TC動能彈斜侵徹復(fù)合裝甲的數(shù)值模擬分析

李小軍，李 偉，王維占，楊寶良，陳智剛，趙太勇，印立魁

(1.軍事科學(xué)研究院 防化研究院， 北京 102205； 2.中北大學(xué) 地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室，太原 030051；3.西安現(xiàn)代控制技術(shù)研究所, 西安 710065)

陶瓷因為其高硬度、高強度、耐腐蝕、高耐磨性和密度小等優(yōu)點，被廣泛用作裝甲防護材料。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對陶瓷材料的抗侵徹特性從實驗、理論分析、數(shù)值模擬等方面展開深入的研究[1-6]。與此同時，新型動能彈丸侵徹技術(shù)也在同步發(fā)展，針對陶瓷高速侵徹技術(shù)，國內(nèi)外學(xué)者結(jié)合陶瓷抗彈機理進(jìn)行了大量的理論與實驗研究。李鴿等[7]展開了14.5 mm TC動能彈侵徹陶瓷復(fù)合靶的實驗研究，得出TC動能彈對陶瓷復(fù)合裝甲的侵徹能力明顯優(yōu)于制式彈；胡迪奇等[8-11]進(jìn)行了TC復(fù)合彈侵徹多層A3鋼靶及陶瓷復(fù)合裝甲的試驗與仿真研究，發(fā)現(xiàn)TC彈頭可較好地保護彈芯，其侵徹效能優(yōu)于傳統(tǒng)制式彈；易榮成等[12-14]針對陶瓷復(fù)合彈的結(jié)構(gòu)性能及對靶板的沖擊特性開展研究，發(fā)現(xiàn)TC彈丸的初速及結(jié)構(gòu)特性對目標(biāo)毀傷有重要影響。

上述研究多是基于正侵徹下陶瓷彈體對陶瓷復(fù)合靶板破壞研究，受戰(zhàn)爭環(huán)境諸多因素影響，斜侵徹條件下對復(fù)合靶板破壞狀況較多，故研究TC動能彈斜侵徹陶瓷復(fù)合靶板對深入陶瓷復(fù)合靶板防護性能研究具有一定的現(xiàn)實意義。

本文在14.5 mm TC動能彈及制式彈正侵徹陶瓷復(fù)合裝甲試驗的基礎(chǔ)上，利用AUTODYN軟件進(jìn)行動能彈穿甲過程數(shù)值模擬，研究7.62 mm TC動能彈對不同斜置角度下陶瓷復(fù)合靶毀傷效能，并與7.62 mm制式彈侵徹威力進(jìn)行比較。最后分析并對比了TC動能彈與制式彈對不同斜置角度下陶瓷復(fù)合靶的彈道極限規(guī)律。研究結(jié)論可為彈丸優(yōu)化設(shè)計提供參考依據(jù)。

1 研究現(xiàn)狀

依托中北大學(xué)地下目標(biāo)毀傷技術(shù)國防重點學(xué)科實驗室開展的14.5 mm TC動能彈[7]與制式彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲的試驗結(jié)果展開研究分析，試驗與數(shù)值模擬靶板破壞圖及彈丸殘體圖如圖1、圖2所示。

圖1 14.5 mm制式彈

圖2 14.5 mm TC動能彈

由圖1、圖2可知，基于SPH方法數(shù)值模擬結(jié)果與試驗結(jié)果較為符合，驗證了基于SPH方法數(shù)值模擬的可靠性?？芍猅C動能彈可較好地保護彈芯的完整性，且相對于制式彈能提高對復(fù)合裝甲的侵徹威力。基于上述研究結(jié)果，開展了7.62 mm TC動能彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲的數(shù)值模擬研究，將7.62 mm制式彈頭部改換為形狀一致的氧化鋯陶瓷彈頭，以與制式彈相同的動能侵徹不同斜置角度下陶瓷復(fù)合裝甲，分析其毀傷效能。同時對不同斜置角度復(fù)合裝甲的彈道極限進(jìn)行研究。

2 TC動能彈與制式彈計算方案

本研究采用總厚度為12 mm的復(fù)合裝甲，由陶瓷面板、背靶組成，其對應(yīng)厚度分別為H1=6 mm、H2=6 mm，背靶材料選用603裝甲鋼，表面靶選用Al2O3陶瓷面板。定義復(fù)合裝甲斜置角度為子彈軸線方向與靶板法線方向夾角θ。圖3為動能彈結(jié)構(gòu)示意圖。

圖3 7.62 mm制式彈及TC動能彈結(jié)構(gòu)示意圖

采用TUREGRID軟件建立有限元模型，為節(jié)約計算時間，采用1/2結(jié)構(gòu)建立三維有限元模型，并設(shè)置對稱約束條件于1/2模型的對稱面上。計算網(wǎng)格均采用Solid164八節(jié)點六面體單元，7.62 mm子彈及陶瓷面板采用SPH算法，并在模型的邊界粒子上施加壓力流出邊界條件，等效為周向應(yīng)力約束效應(yīng)[15-16]。本文算例中，制式彈被甲材料采用H90銅，鋼芯采用35CrMnSi鋼，鉛套采用金屬鉛。所有金屬材料模型都采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN狀態(tài)方程，TC彈頭采用ZrO2增韌陶瓷材料，，其與Al2O3陶瓷面板采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS材料模型,材料參數(shù)見文獻(xiàn)[9]。其他材料參數(shù)具體參見文獻(xiàn)[17-18]。

3 計算分析

3.1 數(shù)值模擬

通過調(diào)整復(fù)合裝甲的斜置角度依次為0° 、5°、10°、15°、20°、25 °、30°、35°、40°、45°。以制式彈為基準(zhǔn)，保證兩者動能相同，對制式彈以850 m/s的速度，TC動能彈以900 m/s的速度，侵徹復(fù)合裝甲過程展開數(shù)值模擬，并對數(shù)值模擬結(jié)果中的鋼芯偏轉(zhuǎn)角度，背靶侵深及彈道極限等性能參數(shù)進(jìn)行分析。

由表1結(jié)合圖4～圖6可知，在復(fù)合靶板斜置角度45°范圍內(nèi)時，TC動能彈對復(fù)合靶的侵徹效能即對背靶的侵深明顯高于制式彈，隨著斜置角度的增加，TC彈頭對陶瓷面板的法向沖擊力逐漸減小，且由于陶瓷抗剪特性較差，TC彈頭由壓縮斷裂逐漸向剪切斷裂趨勢變化，其對陶瓷面板的破壞程度降低，當(dāng)斜置角度大于30°時，TC動能彈整體侵徹威力快速減小，其較小速率遠(yuǎn)大于制式彈； TC動能彈鋼芯完整度要高于制式彈，這是因為TC彈頭避免了鋼芯與陶瓷面板的直接接觸，減小了其質(zhì)量侵蝕。TC動能彈和制式彈對陶瓷復(fù)合靶板的彈道極限隨斜置角度的增加均呈指數(shù)型增加，TC動能彈的增加速率小于制式彈，可見靶板斜置角度在一定范圍內(nèi)時，改用TC彈頭利于侵徹能力的提高。

表1 7.62 mm TC動能彈/制式彈對斜置靶板的侵徹結(jié)果

注：θ為靶板斜置角度，h為背靶侵深，Φ為彈丸鋼芯偏角，V50為彈道極限(定義：嵌入靶板的最大速度與貫穿靶板的最小速度的平均值)

圖4 斜置角度-彈芯偏角關(guān)系

圖5 斜置角度-背靶侵深的關(guān)系

圖6 斜置角度-彈道極限關(guān)系

由圖7和圖8可知，TC動能彈鋼芯較制式彈鋼芯完整，因其鋼芯的尖卵型頭部較為完整，對背靶的侵徹多為嵌入型開孔形態(tài)，而制式彈對背靶的破壞多為隆起鼓包型形態(tài)。TC動能彈在靶板斜置角度為45°時，發(fā)生跳彈現(xiàn)象，而制式彈在靶板斜置角度為35°時，發(fā)生跳彈現(xiàn)象，可見TC動能彈較制式彈在同一靶板斜置角度下發(fā)生跳彈的概率更小。對比TC動能彈與制式彈鋼芯偏轉(zhuǎn)角度也可知，隨靶板斜置角度的增加，兩種彈丸鋼芯近似指數(shù)型增加，制式彈鋼芯偏角增大速率大于TC動能彈，靶板斜置角度大于30°時，制式彈鋼芯偏角大于TC動能彈。由此可知，靶板斜置角度在一定范圍內(nèi)，采用TC彈頭不僅能保護鋼芯完整度，提高對復(fù)合靶的侵徹威力，且能降低其穿靶偏轉(zhuǎn)角度，進(jìn)而降低跳彈概率。

圖7 靶板不同斜置角度下的破壞圖(TC彈)

圖8 靶板同斜置角度下破壞圖(制式彈)

3.2 理論分析

當(dāng)彈丸以較高的速度撞擊靶板時，在沒有發(fā)生沖擊相變的相當(dāng)寬的壓力范圍內(nèi)，撞擊點處形成了一個很高的壓力區(qū)，根據(jù)撞擊時的動量守恒定律和界面上的連續(xù)條件，在撞擊點的壓力可以表示為[10]：

PP=ρP(αP+bPuP)uP

(1)

Pc=ρc(αc+bcuc)uc

(2)

由牛頓第三定律可知：

Pc=PP

(3)

其中：PP、uP分別為作用在彈丸上的沖擊壓力和質(zhì)點速度；Pc、uc分別為作用在陶瓷面板上的沖擊壓力和質(zhì)點速度；aP、bP和ac、bc分別為彈丸和陶瓷面板的Hugoniot材料參數(shù)[11-15]，如表2所示。而撞擊界面上的真實速度為

vP=uP+uc

(4)

式中，vP為彈丸的著靶速度。

表2 Hugoniot材料參數(shù)

由式(1)、式(3)、式(4)可求解

(5)

其中

A=ρcbc-ρPbP

B=-(2ρcβcυp+ρPaP+ρcac)

C=(ρcbcυp+ρcac)vP

利用式(1)、式(3)、式(5)可分別求解當(dāng)制式彈撞擊RHA與陶瓷復(fù)合靶時作用在彈丸上的壓力。

在TC彈與制式彈動能相同的條件下，利用式(1)～式(5)計算可求出彈丸撞擊陶瓷面板的沖擊應(yīng)力，TC彈比制式彈高出1.56 GPa，可見TC彈對陶瓷復(fù)合靶板具有較好的毀傷優(yōu)勢。

4 結(jié)論

1) TC動能彈不僅能夠減小子彈鋼芯穿靶偏轉(zhuǎn)角度，提高彈道準(zhǔn)直性，且能夠降低跳彈概率，增加對陶瓷復(fù)合靶板的毀傷應(yīng)力。

2) TC動能彈與制式彈對陶瓷復(fù)合裝甲的彈道極限均呈指數(shù)型增長，且TC動能彈的增加速率低于制式彈。