陶瓷/鋼復合裝甲抗高速破片侵徹性能數值模擬

黃曉明，方志威,，侯海量，李 典，李 茂，朱 錫

(1.中國人民解放軍91189部隊，江蘇 連云港 222041；2.海軍工程大學 艦船與海洋學院，湖北 武漢 430033)

0 引 言

反艦武器爆炸產生的大量高速破片會對艦船結構造成毀傷，艦船上的人員設備安全也受到破片殺傷的威脅，因此研究艦船結構抗高速破片侵徹具有重要意義。艦船結構可以設置陶瓷/鋼復合裝甲抵御反艦武器產生的高速破片[1-4]。國內外學者通過彈道試驗，理論公式和數值仿真計算等方法對陶瓷復合裝甲抗高速破片侵徹進行了大量研究，探討了陶瓷復合裝甲中陶瓷材料、背板材料、背板約束機制、陶瓷與背板之間粘結強度等因素的影響[5-9]。

針對反艦武器爆炸產生的不同形狀、速度各異的高速破片，在文獻[10]基礎上探究了陶瓷/鋼復合裝甲抗高速破片侵徹的性能。通過對比數值計算結果與文獻[10]試驗結果，驗證了數值方法中的幾何模型、材料參數以及算法的可靠性，探究破片的形狀、破片的入射速度以及陶瓷板與鋼板不同厚度組合對陶瓷/鋼復合裝甲抗高速破片侵徹性能的影響。

1 有限元模型

陶瓷/鋼復合裝甲由陶瓷面板與鋼背板組成，面板和背板間采用環氧樹脂膠粘接，粘接后經過24 h固化。為探討破片形狀對輕型陶瓷復合裝甲抗侵徹性能的影響，設計了FSP（破片模擬彈），圓柱形彈和錐頭彈3種形狀的破片，破片材料為45#鋼，質量均為26 g，破片的尺寸及有限元模型如圖1所示。

圖1 破片尺寸及有限元模型Fig.1 Schematic of the size of fragment and FE model

面板為Al2O3陶瓷（99陶瓷），厚度為4～18 mm；背板為Q235鋼板，厚度為1～9 mm。設計的陶瓷/鋼復合裝甲結構中陶瓷含量如表1所示。破片的入射速度從700 m/s變化到1 500 m/s。

表1 陶瓷/鋼復合裝甲結構Tab.1 Ceramic/steel ligh armor structure

1.1 幾何模型

以FSP彈侵徹6C6S（6 mm陶瓷/6 mm鋼板）為例介紹有限元建模過程。考慮破片形狀和靶板具有對稱性，故選取1/4模型進行數值計算，在對稱面上設置對稱邊界條件。破片彈徑方向10等分，彈長方向28等分。陶瓷與鋼板平面尺寸為74 mm×74 mm，對靶板進行網格劃分時，彈靶接觸區域，網格劃分較密，單元尺寸為0.37 mm×0.37 mm；距彈靶接觸區較遠的區域，網格呈發散稀疏。破片和靶板均采用solid164實體單元，彈靶之間定義侵蝕接觸，靶板非對稱面施加固定邊界條件。FSP彈侵徹靶板有限元模型如圖2所示。

圖2 FSP侵徹靶板有限元模型Fig.2 The finite element model of FSP penetrate target

1.2 材料模型

破片與鋼背板均采用彈塑性材料本構模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC，其應變率效應則由Cowper-Symonds描述：

式中：σd為動態屈服強度；σ0為靜態屈服強度；E為彈性模量；Eh為硬化模量；εp為有效塑性應變；為等效塑性應變率；D和n均為常數，對于低碳鋼，通常取D=40.0/s-1，n=5。材料失效模型采用最大等效塑性應變失效準則。破片與鋼背板的主要材料參數如表2所示。

表2 鋼材材料力學性能參數Tab.2 Performance of fiber reinforced material

陶瓷材料采用常用來描述脆性材料動態力學行為JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMIC材料模型來描述，即JH-2材料模型。JH-2材料模型是由JOHNSON和HOLMQUIST通過實驗分析建立的料模型，可以計算陶瓷材料的損傷程度與變形破壞模式。JH-2材料模型主要是對陶瓷材料的強度、壓力與損傷變化關系的描述，通過這三者關系的耦合可以描述陶瓷在高速破片侵徹條件下的斷裂損傷。數值計算中陶瓷材料的主要材料參數及其取值如表3所示。

表3 氧化鋁陶瓷材料力學性能參數Tab.3 Mechanical propeties of Al2O3 ceramic

1.3 數值方法驗證

為驗證數值方法的可靠性，首先對文獻[10]的部分試驗工況進行計算。

數值計算得到的破片剩余速度的結果與試驗結果對比如表4所示。可知破片試驗剩余速度與數值計算剩余速度的誤差小于11%，符合工程應用要求。數值計算中破片、靶板的試驗破壞形貌與試驗破壞形貌如圖3～圖5所示，可知破片、靶板數值破壞形貌與試驗情況吻合較好；由此可知數值方法的正確性。

2 數值計算結果與分析

2.1 破片侵徹陶瓷裝甲過程分析

高速破片撞擊陶瓷面板時，在破片與陶瓷接觸區域的壓應力迅速增長并產生壓縮波，壓縮波分別向破片尾端和陶瓷面板背板傳播。在破片中傳播的壓縮波達到破片背面時發生反射形成拉伸波，在壓縮波和拉伸波共同作用下，破片頭部產生墩粗變形，如圖6（a）所示。當破片撞擊區域的壓應力超過陶瓷材料的斷裂應力時，陶瓷面板材料將會產生碎裂，產生粉末化破壞。壓縮波傳播到陶瓷材料背板時，在2層材料界面處由于波阻抗不同，壓縮波將會在界面處發生反射和透射。反射回的應力波為拉伸波，此時界面處的陶瓷材料受到極大的拉伸應力，由于陶瓷材料抗拉強度低，陶瓷背板將會產生碎裂破壞和拉伸裂紋，如圖6（b）所示。

表4 試驗結果與數值計算結果對比Tab.4 Comparision between experiment result and numercial calculation result

圖3 破片試驗破壞形貌與數值破壞形貌對比圖Fig.3 Comparison of fragment damage morphology experiment with FE

圖4 陶瓷破壞形貌與數值破壞形貌對比圖Fig.4 Comparison of ceramic damage morphology experiment with FE

圖5 背板破壞形貌與數值破壞形貌對比圖Fig.5 Comparison of backing plate damage morphology experiment with FE

圖6 FSP彈以1 000 m/s侵徹6c6s復合裝甲過程Fig.6 Process of the FSP bulletin impact 6c6s light ceramic/steel armor at 1 000 m/s

高強度的陶瓷面板和陶瓷碎片不斷撞擊、磨損破片，破片質量發生侵蝕，長度變短。隨著破片不斷侵徹陶瓷面板，陶瓷裂紋不斷匯聚并擴展，最終形成向四周擴散的裂紋。應力波在多次反射后，陶瓷上下表面的破壞加劇，沿著應力波的傳播方向裂紋進一步擴展，陶瓷材料的累積損傷區域最終與受到破片初速沖擊的區域合并為一個整體，在陶瓷面板中形成陶瓷錐，如圖6（c）所示。

陶瓷錐受到破片沖擊的區域呈現粉末化，破片受到陶瓷粉末的摩擦、流動和磨損進一步發生質量侵蝕。破片侵徹陶瓷面板結束后，破片速度降低、質量減小，破片將和陶瓷碎裂一起撞擊金屬背板，如圖6（d）所示。破片撞擊后面板時，在撞擊點附件區域，靶板變形形狀與破片形狀相同，后面板在撞擊區域產生隆起變形。隆起變形區產生較大膜力和薄膜拉伸變形，變形區外側的靶板產生碟形彎曲變形，如圖6（e）所示。隨著破片繼續運動，金屬背板將在“隆起變形區”外緣發生失效，形成一個“帽形”失效塊，金屬背板產生穿孔。破片和失效塊繼續向前運動，從金屬背板穿孔中飛出，如圖6（f）所示。

2.2 破片形狀對陶瓷輕型裝甲的抗侵徹性能影響

圖7為3種形狀破片侵徹設計的陶瓷/鋼復合裝甲后的彈道極限速度。由圖可知3種破片中，陶瓷輕型復合裝甲抗FSP破片侵徹性能最差；抗錐形破片侵徹性能最好，抗錐形破片侵徹性能最優的陶瓷輕型復合裝甲結構較純鋼板彈道極限速度提高了224 m/s；設計陶瓷輕型復合裝甲結構時可以選擇FSP破片作為設計載荷。對于每種破片而言，隨著陶瓷含量的增加，輕型復合裝甲抗侵徹性能呈現出先增強而后降低的變化趨勢，每種破片均存在抗侵徹性能最優的結構型式，其中結構4抗FSP破片侵徹性能最好，結構2抗圓柱形破片侵徹性能最好，結構5抗錐形破片侵徹的性能最好。考慮反艦導彈爆炸產生破片形狀不一，結構4綜合抗侵徹性能最優。

圖8為3種形狀破片以1 000 m/s侵徹設計的陶瓷/鋼復合裝甲后剩余破片質量。由圖可知錐形破片侵徹設計的復合結構后剩余質量最多，其次是FSP破片，圓柱形破片剩余質量最少。錐形破片剩余質量變化最大，錐形破片侵徹純鋼板與純陶瓷結構后的剩余質量相差4 g，陶瓷對錐形破片質量磨蝕效果顯著；抗錐形破片侵徹性能最優的結構5中破片剩余質量較純鋼板減少2.5 g，由此可見陶瓷對破片質量磨蝕并不是陶瓷輕型裝甲主要吸能方式，陶瓷輕型復合裝甲結構中要能夠充分發揮陶瓷對破片碎裂與背板吸收破片、陶瓷碎片剩余動能。不同結構形式的陶瓷輕型復合裝甲對圓柱形破片質量磨蝕差別不大。

圖7 破片侵徹不同陶瓷輕型復合裝甲彈道極限速度Fig.7 Ballistic limit velocity of bullet impact different light ceramc armor

圖8 破片以1 000 m/s侵徹輕型裝甲剩余質量Fig.8 Residual mass of bullet after impacted light ceramc armor at velocity of 1 000 m/s

2.3 破片入射速度對陶瓷輕型裝甲的抗侵徹性能影響

圖9為3種形狀破片以不同速度侵徹陶瓷/鋼復合裝甲后的剩余速度。由圖可知當破片初速為1 000 m/s時，3種破片剩余速度隨著陶瓷含量增加而近似呈V形變化，錐形破片侵徹結構4剩余速度最低，FSP破片與圓柱形破片侵徹結構5剩余速度最低。

圖9 破片侵徹輕型裝甲剩余速度Fig.9 Residual velocity of bullet after impacted light ceramc armor

當破片初速為1 300 m/s時，FSP破片剩余速度隨著陶瓷含量增加而遞減，圓柱形彈侵徹結構2剩余速度最低，錐形彈侵徹結構5剩余速度最低。當破片初速增加到1 500 m/s時，FSP彈與錐形彈剩余速度隨著陶瓷含量增加而遞減，圓柱形彈侵徹結構3剩余速度最低。隨著破片入射速度的提高，陶瓷含量的增加對FSP彈和錐形彈磨損作用增強，FSP彈和錐形彈侵徹性能下降，破片剩余速度降低。

圖10為破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲后的剩余質量隨破片入射速度的變化趨勢，由圖可知隨著破片入射速度的增加，破片剩余質量近似呈線性減少。

圖10 破片剩余質量隨速度變化曲線Fig.10 Residual mass of bullet with velocity increase

圖11為破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲過程中典型受力情況。可知隨著破片入射速度的增加，破片侵徹輕型裝甲結構中受到撞擊力的峰值不斷增大，撞擊力峰值出現時間不斷提前，彈靶作用時間不斷降低。

圖11 破片撞擊裝甲結構典型受力情況Fig.11 Typicalt mechanism of fragment impact armor

FSP破片以700 m/s速度撞擊結構3時，破片撞擊力峰值為107.94 kN，撞擊力峰值出現時間為第14 μs，彈靶作用時間為66 μs；而當破片初速為1 500 m/s，破片撞擊力峰值為151.07 kN，撞擊力峰值較700 m/s時提高了39.96%，撞擊力峰值出現時間為第8 μs，彈靶作用時間為34 μs。當破片初速度較高時，彈靶之間撞擊力迅速達到峰值并很快遞減，撞擊力隨時間變化較大；當破片初速度較低時，彈靶之間撞擊力緩慢增加到最大值，隨后震蕩遞減，撞擊力隨時間變化較緩。

3 結 語

本文利用數值方法探討了陶瓷輕型裝甲抗破片侵徹性能，分析了破片侵徹陶瓷輕型裝甲過程，主要結論如下：

1）陶瓷/鋼復合裝甲抗FSP破片侵徹性能最差；抗錐形破片侵徹性能最好，抗錐形破片侵徹性能最優的陶瓷輕型復合裝甲結構較純鋼板彈道極限速度提高了224 m/s；在設計艦船舷側陶瓷/鋼復合裝甲結構時可以選擇最危險的FSP破片作為設計載荷。

2）隨著入射速度的增加，破片的剩余質量近似呈線性減少；破片侵徹復合結構中受到撞擊力的峰值不斷增大，撞擊力峰值出現時間不斷提前，彈靶作用時間不斷降低。通過推遲撞擊力峰值出現時間能夠延緩裝甲結構破壞。

3）數值計算結果與試驗結果吻合較好，表明數值計算方法正確性，可為陶瓷/鋼復合裝甲的設計和優化提供參考。