某陶瓷/钢复合装甲抗大质量破片侵彻能力研究

何 杨， 高旭东， 董晓亮

(南京理工大学 机械工程学院,南京 210094)

陶瓷材料具有强度高，质量轻等优点，但在受到冲击时容易破碎，而金属材料虽密度大，但韧性较好，因此，将陶瓷和金属复合构成双层装甲，从而具备良好的防护性能[1]。

20世纪60年代末，Wilkins等[2-4]提出陶瓷复合装甲结构，并对其进行抗弹性能试验研究。Woodward等[5-6]于1990年和1994年较早以试验手段研究了小口径穿甲子弹侵彻陶瓷/金属复合靶板的耗能机理，研究表明陶瓷复合靶板的主要耗能机制为背板塑性变形耗能、陶瓷和弹丸碎片飞溅动能、弹头变形耗能，而陶瓷断裂破坏所吸收的能量仅占弹丸动能的很小一部分(0.2%)。2005年唐德高等[7]将Al2O3制成的刚玉块石代替块石混凝土中的普通块石，研制成一种由刚玉块石和混凝土共同浇注组成的抗侵彻复合材料，试验表明与相同强度等级混凝土相比，刚玉块石混凝土靶体侵彻深度减小很多。2017年殷文骏等[8]通过理论分析的方法研究了弹体高速侵彻陶瓷复合靶模型，分析表明陶瓷厚度的增加可提高复合靶体的抗侵彻能力，但随着初始撞击速度的提高，弹体的侵彻深度增长曲线趋于平缓。2019年邹慧辉等[9]针对陶瓷-混凝土组合靶体进行了抗侵彻试验与理论研究，研究表明陶瓷-活性粉末混凝土复合靶具有良好的抗侵彻性能，抗侵彻能力约为普通C40混凝土的4.9倍。

目前大多数陶瓷复合装甲研究主要关注陶瓷复合装甲的抗弹机理和抗弹性能，而较少考虑到陶瓷复合装甲的侵彻后效问题[10]。在与试验对比的基础上，本文将着重通过仿真计算研究破片侵彻陶瓷/钢复合装甲过程中，破片初速及装甲倾角对装甲抗破片侵彻能力及后效威力的影响，主要包括破片极限穿透速度、剩余速度和剩余质量变化规律，此外本文还将利用工程算法计算该复合装甲的防护系数。

1 仿真模型的建立

1.1 几何模型

本文所研究的弹靶结构如图1所示。破片采用北约STANAG 4569和STANAG 2920标准中定义的破片，质量为53.8 g，口径为φ20 mm，长度为22 mm，材料为35CrMnSiA高强度结构钢，经淬火后破片硬度达到HRC48；靶板为陶瓷面板和钢背板组成的复合靶板，尺寸为200 mm×200 mm，面板厚度为8 mm，材料为三氧化二铝陶瓷；背板厚度为8 mm，材料为616装甲钢。

1.2 仿真模型

本文基于ANSYS/LS-DYNA软件建立相应的仿真模型，破片和靶板均采用八节点六面体单元，单元算法为拉格朗日算法。为减少计算量，采用1/2模型，如图2所示，通过关键字BOUNDARY_SPC_SET设置对称面约束，破片和靶板之间通过关键字CONTACT_ERODING_NODES_TO_SURFACE设置侵蚀接触，破片和靶板内部分别通过关键字CONTACT_ERODING_SINGLE_SURFACE设置自接触。

图2 破片侵彻陶瓷/钢复合靶板的有限元模型Fig.2 Finite element model of fragments penetrating ceramic/steel composite target

破片和金属背板材料均采用高应变率下适用的JOHNSON_COOK(JC)材料模型和GRUNEISEN状态方程共同表征，陶瓷材料采用JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS(JH2)模型进行表征，具体材料参数如表1和表2所示。

表1 35CrMnSiA[11]与616装甲钢的材料参数[12]Tab.1 Material parameters of 35CrMnSiNi2A and 616 armored steel

表2 Al2O3陶瓷的材料参数[13]Tab.2 Material parameters of Al2O3 ceramics

1.3 仿真模型校验

为了验证仿真计算的正确性，本文开展了如图1所示的破片侵彻陶瓷/钢复合靶板试验，试验现场布局以及弹靶实物图如图3所示。

通过试验得到了破片以不同初速正侵彻靶板时，靶板的变形和破坏情况，并将仿真结果与试验结果进行对比，如表3和图4所示。

表3 试验与仿真结果误差Tab.3 Error of test and simulation results

根据表3和图4可以看出：试验与仿真结果的剩余速度和剩余质量误差最大不超过10%，在合理的误差范围内；试验与仿真靶板破坏情况基本吻合，说明本文的仿真模型能较好地模拟破片侵彻陶瓷/钢复合装甲下的结构响应和破坏模式，后续可依据此模型进一步开展抗侵彻规律的研究。

2 仿真结果与分析

2.1 装甲抗侵彻能力随倾角变化情况

目前，装甲抗侵彻能力的表征主要是通过极限穿透速度大小。利用仿真得到破片在不同装甲倾角侵彻复合装甲时极限穿透速度的计算结果，因装甲倾角变化时，装甲防护面密度受到余弦因素的影响而变化，不能直接反映装甲抗弹性能与斜侵彻的关系，故将装甲倾角θ利用式(1)换算为装甲的水平厚度，计算结果如表4和图5所示。

表4 极限穿透速度数值计算结果Tab.4 Numerical calculation results of limit penetration velocity

Th=T/cosθ

(1)

图5 极限穿透速度随装甲水平厚度变化曲线Fig.5 Curve of limit penetration speed with horizontal armor thickness

从表4和图5可以直观地看出，随着装甲倾角的增加，弹道极限先减小后增大；随着装甲倾角的进一步增加，破片的极限穿透速度增长速度减缓。说明陶瓷/钢复合装甲的抗破片侵彻能力在小倾角时变化较大，且存在一个“最易侵彻角”，在大倾角时，装甲的倾角效应并不明显。

为了更好地说明“最易侵彻角”存在的原因，通过仿真计算装甲倾角在0°～20°之间，破片以1 500 m/s速度侵彻陶瓷/钢复合装甲时的剩余速度变化量，如图6所示。

图6 初速1 500 m/s时破片剩余速度Fig.6 The remaining speed of the chip at the initial speed of 1 500 m/s

由图6可以看出，在小角度范围内时破片剩余速度先增加后减小，在装甲倾角为 14°左右时，破片剩余速度达到最大。分析不同侵彻角下破片速度和加速曲线可以看出(图7)：在小倾角下，随着装甲倾角的增大，侵彻陶瓷层时破片速度变化不明显，而在侵彻装甲钢时，破片倾角效应明显，随着装甲倾角的增加，剩余速度先增大后减小，减速度先减小后增大。说明 “最易侵彻角”现象是在侵彻装甲钢时形成的，该现象主要是由于不同倾角侵彻时，装甲失效模式和弹体运动稳定性不同而导致的，当装甲倾角为14°时破片能够以最平稳的姿态穿过靶体，此时破片由于姿态的改变而耗散的动能最少，这在半球形弹和平头弹侵彻金属材料中较为常见，而在卵形弹侵彻中表现并不明显[14-17]。

2.2 不同装甲倾角下破片后效威力规律分析

通过数值模拟计算装甲在不同倾角下破片以1 000～1 500 m/s的速度侵彻陶瓷/钢装甲的后效威力，主要包括破片的剩余速度和剩余质量，结果分别如图8和图9所示。

图8 不同装甲倾角下破片侵彻陶瓷复合装甲剩余速度Fig.8 Residual velocity of fragment penetrating ceramic composite armor under different armor inclination

从图8可以看出：装甲倾角一定时，随着破片初速的增加，破片剩余速度呈线性增加趋势；当破片初速一定时，随着装甲倾角的增加，破片剩余速度先增加后减小。此外，由于装甲水平厚度增量随倾角变化不断增加，导致速度减少量不断增加，如表5所示。

表5 破片速度变化量Tab.5 The change in fragment velocity

由图9可知，装甲倾角一定时，随着破片初速的增加，破片剩余质量呈线性减少趋势；当破片初速一定时，随着装甲倾角的增加，破片剩余质量先增加后减小，且由于装甲水平厚度增量随倾角变化不断增加，导致剩余质量减少量不断增加，如表6所示。

表6 破片质量变化量Tab.6 The change in fragment quality

随着装甲倾角的进一步增加，破片将发生跳飞现象。在中等弹速范围内时，破片的临界跳飞角随破片速度的增加而增大，如图10所示。

图10 破片临界跳飞角随速度变化曲线Fig.10 A curve in which the critical jump angle of a fragment changes with speed

2.3 破片侵彻陶瓷/钢复合装甲能量损失规律

分析破片侵彻陶瓷/钢复合装甲的能量损失规律，以破片1 300 m/s初速正侵彻为例，分析破片在侵彻过程中的能量变化，如图11所示；分析破片能量随装甲倾角的变化情况，如图12所示。

图11 初速1 300 m/s时破片正侵彻能量变化曲线Fig.11 The energy change curve of the fragment’s penetration at a muzzle velocity of 1 300 m/s

图12 初速1 300 m/s时破片侵彻能量变化曲线Fig.12 Energy change curve of fragment oblique penetration at a muzzle velocity of 1 300 m/s

从图11可以发现，对于破片侵彻相同厚度的陶瓷和钢双层复合装甲过程中，陶瓷层吸收能量占总能量的60%左右，装甲钢层吸收能量大约占40%。这主要是由于陶瓷材料具有高硬度和高弹性模量特性，使得初始撞击时破片将变钝和破碎，此过程中破片部分能量被吸收；在侵蚀阶段时，变钝的破片受到陶瓷碎片的磨蚀作用，破片将由于侵蚀而耗能，从而导致破片在此过程中能量下降较快，这也说明陶瓷材料具有较好地防护性能。

从图12可以看出，在侵彻陶瓷层时，不同倾角下破片能量差距较小，而在侵彻装甲钢层时，不同倾角下破片能量差距较大，说明在侵彻过程中，破片倾角效应在陶瓷材料中并不明显，而在装甲钢材料层中较为明显。

3 陶瓷/钢复合装甲抗大质量破片能力计算

为了对复合装甲抗弹能力进行预测，本文利用文献[18]提供的一种多组分复合装甲混合律来初步预测复合装甲的抗弹能力，该公式的通式如下[18]

Ri=∑NiLi

(2)

式中:Ri为复合装甲抗弹能力(mm);Li为第i种材料的复合装甲水平等重厚度(mm);Ni为第i种材料的防护系数。

由于该公式中采用了复合装甲设计中常用的“水平等重厚度”，故使用方便。由于任何一种复合装甲都是层状装甲，故在实际应用中，可以把复合装甲的每一层看做一个组分，从前至后依次进行计算。该公式适用于任何一种多种材料、多种结构的复合装甲。

一般计算复合装甲抗侵彻性能分为4个步骤，本文以破片正侵彻陶瓷/钢复合装甲为例：

(1) 计算各材料层的水平等重厚度Li。

(3)

式中:ρi为第i层材料的密度(×103 kg/m3)；δi为第i层材料的垂直厚度(mm)；αt为装甲的倾角(°)，填入表7中。

表7 陶瓷/钢复合装甲抗弹能力计算Tab.7 Calculation of ballistic resistance of ceramic/steel composite armor

(2) 确定各层装甲材料防护系数值Ni。

防护系数Ni是标准均质装甲钢半无限靶面密度与特种装甲材料面密度之比[19]

(4)

式中:Tb为标准弹种射击标准均质装甲钢半无限靶时穿入深度；ρg为钢密度7.85 g/cm3；Ti为特种装甲被同一标准弹种射击时的穿入深度。通过模拟试验方法测定破片模拟弹初速960 m/s时各装甲材料穿深(cm)，如图13所示，并各层装甲材料的防护系数计算结果填入表7中。

(3) 按式(5)依次计算每一层材料的抗弹能力Ri，填入表7中。

Ri=NiLi

(5)

(4) 计算复合装甲总体抗弹能力

由式(2)将各层装甲的抗弹能力值进行累加，得到复合装甲的总体抗弹能力值，计算结果如表7所示。

由此得出陶瓷/钢复合装甲抗大质量破片的能力相当于18.5 mm的标准均质装甲钢，该装甲面密度仅为普通装甲钢的74%，防护系数达到1.5。

此工程算法简便实用，为复合装甲研究工作提供了一种有效方法，但该公式没有反映出装甲结构配置、材料结构交互作用等因素对抗弹能力的影响。因此给出的结果是粗略的，可用于初步预测复合装甲的抗弹能力。

4 结 论

本文开展了大质量破片侵彻某陶瓷/钢复合装甲的试验和数值模拟研究，通过试验验证了仿真模型的正确性，然后利用数值模拟计算得到了破片在不同装甲倾角下的极限穿透速度，以及初速和倾角对后效威力的影响，分析了侵彻过程中破片能量变化情况，并对其防护能力进行工程计算，可以得到以下结论：

(1) 破片极限穿透速度随装甲倾角的增加先减小后增大，在14°时极限穿透速度最小，装甲存在一个“最易侵彻角”；破片后效威力(剩余速度和剩余质量)随装甲倾角增加先增加后减小，与破片初速基本呈线性变化；当装甲倾角达到一定时，破片将发生跳飞现象，临界跳飞角与破片初速呈线性正相关。

(2) 装甲的抗侵彻能力在大倾角时变化明显，主要是由于装甲水平厚度增量的增加而引起的；在相同装甲水平厚度时，小倾角下装甲抗侵彻能力变化明显。

(3) 对于破片侵彻同等厚度的陶瓷面板和装甲钢背板，破片在陶瓷层中耗能较大，达到总能量损失的60%左右，此外，陶瓷材料的倾角效应不明显，装甲钢倾角效应较为明显。

(4) 通过多组分复合装甲混合律计算了陶瓷/钢复合装甲对破片的防护系数为1.5，且面密度仅为普通装甲钢的74%。