帶斜向肋板的夾層結構抗侵徹性能研究

沈超明，陳豪杰，周 紅，張 飛，譚 坤，王金友

(1. 江蘇科技大學 船舶與海洋工程學院，江蘇 鎮江 212003；2. 江蘇現代造船技術有限公司，江蘇 鎮江 212003；3. 上海漣屹軸承科技有限公司，上海 201400)

0 引 言

當彈體與侵徹目標之間存在一定的傾角和攻角時稱為斜侵徹。不同于垂直侵徹，斜侵徹過程中由于彈體所受的非對稱力，給予彈體一個偏轉力矩，可消耗更多彈體動能[1]。

夾層板作為一種復合材料，相對于單一的船用鋼而言，具有強度高、質量輕、結構簡單等優點[2-3]，近年來在交通運輸、工程防護、國防工業等領域得到廣泛的應用。目前高分子材料與泡沫金屬作為夾層板芯材的熱門研究對象，芯材從單一板材演變成陣列結構，如蜂窩狀、波紋狀、桁架等拓撲結構[4-6]。M.halami-Choobar等[7-8]使用Ls-dyna數值仿真軟件，研究了不同結構形式、不同芯材的夾層板在高速彈體沖擊下的動態響應。葛超等[9]為研究彈體頭部對斜侵徹彈體路徑的影響，設計了3種不同頭部形狀及不同頭部組合材料的彈體，并進行了中厚鋼靶侵徹實驗。結果表明，影響彈體偏角因素的權重由大到小為彈頭形狀、彈頭材料和彈體初速度。

本文提出一種新型夾層結構，以尼龍為芯層，并在夾層中設置與面板相連的斜向鋼質肋板，迫使正侵徹彈體在撞擊斜肋板后產生一定程度的偏航，同時尼龍芯層吸收大量的彈體動能，從而有效提升夾層結構的抗侵徹性能。本文結合實驗，對不同斜向肋板角度下的夾層結構進行數值模擬分析，探究該夾層結構抗侵徹性能與肋板角度、彈頭形式的相關性。

1 夾層結構抗侵徹性能數值分析方法

1.1 數值計算模型的建立

夾層結構模型長120 mm、寬120 mm，厚32 mm（上下面板、上下肋板、肋板長度以及尼龍厚度分別為1 mm，1 mm，20 mm，30 mm），肋板角度為面板與肋板夾角，見圖1。

圖1 夾層結構尺寸外形圖Fig. 1 The dimension of sandwich structure

在Ansys/Ls-dyna程序中進行建模，使用Solid164實體單元建立1/2模型。對稱面設置為對稱約束，靶板四周設為固定約束。破片與靶體破壞中心區域用0.5 mm網格尺寸，其余網格尺寸為1 mm。接觸算法為面面侵蝕接觸，在2個相互接觸的part賦予抗拉強度和剪切強度，模擬尼龍芯材與鋼板、肋板之間的界面影響，數值仿真模型見圖2。

圖2 數值仿真模型Fig. 2 The model of numerical simulation

1.2 材料動態本構方程的擬合及參數確定

1.2.1 鋼材本構模型選擇

彈體材料采用工具鋼，夾層結構的面板、背板、肋板材料均使用A3鋼，夾層材料為尼龍（聚酰胺-6）。2種金屬材料模型均使用Johnson-Cook[10]模型描述本構關系，本構模型方程如下式：

式中：σy為屈服應力；A為靜態屈服應力；B為硬化參數；n為硬化指數；C為應變率系數；m為溫度軟化指數；為等效塑性應變；=為無量綱塑性應變率，T為溫度，Tr為室溫，Tm為材料熔點。

根據文獻[11 - 12]并結合實驗得到工具鋼和A3鋼的材料參數見表1。

表1 工具鋼和A3鋼的本構與損傷參數Tab. 1 Material constitutive and damage parameters for tool steel and A3 steel

1.2.2 尼龍本構模型選擇

通過SPHB實驗得到尼龍在不同應變率下的應力應變曲線如圖3所示。其屈服強度隨應變率的增加而顯著提高，表明尼龍是應變率敏感材料。

根據尼龍的實測動態應力應變關系曲線可知，其形態與雙線性隨動塑形材料模型（Cowper-Symonds[13]）吻合度非常高，故本文采用該模型對尼龍的本構方程進行擬合，方程如下式：

圖3 尼龍在不同應變率下應力應變曲線Fig. 3 Stress-Strain curve of nylon in different strain rate

其中：σ0為初始屈服應力；為應變率，C和P為應變率參數；為有效塑性應變；EP為塑性硬化模量。

基于實驗數據，通過對尼龍的本構方程擬合得到的相關材料參數見表2。

表2 尼龍的材料參數Tab. 2 Parameters of nylon material

2 數值模型驗證

2.1 驗證實驗方案設計

實驗彈體選用工具鋼，直徑為8.08 mm，質量6.8 g，密度為7.83×103kg/m3，剪切模量為770 MPa，并經過淬火加低溫回火熱處理后，硬度（HRC）為60，如圖4所示。

圖4 彈體尺寸外形圖Fig. 4 The dimension of projectile

實驗所使用的炮管內徑為25 mm，將彈體裝進彈托中，出膛后，彈體和彈托分離，完成實驗。鋼靶板和尼龍靶板尺寸為200 mm×200 mm，厚度分別為0.84 mm和6.30 mm，四邊開圓形孔洞，通過螺栓將靶板與靶板支架連接成一體，如圖5所示。

2.2 數值模擬精度分析

2.2.1 鋼靶板抗侵徹性能模擬精度對比分析

半圓形彈和平頭彈侵徹鋼靶板時均產生了沖塞，如圖6所示。由鋼靶板的應力云圖及破口形態可知，平頭彈對鋼板的破壞形式為剪切破壞，這使得鋼板破口處的厚度與鋼板本身的厚度幾乎相同，破口呈圓帽狀且邊緣整齊光滑。由圖7所示的沖塞形成初期的應力狀態及靶板破口形態表明，半圓形彈使鋼板產生了拉伸破壞，破口邊緣處受拉逐漸變薄直至斷裂。觀察2種彈頭侵徹鋼靶板的應力云圖與實驗產生的破口發現，數值模擬的失效形式與實驗高度吻合。

圖5 侵徹實驗裝置示意圖Fig. 5 Sketch of experiment set-up

圖6 平頭彈沖擊鋼板仿真實驗圖像對比Fig. 6 Comparison of simulation and experimental images of flat-nosed projectiles impacting steel target plate

圖7 半圓形彈沖擊鋼板仿真實驗圖像對比Fig. 7 Comparison of simulation and experimental images of hemispherical-nosed projectiles impacting steel target plate

剩余速度是抗侵徹能力的重要參考指標，表3給出了2種彈體侵徹鋼靶板的剩余速度的數值模擬和實驗結果，誤差在±5%左右，精度較高。

2.2.2 尼龍靶板抗侵徹性能模擬精度對比分析

如圖8和圖9所示，模擬尼龍靶板的破壞形態與實驗相吻合，平頭彈侵徹尼龍靶板呈剪切破壞，破口處的界面相對光滑；半圓形彈侵徹尼龍靶板時，使尼龍受到的拉應力作用而失效，破口處的界面相對粗糙。2種彈體侵徹鋼靶板的剩余速度數值模擬和實驗結果見表4，誤差同樣在±5%左右，具有較好的模擬精度。

表3 彈體垂直侵徹鋼板的實驗結果對比Tab. 3 Experimental results of vertical penetration of projectile into steel plate

圖8 平頭彈沖擊尼龍仿真實驗圖像對比Fig. 8 Comparison of simulation and experimental images of flat-nosed projectiles impacting nylon target plate

圖9 半圓形彈沖擊尼龍仿真實驗圖像對比Fig. 9 Comparison of simulation and experimental images of hemispherical-nosed projectiles impacting nylon target plate

表4 彈體垂直侵徹尼龍靶板的實驗結果對比Tab. 4 Experimental results of vertical penetration of projectile into nylon target plates

通過對鋼靶板和尼龍靶板侵徹的數值模擬和實驗結果對比，說明采用的仿真模型、材料參數具有較高精度，符合實際情況。

3 夾層結構侵徹響應及性能分析

3.1 肋板角度對抗侵徹性能的影響

彈體接觸夾層結構的斜向肋板后，彈體頭部受力非對稱，從而給予彈體質心一個偏轉力矩，造成彈體偏航，增加夾層結構的抗侵徹性能。因此，可將彈體偏角作為夾層結構抗侵徹性能的參考指標。為研究肋板角度對產生偏角大小的影響，采用2種彈體對肋板角度為15°，30°，45°夾層結構進行數值仿真。通過反余弦公式計算彈體剩余速度與剩余速度在豎直方向投映的速度，得到彈體偏角大小。

如圖10所示，平頭彈侵徹夾層結構時，在相同初速度下肋板角度為15°時的彈體偏角明顯大于30°，45°，并且彈體偏角隨肋板角度的增大而減小。半圓形彈侵徹夾層結構時，隨著肋板角度的增加，彈體的偏角先減小后增加。相同初速度情況下，2種彈體侵徹3種肋板角度的夾層結構，彈體貫穿肋板角度為15°的夾層結構后產生的偏角均為最大。隨著彈體初速度的增加，彈體偏角均呈遞減趨勢，且偏角數值逐漸趨于一致。

圖10 彈體初速度與偏角的關系曲線Fig. 10 The curve of the relationship between the initial velocity of the projectile and the deflection angle

3.2 不同彈頭形式下夾層結構的響應分析

3.2.1 平頭彈侵徹夾層結構

如圖11所示，彈體以相同初速度穿透不同肋板角度夾層結構后的剩余速度不同，可知不同傾斜角度的肋板迫使彈體產生偏角，并不同程度地延長彈體在夾層結構內耗能路徑。通過彈體的初速度與剩余速度可計算得到彈道極限。平頭彈對于肋板角度為15°，30°，45°夾層結構的彈道極限速度分別為820.4 m/s，776.5 m/s和756.0 m/s，即夾層結構抵抗平頭彈侵徹的性能與肋板角度的關系為15°>30°>45°。

3.2.2 半圓形彈侵徹夾層結構

不同于平頭彈，半圓形彈延性擴孔破壞靶板，穿透過程是一種刺穿性的模式，比平頭彈具有更強的侵徹能力。

肋板角度為15°，30°，45°三個工況下，靶板針對半圓形彈的彈道極限速度分別為727.4 m/s，676.2 m/s和683.6 m/s，小于平頭彈侵徹夾層結構的彈道極限。如圖12所示，半圓形彈侵徹夾層結構肋板角度為15°的靶板時彈體剩余速度與平頭彈相同，也明顯小于30°和45°的彈體剩余速度，但半圓形彈貫穿肋板角度為45°的夾層結構時的剩余速度小于肋板角度30°的夾層結構。由此可知，對于半圓形彈，肋板角度為15°的夾層結構抗侵徹性能最優，45°次之，30°最弱。

圖11 平頭彈初速度與剩余速度的關系曲線Fig. 11 The curve of the relationship between the initial velocity of the flat-nosed projectile and residual velocity

圖12 半圓形彈初速度與剩余速度的關系曲線Fig. 12 The curve of the relationship between the initial velocity of the hemispherical-nosed projectile and residual velocity

對比圖10～圖12，在相同的初速度下，平頭彈貫穿不同肋板角度的剩余速度隨肋板角度增加而增加，而半圓形彈則先減小后增加。彈體在貫穿不同肋板角度的夾層結構時，彈體偏角的增降趨勢與彈體剩余速度的變化趨勢相反，即彈體貫穿夾層結構時的偏角與其剩余速度為負相關關系，并且彈體在臨界貫穿夾層結構時，產生的偏角最大。

4 結 語

本文對帶有3種不同肋板角度的鋼/尼龍夾層結構在遭受不同彈頭侵徹時的響應情況進行分析，得到以下結論：

1）夾層結構中的斜肋板可以使彈體在侵徹過程中產生偏航，有利于提高夾層結構的抗侵徹性能。

2）彈體在貫穿夾層結構的情況下，彈體偏角隨彈體初速度的增加而遞減，在貫穿夾層結構的瞬時，彈體偏角達到最大；且彈體貫穿夾層結構時的偏角與其剩余速度呈負相關關系。

3）當肋板角度約為15°時，該夾層結構的抗侵徹性能最優。