钨球侵彻防弹衣加红松木复合靶的研究

为研究钨球对防弹衣加人体等效靶的侵彻性能,利用12.7 mm弹道枪对钨球侵彻三级软体防弹衣加25 mm厚红松靶开展了实验研究;在此基础上,利用LS-DYNA3D软件对侵彻过程及破坏机理进行了分析,并研究了钨球质量变化对弹道极限及靶板能量吸收的影响;依据量纲分析建立了钨球侵彻防弹衣加红松木复合靶的穿靶能量公式,推导了钨球的弹道极限公式。研究结果表明:0.17、0.21、0.44 g的小钨球侵彻防弹衣加红松木复合靶的弹道极限分别为742.3、692.9、570.1 m/s;侵彻过程中,防弹衣以基体开裂、纤维断裂和拉伸分层破坏为主,纤维层面内出现类似“十”字型的损伤,松木靶以剪切和冲塞剥落破坏为主;随着钨球质量的增加,弹道极限呈幂函数形式降低,靶板的能量吸收率逐渐降低;钨球穿靶能量公式及弹道极限公式的计算结果与实验结果吻合良好,可分别用于计算不同侵彻速度下的穿靶能量和不同质量钨球的弹道极限。     

弹体侵彻厚混凝土靶迎弹面成坑效应

为研究弹体侵彻厚混凝土靶的迎弹面成坑效应，总结了侵彻实验中的成坑现象，分析了经验公式对成坑深度、成坑直径和成坑角等成坑效应的预测效果；考虑了撞击速度、靶板强度、配筋以及弹体直径和质量等因素的影响，采用量纲分析方法建立了新型成坑效应计算公式及成坑阶段耗能计算公式；基于新型成坑效应计算公式，对成坑效应的影响因素和成坑耗能进行了参数化分析。结果表明:无量纲成坑深度受靶板强度、配筋率和弹体质量的影响较大；对于钢筋混凝土，成坑深度随撞击速度提升呈先增大后减小再增大的变化规律；在常见的侵彻速度和质量范围内，成坑角为15°～24°，质量对成坑角影响较小；迎弹面成坑耗能占弹体总动能的10%～25%，且配筋率和靶板强度对成坑耗能比例的影响较小；弹体质量越小，成坑阶段耗能占比越大。新型成坑效应计算公式对成坑深度、直径和角度的计算结果与实验数据吻合较好，可为侵彻弹体设计和工程防护提供参考。     

刚性尖头弹垂直撞击金属厚靶板极限速度分析

研究了刚性尖头弹垂直撞击金属厚靶板扩孔冲塞型和延性扩孔型穿孔模式,提出分析最小穿透能量的两阶段工程模型．应用功能原理和圆柱形空腔膨胀理论得到第一阶段侵彻扩孔耗能．考虑靶板背面自由边界的影响,应用Taylor扩孔理论计算延性扩孔型穿孔第二阶段耗能;考虑加速塞块和剪断塞块所损耗的能量,由动量和能量原理导出扩孔冲塞型穿孔第二阶段剪切冲塞耗能．由两阶段总的耗能最小确定第一阶段的侵彻深度,从而得到最小穿透能量的解析解．与铝合金和装甲钢靶板弹道试验数据比较表明,该文两阶段模型的计算结果与试验结果吻合较好。     

WFeNiMo高熵合金动态力学行为及侵彻性能研究

为了探究不同应变速率下WFeNiMo高熵合金的变形行为和侵彻性能, 采用万能材料试验机、分离式霍普金森压杆开展了高熵合金的静动态力学性能试验, 讨论了其在不同应变速率下变形特征微观机制. 基于弹道枪试验平台开展了高熵合金与典型钨合金(93W-4.9Ni-2.1Fe,wt%)破片对有限厚钢靶侵彻作用性能试验研究, 分析了两种合金破片侵彻作用过程与靶板破坏特征、侵彻穿孔能量消耗与撞击速度间的关系. 结果表明: 高熵合金、钨合金材料屈服强度与应变率呈正相关, 且在相同的应变率下高熵合金具有更高的屈服强度; 随着应变率的提高, 高熵合金由脆性断裂、韧脆混合的准解理断裂发展至具有黏着特性的破碎变形模式; 高熵合金具有较强的局部绝热变形能力, 在侵彻薄钢靶时体现出较高的剪切敏感性; 相同撞击速度下, 高熵合金破片穿靶消耗的能量低于钨合金破片, 对于薄钢靶具有更强的侵彻穿透能力. 高熵合金具有优异的力学性能和侵彻能力, 在高速撞击薄靶板时除了传统的剪切冲塞作用还具有一定的能量释放特性, 在预制破片上有较好的应用前景.      

DYNAMIC MECHANICAL BEHAVIOR AND PENETRATION PERFORMANCE OF WFeNiMo HIGH-ENTROPY ALLOY 1)

为了探究不同应变速率下WFeNiMo高熵合金的变形行为和侵彻性能, 采用万能材料试验机、分离式霍普金森压杆开展了高熵合金的静动态力学性能试验, 讨论了其在不同应变速率下变形特征微观机制. 基于弹道枪试验平台开展了高熵合金与典型钨合金(93W-4.9Ni-2.1Fe,wt%)破片对有限厚钢靶侵彻作用性能试验研究, 分析了两种合金破片侵彻作用过程与靶板破坏特征、侵彻穿孔能量消耗与撞击速度间的关系. 结果表明: 高熵合金、钨合金材料屈服强度与应变率呈正相关, 且在相同的应变率下高熵合金具有更高的屈服强度; 随着应变率的提高, 高熵合金由脆性断裂、韧脆混合的准解理断裂发展至具有黏着特性的破碎变形模式; 高熵合金具有较强的局部绝热变形能力, 在侵彻薄钢靶时体现出较高的剪切敏感性; 相同撞击速度下, 高熵合金破片穿靶消耗的能量低于钨合金破片, 对于薄钢靶具有更强的侵彻穿透能力. 高熵合金具有优异的力学性能和侵彻能力, 在高速撞击薄靶板时除了传统的剪切冲塞作用还具有一定的能量释放特性, 在预制破片上有较好的应用前景.     

平头弹穿透金属靶板的模式分析

对平头弹穿透金属靶的剪切冲塞和绝热剪切冲塞两种可能穿甲模式进行分析. 对作者先前提出的绝热剪切冲塞失效模型进一步发展,给出在绝热剪切冲塞条件下修正的终点弹道极限和剩余速度. 对相关的平头弹穿甲WeldoxE系列钢靶的试验数据进行分析比较,讨论靶板厚度、靶材强度对终点弹道性能的影响. 更多实验数据证实:在一定靶厚时由于靶板的结构响应导致弹道极限附近存在剩余速度跳跃;随靶厚和靶材强度增加,穿甲模式由剪切冲塞向绝热剪切冲塞转换.      

尖头弹丸撞击下金属靶板弹道极限的两种工程模型

研究了圆锥形头和卵形头刚性弹垂直撞击塑性金属靶板扩孔冲塞型和延性扩孔型穿孔模式,考虑靶板背面自由边界的影响,提出两种两阶段工程分析模型,得到最小穿透能量的解析解。由球形空腔膨胀理论和两阶段总耗能最小确定第一阶段的侵彻深度,由功能原理和圆柱形空腔膨胀理论计算第一阶段侵彻扩孔耗能,延性扩孔型第二阶段耗能近似按Taylor扩孔理论计算,扩孔冲塞型第二阶段耗能考虑了加速塞块和剪断塞块所损耗的能量。与铝合金和装甲钢靶板弹道试验数据比较表明,本文两阶段模型的计算结果与试验结果吻合较好。     

球形破片侵彻下钢/铝复合靶板的失效模式与吸能机理

为研究复合靶板自身结构对其防护性能的影响，针对面密度相同的两层钢/铝、三层钢/铝/钢爆炸复合板以及均质钢板，采用系列弹道实验和LS-DYNA3D非线性有限元程序分析了复合靶板在球形破片侵彻作用下的失效模式和吸能机理，讨论了靶板层数、厚度和界面结合情况对失效模式的影响。研究结果表明:较其他因素而言，界面结合状态对靶板失效模式的影响最明显，当界面结合良好时，各层靶板均发生剪切冲塞破坏，而当结合界面发生拉伸失效时，较薄的背板以延性扩孔破坏为主；随着靶板总厚度的增大，靶板更易发生剪切冲塞破坏；当靶板的面密度和总厚度分别相等时，三层复合靶板的防护性能优于双层靶板。     

钨合金弹体对混凝土靶的超高速侵彻机理

为研究钨合金弹体超高速侵彻混凝土靶的相关机理,构建了适用于超高速撞击的金属强度模型、失效模型和混凝土的本构模型,对93钨合金弹体超高速撞击混凝土靶问题进行了数值模拟。开展了钨合金弹体超高速撞击混凝土靶实验,分析了靶板成坑特性,研究了侵彻总深度和残余弹体长度随撞击速度的变化规律,理论分析了长杆钨弹超高速撞击混凝土的侵彻模型和混凝土靶内的应力波传播。得到以下主要结论:（1）利用金属及混凝土的新本构模型获得的超高速撞击混凝土靶的破坏形貌数值模拟结果与实验结果一致;（2）超高速撞击条件下混凝土靶成坑为“弹坑＋弹洞”形,成坑体积与弹体动能近似成正比;（3）超高速撞击条件下,侵彻深度随弹速提高呈现先增大后减小的现象,高速段侵深降低是弹体经历销蚀侵彻后“刚体侵彻阶段”减少造成的;（4）建立的钨合金超高速撞击混凝土侵彻分析模型,可用来预估侵彻深度、残余弹长、蘑菇头直径等参数;（5）采用建立的超高速撞击混凝土靶内应力波传播理论模型得到的计算结果与实验结果吻合较好。     

A3钢钝头弹撞击45钢板破坏模式的试验研究

为了研究破片模拟弹的终点弹道效应,进行了不同质量A3钢钝头弹(弹径25 mm)撞击45钢板的试验研究,其中A3钢强度弱于45钢。在约200～800 m/s的撞击速度范围内,随着撞击速度的增加,分别观察到弹体出现泰勒撞击、向日葵型花瓣帽形失效及靶板冲塞穿甲三种破坏模式。伴随弹体和靶体经历的不同结构破坏模式,弹材和靶材也经历着相当复杂的材料失效。     

7 km/s以上超高速发射技术研究进展

介绍了毫克至克量级弹丸7 km/s以上超高速发射技术的国内外研究进展,并对各发射装置的工作原理和技术要素进行了简要阐述.基于电磁驱动准等熵加载,美国ZR装置驱动25 mm×13mm×1.0mm铝飞片至46km/s速度,国内CQ系列磁驱动加载装置实现了 10mmx6mmx0.33mm铝飞片18 km/s的发射.借助于金属箔电爆炸产生高压气体驱动,美国利弗莫尔实验室100kV电炮装置驱动9.5mm×9.5 mm×0.3 mm的Kapton膜至18 km/s,国内流体物理研究所98 kJ和200 kJ电炮装置分别驱动?10 mmx0.2 mm Mylar飞片和?21 mm×0.5 mm Mylar飞片到10 km/s.基于阻抗梯度飞片技术,采用汇聚型和非汇聚型结构三级轻气炮,实现了厘米量级铝飞片和TC4钛飞片12～15 km/s速度发射.这些超高速驱动技术的发展,为空间碎片防护研究提供了坚实的技术支持.     

Experimental Study on the Perforation Process of 5754-H111 and 6082-T6 Aluminium Plates Subjected to Normal Impact by Conical,Hemispherical and Blunt Projectiles

This paper presents an experimental investigation on the perforation behaviour of 5754-H111 and 6082-T6 aluminium alloys. The mechanical response of these materials has been characterized in compression with strain rates in the range of $10^{-3}~s^{-1} < \dot {\varepsilon } < 5 \cdot 10^{3}~s^{-1}$ . Moreover, penetration tests have been conducted on 5754-H111 and 6082-T6 plates of $4~mm$ thickness using conical, hemispherical and blunt projectiles. The perforation experiments covered impact velocities in the range of $50~m/s < V_{0} < 200~m/s$ . The initial and residual velocities of the projectile were measured and the ballistic limit velocity obtained for the two aluminium alloys for the different nose shapes. Failure mode and post-mortem deflection of the plates have been examined and the perforation mechanisms associated to each projectile/target configuration investigated. It has been shown that the energy absorption capacity of the impacted plates is the result of the collective role played by target material behaviour, projectile nose shape and impact velocity in the penetration mechanisms.     

CH4/O2/CO2预混体系爆炸动力学研究

为探究甲烷在富氧条件下的火焰动力学规律,以CH₄/O₂/CO₂预混体系为研究对象,在小尺度方形透明管道中进行了一系列爆炸实验,探讨了初始环境温度波动对爆炸参数的影响,并对预混体系的燃烧机理进行分析。结果表明:在273 K的环境温度下,化学当量比φ=0.8~1.0且氧气相对比γ<0.30和φ=1.2且γ<0.35的预混体系不能被点燃,而其他预混体系均可被点燃,最终产生郁金香与非郁金香两种火焰类型,并且根据郁金香火焰独特的演变特征,又划分为T形郁金香火焰和不对称郁金香火焰;随着γ的增大,无量纲火焰传播速度v/(S_Lσ)的变化趋势由“两升两降”转变为“一升一降”。初始环境温度的升高并未对火焰传播速度和爆炸超压的变化趋势产生影响,但是会导致最大爆炸超压p_max和最大火焰传播速度降低。值得注意的是,初始环境温度对爆炸强度的影响随化学当量比的减小而增强。另外,与最大爆炸超压相比,最大火焰传播速度与层流燃烧速度之间的关系更紧密。从敏感性分析中可知:层流燃烧速度对自由基链式反应R38(即H+O₂=O+OH)表现出最大的正敏感度,对R52(即H+CH₃(+M)=CH₄(+M))表现出最大的负敏感度,并且对自由基OH的生成速率最敏感,当初始环境温度升高至303 K时,层流燃烧速度对R38(正)和R52(负)的敏感度降低;H、O和OH自由基总摩尔分数的增大会削弱热扩散的不稳定性,增强流体力学的不稳定性。     

完整岩石拉压应力状态下的张裂破坏准则

一点的应力状态可由3个主应力$\sigma_{1}$, $\sigma_{2}$, $\sigma_{3}$来表示, 当规定主应力以压为正时, 沿最大主应力$\sigma_{1}$方向将产生收缩变形, 若中间主应力$\sigma_{2}$和最小主应力$\sigma_{3}$都远小于$\sigma_{1}$, 则沿$\sigma_{2}$和$\sigma_{3}$方向会产生横向扩张变形, 当横向扩张变形达到一定极限时, 将会在平行于$\sigma _{1}$的方向产生张裂破坏. 如何建立这种张裂破坏的强度准则目前尚缺乏研究, 最大拉应变理论(第二强度理论)有时被用来解释张裂破坏, 但最大拉应变理论难以应用于三向受力状态. 本文分别用$\varepsilon_{1}$, $\varepsilon_{2}$表示最大张应变和次大张应变, 则最大拉应变理论认为当$\varepsilon_{1}$达到单向拉伸屈服应变时, 材料将产生破坏. 而本文将根据$\varepsilon_{1}+\varepsilon_{2}$之和达到极限值$\varepsilon_u$来建立张裂破坏准则. 可以证明$\varepsilon_{1} +\varepsilon_{2}$所表示的是$\sigma_{1}$主平面的面积增长率. 当$\sigma_{3}<\sigma_{2} \ll \sigma_{1}$时, 大部分岩石都具有脆性破坏的特点, 所以可将破坏前的岩石视为满足广义胡克定律的线弹性材料, 这样用$\varepsilon_{1}$, $\varepsilon_{2}$表示的强度准则可通过$\sigma_{1}$, $\sigma_{2}$, $\sigma_{3}$来表示. 在这个过程中还可考虑岩石在拉伸和压缩时具有不同弹性参数和强度的特点, 并可通过单向拉伸和单向压缩的破坏状态来确定$\varepsilon_u$. 不管$\sigma_{1}$, $\sigma_{2}$, $\sigma_{3}$是压应力, 还是拉应力, 或者$\sigma_{1}$, $\sigma_{2}$, $\sigma_{3}$中有拉有压的情形, 基于$\varepsilon_{1} +\varepsilon_{2} =\varepsilon_u$都可建立相应的强度准则. 所建立的准则可以反映中间应力$\sigma_{2}$对强度的影响规律, 通过建立的强度准则还可以证明: 静水拉力能引起屈服, 而静水压力不能产生屈服; 压缩破坏能使塑性体积增大, 其结果比Mohr-Coulomb准则更能反映实际情形. 并通过拉压应力状态下的试验数据验证了所建立的强度准则, 所得理论计算结果和已有的试验数据吻合得很好. 通过提出的强度准则和圆盘劈裂的试验结果, 可获得更为可靠的岩石单轴抗拉强度.      

水中高压脉动气泡与浮体流固耦合特性研究

本文针对水中放电气泡与水面浮体流固耦合作用开展实验和数值研究, 采用边界积分法对气泡运动进行数值模拟, 利用辅助函数法提高非线性流固耦合问题的计算精度, 同时运用双节点法保证气-液-固三相交界线的计算稳定性. 实验中, 采用水下放电技术生成气泡, 使用高速摄影捕捉气泡动力学行为与浮体运动响应. 首先对比数值与实验结果, 二者吻合良好, 验证了数值计算模型的有效性和正确性. 然后通过对气泡与浮体的无量纲距离$\gamma_{s} $ (气泡最大半径为特征长度)进行系统研究发现: (1) $\gamma_{s} $从0.2增大至2时, 气泡在坍塌阶段分别形成了颈缩型环状射流(本文针对水中放电气泡与水面浮体流固耦合作用开展实验和数值研究,采用边界积分法对气泡运动进行数值模拟,利用辅助函数法提高非线性流固耦合问题的计算精度,同时运用双节点法保证气-液-固三相交界线的计算稳定性.实验中,采用水下放电技术生成气泡,使用高速摄影捕捉气泡动力学行为与浮体运动响应.首先对比数值与实验结果,二者吻合良好,验证了数值计算模型的有效性和正确性.然后通过对气泡与浮体的无量纲距离γ_s(气泡最大半径为特征长度)进行系统研究发现:(1)γ_s从0.2增大至2时,气泡在坍塌阶段分别形成了颈缩型环状射流(0.2≤γ_s≤0.3)、接触射流(0.4≤γ_s≤0.6)、非接触射流(0.7≤γ_s≤1)、对射流(1.1≤γ_s≤1.3)和反射流(1.4≤γ_s≤2)等5种典型射流模式;(2)正射流速度随γ_s先增大后减小再增大,并且当0.7≤γ_s≤0.9时,速度可达约1000 m/s;反射流速度随γ_s增大而增大;(3)在本文实验条件下,γ_s1.5时浮体对气泡的Bjerknes吸引力强于自由液面的Bjerknes排斥力导致气泡在坍塌阶段向浮体迁移;当γ_s≥1.5时自由液面对气泡的排斥作用更强,气泡在坍塌阶段远离自由液面.     

预应变对中碳钢扭转疲劳特性的影响

应用扭转疲劳试验机对退火后的非预应变45#钢及其3种预应变材料进行 实验. 实验结果表明：预应变量小于5%时,与非预应变材料相比疲劳极限降低10\%; 预应变量大于5{%}时,随着预应变量的增加,其疲劳极限有恢复的趋势,当预应变量达到 8%时,预应变材料与非预应变材料的疲劳极限几乎相等;当循环应力达到1*10^7$时,各种试件表面都有明显的停留裂纹存在.     

聚能射流侵彻页岩储层损伤裂隙形成机制

为研究药型罩对聚能射孔弹侵彻页岩储层的射孔和损伤致裂效果的影响机理，建立了射孔弹-空气-页岩三维模型，设置药型罩的锥角分别为50°、60°、70°和80°，壁厚分别为0.5、1.0和1.5 mm，材料分别为铜、钢、钛和钨。利用ANSYS/LS-DYNA软件进行数值计算，分别从射流速度与形态、页岩射孔效果及页岩孔裂隙形成规律特征等进行系统性分析。研究结果表明：在射孔弹结构中，随着药型罩锥角的减小，射流速度提高、杵体速度降低、侵彻深度增大同时开孔孔径减小。在一定范围内，适当减小药型罩的壁厚，可以提高射流速度、减小杵体质量、增大侵彻深度和开孔倾斜度。药型罩材料对射流速度、杵体结构和页岩射孔效果均有显著影响，其中钨药型罩射孔弹的侵彻深度最大但开孔孔径最小，钛药型罩射孔弹的侵彻深度最小但开孔倾斜度最大，铜比钢药型罩射孔弹的侵彻深度略大但开孔孔径略小。通过研究不同对照组的页岩孔裂隙形成规律特征发现，页岩孔裂隙发育主要发生在杵体对页岩的再扩孔阶段，减小射流初始扩孔孔径、增大杵体直径、提高杵体速度，可以促进页岩孔裂隙发育程度。     

通过表面机械加工调控Zr52.5Cu17.9Ni14.6Al10Ti5非晶合金的结构和韧性

作为一种新型结构材料, 非晶态合金的韧性需要进一步提高. 提高非晶态合金韧性的方法有引入枝晶相、调整其成分改变其泊松比影响其剪切带衍生、裂纹扩展等.本文通过表面机械加工的方法来调控非晶态合金的微观结构及韧性. 我们采用真空电弧熔炼、亚稳态薄板离心浇铸系统制备了Zr_52.5Cu_17.9Ni_14.6Al₁₀Ti₅ (原子百分比) (Vit105)非晶合金板,并用表面机械研磨处理方法(surface mechanical attrition treatment, SMAT), 在Vit105板上形成纳米尺度局域类晶体序结构. 基于差示扫描量热分析、纳米压痕实验, 我们发现SMAT处理后的Vit105合金板表面附近弛豫焓更低, 微观结构更加均匀、稳定. 通过显微维氏硬度计测试, 发现SMAT处理后样品的表面附近硬度增大,硬度值分布也更均匀. 通过三点弯断裂实验, 可得到SMAT处理后合金板缺口韧度值从70.7 ± 4.7 MPa·m1/2提高到112.8 ± 3.7 MPa·m1/2. SMAT处理后合金板断裂后, 缺口前端剪切带密度比未处理的更大. Vit105合金板韧性的提高源于SMAT处理对剪切带萌生的促进作用. 该研究表明,表面机械加工可以在非晶态合金中形成局域类晶体有序结构, 影响其结构均匀性, 增大其硬度, 促进剪切带萌生, 提高其韧性. 表面机械加工作为一种新型的改变材料性能的手段, 具有广阔的应用前景.      

内埋武器高速风洞弹射投放模型试验关键技术研究

针对新一代战斗机超声速内埋武器弹射投放分离安全性问题,采用高速风洞投放实验技术研究内埋武器从开式武器舱弹射投放分离动态运动过程,风洞投放模型试验过程中采用除垂直加速度不足外,其余全部运动严格相似的轻模型相似设计方法,并针对轻模型法垂直加速度不足所导致的投放垂直位移偏离实物位移问题,采用一种简单易行的公式修正法进行补偿,试验给出了不同初始弹射投放分离条件下,内埋武器从载机投放分离后运动轨迹与姿态角随分离时间的变化规律,试验马赫数$Ma = 1.5$.研究结果表明:初始投放分离角速度对内埋武器投放分离后的运动轨迹及姿态角有较大的影响,当初始投放分离角速度$\omega _{z0}^s = 0^\circ/{\rm s}$时,内埋导弹出舱后先向下运动远离载机的流场干扰区,之后逐渐向载机方向抬升靠近并最终碰撞载机,高速风洞投放试验结果是不安全的,但经过公式修正后投放试验结果比较乐观,垂直方向运动仍然一直下降远离载机,这说明采用高速风洞投放试验得出的导弹不安全投放分离对真实载机来说不一定会出现,高速风洞投放试验结果比较保守. 当初始投放分离角速度$\omega _{z0}^s= 15^\circ/{\rm s}$和$\omega _{z0}^s = 30^\circ/{\rm s}$时,内埋导弹投放分离后运动趋势几乎一致, 均没出现向载机靠近的现象,内埋导弹具有一定的初始投放分离角速度有利于内埋武器的安全分离.