黃燕玲 吳衛(wèi)國 李曉彬 徐雙喜 孔祥韶

1武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063

2高速船舶工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢 430063

爆炸破片侵徹鋼／陶瓷／鋁復(fù)合板的數(shù)值計(jì)算研究

黃燕玲1，2吳衛(wèi)國1，2李曉彬1徐雙喜1孔祥韶1

1武漢理工大學(xué) 交通學(xué)院，湖北 武漢 430063

2高速船舶工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢 430063

陶瓷復(fù)合裝甲具有優(yōu)良的抗彈性能，合理設(shè)置復(fù)合靶板各層厚度有利于提高其抗彈性能。文章采用非線性動(dòng)力學(xué)程序AUTODYN，模擬了直徑為8mm的圓柱形破片對(duì)鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的侵徹過程，分析侵徹過程中靶板的破壞機(jī)理。通過一系列模擬，分析鋼面板厚度、陶瓷層厚度以及鋁背板厚度對(duì)復(fù)合靶板抗侵徹性能的影響，研究表明在面密度一定時(shí)，減小面板厚度，增加陶瓷和鋁背板厚度對(duì)復(fù)合靶板的抗彈性能有明顯提高。

復(fù)合靶板；抗侵徹性能；數(shù)值計(jì)算；爆炸破片

1 引言

陶瓷復(fù)合裝甲具有優(yōu)良的抗彈性能，廣泛應(yīng)用于軍事中。近幾年，由高強(qiáng)度鋼和裝甲陶瓷組成的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，不僅應(yīng)用在坦克防護(hù)上，而且還應(yīng)用在航空、航天和艦船等其它防護(hù)設(shè)備上，它的應(yīng)用范圍越來越廣泛。復(fù)合裝甲的抗穿甲的能力主要與多層靶板的厚度比例、材料的性質(zhì)、鋼板的分布、夾層結(jié)構(gòu)的材料、厚度、結(jié)構(gòu)形式及其放置的傾角有關(guān)。20世紀(jì)60年代末Wilkins等提出陶瓷／金屬防彈結(jié)構(gòu)，并用7.62mm穿甲子彈對(duì)其防彈性能進(jìn)行了試驗(yàn)研究。此后，許多學(xué)者對(duì)陶瓷復(fù)合靶板的防彈性能和機(jī)理進(jìn)行了大量試驗(yàn)研究［1－5］。 且發(fā)現(xiàn)復(fù)合多層靶板中，靶板的不同配置對(duì)其抗彈性影響較大。杜忠華等［6］采用理論分析與試驗(yàn)方法相結(jié)合，分析了陶瓷層和玻璃鋼厚度對(duì)復(fù)合靶板抗彈性能的影響。Lopez－Puente 等［7］通過實(shí)驗(yàn)和數(shù)值仿真研究了陶瓷／鋁復(fù)合靶板中粘合層厚度對(duì)抗沖擊性能的影響。

本文采用數(shù)值計(jì)算方法研究了柱形破片對(duì)不同面板厚度、陶瓷層厚度以及背板厚度的鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的侵徹性能，分析破片對(duì)靶板的破壞機(jī)理，得出復(fù)合靶板防護(hù)能力與各層厚度的變化規(guī)律。

2 侵徹模型

根據(jù)文獻(xiàn)［7］選取破片尺寸，采用直徑為8 mm，長度為20 mm的平頭柱形破片，其材料為鋼材。沖擊速度為1 500m／s。靶板面板為鋼，中間層為陶瓷，背板為鋁，各層之間用環(huán)氧樹脂粘結(jié)，厚度為0.3mm。因結(jié)構(gòu)形狀和荷載的對(duì)稱性，取1／4模型進(jìn)行數(shù)值計(jì)算分析。實(shí)際建模時(shí)靶板平面尺寸為100 mm×100 mm。靶板、破片均采用Lagrange實(shí)體單元進(jìn)行離散。靶板四周施加固定邊界條件。彈、靶有限元計(jì)算模型如圖1所示。

3 材料模型

在數(shù)值計(jì)算中，材料模型的類型和參數(shù)對(duì)數(shù)值模擬的準(zhǔn)確性至關(guān)重要。在數(shù)值計(jì)算中涉及的材料有鋼、陶瓷、鋁和環(huán)氧樹脂。

在穿甲過程中，破片會(huì)出現(xiàn)墩粗和大的塑性變形，其材料的力學(xué)性能會(huì)受到應(yīng)變率的影響，與準(zhǔn)靜態(tài)情況下的力學(xué)性能相比有較大差異，另外考慮溫度對(duì)材料的影響，采用由Johnson和Cook提出的Johnson-Cook本構(gòu)模型及失效判據(jù)［8］。具體形式為：

Johnson-Cook失效模型應(yīng)用了累計(jì)損傷的概念來考慮溫度、應(yīng)變和應(yīng)變率效應(yīng)。單元的損傷度定義為：

式中，D為某個(gè)單元的損傷，當(dāng)D=1.0時(shí)材料失效；Δεp為塑性應(yīng)變?cè)隽浚沪舊為當(dāng)前應(yīng)力、應(yīng)變率和溫度下的破壞應(yīng)變。失效應(yīng)變?chǔ)舊定義為：

表1 鋼材的Johnson-Cook材料模型常數(shù)

陶瓷采用用于描述陶瓷等脆性材料在高速侵徹條件下斷裂損傷的JH-2材料模型［9］，模型主要包括了對(duì)材料的強(qiáng)度、壓力和損傷的變化關(guān)系的描述，通過這3部份關(guān)系的耦合，模型可描述完整材料和破碎材料在載荷作用下的響應(yīng)。

陶瓷材料的強(qiáng)度包括完整材料的強(qiáng)度和破碎材料的強(qiáng)度兩種，根據(jù)損傷的變化將它們統(tǒng)一表述為：

在JH-2模型中，材料未受損傷時(shí)的強(qiáng)度St*為：

材料的破壞強(qiáng)度Sf*為：

D為材料的損傷參數(shù)，代表材料的積累損傷，定義如下：

在恒定壓力下的破壞塑性應(yīng)變定義如下：

式中，A，B，C，M，N，D1，D2為 JH-2 材料模型常數(shù)，P*為標(biāo)準(zhǔn)化壓力，T*為標(biāo)準(zhǔn)化最大拉伸靜水壓力。具體參數(shù)見表2。

表2 氧化鋁的JH-2材料模型常數(shù)

對(duì)于鋁這種延展性好的材料，受到大的應(yīng)變率時(shí)采用Steinberg-Guinan強(qiáng)度模型和Mie-Gruneisen狀態(tài)方程。

Steinberg－Guinan強(qiáng)度模型假定剪切模量G隨著壓力增加而隨著溫度減小，具體表達(dá)式如下：

式中，G0和 T0為參考的剪切模量和溫度；G′P和 G′T為材料常數(shù)；P 為壓力；T 為溫度；k＝ ρ／ρ0。

屈服應(yīng)力Y隨壓力、溫度和有效塑性應(yīng)變?chǔ)舙的關(guān)系如下：

且必須滿足以下關(guān)系：

式中，Y0為參考的屈服應(yīng)力；Y′P、β 和 n 為材料常數(shù)。

Mie－Gruneisen狀態(tài)方程中壓力P，指定的體積ν＝1／ρ和內(nèi)能e有如下關(guān)系：

式中，Γ為Gruneisen系數(shù)，定義如下：

式中，Γ0為參考值，Pr和er分別為雨貢紐壓力和內(nèi)能，它們作為參考曲線。

式中，c0為聲速；S為材料常數(shù)。

環(huán)氧樹脂相對(duì)于其他材料強(qiáng)度很低，所以被認(rèn)為是一種抵抗高壓的流體。它也采用Mie－Gruneisen狀態(tài)方程。鋁和環(huán)氧樹脂材料的具體參數(shù)［7］見表 3。

表3 鋁和環(huán)氧樹脂的材料模型常數(shù)

4 數(shù)值計(jì)算結(jié)果分析

4.1 破壞機(jī)理分析

本文根據(jù)有限元計(jì)算結(jié)果結(jié)合文獻(xiàn)［10］的理論分析和試驗(yàn)研究，把破片侵徹鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的過程分為以下幾個(gè)階段（圖2）：

第1階段：當(dāng)破片與靶板初始接觸時(shí)，由于破片的速度很大，產(chǎn)生的接觸應(yīng)力也很大，使破片頭部和接觸靶板附近區(qū)域迅速發(fā)生變形，形狀近似為弧形；隨著侵徹的深入，破片頭部變形加大，接觸區(qū)域產(chǎn)生高溫高壓，此區(qū)域附近的靶板介質(zhì)近似成流體變化，并向周圍擴(kuò)散形成擴(kuò)孔。隨著破片的進(jìn)一步侵入，抗侵入力之和大于靶塞，直至沖塞塊完全形成，并與破片一起向前運(yùn)動(dòng)。

第2階段：陶瓷破碎錐的形成。陶瓷靶板受到?jīng)_塞塊和破片的撞擊時(shí)，接觸面的壓力迅速增長，并迅速向板背面和四周傳播壓縮應(yīng)力波。由于壓縮應(yīng)力大于陶瓷材料的斷裂應(yīng)力，接觸界面周圍的陶瓷材料將碎裂，產(chǎn)生粉末狀破壞；當(dāng)壓縮應(yīng)力波到達(dá)陶瓷層背面時(shí)，由于陶瓷與背板波阻抗的差異，壓縮應(yīng)力波被邊界反射，產(chǎn)生拉伸應(yīng)力波，將使陶瓷層與背板接觸區(qū)域內(nèi)的陶瓷材料承受較大的拉應(yīng)力。由于陶瓷材料抗拉強(qiáng)度遠(yuǎn)小于抗壓強(qiáng)度，在陶瓷材料中沿撞擊方向出現(xiàn)拉伸裂紋并逐漸擴(kuò)展，同時(shí)靶板上下表面由邊界反射回的拉伸應(yīng)力波的作用也出現(xiàn)裂紋并不斷向四周擴(kuò)展。經(jīng)多次反射，拉伸應(yīng)力波不斷由陶瓷層背面向破片方向傳播，沿波的傳播路徑，陶瓷材料的損傷程度不斷增大。并最終演化為陶瓷破碎錐（圖3）。

第3階段：變形的圓柱破片，沖塞塊連同形成的陶瓷錐一起作用在鋁背板上，使鋁背板產(chǎn)生鼓包變形和穿透。

4.2 鋼面板厚度對(duì)抗穿甲性能的影響

為探討鋼面板厚度對(duì)抗穿甲性能的影響，仿真過程中陶瓷層厚度為7 mm，鋁背板厚度為3 mm， 鋼面板厚度分別為 1 mm、3 mm、5 mm、7 mm、9mm。仿真結(jié)果如表4。

表4 鋼面板厚度變化時(shí)復(fù)合靶板抗彈仿真數(shù)據(jù)

在靶板陶瓷層厚度與鋁背板厚度不變時(shí)，從圖4剩余速度與面板厚度變化曲線可知：隨著面板厚度增加，彈體的剩余速度減小，且兩者并非線性關(guān)系。即隨著面板厚度的增加，靶板的抗穿甲性能增強(qiáng)；當(dāng)面板的厚度小于5 mm時(shí)，復(fù)合靶板的抗侵徹性能優(yōu)于等面密度的普通鋼板，且面板厚度越小時(shí)，這種優(yōu)越性越突出。因此為突出復(fù)合靶板靶板抗穿甲性能的優(yōu)越性，在配置復(fù)合靶板時(shí)應(yīng)盡量減小面板厚度。

4.3 陶瓷層厚度對(duì)抗穿甲性能的影響

為進(jìn)一步探討陶瓷層厚度對(duì)抗穿甲性能的影響，仿真過程中鋼面板厚度為1 mm，鋁背板厚度為3mm，陶瓷層厚度分別為3mm、5mm、7mm、9 mm、11mm。仿真結(jié)果如表5。

表5 陶瓷層厚度變化時(shí)復(fù)合靶板抗彈仿真數(shù)據(jù)

在面板和鋁背板厚度不變時(shí)，從圖5中剩余速度與陶瓷層厚度變化曲線可知：復(fù)合靶板的抗侵徹性能優(yōu)于等面密度的普通鋼靶板；且復(fù)合靶板的抗侵徹性能隨陶瓷層厚度的增加而加強(qiáng)，但兩者并非線性變化。當(dāng)陶瓷層厚度小于7mm時(shí)，破片的剩余速度下降迅速，當(dāng)陶瓷層厚度大于7 mm時(shí)，破片的剩余速度也下降，但降低幅度比較緩慢。因此從經(jīng)濟(jì)上考慮，在配置復(fù)合靶板時(shí)可選陶瓷層厚度為7mm。

4.4 背板厚度對(duì)抗穿甲性能的影響

在面板和陶瓷層厚度配置較優(yōu)時(shí)，改變鋁背板厚度，探究其對(duì)抗穿甲性能的影響。仿真中鋼面板厚度為1mm，陶瓷層厚度為7mm，鋁背板厚度分別為 3mm、5mm、7mm、9mm、11mm（表 6）。

表6 鋁背板厚度變化時(shí)復(fù)合靶板抗彈仿真數(shù)據(jù)

在面板和陶瓷層厚度不變時(shí)，從圖6的剩余速度與背板厚度變化曲線可知：復(fù)合靶板的抗侵徹性能隨鋁背板厚度的增加而加強(qiáng)，但兩者也并非線性變化。當(dāng)鋁背板厚度小于9mm時(shí)，破片的剩余速度迅速下降；復(fù)合靶板的抗侵徹性能隨背板厚度的增加而越優(yōu)于等面密度的鋼板。當(dāng)鋁背板厚度大于9mm時(shí)，破片的剩余速度也下降，但降低幅度比較緩慢；因此從經(jīng)濟(jì)上考慮，在配置復(fù)合靶板時(shí)可選鋁背板厚度為9mm。

5 結(jié)論

通過一系列的仿真對(duì)比分析得到以下結(jié)論：

1）面板厚度，陶瓷層厚度與背板厚度對(duì)復(fù)合靶板的抗侵徹性能相差較大。

2）復(fù)合靶板的抗侵徹性能與等面密度的普通鋼板對(duì)比發(fā)現(xiàn)：陶瓷層厚度與背板厚度對(duì)鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的抗侵徹性能影響最大，面板厚度對(duì)鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的抗侵徹性能影響相對(duì)較?。辉诿婷芏纫欢〞r(shí)，增加復(fù)合靶板背板厚度比增加復(fù)合靶板面板厚度能更好地提高復(fù)合靶板的抗侵徹性能。即在設(shè)計(jì)復(fù)合靶板時(shí)應(yīng)注意鋼面板厚度不能過厚，只要能防止碎裂的陶瓷片反向噴出即可，中間陶瓷層厚度也不能過厚，因?yàn)槊姘搴吞沾蓪雍穸冗^厚相應(yīng)增加了復(fù)合靶板的面密度，使背板厚度增加的余量減小，因此適當(dāng)增加背板厚度，減小面板厚度可以提高鋼／陶瓷／鋁復(fù)合靶板的抗侵徹性能。

3）對(duì)于復(fù)合靶板受到質(zhì)量為7.85 g，速度為1 500m／s的圓柱形破片的撞擊時(shí)，從經(jīng)濟(jì)上綜合考慮采用1 mm鋼面板／7 mm陶瓷／9 mm鋁背板的復(fù)合靶板具有較好的防護(hù)效果。

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Numerical Calculation of Exp losion Fragment Penetrating Compound Target

H uang Yan－ling1，2 W u Wei－guo1，2 L i Xiao－bin1 Xu Shuang－xi1 K ong Xiong－shao1
1 School of Transportation，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China
2 Key Laborarory of High Speed Ship Engineering， the Ministry of Education， Wuhan 430063，China

The anti－bullet property of the ceramic composite armor can be improved by properly setting the thickness of each layer in the composite plate.The performance of 8mm diameter cylindrical fragment penetrating the compound target of steel／ceramic／aluminum was simulated by the dynamic nonlinear process AUTODYN，and the failure of compound target in the penetration processwas analyzed.Through analyzing the influence of the thickness of front plate， the ceramic tile and rear plate on the anti－penetration properties of the compound target， itwas found that when the surface density was constant， reducing the thickness of the front plate or increasing the thickness of the ceramic tile and rear plate could greatly improve the anti－bullet property.

compound target； anti－penetration； numerical calculation； explosion fragment

O385

A

1673－3185（2010）04－27－05

10.3969/j.issn.1673-3185.2010.04.006

2009－09-21

國防基礎(chǔ)研究項(xiàng)目（A1420080184）

黃燕玲（1985－），女，碩士研究生。研究方向：結(jié)構(gòu)安全性與可靠性。E-mail：hyanling1009＠126.com

吳衛(wèi)國（1960－），男，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)及計(jì)算機(jī)仿真