一種由金屬陶瓷單元構成的間隔裝甲抗射流侵徹性能研究

徐正鵬,高旭東,董曉亮

(南京理工大學, 南京 210094)

0 引言

坦克目標車體側面的呈現面積大,內部的關鍵部件種類和數量多,被彈藥命中的概率高,是車輛防御系統重點保護的部位。坦克車體側面裝甲為坦克側面提供防護,一般由側裙板、履帶間隙和車輛基體裝甲3部分構成,側裙板一般采用如夾布橡膠、陶瓷和凱夫拉等復合材料制成[1]。

聚能射流是打擊坦克目標的主要毀傷元之一,射流侵徹坦克車體側面裝甲,本質上是侵徹由多種復合材料構成的間隔靶結構。由于侵徹過程中涉及到的材料效應和物理效應多,效應與效應之間相互影響,相互作用的機制比較復雜,難以通過相似模型完成射流對裝甲的終點作用過程研究。

陶瓷材料能夠在提高裝甲的抗桿式穿甲彈侵徹性能的同時降低裝甲的總質量[2-3]。在陶瓷材料抗射流侵徹機理方面,國內外學者同樣開展了大量的研究工作。譚多望等[4]利用X光試驗,研究了氧化鋁陶瓷的抗彈性能,揭示了陶瓷對射流的干擾機制,建立了射流侵徹陶瓷材料的侵深計算模型。黃正祥等[5]研究了射流斜侵徹條件下,金屬陶瓷復合裝甲的抗彈性能。Mayseless等[6]研究了射流對低密度陶瓷的侵徹過程。Solve等[7]認為陶瓷材料垮塌會對射流產生磨蝕作用,干擾射流的穩定性。在抗穿甲彈方面,Florence[8]從動量守恒和能量守恒的角度出發,推導了剛性彈體侵徹陶瓷/金屬復合靶板的彈道極限。 Kan等[9]結合數值仿真和試驗,研究了小口徑穿甲彈對不同厚度陶瓷靶的彈道極限,并分析了彈丸能量損失與陶瓷靶損傷面積的關系。包闊等[10]基于剩余穿深方法,研究了靶板配置、背板厚度及種類對陶瓷復合靶抗彈能力的影響。

在間隔靶研究方面,Vlasov[11]基于Whipple防護罩,研究了間隔靶對射流的作用效能。Horsfall等[12]針對間隔裝甲的靶后破片開展了研究,研究結果表明,間隔裝甲附加內襯能夠有效減少射流靶后破片的數量。Liu Beibei等[13]研究了間隔裝甲對聚能射流的干擾機制,并總結了可用于設計間隔裝甲的解析公式。

基于以上研究成果中,金屬陶瓷復合靶和間隔裝甲表現出的抗彈優勢和特性,本文設計了一種以氧化鋁陶瓷為基,由金屬陶瓷復合單元構成的間隔裝甲結構,并開展了大口徑聚能裝藥侵徹試驗和仿真研究。通過研究探索了該新型裝甲結構對射流的干擾機制和抗侵徹性能。

1 試驗研究

1.1 裝甲結構裝甲及試驗方法

由金屬陶瓷復合單元構成的間隔裝甲由3部分組成,分別是雙層金屬陶瓷復合靶板、空氣間隔和基體裝甲。金屬陶瓷復合靶板用于提前引爆破甲戰斗部,同時通過金屬陶瓷復合效應發揮對射流的干擾作用。其中,2個陶瓷復合單元由裝甲鋼與氧化鋁陶瓷交替組成。6 mm 616裝甲鋼作為整個復合裝甲的面板,第3塊12 mm 616裝甲鋼既作為第1個陶瓷復合單元的背板又作為第2個陶瓷復合單元的面板。法線方向上,空氣間隔為600 mm?；w裝甲由3塊30 mm厚的裝甲鋼組成,裝甲結構如圖1所示。

圖1 金屬陶瓷復合單元/間隔裝甲結構

試驗使用的無殼聚能裝藥口徑為180 mm,藥型罩的材料為紫銅,裝藥質量為5 kg,工作炸高為850 mm,如圖2所示。

圖2 180 mm無殼聚能裝藥

侵徹試驗是在特制的試驗臺上完成的,間隔靶通過U型夾被固定在前后2個夾板上。后效靶由45鋼鋼錠和鋼塊組成,總長為1 640 mm,并通過擋板進行了軸向限位。為了防止試驗后鋼錠跌落,使用了4個250 kg的鋼制限位塊對后效靶側面進行了約束。為了防止陶瓷破片飛濺,通過在靶板上方加蓋鋼板進行防護,如圖3所示。

圖3 復合裝甲侵徹試驗現場布置

1.2 試驗結果分析

針對所設計的復合裝甲結構,開展了180 mm聚能裝藥侵徹試驗研究。根據靶板各單元層的損傷模式,分析了射流與裝甲結構的相互作用機制。結合射流在后效鑒定靶上的侵徹深度,依據剩余穿深等效準則,獲得試驗條件下裝甲結構的抗彈能力。

侵徹過程中,在射流撞擊力和在沖擊波的作用下,陶瓷單元被完全破壞,碎裂為細小的陶瓷顆粒,如圖4所示。

圖4 試驗后的復合裝甲

在金屬陶瓷復合靶中,第1層金屬單元破孔尺寸最大,隨著單元層數的增加,金屬板上破孔的尺寸逐漸變小,形狀越來越規則,如圖5和圖6所示。

圖5 第1層6 mm裝甲鋼面板破壞情況

圖6 金屬陶瓷復合單元中的兩層裝甲鋼破壞情況

射流在6 mm裝甲鋼面板上形成了不規則的破孔,破孔形狀呈“鑰匙”型,面板發生了彎曲。侵徹過程中,破孔方向沿著射流斜侵徹的方向發展,并在低速段射流和杵體的作用下幾何尺寸被擴大。同時,在射流局部沖擊力的作用下,靶板穿孔處出現了破裂,導致面積發生了缺失。在被破壞的面板的孔壁上,沒有觀察到殘留的射流材料,表明當孔徑被擴大后,靶板與射流沒有再發生接觸。

圖6為金屬陶瓷復合靶中2個裝甲鋼單元的破壞情況,第2層和第3層裝甲鋼單元的破孔形態分別呈橢圓型和圓形。第1層陶瓷復合單元中的背板在射流侵徹作用下,破孔的一側裝甲鋼發生了斷裂,斷裂口處表現出裝甲鋼材料特有的光澤,如圖6(b)所示。說明斷裂后該局部沒有再和射流發生接觸。另一方面,射流在第2層單元背板上的孔形狀相對規則,如圖6中的(c)和(d),意味著第2層陶瓷對射流的產生的影響,在現象上不如第1層陶瓷明顯。射流在第1層陶瓷復合單元12 mm背板上破孔直徑約為26.9 mm,在第2層陶瓷復合單元12 mm背板上破孔的直徑約為30.6 mm,破孔直徑的差異表明與第2層單元相作用的射流直徑更粗,此時的射流抗干擾的能力更強。

空氣間隔后方第1塊30 mm的裝甲鋼板表面破壞情況與其他兩層鋼板完全不同,靶面破孔形狀不規則,同時有多次開坑的痕跡。相比于第1塊裝甲鋼板,第2塊和第3塊鋼板的破孔呈圓形,如圖7所示。

圖7 基體裝甲3塊30 mm裝甲鋼靶面破壞情況

第1塊鋼板靶面破孔的形態表明,射流穿透金屬陶瓷復合單元和空氣間隔后發生了斷裂和飛散。由于飛散的射流顆粒不能穿透30 mm的裝甲鋼板,所以只能起到擴大孔徑的作用,并且隨著靶板厚度增加,破孔尺寸逐漸減小。

2 仿真研究

2.1 仿真模型

基于LS-DYNA構建180 mm聚能裝藥對金屬陶瓷復合靶、基體裝甲以及后效鋼錠的侵徹仿真模型,通過數值仿真研究射流與復合裝甲的終點作用過程,進一步探究金屬陶瓷復合靶以及空氣間隔與射流之間的相互作用機制。

仿真使用流固耦合算法(ALE)計算歐拉網格與拉格朗日網格的相互作用,保證歐拉域炸藥、空氣域、隔板和藥型罩的四部分網格共節點,空氣域邊界為非反射邊界,采用1/2模型進行計算,對稱面采用滑移邊界條件。僅對射流侵徹路徑上的靶板網格進行加密,網格尺寸為0.065 cm×0.065 cm,非加密區網格的尺寸沿靶板邊界逐漸變大,相鄰網格之間網格尺寸的增幅不超過10%,有限元模型如圖8所示。

圖8 復合裝甲有限元模型

模型中藥型罩、裝甲鋼和45鋼使用帶有斷裂失效的Johnson-Cook材料模型,材料參數參考文獻[14],如表1—表3所示。

表1 616材料模型參數

表2 45鋼材料模型參數

表3 陶瓷氧化鋁的模型材料參數

在用Johnson-Cook模型定義材料時,同時要考慮材料的Gruneisen狀態方程,該狀態方程可以用2種方法來確定壓力和體積之間的關系,從而確定材料是壓縮狀態還是擴張狀態。炸藥類型為8701,材料模型參考文獻[15]。

2.2 仿真模型試驗驗證

極限侵徹威力試驗表明,聚能裝藥對45鋼的極限侵徹能力為1 750 mm;在20°著角工況下,侵徹復合裝甲結構后效鑒定靶上的剩余穿深為1 531 mm。根據剩余穿深等效準則,復合裝甲等效為45鋼厚度約為219 mm,仿真結果誤差為13.5%,基本滿足工程應用要求,如表4所示。

表4 復合裝甲防護系數

表4 仿真與試驗結果對比

試驗中靶面破孔的特征為:表面破孔整體上呈橢圓形,隨著侵徹深度的增加,孔壁直徑越來越小,在靶板的背面只形成了一個通孔,與仿真中靶面的破壞現象基本吻合,如圖9所示。說明仿真模型能夠用于研究侵徹過程中復合裝甲對射流的響應。

圖9 試驗和仿真中基體裝甲的破壞形式

2.3 斜侵徹對抗彈能力影響

從起爆時刻開始計時,射流頭部在124 μs與面板發生接觸,此時射流頭部的速度為9 651 m/s。射流穿透第1層陶瓷復合單元后,細長的頭部射流受到了侵蝕,速度下降到了9 233 m/s,此時射流在第1層復合單元背板表面形成的破孔的直徑為12.3 mm。在140 μs時刻,射流穿透了金屬陶瓷靶,此時射流的頭部速度下降至8 969 m/s,射流在第2層復合單元背板上的破孔的尺寸為17.1 mm。仿真結果顯示,與第1層陶瓷復合單元作用的射流速度高,直徑小;與第2層陶瓷復合單元作用的射流速度相對較低,但射流更粗,如圖10所示。隨著求解時間的延長,在低速段射流的作用下,破孔尺寸逐漸擴大,在712 μs,復合單元中2個背板上的破孔的尺寸為20.6 mm和20.5 mm,與試驗中出現的現象吻合。

圖10 射流侵徹陶瓷復合靶

射流穿透金屬陶瓷靶后,受到干擾的射流對基體裝甲的表面造成了破壞,留下形狀不規則的破孔和散坑。仿真結果顯示,基體裝甲靶面的破壞形式主要與以下2個方面的因素有關:

1) 射流侵徹金屬陶瓷復合靶的過程中,陶瓷復合單元使射流受到了不對稱作用力,導致穿透后的射流頭部發生了彎曲。圖11顯示了射流在0°正侵徹和20°斜侵徹條件下,穿透陶瓷復合單元后出現的射流頭部彎曲的現象。對比發現,在正侵徹條件下,射流頭部的彈道在與基體裝甲靶面接觸之前沒有發生明顯的改變。斜侵徹時,穿透金屬陶瓷復合靶后,射流頭部發生了明顯的彎曲。侵徹過程中,射流頭部與裝甲鋼孔壁沒有發生接觸。因此,導致射流在20°著角下發生彎曲的主要原因是射流受到了不對稱作用力的影響。

圖11 0°和20°兩種著角下穿透金屬陶瓷復合靶后的射流形態

2) 射流在空氣間隔中飛行時,陶瓷復合單元中的裝甲鋼孔壁與低速段射流發生了碰撞,并產生了切割作用,導致射流進一步發生彎曲和飛散。對于高速段射流,射流速度梯度大,直徑小于靠近靶面一側穿孔的孔徑,無法與孔壁發生碰撞,不會出現失穩和彎曲現象,如圖12(a)所示。對于低速段射流和杵體,射流直徑大,并且靠近靶面一側的穿孔的孔徑小于射流的直徑,射流與陶瓷復合單元中的裝甲鋼板孔壁會發生碰撞,導致射流的邊緣被切割,使射流發生彎曲并飛散,如圖12(d)所示。

圖12 45°著角條件下射流與金屬陶瓷復合靶相互作用

通過仿真模擬0°、10°、20°、30°和45° 等5個著角條件下,射流侵徹復合裝甲及其后效靶的終點作用過程。仿真結果表明:當著角為0°時,射流未發生彎曲和飛散,侵徹過程中彈道穩定。隨著著角增加到10°和20°,射流穿透側裙板后,逐漸出現了彎曲和飛散現象,但現象并不明顯。當著角增加至30°和45°時,射流出現了明顯的彎曲和飛散現象,其中45°時最明顯,如圖13所示。

圖13 侵徹過程末期不同著角下射流的形態

飛散的射流粒子將擴大基體裝甲靶面的孔徑,并在靶面上形成散坑。受到側向干擾的射流在飛行過程中失穩現象越來越明顯,與后效靶中的孔壁發生碰撞使得能量和速度被進一步消耗,促進了射流在侵徹界面上堆積,影響了射流的剩余侵徹能力。仿真中,不同著角下后效靶孔洞形態上的差異體現了這一效應,當射流著角為0°時,后效靶上的孔洞沿侵徹方向變化均勻,僅在彈道終點出現了偏離,如圖14(a)中所示。當著角為20°和45°時,除了在彈道的終點以外,孔洞均出現了不同程度的彎曲和偏離靶板中線的現象,如圖14中(b)和(c)所示。

圖14 侵徹末期射流在45鋼中的彈道變化

侵徹路徑的長度隨射流著角以正割函數規律變化,在0°～45°時,侵徹路徑的長度隨著角的增加而增加。根據正割函數關系,0°和10°兩種工況下,射流在復合裝甲上的侵徹路徑的長度基本相同,加之陶瓷復合單元的傾角效應在小著角條件下表現不明顯[9],因此射流在穿透金屬陶瓷復合靶時損失的能量接近。著角增加至30°和45°,侵徹路徑的長度發生了明顯的改變,射流的總的動能損失開始拉開差距,并在45°時達到最大,如圖15所示。

圖15 不同著角下射流動能與時間的關系

射流穿透陶瓷復合靶和空氣間隔后,繼續侵徹基體裝甲鋼,根據后處理軟件讀取出射流動能的變化過程,5種著角條件下,射流的動能分別損失了87、85、111、129、124 kJ,均小于侵徹陶瓷靶時射流被消耗的動能,說明兩層陶瓷復合單元對射流起到了阻滯作用。從耗能的角度上分析,第1層金屬陶瓷復合靶具有和基體裝甲同等的效力。

2.4 防護系數分析

根據剩余穿深等效準則,獲得了射流在0°、10°、20°、30°和45°等5種典型著角工況下復合裝甲的等效靶厚度。并根據文獻[16]中的式(1)和式(2)計算出裝甲的質量防護系數和空間防護系數

(1)

(2)

其中:P0為180 mm戰斗部的極限穿深;Pr為不同著角下,射流在后效靶上的剩余穿深;ρi為各單元層的密度;hi為各單元層的厚度;α為射流著角。計算結果如表4所示。

防護系數計算結果表明,整體上復合裝甲的質量防護系數隨著射流著角的增加而增大,著角從0°增加至45°,質量防護系數從1.03增加至1.16,提高了12.6%。表明單位質量的復合裝甲等價能力逐漸增強,復合裝甲的效能越來越明顯。另一方面,隨著射流著角的增加,總體上來看,裝甲的空間防護系數逐漸減小,從0°～45°,復合裝甲空間防護系數從9.46減小至4.05,下降了57.2%。說明復合裝甲與后效靶之間的等價侵徹深度比越來越大,隨著射流著角的增加,裝甲的抗射流侵徹能力越來越強。在45°時,復合裝甲的等效靶厚度為432 mm,相當于試驗用180 mm口徑聚能裝藥極限侵徹威力的1/4,具有較強的抗彈能力。

3 結論

基于180 mm口徑聚能裝藥,針對雙層金屬陶瓷復合側裙板開展了侵徹試驗和仿真研究,研究結果表明:

1) 由616裝甲鋼和氧化鋁陶瓷構成的金屬陶瓷復合靶,在斜侵徹條件下,能夠強化侵徹過程中射流頭部受到的不對稱作用力,使射流頭部發生彎曲,降低射流的侵徹性能。

2) 金屬陶瓷復合靶中的裝甲鋼在斜侵徹時能夠起到切割射流的作用,使射流的彈道變得不穩定,促進射流在侵徹后效靶時發生堆積,進一步降低后效穿深。

3) 由金屬陶瓷復合單元構成的間隔靶其防護效能對射流著角敏感,斜侵徹條件下,相比于均質裝甲,陶瓷復合結構的質量防護系數能夠增長12.6%。從等效靶的厚度來看,陶瓷復合結構的抗彈能力最大可等效為彈藥極限侵徹威力的1/4。