曹 進，陳春林，馬 坤，高鵬飛，田洪暢，馮 娜，2，錢秉文

（1.西北核技術研究所，陜西 西安 710024；2.北京理工大學 北京 100081）

0 引 言

含能結構材料是一種具有較高能量密度和一定的機械強度的材料，由于其在靜態(tài)具有良好的安定性，同時在動態(tài)撞擊時能夠快速反應釋能，產生爆燃或爆轟效應，以燒蝕、引燃、超壓等方式對人員或設備造成破壞［1-3］。因此，含能結構材料成為近年來戰(zhàn)斗部毀傷元材料的研究熱點［4-6］。目前，含能結構材料主要分為活性金屬/氟聚物材料體系和全金屬材料體系，其中活性金屬/氟聚物材料體系以聚四氟乙烯/鋁（PTFE/Al）為代表，具有能量密度高、反應速率高等特點［7-9］。研究表明，PTFE/Al 系材料能量密度達14.9 KJ·g-1［10］，增壓率可達144.8 MPa·s-1［11］。相比于前者，以Ni-Al 基合金、Zr 基合金和高熵合金為代表的全金屬材料體系具有較高的密度和強度，但能量密度較低［12-13］。一般而言，全金屬含能結構材料密度一般為6～12 g·cm-3。材料強度受體系影響較大，如Ni-Al 系合金強度約為300 MPa［14-15］，而高熵合金材料斷裂強度最高可達2000 MPa 以上［16］。在戰(zhàn)斗部的應用研究方面，王海福［17］、鄭元楓等［7］開展了大量PTFE/Al 系含能結構材料在動能破片應用背景下的材料釋能特性研究，研究結果表明PTFE/Al 材料有大破孔、強靶后超壓和強引燃效應，其在27 L 密閉靶箱形成的超壓可達0.6 MPa，或可直接引燃航空煤油。而全金屬含能結構材料其在27 L 密閉靶箱形成的超壓達0.2 MPa，靶后超壓特性略弱于PTFE/Al 材料［18］。

學者已通過大量實驗基本明晰了含能結構材料的釋能特性，但對含能結構材料的毀傷效果效應研究仍有不足之處。在已公開報道的文獻中，彈體侵徹速度大都低于1500 m·s-1，不能反應含能結構材料彈體在超高速（＞Ma 5）條件下對目標的毀傷效應。雖然張慶明等［19-20］開展了Al 和PTFE/Al 材料在超高速撞擊條件下相互作用機理的實驗與仿真研究，但在實驗中PTFE/Al 材料用作為Whipple 防護屏，無法將結果直接應用于含能結構材料的毀傷效應研究上。另外，鑒于兩類含能結構材料在力學響應行為和釋能特性上差異較大，因此兩者在戰(zhàn)斗部的設計與應用上的側重也應該有所不同。但現(xiàn)有研究未明確兩類含能結構材料的毀傷特性差異，需要開展對比實驗，獲得兩類含能結構材料在相同工況下的毀傷效果。

針對上述問題，本研究采用侵徹實驗與數(shù)值仿真相結合的方式對兩種含能結構材料的毀傷特性進行研究。首先利用二級輕氣炮將兩類典型含能結構材料彈體加速至約2000 m·s-1后撞擊多層鋼靶目標，通過對比相同狀態(tài)下惰性彈體對靶標造成的毀傷形貌，明晰含能結構材料對多層鋼靶的毀傷特性。再利用AUTODYN 有限元數(shù)值仿真軟件對侵徹實驗進行復現(xiàn)，并對比驗證仿真結果與實驗結果的一致性。在確定一致性高的情況下，繼續(xù)利用數(shù)值仿真方式，討論在1600～2400 m·s-1的速度段內，侵徹速度對兩種含能結構材料對多層鋼靶的毀傷特性的影響規(guī)律。

1 超高速侵徹試驗

1.1 試驗設置

被試材料選用PTFE/Al基含能結構材料和Al基全金屬含能結構材料，密度分別為6.0 g·cm-3和7.9 g·cm-3。彈體為球形結構，直徑6 mm（圖1a）。為研究含能結構材料與惰性材料的毀傷特性差異，選用同尺寸DT1900 超高強度鋼彈體作為對比，密度7.8 g·cm-3。實驗用靶標為等間距多層金屬薄板，靶體材料為Q355 鋼，靶板尺寸為Φ380 mm×1 mm，靶間距為50 mm（圖1b）。

圖1 球形彈體和多層靶板照片F(xiàn)ig.1 The photography of spherical projectile and multilayer thin steel target

超高速侵徹試驗利用西北核技術研究所自建57/10 二級輕氣炮實驗系統(tǒng)進行，利用二級輕氣炮將被試彈丸加速至約2000 m·s-1，彈體速度利用激光遮斷法和高速攝像法進行綜合測定。激光遮斷法采用三路紅外激光束聯(lián)合Tektronix DPO4000 型示波器，采樣率10.0 MS·s-1。高速攝像法采用Phantom2012 高速攝像機，幀頻100000 fps。二級輕氣炮裝置示意圖如圖2 所示。

圖2 二級輕氣炮實驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of two stage light gas gun equipment

1.2 試驗結果與毀傷特性分析

圖3 是Q355 多層鋼靶受PTFE/Al 基、Al 基含能結構材料和DT1900 超高強度鋼彈體侵徹后的形貌，三種彈體侵徹速度分別為2010，1990，1920 m·s-1。其中每層靶板的破孔尺寸由中心主破孔橫向和縱向最大距離的均值d表示，毀傷尺寸由彈坑最大散布區(qū)D99表示［21-22］。

圖3 三種材料球形彈體侵徹后的靶板形貌Fig.3 The photography of targets after penetration by three kinds of materials

由圖3a 可以看出，PTFE/Al 基含能結構材料彈體可對三層鋼板造成破孔毀傷。首層靶板中心彈孔為規(guī)則圓形，破孔邊緣出現(xiàn)“翻唇”變形，破壞模式為彈體超高速撞擊導致的沖塞破壞（圖3a1）。第二層靶板中心出現(xiàn)遠大于彈徑的破孔，破孔邊緣包含因靶板撕裂形成的花瓣型破孔和因靶后破片對靶板剪切作用而形成的沖塞型破孔（圖3a2）。此外，破孔邊緣有含能材料釋能導致的輕微燒蝕，且附近出現(xiàn)大量由首層靶后破片撞擊產生的孔洞及彈坑。第二層靶板破壞模式為花瓣沖塞復合型破孔和衛(wèi)星破孔/成坑。第三層靶破壞模式為伴有局部撕裂的鼓包（圖3a3）。

Al 基含能結構材料彈體可對四層鋼板造成毀傷（圖3b），其對首層靶板破壞模式與PTFE/Al 基含能結構材料彈體對靶板造成的破壞模式相同。第二層靶板的破壞模式雖然同樣為花瓣沖塞復合型破孔和衛(wèi)星破孔/成坑，但花瓣破孔邊緣有大量由首層靶后碎片云撞擊形成的弧形彈洞，第二層靶板的沖塞型破壞更為明顯（圖3b2）。第三層靶板在沖塞破孔附近出現(xiàn)因含能結構材料釋能導致大范圍燒蝕痕跡，靶板的破壞模式為中心沖塞破孔和燒蝕毀傷（圖3b3）。第四層靶板破壞模式為沖擊成坑和燒蝕毀傷，燒蝕面尺寸較第三層有所減小。

DT1900 超高強度鋼彈體可對8 層鋼板造成毀傷（圖3c）。首層靶板的破壞模式與前兩者相同。第二、三層靶板在中心穿孔附近出現(xiàn)因靶后碎片云撞擊形成的彈坑，靶板的破壞模式為中心沖塞破孔和衛(wèi)星成坑。需要特別說明的是，在圖3c1 中，中心圓孔左下方出現(xiàn)的第二個破孔為塑料彈拖未分離干凈撞擊上靶導致。由于塑料彈拖在撞擊后迅速破碎燃燒，僅對第二層靶板中心圓孔左下方位置形成淺凹坑。且第二層靶衛(wèi)星坑呈以中心彈孔為圓心的環(huán)狀分布，為金屬彈體超高速正撞擊導致。因此，塑料彈拖撞擊首層靶板對后續(xù)分析DT1900 超高強度鋼彈體對多層鋼靶的毀傷機制無明顯影響。第四～六層靶板在中心破孔附近出現(xiàn)殘余碎片和與主破孔尺寸近似破孔，分析為彈體前端沖塞塊在飛行過程中與彈體分離后撞擊靶板形成，靶板的破壞模式為中心沖塞破孔和碎片破孔/成坑。第七、八層分別僅有一個規(guī)則圓形破孔和撞擊坑。

圖4 為三種彈體對多層鋼靶毀傷的統(tǒng)計結果，圖中實線和虛線分別代表相對破孔尺寸和相對毀傷尺寸隨毀傷層數(shù)的變化規(guī)律，定義平均破孔尺寸和毀傷尺寸與彈體直徑（BD）之比為破孔尺寸和相對毀傷尺寸。由圖4 可知，DT1900 超高強度鋼彈對靶板的破孔尺寸始終在1.3～1.9 BD，隨侵徹層數(shù)的變化較小，毀傷尺寸在第二層靶板達到最大（8.2 BD），隨后逐漸減小。原因在于DT1900 超高強度鋼強度遠高于靶板強度，彈體在超高速侵徹時不易發(fā)生破壞，因此破孔大小無明顯變化。由于彈體速度在侵徹過程中不斷降低導致彈靶相互作用機制發(fā)生變化，因此靶板的破壞機制和毀傷特性隨侵徹層數(shù)出現(xiàn)了明顯變化。在超高速侵徹階段，靶板的毀傷尺寸由前層靶后碎片云狀態(tài)決定，由于靶后碎片云徑向膨脹距離和動能均隨侵徹速度的降低而下降［23］，因此隨著侵徹層數(shù)升高，靶板毀傷面尺寸降低。當彈體速度降低至高速侵徹階段，彈體對靶板以沖塞破壞為主且靶后不再產生碎片云。在侵徹過程中，彈體前端堆積的沖塞塊破碎剝落，對后層靶板造成破孔/成坑毀傷。而在中低速侵徹階段，彈靶相互作用進一步減弱，彈體僅對靶板造成破孔/成坑毀傷。

圖4 三種彈體相對破孔與毀傷尺寸圖Fig.4 The graph of relative broken hole and damage area size

PTFE/Al 基含能結構材料對首層靶板的破孔尺寸約為1.3 BD，其對第二層靶板的破孔尺寸和毀傷尺寸分別為4.3 BD 和10.2 BD，具有破孔大和毀傷范圍大的毀傷特性。對第三層靶板，PTFE/Al 基含能結構材料彈體僅形成直徑約為2.0 BD 的鼓包，且鼓包處靶板發(fā)生撕裂。對于Al 基含能結構材料彈體，其對第二層靶板具有與前者相同的毀傷效果，破孔尺寸和毀傷尺寸分別為4.7 BD 和10.0 BD。此外，相比于PTFE/Al基含能結構材料彈體，Al 基含能結構材料彈體不僅侵徹能力更強，還可在第三、四層靶板上發(fā)生明顯的燒蝕毀傷，毀傷尺寸分別約為8.3 BD 和5.0 BD。兩種含能結構材料體系之間能量釋放機制的差異是導致彈體的毀傷特性呈現(xiàn)出明顯不同的根本性原因。由于PTFE/Al 基含能結構材料自身可發(fā)生氧化還原反應且反應速率高，在侵徹完首層靶后，材料的快速反應導致對后續(xù)靶板的破壞主要依靠首層靶后破片，具體表現(xiàn)為在第二層靶板上未出現(xiàn)明顯的燒蝕痕跡。而Al 基含能結構材料需要通過撞擊產生絕熱溫升后再與空氣中氧氣產生氧化還原反應并產生大量熱［24］。因此Al 基含能結構材料反應速率較低，在侵徹首層靶時，Al 基含能結構材料彈體首先發(fā)生動態(tài)破碎，彈體前端部分區(qū)域先行反應。隨后，反應不完全或未反應的彈體碎片形成的主體碎片云與外泡碎片云共同對第二層靶板形成大破孔毀傷［25］。雖然大量彈體碎片在侵徹第二層靶板時參與反應，但仍有部分反應不完全或未反應的彈體碎片在穿過二層破孔后繼續(xù)對第三、四層靶板進行毀傷。具體表現(xiàn)為在第二層靶板破孔邊緣和第三、四層靶板中心出現(xiàn)明顯的燒蝕痕跡。

綜上所述，對多層金屬薄板靶，DT1900 超高強度鋼彈體對目標的侵徹能力強，但破孔孔徑小、侵徹后效差。而兩種含能結構材料彈體均能夠對第二層靶板產生大破孔、強后效的毀傷效果。此外，Al 基含能結構材料對多層金屬薄板目標的侵徹能力和板面毀傷能力要略強于PTFE/Al 基含能結構材料。

2 數(shù)值仿真

2.1 材料模型及參數(shù)

利用3D-AUTODYN 有限元數(shù)值軟件進一步研究兩種含能結構材料在不同速度下對多層金屬薄板的毀傷特性，仿真算法采用在解決超高速撞擊下材料大變形問題具有明顯優(yōu)勢的光滑粒子流體動力學SPH 方法［26］，計算模型選用三維平面對稱1/2 模型，建模大小與超高速侵徹實驗相同，彈體直徑6 mm，靶板厚度1 mm，靶間距50 mm，彈體速度2000 m·s-1，粒子光滑長度0.2。由于PTFE/Al 基含能材料在沖擊作用下會發(fā)生氧化還原反應并釋放氣體，雖然其反應速率和反應后氣體生成量均不及常規(guī)炸藥。但張慶明團隊［19］研究表明，PTFE/Al 含能材料的反應具有類爆轟的特點，Lee-Tarver 三項式點火反應模型和JWL 產物狀態(tài)方程可以對PTFE/Al 含能材料的沖擊反應特性進行較好的描述，因此選用該模型對PTFE/Al 基含能材料反應特性進行描述。采用Johnson-Cook 強度模型對PTFE/Al 基含能材料反應前的力學特性進行描述［17］。

Lee-Tarver 三項式點火反應模型為：

式中，等號右邊的3 項分別描述材料熱點形成過程、慢速反應過程以及快速反應過程。由于Al/PTFE 基含能結構材料反應速率較低，快速反應過程對沖擊波壓力的影響較小，所以另G2=0［2］。式中F為材料反應度，t為時間，ρ為材料密度，ρ0為材料初始密度，I、b、a、x、G1、c、d、y為材料反應常數(shù)。

JWL 狀態(tài)方程為：

式中，p為爆轟產物壓力，MPa；η材料初始密度與材料密度之比；A1、B1、R1、R2和ω為常數(shù)。

Johnson-Cook 材料模型為：

式中，σ為流動應力，MPa，ε為有效塑性應變，ε?*為有效塑性應變率與參考應變率之比，ΔT為材料溫度與室溫Tr溫差，Tm為材料熔點，K。A2、B2、n、c、m 為常數(shù)。Al/PTFE 基含能結構材料各參數(shù)值見表1。

表1 PTFE/Al 基含能結構材料Lee-Tarver 模型參數(shù)［6，19］Table 1 Parameters of Lee-Tarver model of PTFE/Al-based RM

而全金屬含能結構材料的反應機理為在強沖擊載荷下首先發(fā)生形變破壞，后形成的碎片再與空氣反應進行釋能，其在強沖擊載荷下力學行為響應與惰性金屬類似，因此選用Johnson-Cook 強度模型和Shock 狀態(tài)方程進行描述，材料模型參數(shù)通過靜動態(tài)拉伸/壓縮實驗和平板撞擊實驗獲得。Q355 鋼靶選用Johnson-Cook 強度模型和Shock 狀態(tài)方程。各模型參數(shù)取值見表2。

表2 Al 基含能結構材料和Q355 材料模型參數(shù)［27］Table 2 Parameters of Al-based RM and Q355 steel materials

2.2 含能結構材料模型有效性驗證

為研究兩種含能結構材料彈體在不同速度下對多層薄鋼板的毀傷效果，需要首先驗證模型算法、材料模型及參數(shù)有效性。驗證方法為利用數(shù)值仿真方法獲得含能結構彈體以2000 m·s-1侵徹后靶板的破孔與毀傷尺寸與試驗結果進行比對。當仿真結果與試驗結果誤差小于15%，即認為算法和模型參數(shù)有效。兩種含能結構材料彈體侵徹多層金屬鋼板后的靶板試驗仿真對比圖和破孔和毀傷尺寸數(shù)據(jù)分別如圖5 和表3 所示。圖5 中標尺為有效塑性應變的顏色-數(shù)值顯示條，數(shù)值0 表示材料未發(fā)生塑性變形，0～1 之間表示材料塑性變形程度，數(shù)值越高則塑性變形程度越大。

表3 金屬靶板破孔尺寸和毀傷面尺寸仿真與實驗結果對比Table 3 Simulation and experimental comparison results of broken hole and damage area size

圖5 兩種含能結構材料彈體侵徹后多層金屬靶板毀傷模式仿真與實驗結果對比Fig.5 The damage mechanisms of simulation and experimental comparison results of multilayer thin steel target after penetrated by two kinds of RM

由圖5 表3 可知，兩種含能結構材料對靶板侵徹層數(shù)的仿真結果與試驗結果相同。PTFE/Al 基含能結構材料彈體對三層鋼板毀傷模式的仿真結果分別為沖塞破壞、花瓣沖塞復合型破孔和衛(wèi)星破孔/成坑、鼓包，與試驗結果相同。除第三層靶板鼓包尺寸仿真結果較實際略大外，其余靶板破孔和毀傷尺寸的仿真結果均與試驗結果基本相同。Al 基含能結構材料彈體對四層鋼板毀傷模式的仿真結果分別為中心沖塞破壞、花瓣沖塞復合型破孔和衛(wèi)星破孔/成坑、中心沖塞破孔和衛(wèi)星成坑、中心成坑，與試驗結果相同。Al 基含能結構材料彈體對前三層靶板破孔尺寸的仿真結果與試驗結果一致性良好，但彈體對第三、四層靶板毀傷尺寸的仿真結果小于實驗結果。主要原因為Al 基含能結構材料模型采用了基于純力學的J-C 強度模型和Shock狀態(tài)方程，因此仿真結果未能體現(xiàn)材料撞擊釋能對靶板產生的燒蝕破壞，這也從側面反映出靶板的破孔毀傷主要由彈體材料的力學行為決定。

綜上所述，本研究所采用的數(shù)值仿真算法、材料模型以及材料參數(shù)的模型合理有效，能夠較好描述兩種含能結構材料彈體對多層鋼板的毀傷模式及特性。因此繼續(xù)利用該方法研究侵徹速度對含能結構材料彈體侵徹多層薄鋼靶毀傷特性的影響規(guī)律。

2.3 侵徹速度對多層鋼板的毀傷機制及特性影響

利用數(shù)值仿真方法研究了PTFE/Al基和Al基含能結構材料彈體在1600，1800，2000，2200，2400 m·s-15 個侵徹速度條件下對多層鋼靶的毀傷效果。PTFE/Al 基含能結構材料彈體在不同侵徹速度條件下對靶板造成的毀傷形貌仿真結果及破孔尺寸變化規(guī)律分別如圖6、7 所示。由圖6 可知，在1600～2400 m·s-1的侵徹速度條件下，PTFE/Al 基含能結構材料彈體均只能對三層靶板實施毀傷。隨著撞擊速度由1600 m·s-1升高至2200 m·s-1，首層靶破孔尺寸由1.4 BD 升高至1.5 BD 后不再繼續(xù)升高，破壞機制均為沖塞破壞。第二層靶板中心破孔尺寸由3.0 BD 升高至4.3 BD 后便不再發(fā)生明顯變化，毀傷尺寸在10.2～11.7 BD 范圍內波動，破壞機制均為中心花瓣形破孔和衛(wèi)星破孔/成坑。第三層靶板破壞機制均為靶后破片導致沖擊成坑/鼓包，不隨侵徹速度提高發(fā)生明顯變化。

圖6 PTFE/Al 基含能結構材料彈不同速度侵徹Q355 靶板后靶板形貌Fig.6 The simulation results of Q355 target morphology after penetrated by PTFE/Al-based RM projectile at different velocity

圖7 PTFE/Al 基含能結構材料不同速度侵徹Q355 靶板后靶板破孔尺寸變化規(guī)律Fig.7 The variation of broken hole size of Q355 target after penetration by PTFE/Al-based RM projectile at different velocity

Al 基含能結構材料彈體在不同侵徹速度條件下對靶板造成的毀傷形貌仿真結果及破孔尺寸變化規(guī)律分別如圖8、9 所示。由圖8 可知，在1600～2400 m·s-1的侵徹速度段內，全金屬含能結構材料彈體均只能對四層靶板實施有效毀傷。隨著侵徹速度升高，首層靶破孔尺寸由1.3 BD 逐漸升高至1.5 BD 后不再變化，靶板的破壞機制均沖塞破壞。第二層靶板中心破孔尺寸隨侵徹速度升高呈現(xiàn)先升高后小幅下降的趨勢，當侵徹初速為2000 m·s-1時達到最高為3.9 BD，靶板的破壞機制均為花瓣沖塞復合型破孔和衛(wèi)星破孔/成坑。對第三層靶板，彈體初始動能的提高導致耦合進二層靶后碎片云對第三層靶的侵徹能力增強，破孔尺寸有所提高，靶板破壞機制為由第二層靶后碎片云前端沖擊形成的破孔和后續(xù)破片形成的成坑毀傷。第四層靶板破壞機制為靶后破片導致沖擊成坑/鼓包。

圖8 Al 基含能結構材料不同速度侵徹Q355 靶板后靶板形貌Fig.8 The simulation results of Q355 target morphology after penetrated by Al-based projectile RM at different velocity

圖9 Al 基含能結構材料不同速度侵徹Q355 靶板后靶板破孔尺寸變化規(guī)律Fig.9 The variation of broken hole size of Q355 target after penetration by Al-based RM projectile at different velocity

上述研究表明兩種含能結構材料在不同侵徹速度下毀傷效果的差異主要體現(xiàn)在第二、三層靶板的破孔尺寸和毀傷范圍上，因此為研究材料體系和侵徹速度對彈體超高速侵徹機理的影響規(guī)律，對PTFE/Al基和Al基含能結構材料彈體在首層靶板后的碎片云的速度分布進行分析。圖10 為t=2 ms 時靶后碎片云的速度分布圖，以彈體著靶前的初始速度v0為基準將靶后碎片云分為四個速度區(qū)域，碎片云橙紅色部分代表的高速區(qū)（0.8～0.9v0），黃色部分代表的中高速區(qū)（0.7～0.8v0），黃綠色部分代表的中低速區(qū)（0.6～0.7v0）和綠色部分代表的低速區(qū)（＜0.6v0）。為研究可對二層靶板造成破孔毀傷的碎片分布情況，以彈體中點的侵徹速度方向為中軸線，分別在一、二層靶板位置建立與靶板破孔尺寸相等的輔助線，并將兩條輔助線相連形成梯形區(qū)域。由于靶后碎片運動參數(shù)不再變化，因此梯形區(qū)域所框選的碎片云區(qū)域即為可對第二層靶板造成破孔毀傷的部分。由圖10 可知，PTFE/Al基含能結構材料對第二層靶板形成的花瓣形破孔毀傷主要由首層靶后的碎片云前端的高速區(qū)碎片完成，當v0≥1800 m·s-1時，碎片云高速區(qū)范圍基本不隨v0發(fā)生改變（圖10a）。對于Al基全金屬含能結構材料（圖10b），當v0=1600 m·s-1時，由于v0較低導致僅碎片云頭部的高速區(qū)可對第二層靶板造成破孔毀傷，碎片云中高速區(qū)僅能夠對靶板造成成坑毀傷。隨著v0提高，靶后中高速區(qū)破片動能隨之提高，靶后高速區(qū)與中高速區(qū)破片共同作用導致中央主破孔尺寸提高。而當v0繼續(xù)提高至2200 m·s-1及以上，靶后高速區(qū)碎片與中高速區(qū)碎片在y 方向上的速度差增大導致兩區(qū)域碎片相對分離，碎片云前端碎片質量不集中導致其對第二層靶板的破孔尺寸減小，毀傷尺寸增大。

圖10 PTFE/Al 基與Al 基含能結構材料彈體侵徹首層靶后碎片云速度分布情況Fig.10 Velocity distribution of debris cloud after first layer produced by PTFE/Al-based and Al-based RM projectile

為進一步揭示材料體系和侵徹速度對彈體超高速侵徹機理的影響，對圖10 中靶后碎片云粒子的動能進行了統(tǒng)計分析，結果如圖11 所示。相比于Al 基含能結構材料，由于PTFE/Al 基含能結構材料當受到的沖擊載荷達到21 GPa 或對應撞擊速度為1500～1800 m·s-1時，PTFE/Al 材料即會發(fā)生完全反應［28-30］。所以當PTFE/Al基含能結構材料彈體以超過1800 m·s-1的速度撞擊首層靶板后，對第二層靶板的毀傷主要由首層靶板形成的外泡碎片云完成，彈體本身不再參與對后續(xù)靶板的侵徹。由圖11 可知，當侵徹速度由1600 m·s-1提升至2400 m·s-1，靶板粒子總動能僅由8.2 J 提升至18.3 J。彈體與靶板相互作用后耦合進入靶板碎片動能有限，因此提升侵徹速度對PTFE/Al 基含能結構材料彈體毀傷效果的提升不明顯。而Al 基含能結構材料彈體先撞擊破碎后撞擊釋能的毀傷機制使得靶后破碎彈體與靶板破片共同對后續(xù)靶板進行侵徹破壞。隨著初始侵徹速度升高，首層靶后彈靶粒子總動能由46.5 J 大幅提升至108.1 J，提高了彈體對多層鋼靶整體的毀傷效果，主要體現(xiàn)在對第三層靶板的破孔尺寸上。

圖11 首層靶后碎片云粒子動能統(tǒng)計Fig.11 Kinetic energy statistics results of debris cloud particles behind the first layer of target

3 結 論

為研究含能結構材料對多層鋼靶的超高速毀傷特性，利用二級輕氣炮獲得了PTFE/Al 基和Al 基全金屬含能結構材料在2000 m·s-1速度下對多層薄鋼靶的毀傷效果。在校核數(shù)值仿真有效性后，討論了侵徹速度對兩種材料彈體毀傷效果的影響規(guī)律，獲得以下結論：

（1）相比于超高強度鋼惰性彈體，PTFE/Al 基和Al基含能結構材料彈體表現(xiàn)出明顯的橫向毀傷增強效果，對第二層靶板均能產生大破孔的毀傷效果，破孔孔徑和毀傷尺寸分別達彈徑的4 倍和8 倍以上。含能結構材料對多層鋼靶的毀傷模式主要包括沖塞型破孔、花瓣沖塞復合型破孔、靶后碎片云成坑和釋能燒蝕毀傷；

（2）J-C 強度模型聯(lián)合Lee-Tarver 三項式點火反應模型能夠較好描述PTFE/Al 基含能結構材料對多層薄鋼靶的毀傷效果和破壞機制。J-C 強度模型聯(lián)合Shock 狀態(tài)方程能夠反映Al 基含能結構材料對多層薄鋼靶的破孔毀傷特性，但仍需要對材料模型進行進一步完善優(yōu)化來描述材料撞擊釋能對靶板造成的燒蝕毀傷；

（3）能量釋放機制差異是兩種含能結構材料在1600～2400 m·s-1速度段內對多層薄鋼靶毀傷特性差異的主要原因。PTFE/Al 基含能結構材料撞靶后快速自反應導致提高侵徹速度對提升材料的毀傷效果的作用有限。Al 基全金屬含能結構材料先破碎后撞擊釋能的毀傷機制使得提高侵徹速度能夠明顯提升靶后碎片云總動能，進而增強對多層薄鋼靶的毀傷效果。