穿甲彈斜侵徹鈦合金靶板試驗與數值模擬研究

李 釗, 孫旭光, 周中鋒

(1.中國北方車輛研究所 系統總體技術部,北京 100072;2.江麓機電集團有限公司 產品研究院,湖南 湘潭 411100)

裝甲防護材料應具備高硬度、高強度、高韌性、低密度和低成本的要求[1-2]。與傳統裝甲鋼、裝甲鋁合金等金屬防護材料相比,鈦合金材料密度不到裝甲鋼的60%,但強度與均質裝甲鋼相當甚至更高;鈦合金韌性優于多數鋁合金,且具有抗腐蝕能力強、磁性低、抗高低溫等優異的綜合性能,是極具潛力的新一代輕質裝甲防護材料[3]。目前,鈦合金裝甲防護材料已逐步被應用于裝甲車輛的結構防護上,有效減低了裝備重量,提升了裝備的機動能力。

為更精準評估鈦合金裝甲的防護能力,特別是抗彈性能,國內外學者從彈道試驗、侵徹機理及數值模擬等各方面開展了深入研究。Lee等[4]以均質裝甲鋼(RHA)的質量防護系數為基準評估了Ti6Al4V鈦合金的抗彈性能,結果表明:等軸組織和雙態組織的 Ti6Al4V 鈦合金靶板的穿甲防護系數分別約為1.23和1.44。李明兵等[5]采用底推式105 mm穿甲模擬彈測試雙態組織TC32鈦合金靶板的抗彈性能并評估其穿甲防護系數約為1.91-1.93。Sukumar 等[6]對比開展了7.62 mm穿燃彈沖擊β-CEZ 和Ti6Al4V鈦合金靶板的彈道試驗,評估了不同鈦合金靶板的抗彈性能和破壞機理,發現強度、硬度更高的β-CEZ鈦合金并未展現出顯著的抗彈優勢。Me-Bar等[7]進行了一系列7.62 mm穿燃彈侵徹鈦合金靶板的實彈試驗,給出了彈體正侵徹鈦合金薄靶的階段劃分,分析不同鈦合金厚度靶體的失效機制。苗成等[8]開展了鈦合金靶板抗12.7 mm穿甲燃燒彈厚度效應的試驗研究,發現鈦合金靶板抗小口徑槍彈(12.7 mm穿燃彈)時板厚在10～30 mm間厚度效應呈正效應。這與鄭超等[9]通過實彈試驗發現厚度對Ti6Al4V鈦合金抗彈性能的影響為正效應的規律一致。Bartus[10]使用7.62 mm穿甲彈和12.7 mm破片模擬彈侵徹不同熱處理下13.9 mm厚Ti-5553鈦合金靶板,探究了熱處理工藝對靶板失效模式和極限貫穿速度的影響。郝芳等[11]通過聚類全局優化方法探究了近型鈦合金的本構模型與失效模型,據此開展的正侵徹鈦合金靶板數值仿真與試驗結果吻合較好。魏剛等[12]和惠旭龍等[13]通過有限元軟件探究了鈦合金薄板的抗沖擊失效特性。經驗證,其數值結果均能較好預測彈體的彈道性能和靶板的失效模式。可見,數值仿真能夠較好地模擬彈體侵徹過程并探究彈靶作用規律,是一種重要的研究手段。但現階段對鈦合金材料抗彈性能的基礎性研究工作較少,特別是關于鈦合金的抗彈效應及其規律尚未取得系統認知和量化結果。

綜上所述,開展鈦合金材料抗彈性能研究很有必要。與傳統裝甲鋼、裝甲鋁等金屬防護材料相比,現有文獻中介紹鈦合金材料抗彈性能試驗研究和數據仍較少,且相關試驗主要集中在正侵徹工況,對裝甲車輛防護設計過程中極為關注的跳飛角度等涉及斜侵徹的工況研究較為匱乏。考慮到7.62 mm制式彈是一種對裝甲車輛威脅較大的中小口徑動能穿甲彈,本文開展了7.62 mm穿甲彈斜侵徹國標TC4(Ti6Al4V)鈦合金靶板的試驗研究,獲取了彈體侵徹不同厚度鈦合金靶板的跳飛角度。同時,利用有限元軟件LS-DYNA建立了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶體的數值仿真模型,結合試驗結果驗證了模型的有效性,進而系統研究了靶板傾角與靶板厚度等因素對鈦合金靶板抗彈能力的影響規律。所得結果可為裝甲車輛防護材料的設計與制造提供參考。

1 彈道沖擊試驗

1.1 試驗布置

TC4(Ti6Al4V)鈦合金擁有優異綜合性能,是一種應用廣泛的鈦合金材料,靶板選用TC4鈦合金。侵徹體選用國產7.62 mm穿甲燃燒彈,其彈頭主要包括彈頭殼、鉛套、鋼芯和燃燒劑等,彈頭總長度約37.21～37.88 mm,質量約10.45 g。堅硬的鋼芯為經過機加工和熱處理的冷拉圓鋼,在穿甲過程中起關鍵作用,其直徑為6.0 mm、長度為27.0 mm[14]。采用Solidworks軟件開展彈頭建模,彈頭的外觀形貌和結構尺寸示意圖,如圖1所示。

圖1 彈體形貌與尺寸示意圖(mm)

采用彈道槍加載穿甲彈,彈道槍槍口距離鈦合金靶板100 m,在靠近靶體一側使用激光測速儀確定入射子彈的初始撞擊速度。定義子彈的入射方向與靶板法向的夾角 為靶板的傾斜角度。通過螺栓將鈦合金靶板固定在可調整預期的撞擊點的鋼制框架上,以便在同一斜置角度下完成多發彈體沖擊試驗。此外,可通過更換不同放置角度的鋼制框架完成多種斜置角度的彈體沖擊試驗。為獲取鈦合金靶板極限跳飛角度,設計布置多種傾斜角度的鈦合金靶板進行彈道沖擊試驗。試驗的布置如圖2所示。

圖2 彈道沖擊試驗布置示意圖

1.2 試驗方案

(a) 6.0 mm靶板試驗后形貌

最終得到不同厚度鈦合金靶板的極限跳飛角度,具體數據如表1所示。

2 彈體斜侵徹數值模型建立與偏轉規律分析

2.1 有限元模型建立與參數選取

本文使用LS-DYNA商用有限元軟件開展了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶體的數值模擬研究。數值模擬采用Lagrange算法,網格采用Solid 164八節點六面體三維實體單元。由于真實彈頭外形較為復雜,在保證鋼芯尺寸和彈頭整體質量精確的前提下,對彈體模型進行了適度簡化并略去了燃燒劑的影響,僅考慮彈體動能侵徹作用。參考彈道試驗及相關規范,設定彈體模型的初始速度v0=808.0 m/s。此外,由于鋼芯強度大,在穿甲過程中起主要作用[15-16],因此以0.3 mm×0.3 mm×0.3 mm的網格尺寸進行均勻化網格劃分。根據對侵徹試驗結果的觀察,靶體僅在彈體撞擊點附近形成較大的局部變形,整體變形較小,因此將原本長500 mm、寬500 mm的鈦合金靶板簡化為直徑200 mm的鈦合金圓板,四周采用無反射邊界的約束固定。對鈦合金靶板進行過渡化網格劃分,即中心區域網格劃分較密集(網格尺寸為0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm)以保證求解精度,而遠端網格劃分較為稀疏。為盡量減小計算工作量、節約計算成本,根據彈靶的幾何對稱性并忽略彈體侵徹過程中的旋轉來建立1/2模型,在1/2模型的對稱面上設置對稱約束條件。具體彈靶模型如圖4所示。

根據文獻[14]可知,7.62 mm制式穿甲燃燒彈的鋼芯為冷拉處理的低碳鋼、彈頭殼材質為覆銅鋼、鉛套材質為鉛銻合金。在彈體侵徹靶板的數值仿真過程中,材料模型及參數的選取會對其結果的合理性和準確性產生重大影響。但考慮到制式彈部分材料測試困難,本文采用已被國內外同行驗證的彈靶材料參數[17-21]來完成彈體斜侵徹鈦合金靶板的數值模擬。算例中所有金屬材料(包括鈦合金靶體)均采用Johnson-Cook材料模型。該模型同時考慮了金屬靶體的應變硬化、應變率硬化和熱軟化效應,物理意義明確,參數較易獲取。其表達式為[22-23]

(1)

其損傷破壞模型的表達式為

εf=

(2)

式中:εf為等效失效應變;D1～D5為失效參數;σ*=p/σeff為應力三軸度,其中,p為壓力,σeff為有效應力。

此外,數值仿真中金屬材料的高壓物態采用Gruneisen狀態方程[24]來描述,其具體表達式為

(γ0+aμ)E0

(3)

式中:Cv為聲速;壓縮比μ=ρ/ρ0-1;S1、S2和S3為擬合參數;γ0為Gruneisen系數,α為對γ0的一階體積修正;E0為材料的比內能。

表2和表3詳細列出了數值仿真算例所用到的所有彈靶材料參數。

表2 彈靶材料J-C模型參數

2.2 數值模擬結果的驗證分析

利用2.1節給出的彈靶材料參數開展動能彈斜侵徹鈦合金靶體數值模擬。選定特定厚度的鈦合金靶板,從0°入射角(垂直正侵徹)開始,以15°或10°為增量持續改變靶板放置角度來完成一系列彈體斜侵徹數值模擬。當靶板放置角度足夠大,參考彈道試驗極限跳飛角及前一次的仿真結果,逐步降低靶板放置的角度增量至1°。直至彈體無法擊穿靶板,最終獲取不同厚度靶板的極限跳飛角度。四種厚度靶板不同放置角度的典型侵徹結果,如圖5所示。

(a) 6.0 mm鈦合金靶板

從圖5可知,正侵徹工況下,初速為808.0 m/s的穿甲彈可正侵徹貫穿6.0～12.0 mm這四種不同厚度的鈦合金靶板。而斜侵徹工況下,彈體侵徹這四種厚度鈦合金靶板的經歷有相似之處:當靶板傾角較小時,彈體可直接斜貫穿靶板。且彈體侵徹前后與靶體法向夾角的變化,即姿態變化角δ,也較小。具體來說,彈體在接觸靶板后由于受力不均發生偏轉,隨后可在靶板中經歷一段姿態變化角變化不大的穩定侵徹階段,如圖6(a)所示;增大靶板的傾斜角度,彈體的姿態變化角也逐漸增大。由于靶板傾斜角度的增大,彈體的有效侵徹距離也相應增加。特別是彈頭尖端已經侵入靶體之后,彈體受到靶體給予的垂直運動軌跡線的分力Ft和沿著運動軌跡線的分力Fn。分力Fn降低了彈體初始運動軌跡上的速度,而分力Ft會持續改變彈體的運動方向,從而導致彈體會逐漸嵌入靶板或發生側滑移的現象,如圖6(b)所示。繼續增大靶板的斜置角度,彈體最終會發生跳飛現象,如圖6(c)所示。此外,隨著靶體傾角的增加,侵徹后的剩余彈芯侵蝕情況也由尖端質量侵蝕逐漸變為斜側方塑性變形。

(a)

參考裝甲車輛裝甲板常見傾斜角度,選擇30°傾斜角的6 mm鈦合金靶體進行數值模擬仿真,記錄穿甲彈的對其斜侵徹的全過程。在彈芯質心處建立笛卡爾坐標,以初始入射方向為X方向,選取彈芯頭尾兩處Z方向如圖7所示。彈體貫穿靶板的過程基本可以分為四個階段:彈體未接觸靶板前沿X方向水平運動,Z方向分量為零。當彈頭尖端接觸靶板但尚未穿透靶板時,彈頭頭部受到靶板給予的Z方向作用力導致彈體繞質心旋轉。使得彈頭尖端與尾端原本為零的Z方向速度分量發生了變化:尖端具有Z軸正向的速度分量而尾端具有Z軸負向的速度分量;當彈頭尖端貫穿靶板但彈尖仍處于靶板之中時,由于受力面積的不對稱,彈頭前段受到靶體向下的作用力,導致彈頭尖端Z方向速度分量呈下降趨勢但彈頭尾端反之;當彈頭前段已經穿過靶板背面,仍處靶板內的彈身部分僅受彈頭殼與鉛套的較小作用力,故彈頭尖端和尾端Z方向速度分量能夠保持一段相對平緩的平臺期;當彈頭絕大部分已貫穿靶體,僅彈頭尾端受到靶體向下的作用力。導致彈頭尖端Z方向速度分量開始上升。隨著彈頭離開靶體,彈頭的尾端和尖端的Z方向速度分量略有震蕩,但彈頭整體姿態變化不大并趨于穩定。

圖7 6.0 mm靶板30°傾角工況下彈芯不同部位Z方向速度

最后,統計6.0 mm、8.0 mm、10.0 mm、12.0 mm四種厚度鈦合金靶體的斜侵徹數值模擬結果,得到四種靶板的極限跳飛角度分別為64°、54°、 46°和38°。數值模擬結果與試驗結果趨勢一致:靶板的極限跳飛角度隨靶板厚度的增加而降低。從試驗結果來看,靶板的極限跳飛角度與厚度并非呈現完美的線性關系,但數值仿真結果并不明顯。數值仿真結果與試驗結果的對比分析,并以試驗結果為被測值標注了兩者的相對誤差,如圖8所示。從圖8可知:相對誤差最大為18.7%,最小在-3.0%。且靶板較薄時兩者誤差較小,而靶板較厚時兩者誤差更大,最大誤差出現在7.62 mm穿甲彈斜侵徹12.0 mm厚靶的結果中。其主要原因在于彈體斜侵徹金屬靶的過程和機理較為復雜。對于斜侵徹厚靶來說,隨著靶板傾角逐漸接近極限跳飛角度時,可變形彈體在經歷侵入初始階段的偏轉并不會沿直線進入穩定侵徹階段,而是在靶板中持續改變方向且彈頭尖端產生嚴重的不對稱塑性變形。數值仿真過程中將發生嚴重塑性應變的單元網格進行刪除以保證計算的穩定性,但會造成一定程度的計算精度下降。

圖8 仿真結果與試驗結果的對比分析

通過上述分析可知,本文開展的7.62 mm穿甲彈斜侵徹不同厚度鈦合金靶板的數值模擬結果能夠較好地對應彈道試驗結果,說明采用的材料參數、建立的數值仿真模型及仿真數據結果是較為可靠的,能夠對7.62 mm穿甲彈斜侵徹鈦合金靶板進行模擬和預測分析。

2.3 鈦合金靶板傾角效應和厚度效應分析

在彈體初始質量和初始著靶條件一定的情況下,獲取更優異的彈體侵徹性能是極為關鍵的。根據工程經驗及相關研究[25-26],彈體傾斜侵徹靶體的侵徹性能與彈靶材料參數、彈體結構、彈體初始撞擊速度、彈體入射傾角、靶體厚度等因素息息相關。本章節保持各工況條件一致,只研究入射傾角/靶體厚度對鈦合金靶體抗彈性能的影響規律。

根據前文假定,彈體斜侵徹靶體時不發生繞入射方向的轉動,即忽略彈體章動。通過上一章的分析可知,與彈體正侵徹靶板的工況不同,靶體給予傾斜入射彈體的阻力是不對稱的,會產生復雜的傾角效應。鑒于開展的彈道試驗滿足H/d≥1,認為本文探究問題屬于中厚靶撞擊問題[27]。Chen等[28]分析了剛性彈斜穿甲金屬厚靶問題,給出了細長尖頭彈斜穿甲韌性金屬靶板后的彈體剩余速度vr及偏轉角度δ,表達式如下

(4)

式中,χ=H/d,N為Chen等定義的幾何函數[29]。其余參數的具體表達式可參考文獻[28]。

(5)

為進一步研究彈體入射角對侵徹鈦合金靶板彈道的影響,獲得靶體傾角對抗彈性能的影響規律。統計了彈體斜侵徹鈦合金靶板后的彈體剩余速度、彈體穩定斜侵徹鈦合金靶板后姿態變化角與靶板傾角的變化關系,并與Chen等[29]的理論模型進行對比分析,如圖9所示。

(a) 剩余速度

從圖9(a)可知,本文數值仿真結果與Chen理論結果的變化趨勢是一致的:隨著靶板傾角的增大,彈體侵徹不同厚度靶板后的剩余速度均呈降低趨勢;但兩者并非呈線性關系,當靶板傾角增大到某一值,彈體穿甲后的剩余速度會急劇下降。此外,本文數值仿真所得彈體剩余速度均高于Chen等理論計算結果,一方面是由于理論分析中將鈦合金靶板假定為理想彈塑性體,未計及高速侵徹過程中靶體的熱軟化效應;另一方面,理論分析得到的初始階段轉角普遍大于數值仿真,導致理論分析中彈體的初始階段耗能及穩定侵徹階段的侵徹距離均增大。特別是在較大靶板傾角的工況下,理論計算結果較數值仿真結果更低(見圖9(b))。

當靶板傾角接近極限跳飛角度時,可變形彈體在彈尖完全侵入靶板后依然會持續改變運動方向,幾乎不存在穩定侵徹階段,最終逐漸嵌入靶板或發生側滑移現象,其斜侵徹機理與較小靶板傾角的工況有了較大不同。參考文獻[28]中的理論假定和本文數值仿真結果,在圖9(b)中繪制了彈體侵入不同厚度靶板后仍可基本保持穩定侵徹狀態的數據點與理論結果的對比。發現數值仿真結果與理論結果的變化趨勢基本一致:隨著靶板傾斜角度的增大,彈體穿甲后的姿態變化角呈增加的趨勢,但數值仿真結果一般較理論結果偏低。此外,當靶板傾角較小時,出現彈體姿態變化角為負值的情況,但上述情況在不同厚度靶板中表現略有不同,更厚的靶板只有在靶板傾角很小時才會出現彈體姿態變化角為負值的情況,而薄靶則會在較大范圍內出現彈體姿態變化角為負值的情況。Chen等在理論分析中認為剛性彈體的姿態變化角與臨界跳飛角度均對靶板厚度不敏感。但數值仿真結果表明:可變形彈體姿態變化角與靶板厚度有關系,隨著靶板厚度的增加,相同靶板傾角時彈體的姿態變化角基本呈上升趨勢;彈體的臨界跳飛角度隨著靶板厚度的增加而呈下降趨勢。主要原因可能是可變形彈體在斜侵徹過程彈頭發生鈍化且受力不均勻有關,本文數值仿真結果與真實試驗現象更相符。

3 結 論

本文針對7.62 mm穿甲彈斜侵徹不同厚度鈦合金靶板開展了彈道試驗及數值模擬研究。通過彈道試驗獲取了不同厚度鈦合金靶板的極限跳飛角度。建立了穿甲彈斜侵徹鈦合金靶板的靶數值仿真模型,并通過與試驗結果的對比,驗證模型的有效性。隨后分析了斜侵徹過程中鈦合金靶板的傾角效應和厚度效應,發現隨著靶板傾角的增大,7.62 mm穿甲彈的侵徹威力呈下降趨勢,主要體現在彈體貫穿剩余速度不斷下降;此外,隨著靶板厚度的增大,鈦合金靶板的防護性能逐漸提升,主要表現在相同靶板傾角工況下彈體貫穿后剩余速度隨靶板厚度增大而降低,靶板的極限跳飛角度也隨靶板厚度增大而降低。