活性粉末混凝土基表面異形遮彈層的抗侵徹特性*

陳萬祥,郭志昆

（解放軍理工大學工程兵工程學院,江蘇 南京 210007）

精確制導鉆地武器的迅猛發(fā)展對深地下堅固目標構(gòu)成了嚴重威懾,防護工程界正在積極探索新的防護措施。針對彈體偏轉(zhuǎn)和破壞效應,許多學者,如C.F.Austim 等[1]、B.Rohani[2-3]、M.D.Gelman等[4]、J.M.Underwood[5]、劉瑞朝等[6]、王明洋等[7]都進行過一系列研究。結(jié)果表明:采用偏航措施或在普通防護結(jié)構(gòu)中設置形狀不規(guī)則的高強異形體,非對稱撞擊力促使彈體發(fā)生彈道偏轉(zhuǎn)和不同程度的彎曲破壞,可有效地阻止鉆地武器對結(jié)構(gòu)的侵徹破壞。RPC基表面異形遮彈層是一種新型偏航型復合遮彈層,具有高強度、高韌性、表面硬度大以及便于偽裝等優(yōu)點。其基本思想:一是采用高強度、高韌性的鋼纖維活性粉末混凝土（reactive powder concrete,RPC）作為遮彈層基本層,增大侵徹阻力;二是依靠超高強度、高韌性的RPC半球（即異形體）,使來襲彈發(fā)生彈道偏轉(zhuǎn)、彎曲變形甚至破裂,達到削弱侵徹威力的目的;三是采用陶瓷材料提高異形體的表面硬度,同時避免電磁脈沖帶來的負面效應。具有誘導來襲彈偏轉(zhuǎn)功能的偏航型遮彈層的防護效能在很大程度上與彈體特征參數(shù)和異形體特征參數(shù)有關(guān)。其中彈體特征參數(shù)包括彈形、彈材、質(zhì)量、長徑比、撞擊速度等;異形體特征參數(shù)包括幾何尺寸、強度、斷裂韌性、分布形式等[1,8]。彈體與異形體撞擊問題屬于高速撞擊動力學問題,彈體偏轉(zhuǎn)和破壞的作用機理復雜,受現(xiàn)有理論的限制,彈體在表面異形遮彈層中的侵徹深度計算問題還沒有完全解決,有關(guān)的研究工作仍以試驗研究為主[7,9]。表面異形遮彈技術(shù)作為一種新的防護措施,要研究其防護效能,必須進行全面、系統(tǒng)的原型試驗。試驗不僅規(guī)模大,而且耗資也大,這顯然是不現(xiàn)實的。在現(xiàn)有試驗條件和相似理論支持下,本文中擬對遮彈層進行縮比模型試驗,在給定彈形和彈材情況下,研究不同速度的彈體侵徹特性,研究結(jié)果為表面異形遮彈層的抗侵徹機理研究和工程應用提供參考。

1 試驗設計

1.1 彈 體

試驗彈體為標準?57 mm硬芯半穿甲彈,彈長456 m,長徑比l/d=8.0,質(zhì)心距193 mm,彈頭長度lr=103 mm,彈頭曲率半徑r=228 mm,彈頭曲徑比 φ=4.0,彈體質(zhì)量為4.44 kg,材料為30CrMnSi,布氏硬度為241,抗拉強度為1 620 MPa,屈服應力為1 275 MPa,彈體外形如圖1所示。

1.2 靶 體

試驗共設計制作了6塊材料、結(jié)構(gòu)及尺寸完全相同的靶體,編號為T-1～T-6。靶體設計成圓形,尺寸為φ×h=1 000 mm×300 mm。在靶板中間呈正方形均勻布置5行5列由RPC球柱+陶瓷半球殼構(gòu)成的偏航層,其中RPC半球直徑為100 mm,陶瓷半球殼厚度為10 mm。RPC球柱抗壓強度平均達到250 MPa;陶瓷抗壓強度為3.9 GPa,彈性模量為355 GPa;鋼纖維RPC（鋼纖維體積摻量為6%）抗壓強度為148 MPa。具體偏航層布置如圖2所示,試驗靶體如圖3所示。

圖1 試驗彈體Fig.1 Experimental projectiles

圖2 偏航層布置Fig.2 Scheme of yaw-inducing layer

圖3 試驗靶體Fig.3 Experimental target

1.3 試驗裝置

試驗發(fā)射裝置采用?85 mm改裝加農(nóng)榴彈炮,炮口與靶體的距離為50 m,通過調(diào)整裝藥量,使彈體獲得不同的速度。試驗中,在距離加農(nóng)榴彈炮炮口6 m處布置2個間距為10 m的銅絲網(wǎng)測速靶,時間由HG202A-Ⅲ測時儀（計時精度為10-6s）測量。試驗設計彈速范圍為300～700 m/s,試驗現(xiàn)場布置如圖4所示。

圖4 試驗現(xiàn)場布置Fig.4 Scheme of experimental setup

2 試驗結(jié)果與分析

2.1 彈體破壞特征及分析

試驗彈體實測著靶速度為320～705 m/s,彈體破壞特征和偏轉(zhuǎn)角如表1所示。彈體侵徹過程依次為撞擊異形體、初始彈坑和隧道

擴孔。在撞擊過程中非軸向?qū)ΨQ力作用使彈體產(chǎn)生攻角δ（或方向角,即速度方向與彈體軸線之間的夾角）、角速度 ω和偏轉(zhuǎn)角α。在混凝土類靶體的斜撞擊中,初始彈坑假定為沿軸線深度為kd的斜截錐形,并且有[10-11]

式中:k為斜侵徹靶體時初始彈坑沿軸線的深度因數(shù),lr為彈頭長度,d為彈體直徑,α為彈體偏轉(zhuǎn)角。根據(jù)試驗6發(fā)炮彈的初始彈坑深度,按式（1）可近似估算相應的偏轉(zhuǎn)角 α。

表1 彈體破壞特征Table 1 Failure characteristics of experimental projectiles

圖5 試驗后彈體Fig.5 Projectiles after ballistic experiments

研究表明[12-13],彈體斜侵徹深度主要由2個量綱一物理量（即撞擊函數(shù)I和彈頭形狀函數(shù)N）、初始著角β及靶體量綱一厚度χ控制,若彈頭曲徑比φ≥4.0,則侵深主要由撞擊速度v0、目標強度fc和初始著角β控制。在彈體撞擊目標初期,彈速下降較慢,但如果改變攻角和初始著角β,將使彈體侵徹阻力明顯增大。此外,當撞擊速度大于上限值,彈體將發(fā)生嚴重變形、不對稱破壞等,導致侵徹能力顯著下降[12]。鑒于以上分析,采用陶瓷材料提高RPC半球的表面強度和硬度,增大彈體非對稱撞擊力,促使彈頭彎曲變形,甚至破裂。同時,由于彈體與RPC基異形體撞擊瞬間,彈體軸向速度被迅速分解,非對稱撞擊力對彈體質(zhì)心產(chǎn)生巨大的慣性矩作用,彈體將產(chǎn)生攻角和角速度。從試驗回收到的彈體（圖5（a）～（e））發(fā)現(xiàn),彈體后蓋明顯彎曲,后蓋口呈橢圓形,為典型的慣性矩造成的彎曲破壞。彈體與異形體撞擊后的入射姿態(tài)為含攻角和角速度的斜入射,且彈頭出現(xiàn)了不同程度的變形破裂,進一步侵徹過程中非對稱侵徹阻力使彈體不斷偏轉(zhuǎn),最終表現(xiàn)為彈道彎曲,侵徹能力下降。由圖5（f）可以觀察到,當彈體由靶體背面入射時,未發(fā)現(xiàn)任何彈頭彎曲跡象。由于應力波的自由面反射,彈體后端將產(chǎn)生反射卸載波（拉伸波）,反射卸載波與人射波相互作用,材料響應階段（微秒量級）的應力波作用將導致宏觀的慣性效應,彈體后端由于拉應力作用發(fā)生拉伸斷裂。

剛性彈假設下,較大的撞擊速度對應較大的撞擊力,因而彈體偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而增大[13]。由表1和圖5可以看出,v0＜500 m/s時,彈體偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而增大;v0＞500 m/s時,彈體偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而減小;v0=500 m/s時,彈體最大偏轉(zhuǎn)角達到64.1°?？梢?在一定速度范圍內(nèi)（v0＜500 m/s）,彈體非對稱撞擊力隨撞擊速度增大而增大,最終偏轉(zhuǎn)角也增大;當v0＞685 m/s時,撞擊速度將大于上限值（對于fc=250 MPa的RPC,按文獻[12]方法計算得到彈體的撞擊速度上限值為660 m/s）,彈頭發(fā)生嚴重彎曲變形和破裂,進人半流體撞擊,這種現(xiàn)象隨撞擊速度增大而加劇,導致偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而減小。這就是彈體偏轉(zhuǎn)角的理論值大于試驗值的重要原因[14]。

2.2 靶體破壞特征及分析

不同撞擊速度下靶體破壞特征如表2所示。其中H為彈體侵徹深度,H1為迎彈面漏斗狀彈坑深度,D1為迎彈面漏斗狀彈坑直徑。

由圖6可以看到,T-1～T-5靶體中的彈道發(fā)生明顯偏轉(zhuǎn),而T-6靶體中彈體垂直貫穿靶體。偏航層沒有出現(xiàn)大面積異形體破碎或脫落現(xiàn)象,表明本遮彈層具有較好的整體性和較強的抗重復打擊能力。由表2可以看出,彈體撞擊速度大于 685 m/s時,靶體被貫穿;當撞擊速度為505、373和320 m/s時,對應的彈體侵徹深度分別為335、312和181 mm,表明侵徹深度并非隨撞擊速度增大而線性增加。這種規(guī)律顯然是合理的,因為撞擊速度越大,彈體撞擊靶體表面時偏轉(zhuǎn)程度越大,彈頭彎曲變形越嚴重,必然導致侵徹阻力增大,相應的侵徹深度減小幅度也越大。以上清楚地說明了RPC基表面異形遮彈層由于其表面偏航層可以有效地誘導來襲彈產(chǎn)生攻角效應（攻角和角速度）,并促使彈體發(fā)生不同程度的彎曲變形和彎曲破裂,進一步增大其在基本層中的侵徹阻力,導致彈道彎曲,侵徹威力被顯著削弱,有效地提高了遮彈層的抗侵徹能力。

圖6 試驗后靶體Fig.6 Targets after ballistic experiments

另外一個重要的現(xiàn)象是RPC基表面異形遮彈層與普通混凝土遮彈層的破壞形態(tài)有較大差別。彈體高速撞擊混凝土類靶體后在彈著點附近產(chǎn)生高應力區(qū),因彈體高速擠入介質(zhì)而產(chǎn)生的剪切、擠壓作用以及靶體的自由面效應,靶表面破碎的混凝土材料介質(zhì)顆粒剝離而反向噴射,并產(chǎn)生一個漏斗狀沖擊彈坑;由于本遮彈層采用了高強度、高韌性的RPC材料作為基本層,有效地控制了靶表面混凝土破碎,試驗中靶表面的沖擊彈坑尺寸很小,局限于著靶點較近的橢圓形區(qū)域內(nèi),且只有當撞擊速度較大時才有少量放射狀裂紋由撞擊點向靶邊伸展,說明鋼纖維RPC在承受彈體沖擊時可有效阻止防護結(jié)構(gòu)的開裂,具有良好的抗沖擊剝落成坑性。

由試驗宏觀破壞現(xiàn)象還可以看出,靶體背面沒有出現(xiàn)大面積震塌現(xiàn)象,只有當靶體被貫穿時才出現(xiàn)較多放射狀裂縫,靶體正面壓縮漏斗坑與背面漏斗坑之間由侵徹孔互相貫通（如圖6（j））,而未被貫穿的靶體背面較完整,表明鋼纖維RPC有效阻止了裂縫開展和相互連通,保持了靶體的完整性,大大降低了混凝土破壞碎片對結(jié)構(gòu)內(nèi)的人員和設備構(gòu)成的威脅。靶板迎彈面彈坑直徑小于背面漏斗坑直徑,這主要是由2個漏斗坑的形成機理不同造成的:迎彈面彈坑主要是材料的壓縮和剪切破壞造成的,而背面漏斗坑主要是靶板中的沖擊壓縮波反射形成拉伸波造成材料拉伸破壞形成的[15]。

表2 靶體破壞特征Table 2 Failure characteristics of targets

3 彈體侵徹深度簡化計算公式

在有關(guān)斜侵徹深度計算公式基礎(chǔ)上[16],通過引入偏航層偏轉(zhuǎn)因數(shù)λ來綜合考慮攻角和角速度對侵徹深度的影響

式中:H為侵徹深度,M為彈體質(zhì)量,d為彈體直徑,λ1為彈形因數(shù),λ2為彈徑因數(shù),Kq為侵徹系數(shù),v0為撞擊速度,n為偏轉(zhuǎn)因數(shù),β為初始著角。

假定彈體垂直入射靶體,M=4.44 kg,d=0.057 m,λ2=0.94,n=2,Kq=2.65×10-7m2·s/kg。撞擊速度v0為彈體與異形體撞擊后對基本層的初始入射速度,初始著角β為彈體與異形體撞擊后對基本層的初始偏轉(zhuǎn)角,可按文獻[14]方法計算得到;偏航層偏轉(zhuǎn)因數(shù)λ需要考慮撞擊速度、撞擊姿態(tài)、彈頭和異形體幾何尺寸以及撞擊概率等因素,具體分析方法可參考文獻[17]。

通過引入偏航層偏轉(zhuǎn)因數(shù)λ來綜合考慮彈體與異形體撞擊后所產(chǎn)生的攻角和角速度對斜侵徹深度的影響,計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)較接近,如圖7所示。一般情況下,計算結(jié)果偏大。這是因為計算中假定彈體為剛性體,未考慮彈頭彎曲變形和破裂對侵徹阻力的影響。事實上,若彈體發(fā)生彎曲變形,隧道軌跡也有不同程度的彎曲,且彎曲程度隨彈體變形嚴重而加劇,彈體侵徹深度會明顯減小,這就是高速撞擊情況下理論計算值往往大于試驗值的主要原因。

圖7 計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)的比較Fig.7 Calculational results compared with experimental data

4 結(jié) 論

提出了一種新型偏航型復合遮彈層,進行了彈道沖擊試驗。通過對試驗現(xiàn)象和試驗結(jié)果的分析可以看出:RPC基表面異形遮彈層可以有效地誘導來襲彈發(fā)生偏轉(zhuǎn)和不同程度的彎曲變形,甚至破裂,彈道明顯彎曲,彈體侵徹威力顯著削弱,大大提高了遮彈層的抗侵徹能力。當v0＜500 m/s時,彈體偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而增大;而當v0＞500 m/s時,彈體偏轉(zhuǎn)角隨撞擊速度增大而減小,最大偏轉(zhuǎn)角達到61.4°,表明彈體偏轉(zhuǎn)角并非與撞擊速度呈線性關(guān)系。由于鋼纖維RPC具有高韌性、高阻裂的特性,從根本上改變了普通混凝土的脆性特征,侵徹深度小,裂縫淺而少,且貫穿破壞后的整體性保持較好,可以有效地保障工事結(jié)構(gòu)的安全。通過在已有的彈體斜侵徹深度計算公式中引入偏航層偏轉(zhuǎn)因數(shù)λ來綜合考慮彈體攻角效應的影響,提出了侵徹深度簡化計算公式,計算結(jié)果與試驗數(shù)據(jù)吻合較好。

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