12.7 mm 動能彈斜侵徹復(fù)合裝甲的數(shù)值模擬研究*

王維占，趙太勇，馮順山，楊寶良，李小軍，陳智剛

（1. 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2. 中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，山西 太原 030051；3. 北京理工大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，北京 100081；4. 西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所，陜西 西安 710065；5. 軍事科學(xué)研究院防化研究院，北京 102205）

隨著高新技術(shù)在軍事領(lǐng)域的廣泛應(yīng)用發(fā)展，反裝甲武器與裝甲防護(hù)技術(shù)的沖突愈加激烈，同時相互促進(jìn)、共同發(fā)展、交替上升[1]。其中，陶瓷復(fù)合裝甲的出現(xiàn)往往使現(xiàn)役輕武器彈藥束手無策，因而對陶瓷復(fù)合裝甲的毀傷效能研究成為輕武器彈藥發(fā)展的重中之重，針對彈靶作用過程，已開展了大量的實(shí)驗(yàn)與理論研究。Rosenberg 等[2]通過開展正侵徹兩種大塊體氧化鋁陶瓷靶實(shí)驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)銅、鋼和鎢合金桿彈撞擊AD95 陶瓷靶的開始侵徹閾值速度分別為1.15、0.99、0.66 km/s[3]。李繼承等[4]、Anderson 等[5]通過長桿彈沖擊陶瓷復(fù)合裝甲的實(shí)驗(yàn)研究、理論分析與數(shù)值模擬等研究工作，較好地解釋了金屬彈與陶瓷復(fù)合裝甲之間界面的擊潰原理。Chi 等[6-7]利用數(shù)值模擬的方法得知提高約束預(yù)應(yīng)力效應(yīng)可明顯提高陶瓷復(fù)合裝甲的抗侵徹能力。李繼承等[8]、Li 等[9-10]以不同彈丸頭部形狀為實(shí)驗(yàn)變量，獲知了在界面擊潰條件下彈丸速度、長度、動量的演變規(guī)律，并給出界面擊潰/侵徹轉(zhuǎn)變速度和時間的理論表達(dá)式。談夢婷等[11]利用數(shù)值模擬的方法研究了彈丸頭部形狀、陶瓷復(fù)合裝甲的蓋板厚度、陶瓷靶預(yù)應(yīng)力效應(yīng)對界面擊潰效應(yīng)的影響。汪建鋒等[12]根據(jù)陶瓷復(fù)合靶板受力情況將金屬彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板的過程分為3 個階段：初始撞擊階段、燒蝕變形階段、裂紋成型和斷裂階段。丁華東等[13-16]發(fā)現(xiàn)提高Al2O3基陶瓷的剪切模量可提高其抗侵徹性能。陳斌等[17]通過研究穿甲彈對陶瓷復(fù)合裝甲的毀傷效應(yīng)，發(fā)現(xiàn)彈著角是影響穿甲彈毀傷效能的重要因素。郭英男[18]通過12.7 mm 制式穿甲彈沖擊陶瓷復(fù)合裝甲的實(shí)驗(yàn)研究與數(shù)值模擬，發(fā)現(xiàn)彈丸彈著點(diǎn)接近陶瓷靶邊緣時，彈體侵徹姿態(tài)轉(zhuǎn)變?yōu)樾鼻謴亍Ｒ陨涎芯看蠖嗍菍τ趧幽軓椪謴靥沾?鋼復(fù)合靶板的實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬研究，而對于斜侵徹下12.7 mm 穿燃彈對陶瓷/凱夫拉復(fù)合靶板的毀傷效能研究鮮有報(bào)道，因此開展此項(xiàng)研究對于較好地反映戰(zhàn)場真實(shí)作戰(zhàn)條件具有現(xiàn)實(shí)意義。

本文中擬開展12.7 mm 穿燃彈斜侵徹陶瓷復(fù)合裝甲實(shí)驗(yàn)，獲取靶板在不同斜置角度下的彈道極限范圍，利用LS-DYNA 軟件對上述穿甲過程中制式穿燃彈的質(zhì)量、彈道極限及破壞形態(tài)等參數(shù)進(jìn)行較好的驗(yàn)證計(jì)算，并進(jìn)一步對穿燃彈穿靶偏移角、陶瓷復(fù)合靶板等效Q235 鋼靶厚度進(jìn)行預(yù)測。

1 實(shí)驗(yàn)準(zhǔn)備

1.1 實(shí)驗(yàn)器材

實(shí)驗(yàn)在中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室的靶道內(nèi)進(jìn)行。主要進(jìn)行12.7 mm 穿燃彈對不同斜置角度下的陶瓷復(fù)合靶板的沖擊實(shí)驗(yàn)。實(shí)驗(yàn)背面靶采用尺寸為500 mm×500 mm×10 mm 的凱夫拉面板，表面靶采用尺寸為50 mm×50 mm×8 mm 的Al2O3陶瓷面板，中間層采用尺寸為500 mm×500 mm×2 mm 的Q235 鋼板，陶瓷面板、Q235 鋼靶及凱夫拉背靶之間采用玻璃纖維層粘接和包覆。實(shí)驗(yàn)用器材如圖1 所示。

圖1 實(shí)驗(yàn)用12.7 mm 穿燃彈及陶瓷復(fù)合靶板Fig.1 A 12.7 mm armor-piercing bullet and a ceramic composite target plate used in experiments

1.2 彈道實(shí)驗(yàn)

進(jìn)行了多發(fā)12.7 mm 動能彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板實(shí)驗(yàn)，采用12.7 mm 口徑實(shí)驗(yàn)彈道槍，通過調(diào)節(jié)火藥裝填量，控制發(fā)射速度在521～1 213 m/s，測速設(shè)備采用中北大學(xué)自主開發(fā)的激光測速儀，測速誤差為±1.7%，同時使用高速攝影設(shè)備對實(shí)驗(yàn)宏觀現(xiàn)象進(jìn)行記錄。實(shí)驗(yàn)裝置及場地布置見圖2。

圖2 實(shí)驗(yàn)裝置及場地布置Fig.2 Experimental setup and site layout

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立與參數(shù)選取

基于上述實(shí)驗(yàn)研究，數(shù)值模擬中12.7 mm 制式穿燃彈的結(jié)構(gòu)參考文獻(xiàn)[19]，與本文實(shí)驗(yàn)用12.7 mm穿燃彈的質(zhì)量、結(jié)構(gòu)均一致。在陶瓷面板周向邊界節(jié)點(diǎn)上施加應(yīng)力流出邊界條件，避免應(yīng)力在邊界上反射，影響計(jì)算結(jié)果。穿燃彈軸線方向與靶板法線方向的夾角θ 為靶板的斜置角度。利用TUREGRID 軟件建立1/2 結(jié)構(gòu)三維有限元模型，計(jì)算網(wǎng)格選用Solid164 八節(jié)點(diǎn)六面體單元，并在1/2 模型的對稱面上設(shè)置對稱約束條件。彈靶作用過程采用Lagrange 算法，接觸作用采用侵蝕接觸算法[20]，有限元模型見圖3。

數(shù)值計(jì)算中玻璃纖維層通過設(shè)置接觸面為固連失效接觸方式，陶瓷面板節(jié)點(diǎn)與Q235 鋼靶及凱夫拉背板單元間的法向失效力及剪切失效力分別取為21 和12 N[19]。

圖3 彈靶有限元模型Fig.3 Finite element models for bullet and target

2.2 材料參數(shù)

本文算例中，穿燃彈彈芯采用高碳鋼材料，采用*MAT_ADD_EROSION 裂紋控制附加失效模型，12.7 mm 穿燃彈及Q235 鋼靶材料模型選用JOHNSON-COOK 材料模型和GRüNEISEN 狀態(tài)方程，AL2O3陶瓷面板采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS 材料模型，陶瓷面板材料參數(shù)和金屬材料參數(shù)見文獻(xiàn)[20]，凱夫拉材料使用COMPOSITE_DAMAGE 模型，材料參數(shù)見文獻(xiàn)[1]。通過LSDYNA 軟件對12.7 mm 穿燃彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲及Q235 鋼靶的過程進(jìn)行數(shù)值模擬。

3 結(jié)果分析

3.1 符合計(jì)算分析

進(jìn)行多發(fā)12.7 mm 穿燃彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板的實(shí)驗(yàn)，得到了部分有效實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)，如表1 所示，復(fù)合裝甲表面靶、背靶及回收殘余鋼芯式樣分別如圖4、5 所示。

表1 12.7 mm 穿燃彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板實(shí)驗(yàn)的部分有效數(shù)據(jù)Table 1 Part of effective experimental data for penetration of 12.7 mm piercing incendiary bullets into ceramic composite targets

圖4 部分回收鋼芯式樣及對應(yīng)靶入、出孔圖Fig.4 Part of recovery steel core styles and corresponding into- and out-of-target holes

由表1 可知，陶瓷復(fù)合靶斜置角度在0°～60°范圍時，12.7 mm 制式穿燃彈對其斜侵徹的彈道極限小于1 300 m/s，其中陶瓷復(fù)合靶板斜置角度為0°、15°、30°、45°、60°時，穿燃彈的彈道極限范圍見表2。在極限穿透的情況下，靶板正面纖維層撕裂，陶瓷破碎，背靶凱夫拉層呈瓣裂式穿孔破壞，見圖4。隨著靶板斜置角度的增大，靶板背面鼓包越來越明顯，且出現(xiàn)鼓包和穿孔偏移的現(xiàn)象，見圖4(c)～(e)。穿燃彈鋼芯以頭部和圓柱部斷裂破壞為主，在靶板存在斜置角度的情況下，鋼芯頭部呈現(xiàn)斜側(cè)方斷裂的現(xiàn)象，穿燃彈彈頭殼發(fā)生傾斜翻卷斷裂破壞，且愈發(fā)明顯，如圖5 所示。

圖5 部分鋼芯及彈頭殼的破壞形態(tài)Fig.5 Failure modes of some steel cores and warhead shells

表2 不同斜置角度下穿燃彈的彈道極限范圍Table 2 Ballistic limit range of piercing incendiary bullets at different oblique angles

調(diào)整復(fù)合裝甲的斜置角度依次為0°、15°、30°、45°、60°，展開穿燃彈侵徹復(fù)合裝甲過程的數(shù)值模擬，對鋼芯剩余質(zhì)量、彈道極限（嵌入靶板的最大速度與穿透靶板的最小速度的平均值[21]）等性能參數(shù)進(jìn)行分析。陶瓷復(fù)合靶及穿燃彈鋼芯的破壞形態(tài)如圖6 所示。

圖6 陶瓷復(fù)合靶及穿燃彈鋼芯的破壞形態(tài)Fig.6 Failure modes of ceramic composite targets and steel cores of piercing incendiary bullets

從圖6 可以看到，隨著斜置角度的增大，穿燃彈鋼芯發(fā)生不同程度的斷裂破壞，鋼芯圓弧頭部斷裂及質(zhì)量侵蝕現(xiàn)象越來越明顯。凱夫拉背靶出現(xiàn)不同程度的鼓包及穿孔現(xiàn)象，結(jié)合圖5 可知，這與實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象基本一致。

由表3 和圖7 可知，在彈道極限條件下，隨著陶瓷復(fù)合靶板斜置角度的增大，穿燃彈鋼芯的剩余質(zhì)量逐漸減小。因?yàn)榘邪逍敝媒嵌鹊脑龃螅瑢?dǎo)致在碰撞點(diǎn)處彈丸頭部所受應(yīng)力隨著彈丸沖擊速度的升高而升高，因此鋼芯所受應(yīng)力過載逐漸增大，發(fā)生斷裂侵蝕現(xiàn)象越來越嚴(yán)重，鋼芯的剩余質(zhì)量逐漸減小。

圖7 鋼芯剩余質(zhì)量與靶板斜置角度的關(guān)系Fig.7 Residual mass of steel core varied with obliqueangle of target plate

從圖8 可以看出，隨復(fù)合裝甲斜置角度的增大，穿燃彈對復(fù)合靶板的彈道極限近似指數(shù)型升高。這是因?yàn)閺?fù)合裝甲斜置角度的增大，導(dǎo)致子彈侵徹靶板的等效厚度的增大，穿燃彈對靶板的沖擊應(yīng)力在垂直彈丸軸線軸方向發(fā)生分解，穿燃彈整體相對于質(zhì)心所受偏轉(zhuǎn)力矩增大，有發(fā)生跳彈的趨勢，同時子彈用于垂直侵徹靶板的沖擊應(yīng)力減小。要保證子彈貫穿靶板，穿燃彈速度必然需隨著靶板斜置角度的增大而提高。

圖8 彈道極限與靶板斜置角度的關(guān)系Fig.8 Ballistic limit varied with oblique angleof target plate

表3 12.7 mm 穿燃彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板的結(jié)果Table 3 Results of 12.7 mm piercing incendiary bullets penetrating into ceramic composite target plates

對于以上分析，實(shí)驗(yàn)結(jié)果與數(shù)值計(jì)算結(jié)果雖然具有一定的偏差，但鋼芯剩余質(zhì)量、彈道極限的變化規(guī)律相同，說明本文選用的LS-DYNA 軟件及選取的材料參數(shù)具有一定的可靠性。

鑒于12.7 mm 穿燃彈對陶瓷復(fù)合裝甲的穿甲過程中，穿燃彈鋼芯的破壞過程對于彈丸結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有重要意義，通過數(shù)值模擬研究了靶板斜置角度對穿燃彈鋼芯穿甲過程中的破壞特性的影響。圖9給出了靶板斜置角度在0°～60°范圍內(nèi)實(shí)驗(yàn)鋼芯試樣破壞形態(tài)和數(shù)值模擬得到的鋼芯應(yīng)力云圖。

由圖9 可知：隨靶板斜置角度的增大，穿燃彈鋼芯的穿靶偏移角逐漸近似反向線性增大；鋼芯在侵徹過程中發(fā)生斷裂，因?yàn)檗D(zhuǎn)動力矩的存在，其姿態(tài)發(fā)生不同程度的偏轉(zhuǎn)。從0°～60°范圍內(nèi)數(shù)值模擬鋼芯應(yīng)力云圖與實(shí)驗(yàn)鋼芯斷裂形態(tài)的對比可以發(fā)現(xiàn)，穿燃彈鋼芯以圓弧頭部斷裂侵蝕和圓柱部斷裂破壞為主，破壞形態(tài)較一致。在靶板存在斜置角度的情況下，鋼芯頭部呈現(xiàn)斜側(cè)方斷裂的現(xiàn)象，斷裂截面位于迎彈面一側(cè)，且斷裂侵蝕區(qū)域與鋼芯侵徹靶板過程中所受應(yīng)力過載區(qū)域基本相同，數(shù)值模擬中鋼芯受應(yīng)力區(qū)與未受應(yīng)力區(qū)分界截面與實(shí)驗(yàn)鋼芯的迎彈面斷裂方向基本一致。隨靶板斜置角度的增大，迎彈面方向斷裂截面角度增大。靶板斜置角度的增大導(dǎo)致穿燃彈的彈道極限提高，進(jìn)而鋼芯微元所受應(yīng)力升高，應(yīng)力峰值超過鋼芯材料的彈性極限導(dǎo)致鋼芯發(fā)生斷裂破壞。斜置角度的增大改變了彈靶作用面，進(jìn)而改變了鋼芯微元的受力方向，其應(yīng)力波主要作用區(qū)域位于背彈面一側(cè)，隨著斜置角度的增大，應(yīng)力波作用區(qū)域增大，鋼芯迎彈面一側(cè)斷裂侵蝕質(zhì)量增大，剩余質(zhì)量減小。由上分析可知，高碳鋼材質(zhì)彈芯在斜侵徹陶瓷復(fù)合靶板時其主要破壞形式為背彈面脆性斷裂，在彈道極限提升的同時，對于保證彈芯完整性具有消極作用，因此在設(shè)計(jì)彈丸彈芯時應(yīng)考慮根據(jù)靶板目標(biāo)特性及彈芯結(jié)構(gòu)材質(zhì)進(jìn)行合理匹配設(shè)計(jì)。

圖9 不同靶板斜置角度下實(shí)驗(yàn)鋼芯試樣破壞形態(tài)與數(shù)值模擬得到的鋼芯應(yīng)力云圖Fig.9 Failure patterns of steel core specimens used in experiments and stress distribution in ones by numerical simulation at different oblique angles of target plates

3.2 等效威力分析

鑒于3.1 節(jié)中陶瓷復(fù)合靶板斜置角度對12.7 mm 穿燃彈剩余質(zhì)量、彈道極限及破壞區(qū)域的影響規(guī)律的一致性，進(jìn)一步研究靶板斜置角度對穿燃彈鋼芯穿靶偏移角、等效Q235 鋼靶厚度的影響，等效斜侵徹復(fù)合靶厚度H、等效Q235鋼靶厚度h、鋼芯偏移角Δθ 的示意圖見圖10～12，表4 為12.7 mm 穿燃彈對陶瓷復(fù)合靶板的侵徹結(jié)果。

圖10 斜侵徹復(fù)合靶等效厚度HFig.10 Equivalent thickness H of an obliquely-penetrated composite target

圖11 正侵徹等效Q235 鋼靶厚度hFig.11 Thickness h of an equivalent normally-penetrated Q235 steel target

圖12 子彈鋼芯穿靶偏移角ΔθFig.12 Deflection angle Δθ of bullet steel core penetrating through target plate

表4 12.7 mm 穿燃彈對復(fù)合靶和Q235 鋼靶的侵徹參數(shù)Table 4 Penetration parameters of 12.7 mm armor-piercing incendiary on composite target and Q235 steel

圖13 給出了靶板斜置角度為0°～60°時，等效正侵徹Q235 鋼靶極限穿深條件下的彈靶破壞形態(tài)。由圖13 可以看出：隨著Q235 靶板厚度的增大，穿燃彈鋼芯破碎程度增大，完整性降低；等效Q235 鋼靶厚度為10、12 mm 的條件下，穿靶后的鋼芯完整性較好；當(dāng)Q235 鋼靶厚為15 mm 時，鋼芯頭部開始發(fā)生斷裂；Q235 靶厚增大至19、28 mm 時，鋼芯頭部至圓柱部發(fā)生斷裂破壞，鋼芯呈現(xiàn)出整體斷裂的趨勢。

圖13 等效正侵徹Q235 鋼靶極限穿深條件下的彈靶破壞形態(tài)Fig.13 Failure patterns of bullet and target under the limit penetration depth of equivalent Q235 steel target

由圖14 可以看出，靶板斜置角度的增大導(dǎo)致彈丸鋼芯向背彈面偏轉(zhuǎn)，其穿靶偏轉(zhuǎn)角度近似線性變化，負(fù)向增大。這是因?yàn)榇┌羞^程中，鋼芯穿透陶瓷面板后，當(dāng)侵徹Q235 鋼薄靶時，姿態(tài)進(jìn)行反向調(diào)整，導(dǎo)致穿靶偏移角負(fù)向增大。

圖14 靶板斜置角度與鋼芯穿靶偏移角的關(guān)系Fig.14 Deflection angle of bullet steel core penetrating through target varied with oblique angle of target plate

圖15 為陶瓷復(fù)合靶及Q235 鋼靶等效厚度與靶板斜置角度的關(guān)系，結(jié)合圖10～12,可明顯看出：隨著靶板斜置角度的增大，陶瓷復(fù)合靶的等效厚度呈近似指數(shù)型增大；穿燃彈侵徹陶瓷復(fù)合靶和Q235 鋼靶時，在相同彈道極限情況下，靶板斜置角度的增大導(dǎo)致在彈丸軸線方向等效Q235 鋼靶厚度與陶瓷復(fù)合靶板的等效厚度均呈指數(shù)型增大[19]，且等效Q235 鋼靶厚度的增大速率大于復(fù)合靶板的等效厚度的增大速率。可見，陶瓷復(fù)合靶板斜置角度的增大，有利于提高Q235 鋼靶與陶瓷復(fù)合靶板的等效厚度比（見圖16），可有效提高其對12.7 mm 穿燃彈的防御能力。

圖15 靶板等效厚度與靶板斜置角度的關(guān)系Fig.15 Relation between equivalent thickness of target plate and its oblique angle

圖16 陶瓷復(fù)合靶板和Q235 鋼靶的等效厚度比與靶板斜置角度的關(guān)系Fig.16 Equivalent-thickness ratio of ceramic composite target to Q235 steel target varied with their oblique angle

4 結(jié) 論

（1）通過彈道槍實(shí)驗(yàn)測試了12.7 mm 穿燃彈對實(shí)驗(yàn)選定的陶瓷復(fù)合靶板的彈道極限范圍，發(fā)現(xiàn)隨陶瓷復(fù)合靶板斜置角度的增大，彈道極限近似指數(shù)型提高，且穿燃彈鋼芯背彈面斜側(cè)方發(fā)生脆性斷裂破壞，斷裂傾角逐漸增大。

（2）基于數(shù)值模擬結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的一致性，發(fā)現(xiàn)隨靶板斜置角度的增大，穿燃彈鋼芯穿靶偏移角反向增大，陶瓷復(fù)合靶板與Q235 鋼靶的等效厚度比也隨之增大，同時由應(yīng)力波引起的迎彈面應(yīng)力響應(yīng)區(qū)變大，彈芯剩余質(zhì)量逐漸減小，完整度降低。