不同侵徹速度下陶瓷復(fù)合裝甲等效均質(zhì)鋼靶板的建立

熊 飛，石 全，王廣彥，陳 材

（1.解放軍78616部隊，成都 610213；2.軍械工程學院，石家莊 050003）

不同侵徹速度下陶瓷復(fù)合裝甲等效均質(zhì)鋼靶板的建立

熊 飛1，2，石 全2，王廣彥2，陳 材2

（1.解放軍78616部隊，成都 610213；2.軍械工程學院，石家莊 050003）

利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA對鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)鋼進行了數(shù)值仿真。重點分析了長桿彈垂直侵徹復(fù)合裝甲全過程，研究了鎢合金長桿彈體入射速度與彈體剩余動能、損失動能之間的關(guān)系。同時，擬合了長桿彈在不同入射速度侵徹均質(zhì)鋼靶下彈體剩余動能與靶板厚度之間的關(guān)系。并根據(jù)終點效應(yīng)關(guān)系式，建立了彈體在不同入射速度下陶瓷復(fù)合裝甲的均質(zhì)鋼等效靶板。分析結(jié)果表明，陶瓷復(fù)合裝甲等效均質(zhì)鋼靶板厚度隨彈體入射速度呈先增加后穩(wěn)定趨勢。研究結(jié)果對毀傷效能試驗與戰(zhàn)斗部設(shè)計等具有一定的參考價值和借鑒意義。

等效靶，陶瓷復(fù)合裝甲，均質(zhì)鋼板，數(shù)值仿真

0 引言

在未來戰(zhàn)爭中，裝備機動性與靈活性的地位越來越突出，同時武器系統(tǒng)的毀傷威力也越來越強。因此，具有強度高、質(zhì)量輕、抗彈性能好等優(yōu)點的陶瓷復(fù)合裝甲受到人們的廣泛關(guān)注，并大量應(yīng)用于坦克、艦船、武裝直升機的裝甲防護中。為了研究武器系統(tǒng)對陶瓷復(fù)合裝甲裝備的終點毀傷效應(yīng)，必須進行大量的試驗研究［11］。然而，由于經(jīng)費等原因不可能對真實的目標進行大量的實打?qū)崜粼囼?。因此，為了獲取毀傷試驗數(shù)據(jù)，常常采用等效靶代替真實的目標進行試驗，獲取毀傷試驗數(shù)據(jù)，從而對目標的抗毀傷性能與彈藥威力進行考評。由此，可以看出建立準確與合理的陶瓷復(fù)合裝甲等效靶板，對裝備毀傷試驗數(shù)據(jù)的獲取以及大量減少試驗經(jīng)費至關(guān)重要。楊玉林［2］，熊冉［3］等分別通過理論分析與數(shù)值仿真的方法初步建立了陶瓷與均質(zhì)鋼的等效關(guān)系，為復(fù)合裝甲等效關(guān)系奠定了一定的基礎(chǔ)，但理論分析對模型進行了大量簡化，且未考慮靶板面板與背板的層間作用對陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)鋼的等效關(guān)系的影響。

1 有限元模型的建立與材料參數(shù)的選取

1.1 有限元模型的建立

建立有限元模型如圖1所示，鎢合金長桿彈長為88 mm，彈體頭部為半球形，直徑為8 mm。陶瓷復(fù)合靶板分為三明治結(jié)構(gòu)，第一層面板與第三層背板分別為6 mm與15 mm厚4043鋼板，中間層為30 mm陶瓷靶板。均質(zhì)鋼靶板為45#鋼，靶板尺寸為200 mm×200 mm。彈體與靶板均采用八節(jié)點六面體單元，為保證計算精度，彈體與靶板接觸區(qū)域網(wǎng)格為0.5 mm，其余為1 mm。所有單元均采用拉格朗日算法（Lagrange），該算法使網(wǎng)格附在物質(zhì)結(jié)構(gòu)上，即網(wǎng)格的變形反映了物質(zhì)的變形，從而能精確地描述物質(zhì)結(jié)構(gòu)的變化。考慮到模型的對稱性，為了節(jié)約計算時間建立1/2模型。各層靶板之間采用自動接觸（AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE），為保證彈體能穿透各層靶板，彈體與靶板采用侵蝕接觸（ERODING_SURFACE_TO_SURFACE）。

圖1 鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲及均質(zhì)鋼板有限元模型

1.2 材料模型的選取以及參數(shù)的確定

由于鎢合金長桿彈侵徹過程中彈體與鋼靶板均發(fā)生大應(yīng)變率、高溫變，因此，彈體與鋼靶板采用Johnson-cook［4］材料模型與Gruneisen狀態(tài)方程來描述其力學性能。陶瓷采用Johnson_Holmquist_Cera mics材料模型，該材料模型能較好地描述陶瓷的力學性能以及損傷破壞過程。各材料參數(shù)的確定如表1、表2所示［5-7］。

2 數(shù)值仿真分析

利用上述建立的有限模型對鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)裝甲鋼進行數(shù)值仿真模擬，從而分析不同入射速度下鎢合金長桿對陶瓷復(fù)合裝甲及裝甲鋼毀傷終點效應(yīng)的影響。根據(jù)終點效應(yīng)與入射速度、靶板厚度之間的關(guān)系建立陶瓷復(fù)合裝甲的等效靶板。

表1 鎢合金、4043鋼、45#鋼材料參數(shù)

表2 陶瓷材料參數(shù)

2.1 鎢合金長桿彈侵徹下陶瓷復(fù)合裝甲終點效應(yīng)分析

2.1.1 鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲過程分析

圖2 鎢合金長桿彈以1 210 m/s垂直侵徹陶瓷復(fù)合裝甲過程

鎢合金長桿彈以1 210 m/s垂直侵徹陶瓷復(fù)合裝甲全過程如圖2所示。彈體在侵徹過程中質(zhì)量不斷消蝕，彈體在侵徹面板時彈體頭部發(fā)生變形形成半球形，在10.8μs時鎢合金長桿彈擊穿面板開始對陶瓷靶板進行侵徹，在侵徹陶瓷靶板初期出現(xiàn)開坑現(xiàn)象，陶瓷大面積的破碎，開坑結(jié)束后陶瓷靶板孔徑基本保持不變。由于擴孔時產(chǎn)生陶瓷材料的堆積，對陶瓷面板產(chǎn)生擠壓作用使面板隆起。在56.4μs時長桿彈基本完成對陶瓷靶板的侵徹，同時，由于陶瓷材料的破碎，彈體出口處形成一錐形破孔。92μs時鎢合金彈體基本完成對背板的侵徹。陶瓷靶板出現(xiàn)的這些破壞現(xiàn)象與文獻［8］所描述的真實試驗現(xiàn)象均相符合。

圖3、圖4為侵徹過程中彈體動能、質(zhì)量變化圖。根據(jù)圖3得到，由于面板較薄彈體質(zhì)量未見減少，彈體侵徹背板過程比侵徹陶瓷靶板過程質(zhì)量消蝕更快。由于陶瓷板較厚，彈體侵徹陶瓷靶板過程中彈體質(zhì)量消蝕更多，侵徹陶瓷、背板過程中彈體質(zhì)量分別減少18.64 g、13.24 g。圖4給出了彈體動能隨時間變化關(guān)系圖，很明顯在彈體動能減少過程主要分為兩個階段，第一階段為彈體侵徹面板、陶瓷過程，在該階段彈體動能隨時間變化幾乎呈線性減小趨勢，在該階段彈體動能減少18.68KJ。第二階段為彈體侵徹背板過程，在該階段彈體動能呈非減小趨勢，該階段彈體動能減少13.24KJ。同時這也說明陶瓷靶板與鋼靶板抗侵徹機理有顯著區(qū)別。

圖3 彈體質(zhì)量隨時間變化圖

圖4 彈體動能隨時間變化圖

2.1.2 鎢合金長桿入射速度對終點效應(yīng)的影響

為了得出不同入射速度對鎢合金長桿彈終點效應(yīng)的影響，使彈體入射速度變化范圍為1 010 m/s～2 010 m/s，在不同入射速度下對鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲進行數(shù)值仿真分析。表3列出了彈體在不同入射速度侵徹復(fù)合裝甲靶板后彈體的剩余動能E1，彈體剩余動能隨靶板入射速度呈非線性增加趨勢。圖5為鎢合金彈體損失的動能E2與入射速度之間的關(guān)系，根據(jù)圖中曲線變化趨勢，可以得到當彈體入射速度越大時，復(fù)合靶板所吸收的動能越大，這說明復(fù)合靶板的抗彈性能不是唯一確定的，在不同工況下其表現(xiàn)出的抗彈性能相差很大，在該速度范圍內(nèi)彈體入射速度越大，靶板對其動能消弱能力越強。

2.2 鎢合金長桿彈侵徹下均質(zhì)鋼終點效應(yīng)分析

2.2.1 鎢合金長桿彈侵徹均質(zhì)鋼靶板過程分析

根據(jù)第2節(jié)建立的有限元模型，對相同長徑比鎢合金長桿彈以1 210 m/s垂直侵徹6 cm厚45#鋼靶板過程進行數(shù)值仿真，長桿彈侵徹靶板過程主要可以分為開坑與穩(wěn)定侵徹兩個階段。開坑階段彈體頭部與靶板由于擠壓作用均發(fā)生破碎，在此過程中靶板與彈體應(yīng)力、應(yīng)變等狀態(tài)急劇變化。開坑階段結(jié)束后，彈體頭部形成穩(wěn)定的半球形繼續(xù)侵徹靶板，進入動態(tài)穩(wěn)定階段。擊穿靶板后彈體剩余長度為21.1mm，剩余速度為815m/s。在文獻［9］真實試驗中彈體頭部直徑14 mm左右，剩余長度約為20 mm左右，剩余速度為824 m/s，通過對比有效地驗證了該有限元模型的準確性和合理性。

表3 彈體剩余動能、損失動能與彈體初始入射速度關(guān)系

圖5 鎢合金彈體損失的動能與入射速度的關(guān)系

圖6 彈體剩余動能隨靶板厚度變化關(guān)系

2.2.2 不同入射速度下靶板厚度對終點效應(yīng)的影響

基于該有限元仿真模型，對彈體以1 210 m/s的速度垂直侵徹不同厚度鋼靶板進行數(shù)值仿真，從而分析靶板厚度對終點效應(yīng)的影響。通過對仿真數(shù)據(jù)進行線性擬合，得出彈體侵徹靶板后剩余動能隨靶板厚度變化關(guān)系如圖6，擬合效果很理想。彈體剩余動能隨靶板厚度增加呈線性減小趨勢，靶板厚度每增加1 cm彈體剩余動能平均減少約9.173 KJ。

改變?nèi)肷渌俣仁箯楏w在不同入射速度下垂直侵徹不同厚度的均質(zhì)鋼靶板，從而建立在不同入射速度下彈體剩余動能E10與靶板厚度h之間的關(guān)系。在仿真模型中共計算30種工況，根據(jù)不同工況下的仿真結(jié)果擬合后得到關(guān)系式如下頁表4所示。根據(jù)表中數(shù)據(jù)可以得到：彈體剩余動能與均質(zhì)鋼靶板厚度呈一次線性關(guān)系，由于初始入射速度的不同，隨著靶板的增加彈體損失的動能也不同，入射速度越大彈體隨著靶板厚度增加而減少的動能越大。

表4 不同入射速度下彈體剩余動能與靶板厚度h之間的關(guān)系

2.3 陶瓷復(fù)合裝甲均質(zhì)鋼等效靶板建立

2.3.1 等效原則

等效原則是判斷陶瓷復(fù)合裝甲與等效靶板是否等效的基本原則。由于本文研究的是陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)鋼抗彈性能的等效關(guān)系，同時考慮到彈體在侵徹過程中彈體質(zhì)量不斷消蝕，因此，建立等效原則為：若相同入射速度下彈體垂直侵徹復(fù)合裝甲后靶板剩余能E1與彈體垂直侵徹厚度為h的均質(zhì)鋼靶后彈體剩余動能E10相等時，即可認為陶瓷復(fù)合裝甲可等效為厚度為h的均質(zhì)鋼。

2.3.2 不同入射速度下陶瓷復(fù)合裝甲的等效靶板

根據(jù)基本等效原則與表3、表4的數(shù)據(jù)，使同一入射速度下彈體侵徹陶瓷靶板后彈體剩余動能E1與侵徹均質(zhì)鋼靶板后彈體剩余動能E10相等，即可得到在該入射速度下陶瓷復(fù)合裝甲的等效均質(zhì)鋼靶板厚度h。圖7為陶瓷復(fù)合裝甲等效為均質(zhì)鋼靶的厚度與入射速度之間的關(guān)系。根據(jù)關(guān)系圖可以看出彈體入射速度在1 010 m/s～2 010 m/s范圍內(nèi)時，等效靶板厚度隨著彈體入射速度呈先增加后趨于穩(wěn)定的趨勢。當彈體入射速度為2 010 m/s時等效均質(zhì)鋼靶板厚度為4.7 cm，彈體入射速度為1 010 m/s時等效均質(zhì)鋼靶板厚度為3.78 cm。相同復(fù)合裝甲即使在同一毀傷源作用下，由于彈體的入射速度不同其對應(yīng)等效靶板的厚度也會產(chǎn)生很大的變化。

圖7 陶瓷復(fù)合裝甲等效均質(zhì)鋼靶厚度與彈體入射速度關(guān)系

3 結(jié)論

利用有限元軟件，對鎢合金長桿彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)鋼靶板進行了數(shù)值模擬，分析了彈體侵徹陶瓷復(fù)合裝甲全過程，并得出彈體剩余動能、損失動能隨初始入射速度呈非線性增加趨勢。同時，分析得出了鎢合金長桿彈侵徹均質(zhì)鋼靶板后彈體剩余動能與靶板厚度呈線性減小關(guān)系，并建立了不同入射速度下彈體剩余動能與靶板厚之間的關(guān)系。根據(jù)彈體侵徹陶瓷復(fù)合裝甲與均質(zhì)鋼的終點效應(yīng)關(guān)系，建立了陶瓷復(fù)合裝甲在不同入射速度下的均值鋼等效靶板，并得出隨彈體入射速度的增加復(fù)合裝甲等效均質(zhì)鋼靶板厚度呈先增加后穩(wěn)定趨勢。這說明了當彈體入射速度小于1 600 m/s時，彈體速度越大，陶瓷復(fù)合裝甲表現(xiàn)出的抗彈性能越好，其等效為均質(zhì)鋼厚越大，當入射速度大于1 600 m/s時，其抗彈性能達到一穩(wěn)定值，該復(fù)合裝甲基本可以等效為4.7 cm左右的均質(zhì)鋼靶板。

［1］Yadav Y，Ravichandran G.Pen-etration Resistance of Laminated Ceramic/polymer Structures［J］.Int J Impact Engineering，2003，28（5）:557-574.

［2］楊玉林，趙國志，杜忠華，等.動能彈侵徹陶瓷與均質(zhì)鋼板的等效關(guān)系［J］.彈道學報，2003，15（4）:32-35.

［3］熊冉，高欣寶，張俊坤，等.桿式穿甲彈侵徹下陶瓷與均質(zhì)鋼板的等效關(guān)系數(shù)值分析［J］.彈箭與制導(dǎo)學報，2013，33（5）:102-104.

［4］Johnson C R，Cook W H.A Constitutive Model and Data for Metals Subjected to Large Strains High Rates and High Temperatures［C］//7th International Symposium on Ballistics. The Nethedands:The Hague，1983:541-547.

［5］陳剛，陳忠富，徐偉芳，等.45鋼的J-C損傷失效參量研究［J］.爆炸與沖擊，2007，27（2）:131-134.

［6］王猛，黃德武，曲家惠，等.鎢合金桿式彈侵徹45#鋼變形失效行為的數(shù)值分析［J］.塑性工程學報，2012，19（2）: 102-106.

［7］麻震宇，曾首義，將志剛.陶瓷復(fù)合靶板抗長干彈侵徹的數(shù)值模擬分析［J］.中國科學技術(shù)大學學報，2007，37（7）: 727-731.

［8］蔣志剛，申志強，曾首義，等.穿甲子彈侵徹陶瓷/鋼復(fù)合靶板試驗研究彈道學報［J］.彈道學報，2007，19（4）: 38-42.

［9］叢美華，黃德武.小口徑穿甲試驗靶板彈孔和殘余彈體顯微組織研究［J］.北京理工大學學報，2002，22（5）: 594-598.

Establishment of Equivalent Steel Target of Ceramic Compound Armor at Different Projectile’s Velocity

XIONG Fei1，2，SHI Quan2，WANG Guang-yan2，CHEN Cai2
（1.Unit 78616 of PLA，Chengdu 610213，China；2.Ordnance Engineering College，Shijiazhuang 050003，China）

The process of the long-rod projectile of tungsten alloy penetrating into the ceramic compound armor and steel target are analyzed with the ANSYS/LS-DYNA software.And the effect of projectile’s velocity on the residual and lost kinetic energy are researched.Meanwhile，the relationship between the residual kinetic energy and target’s thickness projectile’s velocity is established at different projectile’s velocity when the long-rod projectile penetrated into the steel target.And equivalent steel target of ceramic compound armor is built by the relationship between target’s terminal damage effect and projectile’s velocity.The analyze result show that the thickness of equivalent target increase at the beginning and then keep steady.The research results were meaningful to experience of damage efficiency and warhead design.

equivalent target，ceramic compound armor，steel target，numerical simulation

TJ012.4

A

1002-0640（2015）04-0072-04

2014-03-05

2014-04-07

熊 飛（1989- ），男，四川樂山人，碩士研究生。研究方向：裝備戰(zhàn)場搶修。