王曉東， 徐永杰，2， 董方棟，3， 王昊，3， 鄭娜娜

(1.中北大學(xué) 機(jī)電工程學(xué)院， 山西 太原 030051； 2.重慶紅宇精密工業(yè)集團(tuán)有限公司， 重慶 402760；3.瞬態(tài)沖擊技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗室， 北京 102202；4.陸軍裝備部駐北京地區(qū)軍事代表局駐長治地區(qū)軍事代表室， 山西 長治 046000)

0 引言

隨著現(xiàn)代戰(zhàn)爭對人員及裝備生存能力要求的日益提高，抵抗子彈、彈片等侵徹體的防護(hù)裝備的需求日漸凸顯，促進(jìn)了各型復(fù)合裝甲材料與結(jié)構(gòu)的不斷發(fā)展。

陶瓷材料具有高硬度、高抗壓強(qiáng)度、低密度等特性，在裝甲設(shè)計領(lǐng)域備受關(guān)注。劉迪等、包闊等通過實(shí)驗和數(shù)值模擬分析了帶有陶瓷的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)防護(hù)步槍彈的過程，并討論了靶板結(jié)構(gòu)、背板材料及其厚度對抗侵徹性能的影響。復(fù)合裝甲的背板材料及其性能對抗侵徹性能存在影響。余毅磊等分析了超高分子量聚乙烯(UHMWPE)纖維背板鋪層角度對陶瓷/纖維復(fù)合裝甲抗侵徹性能的影響，并對彈芯、陶瓷面板及纖維背板的破壞失效模式進(jìn)行了分析。孫素杰等、Batra等、鄒有純等分析了陶瓷與背板的材料對抗侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)當(dāng)陶瓷與背板間波阻抗差值減小時，可以增強(qiáng)裝甲結(jié)構(gòu)的能量吸收能力，進(jìn)而提高裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能。復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)組成對抗侵徹性能存在影響。劉潤華等通過數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)陶瓷/鋼無間隔時抗侵徹性能更好。張林等、高華等、任文科等通過實(shí)驗研究及數(shù)值模擬發(fā)現(xiàn)前置陶瓷板可以降低作為背板材料芳綸的剪切破壞程度，當(dāng)采用金屬作為芳綸的支撐板時，有助于增加彈丸的侵徹阻力；芳綸位于陶瓷板及金屬之間，有助于緩解二次沖擊對陶瓷的損傷。采用纖維材料約束陶瓷，可使彈丸作用時間更長、陶瓷粉末更細(xì)、吸收能量更多，在提高抗侵徹性能的同時，還可使復(fù)合裝甲具備一定的抗重復(fù)打擊能力。復(fù)合裝甲各材料的厚度對抗侵徹性能存在影響。肖文瑩等通過數(shù)值模擬預(yù)測與實(shí)驗驗證相結(jié)合，對BC/UHMWPE復(fù)合材料靶板的5種結(jié)構(gòu)進(jìn)行抗侵徹性能仿真預(yù)測，發(fā)現(xiàn)當(dāng)BC陶瓷與UHMWPE復(fù)合材料厚度比為4∶10時抗彈性能最佳。復(fù)合裝甲中陶瓷的封裝形式對抗侵徹性能存在影響。孫啟添等、孫昕等結(jié)合實(shí)驗數(shù)據(jù)和數(shù)值模擬研究發(fā)現(xiàn)，封裝陶瓷的形狀及金屬框架的存在影響了結(jié)構(gòu)的吸能方式和破壞模式，進(jìn)而影響了結(jié)構(gòu)整體的抗侵徹性能。蔣志剛等、Russell等和Wadley等通過實(shí)驗對陶瓷進(jìn)行約束，可以改善裝甲結(jié)構(gòu)的破壞程度，有助于提高抗彈能力。Guo等通過實(shí)驗與數(shù)值模擬，分析了Kevlar-29復(fù)合材料覆蓋陶瓷/復(fù)合材料裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹行為，發(fā)現(xiàn)覆蓋層自身的能量耗散及其對陶瓷斷裂過程的影響有利于提高結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能，且增強(qiáng)界面間的粘結(jié)強(qiáng)度有利于增加耗能。數(shù)值模擬材料的本構(gòu)模型對結(jié)果存在影響。Shokrieh等、Burger等通過討論及比較數(shù)值預(yù)測與實(shí)驗結(jié)果的損傷形狀、程度與穿透速度的差別，發(fā)現(xiàn)在考慮到陶瓷材料的本構(gòu)模型及復(fù)合材料在不同應(yīng)變率下的力學(xué)特性時數(shù)值模擬結(jié)果將更加可靠。

為探究Kevlar與AlO陶瓷的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，對抗侵徹性能的影響，本文通過AUTODYN軟件對平頭彈丸以不同速度侵徹復(fù)合裝甲的過程進(jìn)行數(shù)值模擬，并與相同情況下彈丸侵徹同等面密度的4340鋼的靶后速度、吸收動能情況做進(jìn)行對比分析。

1 仿真模型的建立

1.1 計算模型與材料參數(shù)

目前廣泛用于抗侵徹的材料主要有金屬、陶瓷以及纖維復(fù)合材料三大類。對于金屬材料，在侵徹下的變形過程及力學(xué)機(jī)理相較于陶瓷以及纖維復(fù)合材料有較為深入的研究與分析，抗侵徹機(jī)理及性能目前已有較為明確的結(jié)論與準(zhǔn)則；對于陶瓷材料，其雖不具有金屬材料的韌性和強(qiáng)度，但陶瓷因其在硬度和密度方面的獨(dú)到優(yōu)勢，也被廣泛應(yīng)用為抗侵徹材料；對于纖維復(fù)合材料，因其在比強(qiáng)度上的巨大優(yōu)勢，至今一直是非常重要的一類工程材料，近幾年來，隨著新型纖維的不斷開發(fā)，復(fù)合材料強(qiáng)度不斷提升，在抗侵徹領(lǐng)域也表現(xiàn)出了巨大的應(yīng)用潛能。

包裹陶瓷面板的材料為Kevlar-129，狀態(tài)方程為Puff，強(qiáng)度模型為von Mises，失效及侵蝕均為Plastic Strain，具體參數(shù)如表1所示。

表1 Kevlar-129纖維復(fù)合材料參數(shù)Table 1 Meterial parameters of Kevlar-129

其余材料均來自AUTODYN材料庫，AlO陶瓷面板材料采用Johnson-Holmquist(JH-2)模型描述，主要材料參數(shù)如表2所示，以及鋼質(zhì)背板的材料4340鋼主要材料如表3所示。

表2 Al2O3陶瓷材料參數(shù)Table 2 Material parameters of Al2O3 ceramic material

表3 4340鋼材料參數(shù)Table 3 Material parameters of steel 4340

凱夫拉(Kevlar)包覆陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 彈丸侵徹Kevlar包覆陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of a projectile penetrating a Kevlar and ceramics composite structure

圖1中，為復(fù)合裝甲長度，=100 mm；為復(fù)合裝甲塊厚度，=10 mm；為陶瓷面板厚度，=6 mm；為鋼質(zhì)背板厚度，=2 mm；陶瓷面板被厚度為1 mm的Kevlar材料包裹，侵徹體為圓柱平頭彈丸，長度為24 mm，半徑為3 mm，材料為4340鋼，各層材料之間使用AUTODYN軟件功能Joins連接。

1.2 復(fù)合裝甲工況設(shè)計

對復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)參數(shù)及平頭彈丸的速度進(jìn)行調(diào)整，對侵徹過程進(jìn)行數(shù)值模擬，工況如表4所示。

表4 工況設(shè)計表Table 4 Project

2 仿真結(jié)果與分析

2.1 侵徹過程分析

以1 200 m/s的彈丸侵徹各裝甲結(jié)構(gòu)為例，對比不同結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲及等面密度鋼裝甲的抗侵徹過程，分析各材料與結(jié)構(gòu)抵抗侵徹的能力。

對于A組的K/A/K/S結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲，侵徹體首先經(jīng)過短暫飛行，在0.8 μs接觸到外側(cè)的Kevlar包裹層，在0.8～1.5 μs侵徹體不斷壓縮外側(cè)Kevlar層，并在此過程中頭部鐓粗，速度下降至1 170 m/s左右；在1.5～11 μs，侵徹體與陶瓷材料相互作用，侵徹體頭部呈花瓣裝剝落，速度降低至950 m/s左右，在此過程中陶瓷碎裂后抗侵徹能力下降，由于Kevlar包裹層與鋼質(zhì)背板的作用，限制了陶瓷的飛散使其繼續(xù)能夠?qū)η謴伢w作用；在15～16 μs，侵徹體穿透Kevlar包裹層內(nèi)側(cè)，速度由950 m/s下降至920 m/s；此后至27 μs，主要為侵徹體對鋼質(zhì)背板的侵徹，速度下降至815 m/s左右。

對于B組的鋼裝甲，在侵徹過程中首先在鋼靶開坑，此時消耗的動能最大，速度下降最快，在此之后進(jìn)入穩(wěn)定侵徹階段，此時速度下降趨勢依舊明顯，最后進(jìn)入到貫穿階段，靶板材料受到嚴(yán)重侵蝕，對動能的吸收能力不斷下降，此時侵徹體速度降低趨勢明顯放緩，直至侵徹體完全貫穿靶板。

對于C組的A/K/S結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲，侵徹體最先侵徹陶瓷面板，此時速度下降最為明顯，隨著侵徹體穿透陶瓷材料，此時彈丸開始侵徹Kevlar層與鋼質(zhì)背板，侵徹體的速度下降趨勢逐漸放緩，背板的材料與結(jié)構(gòu)影響到裝甲的抗侵徹能力。

對于D組的K/A/S背板結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲，侵徹過程接近于A組，在侵徹貫穿靶板的最后階段，由于 D組僅有鋼背板，速度下降的趨勢更明顯。

2.2 侵徹體速度變化

侵徹體速度變化曲線如圖2～圖4所示。

圖2 1 200 m/s侵徹體速度變化Fig.2 Velocity change for a projectile penetrating at 1 200 m/s

圖3 1 000 m/s侵徹體速度變化Fig.3 Velocity change for a projectile penetrating at 1 000 m/s

圖4 800 m/s侵徹體速度變化Fig.4 Velocity change for a projectile penetrating at 800 m/s

根據(jù)彈丸以不同速度侵徹各裝甲結(jié)構(gòu)的速度變化圖，在彈丸侵徹速度為1 200 m/s時，侵徹體在穿透鋼裝甲后速度最高，其次為C組結(jié)構(gòu)，A組及 D組結(jié)構(gòu)的剩余速度相當(dāng)且為最低；在彈丸侵徹速度為1 000 m/s時，對鋼裝甲的穿透速度依舊為最高，A組穿透速度低于B組及D組，但此時C組結(jié)構(gòu)的剩余速度為最低，而在彈丸侵徹速度為800 m/s時，C組結(jié)構(gòu)的侵徹體穿透速度為最低。根據(jù)以上分析可知，A組結(jié)構(gòu)對速度較高的侵徹體時有較好的防護(hù)效果，而C組結(jié)構(gòu)在抵抗速度較低的侵徹體時有更好的防護(hù)效果。

2.3 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)對靶后速度影響

彈丸的侵徹速度與殘余速度的變化曲線如圖5所示。

圖5 侵徹速度與殘余速度曲線Fig.5 Curves of penetration velocity and residual velocity

在仿真模擬中，彈丸在500 m/s及以下速度均未穿透復(fù)合裝甲及等面密度鋼裝甲，隨著侵徹體速度的提高，D組結(jié)構(gòu)的復(fù)合裝甲最先被穿透，此時侵徹體速度約為500 m/s；彈丸的速度繼續(xù)提升，接下來為A結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲被穿透，彈丸速度約為700 m/s；此后彈丸速度進(jìn)一步提升，B組結(jié)構(gòu)及C組結(jié)構(gòu)被穿透，侵徹體速度約為750 m/s。

觀察侵徹速度與殘余速度的變化趨勢，對于 B組的鋼裝甲，在彈丸侵徹速度在850 m/s以上時，殘余速度均高于其他3組的復(fù)合裝甲，在850 m/s以下時優(yōu)于D組復(fù)合裝甲，在800 m/s以下時優(yōu)于 A組復(fù)合裝甲；對于A、C、D 3組復(fù)合裝甲，在1 050 m/s以上時殘余速度區(qū)別并不明顯，但A組存在微弱優(yōu)勢，在1 050 m/s以下時D組侵徹體的殘余速度最高，A組其次，C組侵徹體的殘余速度最低。

2.4 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)對侵徹體動能影響

不同結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲與等面密度鋼裝甲對侵徹體動能的吸收量如圖6所示。

圖6 對侵徹體動能吸收量圖Fig.6 Kinetic energy absorption of the projectile

由圖6中數(shù)據(jù)可以直觀分析出，C組結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲吸收侵徹體動能的總量高于其他3組的平均水平，隨著侵徹體速度的降低，C組對侵徹體吸收的動能量逐漸高于其他3種結(jié)構(gòu)裝甲，A組結(jié)構(gòu)對 1 200 m/s 侵徹體動能的吸收量高于其他3組，但隨侵徹速度的降低吸收動能越來越低，而D組結(jié)構(gòu)則在復(fù)合裝甲中吸收動能最少。

不同結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲中各材料的能量變化趨勢如圖7～圖9所示。由圖7～圖9可見：在A組及D組中，Kevlar材料被置于裝甲表面，侵徹初期能量在短時間內(nèi)出現(xiàn)峰值，而C組則因為Kevlar材料全部作為夾層能量曲線無較大波動；A組中除表面的Kevlar層外還存在Kevlar夾層，使其在侵徹過程中得以繼續(xù)吸收侵徹體動能；D組在侵徹體穿透表面的Kevlar層后，不再直接吸收侵徹體的動能，因此在此之后能量無較大變化；C組的Kevlar材料均被置于夾層中，其能量變化趨勢保持緩慢增長。同時各材料能量曲線波動的原因，主要在于靶板各材料之間的相互作用，以及材料的破壞與失效。

圖7 A組各材料能量曲線(侵徹速度1 200 m/s)Fig.7 Energy curves of group A materials (penetration speed at 1 200 m/s)

圖8 C組各材料能量曲線(侵徹速度1 200 m/s)Fig.8 Energy curves of group C materials (penetration speed at 1 200 m/s)

圖9 D組各材料能量曲線(侵徹速度1 200 m/s)Fig.9 Energy curves of group D materials (penetration speed at 1 200 m/s)

綜合來看，不同結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲中各材料能量變化的趨勢大致相同，由于結(jié)構(gòu)變化導(dǎo)致侵徹體接觸材料的時間不同，能量曲線存在時間上的偏移，但在各材料能量曲線的穩(wěn)定值存在區(qū)別，在A組的Kevlar包覆陶瓷結(jié)構(gòu)中，Kevlar與鋼背板均能有效吸收侵徹體動能，此結(jié)構(gòu)對侵徹體的動能吸收情況更優(yōu)。

2.5 復(fù)合裝甲防護(hù)性能分析

在降低侵徹體速度的方面，各結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲在抵抗高速侵徹體時均表現(xiàn)良好，當(dāng)侵徹體速度逐漸下降至800 m/s及以下時，D組結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲性能最差，A組與C組均表現(xiàn)良好。

在吸收侵徹體動能的方面，各結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲均相較于鋼裝甲有更高的動能吸收量，但在800 m/s時僅有C組結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲的吸能能力最好，唯一超過了鋼裝甲的吸能能力。在3組復(fù)合裝甲中由于結(jié)構(gòu)的不同，導(dǎo)致各材料的吸能能力有所不同，C組中Kevlar吸能水平最優(yōu)，D組中鋼質(zhì)背板的吸能水平最優(yōu)，而A組雖不能大幅超越C組與D組，但其鋼質(zhì)背板及Kevlar夾層均能夠比較有效地吸收侵徹體動能。

根據(jù)仿真模擬的結(jié)果，對侵徹體的速度與動能以及靶板對動能的吸收情況進(jìn)行分析。其中A組的K/A/K/S結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲，對1 200 m/s的侵徹體時有較好的防護(hù)性能；C組的A/K/S結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲對不同速度的侵徹體的防護(hù)性能均表現(xiàn)優(yōu)秀，其主要原因在于陶瓷與鋼背板中有更厚的Kevlar夾層，可以吸收更多侵徹體的動能；D組的K/A/S結(jié)構(gòu)復(fù)合裝甲，表面的Kevlar材料在侵徹初期便被穿透，由此造成對侵徹體動能的吸收能力不足，抗侵徹性能不佳。

3 結(jié)論

本文對不同速度平頭彈丸侵徹復(fù)合裝甲與同等面密度鋼裝甲的過程進(jìn)行了數(shù)值模擬研究，分析了侵徹體速度變化、靶后速度、動能吸收量、各材料吸收能量情況。得出主要結(jié)論如下：

1)Kevlar包覆AlO陶瓷的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，可以比較有效地吸收高速侵徹體的動能，其Kevlar夾層起到了主要的吸能作用。

2)將Kevlar材料作為陶瓷與鋼質(zhì)背板的夾層材料時，復(fù)合裝甲具有更高的動能吸收能力，以及更低的靶后速度。

3)本文研究的Kevlar與AlO陶瓷的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)可以更好地抵抗侵徹，Kevlar夾層的位置對抗侵徹能力有較大影響。