內襯與活性破片初速的關系,分析內襯對活性破片初速的影響規律。

圖1 回收破片照片

相關研究已證明軸向稀疏波僅影響戰斗部端面附近破片的初速[37],所以對于戰斗部中間部分破片的初速未受稀疏波影響;因此,可采用短圓柱模型分析爆炸驅動破片飛散過程,如圖2所示,簡化模型高度用h表示,裝藥質量用me表示。結合已有研究作以下假設

圖2 簡化模型

①炸藥瞬時定容爆轟;②爆轟產物等熵膨脹;③爆轟產物未泄露前無周向流動,且周向均勻分布;④破片無破碎。

根據爆轟產物對破片的作用過程,將預制破片加速過程分為爆轟產物泄露前和泄露后兩個階段,即內襯破裂前后兩個階段進行分析。

對于第一階段,內襯未破裂,爆轟產物驅動內襯、破片、外殼共同運動,可將內襯、破片、外殼視為一個整體;相關研究已表明消耗于殼體塑性變形和形成空氣沖擊波的爆炸能量均不大于1%[38],在此忽略。因此,根據假設①炸藥瞬時定容爆轟,爆轟產物膨脹中,爆轟產物初始壓強可用式(1)[39]計算

(1)

式中:P0為爆轟產物初始壓強;ρ0為炸藥初始密度;D為炸藥爆速;γ為爆轟產物多方氣體指數,可通過Kamlet經驗公式確定[40]

(2)

根據假設②爆轟產物等熵膨脹,對于圓柱形裝藥,其爆轟產物壓強可表示為關于爆轟產物徑向膨脹半徑R的函數

(3)

式中:R0為炸藥初始半徑;R為爆轟產物徑向膨脹半徑。

相關研究已表明[41-42],內襯在爆炸驅動下發生塑性流動,且在高應變率膨脹變形過程中,高延展性材料的金屬圓筒會出現類似拉伸試驗中的頸縮現象[43],據此,將內襯破裂視為局部拉伸斷裂;且考慮到內襯厚度較小,可忽略裂紋徑向延伸過程,則內襯破裂半徑可用式(4)表示

Rc=(1+η)R0

(4)

式中:Rc為內襯破裂半徑;η為內襯材料伸長率。

已有研究表明爆轟產物徑向速度接近線性分布,則根據能量守恒,對于內襯破裂前有

(5)

式中:M為內襯、破片、外殼總質量;me為裝藥質量;vc為內襯破裂時的破片速度。

對于第二階段,內襯破裂后,爆轟產物泄露并包裹預制破片,在破片內外兩側形成壓差,繼續驅動破片運動,如圖3所示。圖3中R為爆心距破片中心距離,θ為破片徑向與爆心和破片輪廓切線的夾角,r0為破片半徑,l為爆心和破片輪廓切點距爆心和破片徑向的垂直距離。

圖3 爆轟產物驅動破片飛散示意圖

根據已有研究破片在慣性作用下發生塑性變形[44],由于破片邊緣為圓弧面,從破片邊緣處泄露的爆轟產物對破片的做功效果可忽略,即可忽略泄露爆轟產物動能,則對于單枚破片有

(6)

式中:S為破片在運動方向上的投影面積;mf為破片質量;CR為破片運動至R處時未泄露爆轟產物的質量;v為破片速度(下標R為徑向位置);r0為破片半徑;l為爆心和破片輪廓切點距爆心和破片徑向的垂直距離。

根據相關研究[45],球形破片塑性變形后,其在運動方向上的投影近似為正六邊形,由圖3可建立以下關系式

(7)

炸藥起爆前,r0/R比值很小,隨著破片飛散運動距離的增加,R變大,比值變小,則式(7)中該比值平方項的值更小,可將l近似為r0,則有

(8)

根據假設①炸藥瞬時定容爆轟和假設③爆轟產物未泄露前無周向流動,且周向均勻分布,結合已有研究表明,可忽略其爆轟產物的軸向膨脹。則對于單枚破片,CR可有

(9)

式中,Sc為破片運動至R處時簡化模型中全部破片圍成的圓柱面面積。

整理式(5)、式(6)和式(9)后有

式中,僅有爆轟產物膨脹半徑R為變量,根據已有研究可知,柱形裝藥爆轟產物最大膨脹半徑約為初始半徑的30倍,據此將R=30R0代入式(10)可獲得破片初速。

根據上述分析,隨著內襯材料伸長率的提升,內襯破裂半徑增加,從而提升了爆轟產物對破片的做功,降低了因爆轟產物泄露造成炸藥能量的浪費,而伸長率是表征材料韌性的重要參數,所以采用韌性較好的內襯材料有益于提升炸藥能量-破片動能的能量轉化率,即有益于提高破片初速。

1.2 破片與內襯接觸面上壓強分析

韌性材料益于提高破片初速,且內襯作為戰斗部關鍵組件,需具有較好剛性以約束和支撐戰斗部裝藥,所以采用高韌性鋼作為內襯材料能夠提升破片初速,但由于其阻抗較高,無法有效降低破片被驅動時所受到的沖擊壓強,所以需進行防護結構設計,設計前需首先建立破片與內襯接觸面上壓強計算模型,具體如下:

炸藥起爆后,內襯首先受到爆轟波沖擊作用,并以透射沖擊波的形式依次作用內襯和破片,對于該沖擊波作用過程,材料壓強、密度、粒子速度和沖擊速度取決于其狀態方程,采用Hugoniot狀態方程描述內襯材料在沖擊作用下的動力學響應,考慮沖擊波擾動前,u0=0,則有

(11)

式中:P為壓強;ρ為密度;C為聲速;u1為沖擊波擾動后粒子速度。

根據已有文獻[46],爆轟波沖擊阻抗比炸藥大的內襯材料時,壓強可用式(12)計算獲得

(12)

式中:udp為爆轟產物粒子速度;D為炸藥爆速;γ為爆轟產物多方氣體指數;Pdp為爆轟產物界面壓強;Pcj為炸藥CJ壓力。

根據物質連續性,在裝藥與內襯界面處爆轟產物和內襯材料壓強和粒子速度相同,則有以下邊界條件

(13)

聯立式(11)～(13)獲得沖擊波進入內襯內表面時的材料狀態參數。已有研究表明[47],當沖擊波在兩固體介質間傳播,傳播入射沖擊波介質滿足以下關系式。

P1=ρC(2u0-u1)+ρs(2u0-u1)2

(14)

式中,u為粒子速度(下標0為材料初始狀態,1為材料沖擊波擾動后狀態)。

考慮到內襯厚度相對沖擊波強度較小,忽略沖擊波在內襯厚度方向的衰減。傳播透射沖擊波的介質滿足式(11)關系式,且根據物質連續性,聯立式(11)和式(14),可獲得兩介質界面的材料狀態參數。基于此可獲得內襯與破片接觸面材料狀態參數。同理對于復合內襯,也可獲得層間觸面的材料狀態參數。

選用常見高韌性鋼20號鋼作為內襯材料[48],同時,選用常見內襯材料2A12鋁為對照進行對比分析[49],材料Hugoniot參數如表1所示。

表1 材料的Hugoniot參數

根據文獻數據計算了不同內襯和活性破片界面的材料狀態參數,如表2所示,并繪制了Hugoniot曲線,如圖4所示。

表2 內襯和破片界面的材料狀態參數

圖4 材料Hugoniot曲線

圖4中內襯與破片對應曲線交點代表的物理含義是:沖擊波傳播至內襯與破片界面時兩種材料的Hugoniot關系。由表2可知,采用2A12鋁和20號鋼作為內襯材料時,內襯表面壓強極高,不利于活性破片在高速驅動下保持完整性。芳綸是常見低阻抗材料,且相關研究表明其能夠有效降低透射沖擊波強度[52],在此,選取20號鋼和芳綸組合復合內襯。復合內襯由內外兩層材料組成,內層為20號鋼,外層為芳綸。結果顯示復合內襯與活性破片接觸面的界面壓強最高為32.86 GPa,比2A12鋁降低了43.92%,比20號鋼降低了40.16%;復合內襯與文獻[28]活性破片的界面壓強最低為32.86 GPa,比2A12鋁降低了40.84%,比20號鋼降低了29.49%。該結果表明復合內襯下活性破片材料所受壓強最低,即采用20號鋼/芳綸復合內襯對活性破片的保護效果最佳,有利于活性破片的完整驅動。

綜上,采用韌性較好的金屬材料作為內襯能夠提高內襯破裂半徑,有益于提高活性破片初速;采用低阻抗材料能夠降低透射沖擊波強度,從而降低作用到破片的沖擊波強度,保護破片;同時,具有較好韌性和低阻抗的復合材料可在提高破片初速的同時降低破片所受沖擊壓強,從而實現活性破片在高速驅動下的完整性。

2 靜爆試驗

2.1 試驗設計

基于上述分析,設計了破片初速最低的2A12鋁內襯戰斗部方案,以及破片與內襯接觸面上壓強最低的20號鋼/芳綸內襯戰斗部方案,如圖5所示。針對所設計的戰斗部方案開展靜爆試驗,兩種內襯戰斗部各進行了2發試驗,共4發試驗。

圖5 戰斗部方案示意圖

2A12鋁內襯厚度為2 mm;復合內襯由內外兩層材料組成,內層為2 mm厚20號鋼,內徑166 mm,外層為2 mm厚芳綸,內徑為170 mm。戰斗部裝藥采用8701炸藥,長徑比為1.69;活性破片為中國科學院金屬研究所提供,為直徑9.5 mm的球形W/Zr非晶合金活性破片,采用單層緊密排布;外殼、頂蓋和底蓋均采用2A12鋁制成,頂蓋中心設有開孔,用于放置雷管。

所采用活性破片材料密度12 g/cm3,硬度HRC≥45,屈服強度1.55 GPa,不同應變率下壓縮強度如表3所示。已有研究和材料性能測試試驗表明,不同應變率下試樣呈現脆性斷裂特征。如圖6所示為0.001 s-1應變率壓縮性能測試后試樣實物圖,可觀察到試樣發生剪切斷裂,其剪切裂紋與軸向夾角約40°,壓縮試樣尺寸為Ф2×3 mm。

表3 不同應變率下活性破片材料壓縮強度

圖6 壓縮性能測試前后試樣實物(0.001 s-1)

靜爆試驗時戰斗部及測試設備等均處于同一水平面,試驗布置示意圖如圖7所示。分別在距爆心13 m、15 m、17 m處放置了長3 m寬1.5 m的6 mm厚Q235鋼板(下文簡稱“鋼板”)。在6 m處布置了斷靶用于測試破片速度,并設置高速攝像機及配套設備,記錄破片群飛散狀態。高速攝像機為Phantom公司(美國)的V120型高速攝像機,其與戰斗部水平距離約150 m,拍攝參數設置為10 000幀/s(拍攝速度)、錄像分辨率1 280(H)×400(V)像素。

圖7 試驗布置示意圖

2.2 結果分析

2.2.1 破片初速

破片初速可通過6 m處斷靶測速獲得的破片存速以及破片速度衰減計算公式反推計算獲得[53],以下為計算公式

(15)

式中:v為破片飛行R距離時的速度;v0為破片初速;CD為氣動阻力系數;ρa為當地空氣密度;R為破片飛行距離。

根據試驗以及式(15)反推獲得兩種內襯下破片初速如表4所示。初速結果表明,20號鋼/芳綸復合內襯戰斗部較2A12鋁內襯戰斗部裝填比降低了14%,但破片初速提升了10.85%;同厚度20號鋼伸長率較2A12鋁提高了145.83%,破片初速提升了10.85%。試驗結果和式(10)表明內襯材料伸長率對預制破片初速的影響明顯,破片初速隨著內襯材料伸長率的增加非線性提升。

表4 破片速度

針對20號鋼/芳綸復合內襯,現有典型預制破片初速計算模型與式(10)對比結果如表5所示。式(10)計算結果與試驗值一致性較好,且精度較現有模型提高8%以上。

表5 破片初速計算結果對比

2.2.2 破片侵徹

由于砂礫對活性破片的磨蝕作用,試驗中難以通過砂箱回收獲得完整破片。兩種內襯下活性破片均對鋼板造成貫穿和未貫穿兩種侵徹結果,根據已有彈道槍試驗表明完整活性破片可貫穿鋼板,未完整破片不能貫穿,所以依據破片對鋼板的貫穿情況可間接反映活性破片是否完整。

如圖8所示20號鋼/芳綸復合內襯戰斗部造成的穿孔,其孔徑為12.80 mm,是破片直徑的1.35倍。

圖8 典型穿孔形貌(20號鋼/芳綸復合內襯)

如圖9所示2A12鋁內襯戰斗部活性破片凹坑,其中大凹坑直徑為7.28 mm,是破片直徑的0.77倍;小凹坑直徑為6.63 mm,是破片直徑的0.70倍。結合殘余破片狀態,可認為造成活性破片未貫穿鋼板的主要原因是破片結構受損、質量降低,致其無法貫穿鋼板,表明2A12鋁內襯對活性破片的保護作用較差。

圖9 典型凹坑形貌(2A12鋁內襯)

綜上表明20號鋼/芳綸復合內襯下活性破片在爆炸驅動中完整性較好,即20號鋼/芳綸復合內襯對活性破片具有較好的保護作用。綜合破片初速,認為20號鋼/芳綸復合內襯實現了2 300 m/s以上速度活性破片完整驅動。

統計貫穿和未貫穿破片數量與命中鋼板破片數量的比值(下文簡稱“貫穿比”和“未貫穿比”)分析破片完整性;其中,貫穿破片數量即為鋼板上的穿孔數量,貫穿和未貫穿破片數量總和為命中鋼板破片數量。統計結果如圖10所示,圖中數據為同種內襯對應2發試驗數據的平均值。統計結果表明,2A12鋁內襯下未貫穿比最高為20%,20號鋼/芳綸復合內襯下為8%,降低了60%;此外,2A12鋁內襯下17 m處的未貫穿比增加了8%,顯著高于20號鋼/芳綸復合內襯。

圖10 不同內襯下破片貫穿和未貫穿比

3 結 論

根據能量守恒定律建立了考慮內襯伸長率的破片初速計算模型,選擇2A12鋁、20號鋼以及20號鋼/芳綸復合結構三種內襯,基于物態方程分析了內襯與破片接觸面上的界面壓強,設計了2A12鋁和20號鋼/芳綸復合結構內襯兩種戰斗部方案,通過靜爆試驗對活性破片破碎情況及計算模型進行了試驗驗證。得到如下結論:

(1)高韌性鋼對于提升破片初速具有顯著作用,20號鋼/芳綸復合內襯戰斗部較2A12鋁內襯戰斗部裝填比降低了14%,破片初速提高了10.85%,同厚度20號鋼伸長率較2A12鋁提高了145.83%,破片初速提升了10.85%。

(2)芳綸對于減少破片所受沖擊壓強具有明顯效果,20號鋼/芳綸復合內襯下破片初速為2 345.33 m/s,且未貫穿比最高為8%較2A12鋁內襯降低60%,表明采用20號鋼/芳綸復合內襯實現了2 300 m/s以上速度活性破片完整驅動。

(3)所建立模型可將破片驅動過程分為內襯破裂前和破裂后兩個階段,基于兩階段的計算結果與試驗吻合較好,計算精度較現有模型提高了8%以上。