陶瓷復合裝甲彈道極限速度與抗重復打擊性能研究

譚小輝,張興金,馮立華,董高雄

(1.航空工業陜西飛機工業(集團)有限公司,陜西 漢中 723000;2.南京理工大學 機械工程學院,江蘇 南京 210094)

隨著現代科學技術的飛速發展及其在常規進攻性武器上的廣泛運用,反器材武器的威力日益增強,因此,裝備性能優良且輕量化的防護裝甲是保障武器裝備與作戰人員戰場生存力的重要手段。

早在二十世紀六十年代,WILKINS等就對裝甲陶瓷的界面擊潰效應展開了大量試驗和理論研究,并且提出了以高韌性材料為背板的經典陶瓷/金屬復合裝甲結構[1,2]。相較于均質金屬裝甲,陶瓷復合裝甲具有高強度、高韌性、低密度的優點,在保證防護性能的前提下極大地減小了裝甲質量,因而被廣泛應用于坦克、直升機、裝甲車輛等武器裝備的裝甲防護系統[3,4]。但是,陶瓷作為一種脆性材料,一旦受到沖擊后產生的損傷會大范圍擴展,進而降低其抗彈性能[5],因此,整體式陶瓷復合裝甲存在抗重復打擊能力差的缺點。目前國內外普遍認為,采用由多個小尺寸陶瓷體和整體背板組成的拼裝式陶瓷復合裝甲,可以有效提高實戰環境下陶瓷復合裝甲抗多發小口徑穿甲彈或高速破片的打擊能力[6,7]。但拼裝式陶瓷復合裝甲在陶瓷體的接縫處存在防護薄弱區,減小了靶板的有效防護面積。此外,目前對拼裝式陶瓷復合裝甲的研究主要集中在結構設計方面,如粘結層厚度[8]、背板材料[9]、陶瓷體形狀等因素[10,11]對抗彈性的影響,但對陶瓷復合裝甲抗重復打擊的機理研究還不夠深入,尤其是陶瓷/纖維復合裝甲抗多發打擊性能及其影響因素的研究較少。

本文采用數值模擬方法計算某型陶瓷/纖維復合裝甲的極限穿透速度,研究單發打擊時不同著靶位置對靶板損傷的影響,并計算靶板的有效防護區域。據此,進一步研究兩發槍彈重復打擊條件下著靶間距與著靶時序對靶板抗侵徹性能的影響。

1 陶瓷復合裝甲的彈道極限速度試驗

1.1 試驗靶板與槍彈

試驗陶瓷復合裝甲結構包括碳化硼陶瓷面板和復合材料背板,其中背板由三種纖維增強復合材料層合板粘結制成,粘結順序由內而外依次是碳纖維、芳綸纖維和超高分子量聚乙烯纖維(UHMWPE),如圖1所示。由于碳化硼陶瓷是脆性材料,運輸過程中尖銳物體的磕碰可能導致陶瓷板產生損傷甚至裂紋。為了避免這種損傷,整個靶板表面包覆了一層樹脂固化的織物材料。靶板尺寸為300 mm×300 mm,平均面密度約為53 kg/m2。

圖1 陶瓷/纖維復合裝甲結構Fig.1 Ceramic/fiber composite armor configuration

試驗采用12.7 mm穿甲燃燒彈,其結構尺寸如圖2所示。試驗時通過調整發射藥的質量控制彈丸撞擊靶板的速度。

圖2 12.7 mm穿燃彈結構尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of 12.7 mm armor-piercing incendiary projectile

1.2 試驗設置與結果

試驗系統由彈道槍、測速系統、支撐架和高速攝像機組成,如圖3所示。試驗布置時確保彈道線和靶板中心在同一高度上,而且槍管方向垂直于靶板正面。為了保證測速系統的可靠性,試驗時采用了2套測速系統,最終彈丸撞靶速度取2個測量結果的平均值。支撐架垂直固定在地面上,靶板由夾具夾持在支架上。由于使用的夾具是彈簧夾,夾持力較小,邊界條件可近似為自由邊界。

圖3 試驗系統布置示意圖Fig.3 Schematic diagram of the experimental system

經過8發射擊試驗,得到常溫下12.7 mm穿燃彈侵徹該靶板的彈道極限速度vL為618.4 m/s,試驗數據如表1所示。

表1 彈道極限速度試驗數據Table 1 Experimental data of ballistic limit velocity

如圖4所示,當槍彈撞靶速度為646.3 m/s時,陶瓷復合裝甲被擊穿,陶瓷面板上產生徑向和環向裂紋,并以彈著點為中心呈經緯交錯狀分布;背板產生丘陵狀背凸,由于受到邊界形狀的影響,背凸區域近似呈菱形。

圖4 槍彈穿透時靶板的損傷狀態(v=646.3 m/s)Fig.4 Damage state of target after bullet penetration(v=646.3 m/s)

2 有限元模型的建立與驗證

為了深入研究陶瓷復合裝甲抗多發打擊的性能及其影響因素,本文首先采用數值模擬方法計算了12.7 mm穿燃彈對陶瓷復合裝甲的極限穿透速度,并通過與試驗數據的對比,驗證有限元計算模型及參數的可靠性。

2.1 有限元模型與算法

由于陶瓷是脆性材料,而且穿燃彈鋼芯在侵徹陶瓷復合裝甲過程中發生類似脆性材料的碎裂現象[9,12,13],因此采用有限單元與光滑粒子耦合算法(FEM-SPH)建立如圖5所示的有限元模型。

圖5 槍彈侵徹靶板的有限元計算模型Fig.5 Finite element computational model of bullet penetration into target plate

考慮到12.7 mm穿燃彈的被甲、鉛套以及燃燒劑對侵徹過程的影響較小[14],因此對槍彈模型進行簡化,僅考慮鋼質彈芯對靶板的侵徹作用。彈芯與陶瓷面板的粒子間距均為1 mm。

碳纖維、芳綸纖維和UHMWPE纖維層合板的實際結構比較復雜。其中,碳纖維板由20個子層以0°、±45°和90°對稱疊加的方式組成,芳綸板和UHMWPE板由24個子層以0°/90°鋪層構成,單個子層的厚度為0.2 mm,因此模擬真實的細觀結構十分困難?？紤]到纖維方向的對稱性和子層重復排列的特點,根據準各向同性假設[15],將碳纖維板0°、±45°和90°的4個鋪層等效為0.8 mm的單層,芳綸和UHMWPE板的0°和90°編織層等效為0.4 mm的單層,在平面內縱橫方向上近似認為復合材料為各向同性。為了準確模擬復合材料層合板的分層和斷裂,網格劃分均采用單層的八節點六面體實體單元,各子層之間設置自動面-面固連失效接觸以模擬環氧樹脂黏結層的粘結作用,其法向失效強度(NFLS)和剪切失效強度(SFLS)參數如表2所示[16-19]。

表2 黏結層強度參數Table 2 Parameters of the cohesive layers

2.2 材料本構方程與失效準則

由于穿甲燃燒彈的彈芯材料是鋼,在高速撞擊靶板時應變率很大,用Johnson-Cook(J-C)本構模型和失效模型可以很好地描述彈芯高應變率下的動態響應。材料的等效應力表示為:

(1)

材料的斷裂應變表示為:

(2)

式中:d1～d5為材料損傷參數;σ*=σm/σ,其中σm為平均應力。數值模擬中,當單元損傷參數達到1后,單元失效并被刪除。

陶瓷材料采用JOHNSON和HOLMQUIST提出的HJ-2本構方程描述[20]。該模型將任意損傷下脆性材料強度與脆性材料未損傷時的強度、脆性材料完全損傷時的強度、脆性材料損傷值進行耦合,利用Hugoniot彈性極限的材料強度進行歸一化,表達式為:

(3)

(4)

(5)

材料損傷參數D可以表示為:

(6)

材料因損傷累積發生破碎的極限塑性應變可表示為:

(7)

式中:D1、D2為材料損傷系數。當材料等效靜水壓力與等效靜水拉力之和為零時,材料不發生塑性變形;當等效靜水壓力增大時,材料完全破碎的極限塑性應變隨之增大。

對于碳纖維、芳綸和UHMWPE三種復合材料采用改進的帶損傷復合材料模型(*MAT_ENHANCED_COMPOSITE_DAMAGE)描述,采用Chang/Chang失效準則。該準則復合材料失效模式分為纖維拉伸失效、纖維壓縮失效、基體拉伸失效和基體壓縮失效四種。

彈芯、陶瓷以及復合材料相關參數如表3～表5所示[15,19,21,22]。

表3 彈芯的Johnson-Cook模型參數Table 3 Parameters of the Johnson-Cook constitutive model for projectile core

表4 碳化硼陶瓷的HJ-2模型參數Table 4 Parameters of the HJ-2 constitutive model for B4C

表5 三種纖維增強復合材料模型參數Table 5 Parameters of the three FRP composites

2.3 數值模擬結果驗證與分析

為了計算靶板的極限穿透速度,設置彈芯初始著靶速度為620 m/s,調整著靶速度開展了多組仿真計算,侵徹結果如表6所示?？梢酝茢喑霭邪宓臉O限穿透值應在645～650 m/s之間。經過進一步計算,確定12.7 mm穿燃彈對靶板的極限穿透速度為648 m/s,與試驗值的誤差為4.7%,驗證了數值模型的可靠性。

表6 彈芯不同著靶速度下的侵徹仿真結果Table 6 Penetration simulation results of projectile core at different impact velocities

彈芯侵徹靶板的速度時程曲線如圖6所示,可以看出彈芯的速度變化趨勢基本一致,分為明顯的三個階段,反映了靶板各層響應順序和不同的失效模式。第一階段彈芯速度迅速衰減,速度損失約占68%。由于陶瓷面板硬度較高,撞擊使彈芯內產生較高的應力,導致彈體破碎、頭部鐓粗變形,彈芯剩余長度下降約30%,如圖7所示。此時,陶瓷復合裝甲板的響應以陶瓷面板損傷為主,并從彈孔的邊緣開始呈錐形擴展,在內部形成以剪切為主的錐形裂紋,如圖8所示。第二階段主要是變形后的彈芯推動陶瓷錐形破碎區域內的碎塊共同侵徹背板,速度損失約占30%。此過程中彈芯被不斷磨蝕,而復合材料背板則產生變形、分層和纖維斷裂等多種類型的損傷。第三階段是后效階段,彈芯對靶板的侵徹過程基本結束。當靶板未被擊穿時,彈芯停留在靶板內部,并且由于復合材料背板的回彈使彈芯獲得了與彈道方向相反的速度,這個速度很小,試驗中很難觀察到。

圖7 彈芯剩余長度時程曲線(v=648 m/s)Fig.7 Time-history curve of projectile core remaining length(v=648 m/s)

圖8 彈芯侵徹靶板過程的等效應力云圖(v=648 m/s)Fig.8 Equivalent stress contour map of projectile core penetration into target plate(v=648 m/s)

隨著彈芯侵徹深度的增大,沿逆彈道方向飛濺的陶瓷粒子數量增多,而且復合材料背板剩余厚度減小。著靶速度為648 m/s時,彈芯驅動陶瓷粒子穿透復合裝甲背板,陶瓷粒子率先從背板上的穿孔噴濺而出,彈芯則由于頭部鐓粗變形無法穿出。因此,陶瓷復合裝甲板被穿透時背面穿孔較小,這一點與試驗結果吻合。

3 靶板有效防護區域

由于邊界效應的影響,陶瓷復合裝甲表面不同區域的防護能力不同,即陶瓷復合裝甲的抗彈性能會受撞擊點位置的影響。因此,為計算陶瓷復合裝甲的有效防護區域,選取撞擊點的相對偏心距r/d(撞擊點偏心距r與穿燃彈直徑d之比)分別取0、2、4、6、8、10和11開展數值模擬。著靶速度設置為極限穿透速度(vL=648 m/s),計算結果見表7。

表7 垂直偏心入射的計算結果Table 7 Computational results for vertically eccentric incidence

從陶瓷復合裝甲的抗彈機理角度分析,彈芯侵徹陶瓷面板過程中陶瓷表面的界面擊潰以及彈芯推動陶瓷斷裂所形成的錐形破碎區內碎塊擠壓背板是主要的耗能機制。因此,在一定程度上,陶瓷錐的大小和彈芯變形、破碎耗能反映了陶瓷復合裝甲的抗彈性能。

圖9和圖10分別為陶瓷損傷區域直徑和彈芯變形能量隨彈著點相對偏心距變化的曲線,可以看出,隨著相對偏心距的增大,陶瓷損傷區域直徑和彈芯變形能量呈現相似的、分階段變化的規律:第一階段隨著相對偏心距的增大,陶瓷損傷區域直徑和彈芯變形能量呈上升趨勢;第二階段兩者呈下降趨勢,但衰減較慢;第三階段仍呈下降趨勢,但衰減較快。

圖9 彈著點相對偏心距對陶瓷面板損傷區域直徑的影響Fig.9 Influence of impact point eccentricity on the diameter of damaged area in the ceramic panel

圖10 彈著點相對偏心距對彈芯變形能量的影響Fig.10 Influence of impact point eccentricity on projectile core deformation energy

結合圖11中不同相對偏心距下彈芯對靶板的侵徹結果可以看出:在0≤r/d≤2區域內,靶板抗彈性能隨彈著點相對偏心距增加而逐漸增強,稱為中心區;在2

圖11 不同相對偏心距下彈芯對靶板的侵徹結果(t=400 μs)Fig.11 Penetration results of projectile core into target plate at different eccentricities(t=400 μs)

從侵徹結果看,偏心區整體抗侵徹性能優于中心區,但是背板變形量更大,平均增加了約30%,復合材料層間分層破壞明顯;邊緣區由于不能形成完整的陶瓷錐,抗侵徹性能最差,不能形成有效防護。因此,靶板有效防護區域主要為中心區和偏心區。

4 陶瓷復合裝甲抗重復打擊的數值模擬

為了研究陶瓷復合裝甲抗重復打擊能力及其影響因素,在靶板有效防護區域內開展了不同彈著點間距下的雙發打擊研究。對每一組彈著點間距考慮同時著靶和先后著靶兩種著靶條件。根據侵徹第一階段的特點,先后著靶時兩發著靶時間間隔設為100 μs,這樣可以保證首發撞擊時陶瓷內部形成陶瓷錐的過程不受第二發槍彈撞擊的影響。彈著點位置示意圖如圖12所示。彈著點間距L/d分別取2、4、6,彈芯著靶速度均設置為極限穿透速度vL=648 m/s。

圖12 彈著點位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of impact point location

圖13和圖14分別給出了同時著靶和先后著靶條件下彈芯的剩余速度時程曲線。彈芯同時著靶時,第一階段速度衰減的趨勢相同,但是持續時間隨彈著點間距的增加而增大,說明雙發同時著靶時彈芯均能使陶瓷面板內形成陶瓷錐,但是彈著點間距會對其形成過程造成影響。從圖15的等效應力云圖中可以看出,L/d為2時,彈著點間距下雙發彈芯侵徹形成的兩個陶瓷錐重疊,此時在錐形破碎區域內的陶瓷碎塊會相互擠壓,產生徑向流動,使得彈芯和背板之間的陶瓷碎塊緩沖層變薄,復合材料更易受到彈芯直接作用產生纖維斷裂。隨著彈著點間距的增大,兩個陶瓷錐形成過程中的相互作用減弱,L/d為4和6時,彈著點間距下雙發彈芯均能陶瓷內部單獨形成完整的陶瓷錐。

圖13 同時著靶條件下彈芯速度時程曲線Fig.13 Time-history curve of projectile core velocity under simultaneous impact conditions

圖14 先后著靶條件下彈芯速度時程曲線Fig.14 Time-history curve of projectile core velocity under successive impact conditions

圖15 同時著靶條件下彈芯侵徹陶瓷復合裝甲的等效應力云圖(t=50 μs)Fig.15 Equivalent stress contour map of projectile core penetrating ceramic composite armor under simultaneous impact conditions(t=50 μs)

彈芯先后著靶時,第一發均能使陶瓷面板內部形成完整陶瓷錐,此時陶瓷面板產生損傷,背板也在應力波作用下產生變形。如圖16所示,若彈著點間距較小,第二發撞擊在陶瓷面板的損傷區域則無法形成陶瓷錐;反之,若彈著點間距足夠大,第二發撞擊在陶瓷未損傷或損傷較小區域,仍能使陶瓷面板內部形成完整陶瓷錐,這一點通過對比圖14中L/d=2(第一發)和L/d=6(第二發)的彈芯速度曲線也可以看出,二者除了著靶先后的區別以外,速度衰減趨勢基本一致。

圖16 先后著靶條件下彈芯侵徹陶瓷復合裝甲的等效應力云圖(t=130 μs)Fig.16 Equivalent stress contour map of projectile core penetrating ceramic composite armor under successive impact conditions(t=130 μs)

從靶板抗重復打擊能力的角度來看,當兩發槍彈同時著靶時,在有效防護區域內彈著點間距大于4倍彈徑時,陶瓷復合裝甲可以承受雙發打擊;當兩發槍彈先后著靶時,在有效防護區域內彈著點間距不小于6倍彈徑時,陶瓷復合裝甲可以承受雙發打擊。

5 結論

本文試驗得到了12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹某型由碳化硼陶瓷和三種纖維增強聚合材料背板粘接制成的輕質陶瓷復合裝甲的彈道極限速度。采用FEM-SPH算法計算了極限穿透速度并分析得到了侵徹過程中靶板的響應特性,驗證了模型的合理性。在此基礎上,研究了靶板的有效防護區域分布和抗重復打擊性能及其影響因素,得到以下結論:

①槍彈侵徹陶瓷復合裝甲過程中的速度衰減具有明顯的階段性特征。第一階段彈芯速度迅速衰減,此時陶瓷復合裝甲板的響應以陶瓷面板損傷為主,速度損失約占68%;第二階段彈芯的速度衰減較緩,主要是變形后的彈芯推動陶瓷錐形破碎區域內的碎塊共同侵徹背板,速度損失約占30%;第三階段時后效階段,彈芯對靶板的侵徹過程基本結束。

②陶瓷復合裝甲平面內抗彈性能受彈著點位置影響,可大致分為中心區(0≤r/d≤2)、偏心區(2

③靶板抗雙發槍彈打擊的能力受著靶間距的影響。當槍彈同時著靶時,若著靶間距大于4倍彈體直徑,靶板可以抗雙發槍彈重復打擊;當槍彈先后著靶時,若著靶間距大于6倍彈體直徑時,靶板可以抗雙發槍彈重復打擊。