陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能

茍瑞君, 孫 丹, 張 博

(中北大學(xué)化工與環(huán)境學(xué)院, 山西 太原 030051)

1 引 言

隨著精準(zhǔn)反裝甲武器的發(fā)展，裝甲車輛被摧毀的幾率顯著增大，防護(hù)裝甲在對抗反裝甲武器中已處于劣勢，目前反裝甲武器主要為破甲戰(zhàn)斗部，如何提高裝甲車輛的防護(hù)性能尤其是抗射流侵徹性能一直是國內(nèi)外學(xué)者研究的重點。為應(yīng)對這種情況，輕質(zhì)、高效新型復(fù)合裝甲因其靈活的芯層設(shè)計[1]和材料選擇[2]受到了國內(nèi)外防護(hù)領(lǐng)域研究者的關(guān)注。目前，復(fù)合裝甲中最常用的材料類型有碳纖維和陶瓷以及以泡沫鋁為代表的泡沫材料等，其中陶瓷以高強度、低密度的優(yōu)點在軍事防護(hù)領(lǐng)域取得了不錯的成績，國內(nèi)外對陶瓷的抗射流侵徹機理研究成果較多; 多孔泡沫鋁材料因具有輕質(zhì)、高強度、高韌性，以及很好的能量吸收特性，而被常常用于夾芯結(jié)構(gòu)中。Wilkins[3]首次進(jìn)行了沖擊陶瓷復(fù)合靶板的研究，揭示了陶瓷復(fù)合裝甲抗侵徹性能的優(yōu)越性。言克斌[4]對陶瓷/橡膠復(fù)合裝甲中不同厚度橡膠夾層的抗射流侵徹性能進(jìn)行了研究。關(guān)于泡沫鋁材料抗侵徹性能的研究分布在抗子彈及破片侵徹性能方面，張培文等[5]運用數(shù)值分析方法對泡沫鋁在爆炸沖擊下的動力響應(yīng)進(jìn)行了研究; 牛衛(wèi)晶[6]對泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行子彈侵徹試驗，結(jié)果表明泡沫鋁厚度對夾芯板的抗侵徹性能有較大的影響。顧文彬[7]等對含多層泡沫鋁夾芯板的抗爆性能進(jìn)行研究; Radford等[8]對子彈沖擊下泡沫鋁夾芯結(jié)構(gòu)的動力響應(yīng)進(jìn)行了研究; Nurick等[9]對爆炸載荷作用下泡沫鋁的變形形式和能量吸收機理做了研究。然而，對于陶瓷與泡沫鋁組合成的復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能的研究鮮有報道，陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗射流侵徹機理成為亟待解決的問題，因此對該新型復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能的研究具有實際意義。

本研究首先運用應(yīng)力波傳播特性理論分析了陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲的抗侵徹性能，然后基于ANSYS/LS-DYNA軟件對該復(fù)合裝甲進(jìn)行了仿真模擬，從不同泡沫鋁夾芯厚度、相同厚度復(fù)合裝甲下不同前后板厚度及布置方式和復(fù)合裝甲傾角三個角度分析了復(fù)合裝甲背板質(zhì)點速度變化規(guī)律、射流頭部剩余速度、復(fù)合裝甲能量吸收規(guī)律以及不同傾角下裝甲的防護(hù)性能等，為提高泡沫鋁復(fù)合裝甲的抗射流侵徹性能提供依據(jù)。

2 材料參數(shù)以及算法的選取

2.1 材料參數(shù)的選取

文中線型切割器材料參數(shù)參見文獻(xiàn)[10]; 陶瓷材料選用*MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS模型; 中間夾層的泡沫鋁采用材料模型*MAT_CRUSHALBE_FOAM進(jìn)行描述; LD7鋁合金采用材料模型*MAT_PLASTIC_KINEMATIC進(jìn)行描述。材料參數(shù)見表1，整體結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

表1 材料參數(shù)

Table 1 Material parameters

ceramicsdensity/g·cm-3shearmodulus/GPaHEL/GPapressureconstant/GPawaveimpedance/kg·m-2·s-13．790．162．79130．952×107aluminumfoamdensity/g·cm-3Young′smodulus/GPaPoissonratiotensilestrength/MPawaveimpedance/kg·m-2·s-10．4350．40．25．493×105aluminumal?loydensity/g·cm-3elasticmodulus/GPaPoissonratioyieldstress/MPawaveimpedance/kg·m-2·s-12．7710．312761．44×107

2.2 算法的選取

線型切割器和空氣部分的算法參照文獻(xiàn)[10]。在接觸算法中，對泡沫鋁芯層設(shè)置自接觸(*CONTACT_AUTOMATIC_SINGLE_SURFACE)，并對泡沫鋁材料添加失效準(zhǔn)則，當(dāng)主應(yīng)變大于預(yù)設(shè)值時，單元將被刪除。裝甲結(jié)構(gòu)尺寸為L×L=20 mm×20 mm，炸高為2 mm，采用1/2三維結(jié)構(gòu)建模，在對稱面上施加對稱約束，在裝甲結(jié)構(gòu)邊界處施加非反射邊界。裝甲結(jié)構(gòu)采用拉格朗日網(wǎng)格建模，通過流固耦合算法將兩者連接起來。

圖1 模型整體結(jié)構(gòu)示意圖

1—藥型罩, 2—空氣, 3—炸藥, 4—陶瓷, 5—泡沫鋁, 6—鋁合金

Fig.1 Schematic diagram of whole structure of model

1—shell, 2—air, 3—explosive, 4—ceramic, 5—aluminum foam, 6—aluminum alloy

3 復(fù)合裝甲抗侵徹性能理論分析

3.1 泡沫鋁厚度對復(fù)合裝甲質(zhì)點速度的影響

當(dāng)射流侵徹陶瓷面板時，根據(jù)伯努利方程[11]得射流開坑點A處陶瓷面板上質(zhì)點的速度為

(1)

根據(jù)應(yīng)力波原理，透射波系數(shù)(T)與反射波系數(shù)(F)分別為:

(2)

(3)

式中,ρmcm,ρncn分別為入射介質(zhì)和傳入介質(zhì)的波阻抗,m和n是為了區(qū)分兩種不同的介質(zhì)材料而引入的參數(shù)。

當(dāng)應(yīng)力波傳播到B點時，根據(jù)應(yīng)力波透射原理得透射后B處泡沫鋁質(zhì)點的速度為：

(4)

當(dāng)透射波傳播到C點時，鋁合金背板中透射波的質(zhì)點速度為：

(5)

泡沫鋁中應(yīng)力波的衰減用指數(shù)函數(shù)e-ah表示，式中a為泡沫鋁的傳播系數(shù)，由試驗測定[12]，h為泡沫鋁厚度。

應(yīng)力波在鋁合金背板上反射后質(zhì)點速度為:

vD=2vC

(6)

聯(lián)立公式(1)、(4)、(5)、(6)可得，射流侵徹面板時產(chǎn)生的應(yīng)力波經(jīng)過反射與透射作用在鋁合金背板上的質(zhì)點速度為:

(7)

式中,vj為射流頭部速度，ρj、ρ1c1、ρ2c2、ρ3c3分別為射流密度、陶瓷面板波阻抗、泡沫鋁波阻抗、鋁合金背板波阻抗。

以上研究僅考慮應(yīng)力波在復(fù)合裝甲中傳播一次的情況，不考慮其反射作用。

根據(jù)式(7)可知，復(fù)合裝甲背板的質(zhì)點速度僅與裝甲結(jié)構(gòu)各層材料的波阻抗、應(yīng)力波衰減速率及泡沫鋁厚度h有關(guān)。當(dāng)材料確定后，射流作用在背板上的質(zhì)點速度僅與夾芯層的厚度h、面板質(zhì)點速度vA有關(guān)，當(dāng)泡沫鋁厚度從h1增大到h2時，射流作用在背板的質(zhì)點速度依次是vD1和vD2，則vD1/vD2=e2a(h1-h2)，故隨著泡沫鋁夾芯層厚度的增加，背板質(zhì)點速度vD1與vD2呈負(fù)指數(shù)規(guī)律減小，減小速率逐漸降低。

3.2 復(fù)合裝甲傾角對抗侵徹性能的影響

通過開爾文-亥姆霍茲流體不穩(wěn)定性理論[13]對侵徹過程中射流的不穩(wěn)定性進(jìn)行分析。當(dāng)滿足式(8)時，射流穩(wěn)定性受到影響，形成振蕩射流。

(8)

式中，λ為波矢，rad·m-1;ρj、vj分別為射流的密度和速度，m·s-1;ρt、vt分別為鋁合金背板密度和質(zhì)點速度，m·s-1;vt=vD;g為重力加速度;φ為波矢λ與速度(vj-vt)的夾角,為(90°-θ/2)，其中θ為復(fù)合裝甲傾角,(°)。

由式(8)推導(dǎo)得:

(9)

vmin即為射流受到干擾形成斷裂射流的最低速度，射流大于該速度時將被干擾。當(dāng)復(fù)合裝甲材料確定后，射流不穩(wěn)定性僅與射流速度，鋁合金背板質(zhì)點速度vt和復(fù)合裝甲傾角θ有關(guān)。當(dāng)復(fù)合裝甲傾角不變時，隨著泡沫鋁夾芯層厚度的增加，背板質(zhì)點速度vt呈負(fù)指數(shù)規(guī)律減小，射流受干擾的最小速度vmin減小速率降低，射流被干擾的最大速度減小，射流侵徹復(fù)合裝甲后的剩余速度增大，即裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能降低。因此，在滿足復(fù)合裝甲抗侵徹性能的前提下，泡沫鋁夾芯層的厚度取最小值時，射流受到的干擾最大，復(fù)合裝甲的抗侵徹性能最優(yōu)。當(dāng)泡沫鋁厚度不變時，隨著復(fù)合裝甲傾角θ的增大，cosφ增大，vt減小，因此，由式(9)知，存在最優(yōu)復(fù)合裝甲傾角θ使得復(fù)合裝甲對射流干擾能力最強，即裝甲抗侵徹性能最優(yōu)。

4 結(jié)果分析

4.1 不同泡沫鋁厚度下裝甲抗侵徹性能分析

為分析聚能射流侵徹下泡沫鋁厚度對其抗射流侵徹性能的影響，保持陶瓷與鋁合金厚度均為2 mm不變，裝甲傾角為0°，選定泡沫鋁厚度0.8，1.6，2.4，3.2，4.0 mm。

線性聚能切割器侵徹陶瓷/泡沫鋁/鋁合金裝甲結(jié)構(gòu)時，復(fù)合裝甲的變形過程(以泡沫鋁厚度2.4 mm復(fù)合裝甲為例)及不同泡沫鋁厚度下射流頭部速度時程曲線的變化規(guī)律分別如圖2和圖3所示。

由圖2與圖3可知，線性聚能切割器侵徹復(fù)合裝甲可分兩個過程: 聚能射流成型和射流侵徹靶板; 射流侵徹復(fù)合裝甲的過程又可分為三個階段: 侵徹陶瓷面板階段、侵徹泡沫鋁夾芯層階段和侵徹鋁合金背板階段。

聚能射流成型過程(0～1.5 μs): 炸藥起爆后藥型罩向軸線靠攏形成射流，t=1.5 μs時，射流頭部速度達(dá)到最大，約為3124 m·s-1，射流基本形成。

侵徹陶瓷面板階段(1.5～3 μs): 射流作用于陶瓷面板時，受陶瓷底部反射拉伸波與射流壓縮波的共同作用，陶瓷板底部出現(xiàn)破碎并逐漸擴展形成陶瓷錐，隨著侵徹的繼續(xù)，陶瓷板破碎，后續(xù)射流受到陶瓷顆粒的干擾，形成振蕩射流，導(dǎo)致射流速度的下降。該階段中，裝甲結(jié)構(gòu)射流頭部速度降幅較大。

侵徹泡沫鋁夾層階段(3～5.5 μs): 侵徹泡沫鋁夾層時，隨著陶瓷面板的進(jìn)一步破碎，陶瓷碎片與射流壓縮泡沫鋁，使泡沫鋁變形。該階段中，隨著陶瓷板破碎程度的增加射流頭部速度降幅較小，且隨著泡沫鋁變形程度的增大降幅增大，此時鋁合金背板變形較小，主要以陶瓷面板、泡沫鋁夾芯層的變形損傷為主，對射流產(chǎn)生較大的干擾，同一時刻下，隨著泡沫鋁厚度的增加，射流頭部剩余速度先減小后增大。

侵徹鋁合金背板階段(5.5～8.5 μs): 背板主要起支撐作用，延遲了始于陶瓷界面拉伸失效的產(chǎn)生，避免陶瓷過早破碎和飛濺。隨著泡沫鋁完全密實化，鋁合金背板出現(xiàn)大變形直至穿透，該階段中，密實化的泡沫鋁及鋁合金背板起主要作用，射流速度下降幅度較小，整個侵徹過程中，泡沫鋁夾芯層厚度為2.4 mm時射流頭部剩余速度最小。

表2 不同厚度泡沫鋁的參數(shù)對比

Table 2 Comparison of the parameters of aluminum foam with different thickness

thickness/mmvD/m·s-1v′j/m·s-1E/J0．82033390．35851．61793310．40292．41603240．42653．21443400．35524．01373420．3547

圖2 陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲變形過程

Fig.2 Deformation process of the ceramic/aluminum foam/aluminum alloy composite armor

圖3 射流頭部剩余速度隨時間的變化曲線

Fig.3 Curves of change in residual velocity of jet head with time

4.2 不同蓋板厚度及布置方式下復(fù)合裝甲抗侵徹性能仿真研究

為研究不同蓋板厚度及布置方式對復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能的影響，設(shè)置如下方案，接觸式復(fù)合裝甲(陶瓷+泡沫鋁+鋁合金)總厚度為6.4 mm; 間隔式復(fù)合裝甲(陶瓷+空氣間隙+泡沫鋁+空氣間隙+鋁合金)總厚度為16.4 mm，其中兩層空氣間隙均為5 mm; 并且接觸式復(fù)合裝甲與間隔式復(fù)合裝甲的區(qū)別僅為在復(fù)合裝甲之間添加兩層空氣間隙。不同蓋板厚度及布置方式下仿真方案見表3與圖4、圖5。

表3 復(fù)合裝甲仿真方案

Table 3 Compound armor simulation program mm

圖4 接觸式復(fù)合裝甲模型結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.4 Schematic diagram of contact type composite armor model structure

圖5 間隔式復(fù)合裝甲模型結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.5 Schematic diagram of intermittent type composite armor model structure

當(dāng)線性聚能切割器侵徹陶瓷/泡沫鋁/鋁合金裝甲結(jié)構(gòu)時，圖6為泡沫鋁復(fù)合裝甲的變形過程(以侵徹間隔式復(fù)合裝甲，方案3為例)。

接觸式復(fù)合裝甲與間隔式復(fù)合裝甲之間的差距在于接觸式復(fù)合裝甲的各層裝甲之間沒有空氣層，而間隔式裝甲兩層材料之間有5 mm厚的空氣層。為了研究5 mm空氣層及前后板厚度差距對復(fù)合裝甲的抗射流侵徹性能的影響，引入比值t1/t2，t1為泡沫鋁復(fù)合裝甲面板厚度，t2為泡沫鋁復(fù)合裝甲背板厚度。對比分析了射流侵徹接觸式裝甲和間隔式裝甲后的射流頭部剩余速度的差距。具體數(shù)值見表4。

表4 空氣層對復(fù)合裝甲抗射流侵徹性能的影響

Table 4 Influence ofair layer on the penetration performance of composite armor

simulationprogramt1/t2residualvelocityofjet/m·s-1contacttypeintervalperformanceimprovement/%10．253683631．3620．333463421．1531．003082992．9241．503573531．1253．003783760．53

Note:t1/t2is the front-back plate thickness ratio.

由表4可知，當(dāng)復(fù)合裝甲布置方式相同，僅蓋板厚度不同時，隨著t1/t2值的增大，接觸式復(fù)合裝甲與間隔式復(fù)合裝甲的射流頭部剩余速度均先降低后增加，t1/t2=1時，兩者的射流頭部剩余速度均最小; 因此，合理配置陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲面、背板厚度對提高其抗侵徹性能有重要意義。

當(dāng)僅布置方式不同時，隨著t1/t2值的增大，間隔式復(fù)合裝甲較接觸式復(fù)合裝甲的性能提升百分比先增大后降低。t1/t2=1時，性能提升百分比最大，為2.92%;t1/t2=3時，性能提升百分比僅為0.53%; 由此可見，間隔式復(fù)合裝甲中的5 mm空氣層對多層復(fù)合裝甲的抗射流侵徹性能僅有較小的影響。

4.3 不同傾角下復(fù)合裝甲抗侵徹性能分析

為進(jìn)一步分析射流侵徹下復(fù)合裝甲傾角對其抗射流侵徹性能的影響，采用方案3中接觸式復(fù)合裝甲建立模型，復(fù)合裝甲傾角分別為0°、10°、20°、30°、45°，在復(fù)合裝甲后設(shè)置后效靶，后效靶為鋁合金，模擬時假設(shè)后效靶板無限大和無限厚。圖7與圖8為模型整體結(jié)構(gòu)示意圖，其中，聚能切割器與復(fù)合裝甲間距2 mm，復(fù)合裝甲傾角為θ，后效靶板與復(fù)合裝甲間距為5 mm。實驗中聚能切割器在2 mm炸高下侵徹鋁合金靶板，侵徹深度為7.23 mm。圖9為不同傾角時射流侵徹復(fù)合裝甲后的剩余穿深。

圖6 陶瓷/泡沫鋁/鋁合金(2.0 mm/2.4 mm/2.0 mm)受射流侵徹的變形及應(yīng)力分布

Fig.6 Deformation and stress distribution of 2.0 mm/2.4 mm/2.0 mm-ceramic/aluminum foam/aluminum alloy by jet penetration

圖7 射流與靶板結(jié)構(gòu)示意圖

Fig.7 Schematic diagram of jet and target plate

圖8 射流侵徹復(fù)合裝甲仿真模型圖

Fig.8 Simulation diagram of jet penetrating composite armor

圖9 不同傾角時后效靶板剩余穿深

Fig.9 Graph of surplus penetrable depth of residual target plate at different dip angle

裝甲傾角不同時，采用防護(hù)系數(shù)(空間防護(hù)系數(shù)Es、質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em、差分防護(hù)系數(shù)Δec)來評價復(fù)合裝甲的抗侵徹性能[14]。

(10)

(11)

(12)

式中，ρ1、ρ2分別為陶瓷面板、泡沫鋁夾芯層和鋁合金背板(后效靶板)的密度,g·cm-3;h0為線性聚能切割器基準(zhǔn)穿深，mm;hr為射流侵徹復(fù)合裝甲的剩余穿深,mm;h1、h2、h3分別為陶瓷面板、泡沫鋁芯層和鋁合金背板厚度，mm;θ為復(fù)合裝甲傾角,(°)。

不同傾角下復(fù)合裝甲的質(zhì)量防護(hù)系數(shù)Em、空間防護(hù)系數(shù)Es和差分防護(hù)系數(shù)Δec如圖10所示。

圖10 防護(hù)系數(shù)與傾角θ的關(guān)系

Fig.10 Relation of protection coefficient vs dip angleθ

由圖9與圖10可知，陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲的空間防護(hù)系數(shù)隨著傾角的增大而減小，即與復(fù)合裝甲等效的鋁合金靶板的厚度增加; 傾角為20°時差分防護(hù)系數(shù)最大，表明泡沫鋁夾芯材料在傾角為20°時，其材料性能對復(fù)合裝甲抗侵徹性能達(dá)到最優(yōu)，同時質(zhì)量防護(hù)系數(shù)最大，表明復(fù)合裝甲的整體抗侵徹性能最優(yōu); 因此，泡沫鋁復(fù)合裝甲隨著傾角的增大，裝甲結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能先增強后降低，在傾角為20°時，復(fù)合裝甲抗侵徹性能最優(yōu)。

復(fù)合裝甲對射流的不對稱力隨著傾角的增大而增加，泡沫鋁夾芯材料波阻抗較低，使應(yīng)力波在復(fù)合裝甲中傳播時陶瓷面板與鋁合金背板表面受到拉應(yīng)力作用發(fā)生變形，對射流進(jìn)行橫向切割，使射流發(fā)生偏轉(zhuǎn)，形成振蕩射流，降低其侵徹性能。隨著傾角的增大，裝甲結(jié)構(gòu)的等效厚度增大，應(yīng)力波作用時間增加，對陶瓷面板和鋁合金背板的單位作用力降低，從而對射流的干擾作用降低; 并且泡沫鋁夾芯層材料自身抗干擾性能在傾角大于20°后減弱。因此，復(fù)合裝甲抗侵徹性能并不隨著傾角增大而一直增大，在傾角為20°時，復(fù)合裝甲抗侵徹性能最優(yōu)。

5 結(jié) 論

對影響泡沫鋁復(fù)合裝甲抗侵徹性能的因素進(jìn)行理論分析，基于ANSYS/LS-DYNA軟件對該復(fù)合裝甲進(jìn)行了仿真模擬，對復(fù)合裝甲的防護(hù)性能進(jìn)行分析。得到以下結(jié)論:

(1)泡沫鋁作為夾芯層可充分降低陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲背板質(zhì)點速度，具有較強的抗侵徹性能。

(2)泡沫鋁夾芯層厚度對復(fù)合裝甲抗侵徹性能有較大的影響。當(dāng)復(fù)合裝甲傾角不變時，隨著泡沫鋁厚度的增大，復(fù)合裝甲背板質(zhì)點速度減小; 當(dāng)泡沫鋁夾層厚度為2.4 mm時，射流頭部剩余速度最低，復(fù)合裝甲能量吸收最多，抗侵徹性能最優(yōu)。

(3)陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲面、背板厚度對其抗射流侵徹性能有較大的影響。隨著t1/t2值的增大，接觸式復(fù)合裝甲與間隔式復(fù)合裝甲的射流頭部剩余速度均先降低后增加，t1/t2=1時，兩者的射流頭部剩余速度均最小，合理配置復(fù)合裝甲面、背板厚度對提高其抗侵徹性能有重要意義。當(dāng)僅布置方式不同時，間隔式與接觸式復(fù)合裝甲射流剩余速度沒有明顯區(qū)別，間隔式復(fù)合裝甲中的5 mm空氣層對多層復(fù)合裝甲的抗射流侵徹性能僅有較小的影響。

(4)傾角對復(fù)合裝甲抗侵徹性能有較大的影響。當(dāng)泡沫鋁厚度不變時，隨著復(fù)合裝甲傾角的增大，裝甲結(jié)構(gòu)的防護(hù)性能先增強后降低，在傾角為20°時，復(fù)合裝甲抗侵徹性能最優(yōu)。

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