劉 迪,肖 依,江旭偉,李 紅, 俞鳴明,任慕蘇,孫晉良

(上海大學(xué)材料科學(xué)與工程學(xué)院,上海200444)

設(shè)計輕型復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)時,會根據(jù)具體需求綜合考慮材料重量、厚度、成本、防護能力等因素.相對于傳統(tǒng)的單一防彈結(jié)構(gòu)體系,陶瓷材料結(jié)合復(fù)合材料組成的硬-軟復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)體系在面臨小口徑彈藥沖擊時,更加有利于彈片的鈍化和吸收.這種復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)在減輕裝甲質(zhì)量的同時,可有效防護小口徑子彈、高速破片等的侵徹沖擊[1].目前,在子彈、破片高速侵徹防護領(lǐng)域,已研究出了多種不同的防護材料,并根據(jù)侵徹機理的不同,相應(yīng)地優(yōu)化了結(jié)構(gòu)設(shè)計,旨在以更輕量化的組合方式達到更優(yōu)異的防護性能.

Al2O3,B4C,SiC等陶瓷材料在抗侵徹防護領(lǐng)域具有很高的應(yīng)用價值.碳化硼(B4C)陶瓷密度相對最低,硬度相對較高(努氏硬度2 900),是較理想的裝甲陶瓷之一.但由于B4C陶瓷脆性高,用于裝甲材料時通常需要對其進行改性,導(dǎo)致成本高、性價比差.氧化鋁(Al2O3)陶瓷是化學(xué)鍵力很強的離子鍵化合物,其硬度(努氏硬度1 800)雖然低于B4C和SiC陶瓷(努氏硬度2 500),但因其工藝成熟、生產(chǎn)成本低、性價比較高而被廣泛運用于防護結(jié)構(gòu)中.碳化硅(SiC)陶瓷是Si—C鍵力較強的共價鍵化合物,具有金剛石晶體結(jié)構(gòu),耐高溫、耐磨損、耐腐蝕、熱穩(wěn)定性高、抗氧化能力強,在1 400°C的溫度條件下,依然能保持良好的強度特性.SiC陶瓷的密度和硬度介于Al2O3和B4C陶瓷之間,是一種極具發(fā)展前景的高溫結(jié)構(gòu)材料[2].芳綸纖維具有超高強度、高模量、耐高溫等特點,相對于芳綸纖維,超高分子聚乙烯(ultra-high molecular weight polyethylene,UHMWPE)纖維的比強度和比模量更高,且具有更低的密度、更高的斷裂伸長率,其防彈能力更優(yōu)于芳綸纖維.本研究選取SiC陶瓷板結(jié)合單層芳綸層合板、UHMWPE層合板等防護復(fù)合材料,設(shè)計、制備出4種不同面密度的硬-軟復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)板,并運用7.62和5.8 mm口徑的不同彈藥來測試其防護性能.

防彈系統(tǒng)抗彈性能測試屬于沖擊動力學(xué)范疇,涉及大應(yīng)變和材料非線性等復(fù)雜問題.常用的理論分析法存在方程求解困難的問題,而試驗分析法又存在打靶費用昂貴的限制.有限元數(shù)值計算法因具有高效、經(jīng)濟、運用靈活方便等特點被廣泛應(yīng)用于彈體侵徹沖擊研究.LS-DYNA非線性有限元程序在計算小口徑子彈侵徹多層靶板的問題上是有效可靠的.Liu等[3]用LS-DYNA軟件模擬出了侵徹深度(depth of penetration,DOP)與SiC陶瓷-Al厚度比例的關(guān)系.過超強等[4]利用有限元軟件模擬出在面密度一定的情況下,面板和背板厚度比例與子彈侵徹復(fù)合裝甲板的彈道極限速度V50的關(guān)系,其中V50表示子彈有50%概率恰好穿透靶板時所應(yīng)具有的初始侵徹速度.孔祥韶等[5]用Johnson-Cook本構(gòu)模型結(jié)合J-C失效準則模擬出UHMWPE層合板的被侵徹過程,并且與實驗貼合度較高.本研究通過具體實驗結(jié)合動力學(xué)分析軟件LS-DYNA,探究了不同口徑子彈侵徹復(fù)合裝甲板的過程,從彈體形貌變化、速度及能量等因素對復(fù)合裝甲板的抗彈性能進行了試驗和數(shù)值分析.

1 打靶實驗

1.1 硬-軟復(fù)合裝甲板的設(shè)計

復(fù)合裝甲板由單層芳綸層合板、SiC陶瓷板、UHMWPE層合板組成,通過不同配比結(jié)構(gòu)設(shè)計出4種不同面密度的復(fù)合裝甲板.SiC陶瓷層兩面分別黏附單層平紋芳綸纖維層合板,整體結(jié)構(gòu)為芳綸單層/SiC陶瓷層/芳綸單層/UHMWPE層合板.復(fù)合裝甲板尺寸均為300 mm×300 mm.為了比對硬-軟復(fù)合裝甲板的侵徹效果,選取3.92 mm鋼板(907鋼)作為侵徹試驗對照.具體復(fù)合裝甲板結(jié)構(gòu)如表1和圖1所示.

表1 復(fù)合裝甲板結(jié)構(gòu)Table 1 Structures of the composite armor plates mm

圖1 復(fù)合裝甲板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Structure pictures of the composite armor plate

1.2 試驗裝置

彈道侵徹試驗在彈道室內(nèi)進行,整個裝置由發(fā)射裝置、控制裝置、前后測速裝置、試驗靶板固定裝置和回收裝置組成.試驗裝置如圖2所示,彈丸入射復(fù)合裝甲板方向如圖3所示.

圖2 侵徹裝置示意圖Fig.2 Diagram of the penetration device

在發(fā)射裝置中通過控制裝填的發(fā)射彈藥質(zhì)量來控制彈丸的射出速度.彈道控制器是通過控制開啟或閉合中間區(qū)域的大小和范圍來控制彈丸的著靶區(qū)域.測速裝置原理如下:試驗開始時光幕與數(shù)字計時器處于連通狀態(tài),當有彈丸穿過光幕時開始計時;通過已知光幕之間的距離L與通過兩塊光幕的時間差Δt的比值,即可得到彈丸通過時的速度.用這個方法可得到彈丸侵徹復(fù)合裝甲板的初、末速度V,Vt.以復(fù)合裝甲板的單位面密度吸收能量Ea為指標來衡量其抗彈性能,在不考慮聲、熱及子彈變形的情況下,認為子彈動能的損失就是總吸收能量.復(fù)合裝甲板的總吸收能量E為

式中,m為彈體質(zhì)量.從而可得復(fù)合裝甲板單位面密度吸能量,即吸能密度Ea為

式中,a為復(fù)合裝甲板的面密度.

圖3 復(fù)合裝甲板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structural diagram of composite armor plate

1.3 試驗結(jié)果分析

在結(jié)構(gòu)表示形式中,4S8U表示4 mm SiC陶瓷板/8 mm UHMWPE層合板(1號復(fù)合裝甲板),其他的依此類推.侵徹彈丸有56式7.62 mm普通彈(7.62普)、87式5.8 mm普通彈(5.8普)和53式7.62 mm穿甲彈(7.62穿)3種.彈道試驗結(jié)果如表2所示,其中m表示彈體質(zhì)量,V和Vt分別表示彈丸侵徹復(fù)合裝甲板的初、末速度,E表示復(fù)合裝甲板總吸收能量,a與Ea分別是其面密度與吸能密度.

表2 彈道實驗結(jié)果Table 2 Experimental results of the ballistic test

在侵徹試驗中,1號、2號復(fù)合裝甲板面密度均低于5號純鋼板,而3號、4號則均高于5號純鋼板.所有復(fù)合裝甲板的吸能密度均大幅高于5號純鋼板,說明這種硬-軟復(fù)合裝甲板的防彈性能較老式單一鋼板的防彈結(jié)構(gòu),在防護彈丸沖擊上有明顯提升.1號復(fù)合裝甲板與5號鋼板均用7.62普進行侵徹打靶,結(jié)果1號復(fù)合裝甲板3槍均防住,而5號純鋼板3槍均穿透.1號復(fù)合裝甲板厚度約為5號純鋼板的3倍,但吸能密度提升到4倍以上,可見此結(jié)構(gòu)的防彈裝甲板綜合性能要強于單一結(jié)構(gòu)鋼板的防護性能,可以為防護7.62普提供新的防護選擇.5.8普相對于7.62普具有速度快、質(zhì)量小的特點,侵徹中會產(chǎn)生較大的“空腔”,有很強的殺傷力[6-7].本研究針對5.8普設(shè)計了面密度稍大的2號復(fù)合裝甲板.侵徹結(jié)果表明,該結(jié)構(gòu)對5.8普不僅具有很強的防護能力,且具有防護能量更大彈丸的潛力.7.62穿較7.62普彈丸的質(zhì)量和速度都有提升,彈丸的初始動能約為7.62普的2倍,且穿甲彈會在接觸復(fù)合裝甲板后激發(fā)燃燒劑和炸藥,使彈丸形狀和彈速變化,故而比普通彈擁有更好的穿甲效果.針對這種彈丸,本研究設(shè)計了面密度更大的3號和4號復(fù)合裝甲板.侵徹結(jié)果表明,3號復(fù)合裝甲板一槍防住一槍穿透,而4號復(fù)合裝甲板兩槍均防住.這一方面說明此結(jié)構(gòu)的復(fù)合裝甲板對初始能量更大的穿甲彈也有很好的防護作用;另一方面也說明在保持結(jié)構(gòu)不變的同時提升復(fù)合裝甲板的面密度,也能有效提升其防護能力.

2 復(fù)合層合板仿真分析

2.1 仿真模型及材料

為了對試驗結(jié)果進行更有效的分析,本研究運用LS-DYNA有限元軟件,通過建立1/2半模型,對試驗中的復(fù)合裝甲板進行有限元侵徹模擬.復(fù)合裝甲板與彈丸采用SOLID164實體單元建模;考慮材料失效,彈丸與復(fù)合裝甲板之間采用CONTACT ERODING SURFACE TO SURFACE侵蝕接觸;復(fù)合裝甲板層與層之間采用約束剪切力的CONTACT AUTOMATIC SURFACE TO SURFACE TIEBREAK接觸;在層和板的剖面上受到x方向的轉(zhuǎn)動及位移約束,其他面受到全轉(zhuǎn)動及位移約束等,模擬真實復(fù)合裝甲板固定的情況[8-10].

考慮計算時間和實際情況,將彈丸看作質(zhì)量均一的鋼丸來簡化,采用cm-μs-g單位制,模擬實驗中不考慮空氣、重力及熱場影響.計算中用到鋼、UHMWPE層合板、單層芳綸層合板、SiC陶瓷4種材料,其中鋼采用考慮應(yīng)變率的MAT JOHNSON COOK模型,具體參數(shù)如表3所示;UHMWPE層合板、單層芳綸層合板采用考慮基體和纖維Chang-Chang失效判據(jù)的MAT COMPOSITE DAMAGE材料模型,具體參數(shù)如表4所示;SiC陶瓷采用考慮支持拉伸失效和等效塑性應(yīng)變失效的MAT JOHNSON HOLMQUIST CERAMICS模型,具體參數(shù)如表5所示.

表3 彈丸參數(shù)Table 3 Parameters of the projectile

表4 UHMWPE層合板與芳綸層合板參數(shù)Table 4 Parameters of the UHMWPE laminated board and aramid laminated plate

表5 SiC陶瓷參數(shù)表Table 5 Parameters of the SiC ceramic

2.2 速度及能量分析

考慮到穿甲彈具有接觸到復(fù)合裝甲板引發(fā)進一步加速的特殊性,本研究僅對普通彈侵徹1號、2號復(fù)合裝甲板進行模擬.由于拉格朗日算法對有限元網(wǎng)格要求較高,采用Hyperwrok軟件對復(fù)合裝甲板侵徹區(qū)域的體網(wǎng)格進行加密優(yōu)化,具體模擬結(jié)果如表6和圖4所示.

表6 復(fù)合板模擬速度表Table 6 Simulation speed values for the composite armor plate

從表6中可以看出,彈丸模擬侵徹1號、2號復(fù)合裝甲板均未穿透,其末速度為0 m/s.由于模擬不考慮空氣阻力、重力及熱效應(yīng),模擬結(jié)果要大于實際結(jié)果.這進一步說明了該類結(jié)構(gòu)的復(fù)合裝甲板完全有能力防住7.62普和5.8普的侵徹.

圖4 彈丸侵徹1號、2號復(fù)合裝甲板速度和剪切能模擬結(jié)果Fig.4 Simulation results of the speed and shear energy schemes for the penetration of projectile to 1 and 2 composit armor plates

從彈丸侵徹1號、2號復(fù)合裝甲板速度模擬圖(見圖4(a)和(b))結(jié)合彈丸剪切能圖(見圖4(c)和(d))可以看出,剪切能和速度下降趨勢明顯分為SiC陶瓷板和UHMWPE層合板兩段,其中單層芳綸層合板厚度約為0.3 mm,較復(fù)合裝甲板總厚度小.對比圖4(a)和(b),(c)和(d)可以看出,彈丸的速度和剪切能保持相同的下降走勢.從圖4(a)和(c)中看出,彈丸侵徹1號復(fù)合裝甲板時,SiC陶瓷層的時間較短(約占總侵徹時間的1/5),剪切能下降比例較小(約占總剪切能的1/6).從圖4(b)和(d)可以看出,彈丸侵徹2號復(fù)合裝甲板時,SiC陶瓷層的時間約占總侵徹時間的1/3,剪切能下降約占總剪切能的2/5.由此可見,SiC陶瓷層并不是主要的吸能層,UHMWPE層合板起到主要的吸能作用.對比1號、2號復(fù)合裝甲板侵徹結(jié)果,二者的總侵徹時間大致相同.2號復(fù)合裝甲板的SiC陶瓷厚度較1號復(fù)合裝甲板雖然增加了2 mm,但侵徹SiC陶瓷層的時間和剪切能下降比例明顯提升.這說明針對不同口徑的彈丸合理調(diào)整各層厚度,可以達到最優(yōu)的防護效果[11-12].

2.3 模擬與實驗形貌對比

為了深入研究彈丸侵徹復(fù)合裝甲板的過程及裝甲板的吸能機理,本研究選取了1號、2號復(fù)合裝甲板芳綸層、SiC陶瓷層、UHMWPE層破壞及模擬形貌圖,具體如圖5所示.

從彈坑整體形貌(見圖5(a)和(g))來看,1號、2號復(fù)合裝甲板的芳綸層彈坑平面近似圓孔,直徑分別為12和13 mm.當彈丸侵徹至UHMWPE層(見圖5(c)和(i))時,形成的彈坑平面呈近似正方形,邊長分別為25和26 mm,彈坑進一步擴大,彈丸持續(xù)侵徹.從1號、2號復(fù)合裝甲板的UHMWPE層剖面圖(見圖5(d)和(j))可以看出,彈坑附近有“十字”拉痕,在彈坑內(nèi)表面有UHMWPE層合板碳化的痕跡.結(jié)合模擬圖(見圖5(f)和(l))可以看出,其整體呈現(xiàn)彎曲變形、部分地區(qū)出現(xiàn)拉伸分層破壞、局部穿透破壞等破壞形式,并且可觀察到越接近侵徹結(jié)束的部分,彈坑的形狀越接近倒三角錐形,整體上形成了“橄欖球”狀彈坑腔體.在芳綸止裂層彈孔附近的芳綸纖維呈現(xiàn)原纖化,這是強剪切和拉伸破壞所致.從1號、2號復(fù)合裝甲板SiC陶瓷層形貌(見圖5(b),(e),(h),(k))可以看出,該層有大量的裂紋,裂紋的分布成徑向和環(huán)向,且越靠近彈坑,裂紋越密集.這是由于在侵徹過程中產(chǎn)生應(yīng)力波,應(yīng)力波在陶瓷層表面?zhèn)鞑ニ?彈坑在平面上近似圓孔,空間上呈現(xiàn)上小下大的圓臺狀.在彈坑內(nèi)有大量陶瓷碎片呈放射狀排列,且越靠近中心碎片尺寸越小.這是由于在侵徹過程中,陶瓷吸收了較大的剪切和壓縮能所致.

圖5 復(fù)合裝甲板彈坑形貌圖Fig.5 Crater morphology features schemes of the composite armor plate crater

2.4 侵徹過程模擬分析

為了進一步探究彈丸侵徹復(fù)合裝甲板的破壞吸能機理,本研究選取了1號復(fù)合裝甲板的模擬過程圖(見圖6).可見,子彈入射復(fù)合裝甲板的過程較為復(fù)雜,大致可分為4個階段.

第一階段 彈丸高速壓縮剪切表面芳綸層和SiC陶瓷層,在彈丸接觸作用下表面芳綸層中心區(qū)域被迅速剪切撕裂,SiC陶瓷層在強剪切和壓縮力作用下迅速裂解,并產(chǎn)生塑性波.在塑性波的作用下,彈丸周圍的SiC陶瓷也會發(fā)生裂解,這樣就在彈丸中心產(chǎn)生一個“空腔”,彈丸持續(xù)侵徹,“空腔”持續(xù)向下擴大.由于彈丸和陶瓷板存在較大的剛度差,隨著“空腔”的不斷形成,彈頭也會持續(xù)被“鈍化”而發(fā)生裂解和變形.

第二階段 隨著彈丸不斷向下侵徹會不斷產(chǎn)生應(yīng)力波.在向下傳播的應(yīng)力波與SiC陶瓷板反射的拉伸波的衍射作用下,UHMWPE層合板和陶瓷板之間會發(fā)生應(yīng)力集中,從而產(chǎn)生縫隙.

第三階段 對于陶瓷這種脆性材料(拉伸強度較低),當環(huán)向應(yīng)力達到材料的拉伸強度時將出現(xiàn)徑向裂紋,在塑性波作用下其表面會產(chǎn)生環(huán)向裂紋.這些裂紋隨著彈丸的侵徹持續(xù)“生長”.當徑向應(yīng)力達到材料的壓縮強度時,材料內(nèi)的徑向紋將進一步碎裂成粉末,從而形成碎裂區(qū).

第四階段 變形的彈丸夾雜著從SiC陶瓷層帶出的部分陶瓷碎片向UHMWPE層合板繼續(xù)侵徹,變形的彈丸和陶瓷粉末大大降低了彈丸的穿透力.UHMWPE具有較高的斷裂伸長率,隨著彈丸的持續(xù)法向侵徹,UHMWPE層迅速剪切失效.由于應(yīng)力集中,垂直于法向的剪切失效UHMWPE層與未失效的UHMWPE層部分區(qū)域會開始分離,在宏觀上會形成層合板層與層之間的分層.當彈丸提供的切應(yīng)力不足使得UHMWPE層失效時,彈丸會推動未剪切失效的纖維層繼續(xù)向前運動,形成所謂的“背凸”現(xiàn)象,直至彈丸速度耗盡.

圖6 彈丸侵徹過程示意圖Fig.6 Scheme of the projectile penetration process

3 結(jié)束語

本研究采用56式7.62 mm普通彈、87式5.8 mm普通彈和53式7.62 mm穿甲彈3種彈丸,對設(shè)計、制備的硬-軟復(fù)合裝甲板進行彈道侵徹試驗,并建立了基于應(yīng)力應(yīng)變失效的拉格朗日算法的有限元模型,分析了復(fù)合裝甲板的穿甲破壞模式和模擬侵徹結(jié)果,得到以下結(jié)論.

(1)基于56式7.62 mm普通彈侵徹3.9 mm鋼板的剩余平均速度為592.4 m/s,仍具有很大的殺傷力,設(shè)計高性能的防護結(jié)構(gòu)顯得十分必要.

(2)較傳統(tǒng)單一的防彈鋼結(jié)構(gòu)板,本研究設(shè)計的硬-軟復(fù)合裝甲板不僅對56式7.62 mm普通彈和87式5.8 mm普通彈有很好的防護效果,且對53式7.62 mm穿甲彈也有較強的防護能力.

(3)建立的三維有限元模型能夠很好地模擬該復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的侵徹過程,數(shù)值模擬結(jié)果與實驗結(jié)果吻合較好,所選用的模型和計算方法有效.

(4)在抗侵徹過程中,復(fù)合裝甲板的單層芳綸層合板能起到止裂和防濺的作用.SiC陶瓷層雖不是主要的吸能層,但其對彈丸能起到“鈍化”的效果,削弱彈丸的穿透力.UHMWPE層的穿透、分層等失效形式消耗了彈丸的大部分能量,是復(fù)合裝甲板主要的吸能層.