復(fù)合裝甲材料厚度比對(duì)其抗侵徹性能影響研究*

呂竹文，吳 越，任 凱，劉玉軍

(1 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院， 太原 030051； 2 山西聚脲防護(hù)材料有限公司， 太原 030006)

0 引言

現(xiàn)代戰(zhàn)場(chǎng)復(fù)雜多變[1]，而穿甲彈的侵徹能力很強(qiáng)，是目前對(duì)主戰(zhàn)坦克最具有威脅性的侵徹體之一。因此，多年來(lái)裝甲設(shè)計(jì)者希望找到能夠使穿甲彈侵徹能力降低的防護(hù)手段。目前，在裝甲防護(hù)中采用較多的防護(hù)手段是在裝甲表面增加其他結(jié)構(gòu)，如反應(yīng)裝甲和復(fù)合裝甲等。

為研究復(fù)合裝甲材料厚度比對(duì)其抗侵徹性能的影響，基于ANSYS/LS-DYNA軟件良好的性能及長(zhǎng)桿彈穿甲理論，研究復(fù)合裝甲三層材料厚度比對(duì)桿式穿甲彈侵徹性能的影響。

1 桿式穿甲彈侵徹厚度比為5∶3∶1的復(fù)合裝甲數(shù)值模擬分析

陶瓷作為一種高硬度脆性材料，具有良好的抗侵徹作用，被廣泛應(yīng)用于復(fù)合裝甲中[2]。文中的復(fù)合裝甲，上層采用SiC陶瓷[3]，中間層為2024號(hào)鋁，第三層為聚酰亞胺纖維。陶瓷材料發(fā)揮其高強(qiáng)度、高硬度作用，作為阻擋層；而鋁合金的韌性好[4]、延展性好，聲阻抗低(為1.69 kg·m-2·s-1)[5]，可以起到包裹破碎陶瓷的作用；聚酰亞胺纖維作為緩沖層，起到干擾穿甲彈、衰減應(yīng)力波、防崩落、阻燃的作用。

1.1 桿式穿甲彈與復(fù)合裝甲作用機(jī)理

通過(guò)建立復(fù)合裝甲三層材料厚度比分別為1∶1∶1、3∶2∶1、5∶3∶1、6∶3∶1、7∶4∶1共5種抗穿甲彈侵徹有限元模型，詳細(xì)分析三層材料厚度比為5∶3∶1的情況下，彈體頭部磨蝕情況、質(zhì)量損失及速度變化情況，得出結(jié)論可為優(yōu)化復(fù)合裝甲防護(hù)能力做出貢獻(xiàn)。復(fù)合裝甲的侵徹過(guò)程如圖1所示。穿甲彈侵徹陶瓷阻擋層的第一階段是破碎錐角的形成[6]，即t≤6hc/c；第二階段為穿甲彈和破碎的陶瓷一起向前運(yùn)動(dòng)，繼續(xù)侵徹，即t>6hc/c，其中hc、c分別為陶瓷的厚度和聲速。

在第一階段：

(1)

(2)

式中:Mp(t)、v分別為在t時(shí)刻穿甲彈的質(zhì)量和速度，對(duì)于方程(1)和方程(2)，對(duì)給定的初始條件即可求出任意時(shí)刻的穿甲彈的質(zhì)量和速度。由于在第一階段作用時(shí)間很短，所以質(zhì)量損失和速度損失可以表示為[7]：

式中:Mp1和V1分別為t=6hc/c時(shí)刻穿甲彈的質(zhì)量和速度。

圖1 彈靶作用簡(jiǎn)圖

第二階段，穿甲彈繼續(xù)侵徹破碎的陶瓷錐角，后續(xù)的侵徹行為可以簡(jiǎn)化成穿甲彈和破碎陶瓷錐角共同侵徹剩余靶板。對(duì)于鋁板部分，它被穿透所需的能量可以根據(jù)Martel假定來(lái)獲得，其表達(dá)式為：

E2=πhfσsdD2/4

式中：hf為鋁板的厚度；σsd為鋁板的動(dòng)態(tài)屈服應(yīng)力；D為靶板的成坑直徑，取D=1.8d。

穿甲彈侵徹尼龍材料的能量損耗為：

式中：εr為尼龍材料的最大破壞應(yīng)變；σsf為尼龍材料的抗壓強(qiáng)度；hb為尼龍的厚度；Mp1為第一階段結(jié)束時(shí)穿甲彈的剩余質(zhì)量；f(a)為：

式中mm為尼龍面密度。

利用能量守恒關(guān)系有：

從而可得陶瓷復(fù)合裝甲阻擋穿甲彈的彈道極限速度表達(dá)式為：

桿式穿甲彈與陶瓷復(fù)合裝甲作用機(jī)理是通過(guò)陶瓷板對(duì)彈體頭部磨蝕[8-9]，因此對(duì)陶瓷的硬度具有較高要求，彈體在侵徹陶瓷板的過(guò)程中，會(huì)形成陶瓷錐，增大中間鋁板層的受力面積，而鋁板層因具有良好的韌性，可以包裹破碎的陶瓷繼續(xù)與穿甲彈作用防止陶瓷破碎顆粒飛濺[10]。作為緩沖層，聚酰亞胺纖維會(huì)干擾穿甲彈，減弱應(yīng)力波，防止崩塌和阻燃。

1.2 構(gòu)建數(shù)值計(jì)算模型

文中的復(fù)合裝甲上層為SiC陶瓷，中間層為2024鋁，下層為聚酰亞胺纖維，總厚度為45 mm，三層材料厚度比為5∶3∶1。復(fù)合裝甲與裝甲鋼靶板布置方式如圖2所示，復(fù)合裝甲放置角度為45°，穿甲彈直徑d=22 mm，長(zhǎng)徑比為25[6-7]，以1 500 m/s的速度沿彈軸線侵徹復(fù)合裝甲和裝甲鋼靶板。

圖2 厚度比為5∶3∶1復(fù)合裝甲布置示意圖

1.3 構(gòu)建有限元模型

該有限元模型為軸對(duì)稱結(jié)構(gòu)，為方便計(jì)算，建立1/2模型。利用ANSYS/LS-DYNA進(jìn)行三維建模，數(shù)值模型采用g·cm·μs單位制。有限元模型由穿甲彈、復(fù)合裝甲、靶板幾部分組成，均采用拉格朗日網(wǎng)格進(jìn)行建模，見(jiàn)圖3。文中所述穿甲彈模型為尾翼穩(wěn)定脫殼穿甲彈(又稱為長(zhǎng)桿式穿甲彈)，其飛行彈體由風(fēng)帽、彈體、尾翼等部件組成，為簡(jiǎn)化計(jì)算，文中有限元模型穿甲彈部分，只表現(xiàn)彈芯。穿甲彈材料選用93鎢合金，靶板材料選用裝甲鋼，材料參數(shù)見(jiàn)表1。

圖3 穿甲彈與厚度比為5∶3∶1復(fù)合裝甲作用有限元模型

材料參數(shù)參數(shù)值材料參數(shù)參數(shù)值ρ/(g/cm3)7.85σY/GPa2.07E/GPa207β1.0υ0.3C/s-14.0Etan/GPa22P0.6

陶瓷材料模型選取Johnson-Holmquist(JH-2)陶瓷損傷模型。JH-2模型是由Johnson和Holmquist在JH-1[12]模型基礎(chǔ)上發(fā)展起來(lái)的經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ停饕糜谔沾刹牧系墓こ淘O(shè)計(jì)。

金屬材料應(yīng)用最廣泛的是Johnson-Cook模型和Mie-Gruneisen狀態(tài)方程，文中采用這一模型。

聚酰亞胺纖維強(qiáng)度3.8 cN/dtex，伸長(zhǎng)率32%，模量35 cN/dtex，密度1.41 g/cm，沸水和250 ℃收縮率各小于0.5%和1%。

2 數(shù)值模擬仿真結(jié)果分析

2.1 穿甲彈侵徹過(guò)程分析

當(dāng)彈體以1 500 m/s的速度沖擊復(fù)合裝甲、裝甲鋼靶板模型時(shí)，彈體與復(fù)合裝甲、裝甲鋼靶板變形發(fā)展過(guò)程如圖4所示。

圖3的數(shù)值模型中，復(fù)合裝甲各層材料的厚度比為5∶3∶1，復(fù)合裝甲總厚度為45 mm，陶瓷板的厚度為25 mm。當(dāng)彈體以較高初速侵徹復(fù)合裝甲時(shí)，在t=42 μs時(shí)，彈體頭部已出現(xiàn)明顯的破碎分離狀態(tài)，頭部頂端分裂成為兩部分，在t=52 μs時(shí)，分裂狀態(tài)更加明顯，分裂尖端部分已出現(xiàn)破碎向外飛濺現(xiàn)象，隨著侵徹過(guò)程的進(jìn)行，彈體頭部出現(xiàn)分裂，拉長(zhǎng)飛濺現(xiàn)象，在圖4(f)中最為明顯，彈體頭部尖端已出現(xiàn)明顯的分離、破碎。在彈體侵徹復(fù)合裝甲的過(guò)程中，彈體侵徹陶瓷板所用時(shí)間最長(zhǎng)，頭部磨蝕程度也最高，陶瓷板只在彈體侵徹孔徑周圍出現(xiàn)裂紋和孔洞，內(nèi)部并未出現(xiàn)明顯破碎和開(kāi)孔現(xiàn)象，從圖4(e)中可以看出；從圖4(c)和圖4(d)中可以看出，彈體侵徹鋁板過(guò)程中，一直在沖擊、擠壓鋁板，但鋁板先是拉長(zhǎng)、變形，給彈體一反作用力，最終超過(guò)材料自身斷裂強(qiáng)度極限才出現(xiàn)開(kāi)孔；在本節(jié)的數(shù)值模型中，聚酰亞胺纖維的厚度只有5 mm，但它起到了包裹彈體已經(jīng)破碎的頭部和彈體破碎的部分的作用。

圖4 穿甲彈侵徹厚度比為5∶3∶1復(fù)合裝甲發(fā)展過(guò)程圖

2.2 彈頭變形過(guò)程分析

從圖5(a)中可以看出，彈體頭部變形的過(guò)程，先是彈體頭部尖端彎曲，在t=26 μs時(shí)，頭部所受應(yīng)力增大，出現(xiàn)鐓粗、卷曲、變形，93鎢合金的硬度很高，穿甲彈彈體頭部尖端具有很高的侵徹性能，因此在復(fù)合裝甲抗侵徹的過(guò)程中，使彈體頭部彎曲、鐓粗、卷曲、變形，可以有效降低穿甲彈的侵徹性能。在圖5(c)中，彈體頭部已彎曲的部分，由于反作用力的持續(xù)作用，出現(xiàn)孔洞，并在后續(xù)侵徹過(guò)程中，彎曲部分體積、質(zhì)量繼續(xù)增加，已彎曲的部分的孔洞直徑繼續(xù)增大，最后斷裂分離、崩落、脫離彈體，此時(shí)彈體的頭部部分尖端已不再明顯，由于材料本身延展性良好，彎曲部分繼續(xù)拉長(zhǎng)，已經(jīng)彎曲、拉長(zhǎng)的部分對(duì)靶板的侵徹能力明顯降低，在t=108 μs時(shí)，彈體所受應(yīng)力明顯增大，出現(xiàn)頭部?jī)?nèi)部應(yīng)力明顯大于彈體后端的現(xiàn)象，受力不均會(huì)增大彈體的變形。

圖5 穿甲彈頭部變形過(guò)程

表2為穿甲彈穿透復(fù)合裝甲所用時(shí)間及彈體長(zhǎng)度、體積損失。從表2中可以看出，復(fù)合裝甲可有效使彈體質(zhì)量損失增加、長(zhǎng)度降低。彈體頭部具有較強(qiáng)的侵徹能力，而復(fù)合裝甲正是與彈體頭部作用，可有效降低其侵徹性能。

表2 穿甲彈侵徹厚度比為5∶3∶1時(shí)復(fù)合裝甲

從表3可以看出厚度比為5∶3∶1的復(fù)合裝甲，使彈體初速降低了25.87%。在復(fù)合裝甲中，增加陶瓷板厚度，對(duì)降低彈體侵徹速度有明顯效果，彈體初速被降低，侵徹性能隨之降低。

表3 侵徹前后穿甲彈體速度變化對(duì)比

2.3 多種比例對(duì)比分析

由于篇幅限制，文中只詳細(xì)介紹了三層材料厚度比為5∶3∶1的數(shù)值模擬仿真，為得出一般性規(guī)律，又進(jìn)行三層材料比例分別為1∶1∶1、3∶2∶1、6∶3∶1和7∶4∶1的數(shù)值模擬仿真，對(duì)靶板侵徹孔徑深度進(jìn)行對(duì)比分析，如圖6所示。

圖6 3種材料不同厚度比例侵徹深度

圖6中橫軸上的0～4點(diǎn)分別表示比例為1∶1∶1、3∶2∶1、5∶3∶1、6∶3∶1和7∶4∶1，從圖中可以看出，當(dāng)比例為1∶1∶1時(shí)，靶板侵徹孔徑深度最大，隨著三層材料厚度比不同，侵徹孔徑深度逐漸減小，在比例為5∶3∶1后，侵徹孔徑深度下降趨勢(shì)趨于平緩，綜合考慮三層材料的每一層厚度和性能，建議采用三層材料厚度比為5∶3∶1。

3 穿甲彈威力計(jì)算

穿甲彈因初速高，動(dòng)能大來(lái)毀傷鋼甲[13]。而普通旋轉(zhuǎn)式穿甲彈，因自身重量大，初速低，比動(dòng)能小，所以其穿甲威力較小。目前這種結(jié)構(gòu)已逐漸被淘汰，代之以脫殼穿甲彈。桿式穿甲彈的長(zhǎng)細(xì)比大，比動(dòng)能大，穿甲效能高。新設(shè)計(jì)的穿甲彈多采用這種結(jié)構(gòu)形式。本節(jié)主要介紹桿式穿甲彈威力的計(jì)算，主要是從理論上驗(yàn)證數(shù)值模擬仿真的可行性。

當(dāng)今，歐洲、美國(guó)大多采用穿甲彈擊穿三層間隔裝甲鋼靶作為考核其穿甲性能的一種手段[14]。隨著裝甲技術(shù)的發(fā)展，最近這種方法，在我國(guó)也有所應(yīng)用，并以此作為考核穿甲彈的性能指標(biāo)之一。

據(jù)此，下面所介紹的方法，主要用于估算長(zhǎng)桿彈丸穿透第一、第二兩層靶厚的剩余質(zhì)量mr和剩余速度vr，以便與彈丸殘?bào)w對(duì)第三層靶作用的極限穿透速度vj估算值進(jìn)行比較，從而判斷彈丸穿透三層靶的可能性。

文中所述的數(shù)值模擬，已知93鎢合金長(zhǎng)桿形彈丸的下列數(shù)據(jù)：

彈丸質(zhì)量m=3.574 kg；彈丸直徑d=22 mm=0.022 m；撞擊速度v=1 500 m/s；著角α=80°；彈丸材料的強(qiáng)度極限σb=1.275×109Pa；彈丸材料的屈服極限σ0.2=1.029×109Pa；彈丸材料的延伸率δ=4%；彈丸材料的密度ρp=17.5×103kg/m3。

靶板系統(tǒng)的數(shù)據(jù)(厚度mm/“牌號(hào)”)為：第一層：15/“2Π”；第二層：15/“2Π”；第三層：15/“2Π”。

靶板材料密度ρt=7.85×103kg/m3。

彈丸對(duì)三層間隔靶的穿透能力計(jì)算步驟及計(jì)算結(jié)果如表4所示。其中b為靶厚(mm)；ρ為靶塞密度(kg/m3)；Cm為彈丸相對(duì)質(zhì)量(kg/m3)；Ce為靶板相對(duì)厚離；vj為極限穿透速度(m/s)；K為穿甲復(fù)合系數(shù)；σst為靶板材料的流動(dòng)極限(Pa)；β為彈丸穿甲過(guò)程中的轉(zhuǎn)角((°))；mq為靶塞質(zhì)量(kg)；vr為彈丸穿透裝甲后的剩余速度(m/s)；vf為彈體減速階段后速度(m/s)；Cp為彈丸材料內(nèi)的塑性波波速(m/s)；tp為沖塞過(guò)程的延續(xù)時(shí)間(s);Δm為彈丸在穿甲過(guò)程中的質(zhì)量損失(kg)；ms為穿甲后剩余質(zhì)量(kg)；αj為穿甲后的靶板著角((°))。

表4 彈丸對(duì)三層間隔靶的穿透能力計(jì)算結(jié)果

在所述的5種數(shù)值模擬中，彈體均穿透復(fù)合裝甲，并穿透裝甲鋼靶板；在進(jìn)行理論計(jì)算時(shí)，把復(fù)合裝甲視為第一、二層靶板，下置裝甲鋼靶板為第三層靶板，理論計(jì)算結(jié)果：由于(vr)Π<(vj)III，故可預(yù)期穿透三層間隔板，數(shù)值計(jì)算結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果一致，故數(shù)值模擬計(jì)算可以為穿甲彈與復(fù)合裝甲、裝甲鋼靶板相互作用過(guò)程提供一定的參考。

4 結(jié)論

文中分別介紹了碳化硅陶瓷、2024鋁和聚酰亞胺纖維3種材料作為復(fù)合裝甲材料的良好特性，從理論上分析桿式穿甲彈與復(fù)合裝甲作用的機(jī)理，并進(jìn)行多組復(fù)合裝甲三層材料厚度比不同的抗侵徹?cái)?shù)值模擬分析，得出：彈體初速為1 500 m/s，在復(fù)合裝甲總厚度一定時(shí)，三層材料厚度比為5∶3∶1的復(fù)合裝甲抗侵徹性能最好，使彈體質(zhì)量損失9.878 1%、彈體初速降低25.87%，并使彈體偏離彈軸線，有效阻礙彈體侵徹復(fù)合裝甲下置的裝甲鋼后效靶板。為驗(yàn)證數(shù)值模擬仿真的可行性，并進(jìn)行理論計(jì)算，與數(shù)值模擬仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，結(jié)果表明：數(shù)值模擬仿真結(jié)果與理論計(jì)算結(jié)果一致，可以為穿甲彈與復(fù)合裝甲、裝甲鋼靶板相互作用和防護(hù)優(yōu)化提供一定的參考。