Q235 鋼板對高速彈的抗侵徹特性研究

張元豪，陳長海，朱 錫

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

Q235 鋼板對高速彈的抗侵徹特性研究

張元豪，陳長海，朱 錫

(海軍工程大學(xué) 艦船工程系，湖北 武漢 430033)

為探究鋼板在典型防御目標(biāo)彈丸侵徹下的抗彈性能及破壞模式，開展系列彈道實驗，并結(jié)合有限元分析軟件 Ansys/LS-DYNA，探討彈體初速、入射角度及靶板厚度對靶板抗彈性能的影響，對比分析不同條件下的破壞模式。結(jié)果表明，在改變單一因素的條件下，彈體初速越大、入射角越大、鋼板厚度越大，鋼板吸能越高，抗侵徹能力越強(qiáng)。

撞擊；彈體；靶板

0 引 言

鋼板在強(qiáng)度、彈塑性、可加工性、承載能力、材料供應(yīng)、價格低廉等方面的優(yōu)勢，決定了其是防護(hù)領(lǐng)域應(yīng)用最廣泛的材料之一。單層靶的貫穿問題和彈道侵徹已經(jīng)有了大量的研究。文獻(xiàn)[1-8]對鈍頭彈侵徹靶板問題進(jìn)行了實驗和理論分析。文獻(xiàn)[9-10]通過使用不同彈體對金屬靶板的侵徹問題進(jìn)行了實驗及數(shù)值理論研究。

從研究現(xiàn)狀可以發(fā)現(xiàn)，靶板抗彈性能涉及彈體初速、入射角度、靶板厚度的有限元數(shù)值分析還相對有限。

本文利用撞擊實驗并結(jié)合有限元仿真探究了鋼板對立方體彈的抗侵徹特性，分析了彈體質(zhì)量、彈體初速、入射角度及靶板厚度對抗彈性能和破壞模式的影響。

1 實驗設(shè)計及結(jié)果

實驗采用 14.5 mm 口徑的滑膛彈道槍系統(tǒng)發(fā)射彈體，通過火藥推進(jìn)，該系統(tǒng)包括激光測速裝置。采用邊長 7.5 mm，設(shè)計質(zhì)量 3.30 g 的立方體彈。

靶板為 Q235 鋼，正方形靶板尺寸為 400 mm × 400 mm，暴露面積為 300 mm × 300 mm。實驗采用靶架固定的形式，事先將靶架固定于滑道上，實驗過程中再將靶板固定在靶架上。

45#鋼及 Q235 鋼的材料參數(shù)如表 1 所示。

圖 1 (a)，圖 1 (b) 和 圖 1 (c) 分別為垂直靶架和傾斜 30°，60° 的靶架，用于模擬不同入射角侵徹時的工況。實驗靶板用 G 形夾固定在靶架上。

表 2 給出了彈體以不同初速、入射角度侵徹不同靶板厚度所得到的剩余速度及鋼板單位面密度吸能和部分實驗工況對應(yīng)的靶板上彈孔直徑測量值。

表 1 材料性能參數(shù)Tab. 1 Material properties

表 2 3.30 g 立方體彈侵徹 Q235 鋼板彈道實驗結(jié)果Tab. 2 The results of metal plates subjected to impact by 3.30 g and 2.20 g target projectiles

2 有限元仿真

利用有限元軟件 LS-DYNA，建立高速彈體侵徹鋼板的數(shù)值仿真。彈體和鋼板均采用 8 節(jié)點拉格朗日實體單元模擬，采用 Lagrange 網(wǎng)格建模，在撞擊點區(qū)域網(wǎng)格加密處理，遠(yuǎn)離撞擊區(qū)域網(wǎng)格逐步稀疏過渡。彈體采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型 Plastic_Kinematic，其應(yīng)變率效應(yīng)由 Cowper-Symonds 模型描述：

式中：σd為動態(tài)屈服強(qiáng)度；σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度；E 為彈性模量；Eh為硬化模量，σp為有效塑性應(yīng)變；ε 為等效塑性應(yīng)變率；D，n 為常數(shù)，對于低碳鋼，通常取D = 40.4/s，n = 5。材料失效模型采用最大等效塑性應(yīng)變失效準(zhǔn)則。

鋼板材料采用 Johnson-Cook 本構(gòu)模型，該模型考慮了應(yīng)變率強(qiáng)化、絕熱升溫引起的軟化效應(yīng)，能反映材料在高應(yīng)變率以及高溫情況下材料性質(zhì)的變化，其狀態(tài)方程為：

式中：σy為鋼板材料動態(tài)屈服強(qiáng)度；A = 235 MPa 為靜態(tài)屈服強(qiáng)度；B = 300 MPa 為應(yīng)變硬化模量；n = 0.26為應(yīng)變硬化指數(shù)；c = 0.014 為應(yīng)變率系數(shù)；m = 1.03 為熱軟化指數(shù)；εp為等效塑性應(yīng)變；ε0為參考塑性應(yīng)變率，一般取 1 s-1；Tm= 1 793 K 為材料的熔點； T0= 300 K 為參考溫度（取室溫）。

受沖擊區(qū)域材料的失效方式為：

式中：D1～D5為材料常數(shù)，D1= 0.4；σeff為 Mises 等效應(yīng)力，取 σh為材料在三向應(yīng)力狀態(tài)下的靜水壓力；當(dāng)破壞參數(shù)時，材料發(fā)生失效。

3 實驗及計算結(jié)果分析

3.1 靶板侵徹過程及破壞模式分析

彈體垂直入射情形下，鋼板的穿甲破壞模式為剪切沖塞破壞。圖 3 給出了工況 2 中彈體以 1 029 m/s 的初速垂直侵徹鋼板所得到的鋼板破壞形貌，鋼板侵徹區(qū)呈現(xiàn)明顯的局部效應(yīng)，沒有出現(xiàn)大范圍的彎曲變形和整體變形，其原因是破片的侵徹速度較高，靶板中的應(yīng)力波還來不及向四周傳播，兩者的接觸問題已經(jīng)完成；鋼板迎彈面破口附近呈現(xiàn)出明顯延性擴(kuò)孔堆積現(xiàn)象，局部的高溫導(dǎo)致了靶板材料的熱軟化甚至熔化，熱軟化的靶材在破片的擠壓下向迎彈面的破口附近堆積而造成的。

圖 4 為工況 5 中彈體在入射角為 60 °時，鋼板的典型破壞形貌。由于彈體的入射角較大，產(chǎn)生了跳彈現(xiàn)象。迎彈面出現(xiàn)了沖塞凹坑，而背彈面有一定程度的凸起，形成鼓包。

圖 5 給出了對工況 2 的有限元模擬過程。由圖可看出，彈體接觸鋼板表面，對其產(chǎn)生剪切破壞，彈體自身出現(xiàn)墩粗現(xiàn)象（圖 5（a））；彈體繼續(xù)侵徹鋼板，使其出現(xiàn)彎曲變形（圖 5（b））；在后期的侵徹過程中，鋼板發(fā)生失效破壞，彈體也不斷出現(xiàn)鐓粗，直至穿透整個鋼板（圖 5（d））。

圖 6 給出了彈體以 60° 的入射角斜侵徹鋼板的數(shù)值仿真過程。由圖可看出，彈體局部接觸鋼板出現(xiàn)墩粗，鋼板受撞擊處應(yīng)力集中（圖 6（a））；彈體出現(xiàn)傾斜和翻轉(zhuǎn)現(xiàn)象，仍以一定入射角侵徹鋼板（圖 6（b））；彈體的運動軌跡與靶板平面接近平行，彈體跳飛，鋼板出現(xiàn)凹陷（圖 6（d））。

3.2 抗彈性能影響因素分析

3.2.1 靶板厚度影響因素分析

實驗工況 2 和工況 3 為立方體彈侵徹厚度分別為4.86 mm，2.86 mm 的實驗靶板，工況 2 和工況 3 的鋼板吸能 E 分別 1 522.5 J·m2/kg，1 056.6 J·m2/kg。比較二者可得，厚度大的 Q235 鋼板，其吸能值大，抗彈性能好。這是由于當(dāng)靶板厚度增加時，局部慣性質(zhì)量增大，彈丸侵徹靶板所需能量增加所致。

3.2.2 彈丸初速影響因素分析

實驗工況 1 和工況 2 為立方體彈分別以 1 264.7 m/s，1 029.0 m/s 的初始速度侵徹實驗靶板，鋼板厚度約為5 mm。工況 1 和工況 2 的單位面密度吸能 EA分別56.4 J·m2/kg 和 39.7 J·m2/kg。比較二者可得，彈丸初速度大，靶板單位面密度吸能值大，抗彈性能好。這是由于當(dāng)彈丸初速度增加時，彈丸動能隨之增加，彈丸侵徹靶板時墩粗耗能增加；同時，沖塞形成的塞塊質(zhì)量增大，動能增大。這兩部分能量也包含在靶板吸能之內(nèi)，因此，使得靶板抗彈吸能增大。此外，破片在侵徹靶板過程中，隨著初速的增大，破片的鐓粗效應(yīng)越大，破片在侵徹過程中，頭部的面積增大，從而導(dǎo)致與后續(xù)靶材的接觸面積增大，靶板耗能增加。

3.2.3 彈體入射角影響因素分析

實驗工況 2 和工況 4 為立方體彈分別以入射角為0°、30° 侵徹實驗靶板，鋼板厚度約為 5 mm，彈體初速度約為 1 000 m/s。工況 2 和工況 8 的單位面密度吸能 EA分別 39.67 J·m2/kg，44.35 J·m2/kg。比較兩者的單位面密度吸能可得，在一定范圍內(nèi)彈體入射角越小，靶板抗彈吸能能力越弱。當(dāng)入射角增大到一定程度后，彈體將會發(fā)生跳彈現(xiàn)象。在實驗工況 9 中，彈體的入射角為 60°，彈體在靶板上開坑階段就發(fā)生跳彈現(xiàn)象，因此彈體未能擊穿靶板。

4 結(jié) 語

在本文的實驗中，改變單一因素的條件下，彈體初速越大、入射角越大、鋼板厚度越大，鋼板吸能越高，抗侵徹能力越強(qiáng)。

[ 1 ]潘建華, 文鶴鳴. 平頭彈丸撞擊下延性金屬靶板的破壞模式[J]. 高壓物理學(xué)報, 2007, 21(2): 157-164.

[ 2 ]劉文韜, 張數(shù)道, 李恩征. 金屬材料侵徹的理論分析和數(shù)值模擬研究[R]. 中國國防科學(xué)技術(shù)報告, GF-A-0061577G, 2004.

[ 3 ]朱學(xué)旺, 黃寅生, 李永池. 貫穿有限厚金屬靶板的一種模型[J]. 彈道學(xué)報, 2001, 13(2): 1-6.

[ 4 ]張國偉. 爆炸作用原理[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 2006.

[ 5 ]蔣志剛, 曾首義, 周建平. 金屬薄靶板沖塞破壞最小穿透能量分析[J]. 工程力學(xué), 2004, 21(5): 203-208.

[ 6 ]CHEN X W, LI Q M. Shear plugging and perforation of ductile circular plates struck by a blunt projectile [J]. International Journal of Impact Engineering, 2003, 28(5): 513-536.

[ 7 ]王儒策, 趙國志. 彈丸終點效應(yīng)[M]. 北京: 北京理工大學(xué)出版社, 1993.

[ 8 ]馬曉青, 韓峰. 高速碰撞動力學(xué)[M]. 北京: 國防工業(yè)出版社, 1998.

[ 9 ]TENG X, DEY S, BORVIK T, et al. Protection performance of double-layered metal shields against projectile impact [J]. Journal of Mechanics of Materials and Structures, 2007, 2(7): 1309-1330

[10]TENG X, WIERZBICKI T, HUANG M. Ballistic resistance of double-layered armor plates[J]. International Journal of Impact Engineering, 2008, 35(8): 885-894

Ballistic performance of Q235 steel plate subjected to impact by middle and high velocity projectiles

ZHANG Yuan-hao, CHEN Chang-hai, ZHU Xi
(Department of Naval Architecture Engineering, Naval University of Engineering, Wuhan 430033, China)

In order to investigate the ballistic performance and failure modes of metal plates subjected to impact by typical defense target projectiles, carried out a series of ballistic experiment, and combine ANSYS/LS-DYNA, investigated the influence of the ballistic performance by projectiles initial velocityincidence angle of target, contrast and analysis the failure modes in different conditions. The results indicated that, the higher the initial velocitythe bigger the incidence anglethe bigger the thickness of metal plates, the better ballistic performance of metal plates.

impact；projectile；target

O344.7

A

1672 - 7619(2017)02 - 0052 - 03

10.3404/j.issn.1672 - 7619.2017.02.010

2016 - 04 - 07；

2016 - 05 - 26

國家自然科學(xué)基金資助項目（51409253）

張元豪(1992 - )，男，碩士研究生，主要研究方向為艦艇防護(hù)。