復合裝甲材料厚度比對其抗侵徹性能影響研究*

呂竹文，吳 越，任 凱，劉玉軍

(1 中北大學機電工程學院， 太原 030051； 2 山西聚脲防護材料有限公司， 太原 030006)

0 引言

現代戰場復雜多變[1]，而穿甲彈的侵徹能力很強，是目前對主戰坦克最具有威脅性的侵徹體之一。因此，多年來裝甲設計者希望找到能夠使穿甲彈侵徹能力降低的防護手段。目前，在裝甲防護中采用較多的防護手段是在裝甲表面增加其他結構，如反應裝甲和復合裝甲等。

為研究復合裝甲材料厚度比對其抗侵徹性能的影響，基于ANSYS/LS-DYNA軟件良好的性能及長桿彈穿甲理論，研究復合裝甲三層材料厚度比對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的復合裝甲數值模擬分析

陶瓷作為一種高硬度脆性材料，具有良好的抗侵徹作用，被廣泛應用于復合裝甲中[2]。文中的復合裝甲，上層采用SiC陶瓷[3]，中間層為2024號鋁，第三層為聚酰亞胺纖維。陶瓷材料發揮其高強度、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、衰減應力波、防崩落、阻燃的作用。

1.1 桿式穿甲彈與復合裝甲作用機理

通過建立復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、質量損失及速度變化情況，得出結論可為優化復合裝甲防護能力做出貢獻。復合裝甲的侵徹過程如圖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動，繼續侵徹，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時刻穿甲彈的質量和速度，對于方程(1)和方程(2)，對給定的初始條件即可求出任意時刻的穿甲彈的質量和速度。由于在第一階段作用時間很短，所以質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時刻穿甲彈的質量和速度。

圖1 彈靶作用簡圖

第二階段，穿甲彈繼續侵徹破碎的陶瓷錐角，后續的侵徹行為可以簡化成穿甲彈和破碎陶瓷錐角共同侵徹剩余靶板。對于鋁板部分，它被穿透所需的能量可以根據Martel假定來獲得，其表達式為：

E2=πhfσsdD2/4

式中：hf為鋁板的厚度；σsd為鋁板的動態屈服應力；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變；σsf為尼龍材料的抗壓強度；hb為尼龍的厚度；Mp1為第一階段結束時穿甲彈的剩余質量；f(a)為：

式中mm為尼龍面密度。

利用能量守恒關系有：

從而可得陶瓷復合裝甲阻擋穿甲彈的彈道極限速度表達式為：

桿式穿甲彈與陶瓷復合裝甲作用機理是通過陶瓷板對彈體頭部磨蝕[8-9]，因此對陶瓷的硬度具有較高要求，彈體在侵徹陶瓷板的過程中，會形成陶瓷錐，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，聚酰亞胺纖維會干擾穿甲彈，減弱應力波，防止崩塌和阻燃。

1.2 構建數值計算模型

文中的復合裝甲上層為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。復合裝甲與裝甲鋼靶板布置方式如圖2所示，復合裝甲放置角度為45°，穿甲彈直徑d=22 mm，長徑比為25[6-7]，以1 500 m/s的速度沿彈軸線侵徹復合裝甲和裝甲鋼靶板。

圖2 厚度比為5∶3∶1復合裝甲布置示意圖

1.3 構建有限元模型

該有限元模型為軸對稱結構，為方便計算，建立1/2模型。利用ANSYS/LS-DYNA進行三維建模，數值模型采用g·cm·μs單位制。有限元模型由穿甲彈、復合裝甲、靶板幾部分組成，均采用拉格朗日網格進行建模，見圖3。文中所述穿甲彈模型為尾翼穩定脫殼穿甲彈(又稱為長桿式穿甲彈)，其飛行彈體由風帽、彈體、尾翼等部件組成，為簡化計算，文中有限元模型穿甲彈部分，只表現彈芯。穿甲彈材料選用93鎢合金，靶板材料選用裝甲鋼，材料參數見表1。

圖3 穿甲彈與厚度比為5∶3∶1復合裝甲作用有限元模型

材料參數參數值材料參數參數值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]模型基礎上發展起來的經驗模型，主要用于陶瓷材料的工程設計。

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

聚酰亞胺纖維強度3.8 cN/dtex，伸長率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 數值模擬仿真結果分析

2.1 穿甲彈侵徹過程分析

當彈體以1 500 m/s的速度沖擊復合裝甲、裝甲鋼靶板模型時，彈體與復合裝甲、裝甲鋼靶板變形發展過程如圖4所示。

圖3的數值模型中，復合裝甲各層材料的厚度比為5∶3∶1，復合裝甲總厚度為45 mm，陶瓷板的厚度為25 mm。當彈體以較高初速侵徹復合裝甲時，在t=42 μs時，彈體頭部已出現明顯的破碎分離狀態，頭部頂端分裂成為兩部分，在t=52 μs時，分裂狀態更加明顯，分裂尖端部分已出現破碎向外飛濺現象，隨著侵徹過程的進行，彈體頭部出現分裂，拉長飛濺現象，在圖4(f)中最為明顯，彈體頭部尖端已出現明顯的分離、破碎。在彈體侵徹復合裝甲的過程中，彈體侵徹陶瓷板所用時間最長，頭部磨蝕程度也最高，陶瓷板只在彈體侵徹孔徑周圍出現裂紋和孔洞，內部并未出現明顯破碎和開孔現象，從圖4(e)中可以看出；從圖4(c)和圖4(d)中可以看出，彈體侵徹鋁板過程中，一直在沖擊、擠壓鋁板，但鋁板先是拉長、變形，給彈體一反作用力，最終超過材料自身斷裂強度極限才出現開孔；在本節的數值模型中，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復合裝甲發展過程圖

2.2 彈頭變形過程分析

從圖5(a)中可以看出，彈體頭部變形的過程，先是彈體頭部尖端彎曲，在t=26 μs時，頭部所受應力增大，出現鐓粗、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，因此在復合裝甲抗侵徹的過程中，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作用，出現孔洞，并在后續侵徹過程中，彎曲部分體積、質量繼續增加，已彎曲的部分的孔洞直徑繼續增大，最后斷裂分離、崩落、脫離彈體，此時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，彎曲部分繼續拉長，已經彎曲、拉長的部分對靶板的侵徹能力明顯降低，在t=108 μs時，彈體所受應力明顯增大，出現頭部內部應力明顯大于彈體后端的現象，受力不均會增大彈體的變形。

圖5 穿甲彈頭部變形過程

表2為穿甲彈穿透復合裝甲所用時間及彈體長度、體積損失。從表2中可以看出，復合裝甲可有效使彈體質量損失增加、長度降低。彈體頭部具有較強的侵徹能力，而復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時復合裝甲

從表3可以看出厚度比為5∶3∶1的復合裝甲，使彈體初速降低了25.87%。在復合裝甲中，增加陶瓷板厚度，對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比

2.3 多種比例對比分析

由于篇幅限制，文中只詳細介紹了三層材料厚度比為5∶3∶1的數值模擬仿真，為得出一般性規律，又進行三層材料比例分別為1∶1∶1、3∶2∶1、6∶3∶1和7∶4∶1的數值模擬仿真，對靶板侵徹孔徑深度進行對比分析，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，當比例為1∶1∶1時，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 穿甲彈威力計算

穿甲彈因初速高，動能大來毀傷鋼甲[13]。而普通旋轉式穿甲彈，因自身重量大，初速低，比動能小，所以其穿甲威力較小。目前這種結構已逐漸被淘汰，代之以脫殼穿甲彈。桿式穿甲彈的長細比大，比動能大，穿甲效能高。新設計的穿甲彈多采用這種結構形式。本節主要介紹桿式穿甲彈威力的計算，主要是從理論上驗證數值模擬仿真的可行性。

當今，歐洲、美國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]。隨著裝甲技術的發展，最近這種方法，在我國也有所應用，并以此作為考核穿甲彈的性能指標之一。

據此，下面所介紹的方法，主要用于估算長桿彈丸穿透第一、第二兩層靶厚的剩余質量mr和剩余速度vr，以便與彈丸殘體對第三層靶作用的極限穿透速度vj估算值進行比較，從而判斷彈丸穿透三層靶的可能性。

文中所述的數值模擬，已知93鎢合金長桿形彈丸的下列數據：

彈丸質量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。

靶板系統的數據(厚度mm/“牌號”)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。

彈丸對三層間隔靶的穿透能力計算步驟及計算結果如表4所示。其中b為靶厚(mm)；ρ為靶塞密度(kg/m3)；Cm為彈丸相對質量(kg/m3)；Ce為靶板相對厚離；vj為極限穿透速度(m/s)；K為穿甲復合系數；σst為靶板材料的流動極限(Pa)；β為彈丸穿甲過程中的轉角((°))；mq為靶塞質量(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為彈丸材料內的塑性波波速(m/s)；tp為沖塞過程的延續時間(s);Δm為彈丸在穿甲過程中的質量損失(kg)；ms為穿甲后剩余質量(kg)；αj為穿甲后的靶板著角((°))。

表4 彈丸對三層間隔靶的穿透能力計算結果

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

4 結論

文中分別介紹了碳化硅陶瓷、2024鋁和聚酰亞胺纖維3種材料作為復合裝甲材料的良好特性，從理論上分析桿式穿甲彈與復合裝甲作用的機理，并進行多組復合裝甲三層材料厚度比不同的抗侵徹數值模擬分析，得出：彈體初速為1 500 m/s，在復合裝甲總厚度一定時，三層材料厚度比為5∶3∶1的復合裝甲抗侵徹性能最好，使彈體質量損失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合裝甲下置的裝甲鋼后效靶板。為驗證數值模擬仿真的可行性，并進行理論計算，與數值模擬仿真結果進行對比，結果表明：數值模擬仿真結果與理論計算結果一致，可以為穿甲彈與復合裝甲、裝甲鋼靶板相互作用和防護優化提供一定的參考。