沈超明，張浩然，陳豪杰，唐柏鑒

(1. 江蘇科技大學(xué)船舶與海洋工程學(xué)院，江蘇 鎮(zhèn)江 212001；2. 蘇州科技大學(xué)土木工程學(xué)院，江蘇 蘇州 215009)

0 引 言

隨著科學(xué)技術(shù)的進(jìn)步，反裝甲武器的破壞能力越來越強(qiáng)，對水面艦船的威脅也越來越大。世界各國紛紛研究新型裝甲來提高水面艦船生存能力。采用輕型復(fù)合裝甲對艦船的重要部位和艙室進(jìn)行防護(hù)已成為提高生存能力的重要途徑之一[1–3]。其中，間隙效應(yīng)是復(fù)合裝甲的一項(xiàng)重要抗彈效應(yīng)，可顯著地影響裝甲的防護(hù)性能，且容易實(shí)現(xiàn)，其應(yīng)用越來越廣[4]。胡麗萍等[5]在研究單層穿孔間隙裝甲時(shí)，使用殘余穿深法發(fā)現(xiàn)穿孔與間隙配合的復(fù)合裝甲抗彈性能更好。Corran 等[6–8]，通過平頭彈、半圓形彈2 種彈體低速沖擊單層靶板和等厚度帶間隙的多層靶板2 組對比實(shí)驗(yàn)，研究發(fā)現(xiàn)低速沖擊下等厚度帶間隙的多層靶板抗侵徹性能優(yōu)于單層靶板。李茂等[9]設(shè)計(jì)了3 種夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，分別為：無間隙結(jié)構(gòu)、后間隙結(jié)構(gòu)及前后間隙結(jié)構(gòu)，間隙層大小均為50mm。實(shí)驗(yàn)證明前后間隙結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能最好，其原因是前間隙層可以有效分散彈體碎片及前面板碎片的動能，后間隙層有利于纖維材料的充分拉伸，避免了纖維層對后板的沖擊。馬武偉等[10]使用高速大質(zhì)量的破片模擬彈研究了間隙型陶瓷復(fù)合裝甲中間隙對材料整體防護(hù)性能的影響，研究表明間隙能極大增強(qiáng)纖維復(fù)合材料的變形吸能效果，但并不能提升復(fù)合裝甲的整體防護(hù)性能。

為了進(jìn)一步增強(qiáng)間隙裝甲的抗侵徹性能，引入偏航結(jié)構(gòu)。偏航結(jié)構(gòu)是一種能使侵徹彈體的方向發(fā)生偏離的裝置，使彈體侵徹過程中受到非對稱作用力，導(dǎo)致彈體偏離初始彈道，從而降低其后續(xù)侵徹能力。安子陽[11]利用實(shí)驗(yàn)研究了彈體侵徹多層穿孔間隙復(fù)合裝甲，研究發(fā)現(xiàn)帶孔的間隙裝甲在彈體的侵徹過程中迫使彈體發(fā)生偏航，延長了侵徹路徑，從而使多層穿孔間隙裝甲獲得更強(qiáng)的防彈能力。王鄭[12]應(yīng)用Ansys/Lsdyna 對間隙穿孔裝甲抗彈性能進(jìn)行了數(shù)值模擬，研究發(fā)現(xiàn)在一定范圍內(nèi)，彈體偏航及間隙的增大可以增強(qiáng)多孔鋼板的抗彈性能。

本文設(shè)計(jì)一種新型含四棱錐/尼龍的間隙裝甲，迎彈面層采用具有偏航作用的四棱錐結(jié)構(gòu)組合靶板，芯層采用尼龍層，四棱錐組合靶板與尼龍層之間設(shè)有間隙，背板為鋼板。通過彈道實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真方法研究其抗侵徹性能與四棱錐結(jié)構(gòu)參數(shù)之間的關(guān)系，為工程應(yīng)用提供參考。

1 實(shí)驗(yàn)方案設(shè)計(jì)

1.1 侵徹實(shí)驗(yàn)的靶板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

為了研究組合間隙裝甲的性能，首先對所使用的四棱錐結(jié)構(gòu)組合靶板和尼龍靶板分別進(jìn)行防彈性能測試。四棱錐組合靶板由迎彈鋼板、四棱錐板和背彈鋼板組成，四棱錐組合靶板中迎彈鋼板和背彈鋼板的厚度均為1 mm，實(shí)驗(yàn)靶板示意圖如圖1 所示。為了研究四棱錐的結(jié)構(gòu)對彈道偏航的效果和防彈性能的影響，設(shè)計(jì)5 種不同結(jié)構(gòu)參數(shù)的四棱錐，高度均為6 mm，底邊長度設(shè)定為6 mm，8 mm，10 mm，12 mm 和14 mm。尼龍靶板厚度設(shè)定為5 mm，2 種靶板的尺寸均為200 mm×200 mm。

圖1 實(shí)驗(yàn)靶板示意圖Fig. 1 Schematic diagram of experimental target plate

1.2 彈道實(shí)驗(yàn)裝置

彈道實(shí)驗(yàn)采用一級輕氣炮發(fā)射7.62 mm 鋼芯彈。炮管內(nèi)徑為24.5 mm，長度為其內(nèi)徑的120 倍。通過調(diào)節(jié)炮管末端的高壓氣室內(nèi)的高壓氣體推動彈托裝置在炮管內(nèi)加速，當(dāng)達(dá)到彈托分離裝置時(shí)彈體與彈托分離，進(jìn)一步侵徹靶板。

實(shí)驗(yàn)所采用的彈體材料為T10 模具鋼，彈體直徑為7.62 mm，彈體長度為24.03 mm。

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果與討論

2.1 尼龍靶板的侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果

表1 為尼龍靶板的彈道沖擊實(shí)驗(yàn)結(jié)果?？梢钥矗? 塊尼龍靶板對彈體彈速的衰減均起到了較大作用，衰減量分別達(dá)到119.59 m/s 和126.76 m/s，消耗的彈體動能為193.7 J 和204.72 J。圖2 為鋼芯彈侵徹單層尼龍板的侵徹過程及破口圖片。其中N-1 靶板實(shí)驗(yàn)中的彈體攻角為0.32°，N-2 靶板實(shí)驗(yàn)中的彈體攻角為8.47°，當(dāng)子彈的攻角大時(shí)，子彈在靶板內(nèi)的行進(jìn)路程增加，同時(shí)彈體造成的單側(cè)花瓣?duì)钇瓶谝草^大，因此N-2 能量吸收較大。由圖還可以看出，彈體以明顯攻角沖擊靶板后產(chǎn)生的偏角與侵徹前彈體攻角相差不大。

表1 尼龍靶板侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab. 1 Experimental results of nylon target penetration

圖2 彈體侵徹尼龍靶板的過程及破口形態(tài)Fig. 2 The process of projectile penetrating nylon target board and the shape of its rupture

2.2 四棱錐組合靶板的侵徹實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖3 為彈體侵徹四棱錐組合靶板的全過程?？梢钥闯?，彈體以較小的攻角貫穿靶板后產(chǎn)生明顯的偏角。彈體在侵徹四棱錐靶板的過程中由于四棱錐坡度的存在導(dǎo)致彈體前端受力不均，使得彈體在穿出背板后彈道發(fā)生了偏轉(zhuǎn)。

圖3 彈體侵徹四棱錐組合靶板的過程Fig. 3 The process of projectile penetrating into four pyramid composite target plates with different orientations

表2 為5 組四棱錐組合靶板的實(shí)驗(yàn)結(jié)果，5 組四棱錐組合靶板的著彈點(diǎn)均設(shè)計(jì)在棱上距離靶板中心3 mm處。可以看出，5 組四棱錐組合靶板均使彈體發(fā)生了較大幅度的偏轉(zhuǎn)，偏轉(zhuǎn)角度最大得是底邊長為10 mm的四棱錐組合靶板，彈體偏角達(dá)到了49.19°。彈體的偏角隨著四棱錐底邊的增大呈現(xiàn)出先增大后減小的規(guī)律。

表2 四棱錐組合靶板的實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab. 2 Experimental results of two kinds of combined target plates

3 數(shù)值模型及其驗(yàn)證

3.1 數(shù)值模型的建立

圖4 為在有限元軟件Ansys/Ls-dyna 建立的靶板、彈體幾何模型。靶板和彈體均采用1/2 模型。模型中靶板尺寸為120 mm×60 mm。使用Solid164 實(shí)體單元進(jìn)行建模，采用六面體網(wǎng)格對模型進(jìn)行劃分，對彈體以及靶板沖擊區(qū)域的網(wǎng)格細(xì)化。彈體與靶板之間的接觸采用面面侵蝕接觸，各個(gè)部件的接觸剛度范圍為0.7～1.2。模型的邊界條件為在1/2 模型的對稱面設(shè)置對稱約束，靶板的固定采用四周約束。

圖4 幾何模型Fig. 4 The geometric model

3.2 材料模型及參數(shù)的選擇

模型中子彈的材料選用工具鋼，間隙裝甲結(jié)構(gòu)中除尼龍板均使用A3 鋼，2 種金屬的材料模型均使用Johnson-Cook 模型方程如下式：

文獻(xiàn)[13 – 14]給出的工具鋼及A3 鋼材料參數(shù)及本構(gòu)模型參數(shù)如表3 所示。

尼龍的材料模型采用雙線性隨動塑性本構(gòu)模型（Cowper-Symonds）來描述，如下式：

文獻(xiàn)[15]給出的尼龍的材料參數(shù)及本構(gòu)模型參數(shù)如表4 所示。

表4 尼龍的材料參數(shù)及本構(gòu)模型參數(shù)Tab. 4 Material parameters and constitutive model parameters of nylon

3.3 數(shù)值模型驗(yàn)證

為了驗(yàn)證仿真結(jié)果的有效性，在Ansys/Ls-dyna 中建立與實(shí)驗(yàn)靶板和彈體相同尺寸的有限元模型。驗(yàn)證的靶板模型有2 種，一種是尼龍靶板，一種是四棱錐組合靶板。

圖5 為尼龍靶板仿真與實(shí)驗(yàn)對比圖。可以看出，仿真和實(shí)驗(yàn)的靶板背彈面都呈現(xiàn)出花瓣?duì)钇茐?。仿真模型中靶板的背彈面破壞形貌與實(shí)驗(yàn)的靶板破壞形貌近似一致，驗(yàn)證了仿真的有效性。表5 為彈體侵徹2 塊尼龍靶板仿真和實(shí)驗(yàn)的剩余速度對比，仿真與實(shí)驗(yàn)的誤差為5.80%和9.49%，均在可以接受的范圍之內(nèi)，同樣驗(yàn)證了仿真模型的正確性。

表5 單層尼龍靶板實(shí)驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)對比Tab. 5 Comparison between experiment and simulation data of single-layer nylon target plate

圖5 尼龍靶板仿真實(shí)驗(yàn)對比圖Fig. 5 Comparison diagram of simulation experiment of nylon target plate

圖6 為實(shí)驗(yàn)靶板和仿真靶板在著彈點(diǎn)附近靶板破口形狀的比較。可以看出，實(shí)驗(yàn)與仿真的著彈點(diǎn)處破口形狀高度吻合都呈現(xiàn)出圓形狀。表6 給出了彈體侵徹組合靶板的仿真和實(shí)驗(yàn)結(jié)果比較，擊穿的組合靶板實(shí)驗(yàn)和仿真的剩余速度誤差在10%以內(nèi)，彈體偏角的誤差在11%～20% 以內(nèi)，均在可以接受的范圍之內(nèi)，驗(yàn)證了有限元模型的精度。

表6 組合靶板實(shí)驗(yàn)與仿真數(shù)據(jù)對比Tab. 6 Comparison of experimental data and simulation data of composite target plate

圖6 組合靶板著彈點(diǎn)處破口形狀實(shí)驗(yàn)與仿真比較圖Fig. 6 Comparison between experiment and simulation of fracture shape at landing point of composite target plate

4 靶板的結(jié)構(gòu)優(yōu)化

4.1 四棱錐朝向?qū)﹂g隙裝甲抗侵徹性能的影響

為了探究四棱錐的朝向?qū)﹂g隙裝甲抗侵徹性能的影響，彈體速度設(shè)定為700 m/s，分別侵徹四棱錐為迎彈面和背彈面的間隙裝甲結(jié)構(gòu)。2 組間隙裝甲的四棱錐底邊長均為8 mm，高均為6 mm，間隙層均為20 mm，尼龍層均為20 mm。圖7 為彈體侵徹兩種間隙裝甲的彈體橫向位移、速度與時(shí)間的關(guān)系曲線?？梢钥闯觯簭楏w貫穿四棱錐為迎彈面的間隙裝甲后產(chǎn)生的橫向位移明顯大于四棱錐為背彈面的間隙裝甲，說明四棱錐為迎彈面的靶板使彈體偏航的作用更大；彈體貫穿四棱錐向上的間隙裝甲后剩余速度明顯小于四棱錐向下的間隙裝甲，抗侵徹性能更好。表明彈體的偏航效果越好，間隙裝甲的抗侵徹性能越好。其原因是彈體偏航效果越好，彈體會以更大的偏轉(zhuǎn)角度斜侵徹間隙裝甲，產(chǎn)生更大的侵徹路徑。

圖7 700 m/s 侵徹速度下2 種間隙裝甲的橫向位移與剩余速度對比圖Fig. 7 Comparison diagram of lateral displacement and residual velocity of two kinds of clearance armor at 700 m/ s penetration velocity

4.2 四棱錐底邊尺寸對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

四棱錐向上的間隙裝甲抗侵徹性能優(yōu)于四棱錐向下的間隙裝甲，因此在探究四棱錐底邊尺寸對間隙裝甲抗侵徹性能的影響時(shí)，只研究四棱錐向上的間隙裝甲。改變四棱錐板的底邊尺寸，彈著點(diǎn)均取在四棱錐頂點(diǎn)往左3 mm 處。圖8 為彈體剩余速度與四棱錐底邊尺寸之間的關(guān)系?？梢钥闯觯簭楏w侵徹底邊長為6 mm的四棱錐間隙裝甲剩余速度最大，抗侵徹性能最差；底邊長為25 mm 的間隙裝甲剩余速度最小，抗侵徹性能最好。在著彈點(diǎn)相對于四棱錐頂點(diǎn)不變的情況下，底邊尺寸越大，彈體侵徹四棱錐的深度也越大，一定程度上可以增加間隙裝甲的抗侵徹性能；彈體剩余速度隨著底邊長度的增大在總體上呈現(xiàn)出遞減的趨勢，但是并非嚴(yán)格的遞減關(guān)系。這是因?yàn)殡S著四棱錐底邊尺寸的改變，著彈點(diǎn)處的坡度也會隨之改變，影響彈體的偏轉(zhuǎn)角度進(jìn)而影響侵徹尼龍層的路徑長度，從而影響間隙裝甲的抗侵徹性能。由此可知，彈體侵徹四棱錐靶板的深度及四棱錐的坡度共同影響間隙裝甲的抗侵徹性能。

圖8 彈體剩余速度曲線圖Fig. 8 Residual velocity curve of projectile body

4.3 四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響

在探究四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響時(shí)，保持四棱錐的高度6 mm 不變，通過四棱錐的底邊尺寸來改變四棱錐的坡度，通過平移彈體的位置來保證每組彈體侵徹四棱錐的深度均為3 mm。圖9 給出了四棱錐坡度與彈體剩余速度、偏角的關(guān)系，通過反余弦公式計(jì)算彈體剩余速度與剩余速度在豎直方向投影的速度可得彈體的偏轉(zhuǎn)角度?？梢钥闯?，剩余速度的總體趨勢是隨著坡度i（i=四棱錐高度/底邊長度的一半）的減小先減小后增大，彈體的偏轉(zhuǎn)角度隨著四棱錐坡度的減小先增大后減小，剩余速度最小的點(diǎn)對應(yīng)的彈體偏角的點(diǎn)靠近于偏角的最大值。四棱錐坡度i=2/1 的間隙裝甲彈體剩余速度最大，抗侵徹性能最差，貫穿四棱錐坡度i=6/7 的間隙裝甲剩余速度最小，抗侵徹性能最好。

圖9 不同坡度下彈體偏角與剩余速度的關(guān)系Fig. 9 Relationship between residual velocity and deflection Angle of projectile body at different slope

5 結(jié) 語

本文提出一種含四棱錐/尼龍結(jié)構(gòu)的間隙裝甲，研究四棱錐的不同朝向以及四棱錐底邊尺寸、四棱錐坡度對間隙裝甲抗侵徹性能的影響，得出以下結(jié)論：

1）四棱錐向上的間隙裝甲使彈體產(chǎn)生的偏航的效果比四棱錐向下的間隙裝甲更好，彈體的侵徹路徑更長，抗侵徹性能更好。

2）彈體在同一相對位置且以相同的速度侵徹四棱錐底邊長度不同的間隙裝甲時(shí)，隨著四棱錐底邊尺寸的增大，剩余速度總體趨勢上呈現(xiàn)出遞減的趨勢，但是并非嚴(yán)格的遞減關(guān)系，說明彈體的剩余速度受到彈體侵徹四棱錐的深度以及四棱錐的坡度2 個(gè)因素的影響。

3）彈體的偏轉(zhuǎn)角度隨著四棱錐的坡度減小先增大后減小，剩余速度在總體趨勢上先減小后增大，四棱錐坡度i=6/7 時(shí)間隙裝甲的抗侵徹性能最好。