某陶瓷/鋼復合裝甲抗大質量破片侵徹能力研究

何 楊， 高旭東， 董曉亮

(南京理工大學 機械工程學院,南京 210094)

陶瓷材料具有強度高，質量輕等優點，但在受到沖擊時容易破碎，而金屬材料雖密度大，但韌性較好，因此，將陶瓷和金屬復合構成雙層裝甲，從而具備良好的防護性能[1]。

20世紀60年代末，Wilkins等[2-4]提出陶瓷復合裝甲結構，并對其進行抗彈性能試驗研究。Woodward等[5-6]于1990年和1994年較早以試驗手段研究了小口徑穿甲子彈侵徹陶瓷/金屬復合靶板的耗能機理，研究表明陶瓷復合靶板的主要耗能機制為背板塑性變形耗能、陶瓷和彈丸碎片飛濺動能、彈頭變形耗能，而陶瓷斷裂破壞所吸收的能量僅占彈丸動能的很小一部分(0.2%)。2005年唐德高等[7]將Al2O3制成的剛玉塊石代替塊石混凝土中的普通塊石，研制成一種由剛玉塊石和混凝土共同澆注組成的抗侵徹復合材料，試驗表明與相同強度等級混凝土相比，剛玉塊石混凝土靶體侵徹深度減小很多。2017年殷文駿等[8]通過理論分析的方法研究了彈體高速侵徹陶瓷復合靶模型，分析表明陶瓷厚度的增加可提高復合靶體的抗侵徹能力，但隨著初始撞擊速度的提高，彈體的侵徹深度增長曲線趨于平緩。2019年鄒慧輝等[9]針對陶瓷-混凝土組合靶體進行了抗侵徹試驗與理論研究，研究表明陶瓷-活性粉末混凝土復合靶具有良好的抗侵徹性能，抗侵徹能力約為普通C40混凝土的4.9倍。

目前大多數陶瓷復合裝甲研究主要關注陶瓷復合裝甲的抗彈機理和抗彈性能，而較少考慮到陶瓷復合裝甲的侵徹后效問題[10]。在與試驗對比的基礎上，本文將著重通過仿真計算研究破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲過程中，破片初速及裝甲傾角對裝甲抗破片侵徹能力及后效威力的影響，主要包括破片極限穿透速度、剩余速度和剩余質量變化規律，此外本文還將利用工程算法計算該復合裝甲的防護系數。

1 仿真模型的建立

1.1 幾何模型

本文所研究的彈靶結構如圖1所示。破片采用北約STANAG 4569和STANAG 2920標準中定義的破片，質量為53.8 g，口徑為φ20 mm，長度為22 mm，材料為35CrMnSiA高強度結構鋼，經淬火后破片硬度達到HRC48；靶板為陶瓷面板和鋼背板組成的復合靶板，尺寸為200 mm×200 mm，面板厚度為8 mm，材料為三氧化二鋁陶瓷；背板厚度為8 mm，材料為616裝甲鋼。

1.2 仿真模型

本文基于ANSYS/LS-DYNA軟件建立相應的仿真模型，破片和靶板均采用八節點六面體單元，單元算法為拉格朗日算法。為減少計算量，采用1/2模型，如圖2所示，通過關鍵字BOUNDARY_SPC_SET設置對稱面約束，破片和靶板之間通過關鍵字CONTACT_ERODING_NODES_TO_SURFACE設置侵蝕接觸，破片和靶板內部分別通過關鍵字CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE設置自接觸。

圖2 破片侵徹陶瓷/鋼復合靶板的有限元模型Fig.2 Finite element model of fragments penetrating ceramic/steel composite target

破片和金屬背板材料均采用高應變率下適用的JOHNSON_COOK(JC)材料模型和GRUNEISEN狀態方程共同表征，陶瓷材料采用JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS(JH2)模型進行表征，具體材料參數如表1和表2所示。

表1 35CrMnSiA[11]與616裝甲鋼的材料參數[12]Tab.1 Material parameters of 35CrMnSiNi2A and 616 armored steel

表2 Al2O3陶瓷的材料參數[13]Tab.2 Material parameters of Al2O3 ceramics

1.3 仿真模型校驗

為了驗證仿真計算的正確性，本文開展了如圖1所示的破片侵徹陶瓷/鋼復合靶板試驗，試驗現場布局以及彈靶實物圖如圖3所示。

通過試驗得到了破片以不同初速正侵徹靶板時，靶板的變形和破壞情況，并將仿真結果與試驗結果進行對比，如表3和圖4所示。

表3 試驗與仿真結果誤差Tab.3 Error of test and simulation results

根據表3和圖4可以看出：試驗與仿真結果的剩余速度和剩余質量誤差最大不超過10%，在合理的誤差范圍內；試驗與仿真靶板破壞情況基本吻合，說明本文的仿真模型能較好地模擬破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲下的結構響應和破壞模式，后續可依據此模型進一步開展抗侵徹規律的研究。

2 仿真結果與分析

2.1 裝甲抗侵徹能力隨傾角變化情況

目前，裝甲抗侵徹能力的表征主要是通過極限穿透速度大小。利用仿真得到破片在不同裝甲傾角侵徹復合裝甲時極限穿透速度的計算結果，因裝甲傾角變化時，裝甲防護面密度受到余弦因素的影響而變化，不能直接反映裝甲抗彈性能與斜侵徹的關系，故將裝甲傾角θ利用式(1)換算為裝甲的水平厚度，計算結果如表4和圖5所示。

表4 極限穿透速度數值計算結果Tab.4 Numerical calculation results of limit penetration velocity

Th=T/cosθ

(1)

圖5 極限穿透速度隨裝甲水平厚度變化曲線Fig.5 Curve of limit penetration speed with horizontal armor thickness

從表4和圖5可以直觀地看出，隨著裝甲傾角的增加，彈道極限先減小后增大；隨著裝甲傾角的進一步增加，破片的極限穿透速度增長速度減緩。說明陶瓷/鋼復合裝甲的抗破片侵徹能力在小傾角時變化較大，且存在一個“最易侵徹角”，在大傾角時，裝甲的傾角效應并不明顯。

為了更好地說明“最易侵徹角”存在的原因，通過仿真計算裝甲傾角在0°～20°之間，破片以1 500 m/s速度侵徹陶瓷/鋼復合裝甲時的剩余速度變化量，如圖6所示。

圖6 初速1 500 m/s時破片剩余速度Fig.6 The remaining speed of the chip at the initial speed of 1 500 m/s

由圖6可以看出，在小角度范圍內時破片剩余速度先增加后減小，在裝甲傾角為 14°左右時，破片剩余速度達到最大。分析不同侵徹角下破片速度和加速曲線可以看出(圖7)：在小傾角下，隨著裝甲傾角的增大，侵徹陶瓷層時破片速度變化不明顯，而在侵徹裝甲鋼時，破片傾角效應明顯，隨著裝甲傾角的增加，剩余速度先增大后減小，減速度先減小后增大。說明 “最易侵徹角”現象是在侵徹裝甲鋼時形成的，該現象主要是由于不同傾角侵徹時，裝甲失效模式和彈體運動穩定性不同而導致的，當裝甲傾角為14°時破片能夠以最平穩的姿態穿過靶體，此時破片由于姿態的改變而耗散的動能最少，這在半球形彈和平頭彈侵徹金屬材料中較為常見，而在卵形彈侵徹中表現并不明顯[14-17]。

2.2 不同裝甲傾角下破片后效威力規律分析

通過數值模擬計算裝甲在不同傾角下破片以1 000～1 500 m/s的速度侵徹陶瓷/鋼裝甲的后效威力，主要包括破片的剩余速度和剩余質量，結果分別如圖8和圖9所示。

圖8 不同裝甲傾角下破片侵徹陶瓷復合裝甲剩余速度Fig.8 Residual velocity of fragment penetrating ceramic composite armor under different armor inclination

從圖8可以看出：裝甲傾角一定時，隨著破片初速的增加，破片剩余速度呈線性增加趨勢；當破片初速一定時，隨著裝甲傾角的增加，破片剩余速度先增加后減小。此外，由于裝甲水平厚度增量隨傾角變化不斷增加，導致速度減少量不斷增加，如表5所示。

表5 破片速度變化量Tab.5 The change in fragment velocity

由圖9可知，裝甲傾角一定時，隨著破片初速的增加，破片剩余質量呈線性減少趨勢；當破片初速一定時，隨著裝甲傾角的增加，破片剩余質量先增加后減小，且由于裝甲水平厚度增量隨傾角變化不斷增加，導致剩余質量減少量不斷增加，如表6所示。

表6 破片質量變化量Tab.6 The change in fragment quality

隨著裝甲傾角的進一步增加，破片將發生跳飛現象。在中等彈速范圍內時，破片的臨界跳飛角隨破片速度的增加而增大，如圖10所示。

圖10 破片臨界跳飛角隨速度變化曲線Fig.10 A curve in which the critical jump angle of a fragment changes with speed

2.3 破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲能量損失規律

分析破片侵徹陶瓷/鋼復合裝甲的能量損失規律，以破片1 300 m/s初速正侵徹為例，分析破片在侵徹過程中的能量變化，如圖11所示；分析破片能量隨裝甲傾角的變化情況，如圖12所示。

圖11 初速1 300 m/s時破片正侵徹能量變化曲線Fig.11 The energy change curve of the fragment’s penetration at a muzzle velocity of 1 300 m/s

圖12 初速1 300 m/s時破片侵徹能量變化曲線Fig.12 Energy change curve of fragment oblique penetration at a muzzle velocity of 1 300 m/s

從圖11可以發現，對于破片侵徹相同厚度的陶瓷和鋼雙層復合裝甲過程中，陶瓷層吸收能量占總能量的60%左右，裝甲鋼層吸收能量大約占40%。這主要是由于陶瓷材料具有高硬度和高彈性模量特性，使得初始撞擊時破片將變鈍和破碎，此過程中破片部分能量被吸收；在侵蝕階段時，變鈍的破片受到陶瓷碎片的磨蝕作用，破片將由于侵蝕而耗能，從而導致破片在此過程中能量下降較快，這也說明陶瓷材料具有較好地防護性能。

從圖12可以看出，在侵徹陶瓷層時，不同傾角下破片能量差距較小，而在侵徹裝甲鋼層時，不同傾角下破片能量差距較大，說明在侵徹過程中，破片傾角效應在陶瓷材料中并不明顯，而在裝甲鋼材料層中較為明顯。

3 陶瓷/鋼復合裝甲抗大質量破片能力計算

為了對復合裝甲抗彈能力進行預測，本文利用文獻[18]提供的一種多組分復合裝甲混合律來初步預測復合裝甲的抗彈能力，該公式的通式如下[18]

Ri=∑NiLi

(2)

式中:Ri為復合裝甲抗彈能力(mm);Li為第i種材料的復合裝甲水平等重厚度(mm);Ni為第i種材料的防護系數。

由于該公式中采用了復合裝甲設計中常用的“水平等重厚度”，故使用方便。由于任何一種復合裝甲都是層狀裝甲，故在實際應用中，可以把復合裝甲的每一層看做一個組分，從前至后依次進行計算。該公式適用于任何一種多種材料、多種結構的復合裝甲。

一般計算復合裝甲抗侵徹性能分為4個步驟，本文以破片正侵徹陶瓷/鋼復合裝甲為例：

(1) 計算各材料層的水平等重厚度Li。

(3)

式中:ρi為第i層材料的密度(×103 kg/m3)；δi為第i層材料的垂直厚度(mm)；αt為裝甲的傾角(°)，填入表7中。

表7 陶瓷/鋼復合裝甲抗彈能力計算Tab.7 Calculation of ballistic resistance of ceramic/steel composite armor

(2) 確定各層裝甲材料防護系數值Ni。

防護系數Ni是標準均質裝甲鋼半無限靶面密度與特種裝甲材料面密度之比[19]

(4)

式中:Tb為標準彈種射擊標準均質裝甲鋼半無限靶時穿入深度；ρg為鋼密度7.85 g/cm3；Ti為特種裝甲被同一標準彈種射擊時的穿入深度。通過模擬試驗方法測定破片模擬彈初速960 m/s時各裝甲材料穿深(cm)，如圖13所示，并各層裝甲材料的防護系數計算結果填入表7中。

(3) 按式(5)依次計算每一層材料的抗彈能力Ri，填入表7中。

Ri=NiLi

(5)

(4) 計算復合裝甲總體抗彈能力

由式(2)將各層裝甲的抗彈能力值進行累加，得到復合裝甲的總體抗彈能力值，計算結果如表7所示。

由此得出陶瓷/鋼復合裝甲抗大質量破片的能力相當于18.5 mm的標準均質裝甲鋼，該裝甲面密度僅為普通裝甲鋼的74%，防護系數達到1.5。

此工程算法簡便實用，為復合裝甲研究工作提供了一種有效方法，但該公式沒有反映出裝甲結構配置、材料結構交互作用等因素對抗彈能力的影響。因此給出的結果是粗略的，可用于初步預測復合裝甲的抗彈能力。

4 結 論

本文開展了大質量破片侵徹某陶瓷/鋼復合裝甲的試驗和數值模擬研究，通過試驗驗證了仿真模型的正確性，然后利用數值模擬計算得到了破片在不同裝甲傾角下的極限穿透速度，以及初速和傾角對后效威力的影響，分析了侵徹過程中破片能量變化情況，并對其防護能力進行工程計算，可以得到以下結論：

(1) 破片極限穿透速度隨裝甲傾角的增加先減小后增大，在14°時極限穿透速度最小，裝甲存在一個“最易侵徹角”；破片后效威力(剩余速度和剩余質量)隨裝甲傾角增加先增加后減小，與破片初速基本呈線性變化；當裝甲傾角達到一定時，破片將發生跳飛現象，臨界跳飛角與破片初速呈線性正相關。

(2) 裝甲的抗侵徹能力在大傾角時變化明顯，主要是由于裝甲水平厚度增量的增加而引起的；在相同裝甲水平厚度時，小傾角下裝甲抗侵徹能力變化明顯。

(3) 對于破片侵徹同等厚度的陶瓷面板和裝甲鋼背板，破片在陶瓷層中耗能較大，達到總能量損失的60%左右，此外，陶瓷材料的傾角效應不明顯，裝甲鋼傾角效應較為明顯。

(4) 通過多組分復合裝甲混合律計算了陶瓷/鋼復合裝甲對破片的防護系數為1.5，且面密度僅為普通裝甲鋼的74%。