一種由金屬陶瓷單元構(gòu)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(xué), 南京 210094)

0 引言

坦克目標(biāo)車體側(cè)面的呈現(xiàn)面積大,內(nèi)部的關(guān)鍵部件種類和數(shù)量多,被彈藥命中的概率高,是車輛防御系統(tǒng)重點(diǎn)保護(hù)的部位。坦克車體側(cè)面裝甲為坦克側(cè)面提供防護(hù),一般由側(cè)裙板、履帶間隙和車輛基體裝甲3部分構(gòu)成,側(cè)裙板一般采用如夾布橡膠、陶瓷和凱夫拉等復(fù)合材料制成[1]。

聚能射流是打擊坦克目標(biāo)的主要?dú)?射流侵徹坦克車體側(cè)面裝甲,本質(zhì)上是侵徹由多種復(fù)合材料構(gòu)成的間隔靶結(jié)構(gòu)。由于侵徹過程中涉及到的材料效應(yīng)和物理效應(yīng)多,效應(yīng)與效應(yīng)之間相互影響,相互作用的機(jī)制比較復(fù)雜,難以通過相似模型完成射流對(duì)裝甲的終點(diǎn)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(shí)降低裝甲的總質(zhì)量[2-3]。在陶瓷材料抗射流侵徹機(jī)理方面,國內(nèi)外學(xué)者同樣開展了大量的研究工作。譚多望等[4]利用X光試驗(yàn),研究了氧化鋁陶瓷的抗彈性能,揭示了陶瓷對(duì)射流的干擾機(jī)制,建立了射流侵徹陶瓷材料的侵深計(jì)算模型。黃正祥等[5]研究了射流斜侵徹條件下,金屬陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈性能。Mayseless等[6]研究了射流對(duì)低密度陶瓷的侵徹過程。Solve等[7]認(rèn)為陶瓷材料垮塌會(huì)對(duì)射流產(chǎn)生磨蝕作用,干擾射流的穩(wěn)定性。在抗穿甲彈方面,Florence[8]從動(dòng)量守恒和能量守恒的角度出發(fā),推導(dǎo)了剛性彈體侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板的彈道極限。 Kan等[9]結(jié)合數(shù)值仿真和試驗(yàn),研究了小口徑穿甲彈對(duì)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(guān)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(duì)陶瓷復(fù)合靶抗彈能力的影響。

在間隔靶研究方面,Vlasov[11]基于Whipple防護(hù)罩,研究了間隔靶對(duì)射流的作用效能。Horsfall等[12]針對(duì)間隔裝甲的靶后破片開展了研究,研究結(jié)果表明,間隔裝甲附加內(nèi)襯能夠有效減少射流靶后破片的數(shù)量。Liu Beibei等[13]研究了間隔裝甲對(duì)聚能射流的干擾機(jī)制,并總結(jié)了可用于設(shè)計(jì)間隔裝甲的解析公式。

基于以上研究成果中,金屬陶瓷復(fù)合靶和間隔裝甲表現(xiàn)出的抗彈優(yōu)勢和特性,本文設(shè)計(jì)了一種以氧化鋁陶瓷為基,由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔裝甲結(jié)構(gòu),并開展了大口徑聚能裝藥侵徹試驗(yàn)和仿真研究。通過研究探索了該新型裝甲結(jié)構(gòu)對(duì)射流的干擾機(jī)制和抗侵徹性能。

1 試驗(yàn)研究

1.1 裝甲結(jié)構(gòu)裝甲及試驗(yàn)方法

由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔裝甲由3部分組成,分別是雙層金屬陶瓷復(fù)合靶板、空氣間隔和基體裝甲。金屬陶瓷復(fù)合靶板用于提前引爆破甲戰(zhàn)斗部,同時(shí)通過金屬陶瓷復(fù)合效應(yīng)發(fā)揮對(duì)射流的干擾作用。其中,2個(gè)陶瓷復(fù)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(gè)復(fù)合裝甲的面板,第3塊12 mm 616裝甲鋼既作為第1個(gè)陶瓷復(fù)合單元的背板又作為第2個(gè)陶瓷復(fù)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(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 金屬陶瓷復(fù)合單元/間隔裝甲結(jié)構(gòu)

試驗(yàn)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(zhì)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(yàn)是在特制的試驗(yàn)臺(tái)上完成的,間隔靶通過U型夾被固定在前后2個(gè)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(jìn)行了軸向限位。為了防止試驗(yàn)后鋼錠跌落,使用了4個(gè)250 kg的鋼制限位塊對(duì)后效靶側(cè)面進(jìn)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(jìn)行防護(hù),如圖3所示。

圖3 復(fù)合裝甲侵徹試驗(yàn)現(xiàn)場布置

1.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

針對(duì)所設(shè)計(jì)的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu),開展了180 mm聚能裝藥侵徹試驗(yàn)研究。根據(jù)靶板各單元層的損傷模式,分析了射流與裝甲結(jié)構(gòu)的相互作用機(jī)制。結(jié)合射流在后效鑒定靶上的侵徹深度,依據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,獲得試驗(yàn)條件下裝甲結(jié)構(gòu)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(xì)小的陶瓷顆粒,如圖4所示。

圖4 試驗(yàn)后的復(fù)合裝甲

在金屬陶瓷復(fù)合靶中,第1層金屬單元破孔尺寸最大,隨著單元層數(shù)的增加,金屬板上破孔的尺寸逐漸變小,形狀越來越規(guī)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(fù)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(guī)則的破孔,破孔形狀呈“鑰匙”型,面板發(fā)生了彎曲。侵徹過程中,破孔方向沿著射流斜侵徹的方向發(fā)展,并在低速段射流和杵體的作用下幾何尺寸被擴(kuò)大。同時(shí),在射流局部沖擊力的作用下,靶板穿孔處出現(xiàn)了破裂,導(dǎo)致面積發(fā)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(dāng)孔徑被擴(kuò)大后,靶板與射流沒有再發(fā)生接觸。

圖6為金屬陶瓷復(fù)合靶中2個(gè)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(tài)分別呈橢圓型和圓形。第1層陶瓷復(fù)合單元中的背板在射流侵徹作用下,破孔的一側(cè)裝甲鋼發(fā)生了斷裂,斷裂口處表現(xiàn)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(fā)生接觸。另一方面,射流在第2層單元背板上的孔形狀相對(duì)規(guī)則,如圖6中的(c)和(d),意味著第2層陶瓷對(duì)射流的產(chǎn)生的影響,在現(xiàn)象上不如第1層陶瓷明顯。射流在第1層陶瓷復(fù)合單元12 mm背板上破孔直徑約為26.9 mm,在第2層陶瓷復(fù)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(shí)的射流抗干擾的能力更強(qiáng)。

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(guī)則,同時(shí)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(tài)表明,射流穿透金屬陶瓷復(fù)合單元和空氣間隔后發(fā)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(kuò)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(gòu)建180 mm聚能裝藥對(duì)金屬陶瓷復(fù)合靶、基體裝甲以及后效鋼錠的侵徹仿真模型,通過數(shù)值仿真研究射流與復(fù)合裝甲的終點(diǎn)作用過程,進(jìn)一步探究金屬陶瓷復(fù)合靶以及空氣間隔與射流之間的相互作用機(jī)制。

仿真使用流固耦合算法(ALE)計(jì)算歐拉網(wǎng)格與拉格朗日網(wǎng)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(wǎng)格共節(jié)點(diǎn),空氣域邊界為非反射邊界,采用1/2模型進(jìn)行計(jì)算,對(duì)稱面采用滑移邊界條件。僅對(duì)射流侵徹路徑上的靶板網(wǎng)格進(jìn)行加密,網(wǎng)格尺寸為0.065 cm×0.065 cm,非加密區(qū)網(wǎng)格的尺寸沿靶板邊界逐漸變大,相鄰網(wǎng)格之間網(wǎng)格尺寸的增幅不超過10%,有限元模型如圖8所示。

圖8 復(fù)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(shù)參考文獻(xiàn)[14],如表1—表3所示。

表1 616材料模型參數(shù)

表2 45鋼材料模型參數(shù)

表3 陶瓷氧化鋁的模型材料參數(shù)

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

2.2 仿真模型試驗(yàn)驗(yàn)證

極限侵徹威力試驗(yàn)表明,聚能裝藥對(duì)45鋼的極限侵徹能力為1 750 mm;在20°著角工況下,侵徹復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)后效鑒定靶上的剩余穿深為1 531 mm。根據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,復(fù)合裝甲等效為45鋼厚度約為219 mm,仿真結(jié)果誤差為13.5%,基本滿足工程應(yīng)用要求,如表4所示。

表4 復(fù)合裝甲防護(hù)系數(shù)

表4 仿真與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

試驗(yàn)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(gè)通孔,與仿真中靶面的破壞現(xiàn)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(fù)合裝甲對(duì)射流的響應(yīng)。

圖9 試驗(yàn)和仿真中基體裝甲的破壞形式

2.3 斜侵徹對(duì)抗彈能力影響

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

圖10 射流侵徹陶瓷復(fù)合靶

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

1) 射流侵徹金屬陶瓷復(fù)合靶的過程中,陶瓷復(fù)合單元使射流受到了不對(duì)稱作用力,導(dǎo)致穿透后的射流頭部發(fā)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(fù)合單元后出現(xiàn)的射流頭部彎曲的現(xiàn)象。對(duì)比發(fā)現(xiàn),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(fā)生明顯的改變。斜侵徹時(shí),穿透金屬陶瓷復(fù)合靶后,射流頭部發(fā)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(fā)生接觸。因此,導(dǎo)致射流在20°著角下發(fā)生彎曲的主要原因是射流受到了不對(duì)稱作用力的影響。

圖11 0°和20°兩種著角下穿透金屬陶瓷復(fù)合靶后的射流形態(tài)

2) 射流在空氣間隔中飛行時(shí),陶瓷復(fù)合單元中的裝甲鋼孔壁與低速段射流發(fā)生了碰撞,并產(chǎn)生了切割作用,導(dǎo)致射流進(jìn)一步發(fā)生彎曲和飛散。對(duì)于高速段射流,射流速度梯度大,直徑小于靠近靶面一側(cè)穿孔的孔徑,無法與孔壁發(fā)生碰撞,不會(huì)出現(xiàn)失穩(wěn)和彎曲現(xiàn)象,如圖12(a)所示。對(duì)于低速段射流和杵體,射流直徑大,并且靠近靶面一側(cè)的穿孔的孔徑小于射流的直徑,射流與陶瓷復(fù)合單元中的裝甲鋼板孔壁會(huì)發(fā)生碰撞,導(dǎo)致射流的邊緣被切割,使射流發(fā)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(fù)合靶相互作用

通過仿真模擬0°、10°、20°、30°和45° 等5個(gè)著角條件下,射流侵徹復(fù)合裝甲及其后效靶的終點(diǎn)作用過程。仿真結(jié)果表明:當(dāng)著角為0°時(shí),射流未發(fā)生彎曲和飛散,侵徹過程中彈道穩(wěn)定。隨著著角增加到10°和20°,射流穿透側(cè)裙板后,逐漸出現(xiàn)了彎曲和飛散現(xiàn)象,但現(xiàn)象并不明顯。當(dāng)著角增加至30°和45°時(shí),射流出現(xiàn)了明顯的彎曲和飛散現(xiàn)象,其中45°時(shí)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(tài)

飛散的射流粒子將擴(kuò)大基體裝甲靶面的孔徑,并在靶面上形成散坑。受到側(cè)向干擾的射流在飛行過程中失穩(wěn)現(xiàn)象越來越明顯,與后效靶中的孔壁發(fā)生碰撞使得能量和速度被進(jìn)一步消耗,促進(jìn)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(tài)上的差異體現(xiàn)了這一效應(yīng),當(dāng)射流著角為0°時(shí),后效靶上的孔洞沿侵徹方向變化均勻,僅在彈道終點(diǎn)出現(xiàn)了偏離,如圖14(a)中所示。當(dāng)著角為20°和45°時(shí),除了在彈道的終點(diǎn)以外,孔洞均出現(xiàn)了不同程度的彎曲和偏離靶板中線的現(xiàn)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(shù)規(guī)律變化,在0°～45°時(shí),侵徹路徑的長度隨著角的增加而增加。根據(jù)正割函數(shù)關(guān)系,0°和10°兩種工況下,射流在復(fù)合裝甲上的侵徹路徑的長度基本相同,加之陶瓷復(fù)合單元的傾角效應(yīng)在小著角條件下表現(xiàn)不明顯[9],因此射流在穿透金屬陶瓷復(fù)合靶時(shí)損失的能量接近。著角增加至30°和45°,侵徹路徑的長度發(fā)生了明顯的改變,射流的總的動(dòng)能損失開始拉開差距,并在45°時(shí)達(dá)到最大,如圖15所示。

圖15 不同著角下射流動(dòng)能與時(shí)間的關(guān)系

射流穿透陶瓷復(fù)合靶和空氣間隔后,繼續(xù)侵徹基體裝甲鋼,根據(jù)后處理軟件讀取出射流動(dòng)能的變化過程,5種著角條件下,射流的動(dòng)能分別損失了87、85、111、129、124 kJ,均小于侵徹陶瓷靶時(shí)射流被消耗的動(dòng)能,說明兩層陶瓷復(fù)合單元對(duì)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(fù)合靶具有和基體裝甲同等的效力。

2.4 防護(hù)系數(shù)分析

根據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,獲得了射流在0°、10°、20°、30°和45°等5種典型著角工況下復(fù)合裝甲的等效靶厚度。并根據(jù)文獻(xiàn)[16]中的式(1)和式(2)計(jì)算出裝甲的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)和空間防護(hù)系數(shù)

(1)

(2)

其中:P0為180 mm戰(zhàn)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(jì)算結(jié)果如表4所示。

防護(hù)系數(shù)計(jì)算結(jié)果表明,整體上復(fù)合裝甲的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)隨著射流著角的增加而增大,著角從0°增加至45°,質(zhì)量防護(hù)系數(shù)從1.03增加至1.16,提高了12.6%。表明單位質(zhì)量的復(fù)合裝甲等價(jià)能力逐漸增強(qiáng),復(fù)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(hù)系數(shù)逐漸減小,從0°～45°,復(fù)合裝甲空間防護(hù)系數(shù)從9.46減小至4.05,下降了57.2%。說明復(fù)合裝甲與后效靶之間的等價(jià)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(qiáng)。在45°時(shí),復(fù)合裝甲的等效靶厚度為432 mm,相當(dāng)于試驗(yàn)用180 mm口徑聚能裝藥極限侵徹威力的1/4,具有較強(qiáng)的抗彈能力。

3 結(jié)論

基于180 mm口徑聚能裝藥,針對(duì)雙層金屬陶瓷復(fù)合側(cè)裙板開展了侵徹試驗(yàn)和仿真研究,研究結(jié)果表明:

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

2) 金屬陶瓷復(fù)合靶中的裝甲鋼在斜侵徹時(shí)能夠起到切割射流的作用,使射流的彈道變得不穩(wěn)定,促進(jìn)射流在侵徹后效靶時(shí)發(fā)生堆積,進(jìn)一步降低后效穿深。

3) 由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔靶其防護(hù)效能對(duì)射流著角敏感,斜侵徹條件下,相比于均質(zhì)裝甲,陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)能夠增長12.6%。從等效靶的厚度來看,陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈能力最大可等效為彈藥極限侵徹威力的1/4。