徐正鵬,高旭東,董曉亮

(南京理工大學(xué), 南京 210094)

0 引言

坦克目標(biāo)車體側(cè)面的呈現(xiàn)面積大,內(nèi)部的關(guān)鍵部件種類和數(shù)量多,被彈藥命中的概率高,是車輛防御系統(tǒng)重點保護的部位。坦克車體側(cè)面裝甲為坦克側(cè)面提供防護,一般由側(cè)裙板、履帶間隙和車輛基體裝甲3部分構(gòu)成,側(cè)裙板一般采用如夾布橡膠、陶瓷和凱夫拉等復(fù)合材料制成[1]。

聚能射流是打擊坦克目標(biāo)的主要毀傷元之一,射流侵徹坦克車體側(cè)面裝甲,本質(zhì)上是侵徹由多種復(fù)合材料構(gòu)成的間隔靶結(jié)構(gòu)。由于侵徹過程中涉及到的材料效應(yīng)和物理效應(yīng)多,效應(yīng)與效應(yīng)之間相互影響,相互作用的機制比較復(fù)雜,難以通過相似模型完成射流對裝甲的終點作用過程研究。

陶瓷材料能夠在提高裝甲的抗桿式穿甲彈侵徹性能的同時降低裝甲的總質(zhì)量[2-3]。在陶瓷材料抗射流侵徹機理方面,國內(nèi)外學(xué)者同樣開展了大量的研究工作。譚多望等[4]利用X光試驗,研究了氧化鋁陶瓷的抗彈性能,揭示了陶瓷對射流的干擾機制,建立了射流侵徹陶瓷材料的侵深計算模型。黃正祥等[5]研究了射流斜侵徹條件下,金屬陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈性能。Mayseless等[6]研究了射流對低密度陶瓷的侵徹過程。Solve等[7]認(rèn)為陶瓷材料垮塌會對射流產(chǎn)生磨蝕作用,干擾射流的穩(wěn)定性。在抗穿甲彈方面,Florence[8]從動量守恒和能量守恒的角度出發(fā),推導(dǎo)了剛性彈體侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板的彈道極限。 Kan等[9]結(jié)合數(shù)值仿真和試驗,研究了小口徑穿甲彈對不同厚度陶瓷靶的彈道極限,并分析了彈丸能量損失與陶瓷靶損傷面積的關(guān)系。包闊等[10]基于剩余穿深方法,研究了靶板配置、背板厚度及種類對陶瓷復(fù)合靶抗彈能力的影響。

在間隔靶研究方面,Vlasov[11]基于Whipple防護罩,研究了間隔靶對射流的作用效能。Horsfall等[12]針對間隔裝甲的靶后破片開展了研究,研究結(jié)果表明,間隔裝甲附加內(nèi)襯能夠有效減少射流靶后破片的數(shù)量。Liu Beibei等[13]研究了間隔裝甲對聚能射流的干擾機制,并總結(jié)了可用于設(shè)計間隔裝甲的解析公式。

基于以上研究成果中,金屬陶瓷復(fù)合靶和間隔裝甲表現(xiàn)出的抗彈優(yōu)勢和特性,本文設(shè)計了一種以氧化鋁陶瓷為基,由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔裝甲結(jié)構(gòu),并開展了大口徑聚能裝藥侵徹試驗和仿真研究。通過研究探索了該新型裝甲結(jié)構(gòu)對射流的干擾機制和抗侵徹性能。

1 試驗研究

1.1 裝甲結(jié)構(gòu)裝甲及試驗方法

由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔裝甲由3部分組成,分別是雙層金屬陶瓷復(fù)合靶板、空氣間隔和基體裝甲。金屬陶瓷復(fù)合靶板用于提前引爆破甲戰(zhàn)斗部,同時通過金屬陶瓷復(fù)合效應(yīng)發(fā)揮對射流的干擾作用。其中,2個陶瓷復(fù)合單元由裝甲鋼與氧化鋁陶瓷交替組成。6 mm 616裝甲鋼作為整個復(fù)合裝甲的面板,第3塊12 mm 616裝甲鋼既作為第1個陶瓷復(fù)合單元的背板又作為第2個陶瓷復(fù)合單元的面板。法線方向上,空氣間隔為600 mm?；w裝甲由3塊30 mm厚的裝甲鋼組成,裝甲結(jié)構(gòu)如圖1所示。

圖1 金屬陶瓷復(fù)合單元/間隔裝甲結(jié)構(gòu)

試驗使用的無殼聚能裝藥口徑為180 mm,藥型罩的材料為紫銅,裝藥質(zhì)量為5 kg,工作炸高為850 mm,如圖2所示。

圖2 180 mm無殼聚能裝藥

侵徹試驗是在特制的試驗臺上完成的,間隔靶通過U型夾被固定在前后2個夾板上。后效靶由45鋼鋼錠和鋼塊組成,總長為1 640 mm,并通過擋板進行了軸向限位。為了防止試驗后鋼錠跌落,使用了4個250 kg的鋼制限位塊對后效靶側(cè)面進行了約束。為了防止陶瓷破片飛濺,通過在靶板上方加蓋鋼板進行防護,如圖3所示。

圖3 復(fù)合裝甲侵徹試驗現(xiàn)場布置

1.2 試驗結(jié)果分析

針對所設(shè)計的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu),開展了180 mm聚能裝藥侵徹試驗研究。根據(jù)靶板各單元層的損傷模式,分析了射流與裝甲結(jié)構(gòu)的相互作用機制。結(jié)合射流在后效鑒定靶上的侵徹深度,依據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,獲得試驗條件下裝甲結(jié)構(gòu)的抗彈能力。

侵徹過程中,在射流撞擊力和在沖擊波的作用下,陶瓷單元被完全破壞,碎裂為細小的陶瓷顆粒,如圖4所示。

圖4 試驗后的復(fù)合裝甲

在金屬陶瓷復(fù)合靶中,第1層金屬單元破孔尺寸最大,隨著單元層數(shù)的增加,金屬板上破孔的尺寸逐漸變小,形狀越來越規(guī)則,如圖5和圖6所示。

圖5 第1層6 mm裝甲鋼面板破壞情況

圖6 金屬陶瓷復(fù)合單元中的兩層裝甲鋼破壞情況

射流在6 mm裝甲鋼面板上形成了不規(guī)則的破孔,破孔形狀呈“鑰匙”型,面板發(fā)生了彎曲。侵徹過程中,破孔方向沿著射流斜侵徹的方向發(fā)展,并在低速段射流和杵體的作用下幾何尺寸被擴大。同時,在射流局部沖擊力的作用下,靶板穿孔處出現(xiàn)了破裂,導(dǎo)致面積發(fā)生了缺失。在被破壞的面板的孔壁上,沒有觀察到殘留的射流材料,表明當(dāng)孔徑被擴大后,靶板與射流沒有再發(fā)生接觸。

圖6為金屬陶瓷復(fù)合靶中2個裝甲鋼單元的破壞情況,第2層和第3層裝甲鋼單元的破孔形態(tài)分別呈橢圓型和圓形。第1層陶瓷復(fù)合單元中的背板在射流侵徹作用下,破孔的一側(cè)裝甲鋼發(fā)生了斷裂,斷裂口處表現(xiàn)出裝甲鋼材料特有的光澤,如圖6(b)所示。說明斷裂后該局部沒有再和射流發(fā)生接觸。另一方面,射流在第2層單元背板上的孔形狀相對規(guī)則,如圖6中的(c)和(d),意味著第2層陶瓷對射流的產(chǎn)生的影響,在現(xiàn)象上不如第1層陶瓷明顯。射流在第1層陶瓷復(fù)合單元12 mm背板上破孔直徑約為26.9 mm,在第2層陶瓷復(fù)合單元12 mm背板上破孔的直徑約為30.6 mm,破孔直徑的差異表明與第2層單元相作用的射流直徑更粗,此時的射流抗干擾的能力更強。

空氣間隔后方第1塊30 mm的裝甲鋼板表面破壞情況與其他兩層鋼板完全不同,靶面破孔形狀不規(guī)則,同時有多次開坑的痕跡。相比于第1塊裝甲鋼板,第2塊和第3塊鋼板的破孔呈圓形,如圖7所示。

圖7 基體裝甲3塊30 mm裝甲鋼靶面破壞情況

第1塊鋼板靶面破孔的形態(tài)表明,射流穿透金屬陶瓷復(fù)合單元和空氣間隔后發(fā)生了斷裂和飛散。由于飛散的射流顆粒不能穿透30 mm的裝甲鋼板,所以只能起到擴大孔徑的作用,并且隨著靶板厚度增加,破孔尺寸逐漸減小。

2 仿真研究

2.1 仿真模型

基于LS-DYNA構(gòu)建180 mm聚能裝藥對金屬陶瓷復(fù)合靶、基體裝甲以及后效鋼錠的侵徹仿真模型,通過數(shù)值仿真研究射流與復(fù)合裝甲的終點作用過程,進一步探究金屬陶瓷復(fù)合靶以及空氣間隔與射流之間的相互作用機制。

仿真使用流固耦合算法(ALE)計算歐拉網(wǎng)格與拉格朗日網(wǎng)格的相互作用,保證歐拉域炸藥、空氣域、隔板和藥型罩的四部分網(wǎng)格共節(jié)點,空氣域邊界為非反射邊界,采用1/2模型進行計算,對稱面采用滑移邊界條件。僅對射流侵徹路徑上的靶板網(wǎng)格進行加密,網(wǎng)格尺寸為0.065 cm×0.065 cm,非加密區(qū)網(wǎng)格的尺寸沿靶板邊界逐漸變大,相鄰網(wǎng)格之間網(wǎng)格尺寸的增幅不超過10%,有限元模型如圖8所示。

圖8 復(fù)合裝甲有限元模型

模型中藥型罩、裝甲鋼和45鋼使用帶有斷裂失效的Johnson-Cook材料模型,材料參數(shù)參考文獻[14],如表1—表3所示。

表1 616材料模型參數(shù)

表2 45鋼材料模型參數(shù)

表3 陶瓷氧化鋁的模型材料參數(shù)

在用Johnson-Cook模型定義材料時,同時要考慮材料的Gruneisen狀態(tài)方程,該狀態(tài)方程可以用2種方法來確定壓力和體積之間的關(guān)系,從而確定材料是壓縮狀態(tài)還是擴張狀態(tài)。炸藥類型為8701,材料模型參考文獻[15]。

2.2 仿真模型試驗驗證

極限侵徹威力試驗表明,聚能裝藥對45鋼的極限侵徹能力為1 750 mm;在20°著角工況下,侵徹復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)后效鑒定靶上的剩余穿深為1 531 mm。根據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,復(fù)合裝甲等效為45鋼厚度約為219 mm,仿真結(jié)果誤差為13.5%,基本滿足工程應(yīng)用要求,如表4所示。

表4 復(fù)合裝甲防護系數(shù)

表4 仿真與試驗結(jié)果對比

試驗中靶面破孔的特征為:表面破孔整體上呈橢圓形,隨著侵徹深度的增加,孔壁直徑越來越小,在靶板的背面只形成了一個通孔,與仿真中靶面的破壞現(xiàn)象基本吻合,如圖9所示。說明仿真模型能夠用于研究侵徹過程中復(fù)合裝甲對射流的響應(yīng)。

圖9 試驗和仿真中基體裝甲的破壞形式

2.3 斜侵徹對抗彈能力影響

從起爆時刻開始計時,射流頭部在124 μs與面板發(fā)生接觸,此時射流頭部的速度為9 651 m/s。射流穿透第1層陶瓷復(fù)合單元后,細長的頭部射流受到了侵蝕,速度下降到了9 233 m/s,此時射流在第1層復(fù)合單元背板表面形成的破孔的直徑為12.3 mm。在140 μs時刻,射流穿透了金屬陶瓷靶,此時射流的頭部速度下降至8 969 m/s,射流在第2層復(fù)合單元背板上的破孔的尺寸為17.1 mm。仿真結(jié)果顯示,與第1層陶瓷復(fù)合單元作用的射流速度高,直徑小;與第2層陶瓷復(fù)合單元作用的射流速度相對較低,但射流更粗,如圖10所示。隨著求解時間的延長,在低速段射流的作用下,破孔尺寸逐漸擴大,在712 μs,復(fù)合單元中2個背板上的破孔的尺寸為20.6 mm和20.5 mm,與試驗中出現(xiàn)的現(xiàn)象吻合。

圖10 射流侵徹陶瓷復(fù)合靶

射流穿透金屬陶瓷靶后,受到干擾的射流對基體裝甲的表面造成了破壞,留下形狀不規(guī)則的破孔和散坑。仿真結(jié)果顯示,基體裝甲靶面的破壞形式主要與以下2個方面的因素有關(guān):

1) 射流侵徹金屬陶瓷復(fù)合靶的過程中,陶瓷復(fù)合單元使射流受到了不對稱作用力,導(dǎo)致穿透后的射流頭部發(fā)生了彎曲。圖11顯示了射流在0°正侵徹和20°斜侵徹條件下,穿透陶瓷復(fù)合單元后出現(xiàn)的射流頭部彎曲的現(xiàn)象。對比發(fā)現(xiàn),在正侵徹條件下,射流頭部的彈道在與基體裝甲靶面接觸之前沒有發(fā)生明顯的改變。斜侵徹時,穿透金屬陶瓷復(fù)合靶后,射流頭部發(fā)生了明顯的彎曲。侵徹過程中,射流頭部與裝甲鋼孔壁沒有發(fā)生接觸。因此,導(dǎo)致射流在20°著角下發(fā)生彎曲的主要原因是射流受到了不對稱作用力的影響。

圖11 0°和20°兩種著角下穿透金屬陶瓷復(fù)合靶后的射流形態(tài)

2) 射流在空氣間隔中飛行時,陶瓷復(fù)合單元中的裝甲鋼孔壁與低速段射流發(fā)生了碰撞,并產(chǎn)生了切割作用,導(dǎo)致射流進一步發(fā)生彎曲和飛散。對于高速段射流,射流速度梯度大,直徑小于靠近靶面一側(cè)穿孔的孔徑,無法與孔壁發(fā)生碰撞,不會出現(xiàn)失穩(wěn)和彎曲現(xiàn)象,如圖12(a)所示。對于低速段射流和杵體,射流直徑大,并且靠近靶面一側(cè)的穿孔的孔徑小于射流的直徑,射流與陶瓷復(fù)合單元中的裝甲鋼板孔壁會發(fā)生碰撞,導(dǎo)致射流的邊緣被切割,使射流發(fā)生彎曲并飛散,如圖12(d)所示。

圖12 45°著角條件下射流與金屬陶瓷復(fù)合靶相互作用

通過仿真模擬0°、10°、20°、30°和45° 等5個著角條件下,射流侵徹復(fù)合裝甲及其后效靶的終點作用過程。仿真結(jié)果表明:當(dāng)著角為0°時,射流未發(fā)生彎曲和飛散,侵徹過程中彈道穩(wěn)定。隨著著角增加到10°和20°,射流穿透側(cè)裙板后,逐漸出現(xiàn)了彎曲和飛散現(xiàn)象,但現(xiàn)象并不明顯。當(dāng)著角增加至30°和45°時,射流出現(xiàn)了明顯的彎曲和飛散現(xiàn)象,其中45°時最明顯,如圖13所示。

圖13 侵徹過程末期不同著角下射流的形態(tài)

飛散的射流粒子將擴大基體裝甲靶面的孔徑,并在靶面上形成散坑。受到側(cè)向干擾的射流在飛行過程中失穩(wěn)現(xiàn)象越來越明顯,與后效靶中的孔壁發(fā)生碰撞使得能量和速度被進一步消耗,促進了射流在侵徹界面上堆積,影響了射流的剩余侵徹能力。仿真中,不同著角下后效靶孔洞形態(tài)上的差異體現(xiàn)了這一效應(yīng),當(dāng)射流著角為0°時,后效靶上的孔洞沿侵徹方向變化均勻,僅在彈道終點出現(xiàn)了偏離,如圖14(a)中所示。當(dāng)著角為20°和45°時,除了在彈道的終點以外,孔洞均出現(xiàn)了不同程度的彎曲和偏離靶板中線的現(xiàn)象,如圖14中(b)和(c)所示。

圖14 侵徹末期射流在45鋼中的彈道變化

侵徹路徑的長度隨射流著角以正割函數(shù)規(guī)律變化,在0°～45°時,侵徹路徑的長度隨著角的增加而增加。根據(jù)正割函數(shù)關(guān)系,0°和10°兩種工況下,射流在復(fù)合裝甲上的侵徹路徑的長度基本相同,加之陶瓷復(fù)合單元的傾角效應(yīng)在小著角條件下表現(xiàn)不明顯[9],因此射流在穿透金屬陶瓷復(fù)合靶時損失的能量接近。著角增加至30°和45°,侵徹路徑的長度發(fā)生了明顯的改變,射流的總的動能損失開始拉開差距,并在45°時達到最大,如圖15所示。

圖15 不同著角下射流動能與時間的關(guān)系

射流穿透陶瓷復(fù)合靶和空氣間隔后,繼續(xù)侵徹基體裝甲鋼,根據(jù)后處理軟件讀取出射流動能的變化過程,5種著角條件下,射流的動能分別損失了87、85、111、129、124 kJ,均小于侵徹陶瓷靶時射流被消耗的動能,說明兩層陶瓷復(fù)合單元對射流起到了阻滯作用。從耗能的角度上分析,第1層金屬陶瓷復(fù)合靶具有和基體裝甲同等的效力。

2.4 防護系數(shù)分析

根據(jù)剩余穿深等效準(zhǔn)則,獲得了射流在0°、10°、20°、30°和45°等5種典型著角工況下復(fù)合裝甲的等效靶厚度。并根據(jù)文獻[16]中的式(1)和式(2)計算出裝甲的質(zhì)量防護系數(shù)和空間防護系數(shù)

(1)

(2)

其中:P0為180 mm戰(zhàn)斗部的極限穿深;Pr為不同著角下,射流在后效靶上的剩余穿深;ρi為各單元層的密度;hi為各單元層的厚度;α為射流著角。計算結(jié)果如表4所示。

防護系數(shù)計算結(jié)果表明,整體上復(fù)合裝甲的質(zhì)量防護系數(shù)隨著射流著角的增加而增大,著角從0°增加至45°,質(zhì)量防護系數(shù)從1.03增加至1.16,提高了12.6%。表明單位質(zhì)量的復(fù)合裝甲等價能力逐漸增強,復(fù)合裝甲的效能越來越明顯。另一方面,隨著射流著角的增加,總體上來看,裝甲的空間防護系數(shù)逐漸減小,從0°～45°,復(fù)合裝甲空間防護系數(shù)從9.46減小至4.05,下降了57.2%。說明復(fù)合裝甲與后效靶之間的等價侵徹深度比越來越大,隨著射流著角的增加,裝甲的抗射流侵徹能力越來越強。在45°時,復(fù)合裝甲的等效靶厚度為432 mm,相當(dāng)于試驗用180 mm口徑聚能裝藥極限侵徹威力的1/4,具有較強的抗彈能力。

3 結(jié)論

基于180 mm口徑聚能裝藥,針對雙層金屬陶瓷復(fù)合側(cè)裙板開展了侵徹試驗和仿真研究,研究結(jié)果表明:

1) 由616裝甲鋼和氧化鋁陶瓷構(gòu)成的金屬陶瓷復(fù)合靶,在斜侵徹條件下,能夠強化侵徹過程中射流頭部受到的不對稱作用力,使射流頭部發(fā)生彎曲,降低射流的侵徹性能。

2) 金屬陶瓷復(fù)合靶中的裝甲鋼在斜侵徹時能夠起到切割射流的作用,使射流的彈道變得不穩(wěn)定,促進射流在侵徹后效靶時發(fā)生堆積,進一步降低后效穿深。

3) 由金屬陶瓷復(fù)合單元構(gòu)成的間隔靶其防護效能對射流著角敏感,斜侵徹條件下,相比于均質(zhì)裝甲,陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的質(zhì)量防護系數(shù)能夠增長12.6%。從等效靶的厚度來看,陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈能力最大可等效為彈藥極限侵徹威力的1/4。