大质量钨合金动能块高速侵彻超高强度钢靶作用特性*

冯晓伟，李俊承，卢永刚，王守乾，卢正操，刘 闯，傅 丹

（1.中国工程物理研究院总体工程研究所，四川 绵阳 621999；2.南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094；3.火箭军装备部装备项目管理中心，北京 100085）

大质量钨合金动能块是先进反导系统动能杀伤装置(kinetic kill vehicle, KKV)的主要毁伤元之一，主要通过动能碰撞拦截来袭战术弹道导弹(tactical ballistic missile，TBM)目标。从本质上看，对TBM 的拦截毁伤过程是动能块对导弹目标结构的侵彻破坏，考虑到导弹关键结构部件多采用超高强度钢，因此研究大质量钨合金动能块高速撞击作用下超高强度钢的破坏特性，对KKV 动能块的设计具有重要意义。

对钨合金弹丸侵彻钢靶的研究由来已久，并产生了一系列规律性的认识。Hohler 等[1]对钨合金杆弹侵彻半无限装甲钢靶进行了系列试验，其试验数据已成为理论分析和数值模拟研究的标准参考数据。Schaer 等[2]对不同形状钨弹高速侵彻半无限钢板的成坑机理及特性进行了研究，比较分析了弹体形状对成坑特性的影响，得到了考虑形状影响的球状弹丸侵彻深度半经验公式。Duan 等[3]用钨合金杆式弹侵彻45 钢靶板和30CrMnMo 钢靶板，研究了弹靶作用过程中的失效特性，指出在低强度的45 钢中未出现绝热剪切带，而在高强度的30CrMnMo 钢中出现了绝热剪切带。Martineau 等[4]通过实验研究了直径6.4 mm、钨含量94%的钨合金球体对高强度HSLA-100 合金钢的侵彻，在速度为0.8～2.5 km/s 时，发现随着冲击速度的增加，侵彻深度并不是线性增加的，同时分析了靶体内的残余应力。近年来，国内学者持续开展了钨合金破片对典型钢靶的侵彻特性研究。谭多望等[5]通过实验研究了球形钨合金破片对半无限Q235A 钢靶的侵彻以及对薄钢靶的贯穿性能。徐豫新等[6-7]系统研究了钨合金球形破片对低碳钢的侵彻特性，获得了相应的穿甲极限和极限贯穿厚度等规律认识。赵晓旭等[8]通过试验和数值模拟建立了钨合金球形破片高速侵彻低碳钢板成坑直径的计算模型。赵小峰[9]研究了质量对立方体钨合金破片侵彻Q235A 钢板侵彻能力的影响规律，并通过试验结果对理论公式进行了修正。王雪等[10]研究了钨合金球形破片对Q235 钢多层板的侵彻特性，获得了不同层数钢板的弹道极限，并通过量纲分析方法建立了靶板分层数与破片弹道极限的关系。刘铁磊等[11]构建了适用于300～1 800 m/s 速度范围的钨合金球形破片侵彻低碳钢板弹道极限速度计算模型，并通过试验评估了理论模型的精度。张健等[12]研究了高硬度钢板抗不同着角钨合金球形破片的侵彻性能，探讨了高硬度钢板的主要侵彻失效模式，并对已有的极限贯穿速度计算公式进行了修正。王猛等[13]研究了高强度装甲钢在钨合金长杆弹侵彻下的破坏特性，探讨了冠状裂纹在靶板中的演化特性。

综上所述，目前的研究成果多集中于钨合金破片/长杆弹对中低强度钢靶的侵彻特性研究，对超高强度钢靶在大质量钨合金动能块侵彻作用下毁伤特性的研究尚不充分，仍需进一步开展高速撞击下钨合金动能块侵彻超高强度钢的毁伤特性研究。

1 试验方法

试验用钨合金动能块选用典型的93W 钨合金材料，参考爱国者-3 反导系统KKV 动能块质量范围[14]，动能块质量215 g、长62 mm、直径16 mm。超高强度钢靶选用侵彻类战斗部壳体常用的G50 钢，其主要材料性能参数见表1[15]。

表1 G50 钢的主要材料性能参数[15]Table 1 Mechanical properties of G50 steel[15]

为保证动能块的着靶姿态，设计了尾翼式加速装置。加速装置主要包括弹体、弹托、尾翼、底推和闭气环5 个部分，弹体尾部设计有尾翼，以保证弹体在外弹道的飞行稳定性，进而保证弹体对靶体的正撞击。弹托采用卡瓣结构，成三瓣对称布局，卡瓣结构在炮膛内起支撑约束弹体作用，弹体尾部设计有闭气环，可以密封炮膛内的火药气体。在高温、高压的火药气体作用下，弹体被加速至指定速度。弹体在飞出炮口后的外弹道飞行过程中，弹托在空气阻力作用下与弹体分离。动能块和加速装置结构如图1所示。

图1 钨合金动能块及尾翼式加速装置Fig.1 The tungsten alloy projectile and tail-type accelerating device

钨合金动能块通过 ∅ 30 mm 弹道炮发射，通过放置在靶板前的测速靶测定破片飞行速度，并使用高速录像判读结果校准速度，试验中通过改变装药量来控制钨合金破片的发射速度。实验布局如图2 所示。

图2 高速侵彻实验布局示意图Fig.2 Sketch of the experiment setup for penetration at high velocity

G50 钢靶直径400 mm、厚150 mm，安放在钢制基座上，两边通过塞入楔块保持其位置的稳定，并通过水平仪测量其角度以保持竖直，放置方式见图3。

图3 G50 靶板固定图Fig.3 The fixation of G50 steel target

试验采用 LNG202G-2 型六路电子测时仪，如图4 所示。忽略破片速度降低，通过捕捉破片穿透测速靶时发出的电信号驱动测时仪的启动与停止，由此可以得到破片在两个测速靶间的飞行时间，再由测得的测速靶间的距离除以飞行时间则能求得破片的飞行速度。测时仪精度最高可达0.1 μs。试验采用高速录像对破片的飞行弹道进行观测。高速录像垂直于靶道布置，正对靶板的预着弹点。同时，调整高速录像拍摄画幅尺寸，记录破片的着靶过程，如图5 所示。

图4 LNG202G-2 型六路电子测时仪与测速靶Fig.4 The electronic time measurement instrument of LNG202G-2 and velocity measurement

图5 高速录像布置Fig.5 The layout of high-speed camera system

2 试验结果与分析

为了探究高速撞靶条件下大质量钨合金动能块对G50 钢靶的侵彻毁伤特性，开展了5 发速度为845～1 455 m/s 的侵彻试验。作为对比，同步开展了4 发相近速度下钨合金动能块对45 钢的侵彻试验。动能块飞行过程典型姿态见图6。由图6 可知，钨合金动能块在飞行过程中近乎平行于弹轴，可认为其以垂直姿态着靶，表明所采用的加速装置能够有效保证动能块的飞行稳定性。

图6 动能块飞行姿态高速录像图Fig.6 High-speed video photography of the kinetic projectile flight posture

表2～3 分别给出了G50 钢靶和45 钢靶在不同速度钨合金动能块撞击下的近似开孔直径、侵彻深度和开坑体积。图7～8 分别给出了两种靶标的侵彻深度及开坑体积随速度的变化关系。结果显示，钨合金动能块侵彻45 钢靶时，随着撞击速度的提高，侵彻深度与侵彻开坑体积均逐步增大，两者近似呈线性关系。而G50 钢靶的侵彻深度和开坑体积则在高速段呈现不规律变化特征，原因与靶标破坏模式相关。总体来看，G50 钢靶的侵彻深度低于45 钢靶的，主要原因是其强度较高；而开坑体积和开孔直径大于45 钢靶的，原因则与其破坏机理和破坏模式相关，有待于进一步探讨。

图7 不同撞击速度下典型靶标的侵彻深度Fig.7 Depths of penetrations of the targets at different impact velocities

图8 不同撞击速度下典型靶标的开坑体积Fig.8 Crater volumes of the targets at different impact velocities

表2 G50 钢靶的侵彻毁伤特性Table 2 The penetration failure characteristics of the G50 steel targets at different impact velocities

表3 45 钢靶的侵彻毁伤特性Table 3 The penetration failure characteristics of the 45 steel targets at different impact velocities

图9～10 分别给出了不同速度下G50 钢靶和45 钢靶的侵彻毁伤形貌。结果显示，G50 钢靶坑底没有明显的钨合金破片材料堆积，表明在侵彻过程中，动能块发生侵蚀、碎裂并被抛出弹坑；而45 钢靶坑底则残留了动能块剩余部分，即动能块并未完全破碎。原因在于 G50 钢靶的强度远高于45 钢的，在高速撞击下产生了较高的冲击压力，导致动能块更易发生破碎。此外，在高速撞击下，G50 钢靶和45 钢靶的成坑形貌特征有着明显的不同。45 钢靶成坑表面出现均匀的翻边，成坑整体近似呈圆柱形，由于动能块头部侵蚀而形成卵形坑底。而G50 钢靶成坑表面出现明显的崩裂翻边现象，靶板表面出现了不同程度的崩碎，且成坑口部直径较大，随着侵彻深度的增加，开坑直径逐渐减小，近似呈锥形。另外，开坑的内表面更粗糙，侧壁上生成了明显的拉伸裂纹。

图9 不同侵彻速度下G50 钢靶的开坑形貌Fig.9 Photographs of cross sections of G50 steel target after impact by the tungsten alloy projectiles at different velocities

图10 不同侵彻速度下45 钢靶的开坑形貌Fig.10 Photographs of cross sections of 45 steel target after impact by the tungsten alloy projectiles at different velocities

目前，对于圆柱形钨合金弹丸侵彻45 钢等低碳钢的破坏特性已开展了较多的研究，研究认为，45 钢强度较低、塑韧性较好，在弹丸的挤压下向正向及径向产生塑性流动形成靶坑，主要以塑性流动破坏为主；钨合金弹丸在侵彻过程中，弹头发生剧烈塑性变形，形成“蘑菇头”状，并随着侵彻过程的进行发生破碎，碎片通过长杆弹与弹坑内壁之间的缝隙排出。靶坑在弹体材料及惯性作用下，不断扩大、加深，进而形成较为均匀的圆柱形靶坑。45 钢的侵彻过程如图11 所示。

图11 钨合金动能块高速撞击低碳钢靶的侵彻过程示意图Fig.11 Schematica diagrams of the penetration process of low carbon steel target struck by a tungsten alloy projectile

然而，目前对超高强度钢靶在钨合金弹丸高速侵彻下的毁伤特性及机理尚缺乏充分研究。王猛等[13]研究了高强度装甲钢在钨合金长杆弹侵彻下的破坏特性，指出装甲板弹孔底部存在冠状裂纹的破坏模式，认为其是侵彻过程中弹靶接触区域局部瞬间不均匀卸载（弹体的破碎）产生拉伸应力导致的。因此，可从侵彻过程中弹靶的受力状态及弹体失效特性出发，分析超高强度钢靶的侵彻破坏特性。认为钨合金动能块高速侵彻G50 靶板时，在弹靶界面产生高压状态，并由于边界效应产生较强的稀疏波对靶板表面造成的拉伸作用，靶板出现了翻边和拉伸崩碎现象，导致开坑直径较大。随着冲击速度的增大，稀疏波强度增高，导致靶板表面的崩碎区域增大。这也表明了在高应变率拉伸作用下，G50 钢的破坏模式向脆性断裂发展。进入开坑阶段后，根据动态空腔膨胀理论可知，理想弹塑性材料的空穴表面径向应力为[16]：

式中：Y为屈服极限，E为弹性模量，ρ 为材料密度，u为空穴表面膨胀速度。

由式(1)可知，由于两种钢材料密度相同，在相同速度下的动态阻力部分相同，静态阻力随靶板屈服强度的增大而增大。取45 钢的静态屈服强度为355 MPa，G50 钢的屈服强度为1 330 MPa，则两者的静态阻力约为1 651、5 015 MPa，G50 钢静态的空穴表面径向应力明显高于45 钢的。较高的径向应力作用于钨合金动能块，将引起动能块内产生应力集中以及受力分布不均匀性，可导致动能块局部发生破碎，由此造成对弹坑的局部突然卸载，卸载波的相互作用可在对应区域产生一定强度的拉伸应力，导致靶板中产生冠状裂纹，在后续的侵彻过程中，靶板沿冠状裂纹发生剥落破坏。G50 靶侵彻后的鱼鳞状壁面以及崩裂裂纹也证明了该推断。随着侵彻过程的进行，钨合金动能块头部形成“蘑菇头”，其侧部在剪切力的作用下产生剪切破坏，造成动能块头部被削尖，侵彻阻力减小，即宏观上形成锐化效应，与靶板的接触面积变小，则导致靶板形成较尖锐的底部。此外，靶板在高速侵彻作用下的破坏机理也对其破坏模式有较大影响。45 钢为延性较好的软钢板，其在高速冲击下通常表现为典型的塑性断裂，破坏形式为延性穿孔；又由于其强度、硬度较低，变形较为均匀，因此不易发生绝热剪切失稳[17-18]。而已有的研究[13,19]表明，高强度钢在高速侵彻过程中，弹、靶之间的高压、高温、高应变率过程可视为绝热过程。弹坑表层材料的热软化效应将超过应变硬化和应变率硬化效应，在局部区域产生热塑失稳，形成绝热剪切带。微裂纹易在侵彻作用力下在绝热剪切带中成核、长大，最后扩展为宏观裂纹导致材料失效破坏。因此可以推断，靶板绝热剪切带的产生及其在拉伸作用下的剥落破坏和动能块的锐化行为，联合导致了G50 靶板形成类锥体的靶坑。钨合金动能块高速侵彻G50 靶板的毁伤特性示意图如图12 所示。

图12 钨合金动能块高速撞击G50 钢的侵彻过程示意图Fig.12 Schematic diagrams of the penetration process of G50 steel target struck by a tungsten alloy projectile

3 数值模拟分析

为进一步探讨和验证钨合金动能块对不同类型钢靶的侵彻特性，采用有限元软件对钨合金动能块高速侵彻45 钢和G50 钢靶进行数值模拟研究。数值模拟算法采用Lagrange 算法，钨合金动能块和钢靶作用过程中伴随着高温、高压和应变率效应，选用Johnson-Cook 本构模型结合Grüneisen 状态方程来描述其侵彻力学行为，弹、靶材料的Johnson-Cook 本构模型参数[20-22]见表4，Grüneisen 状态方程参数如表5 所示。

表4 弹靶材料的Johnson-Cook 参数Table 4 Johnson-Cook model parameters of projectile and targets

表5 弹靶材料的Grüneisen 状态方程参数Table 5 Grüneisen state equation parameters of projectile and targets

通过数值模拟获得了典型速度下45 钢和G50 钢的侵彻深度，并与试验结果进行了对比，见表6～7。结果表明，数值模拟结果与试验结果吻合较好，在一定程度上能够反映靶板的侵彻破坏特性。45 钢选取典型速度为1 189 m/s 的试验为计算工况，侵彻过程不同时刻的计算结果如图13 所示。由图13 可知，在侵彻的开坑阶段，动能块头部发生墩粗形成“蘑菇头”，使弹坑逐渐扩大，坑口发生挤压翻边；随着侵彻过程的进行，动能块头部发生明显的侵蚀破碎，长度逐渐变短；鉴于45 钢良好的延展性，弹坑处材料在动能块超高冲击压力下被挤向两侧和前方，并在失效准则下发生单元删除，最终形成类圆柱形的弹坑，与试验现象吻合。

图13 钨合金动能块高速（1 189 m/s）侵彻45 钢靶时不同时刻的计算结果Fig.13 Schematic diagrams of the penetration of tungsten alloy projectile into 45 steel at the impact velocity of 1 189 m/s at different times

表6 45 钢的侵彻深度数值模拟结果Table 6 Numerical simulation results of DOP of 45 steel

表7 G50 钢的侵彻深度数值模拟结果Table 7 Numerical simulation results oof DOP of G50 steel

钨合金动能块高速侵彻G50 钢的情况以典型速度1 425 m/s 的试验工况为例，计算结果如图14 所示。在侵彻初始阶段，在稀疏波作用下，靶板产生了拉伸层裂破坏，形成了较大口径的坑口，与试验结果吻合，对比图见图15；随着侵彻的发展，在强径向应力作用下动能块头部未能形成墩粗“蘑菇头”，而是在头部发生剪切失效逐渐变尖，产生锐化效应，进而在靶板中形成尖锐底部形貌。此外，高速侵彻过程中，弹、靶接触区域始终处于高压状态，接触面上的弹、靶材料不断发生侵蚀破坏，产生连续的“加载-卸载”行为，进而导致靶板内出现拉压应力交替产生的现象；靶板的坑洞壁面在冲击压力和拉伸应力联合作用下形成类锥形的破坏形貌，与试验结果较为一致，破坏形貌对比图见图16。

图14 钨合金动能块高速（1 425 m/s）侵彻G50 钢靶时不同时刻的计算结果Fig.14 Schematic diagrams of the penetration of tungsten alloy projectile into G50 steel at the impact velocity of 1 425 m/s at different times

图15 钨合金动能块高速侵彻G50 钢靶时表面破坏形貌的对比图Fig.15 Comparison of surface failure modes of G50 targets between simulation and experiment

图16 钨合金动能块高速侵彻G50 钢靶时破坏形貌的对比图Fig.16 Comparison of crater failure modes of G50 targets between simulation and experiment

4 结 论

通过弹道炮加载平台开展了215 g 钨合金动能块以689～1 489 m/s 的速度撞击G50 超高强度钢靶和45 钢靶的试验，获得了两种靶标的典型破坏形貌，测量了成坑体积和侵彻深度，并对两种典型钢靶的破坏特性进行了分析，得到以下主要结论。

(1)在大质量钨合金动能块高速侵彻下，超高强度G50 钢靶和45 钢靶呈现明显不同的破坏形貌。45 钢靶的破坏方式属于延性扩孔，形成经典的类圆柱形弹坑形貌；而G50 超高强钢靶则产生了类锥形弹坑，且迎弹面翻边处有明显的层裂裂纹，在坑道表面形成了鱼鳞状粗糙壁面以及崩裂裂纹。且G50 钢靶的侵彻深度低于相近速度下的45 钢的侵彻深度，而成坑体积大于45 钢的。

(2)依据弹靶作用机制，认为大质量钨合金动能块在侵彻G50 钢靶的过程中，在较高的径向应力作用下发生局部破碎，造成靶板内产生卸载拉伸波。同时，高强度钢靶在高速侵彻下易出现绝热剪切带，靶板弹坑壁面拉伸剥落而形成鱼鳞状粗糙壁面及崩裂裂纹，这也是G50 钢靶侵彻成坑体积大于45 钢靶成坑体积的主要原因；另外，由于动能块头部局部破碎产生锐化效应，与拉伸剥落效应联合导致了G50 钢靶内类锥体的弹坑破坏形貌。

(3)大质量动能块对G50 钢靶和45 钢靶侵彻过程的数值模拟结果与试验结果较为吻合。数值模拟较为直观地显示了靶板及弹体的变形、损伤直至破坏失效的全过程，进一步验证了两种钢靶的侵彻失效破坏机制。