吳　桐，吳群彪，劉元衛(wèi)，吳　俊

（江蘇科技大學 機電與汽車工程學院，張家港 215600）

桿體垂直碰撞組合靶機理研究

吳桐，吳群彪，劉元衛(wèi)，吳俊

（江蘇科技大學 機電與汽車工程學院，張家港 215600）

為了提高靶體的抗侵徹能力（抗彈能力），通過對比分析單層靶和組合靶的抗侵徹效果，運用LS-DYNA對其三維結構造型進行有限元仿真分析，分析結果表明，“三明治”夾芯組合靶的抗侵徹能力優(yōu)于均質靶體。

組合靶；有限元分析；剩余速度；侵徹機理

0　引言

長期以來，科學家對彈靶撞擊現象一直保持高度關注。對彈和靶的早期研究主要集中在軍事武器領域，1971年，Wilkins等［1］提出陶瓷/金屬裝甲結構，為輕型陶瓷/金屬復合材料的應用及發(fā)展奠定了扎實的基礎。研究陶瓷復合裝甲的高速侵徹與穿甲，主要利用Alekseevskii-Tate模型來模擬侵徹陶瓷層，另外，也會利用周期結構或層間結構中應力波的傳播理論進行研究，或重點分析不同夾層的模型模擬。Zaera等［3］運用Alekseevskii-Tate方程研究長桿彈碰撞陶瓷靶的侵徹機理，并且利用Woodward［2］和den Reijer［4］模型分析內側金屬板的響應過程。Fellows等［5］在Woodward［2］和den Reijer［4］的工作基礎上，繼續(xù)分析陶瓷/金屬復合裝甲的撞擊問題。Lee和Yoo［6］對長桿彈碰撞陶瓷/金屬復合裝甲分別進行了數值模擬和實驗研究。本文采用ANSYS/ LS-DYNA（顯示動力學分析程序），建立合適的長桿彈侵徹單一均質鋼靶、均質陶瓷靶以及陶瓷/鋼組合靶板的有限元模型，重點仿真分析長桿彈侵徹不同靶板類型的過程及其抗彈機理。

1　桿體垂直侵徹靶體模擬仿真

1.1建模分析

為增強仿真結果的可見性，以及減小計算量，考慮到模型的對稱性，所以只建立四分之一模型。三維實體模型仿真網格劃分使用solid 164單元，彈與靶初始距離設置為0.5cm，彈體網格劃分，劃分單位為0.1cm，靶體與長桿彈直接作用區(qū)域網格加密，網格劃分單位為0.1cm，遠離長桿彈部分網格劃分單位為0.15cm。在對稱邊界面上施加對稱約束（X和Z方向約束），彈與靶板之間的接觸采用ESTS（面面接觸侵蝕算法），接觸靶板之間采用Auto ASTS（自動接觸算法），在靶板邊界處施加非反射邊界，單位采用cmgsμ--建模。計算時間為200μ s，每10μ s輸出一個結果數據文件。

1.2桿體垂直侵徹靶體材料參數

材料參數的選取和確定，對桿體垂直侵徹靶體的研究具有重要意義。同時，材料參數選取的不同，同樣會影響模擬仿真計算的結果。在本文碰撞沖擊侵徹的問題仿真模擬中，主要選用Johnson-Cook［7］材料模型。Johnson-Cook材料模型適用于大多數的金屬材料，一般用來表述大變形、高溫和高應變率的前提條件下的本構模型。

本文建立的有限元模型各部分參數如表2所示。

長桿彈材料選用鎢，彈體長度為8cm，彈體直徑為1cm，彈體初始侵徹速度定為1100m/s，屬性如表3所示。

單層靶材料選用45#鋼，經過測試，靶板邊長定為12cm（由于模型是四分之一模型，所以模型中的靶長為邊長的一半6cm），厚度為6cm。組合靶材料選用45#鋼-陶瓷-45#鋼，靶板邊長同樣定為12cm，厚度為6cm，層厚比（鋼:陶瓷:鋼）為1:2:1。

陶瓷材料沒有狀態(tài)方程，非金屬材料，因此陶瓷材料用johnson-holmquist-ceramics模型，用于描述脆性材料在高速侵徹條件下斷裂損傷的本構模型。

表1　MAT_JOHNSON_COOK相關參數

表2　材料鎢Johnson-Cook模型參數

表3　材料鋼Johnson-Cook模型參數

表4　材料陶瓷johnson-holmquist-ceramics模型參數

1.3不同靶體抗侵徹機理（如圖1～圖3所示）

圖1　長桿彈侵徹單層陶瓷靶過程（V=1100m/s）

圖2　長桿彈侵徹單層鋼靶過程 （V=1100m/s）

圖3　長桿彈侵徹陶瓷/鋼組合靶過程 （V=1100m/s）

1.3.1單一均質陶瓷、鋼靶的抗彈機理分析以及與組合靶抗彈效果與機理的分析比較

陶瓷材料脆性高，容易發(fā)生破壞。其主要破壞形式為非塑性脆斷，陶瓷材料的耗能機制［8］以及抗彈機理及和金屬區(qū)別很大。從長桿彈侵徹單層陶瓷靶的過程分析，彈剛剛著靶時在桿體和陶瓷的撞擊表面產生一層應力波，使桿體和陶瓷內部的壓應力迅速增加，陶瓷靶表面破碎而引起反向飛濺，并且使桿體頭部發(fā)生破壞變形，此時作用在桿體的應力大于桿體承受水平。在應力波作用下，長桿彈達到破壞極限發(fā)生塑性變形，陶瓷也開始產生環(huán)向和徑向裂紋，在環(huán)向力和徑向應力的作用下，形成陶瓷錐，進而桿體受到磨蝕越嚴重，產生的破壞就越大，從而消耗長桿彈動能，減小沖擊作用。

和陶瓷相比，均質鋼靶韌性有余但強度不夠，陶瓷抗彎強度高，硬度大，可以磨蝕桿彈，甚至阻滯桿彈。均質鋼靶雖然韌性比陶瓷要高很多，但是由于其強度和硬度不夠，對高速侵徹的長桿彈阻滯能力有限，長桿彈擊穿20mm均質鋼靶，桿體本身并無較大破壞變形，因此僅單一均質金屬鋼材料根本不能滿足裝甲防護需求，而陶瓷/鋼復合裝甲機動性好，抗侵徹能力強，可以有效防護裝甲。經過侵徹組合靶和均質鋼靶仿真過程，發(fā)現在均質鋼的質量比陶瓷/鋼組合靶質量高得多的情況下，其抗彈能力卻不如陶瓷/鋼組合靶，這主要是由它們不同的抗彈機理。

1.3.2長桿彈侵徹單一均質陶瓷靶、單一均質鋼靶、陶瓷/鋼組合靶的剩余速度變化情況

圖4　長桿彈侵徹單層陶瓷靶剩余速度

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為922m/s，速度減小178m/s。

圖5　長桿彈侵徹單層鋼靶剩余速度

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為883m/s，速度減小217m/s。

圖6　長桿彈侵徹組合靶剩余速度

【】【】

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為855m/s，速度減小245m/s。

對比長桿彈完成侵徹不同靶體后的剩余速度可以發(fā)現，長桿彈完成侵徹組合靶后的剩余速度比長桿彈完成侵徹單層鋼靶后的剩余速度減少28m/s，比長桿彈完成侵徹單層鋼陶瓷靶后的剩余速度減少67m/s，由此可以證明陶瓷/鋼組合靶的抗侵徹能力優(yōu)于單層鋼靶，優(yōu)于單層陶瓷靶。

2　結論

本文利用ANSYS/LS-DYNA建立長桿彈侵徹陶瓷/鋼組合靶板的有限元模型，通過平頭鎢桿垂直侵徹相同外形結構的單一均質陶瓷靶、單一均質半無限鋼靶和“三明治”夾芯（鋼-陶瓷-鋼）半無限組合靶的對比仿真，分析桿體侵徹組合靶的侵徹機理、侵徹過程，并對比其剩余速度，證明了陶瓷/鋼組合靶體具有優(yōu)良的抗侵徹能力（抗彈能力），對于桿體侵徹陶瓷/金屬復合靶板的研究具有非常重要的意義。

［1］ Wilkins M L， Landingham R L，Honodel C A.Fifth Progress Report of Light-armor Program［M］.Lawrence Livermore National Lab.，1971.

［2］ Woodward R L.A simple one-dimensional approach to modeling ceramic composite armor defeat.Int［J］.Impact Engng，1990，9（4）:455-474.

［3］ Zaera R，Sanchez-Galvez V.Analytical modeling of normal and oblique ballistic impact on ceramic/metal lightweight armours.Int［J］.Impact Engng，1998，21（3）:133-148.

［4］ den Reijer P C.Impact on ceramic faced armor［D］.Netherlands. Technical Uníversity of Delft，1991.

［5］ Fellows N A，Barton P C. Development of impact model for ceramicfaced semi-infinite armour［J］.Int Impact Engng，1999，22:793-811.

［6］ Lee M，Yoo Y H， Analysis of ceramic/ metal armour systerma［J］. Int Impact Engng， 2001，25:819-829.

［7］ DYNA keyword user’s L L S. manual， versio n 970［J］. Califomia， USA: LSTC，2003.

［8］ 申志強，蔣志剛，曾首義.陶瓷金屬復合靶板工程模型及耗能分析［J］.工程力學報，2008，25（9）:229-234.

Normal penetration mechanism of rod penetrator penetrating into composited target

WU Tong，WU Qun-biao，LIU Yuan-wei，WU Jun

E923.1

A

1009-0134（2016）09-0054-04

2016-07-20

江蘇省高校自然科學研究面上項目（16KJD130001）

吳桐（1993 -），男，江蘇徐州人，本科生，研究方向為機械設計制造及自動化。