反弹道非正侵彻的弹体结构响应实验研究

刘坚成， 张雷雷， 徐坤， 皮爱国， 史文卿， 黄风雷

(1.北京航天长征飞行器研究所， 北京 100076; 2.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081)

0 引言

动能侵彻武器(EPW)是打击加固和地下深埋目标的有效手段，提高侵彻速度是增加其威力的最佳技术途径。因此，发展超声速、高超声速侵彻武器及相关技术已成为当前动能侵彻武器领域的重点与热点问题。高速侵彻条件下更容易导致侵彻体失效破坏，如弹体弯曲、屈曲、破裂等结构响应现象，导致侵彻弹道失稳，即侵彻轨迹偏离速度方向[1-8]。高速侵彻条件下的弹体结构响应问题已成为动能侵彻武器领域的重要科学与工程应用问题。

弹体在冲击过程中的结构响应分析，包括弹体变形、弹体中应力波的传播和相互作用、弹体破坏机理等内容。目前，对于侵彻硬目标靶(如混凝土靶板、钢筋混凝土靶板、金属靶板等)过程中的弹体响应规律研究较少。在已有利用正弹道实验研究大长细比动能弹的弹体响应规律研究中，由于动能弹侵彻过程中的高速特性，无法在弹体上设置应变传感器等特征值测试装置，从而无法通过量化测试侵彻弹体结构响应方法得到弹体动态响应的特征参数，因此利用反弹道实验方法获取侵彻体实时结构响应特征成为重要的技术途径，但目前少有同类研究工作。陈小伟等[9-10]研究了弹体抗压、抗拉和抗弯能力，分别从抗压、抗拉和抗弯三方面确定动能深侵彻弹体的极限壁厚。Chen等[11]根据刚性弹斜侵彻半无限靶体的两阶段，即初始弹坑和隧道区，求解弹体在初始弹坑阶段发生的方向角改变. 皮爱国等[12]基于φ57 mm轻气炮的侵彻实验系统设计开展了一系列侵彻实验，获得了大长细比弹体侵彻硬目标的实时动力学响应分幅照片；通过软回收弹体观察到大长细比弹体垂直侵彻硬目标的局部墩粗、塑性屈曲两种结构破坏模式，以及斜侵彻硬目标的整体塑性弯曲、弯曲与墩粗耦合、弯曲与屈曲耦合3种结构破坏模式，给出了大长细比动能弹侵彻混凝土目标的结构强度设计保守条件。

为研究结构弹体在非正侵彻过程中的实时动态结构响应特征，完善发展新型反弹道实验技术和散斑实验拍摄技术，本文设计了弹体在不同倾角、攻角及倾角与攻角联合侵彻下的反弹道实验，使用数字图像相关(DIC)方法测试弹体的实时动态响应特征，对比攻角、倾角以及倾角与攻角联合作用下对弹体结构响应的影响。

1 弹体结构非正侵彻反弹道实验

本文利用φ152 mm一级轻气炮开展弹体非正侵彻铝靶的反弹道实验，通过对大长细比结构弹体在音速左右范围反弹道垂直侵彻和非正侵彻2024铝靶的过程进行动态采集，并通过DIC方法对弹体实时动态响应进行全场测量，得到实时动态响应特征参数，获得大长细比弹体撞击硬目标的结构响应模式。对比弹体在攻角、倾角以及攻角与倾角联合作用下侵彻2024铝靶的结构响应情况，分析各初始着靶参数对弹体结构响应的影响规律，并为数值模拟和理论计算提供校验数据。

1.1 实验弹靶材料与结构

弹体材料选用常见的侵彻体材料30CrMnSiNi2A，热处理后抗拉强度1 800 MPa. 设计实验弹体外径1.4 cm，无量纲壁厚0.1. 硬铝靶板牌号为2024，其静态和动态强度差别很小，应变率效应不明显[13-14]。选取2024铝作为靶板，可有效避免靶板材料的应变率效应对结构动力行为的影响，简化研究条件，便于结果分析。对退火后的靶板材料进行准静态拉伸实验[12]，由于2024铝属于一种典型无明显屈服极限的塑性材料，取0.2%塑性应变的应力作为屈服指标，其杨氏模量为67.2 GPa，屈服强度为134.4 MPa. 为研究不同攻角、倾角等因素对弹体弯曲响应的影响规律，设计0°、10°和15°共3种靶板倾角，靶板直径140 mm、厚度45 m，靶与弹托的总质量3.5 kg. 实验弹体相关参数如表1所示。

表1 实验弹靶参数明细表

弹体结构图与实物图如图1所示。由图1可见，试件均为空心结构，内部以石英砂和石蜡混合物均匀填充，填充密度1.7 g/cm3，后盖与弹壁焊接。为更好地在实验中喷涂散斑进行DIC测试，在加工时对弹体进行表面处理，使弹体表面为黑色，实验过程中仅需用白色油性笔在弹体表面点散斑即可，散斑大小约为1～5个像素点，并保证在撞击过程中散斑不脱落。高速摄影机与轻气炮采用同步触发装置进行触发，所得分幅照片使用DIC后处理软件进行分析，可获得试件在微秒量级的结构响应，获取塑性波阵面传播速度及传播方式，并采用DIC方法得出试件的应变及位移云图，探索不同结构试件的变形规律。实验的3种靶体如图2所示，将铝靶放入φ152 mm轻气炮专用弹托内进行发射，发射过程中保证铝靶倾角与弹体攻角在同一平面内。

图1 No.03弹体结构图Fig.1 Projectile structure and photograph

1.2 实验系统布置

弹体非正侵彻2024铝靶的反弹道实验系统如图3所示，在弹体结构的反弹道实验中，弹体处于完全自由状态，仅在底部使用两根细亚克力(PMMA)支架以抵消弹体重力。通过调整前后支撑杆的长度来控制弹体着靶攻角，如图4所示。发射的靶板质量3.5 kg左右。使用日本Photron公司产SA5型高速摄像机对侵彻过程进行拍摄，帧数6×104～7.5×104帧/s，曝光时间5.25×10-5～2×10-5s. 根据拍摄的分幅照片多次计算取平均值，获得撞击速度。

图2 3种靶板实物图Fig.2 Three kinds of targets

图3 基于φ152 mm轻气炮的反弹道实验靶室布置图Fig.3 Layout of reverse ballistic experimental target chamber based on 152 mm gas gun

图4 不同攻角时的侵彻情况Fig.4 Penetration conditions at different attack angles

2 弹体结构非正侵彻反弹道实验结果分析

2.1 反弹道侵彻实验结果

本文共进行3种攻角和3种倾角的反弹道实验，由于撞击前有气体扰动，弹体攻角会有微小偏差，但大都在较小范围内，实验撞击条件如表2所示。铝靶与弹体的质量比为33.65和41.67，符合文献[15-17]给出的正反弹道撞击等效条件，实验结果可以精确反映弹体在预设攻角和倾角下的结构响应情况。

在正侵彻条件下(序号R03-0-0-3)进行测量，弹体侵彻深度为4.168 cm. 利用皮爱国[18]使用的基于金属材料空腔膨胀理论的侵彻深度计算公式进行计算，得到理论计算与实验数据对比如图5所示。由图5可见，理论计算与实验误差为4.2%，二者吻合较好。

表2 弹体结构反弹道实验撞击条件

注：序号编号格式为撞击方向和弹型号- 预量倾角- 预量攻角- 实验顺序号。

图5 理论侵彻深度与实验数据对比Fig.5 Comparison of calculated and experimental penetration depths

2.2 弹体侵彻变形结果

以15°倾角、5°攻角侵彻为例，给出侵彻过程中的高速摄影图片，如图6所示。由图6可见，在撞击初期，弹体远端并未发生位移，弹体发生弯曲变形，在大约t=100 μs时，弹体尾部在图片中的位置已明显发生变化，弹体逐渐发生位移，开始加速。在最终撞击结束后，弹体与靶板以相同的速度向前移动。

在0°攻角时，有3组侵彻弹体变形数据结果，侵彻倾角分别为0°、10°和15°，侵彻后弹体变形结果如图7所示。在图7中3种侵彻条件下，弹体弯曲现象并不明显。随着倾角增加，弹体弯曲越发明显，且在整个侵彻过程中弹体仅发生弯曲变形，并未存在其他变形模式。

在仅有攻角侵彻时，弹体发生了弯曲和屈曲耦合的响应模式，如图8所示。由图8可知：在3°攻角时，弹体仅发生弯曲响应；在5°攻角时，可见弹体弯曲部位同时存在屈曲环，表明发生了弯曲与屈曲耦合的响应。由此可见，随着攻角增大，弹体响应模式会发生改变，即在大攻角侵彻金属靶过程中，弹体在轴力与横向载荷耦合的作用中也会发生轴向失稳现象。

图9和图10分别给出了攻角与倾角联合侵彻后弹体结构的响应情况，其中图9还给出了相同攻角、不同倾角的侵彻结果。由图9可见：在3°攻角侵彻时，0°倾角与10°倾角的弹体均发生了弯曲现象，10°倾角弹体较0°倾角弹体的弯曲略大，但并不明显；在5°攻角情况下，0°倾角与15°倾角均发生了弯曲与屈曲耦合现象，表明在该侵彻速度下，5°攻角即可使弹体发生屈曲与弯曲现象，增加倾角会显著增加弹体的响应情况，使屈曲环数量增加、弯曲挠度增大。

图6 R03-15-5-2号弹体倾角15°、攻角5°时的侵彻高速摄像Fig.6 R03-15-5-2 high-speed photographs at 15° oblique angle and 5° attack angle

图7 仅倾角侵彻时弹体的结构响应情况Fig.7 Structural response of projectile at oblique angle penetration

图8 仅攻角侵彻时弹体的结构响应情况Fig.8 Structural response of projectile at attack angle penetration

图9 相同攻角、不同倾角的侵彻结果Fig.9 Penetration results at same attack angle and different oblique angles

图10 相同倾角、不同攻角的侵彻结果Fig.10 Penetration results at same oblique angle and different attack angles

对于相同倾角、不同攻角的侵彻情况(见图10)：在10°倾角时，3°攻角较0°攻角侵彻时弯曲略大，但差别并不明显；在15°倾角时，5°攻角侵彻后的结构响应情况与0°攻角侵彻后的结果具有显著差距，即在15°倾角时，加入攻角会显著影响弹体的结构响应。

2.3 弹体结构响应的DIC测试结果分析

选取10°倾角侵彻、5°攻角侵彻以及15°倾角和5°攻角联合侵彻3种实验条件下的轴向应变DIC云图进行分析，结果如图11所示。由图11可见：对于10°倾角侵彻的情况，由应变场数据可知，在弹体径向方向云图明显不对称，表明撞击过程中发生弯曲变形，且变形过程同时包含弹性变形与塑性变形，随着撞击过程的进行，弯曲塑性铰逐渐后移，最后弹性变形也逐渐开始恢复，变形结束。弹体在5°攻角、0°倾角的情况，结合图9中弹体的最终变形情况可知，该弹靶作用条件下弹体已经发生质量堆积现象，同时对比图11中的应变云图可知，5°攻角侵彻下弹体发生弯曲应变幅值的应变明显大于10°倾角时的侵彻情况，表明攻角对弹体结构响应的影响远大于倾角。攻角与倾角联合作用时弹体发生的响应情况比较复杂，会同时发生弯曲、墩粗与屈曲响应，其变形过程与5°攻角响应情况相似，但幅值均大于5°攻角侵彻条件，表明攻角与倾角联合侵彻条件下弹体会发生更大的塑性变形。

图11 3种侵彻条件下轴向应变DIC云图Fig.11 DIC test results of axial strain

选取R03-15-5-2号弹体表面4个特征点作为观测点(见图12)，分析在侵彻过程中弹体表面特征点的应变变化情况。通过DIC方法提取4个特征点的轴向应变变化历程(见图13)，可知：位于弹体尾部的特征点1在侵彻过程中发生弹性变形，随着侵彻过程的持续，弹性变形呈波动性质，最终归0；特征点2应变呈波动变化，但侵彻结束后存在应变，表明已发生塑性变形；特征点3和4的应变已明显大于特征点1和2，其塑性应变远大于弹性应变，应变时程的波动性不明显，其中特征点3在侵彻结束时的应变为-0.011，特征点4为-0.046，特征点3～4区间的应变变化非常明显。上述对弹体应变的测试体现了反弹道实验方法以及DIC技术的优越性。

图12 R03-15-5-2号弹体表面观测点选取示意图Fig.12 Observation points on the surface of R03-15-5-2 projectile

图13 DIC测试得到的观测点应变历程Fig.13 Stresses at observation points on the projectile surface by DIC

3 结论

本文开展了不同倾角、攻角及倾角与攻角联合侵彻下的弹体结构响应反弹道实验，使用DIC测试方法对反弹道侵彻弹体的实时动态响应情况进行了测试。得到主要结论如下：

1)DIC方法可应用于反弹道实验系统测量弹体实时动态响应，获取弹体表面实时应变云图和单元的应变历程曲线。

2)相近速度、不同着靶角度下，攻角对弹体结构弯曲影响更明显，3°攻角侵彻后弹体端部挠度大于10°倾角侵彻结果，而5°攻角侵彻后弹体端部挠度远大于15°倾角侵彻结果。

3)通过DIC方法测量的特征部位应变历程数据显示，在弹体前1/4位置处的轴向应变可达4.6%，而尾部仅有弹性应变，未发生塑性变形。