0 引言
半穿甲战斗部作为反舰导弹平台的最终毁伤单元,其对目标“先侵后爆”的毁伤作用是发挥武器平台整体作战效能中关键性指标[1-2]。半穿甲战斗部在有效穿透一定厚度目标过程中需保持其结构强度及完整性要求,最终进入目标内部依照预装订引信信号适时起爆战斗部,爆炸产生的自然破片及冲击波对舰船内部设备及人员造成损伤破坏,严重的可实现关键舱室的功能性丧失。
一般的半穿甲战斗部选用比强度较高的钛合金材料,相较于传统钻地战斗部的高强高韧合金钢材,可显著提高战斗部的装填系数,进而提升战斗部的最终毁伤威力性能。作为一种轻金属材料,钛合金具有较高的比强度、高比模量、高韧性、耐腐蚀以及易加工等优良的综合性能,在航空航天及国防工业各领域中得到广泛应用[3-5]。
在以往钛合金壳体材料应用经验基础上,选取了2种具有不同力学性能侧重的代表性钛合金材料,分别为超高强度亚稳态β型TB17和中强度高损伤容限(α+β)型TC4-DT,分别对应于高极限强度和高断裂韧性2个钛合金材料选用方向。结合125 mm口径火炮发射试验平台,设计了一种半穿甲战斗部,进行了战斗部高速斜侵彻单层钢靶性能对比试验研究,通过试验现象对比分析,探索得到钛合金壳体材料的选用方向准则及侵彻着角对弹体侵彻过程侵蚀影响的初步规律,研究结果可为半穿甲战斗部钛合金壳体结构设计提供依据。
1 半穿甲战斗部设计
战斗部采用尖卵形头部与圆柱直段结构设计,头部至圆柱段为变壁厚强度设计,头部最厚位置厚度为圆柱端壁厚的3倍。针对大着角侵彻单层钢靶的试验条件,在战斗部头部增加防跳弹爪设计,4个防跳弹爪圆周方向均匀分布,单个防跳弹爪2圆周面夹角为50°,爪尖位置略低于战斗部弹尖。战斗部内部装填惰性体,装填系数为20%。为满足125 mm口径火炮发射要求,壳体设计前定心和后定心环,并设计闭气环和闭气环压环结构。弹体结构如图1所示,实物如图2所示。战斗部长度设计为290 mm,除前后定心环位置外壳体直段直径为119 mm,为适应发射平台前后定心直径为125 mm,战斗部设计质量为10.44 kg。
1-壳体;2-惰性体;3-后盖1;4-后盖2;5-闭气环;6-压环;7-螺钉
图1 战斗部结构示意图
Fig.1 Schematic diagram of warhead structure
图2 半穿甲战斗部实物图
Fig.2 Physical photos of semi armor piercing warhead
2 侵彻试验方案
试验采用口径125 mm的滑膛火炮发射战斗部,发射过程保持炮口与水平方向平行,战斗部经火炮内发射药驱动加速至750±50 m/s范围的自由飞行速度,以不大于2°攻角侵彻单层钢靶,贯穿靶标后自由飞行进入回收体。在与发射方向平行位置设置高速摄像装置,对靶前和靶后的弹体姿态进行记录,试验后回收战斗部。
靶板选用高强度装甲钢板,其屈服强度不小于600 MPa,为尽量消除钢靶板的边界效应,取钢靶板的长度和宽度为弹体直径的10倍以上,即钢靶板面尺寸为2 100 mm×2 000 mm,厚度为20 mm。钢靶板通过四角打孔并通过螺栓固定连接在支架上,保证靶面法向和水平方向呈30°和40°,即弹体侵彻着角为30°和40°,试验布局如图3所示。
图3 试验现场布局图
Fig.3 Layout of test scene
3 结果与讨论
3.1 2种钛合金材料侵彻性能对比分析
3.1.1 2种钛合金材料静态力学性能对比
经合金成分控制、热机械加工和热处理等强化处理后抗拉强度在1 000 MPa以上同时又具备55 MPa·m1/2以上断裂韧性的钛合金,即高强韧钛合金,一般包括α+β两相钛合金及近β亚稳态钛合金2类[6]。根据目前钛合金材料力学性能的研究成果,其材料强度与断裂韧性间存在近似反比的关系,即随着钛合金材料强度的增加,其断裂韧性往往呈下降趋势,如表1所示。TB17钛合金材料是目前国内抗拉强度最高的钛合金材料之一,其断裂韧度相对TC4和TC4-DT的值居中;TC4-DT是目前国内断裂韧度最高的钛合金材料之一,其抗拉强度相对其他2种材料最低。
表1 钛合金材料静态力学性能参数
Table 1 Main mechanical properties of titanium alloys
屈服强度σ0.2/MPa抗拉强度σb/MPa断裂韧性kIC/(MPa·m1/2)TC491196755.6TC4-DT[7]82891996.1TB17[8]1 1891 32557.9
分析认为,β区退火的TC4-DT相比TC4在强度和塑性方面有不同程度的降低,TC4-DT的微观组织是片状组织,滑移长度较大,因此材料的拉伸性能会有所降低(尤其会降低塑性),但这并不意味着TC4-DT其他损伤容限性能降低,相反材料的断裂韧度和疲劳裂纹扩展性能会因此而得到改善[6,9]。TB17片层α相编织为网篮状,其组织内β相含量相对较高,晶粒尺寸相对较大,属于高钼当量近β型钛合金,较高的β相含量决定了较高的材料强度,同时影响其产生高温软化现象,导致其较差的塑性性能[10]。
3.1.2 2种钛合金材料动态力学性能对比
应用目前常用的高应变率(102～104 s-1)条件下固体材料动态力学性能测量与研究方法——分离式Hopkinson压杆技术[11],对2种钛合金材料(TC4-DT及TB17)不同应变率条件下的动态压缩力学性能数据进行了测量,获取材料在测试应变率范围(1 000～4 000 s-1)内的应力-应变动态关系曲线,可较为可靠地反映材料的真实力学性能数据,其试验测试数据如图4所示。
图4 2种钛合金的动态压缩应力-应变曲线
Fig.4 Dynamic compression stress-strain curves of two titanium alloys
弹体侵彻靶板过程中,弹体与靶板发生强烈撞击作用,伴随着靶板破坏以及弹体大变形乃至侵蚀,其中头部接触区域的应变率约在2 000 s-1以上,属于毫秒级的高动态加载范围,必须考虑材料的应变率效应。
通过对比TC4-DT和TB17两种钛合金材料的动态压缩应力-应变曲线,可以看出,TC4-DT钛合金的动态压缩强度可达到1 600 MPa,TB17钛合金的动态压缩强度可超过 1 800 MPa,其中TC4-DT钛合金表现出显著的应变率强化效应,即材料的动态压缩应力随着应变率的增加而增加,对于弹体侵彻过程中的开孔和穿透是有利的。另一方面,随着加载应变率的提高,TC4-DT的冲击韧化现象更明显。而TB17在应变率超过2 000 s-1后有冲击脆化的趋势,这对侵彻过程中的弹体保持足够的结构强度不利。
3.2 2种钛合金材料弹体火炮试验结果对比
TB17和TC4-DT 2种钛合金试验战斗部数量各2发,共4发试验弹体,分别用于30°和40°着角侵彻单层高强度装甲钢靶板试验。试验前在靶前5m及15m处分别设置标志杆,通过高速摄影记录弹体在两标志杆间的飞行时间,从而计算出弹体在侵彻钢靶板前自由飞行的平均速度。4发战斗部火炮发射后平直飞行,攻角控制在0°附近,速度在728～750 m/s范围内,2种侵彻着角(30°和40°)工况下,均能有效穿透单层钢靶板,其中2发TB17钛合金材料战斗部穿靶后壳体发生破裂解体,壳体碎片散落在靶后回收体前,靶前无碎片,未能成功回收到侵彻后弹体,弹体壳体碎片断面较平整,如图5所示,分析认为在高速冲击条件下TB17材料的破坏形式为脆性断裂[12];2发TC4-DT钛合金战斗部侵彻靶板后均成功回收,弹体保持主体结构完整,壳体头部与靶板接触区域发生大面积侵蚀和塑性变形。战斗部侵彻单层钢靶典型时刻高速摄影照片如图6所示。
图5 回收的TB17弹体部分碎片
Fig.5 Recovered TB17 fragments
图6 穿靶过程典型时刻高速摄影照片
Fig.6 High-speed photographic photos of typical moments during penetration
图7 30°着角侵彻单层钢靶试验后照片
Fig.7 Test photos of penetration into single steel target at 30°
图8 40°着角侵彻单层钢靶试验后照片
Fig.8 Test photos of penetration into single steel target at 40°
3.3 不同侵彻着角弹体侵彻性能对比分析
TB17钛合金半穿甲战斗部2种侵彻着角条件下均未能完整回收到弹体,仅能回收部分壳体碎片,表明超高强亚稳态β型TB17不适合作为高速侵彻钢靶板的半穿甲战斗部壳体材料。下面以TC4-DT钛合金半穿甲战斗部2种侵彻着角条件下的试验结果为研究对象,分析不同侵彻着角对钛合金弹体侵彻性能的影响。
TC4-DT钛合金半穿甲战斗部以743 m/s速度,30°着角,-0.3°攻角侵彻20 mm单层钢靶板并顺利贯穿,出靶后弹体弹道与水平线夹角为+5.2°。观察钢靶板迎弹面及背弹面穿孔破坏形式,穿孔破坏区域近似呈圆形,靶板穿孔尺寸为148.5 mm×140.3 mm,略大于弹体直径,钢靶板迎弹面破坏形式主要为冲塞破坏,背弹面呈现花瓣形破坏形貌。壳体头部防跳弹爪全部磨蚀,与钢靶板的接触面发生了大面积塑性变形,由于塑性区域不稳定性和塑性功升温导致头部区域出现了鱼鳞状的塑性流动。壳体中部定心环发生明显磨损,尾部定心环由于弹体的侧向偏转发生了局部的剪切脱落。通过工业CT扫描发现,内部惰性体完整无裂纹,轴向有微小压缩量,约为0.3 mm;弹体头部轴向长度减少了19 mm,磨蚀区域的轴向长度为70 mm;壳体无贯穿裂纹,保持了壳体的完整性。对回收弹体不同轴向高度圆周长度经过测量,具体数据见表2,发现头部墩粗量最大,尾部次之,中间圆柱段墩粗量最小,弹体侵彻靶板后磨蚀损失质量为0.228 kg。
表2 30°着角侵彻回收弹体不同轴向位置变形量统计
Table 2 Statistics of deformation at different axial positions of warhead recovered after penetration at 30°
示意图测量位置测量值/mm理论值/mm增加值/mmA-A380.0373.86.2B-B396.0392.73.3C-C375.0373.81.2D-D375.5373.81.7E-E376.0373.82.2F-F394.5392.71.8
TC4-DT钛合金半穿甲战斗部以738 m/s初速,40°着角,-0.2°攻角侵彻20 mm单层钢靶板并顺利贯穿,出靶后弹体弹道与水平线的夹角为-4.5°。观察钢靶板迎弹面及背弹面穿孔破坏形式,穿孔破坏区域呈椭圆形,靶板穿孔尺寸为196.2 mm×159.2 mm,钢靶板迎弹面破坏形式主要为冲塞破坏,背弹面呈现花瓣形破坏形貌。穿靶后壳体头部发生了明显的磨损,防跳弹爪全部磨蚀,近似呈截平台状,弹体长度减少了45 mm,磨蚀区域的轴向长度约为62 mm。同时侵彻过程中,由于塑性区域的不稳定性和塑性功升温导致头部区域出现了鱼鳞状的塑性流动,壳体中部定心环和尾部定心环发生明显磨损。壳体内无贯穿裂纹,保持了壳体的完整性,通过工业CT扫描发现,内部惰性体完整无裂纹,轴向压缩量约为0.5 mm;通过扫描3个不同的截面发现,距离头部越近的壳体段有明显的周向挤压和轴向墩粗变形,具体数据见表3所示,发现头部墩粗量最大,定心环处的墩粗量最小,中间圆柱段的墩粗比较明显,弹体侵彻靶板后磨蚀质量损失为0.864 kg。
表3 40°着角侵彻回收弹体不同轴向位置变形量统计
Table 3 Statistics of deformation at different axial positions of warhead recovered after penetration at 40°
示意图测量位置测量值/mm理论值/mm增加值/mmA-A381373.87.2B-B396392.73.3C-C378373.84.2D-D378373.84.2E-E379373.85.2F-F395392.72.3
2种侵彻着角不同轴向位置变形增加值对比如图9所示,可以看出,弹体外加强筋B-B和F-F 2测量位置处变形增加值在2种侵彻着角下无显著差异,变形增加值平均值分别为3.3、1.8 mm;弹体弧直交接A-A测量位置处变形增加量最大,30°侵彻着角及40°侵彻着角情况下,变形增加量分别为6.2、7.3 mm;其余的弹体中部C-C、D-D和E-E三测量位置处,呈现40°着角情况变形增加量显著大于30°着角的趋势,即4.2、4.2、5.2 mm对比于1.2、1.7、2.2 mm,40°着角变形增加量近似为30°着角的2倍以上。
图9 2种侵彻着角不同轴向位置变形增加值对比
Fig.9 Comparison of added deformation values at different axial positions of two penetration angles
侵彻单层钢靶板过程中,弹体受靶冲击载荷、反向拉伸载荷及随侵彻过程时刻变化的偏转力矩耦合作用条件下,弹体内部装填的装药存在拉伸-压缩的反复作用,装药整体受力呈现出惯性振荡现象,装药长度变化曲线也呈现出随时间的惯性振荡趋势,最终会收敛于一个略小于初始长度的装药长度值,即存在侵彻过程的装药压缩量[13]。装药最终的压缩量在一定程度上可反映出侵彻过程装药惯性振荡的响应程度,即最终的装药压缩量越大,侵彻过程中装药惯性振荡的峰值越高,代表着装药侵彻过程中受拉伸-压缩反复作用的受力环境越苛刻,会严重影响弹体装药安定性。
分析认为:随着侵彻着角的增加,钛合金弹体侵彻单层钢靶过程中壳体头部侵蚀量和墩粗变形量显著增加,弹体动态受力环境越发严苛,严重影响弹体保持侵彻结构完整性,存在弹体侵彻过程破碎解体的风险,对弹体侵彻强度及装药安定性有较大影响。
4 结论
1) 作为半穿甲战斗部壳体材料,为保证在高速侵彻单层钢靶板过程中侵彻强度与结构完整性,应选择屈服强度与冲击韧性匹配性好的钛合金材料;可适当降低钛合金材料强度性能要求,以求达到更好的塑性变形能力和抗冲击韧性;
2) 钛合金材料半穿甲战斗部高速侵彻单层钢靶板过程中,会出现头部塑性流动侵蚀,并且在靶板反作用下出现墩粗现象,其中弹体头部的磨蚀量最大,钛合金材料半穿甲战斗部侵蚀及墩粗现象对着角较敏感,即随着侵彻着角的增加,弹体壳体侵蚀量及墩粗程度更严重,不利于弹体保持侵彻强度及装药安定性。
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