周忠彬，馬 田，趙永剛，李繼東，周 濤，李 鵬

（1.西安近代化學研究所，陜西 西安 710065；2.火箭軍駐西安地區(qū)第五軍事代表室，陜西 西安 710065）

目前在研或已經(jīng)裝備的鉆地彈著靶速度較低（馬赫數(shù)不大于2.5），侵徹能力有限[1]。為了對地面或地下深埋、加固的重要軍事目標進行毀傷打擊，隨著高超聲速飛行器的快速發(fā)展，超聲速侵徹彈已經(jīng)成為重要的發(fā)展方向，各國都在開展超聲速鉆地彈的研究。超聲速鉆地彈具有侵徹能力強、技術要求高等特點。彈體以超聲速侵徹混凝土等典型材料時，彈和靶之間的碰撞力超過目前常用金屬材料的強度極限，彈體部分會發(fā)生侵蝕、破壞等現(xiàn)象。開展侵徹實驗，利用實驗結果來分析彈和靶的相互作用過程，是研究彈體侵徹混凝土靶的能力，以及彈體可能產(chǎn)生的變形破壞、頭部侵蝕等超聲速侵徹現(xiàn)象最直觀和最有效的方法。

國內(nèi)外對中低速鉆地彈對地介質(zhì)的侵徹研究比較透徹，對超聲速條件下鉆地彈的結構響應和侵徹機理也開展了一定的實驗研究，公開的研究報道有限。Lundegren[2]對超聲速彈體侵徹混凝土介質(zhì)進行了理論分析；Forrestal等[3]進行了64 g量級的彈體在400～1 400 m/s速度范圍內(nèi)侵徹混凝土靶的實驗；陳小偉等[4]、梁斌等[5]、武海軍等[6]均開展了1 200 m/s速度量級的彈體侵徹素混凝土靶的實驗研究，對超聲速條件下彈體的結構響應和質(zhì)量侵蝕進行了分析討論；何翔等[7]進行了150 g量級的實心彈丸在800～1 470 m/s速度范圍內(nèi)侵徹素混凝土靶的實驗。上述研究主要針對實心彈丸開展，對結構彈體的實驗研究比較少，且實驗靶板多為素混凝土靶。為了研究結構彈體侵徹鋼筋混凝土靶的結構響應規(guī)律，王可慧等[8]進行了0.15 kg和1.5 kg的彈體在1 030～1 630 m/s速度范圍內(nèi)侵徹鋼筋混凝土靶的實驗研究，對結構彈體的結構響應、質(zhì)量損失、生存極限速度等進行了分析討論。

本研究從實際的工程應用出發(fā)，設計了25 kg量級的超聲速鉆地彈，結合203 mm口徑的火炮，開展了彈體在1 100～1 300 m/s速度范圍內(nèi)侵徹鋼筋混凝土靶的實驗研究，著重對比研究超聲速侵徹條件下彈體的結構響應、質(zhì)量損失和不同鋼材料作為超聲速鉆地彈殼體的適應性能。

1 實驗方案

1.1 加載技術

根據(jù)靶場火炮裝置的發(fā)射能力，同時考慮到實驗的經(jīng)濟性，選擇203 mm口徑的滑膛炮進行實驗，彈體采用次口徑設計?；排诳蓪①|(zhì)量為25 kg量級的實驗彈加速至1 100～1 300 m/s，在該速度條件下對彈體侵徹鋼筋混凝土靶的機理進行研究，彈體飛行姿態(tài)穩(wěn)定，無明顯攻角。

1.2 實驗彈體設計

大長徑比的空心結構彈體在超聲速侵徹下會出現(xiàn)結構彎曲、彈體破裂等現(xiàn)象。為了研究超聲速侵徹條件下的彈體結構響應、質(zhì)量侵蝕和不同鋼材料作為殼體材料的適用性等問題，彈體壁厚比通常設計值有所增加，以增強彈體的抗彎曲能力。實驗彈體的結構和實物如圖1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(huán)、閉氣環(huán)、閉氣環(huán)壓環(huán)裝置等組成。彈體頭部形狀系數(shù)RCRH設計值為3.5，彈體直徑D為150 mm，長徑比L/D為6.0，彈體總質(zhì)量M為25.3 kg。除前定心和后定心裝置，彈體質(zhì)量m約為20.5 kg。前定心材料為調(diào)質(zhì)后的45鋼，后定心材料為35CrMnSiA鋼，閉氣環(huán)為尼龍材料，閉氣環(huán)壓環(huán)為35CrMnSiA鋼，直徑均為203 mm，定心環(huán)和閉氣環(huán)裝置與彈體通過螺紋組合，使彈體在炮膛內(nèi)受力均勻，與炮膛內(nèi)壁配合和諧，保證不漏氣、不劃傷炮膛。

圖1 實驗彈結構和實物圖Fig.1 Schematic diagram and image of the projectile

鉆地彈侵徹混凝土等硬目標過程中，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(xiàn)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(nèi)部裝藥的關鍵作用。彈體殼體應具有優(yōu)良的力學性能，通常選擇彈體殼體材料的主要依據(jù)是抗拉強度σb、屈服強度σs和斷裂韌性KIC3個參數(shù)。

目前工程上常用的高強度鋼有30CrMnSiNi2A、35CrMnSiA、G50和30CrMnSiNi2MoVE，其典型的力學性能測試結果見表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鋼和30CrMnSiNi2MoVE鋼。

1.3 靶 標

實驗靶標采用鋼筋混凝土靶，設計強度為35～40 MPa。靶體為長方形，靶內(nèi)鋼筋直徑為10 mm，每層鋼筋網(wǎng)格大小為150 mm×150 mm，兩層鋼筋網(wǎng)格間距為200 mm。靶標實體如圖2所示，靶面尺寸為1 500 mm×1 500 mm，垂直厚度為3 m，靶標單軸抗壓強度實測值為39.2 MPa，滿足設計強度要求。

表1 金屬材料力學性能Table 1 Mechanical properties of metal materials

1.4 實驗布局及測試要求

在1 300 m/s速度下，根據(jù)Young[9]公式計算得到的侵徹深度為4.0 m，經(jīng)數(shù)值仿真計算，彈體穿透厚度為3 m的鋼筋混凝土靶后，剩余速度約為280 m/s。為方便回收實驗彈體，將靶標緊靠回收山體放置。在靶標前20 m處布設天幕靶，用于獲取彈體著靶前的速度。203 mm口徑的火炮布設于靶標正前方約40 m處，實驗布局如圖3所示。

圖2 實驗鋼筋混凝土靶Fig.2 Reinforced concrete targets used in the experiment

圖3 實驗布局Fig.3 Experimental layout

2 實驗結果及分析

2.1 彈體的飛行速度

彈體的殼體材料為30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼，每種鋼殼體的實驗彈數(shù)量均為2發(fā)，其中：30CrMnSiNi2MoVE鋼殼體彈體的編號為1#和2#，G50鋼殼體彈體的編號為3#和4#。4發(fā)實驗均獲得了有效的數(shù)據(jù)。實驗中天幕靶測試系統(tǒng)測得1#、2#、3#和4#彈體的飛行速度分別為1 259.18、1 307.31、1 305.47和1 309.46 m/s，與預估彈速1 100～1 300 m/s基本一致。

2.2 彈體的侵徹能力

兩種鋼殼體的彈體以超聲速侵徹厚度為3 m的鋼筋混凝土靶時，4發(fā)彈體均穿透靶標，隨后繼續(xù)鉆入靶標后的山體中。鋼筋混凝土靶結構都產(chǎn)生嚴重破壞，沿厚度方向，主體結構發(fā)生較嚴重的斷裂，如圖4和圖5所示。受到小口徑彈體的高速撞擊影響，靶標正面產(chǎn)生一個較大的凹坑，且靶面上產(chǎn)生由撞擊點向四周擴展的數(shù)條裂紋，裂紋基本上是均勻分布的。沿靶標厚度方向，也可觀察到多條裂紋發(fā)生了不同程度的擴展。

Young[9]給出的侵徹深度經(jīng)驗公式為

式中：D為侵徹深度（m）；K為侵徹系數(shù)，在鋼筋混凝土條件下為1.8 × 10-5；S為靶標的可侵徹性，鋼筋混凝土條件下為0.9；N為彈體頭部形狀因子，取經(jīng)驗值N= 0.863 ×/(4RCRH? 1)]0.25；M/A為截面密度，M為彈體總質(zhì)量（kg），A為橫截面積（m2）；v為碰靶速度（m/s）。

圖4 30CrMnSiNi2MoVE鋼材料實驗彈侵徹后靶標的破壞結果Fig.4 Destruction results of targets penetrated by experimental projectile of 30CrMnSiNi2MoVE metal material

圖5 G50鋼材料實驗彈侵徹后靶標的破壞結果Fig.5 Destruction results of targets penetrated by experimental projectile of G50 metal material

式（1）的適用范圍為：彈體質(zhì)量大于2 kg，侵徹速度為61～1 330 m/s。按照式（1），并依據(jù)彈體著靶速度對彈體的侵徹能力進行計算，得到侵徹深度為3.87～4.03 m。為了保障彈體的可靠回收，出靶后的彈體余速未能通過高速攝影等手段獲得?；厥諒楏w時，測得彈體侵入回收山體約5 m。回收山體的土質(zhì)按黏土處理，利用式（1）進行計算，侵徹深度為5 m的黏土需要的初始速度約為190 m/s，分析得到彈體穿透靶標后的剩余速度約為190 m/s。按式（1）計算，在190 m/s的侵徹速度條件下，彈體能夠侵徹厚度為0.5 m的鋼筋混凝土，即在1 300 m/s的侵徹速度條件下，設計的鉆地彈能夠侵徹厚度為3.5 m的鋼筋混凝土，說明彈體的實際侵徹能力略低于Young公式預估的能力。

2.3 彈體結構破壞分析

30CrMnSiNi2MoVE鋼材料的彈體（1#和2#）和G50鋼材料的彈體（3#和4#）在實驗后均得到回收，實驗前和實驗后彈體外觀對比如圖6所示?？捎^察到：撞靶后實驗彈的彈身僅頭部發(fā)生不同程度的侵蝕破壞，頭部由卵形變?yōu)榻咏筋^的鈍形；彈身主體結構完好，后端蓋與殼體連接無破壞，彈體無明顯彎曲變形現(xiàn)象。說明撞靶速度在1 259～1 309 m/s條件下，使用30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼兩種材料的彈體都僅表現(xiàn)出頭部侵蝕破壞和側壁磨蝕等明顯的響應特征。

圖6 實驗前后彈體外觀比較Fig.6 Appearances comparison of projectiles before and after experiment

彈體頭部侵蝕是彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶的一個明顯特征，頭部侵蝕改變了彈體頭部形狀，增大了侵徹阻力，在一定程度上影響了彈體的侵徹能力。這也解釋了彈體的實際侵徹能力略低于Young公式預估能力的原因。

此外，觀察1#～4#回收彈體的前定心附近區(qū)域，發(fā)現(xiàn)有明顯的“徑縮”現(xiàn)象，如圖6中紅線標識所示。“徑縮”區(qū)域容易產(chǎn)生應力集中，在殼體承受高強度撞擊載荷作用時，該區(qū)域會首先達到強度極限，從而發(fā)生斷裂破壞，繼而影響彈體的結構強度。后續(xù)結合數(shù)值仿真，對這一現(xiàn)象的產(chǎn)生機理進行了初步分析。

分別對實驗前后兩種鋼殼體的彈體質(zhì)量m、長度L和外徑D進行了測量，其中實驗前彈體質(zhì)量不包含前定心和后定心裝置，結果列于表2。分析表2發(fā)現(xiàn)，實驗彈體質(zhì)量損失為3.7%～6.9%，彈體長度變化為4.4%～10.5%；彈體外徑變化為0.27%～0.54%。由此可知，超聲速侵徹過程對彈體的侵蝕破壞比較嚴重，質(zhì)量損失和彈體長度發(fā)生變化主要是由于頭部遭受侵蝕破壞所致。進一步觀察回收的彈體，可以看到彈體表面沿軸線方向的刻痕，彈體側壁有一定程度的磨蝕，彈身外徑較實驗前有所減小，這是由于侵徹過程中彈壁和鋼筋混凝土靶之間的撞擊以及相對運動產(chǎn)生的剪力和摩擦所致。

表2 實驗回收彈體測量結果Table 2 Measuring results of recycled projectile

進一步觀察回收彈體的頭部，可見頭部輪廓變化明顯，頭部頂端接近平頭但也凹凸不平，如圖7所示。因此對彈體頭部的侵蝕機理分析如下：（1）彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶體時，彈頭和靶體之間發(fā)生劇烈作用，彈體頭部區(qū)域受到的壓力超過彈體材料的屈服強度，頭部局部區(qū)域進入塑性流動狀態(tài)；（2）彈頭與靶體的接觸面在撞擊時產(chǎn)生高壓，變形和摩擦會產(chǎn)生高溫，由于熱、力學環(huán)境超過材料強度極限，因而引起頭部局部剪切破壞；（3）侵徹前端的能量在頭部表面產(chǎn)生局部的高溫和高壓，使得彈體頭部表面材料出現(xiàn)熱軟化或熔化，彈體在沿軸向運動的過程中，與混凝土材料發(fā)生沖擊和相互運動，在沖擊壓縮應力和溫升軟化的共同作用下，彈體頭部在混凝土硬度較高的骨料切削作用下產(chǎn)生非均勻性的侵蝕破壞。

圖7 回收彈體頭部侵蝕破壞Fig.7 Erosion damage of the head of recycled projectile

綜上，彈體頭部的侵蝕效應是彈體表面材料與混凝土骨料相互作用的一個復雜過程，彈體初始速度越高，與骨料發(fā)生侵蝕作用的持續(xù)時間越長，質(zhì)量損失越大。對比30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼兩種高強度材料，在撞靶速度基本相同的條件下，G50鋼彈體頭部質(zhì)量損失相對較小，即鋼殼體材料的抗拉強度和屈服強度越高，超聲速侵徹條件下彈體抵抗硬骨料切削的能力越強，表現(xiàn)為彈體頭部遭受侵蝕的程度較小。因此，強度高的G50鋼更適合用于超聲速侵徹彈的殼體材料。

2.4 彈靶作用結構響應分析

混凝土材料采用HJC模型，參數(shù)取值如下：密度為2 240 kg/m3，彈性模量為14.86 GPa，抗壓強度為40 MPa，鎖變體積應變?yōu)?0.04，剪切屈服應力τ0= (1 -λ/3)σ0，強度模量參數(shù)λ為 0.61。

彈體材料采用Johnson-Cook模型，彈體仿真模型如圖8所示。彈體初始撞靶速度為1 200 m/s，0°著角和0°攻角條件下對厚度為3 m的鋼筋混凝土靶的侵徹能力仿真結果如圖9所示。計算結果表明，彈體超聲速侵徹厚度較大的鋼筋混凝土靶時，在迎彈面方向的靶體表面開坑，后續(xù)是和彈體外徑比較接近的隧道區(qū)。彈體具備穿透厚度為3 m的鋼筋混凝土靶的能力，穿透靶標后剩余速度約為280 m/s，侵徹彈道發(fā)生一定程度的向下偏轉，偏轉角度約為0.5°，侵徹彈道較理想。穿透靶標后彈體呈低頭姿態(tài)飛行，相較于初始姿態(tài)角0°，姿態(tài)偏轉角度約為10°。超聲速撞擊鋼筋混凝土靶過程中彈體承受的過載變化曲線如圖10所示，當彈體頭部撞擊靶面時產(chǎn)生過載峰值，最大撞擊過載約42 498g。

圖8 彈體模型Fig.8 Simulation model of projectile

圖9 侵徹能力計算結果Fig.9 Calculation result of penetration capability

兩種鋼材料殼體的塑性變形如圖11所示。結果表明，G50鋼和30CrMnSiNi2MoVE鋼材料的殼體頭部都遭受到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(qū)明顯，且頭部頂端出現(xiàn)明顯的不對稱破壞現(xiàn)象，頭部頂端上側侵蝕破壞更為嚴重。結合圖9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厚靶標時的彈道穩(wěn)定性，彈道發(fā)生向下偏轉。相較于30CrMnSiNi2MoVE鋼殼體，G50鋼殼體頭部侵蝕程度小，質(zhì)量損失小。從圖11還可得到，在殼體前定心附近區(qū)域也出現(xiàn)了較明顯的塑性應變區(qū)，與圖6中回收彈體前定心附近區(qū)域出現(xiàn)明顯的“徑縮”實驗現(xiàn)象相一致。因此對“徑縮”現(xiàn)象的機理分析如下：（1）前定心環(huán)外直徑為203 mm，彈殼體外直徑為150 mm，超聲速條件下彈體頭部首先撞擊鋼筋混凝土靶，在開坑區(qū)前定心可能受到較小的作用力，未發(fā)生破壞，而在開坑區(qū)與隧道區(qū)的過渡區(qū)域，前定心受到的撞擊力增大，繼而發(fā)生破壞，沖擊波傳入彈體，前定心附近區(qū)域產(chǎn)生局部的塑性變形；（2）為了與前定心環(huán)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M155×2，稍大于殼體外徑150 mm，因此在隧道區(qū)，該連接螺紋處殼體與鋼筋混凝土靶產(chǎn)生相互摩擦和撞擊等作用，撞擊沖擊波持續(xù)傳入彈體，使得連接螺紋附近區(qū)域產(chǎn)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(xù)作用時間的增長而增大，最終形成明顯的局部“徑縮”現(xiàn)象。

圖10 過載隨時間變化曲線Fig.10 Overload-time curve

圖11 殼體塑性變形Fig.11 Plastic deformation of projectile's body

3 結 論

從工程應用性出發(fā)，設計了超聲速鉆地結構彈，開展了25 kg量級彈體在1 100～1 300 m/s速度條件下侵徹鋼筋混凝土靶的實驗，著重研究了彈體超聲速侵徹鋼筋混凝土靶的結構變形和質(zhì)量損失，并結合數(shù)值仿真對彈體侵徹鋼筋混凝土靶過程中的動態(tài)響應進行了初步分析，與實驗結果進行了對比討論，得到了如下主要結論。

（1）采用合適的次口徑發(fā)射技術，利用口徑為203 mm的滑膛炮能夠將25 kg量級侵徹彈體的發(fā)射速度提高到1 259～1 309 m/s，侵徹彈體姿態(tài)穩(wěn)定，無明顯攻角。

（2）實驗回收的彈體無明顯彎曲變形和主體結構破壞，說明本研究中設計的結構彈能夠承受1 259～1 309 m/s速度下的正侵徹過載。在主體結構基本完好的情況下，彈體高速侵徹鋼筋混凝土靶的過程中主要產(chǎn)生以頭部侵蝕破壞和側壁磨蝕為代表的結構變形破壞模式，頭部產(chǎn)生明顯的質(zhì)量損失。而且由于頭部破壞的不均勻性和不對稱性，侵徹彈道會發(fā)生一定程度的偏轉。由于頭部鈍化增大了侵徹阻力，也影響了彈體的侵徹深度。

（3）對比30CrMnSiNi2MoVE鋼和G50鋼殼體彈體的破壞程度，強度高的G50鋼更適合用于超聲速侵徹彈的殼體材料。

（4）次口徑發(fā)射條件下，需合理設計定心結構，特別是前定心環(huán)結構，在滿足火炮發(fā)射強度的前提下，應考慮在前定心環(huán)設計應力槽結構，使彈體在撞擊靶標時前定心環(huán)及時發(fā)生解體性破壞，避免產(chǎn)生明顯的“徑縮”現(xiàn)象。