高速射流侵徹鋼/陶瓷多層復(fù)合裝甲的試驗及數(shù)值模擬

李 雷，鄧勇軍,2，劉洋村，姚 勇,2

(1.西南科技大學(xué) 土木工程與建筑學(xué)院， 四川 綿陽 621010； 2.工程材料與結(jié)構(gòu)沖擊振動四川省重點實驗室， 四川 綿陽 621010)

1 引言

廣泛應(yīng)用于石油射孔彈的設(shè)計、坦克反應(yīng)裝甲防護等方面的金屬成型射流，其頭部速度可達7 000～8 000 m/s，在其撞擊靶材時，在撞擊點產(chǎn)生的壓力高達200萬大氣壓，溫度高達絕對溫度5 K左右，且在碰撞點附近形成一個高溫、高壓、高應(yīng)變率的區(qū)域。除了對高速射流侵徹進行有效防護，還應(yīng)滿足坦克防護裝甲輕量化、機動性強的要求。因此，需要的材料應(yīng)具有耐高溫、耐腐蝕、密度低、強度高、抗侵徹效果好等特點。為了滿足上述要求，可采用韌性較好的金屬和高硬度的脆性陶瓷進行組合。

為了更好地分析和理解金屬或陶瓷裝甲抗射流侵徹機理，國內(nèi)學(xué)者進行了大量的試驗探究以及數(shù)值模擬。魏雪英等通過對高速射流侵徹氧化鋁陶瓷的研究，獲得了氧化鋁陶瓷的抗侵徹阻力計算方法；張先鋒等通過相應(yīng)的實驗研究，認為高速射流在侵徹陶瓷過程中會受到干擾，變成間斷、振蕩型射流，進而降低射流的侵徹能力；茍瑞君等從射流頭部剩余速度和復(fù)合裝甲能量吸收規(guī)律進行分析，得到了抗侵徹性能較好的陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲。

為了進一步加強陶瓷及鋼靶組合的復(fù)合裝甲抗射流侵徹的研究，本文結(jié)合高速射流侵徹組合靶實驗，采用LS-DYNA模擬仿真軟件，對由鋼/陶瓷形成的組合裝甲結(jié)構(gòu)進行了射流侵徹分析，進一步討論分析了靶板組合形式對侵徹性能的影響，研究成果可為輕質(zhì)防護裝甲的設(shè)計提供參考。

2 試驗設(shè)計

試驗采用金屬藥型罩爆炸產(chǎn)生高速射流，其頭部速度為8.0 km/s(試驗中采用超高速相機測試)，炸高60 mm，藥型罩為高導(dǎo)無氧銅，外殼為45#鋼，彈殼和鋼靶的密度7.85 g/cm，所用材料為45#鋼,藥型罩密度8.93 g/cm，所用材料為紫銅。炸藥TNT裝藥密度約1.59 g/cm，其裝藥量45 g，采用導(dǎo)爆管雷管頂點起爆，如圖1所示。

圖1 試驗裝置示意圖

復(fù)合裝甲由陶瓷/金屬鋼組成，鋼板尺寸為250 mm×250 mm×20 mm(長×寬×厚)，另外設(shè)計了250 mm×250 mm×20 mm(長×寬×厚)的鋼框，將200 mm×200 mm×20 mm(長×寬×厚)的氧化鋁陶瓷板嵌入鋼框，形成四周帶約束的陶瓷裝甲板；鋼板及鋼框四角設(shè)置φ10 mm的孔，用于固定裝甲，如圖2所示。為了獲得不同組合結(jié)構(gòu)的抗侵徹能力，本模擬采用2種靶體，即間隔式靶和疊合式靶，且對靶體的侵徹位置均為靶板中心，具體的方案設(shè)置如圖3所示。

圖2 組合靶板示意圖

圖3 3種防護裝甲方案示意圖

3 試驗結(jié)果

為保證試驗結(jié)果的重復(fù)性，開展了3組試驗，每組2發(fā)，共計6發(fā)高速射流侵徹試驗，每組取平均值，獲得了3種工況下組合裝甲射流侵徹的有效試驗數(shù)據(jù)，見表1。

表1 實驗結(jié)果(mm)

從表1中結(jié)果可知：通過高速攝影捕捉其頭部速度8 km/s的射流侵徹，3種組合裝甲下，不考慮間隔深度，連續(xù)鋼板的侵徹深度最大，依次是鋼/陶瓷間隔靶以及陶瓷、空氣及鋼的間隔組合靶，最大侵徹深度相差80 mm，表明加入陶瓷可大大提高防護裝甲的抗侵徹能力；同時采用一定的空氣間隔可以有效提高裝甲的抗侵徹效率。

為進一步分析實驗結(jié)果，侵徹后得到了典型工況中陶瓷與鋼板的破壞模式，如圖4所示。從圖4(a)中可以看出,高速射流作用下，陶瓷中心受到?jīng)_擊加載出現(xiàn)明顯的穿孔，同時向四周呈現(xiàn)出放射性的裂縫，由于邊界存在約束作用，并未出現(xiàn)明顯的破碎現(xiàn)象。從圖4(b)中可以看出,鋼靶中心受射流作用也僅出現(xiàn)穿孔，表明射流作用下，陶瓷與鋼板復(fù)合裝甲僅發(fā)生局部破壞。

圖4 靶板破壞實況圖

4 數(shù)值模擬

4.1 材料模型及參數(shù)

采用Grüneisen方程和Steinberg方程來描述藥型罩的狀態(tài)；殼體材料為45#鋼，采用隨動硬化塑性模型，主要參數(shù)如表2和表3所示。

表2 藥型罩參數(shù)

表3 45#鋼外殼參數(shù)

采用高能材料燃燒模型和JWL狀態(tài)方程描述炸藥TNT，參數(shù)見表4；采用Johnson-Cook模型和Grüneisen狀態(tài)方程描述裝甲材料45#鋼，參數(shù)見表5；采用*EOS_LINEAR_POLYNOMIAL狀態(tài)方程描述空氣的材料模型，參數(shù)見表6。

表4 炸藥TNT參數(shù)

表5 45#鋼板參數(shù)

表6 空氣參數(shù)

陶瓷材料的本構(gòu)模型采用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS(*MAT_110)模型來描述，該模型包含壓力、應(yīng)變率和膨脹效應(yīng)，是用于高速沖擊條件下陶瓷材料的理想材料模型，其等效應(yīng)力可表示為:

(1)

(2)

(3)

(4)

(5)

式(5)中，和均為損傷模型的參數(shù)。在材料模型中，完好材料的壓力可表示為：

(6)

式(6)中：、、均為常數(shù)；=-1，和分別表示材料的現(xiàn)在、初始密度。材料在壓縮時發(fā)生損傷的壓力可表示為：

=+++Δ

(7)

是依據(jù)損失彈性能的一部分轉(zhuǎn)化為潛在靜水能決定的，與彈性能轉(zhuǎn)化比例(0≤≤1)有關(guān)。氧化鋁陶瓷的密度是根據(jù)Nemat-Nasser等在試驗中使用陶瓷板計算而來，材料參數(shù)見表7。

表7 氧化鋁陶瓷的材料參數(shù)

采用模擬射流侵徹試驗，對炸藥和空氣采用歐拉計算網(wǎng)格,對鋼板采用拉格朗日計算網(wǎng)格。

4.2 有效性驗證

為了驗證數(shù)值模型的有效性，采用ALE對本文純鋼板射流侵徹試驗進行對應(yīng)數(shù)值模擬，實驗幾何參數(shù)見圖1。

表8給出了數(shù)值模擬及侵徹試驗得到的侵徹深度值對比，通過數(shù)據(jù)分析可知：采用方法計算的靶侵徹深度與實驗相比，較為接近，證明本文的數(shù)值模擬能夠滿足計算要求精度。

表8 侵徹深度對比

4.3 計算結(jié)果與分析

通過數(shù)值模擬，得到了3種工況下高速射流的頭部速度時程曲線，如圖5所示，根據(jù)圖5中數(shù)據(jù)可知:3種工況下的射流侵徹頭部速度均達到8 km/s，且隨著時間的增加，速度變化趨勢一致，表明數(shù)值模擬具有較好的重復(fù)性，同時也保證了不同工況下侵徹的初始條件一致性。

圖5 3種方案的射流頭部侵徹速度時程曲線

為了分析不同工況對高速射流的防護性能，圖6給出了3種工況下不同時刻的射流侵徹組合靶的模擬結(jié)果圖。從圖6分析可知，射流侵徹產(chǎn)生的拉伸應(yīng)力波，通過反射使沖擊點下方區(qū)域內(nèi)的陶瓷大量碎裂，形成一個破碎區(qū)，破碎后的陶瓷粒子會干擾后續(xù)射流，使其變成間斷射流，且部分射流粒子偏離侵徹軌道，有的甚至發(fā)生翻轉(zhuǎn)，從而使射流侵徹能力明顯下降，侵徹深度降低。

圖6 3種方案的射流侵徹不同時刻示意圖

另外，采用鋼板/陶瓷間隔空氣的組合靶時，數(shù)值模擬中認為陶瓷四周是理想的固定約束，實際中采用帶邊框的鋼板對陶瓷板進行約束；同時陶瓷板受沖擊后，若背面無支撐作用，其抗侵徹效率將明顯降低，這在數(shù)值模擬中難以精確描述。射流侵徹?zé)o約束鋼板/陶瓷靶的侵徹深度，相比于侵徹45#鋼連續(xù)鋼靶的深度更小，并且前者的厚度和面密度均小于后者，說明陶瓷材料抗射流侵徹能力強于45#鋼。

根據(jù)數(shù)值模擬計算結(jié)果，對侵徹深度進行統(tǒng)計分析，如表9所示。

表9 侵徹深度

侵徹深度數(shù)據(jù)表明：針對8 km/s頭部侵徹速度的射流，采用31 cm的連續(xù)純鋼板即可抵抗射流的侵徹。加入陶瓷以后，防護裝甲的抗侵徹性能有所提升，如采用AlO陶瓷和鋼板組合而成的疊合靶時，同樣侵徹速度的射流作用下，侵徹深度為25.4 cm，相較于連續(xù)鋼板下降了15.6%，且面密度也下降了38.9%。由于射流侵徹過程中，射流的連續(xù)性對于侵徹能力有較大的影響，因此間隔空氣靶受到空氣的影響，侵徹深度進一步降低至22.8 cm。

5 結(jié)論

本文結(jié)合高速射流侵徹陶瓷/鋼組合靶實驗及數(shù)值模擬，分析研究了鋼和陶瓷2種材料不同組合形式對高速射流侵徹能力的影響，主要得到以下結(jié)論：

1) 相比于純鋼靶，在相同的厚度下，陶瓷與鋼板組合靶的抗射流侵徹能力顯著提高；

2) 在相同的侵徹速度下，鋼/陶瓷疊合靶的抗高速射流侵徹能力弱于間隔靶，表明空氣間隔可以有效干擾射流的侵徹能力，在實際工程中,可以通過合理設(shè)計組合靶提高結(jié)構(gòu)的抗侵徹能力。