ИССЛЕДОВАНИЕ СОПРОТИВЛЕНИЯ БРОНЕВОЙ

ПРЕГРАДЫ КУМУЛЯТИВНОЙ СТРУЕ

Акад. М. А. ЛАВРЕНТЬЕВ, канд. техн. наук И. П. СПИРИХИН, Э. А. КУЗЬМИЧЕВА, Н. А. ЧЕРНОМУРОВ, М. И. МАРЕСЕВ, канд. техн. наук Б. Д. ЧУХИН

Вестник бронетанковой техники. №6. 1979

Разработанная о 40—50-х гг. гидродинамичес­кая теория бронепробивного действия кумулятив­ной струи [1—4], качественно правильно описывая процесс проникновения струи в преграду, в ряде случаев не обеспечивает достаточно точных оценок глубины внедрения L и скорости проникания струи v_{п с}. Эти параметры вычисляют по известным формулам:

где l_o — начальная длина струи;

v_c — скорость струи;

ρ_c, ρ_п — плотности материалов струи и преграды. В последние годы сложилось мнение о важной роли прочностного сопротивления материала пре­грады [5—8]. Дело в том, что при  ударном нагружении полное сопротивление преграды разрушению складывается из инерционной и прочностной составляющих, и формулы учитывают лишь первую из них. Собственное сопротивление материала, определяемое силами взаимодействия между частицами и некоторыми другими факторами, существующей теорией не отражается.

Собственная прочность материала преграды оказывает влияние на процесс внедрения лишь хвостовых сравнительно «тихоходных» элементов кумулятивной струи, имеющих скорость v_c < 4 км/с [5—8]. Заметим, что это согласуется с важней­шим требованием теории подобия, заключающимся в том, что одним и тем же критерием можно поль­зоваться для оценки аналогичных по (внутренней сущности явлений [8]. При измерении механичес­ких свойств, как и при внедрении хвостовой части струи, когда скорость деформации материала меньше скорости распространения трещин, в нем происходят сходные процессы разрушения. Для обоих случаев характерно распространение маги­стральных трещин, приводящее к фрагментации преграды.

Поэтому показатели механических свойств являются критериями, характеризующими реакцию материала на нагружение, сопровождающееся деформированием и разрушением только при скоростях, меньших скорости распространения в нем трещин.

Известны исследования сжимаемости материала преграды в процессе соударения с ней высоко­скоростных элементов кумулятивной струи [6, 7]. Сжимаемостью объясняется превышение фактиче­ской струегасящей способности некоторых неме­таллических хрупких материалов над вычисляемой по формулам существующей теории. В этих работах сжимаемость оценивается величиной отноше­ния плотностей материала в сжатом и исходном состояниях.

При такой оценке сжимаемость оказывается за­висящей не только от межатомного взаимодействия в материале, но и от геометрии его кристаллического строения, а также от степени поражения материала такими технологическими дефектами, как микронеплотности и пустоты в кристаллической решетке.

По-видимому, именно поэтому авторы упомяну­тых работ и не обнаружили однозначной зависи­мости между сжимаемостью и струегасящей способностью у всех исследованных ими материалов и вынуждены были повышенную струегасящую способность одних материалов, например ультра­фарфора, объяснить их большой сжимаемостью, а других, имеющих незначительную сжимаемость, например базальта и диабаза, — только высокой твердостью (хотя известно, что базальт по твердости уступает ультрафарфору).

Авторы рассматриваемых работ, истолковывая роль сжимаемости в энергетическом балансе-соуда­рения высокоскоростных элементов струи с преградой, указывают, что при внедрении в сверх- или околозвуковом режиме формируются ударные волны и что связанные с этим изменения термодинамических параметров преграды требуют дополнительного расхода энергии струи; это и обуславливает уменьшение фактической v_п.с по сравнению с вычисляемой по формуле (2).

На наш взгляд, вопрос о природе и характеристиках прочностного сопротивления материала преграды при внедрении кумулятивной струи следует рассматривать с учетом решающего влияния скорости соударения на физико-химические особенности его поведения. Этому требованию удовлетворяет подход, вытекающий из самой сути допущений, принятых при разработке рассматриваемой теории. В соответствии с этим подходом, не учитываемое формулами (1, 2) прочностное сопротивление материала преграды при внедрении высоко­скоростных элементов кумулятивной струи, когда v_т≤ v_{п с}<v_з (v_т и v_з — скорости распространения трещин и звука), должно определяться соот­ветствующими термодинамическими характеристи­ками материала, зависящими от его химической природы.

Действительно, из этих допущений следует, что поскольку до начала соударения материалы на контактной поверхности находятся в твердом состоянии, то для перевода их в состояние, аналогичное жидкости, необходимо разрушить в них вполне определенные связи, по характеру и (величине адекватные связям, разрушаемым при плавлении, и сле­довательно, зависящим от физико-химических (тер­модинамических) свойств материалов.

Результаты испытаний лабораторным зарядом материалов:

а — алюминия (I); титанового сплава ВТ-5 (II); стали (III); б — магниевого сплава МАП-1 и стеклотекстолита П-75; 1 — теоретиче­ские кривые (формула 2); 2 — опытные кривые; 3 — теоретические кривые с поправкой (формула 4)

Изложенные соображения и были положены в основу исследования характеристик, определяющих эффективность струегашения и создания новых материалов для противокумулятивной защиты танков.

Физико-термодинамические параметры некоторых материалов

Предварительные результаты этой работы показа­ли, что прочностное сопротивление материала пре­грады при нагружении струей v_с ≥ 4 км/с можно оценить удельными теплозатратами на перевод ма­териала из твердого состояния в жидкое. При внед­рении в преграду струи с v_т≤ v_{п с}<v_з ее материал переходит в зависимости от v_п.с в жидкое или квазижидкое состояния, так же как при тепловом воз­действии, приводящем к плавлению.

Удельные энергозатраты, характеризующие проч­ностное сопротивление преграды с достаточной точ­ностью, можно вычислить, пользуясь выражением

  (3)

где  — удельные теплозатраты на плавление;

с_m  — средняя удельная теплоемкость материала преграды в интервале температур от ком­натной до температуры плавления t_пл;

Q_пл — удельная теплота плавления материала преграды.

Таким образом, для более точного вьгчисления v_п.с с учетом как инерционной, так и прочност­ной составляющей полного сопротивления соуда­ряющихся (материалов на начальном этапе взаи­модействия кумулятивной струи с преградой, необ­ходимо в формулу (2) ввести показатель :

v_{п с} = v_с η/1 + η,   (4)

где =  — удельные теплозатраты на плавление материалов струи и преграды.

Для проверки формулы (4) сопоставим приве­денные на рисунке значения вычисленных текущих скоростей v_{п с} с экспериментальными данными, от­носящимися к преградам из стали, титанового спла­ва ВТ-5, алюминия, магниевого сплава МАП-1 и стеклотекстолита П-75. Необходимые для вычисле­ний физические и термодинамические свойства со­ответствующих соударяющихся материалов, взятые из справочников или рассчитанные по закону адди­тивности для некоторых сложных веществ, приве­дены в таблице. Там же показаны некоторые важ­ные расчетные величины.

Приведенные графики позволяют отметить удовлетворительное совпадение (Вычисленных по формуле (4) скоростей v_{п с} с их опытными значе­ниями во (всех случаях и для всех использованных при проверке металлических и неметаллических материалов.

Определяющая роль прочностного сопротивле­ния материала (преграды, выражаемого на высоко­скоростном этапе соударения через показатель , особенно наглядно прослеживается при анализе кривых v_с и v_{п с} для двух, имеющих одинаковые плотности, но разные  материалов — металличес­кого МАП-1 и неметаллического П-75 (см. рис. 2).

Если бы прочностное сопротивление материа­ла не оказывало определяющего влияния на про­цесс расходования кинетической энергии высоко­скоростных элементов кумулятивной струи, то те­кущие значения скоростей v_с и v_{п с} в отмечаемом случае, вследствие равенства плотностей обоих ма­териалов, оказались бы одинаковыми, что повлек­ло бы совпадение соответствующих кривых, пока­занных на рис. 2. В действительности же значения упомянутых скоростей для преград из МАП-1 И. П-75 оказались различными, причем меньшие их величины получены у П-75, т. е. материала с более высоким .

Вывод

Предлагаемый показатель удельных теплозатрат на плавление материала существенно уточ­няет гидродинамическую теорию бронепробивного действия кумулятивной струи, открывая возмож­ности как для создания материалов с заданным

комплексом прочностных характеристик, так и эффективного использования их в новых схемах комбинированных броневых преград отечественных танков.

ЛИТЕРАТУРА

1. Лаврентьев М. А. Основы теории кумуляции: Сб. трудов/Воеино-арт. акад. имени Ф. Э. Дзержинского. — Т. 56. — М., 1948.
2. Лаврентьев М. А. Основы теории кумулятивных за­рядов и их бронебойного действия: Сб. докл. Академия арт. наук. — Т. 3. — М., 1949.
3. Лаврентьев М. А. Кумулятивный заряд и принципы его работы. — УМП, т. XII, вып. 4 (76), 1957.
4. Лаврентьев М. А., Шабат Б. В. Проблемы гидродина­мики и их математические модели. — 2-е изд. — М.: Наука, 1978. — 408 с. с ил.
5. Поведение материалов при артиллерийских и сверхартиллерийоких скоростях удара. Сб. II, ч. 2 (Кумулятивная струя и ее взаимодействие с различными преградами).— Киев: изд-во АН УССР, 1958.— 157 с.
6. Баум Ф. А., Орленко Л. П., Станюкевич К. П. и др. Физика взрыва. - 2-е изд.— М.: Наука, 1975.
7. Шалль Р. Физика детонации. — В кн.: Физика быстропротекающих процессов. Пер. под ред. Н. А. Златина. — М.: Мир, 1971. —352 с.
8. Кирпичев М. В. Теория подобия. — М.: изд-во АН СССР, 1963.