7.62 mm穿甲子彈斜侵徹復(fù)合裝甲仿真研究

李小軍， 王維占， 張 銀， 雷文星， 陳智剛

(1. 軍事科學(xué)院防化研究院， 北京 102205； 2. 中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室， 山西 太原 030051； 3. 山西江陽(yáng)化工有限公司， 山西 太原 030041； 4. 晉西工業(yè)集團(tuán)有限責(zé)任公司防務(wù)裝備研究院， 山西 太原 030041)

陶瓷因其具有高硬度、高強(qiáng)度、耐腐蝕、高耐磨性和密度小等優(yōu)點(diǎn)，被廣泛用作裝甲防護(hù)材料。近年來(lái)，國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)陶瓷材料的抗侵徹特性從實(shí)驗(yàn)、理論和數(shù)值模擬等方面展開(kāi)了深入研究[1-11]，其中：陳斌等[7]對(duì)30 mm半穿甲彈斜侵徹陶瓷/鋼復(fù)合裝甲進(jìn)行了試驗(yàn)研究，獲知彈著角是影響穿甲彈毀傷效能的重要因素；王智慧等[8]對(duì)Al2O3基陶瓷抗彈性能因素進(jìn)行了數(shù)值仿真分析，發(fā)現(xiàn)提高Al2O3基陶瓷的剪切模量有望提高其抗侵徹性能；胡麗萍等[9-10]對(duì)不同厚度的陶瓷面板與鋼背板進(jìn)行了匹配研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)陶瓷面板厚度為10 mm時(shí)，隨著鋼背板厚度的增加，抗彈能力明顯提高，同時(shí)還對(duì)大傾角下陶瓷復(fù)合裝甲抗彈性能進(jìn)行了研究，獲知陶瓷復(fù)合裝甲防護(hù)系數(shù)隨厚度的增加而降低；郭英男[11]進(jìn)行了12.7 mm制式彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲的試驗(yàn)與數(shù)值模擬研究，發(fā)現(xiàn)當(dāng)制式彈彈著點(diǎn)在陶瓷板邊緣時(shí)，彈體姿態(tài)會(huì)發(fā)生傾斜入射。上述大都是基于中大口徑彈丸對(duì)陶瓷復(fù)合裝甲毀傷效應(yīng)的研究，而對(duì)于斜侵徹條件下小口徑7.62 mm制式穿甲子彈的侵徹特性研究相對(duì)較少。

為此，筆者在開(kāi)展7.62 mm穿甲子彈斜侵徹陶瓷復(fù)合裝甲試驗(yàn)的基礎(chǔ)上，利用ANSYS/LS-DYNA軟件進(jìn)行了數(shù)值模擬，著重分析了陶瓷復(fù)合裝甲斜置角度對(duì)7.62 mm穿甲子彈的破壞形式及其對(duì)陶瓷/Q235鋼板毀傷效能的影響，并對(duì)試驗(yàn)選定的陶瓷復(fù)合裝甲的防御能力進(jìn)行了初步測(cè)試，以期為深入陶瓷復(fù)合靶板防護(hù)性能研究提供參考。

1 試驗(yàn)與討論

1.1 試驗(yàn)條件與方法

對(duì)陶瓷復(fù)合靶板在不同斜置角度下對(duì)7.62 mm子彈的防御能力進(jìn)行試驗(yàn)研究。試驗(yàn)蓋板及背靶分別采用尺寸為150 mm×150 mm×1.2 mm和150 mm×150 mm×6.5 mm 的Q235鋼，中間靶采用150 mm×150 mm×5.2 mm的Al2O3陶瓷面板,蓋板、陶瓷面板及背靶之間采用纖維層進(jìn)行粘接。試驗(yàn)器材如圖1所示。

試驗(yàn)裝置布置如圖2所示，主要包括彈丸發(fā)射裝置、測(cè)速裝置、靶板和鋼制臺(tái)架等。

1.2 結(jié)果與討論

共進(jìn)行了12發(fā)7.62 mm制式彈侵徹陶瓷復(fù)合靶板試驗(yàn)，試驗(yàn)結(jié)果如表1所示，部分殘余彈丸回收式樣及對(duì)應(yīng)背靶出孔圖如圖3所示。

表1 試驗(yàn)結(jié)果

由表1可知：7.62 mm制式彈正侵徹時(shí)能穿透復(fù)合裝甲，靶板斜置角度為15°時(shí)，背靶鼓包出現(xiàn)瓣裂型破壞，未能穿透靶板，可見(jiàn)7.62 mm穿甲子彈對(duì)該陶瓷復(fù)合裝甲的彈道極限傾斜角度小于15°。由圖3(a)-(c)可知：當(dāng)復(fù)合靶板斜置角度為0°～30°時(shí)，并未發(fā)生跳彈現(xiàn)象，子彈鋼芯發(fā)生徑向侵蝕破壞，在鋼芯徑向斷裂處可見(jiàn)白色破碎的陶瓷碎渣；靶板斜置角度為15°和30°時(shí)，可發(fā)現(xiàn)鋼芯斜側(cè)方周向斷裂，嵌入角度與靶板斜置角度相互對(duì)應(yīng)，其中斜置角度為30°時(shí)鋼芯斜側(cè)方斷裂破壞有發(fā)生側(cè)向滑動(dòng)跳飛的趨勢(shì)。由圖3(d)可以看出：當(dāng)靶板斜置角度增加到45°時(shí)，子彈對(duì)靶板作用產(chǎn)生的沖擊波應(yīng)力在靶板法線方向的分量減小，同時(shí)受到垂直彈頭部的轉(zhuǎn)動(dòng)力矩增加，彈丸發(fā)生跳彈現(xiàn)象，鋼芯在蓋板和陶瓷面板的作用下受到剪切破壞。

2 數(shù)值模擬

2.1 模型建立與參數(shù)選取

基于上述試驗(yàn)研究，數(shù)值模擬中的復(fù)合靶板采用與試驗(yàn)相同結(jié)構(gòu)的陶瓷復(fù)合靶板，定義復(fù)合裝甲斜置角度θ為子彈軸線方向與靶板法線方向夾角。利用TUREGRID軟件建立有限元模型，為節(jié)約計(jì)算時(shí)間，采用 1/2 結(jié)構(gòu)建立三維有限元模型，并在1/2模型的對(duì)稱面上設(shè)置對(duì)稱約束條件。計(jì)算網(wǎng)格均采用Solid164八節(jié)點(diǎn)六面體單元，7.62 mm制式彈及復(fù)合靶板采用Lagrange算法，二者之間的接觸作用采用面-面接觸算法，并在模型的邊界節(jié)點(diǎn)上施加壓力流出邊界條件，避免壓力在邊界上的反射。利用ANSYS/LS-DYNA 軟件對(duì)7.62 mm制式彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬。圖4為有限元網(wǎng)格模型。

本文算例中，制式彈被甲材料采用H90銅，鋼芯采用高碳鋼，鉛套采用金屬鉛。所有金屬材料模型均采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程，Al2O3陶瓷面板采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS材料模型，陶瓷材料參數(shù)如表2所示,材料性能參數(shù)如表3所示。

表2 陶瓷材料參數(shù)

表3 材料性能參數(shù)

2.2 斜置角度影響分析

調(diào)整復(fù)合裝甲的斜置角度依次為0°、15°、30°、45°、50°、60°、75°，對(duì)制式彈以720 m/s速度侵徹復(fù)合裝甲過(guò)程進(jìn)行數(shù)值模擬，并對(duì)彈丸剩余質(zhì)量、速度、動(dòng)能等性能參數(shù)進(jìn)行分析。7.62 mm子彈對(duì)斜置靶板的侵徹結(jié)果如表4所示,不同斜置角度下7.62 mm子彈及靶板毀傷形態(tài)如圖5所示，彈丸剩余質(zhì)量和背靶侵深隨斜置角度變化曲線分別如圖6、7所示。

由圖5可以看出：隨著靶板斜置角度的增大，穿甲子彈經(jīng)歷了貫穿靶板、嵌入靶板、側(cè)滑移乃至跳彈的過(guò)程，子彈鋼芯也由最初的頭部質(zhì)量侵蝕向斜側(cè)方塑性變形的趨勢(shì)變化。

表4 7.62 mm子彈對(duì)斜置靶板侵徹的結(jié)果

由圖6和表4可知：隨著陶瓷復(fù)合靶板斜置角度的增大，穿甲子彈剩余質(zhì)量逐漸增加。分析其原因?yàn)椋弘S著靶板斜置角度的增大，子彈侵徹靶板的等效厚度增大，同時(shí)子彈對(duì)靶板的沖擊應(yīng)力在垂直彈軸方向發(fā)生分解，但碰撞點(diǎn)處彈丸頭部所受壓力與彈丸速度相關(guān)，接近定值，故子彈整體相對(duì)于質(zhì)心所受轉(zhuǎn)動(dòng)力矩增大，更易發(fā)生偏轉(zhuǎn)滑移現(xiàn)象，進(jìn)而子彈用于垂直侵徹侵蝕自身質(zhì)量所需要的動(dòng)能逐漸減小，故子彈剩余質(zhì)量逐漸增大。

由圖7和表4可知：復(fù)合裝甲背靶侵深隨著靶板斜置角度的增大而減小。與上述原因相同，子彈對(duì)靶板的沖擊應(yīng)力在垂直彈軸方向發(fā)生分解，子彈整體相對(duì)于質(zhì)心所受轉(zhuǎn)動(dòng)力矩增大，進(jìn)而子彈用于垂直侵徹的動(dòng)能分量減小，從而背靶侵深減小。

上述研究規(guī)律在0°～45°范圍內(nèi)試驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果雖然存在一定的偏差，但其質(zhì)量和背靶侵深變化規(guī)律相同，說(shuō)明數(shù)值模擬具有一定可靠性。

基于上述數(shù)值模擬中復(fù)合靶板斜置角度對(duì)子彈剩余質(zhì)量和背靶侵深影響規(guī)律的可靠性，筆者通過(guò)數(shù)值模擬進(jìn)一步研究了穿甲子彈余速、彈道極限和子彈偏轉(zhuǎn)角度隨斜置角度變化的關(guān)系，如圖8-10所示。

由圖8可知：隨著靶板斜置角度的增大，彈芯余速先減小后增大，這是因?yàn)榇怪鼻謴貢r(shí)子彈擊穿靶有一定的靶后存速，斜置角度為15°時(shí)，子彈嵌入靶板并未擊穿靶板，速度為0，而靶板斜置角度為30°～75°時(shí)，子彈因轉(zhuǎn)動(dòng)力矩的增大而發(fā)生一定速度的跳彈現(xiàn)象，且跳彈速度越來(lái)越大。

由圖9可知：隨著靶板斜置角度的增大，靶板的等效厚度增加，故彈道極限也隨之增加，且呈指數(shù)型增加。

由圖10可知：隨著靶板斜置角度的增大，子彈偏轉(zhuǎn)角度先增大后減小，當(dāng)子彈對(duì)靶板斜侵徹時(shí)，子彈所受軸向與垂直軸向的阻力迫使子彈在穿甲過(guò)程中發(fā)生彈軸姿態(tài)的偏轉(zhuǎn)；當(dāng)子彈發(fā)生跳彈現(xiàn)象時(shí)，子彈入射角度與跳彈的反射角度具有相關(guān)性，與光線的平面反射原理近似，靶板斜置角度越大即入射角度越大，反射角度也越大，即偏轉(zhuǎn)角度越?。划?dāng)靶板斜置角度超過(guò)子彈的極限著靶角度時(shí)，子彈發(fā)生跳彈且此時(shí)子彈偏轉(zhuǎn)角度最大，隨著靶板斜置角度的增大，子彈偏轉(zhuǎn)角度逐漸減小。

3 結(jié)論

1) 本文數(shù)值模擬計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)結(jié)果具有較好的一致性，表明本研究所選取的材料參數(shù)具有一定的可靠性。

2) 隨著靶板斜置角度的增大，7.62 mm穿甲子彈對(duì)復(fù)合靶板的毀傷威力逐漸降低，彈道極限呈指數(shù)型增加，彈道偏轉(zhuǎn)角度先增大后減小，且子彈鋼芯的損傷形態(tài)由垂直侵蝕向傾斜侵蝕變化。

3) 穿甲子彈對(duì)陶瓷復(fù)合裝甲的極限穿透斜置角度為0°～15°，復(fù)合靶板主要以背板鼓包的變形方式對(duì)其進(jìn)行有效防御。