一種鋼-鋁金屬間隙裝甲抗小口徑穿甲彈的性能研究

苗意捷,高旭東,侯日升,董曉亮

(1.南京理工大學,南京 210094; 中國華陰兵器試驗中心, 陜西 華陰 714200)

0 引言

隨著高新技術在軍事領域的廣泛應用發展,反裝甲武器與裝甲防護技術的沖突愈加激烈,同時相互促進、共同發展、交替上升。其中,間隙裝甲的出現在增強裝甲車輛的防護能力的同時,很大程度上減小了裝甲車輛的自重。因此,開展間隙裝甲復合靶的抗彈機理研究,對彈藥毀傷評估具有重要意義。

曹賀全等[1]對間隙裝甲的抗彈性能進行了系統的描述。李小軍等[2]采用數值模擬的方法研究了TC動能彈斜侵徹間隙裝甲的過程。Flores-Johnson等[3]應用LS-DYNA研究了直徑為7.62 mm的APM2彈體正侵徹7075-T651鋁合金靶板的毀傷效能,結果顯示,總厚度和靶板材料相同的條件下,單層靶板抗侵徹性能優于多層靶板。朱峰等[4]利用ANSYS,模擬了卵頭彈侵徹上層為7020鋁合金板下層為45號鋼板的復合靶板的過程,模擬結果表明:45號鋼板在前,7020鋁合金板在后的組合靶板能提高靶板的抗侵徹性能。

針對間隙裝甲的彈靶作用過程,目前已開展了大量的試驗與理論研究,Gupta等[5]通過試驗研究了卵頭穿甲彈侵徹鋁合金材料的單層靶板和多層靶板的毀傷機理。Zhou等[6]通過鈍頭彈侵徹鋼靶的試驗研究,發現當鈍頭彈正撞擊靶板時,雙層鋼靶抗穿甲彈侵徹的能力優于相同厚度的單層鋼靶。鄧云飛等[7]通過輕氣炮裝置開展了直徑12.6 mm卵形彈侵徹雙層靶板實驗,研究了靶板的分層和間隙對雙層靶板的失效模式以及抗侵徹性能的影響。Marom等[8]在試驗的基礎上對平頭彈侵徹多層靶進行了理論模型分析,最后得到了平頭彈侵徹接觸式多層靶的彈道極限。Liang等[9]在前人的基礎上,通過對侵徹過程中彈靶能量和動量的守恒進行推算,提出了鈍頭彈侵徹多層間隙靶板時的彈道極限速度的解析模型。Elek等[10]通過解析方法進行了平頭彈正侵徹多層靶的研究,分析結果表明,第一層靶板較厚(>80%總厚度)或較小(<20%總厚度)時雙層靶的抗侵徹能力較好。

現代步兵戰車一般采用全焊接裝甲鋁結構,為加強炮塔防護能力,在炮塔正面加裝一定厚度的裝甲鋼,可以很大程度上提高炮塔正面的防護能力。根據以上學者對間隙裝甲抗彈性能的試驗及仿真研究,設計一種裝甲鋼-裝甲鋁金屬間隙裝甲,并對其抗彈性能進行研究。開展了15.5 mm自制穿甲彈正侵徹間隙裝甲試驗,獲得了彈丸正侵徹裝甲的彈道極限及靶板破壞形態和破壞模式,在數值仿真和試驗具有較高的一致性的前提下,研究了該彈靶條件下,裝甲傾角和靶板間距對裝甲抗彈性能的影響。

1 試驗研究分析

1.1 裝甲設計方案及試驗方法

根據文獻[4]和文獻[10]中的研究,設計了一種裝甲鋼-裝甲鋁金屬間隙裝甲,其裝甲結構第一層為12 mm的 薄616裝甲鋼、第二層為64 mm的厚2024裝甲鋁,兩層裝甲中間存在20 mm空氣間隙,設計靶板具體結構如圖1所示。試驗所用穿甲彈為15.5 mm穿甲彈,彈丸材料為35CrMnSiA高強度結構鋼,質量為120.4 g,經淬火后硬度為HRC48,彈丸結構尺寸如圖2所示。

圖1 裝甲結構

圖2 試驗用15.5 mm穿甲彈

試驗采用的616裝甲鋼尺寸為200 mm×200 mm×12 mm,2024裝甲鋁尺寸為200 mm×200 mm×64 mm,靶板夾裝方式如圖3所示。試驗場地布置如圖4所示,試驗過程中使用高速攝像機觀察穿甲彈貫穿靶板厚的飛行姿態。

圖4 試驗裝置及現場布置

1.2 試驗結果分析

進行多發15.5 mm穿甲彈侵徹裝甲鋼-裝甲鋁間隙裝甲實驗,采用斷靶法測量彈丸的著靶速度。試驗數據如表1。

表1 彈道試驗數據

根據表1可得到,穿甲彈速度達到741 m/s時,彈丸貫穿靶板;穿甲彈速度達到729 m/s時,彈丸未穿透靶板,兩者誤差為1.67%,即穿甲彈侵徹該裝甲的極限穿透速度為741 m/s。隨著穿甲彈初速的變化,靶板出現不同程度的損傷,鋼靶的破壞形式和結構響應如圖5所示,通過測量靶面橢圓型破孔的長軸和短軸來表征破孔的形態和大小,靶板入孔及出口大小如表2所示。

表2 鋼靶入孔及出孔數據

表3 鋁靶入孔及出孔數據

圖5 鋼靶破壞形式和結構響應分析

根據圖5的靶板破壞情況并結合文獻[11-15]中關于靶板破壞形態的介紹可以看出,15.5 mm穿甲彈侵徹間隙裝甲第一層12 mm裝甲鋼的過程屬于韌性破壞,彈體通過“延性擴孔”機制使靶板材料向靶板徑向流動,可以看出在彈體運動方向上,大量靶材料被由前向后擠開,在靶板前后兩面形成“唇”狀邊緣。統計結果表明,鋼靶的入孔和出孔約等于1.5倍的彈徑,且并非圓形穿孔。試驗(1)—試驗(4)鋼靶前后兩面的“唇”狀邊緣在一側十分明顯,說明彈丸不能保持直線侵徹,穿透第一層靶板的過程中產生了彈道偏轉,結合靶板的彈孔可以判斷有以下原因:① 彈丸在著靶階段可能存在微小的攻角,并在侵徹過程中攻角變大,造成了彈丸的斜入射;② 彈丸在侵徹裝甲鋼的過程中彈丸頭部發生嚴重變形,彈體彎曲,彈丸偏離彈道線。這也是造成鋼靶橢圓形穿孔的原因。試驗(5)—試驗(6)靶板的入孔和出孔呈現圓形,這是因為彈丸能量的增加減少了侵徹過程中彈丸的偏轉現象,彈丸侵徹的過程更加穩定。圖6給出了間隙裝甲中鋁靶的破壞形式和結構響應。

圖6 鋁靶破壞形式和結構響應分析

從圖6中試驗(2)和試驗(5)鋁靶的破壞形式可以看出,穿甲彈在貫穿鋼靶和空氣間隙后,后續對鋁靶的侵徹也不屬于正侵徹過程,根據鋁靶的正面抗彈區破壞形式,判斷穿甲彈在侵徹過程中發生了斷裂和跳飛的現象,穿甲彈彈頭部發生斷裂,靶板正面留下半徑約為30 mm的彈坑區域;試驗(3)和試驗(4)中穿甲彈完整嵌入靶板,試驗(3)從鋁靶背面可以看到穿甲彈完整的頭部;試驗(1)和試驗(6)穿甲彈初速大于極限穿透速度,穿甲彈貫穿靶板,且鋁靶背面產生崩落現象,崩落區域約為1.2倍的彈丸口徑,靶板上存在明顯彈丸穿孔。

1.3 彈丸貫穿鋼靶后的飛行姿態研究

根據本文中對間隙裝甲的研究,彈丸對試驗所用靶板的侵徹過程不屬于正侵徹,存在微小傾角,但當彈丸速度接近其彈道極限時,微小傾角對薄靶的侵徹過程影響很小,為了研究彈丸貫穿鋼靶后,彈道偏轉的現象,設計15.5 mm穿甲彈侵徹單層12 mm裝甲鋼試驗,通過高速攝像機觀察彈丸在貫穿鋼靶后的飛行姿態,高速攝像機設置的幀數為每秒10 000幀。試驗靶板破壞形態如圖7所示,靶后效應如圖8所示。

圖8 單層鋼靶靶后效應

從圖7可以看出,靶板一層翻唇十分明顯,判斷在侵徹過程中靶板的裝甲傾角不為0。根據圖8中鋼靶的靶后效應可以看出,穿甲彈在貫穿鋼靶后彈道發生嚴重偏轉,飛行嚴重失穩,使其侵徹能力會大大降低。但需要一定的空間才可以支持穿甲彈自由飛行。

2 數值模擬分析

2.1 模型建立及參數選取

為了避免靶板邊界效應對侵徹過程影響的同時提高計算速度,對彈丸有限元網格區域劃分設計見圖9(a),靶板有限元模型見圖9(b),根據彈丸侵徹靶板結果和作用過程載荷的對稱性特點,建立1/2有限元模型,并在對稱面設置對稱約束條件,計算網格選用Solid八節點六面體單元。彈靶作用過程采用Lagrange算法,接觸作用采用侵蝕接觸算法。在不影響計算準確度的前提下,在彈靶的主要接觸區域采用網格加密,網格大小為0.05 mm,非主要接觸區域采用稀疏網格,通過這樣的網格設計提高網格質量的同時,還可以提高有限元計算速度。

圖9 彈靶網格設計

穿甲彈和金屬靶板材料參數均采用文獻[12]中適用于高應變率下的JOHNSON_COOK(JC)材料模型和GRUNEISEN狀態方程共同表征,具體材料參數如表4所示。

表4 35CrMnSi2A、616裝甲鋼及2024-T351裝甲鋁 材料模型參數

2.2 試驗與仿真結果對比分析

對比試驗與仿真過程中靶板的變形、破壞形態及穿甲彈的極限穿透速度,結果如表5和圖10所示。

表5 試驗與仿真結果誤差

圖10 試驗與仿真靶板破壞形態對比

通過對比試驗和仿真,可以看出試驗和仿真結果的剩余速度誤差不超過10%,說明兩者具有較高的一致性。試驗和仿真的靶板破壞情況也基本吻合,說明本研究中的有限元模型能夠描述15.5 mm穿甲彈侵徹裝甲鋼/裝甲鋁間隙裝甲過程中靶板的結構響應和破壞形式。

2.3 裝甲傾角對裝甲抗彈性能的影響

調整間隙裝甲的裝甲傾角依次為0°、5°、10°、15°、20°、30°、40°、50°、60°,開展15.5 mm自制穿甲彈侵徹間隙裝甲的數值模擬,間隙裝甲及15.5 mm穿甲彈的破壞形態如圖11所示(選取破壞形態明顯的工況)。

圖11 間隙靶板及彈丸破壞形態

根據圖11可以看到,裝甲鋁的背面出現崩落現象,與試驗結果一致。彈丸以1 500 m/s速度侵徹時,靶板孔洞大小與裝甲傾角成正比關系,隨著裝甲傾角的增大,穿甲彈也發生了不同程度的侵蝕破壞,彈體彎曲現象越來越嚴重,穿甲彈質量侵蝕越來越明顯。對比穿甲彈彈體破壞形態可以發現,穿甲彈彈體以圓弧頭部斷裂侵蝕和圓柱部消磨侵蝕為主,破壞形態具有較高的一致性,且穿甲彈在靶板的運動過程中出現轉正效應,穿甲彈頭部在背面穿透區由于卸載原因,彈道向靶板的法向方向發生偏移。

因裝甲傾角變化導致裝甲防護密度受到影響而發生變化,可以很大程度上影響裝甲的抗彈能力,所以利用仿真得到彈丸在不同裝甲傾角侵徹間隙裝甲時極限穿透速度的計算結果,兩層裝甲之間的間隙不發生改變。計算結果如表6和圖12所示。

表6 極限穿透速度數值計算結果

圖12 彈道極限隨裝甲傾角變化曲線

從圖12可以看出,兩層靶板間隙不變工況下,隨著裝甲傾角的增加,極限穿透速度先減小后增大;裝甲傾角較小時,彈道極限變化程度較小;隨著裝甲傾角進一步增大,彈丸的彈道極限增長速度增加。根據圖12結果可以將裝甲傾角分為3個區域:

1) Ⅰ區域為小裝甲傾角區域(裝甲傾角<20°),此時彈丸傾角效應體現為負效應,即該區域為最劣抗彈區域,這是因為彈丸在侵徹過程中出現的轉正效應,縮短了彈丸裝甲板內的行程,減小了裝甲阻力,降低了裝甲的抗彈能力,轉正效應如圖13所示。

圖13 彈丸轉正效應

2) Ⅱ區域為中等裝甲傾角區域(20°<裝甲傾角<40°),該區域傾角效應體現為正效應,但彈丸極限穿透速度增長較慢,即該區域為較優抗彈區域。

3) Ⅲ區域為特大傾角區(裝甲傾角>40°),此時彈丸的極限速度增加率上升,傾角效應非常明顯,即該區域為最優抗彈區域。

分析不同侵徹角下彈丸狀態變化如圖14所示,分析小傾角下穿甲彈狀態變化趨勢:

圖14 穿甲彈狀態隨時間變化曲線

1) 圖14(a)給出了不同裝甲傾角穿甲彈的速度變化曲線,可以看出穿甲彈侵徹裝甲鋼時(0～32 μs),傾角對彈丸速度影響不明顯,速度下降率基本一致;穿甲彈侵徹裝甲鋁時(t>40 μs),穿甲彈傾角效應明顯,隨著傾角的增大,彈丸侵徹時間變長,剩余速度減小。說明隨著傾角的增大,穿甲彈的侵徹路徑變長,消耗動能增加。

2) 圖14(b)給出了不同裝甲傾角下穿甲彈的彈丸質量變化曲線,表明不同傾角下彈丸質量變化趨勢一直,隨著傾角的增大,彈丸剩余質量先增大再減小。說明在小傾角工況下,彈丸的“轉正效應”使彈丸向著最易侵徹的方向侵徹,彈丸質量損失減小;在大傾角工況下,穿甲彈斜侵徹時所受的反作用力是影響侵徹過程的主要因素,不對稱力的分力使彈體受到一種橫向力的作用,且隨著裝甲傾角的增大,彈體所受橫向力增大,從而增加了彈丸破斷或跳飛的可能性,造成彈丸質量的減小。

3) 觀察圖14(c)彈丸的加速度變化曲線可知,彈體侵徹第一層裝甲鋼時,穿甲彈加速度隨傾角變化并不明顯。在侵徹第二層裝甲鋁的正面開坑區,彈丸受到破損靶體材料的反擠作用,彈體過載增大,加速度增大;而靶板背面穿透區抗穿甲作用最小,穿甲彈受靶板背面彈坑邊緣的影響,彈體過載減小,加速度值持續減小為0。

2.4 靶板間距對裝甲抗彈性能的影響

間隙裝甲的間隙和傾角是影響間隙效應的重要因素,通過仿真計算0 mm間隙、20 mm間隙和200 mm間隙工況下,穿甲彈彈道極限隨裝甲傾角的變化規律,擬合結果如圖15所示。

圖15 不同間距下穿甲彈彈道極限隨裝甲傾角變化曲線

仿真結果表明,隨著各種靶板間距、裝甲傾角的變化,間隙效應可能為正效應、亦可能為負效應。根據穿甲彈有效長度,將間距大小分為3種:① 0間隙:靶板之間不存在間距;② 小間隙:間隙的垂直間距小于彈丸有效長度;③ 大間隙:間隙的垂直間距大于彈丸有效長度。根據圖15,分析靶板間距和裝甲傾角的交互作用對靶板抗彈性能的影響:

1) 對比0 mm間隙和20 mm間隙計算結果表明,較小的間隙使裝甲抗穿甲彈能力降低,因此對于小間隙結構,間隙效應一般呈現負效應或零效應,傾角無明顯影響,不會使間隙效應發生質的變化,裝甲抗彈能力下降6.7%～18.9%。這是因為在小間隙結構中,由于間隙的存在,每層靶板的厚度相對于整體靶板的厚度減薄,從而增加靶板背面彈坑邊緣條件的影響,在大傾角工況下,這種現象更加明顯,同時,間隙的存在削弱了總體結構的強度,減小了靶板的總體抗力。

2)對比0 mm間隙和200 mm間隙計算結果表明,當裝甲傾角小于50°時,0間隙裝甲的抗彈性能優于大間隙裝甲,即呈現負效應,隨著傾角增大,間隙效應也由負效應向正效應方向轉化,當傾角大于50°時,大間隙裝甲的抗彈性能優于0間隙裝甲,即呈現正效應,且效果隨著傾角增大而提高,裝甲抗彈性能提高6.7%～25%。這是因為對于大間隙結構,在大傾角工況下,彈丸受到的作用力是不對稱的,間隙結構的水平間距超過彈體長度,存在“自由”運動的空間,彈體飛行姿態失穩,穿甲彈能力降低。

3) 對比20 mm間隙和200 mm間隙計算結果表明,在小傾角工況下,靶板間距對其抗彈能力無明顯影響,當裝甲傾角大于40°,大間隙裝甲的抗彈能力明顯優于小間隙裝甲,且隨著傾角的增大,大間距的間隙裝甲抗彈能力優勢越來越明顯。

根據上述研究可以得出,在大間隙工況下,間隙效應尤為明顯,為了研究間隙效應由負效應向正效應轉變的過程,以彈丸長度h為分界點,利用仿真計算初速度1 800 m/s的穿甲彈侵徹裝甲傾角為55°的間隙裝甲(以不同間距H為自變量),其剩余速度變化曲線如圖16所示。

根據圖16可以看出,彈丸的剩余速度隨著兩層裝甲間距的增大,先增大又減小,說明裝甲的抗穿甲彈能力先減小再增大。當靶板間距H小于彈長h時,間隙效應體現為負效應,在H=25 mm時,負效應達到峰值,此時裝甲抗彈能力最差。隨著間距的不斷增大,間隙效應逐漸向正效應轉化;當靶板間距H大于彈長h時,間隙效應體現為正效應,且隨著間距的變大,裝甲抗彈能力的增長率增加?？梢?間隙裝甲的間距H和彈長h是決定裝甲抗彈性能發生質變的重要因素。

圖17(a)給出了裝甲傾角為55°工況下,彈丸貫穿不同間距間隙裝甲的加速度歷程曲線,加速度方向與彈丸初速方向相反。圖17(a)表明,彈丸侵徹鋼靶過程中,不同間距下彈丸加速度曲線變化相似,貫穿第一層鋼靶后,由于間距的存在,彈丸有一個卸載過程,而0間距的裝甲過載則繼續增大;彈丸侵徹鋁靶到達一定深度后(t=300 μs),發生“轉正效應”,彈丸開始向法線方向偏轉,所受到來裝甲的過載減小,加速度減小。圖17(b)給出了55°裝甲傾角工況下,彈丸剩余質量變化曲線。圖17(b)表明彈丸貫穿鋼靶后剩余質量維持在108 g左右,且不隨間距的增大而發生明顯改變。圖17(c)給出了彈丸貫穿鋁靶后剩余質量隨間距的變化情況,表明在侵徹鋁靶過程中,間距的增大,導致彈丸質量磨損增大,剩余質量減小,有利于提高裝甲的抗彈性能。

3 結論

開展15.5 mm穿甲彈侵徹裝甲鋼-裝甲鋁金屬間隙裝甲的試驗及仿真研究。并根據以上研究得出以下結論:

1) 通過試驗研究發現,彈丸在對所設計靶板的侵徹過程不屬于直線侵徹,彈丸在貫穿鋼靶的過程中彈道發生偏轉,降低了彈丸的侵徹能力,同時會造成彈丸在侵徹裝甲鋁的著靶階段發生斷裂及跳飛現象。

2) 在小傾角范圍內,裝甲的傾角效應為負效應,在裝甲傾角為10°時,所設計的裝甲的抗彈性能最差,不利于裝甲的抗彈性能;中等傾角范圍內,裝甲的傾角效應為正效應,此時裝甲抗彈性能提高15%～25%;特大傾角范圍內,裝甲的傾角效應為正效應,抗彈能力最強。

3) 在小傾角工況下,間隙裝甲的間距總是呈現負效應,裝甲防護能力下降最高達到18.9%,隨著傾角的增大,小間距仍呈現負效應,大間距開始向正效應轉變,最終在大傾角大間隙工況下,裝甲的抗彈能力提高25%;間距H和彈長h是影響間隙效應的轉變過程的主要因素,且彈丸在侵徹鋁靶過程中質量損失隨間距的增大而增大。