四棱錐結構尺寸對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

沈超明，張浩然，陳豪杰，唐柏鑒

(1. 江蘇科技大學船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212001；2. 蘇州科技大學土木工程學院，江蘇 蘇州 215009)

0 引 言

隨著科學技術的進步，反裝甲武器的破壞能力越來越強，對水面艦船的威脅也越來越大。世界各國紛紛研究新型裝甲來提高水面艦船生存能力。采用輕型復合裝甲對艦船的重要部位和艙室進行防護已成為提高生存能力的重要途徑之一[1–3]。其中，間隙效應是復合裝甲的一項重要抗彈效應，可顯著地影響裝甲的防護性能，且容易實現，其應用越來越廣[4]。胡麗萍等[5]在研究單層穿孔間隙裝甲時，使用殘余穿深法發現穿孔與間隙配合的復合裝甲抗彈性能更好。Corran 等[6–8]，通過平頭彈、半圓形彈2 種彈體低速沖擊單層靶板和等厚度帶間隙的多層靶板2 組對比實驗，研究發現低速沖擊下等厚度帶間隙的多層靶板抗侵徹性能優于單層靶板。李茂等[9]設計了3 種夾芯式復合裝甲結構，分別為：無間隙結構、后間隙結構及前后間隙結構，間隙層大小均為50mm。實驗證明前后間隙結構的抗侵徹性能最好，其原因是前間隙層可以有效分散彈體碎片及前面板碎片的動能，后間隙層有利于纖維材料的充分拉伸，避免了纖維層對后板的沖擊。馬武偉等[10]使用高速大質量的破片模擬彈研究了間隙型陶瓷復合裝甲中間隙對材料整體防護性能的影響，研究表明間隙能極大增強纖維復合材料的變形吸能效果，但并不能提升復合裝甲的整體防護性能。

為了進一步增強間隙裝甲的抗侵徹性能，引入偏航結構。偏航結構是一種能使侵徹彈體的方向發生偏離的裝置，使彈體侵徹過程中受到非對稱作用力，導致彈體偏離初始彈道，從而降低其后續侵徹能力。安子陽[11]利用實驗研究了彈體侵徹多層穿孔間隙復合裝甲，研究發現帶孔的間隙裝甲在彈體的侵徹過程中迫使彈體發生偏航，延長了侵徹路徑，從而使多層穿孔間隙裝甲獲得更強的防彈能力。王鄭[12]應用Ansys/Lsdyna 對間隙穿孔裝甲抗彈性能進行了數值模擬，研究發現在一定范圍內，彈體偏航及間隙的增大可以增強多孔鋼板的抗彈性能。

本文設計一種新型含四棱錐/尼龍的間隙裝甲，迎彈面層采用具有偏航作用的四棱錐結構組合靶板，芯層采用尼龍層，四棱錐組合靶板與尼龍層之間設有間隙，背板為鋼板。通過彈道實驗和數值仿真方法研究其抗侵徹性能與四棱錐結構參數之間的關系，為工程應用提供參考。

1 實驗方案設計

1.1 侵徹實驗的靶板結構設計

為了研究組合間隙裝甲的性能，首先對所使用的四棱錐結構組合靶板和尼龍靶板分別進行防彈性能測試。四棱錐組合靶板由迎彈鋼板、四棱錐板和背彈鋼板組成，四棱錐組合靶板中迎彈鋼板和背彈鋼板的厚度均為1 mm，實驗靶板示意圖如圖1 所示。為了研究四棱錐的結構對彈道偏航的效果和防彈性能的影響，設計5 種不同結構參數的四棱錐，高度均為6 mm，底邊長度設定為6 mm，8 mm，10 mm，12 mm 和14 mm。尼龍靶板厚度設定為5 mm，2 種靶板的尺寸均為200 mm×200 mm。

圖1 實驗靶板示意圖Fig. 1 Schematic diagram of experimental target plate

1.2 彈道實驗裝置

彈道實驗采用一級輕氣炮發射7.62 mm 鋼芯彈。炮管內徑為24.5 mm，長度為其內徑的120 倍。通過調節炮管末端的高壓氣室內的高壓氣體推動彈托裝置在炮管內加速，當達到彈托分離裝置時彈體與彈托分離，進一步侵徹靶板。

實驗所采用的彈體材料為T10 模具鋼，彈體直徑為7.62 mm，彈體長度為24.03 mm。

2 實驗結果與討論

2.1 尼龍靶板的侵徹實驗結果

表1 為尼龍靶板的彈道沖擊實驗結果?？梢钥?，出2 塊尼龍靶板對彈體彈速的衰減均起到了較大作用，衰減量分別達到119.59 m/s 和126.76 m/s，消耗的彈體動能為193.7 J 和204.72 J。圖2 為鋼芯彈侵徹單層尼龍板的侵徹過程及破口圖片。其中N-1 靶板實驗中的彈體攻角為0.32°，N-2 靶板實驗中的彈體攻角為8.47°，當子彈的攻角大時，子彈在靶板內的行進路程增加，同時彈體造成的單側花瓣狀破口也較大，因此N-2 能量吸收較大。由圖還可以看出，彈體以明顯攻角沖擊靶板后產生的偏角與侵徹前彈體攻角相差不大。

表1 尼龍靶板侵徹實驗結果Tab. 1 Experimental results of nylon target penetration

圖2 彈體侵徹尼龍靶板的過程及破口形態Fig. 2 The process of projectile penetrating nylon target board and the shape of its rupture

2.2 四棱錐組合靶板的侵徹實驗結果

圖3 為彈體侵徹四棱錐組合靶板的全過程。可以看出，彈體以較小的攻角貫穿靶板后產生明顯的偏角。彈體在侵徹四棱錐靶板的過程中由于四棱錐坡度的存在導致彈體前端受力不均，使得彈體在穿出背板后彈道發生了偏轉。

圖3 彈體侵徹四棱錐組合靶板的過程Fig. 3 The process of projectile penetrating into four pyramid composite target plates with different orientations

表2 為5 組四棱錐組合靶板的實驗結果，5 組四棱錐組合靶板的著彈點均設計在棱上距離靶板中心3 mm處。可以看出，5 組四棱錐組合靶板均使彈體發生了較大幅度的偏轉，偏轉角度最大得是底邊長為10 mm的四棱錐組合靶板，彈體偏角達到了49.19°。彈體的偏角隨著四棱錐底邊的增大呈現出先增大后減小的規律。

表2 四棱錐組合靶板的實驗結果Tab. 2 Experimental results of two kinds of combined target plates

3 數值模型及其驗證

3.1 數值模型的建立

圖4 為在有限元軟件Ansys/Ls-dyna 建立的靶板、彈體幾何模型。靶板和彈體均采用1/2 模型。模型中靶板尺寸為120 mm×60 mm。使用Solid164 實體單元進行建模，采用六面體網格對模型進行劃分，對彈體以及靶板沖擊區域的網格細化。彈體與靶板之間的接觸采用面面侵蝕接觸，各個部件的接觸剛度范圍為0.7～1.2。模型的邊界條件為在1/2 模型的對稱面設置對稱約束，靶板的固定采用四周約束。

圖4 幾何模型Fig. 4 The geometric model

3.2 材料模型及參數的選擇

模型中子彈的材料選用工具鋼，間隙裝甲結構中除尼龍板均使用A3 鋼，2 種金屬的材料模型均使用Johnson-Cook 模型方程如下式：

文獻[13 – 14]給出的工具鋼及A3 鋼材料參數及本構模型參數如表3 所示。

尼龍的材料模型采用雙線性隨動塑性本構模型（Cowper-Symonds）來描述，如下式：

文獻[15]給出的尼龍的材料參數及本構模型參數如表4 所示。

表4 尼龍的材料參數及本構模型參數Tab. 4 Material parameters and constitutive model parameters of nylon

3.3 數值模型驗證

為了驗證仿真結果的有效性，在Ansys/Ls-dyna 中建立與實驗靶板和彈體相同尺寸的有限元模型。驗證的靶板模型有2 種，一種是尼龍靶板，一種是四棱錐組合靶板。

圖5 為尼龍靶板仿真與實驗對比圖?？梢钥闯觯抡婧蛯嶒灥陌邪灞硰椕娑汲尸F出花瓣狀破壞。仿真模型中靶板的背彈面破壞形貌與實驗的靶板破壞形貌近似一致，驗證了仿真的有效性。表5 為彈體侵徹2 塊尼龍靶板仿真和實驗的剩余速度對比，仿真與實驗的誤差為5.80%和9.49%，均在可以接受的范圍之內，同樣驗證了仿真模型的正確性。

表5 單層尼龍靶板實驗與仿真數據對比Tab. 5 Comparison between experiment and simulation data of single-layer nylon target plate

圖5 尼龍靶板仿真實驗對比圖Fig. 5 Comparison diagram of simulation experiment of nylon target plate

圖6 為實驗靶板和仿真靶板在著彈點附近靶板破口形狀的比較?？梢钥闯?，實驗與仿真的著彈點處破口形狀高度吻合都呈現出圓形狀。表6 給出了彈體侵徹組合靶板的仿真和實驗結果比較，擊穿的組合靶板實驗和仿真的剩余速度誤差在10%以內，彈體偏角的誤差在11%～20% 以內，均在可以接受的范圍之內，驗證了有限元模型的精度。

表6 組合靶板實驗與仿真數據對比Tab. 6 Comparison of experimental data and simulation data of composite target plate

圖6 組合靶板著彈點處破口形狀實驗與仿真比較圖Fig. 6 Comparison between experiment and simulation of fracture shape at landing point of composite target plate

4 靶板的結構優化

4.1 四棱錐朝向對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

為了探究四棱錐的朝向對間隙裝甲抗侵徹性能的影響，彈體速度設定為700 m/s，分別侵徹四棱錐為迎彈面和背彈面的間隙裝甲結構。2 組間隙裝甲的四棱錐底邊長均為8 mm，高均為6 mm，間隙層均為20 mm，尼龍層均為20 mm。圖7 為彈體侵徹兩種間隙裝甲的彈體橫向位移、速度與時間的關系曲線?？梢钥闯觯簭楏w貫穿四棱錐為迎彈面的間隙裝甲后產生的橫向位移明顯大于四棱錐為背彈面的間隙裝甲，說明四棱錐為迎彈面的靶板使彈體偏航的作用更大；彈體貫穿四棱錐向上的間隙裝甲后剩余速度明顯小于四棱錐向下的間隙裝甲，抗侵徹性能更好。表明彈體的偏航效果越好，間隙裝甲的抗侵徹性能越好。其原因是彈體偏航效果越好，彈體會以更大的偏轉角度斜侵徹間隙裝甲，產生更大的侵徹路徑。

圖7 700 m/s 侵徹速度下2 種間隙裝甲的橫向位移與剩余速度對比圖Fig. 7 Comparison diagram of lateral displacement and residual velocity of two kinds of clearance armor at 700 m/ s penetration velocity

4.2 四棱錐底邊尺寸對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

四棱錐向上的間隙裝甲抗侵徹性能優于四棱錐向下的間隙裝甲，因此在探究四棱錐底邊尺寸對間隙裝甲抗侵徹性能的影響時，只研究四棱錐向上的間隙裝甲。改變四棱錐板的底邊尺寸，彈著點均取在四棱錐頂點往左3 mm 處。圖8 為彈體剩余速度與四棱錐底邊尺寸之間的關系?？梢钥闯觯簭楏w侵徹底邊長為6 mm的四棱錐間隙裝甲剩余速度最大，抗侵徹性能最差；底邊長為25 mm 的間隙裝甲剩余速度最小，抗侵徹性能最好。在著彈點相對于四棱錐頂點不變的情況下，底邊尺寸越大，彈體侵徹四棱錐的深度也越大，一定程度上可以增加間隙裝甲的抗侵徹性能；彈體剩余速度隨著底邊長度的增大在總體上呈現出遞減的趨勢，但是并非嚴格的遞減關系。這是因為隨著四棱錐底邊尺寸的改變，著彈點處的坡度也會隨之改變，影響彈體的偏轉角度進而影響侵徹尼龍層的路徑長度，從而影響間隙裝甲的抗侵徹性能。由此可知，彈體侵徹四棱錐靶板的深度及四棱錐的坡度共同影響間隙裝甲的抗侵徹性能。

圖8 彈體剩余速度曲線圖Fig. 8 Residual velocity curve of projectile body

4.3 四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

在探究四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響時，保持四棱錐的高度6 mm 不變，通過四棱錐的底邊尺寸來改變四棱錐的坡度，通過平移彈體的位置來保證每組彈體侵徹四棱錐的深度均為3 mm。圖9 給出了四棱錐坡度與彈體剩余速度、偏角的關系，通過反余弦公式計算彈體剩余速度與剩余速度在豎直方向投影的速度可得彈體的偏轉角度?？梢钥闯觯Ｓ嗨俣鹊目傮w趨勢是隨著坡度i（i=四棱錐高度/底邊長度的一半）的減小先減小后增大，彈體的偏轉角度隨著四棱錐坡度的減小先增大后減小，剩余速度最小的點對應的彈體偏角的點靠近于偏角的最大值。四棱錐坡度i=2/1 的間隙裝甲彈體剩余速度最大，抗侵徹性能最差，貫穿四棱錐坡度i=6/7 的間隙裝甲剩余速度最小，抗侵徹性能最好。

圖9 不同坡度下彈體偏角與剩余速度的關系Fig. 9 Relationship between residual velocity and deflection Angle of projectile body at different slope

5 結 語

本文提出一種含四棱錐/尼龍結構的間隙裝甲，研究四棱錐的不同朝向以及四棱錐底邊尺寸、四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響，得出以下結論：

1）四棱錐向上的間隙裝甲使彈體產生的偏航的效果比四棱錐向下的間隙裝甲更好，彈體的侵徹路徑更長，抗侵徹性能更好。

2）彈體在同一相對位置且以相同的速度侵徹四棱錐底邊長度不同的間隙裝甲時，隨著四棱錐底邊尺寸的增大，剩余速度總體趨勢上呈現出遞減的趨勢，但是并非嚴格的遞減關系，說明彈體的剩余速度受到彈體侵徹四棱錐的深度以及四棱錐的坡度2 個因素的影響。

3）彈體的偏轉角度隨著四棱錐的坡度減小先增大后減小，剩余速度在總體趨勢上先減小后增大，四棱錐坡度i=6/7 時間隙裝甲的抗侵徹性能最好。