球形弹丸作用下钢／铝爆炸复合靶的抗侵彻性能＊

周 楠，王金相，王小绪，杭逸夫，钱吉胜，荣 光

（1.南京理工大学瞬态物理重点实验室，江苏 南京 210094；2.南京宝泰特种材料有限公司，江苏 南京 211100）

爆炸复合靶是指由2种或2种以上的金属板按一定顺序铺层并经爆炸焊接形成的具有较高的面－面结合强度的复合靶。在军事领域，爆炸复合靶可用于半硬目标的防护，有助于实现装备防护能力轻质、高效的目标，也可用于运钞车、流动银行等民用领域，具有较高的应用价值。

目前，在美国、德国、俄罗斯等国都针对功能梯度复合靶开展了大量工作。在制备技术方面，如采用轧制法生产出的K12双硬度复合钢装甲［1］，由2种不同性能的钢板制成的复合钢板［2］等。在抗侵彻性能研究方面，T.Bφrvik等［3－4］借助于实验和数值计算方法研究了双层钢板的抗侵彻性能。V.S.Joshi等［5］利用SPH源代码研究钛／钢复合板靶的抗侵彻性能，考虑了焊接区域、热影响区域和基板微观结构等因素对其抗侵彻性能的影响。P.Elek等［6］修正了计算多层金属复合板侵彻贯穿的唯象计算模型，并以此为基础分析了多层间隔靶的抗侵彻性能。J.K.Sloberg等［7］分析了460E、700E、900E等3种钢板在侵彻过程中的冶金现象（变形剪切带等），并分析了强度因素对抗侵彻性能的影响。徐传远等［8］对爆炸复合功能梯度靶板的制备技术及防护性能也进行了初步实验研究。上述工作的开展丰富了穿甲力学、终点弹道学和高压物理学等学科的研究内容，具有重要的学术意义。到目前为止，在综合考虑靶板层数、每层硬度、厚度分布及组合方式、界面结合强度等因素的情况下，对爆炸复合靶板抗侵彻性能与机理的研究工作尚不够系统和深入。

本文中以双层钢／铝、3层钢／铝／钢爆炸复合靶为研究对象，借助于穿甲实验和数值模拟手段研究不同组合形式下的抗侵彻性能，并对毁伤机理进行初步分析。

1 侵彻实验

实验采用钢质球形弹丸，直径6mm，利用轻质塑料弹托固定，弹托分为2瓣，结构和主要特征尺寸如图1所示。复合靶板为爆炸焊接制备的双层钢／铝复合板和3层钢／铝／钢复合板，组合形式及相关参数见表1。实验采用14.5mm滑膛枪发射球形弹丸，采用专用夹具将复合靶板固定在靶架上。通过可移动的靶板夹持装置来调节着靶位置，以便对同一个靶板进行多次弹击实验。通过调节装药量来控制弹丸发射速度，弹体发射以后，弹托经弹托回收器回收，靶板前后分别放置2组测速靶，用于测量弹体入射速度和残余速度，实验装置示意图见图2。为有效评估靶板的极限穿透速度，每块靶板进行6～7次弹击实验。

图1 弹丸、弹托及主要参数示意图Fig.1 Schematic of projectile and sabot

表1 靶板层数和厚度组合Table1 Combinations of layers and thicknesses of targets

图2 实验装置示意图Fig.2 Schematic of the experimental configuration

2 数值模拟

图3 有限元计算模型Fig.3 The finite element model

为了准确评价复合靶的抗侵彻性能分析侵彻破坏机理，并对实验数据进行有效补充，采用LS－DYNA3D非线性有限元程序对复合靶的侵彻破坏过程进行数值模拟。采用固连－失效Tie－Break模型反映层间结合，弹丸和靶体均采用三维Solid 164单元进行网格划分。由于模型具有对称性，可建立1／4有限元模型以减少计算量。在对称面上施加对称边界约束，靶板边界施加固定约束，靶板侧面定义为非反射边界。弹丸与复合靶板网格单元均采用三维拉格朗日算法，为节约计算量，仅在弹丸与靶板相接触区域划分密集的网格。弹丸材质与几何参数与实验部分相同，复合靶尺寸为20mm×20mm，厚度组合如表1所示。弹丸和2种复合靶之间分别选择 ERODING＿SURFACE＿TO＿SURFACE 和 TIEBREAK＿SURFACE＿TO＿SURFACE接触算法。弹丸和复合靶板材料均采用Johnson－Cook材料模型和 Mie－Grüneisen状态方程［9－10］，靶间结合强度参数参见文献［11］。图3所示为弹体和复合靶板的有限元计算模型。

3 结果与分析

3.1 数值模拟有效性分析

为验证数值模拟的有效性，以靶板组合3（S4Al1，即4mm钢板和1mm铝板的组合）为例，对侵彻破坏效果进行了对比。图4所示为弹丸初速v0＝645m／s情况下侵彻靶3所形成弹孔变形图。通过对比数值模拟和实验结果可以看出：无论从靶体变形形态还是界面破坏形式上，数值模拟和实验结果有着很好的一致性。为定量分析数值模拟的有效性，图5给出了模拟弹丸在不同初始速度撞击下形成的弹孔径向变形与实验结果对比图，可以看出：当v0＝385.9m／s时，弹丸未穿透靶板，整个过程中主要是弹丸挤进靶板并产生破坏作用，侵彻深度约1mm；当v0＝416m／s时，弹丸撞击靶板达到临界状态；当v0＝645.3，895.8m／s时，靶板均已完全穿透。在整个此过程中，钢面板发生冲塞破坏，铝背板发生延性扩孔破坏，并随着弹丸初速的提高，弹孔径向变形也逐渐增大，数值模拟结果与实验吻合良好。在v0＝895.8m／s时，数值模拟结果和实验结果存在一定误差，总体而言，数值模拟具有较好的有效性。

图4 弹孔径向变形图Fig.4 Radial deformation of aperture

图5 弹孔径向变形实验结果与数值模拟对比图Fig.5 Comparison of radial deformation of apertures between experiment and simulation

3.2 复合靶抗侵彻性能分析

3.2.1 弹道极限速度实验结果

弹道极限是评估材料防护性能的一个重要指标，对靶板抗侵彻性能的评定主要是基于弹道极限速度v50和侵彻深度，本文中选取弹道极限速度v50对爆炸复合功能梯度靶抗侵彻性能进行评定。对于某一个特定的弹－靶系统，随着弹体入射速度的提高，根据弹击结果的不同会存在3个速度区域：（1）绝对不贯穿速度区；（2）贯穿与不贯穿并存速度区（“混合结果”速度区）；（3）绝对贯穿速度区。确定v50值的关键是找到“混合结果”速度区，并存在部分贯穿弹体速度高于完全贯穿的弹体速度的情况［12］。

在对靶板进行系列弹击实验的基础上，采用上下速度调整射击的方法来测定弹道极限速度v50。这种方法的核心就是预计的v50，并在v50的附近确定“混合结果”速度区，最后通过速度平均来估算该靶板v50。实验所测各弹击速度结果如表2所示。分别对5组实验中有效的入射速度进行算术平均，得到后4组靶板的弹道极限速度v50，见表3中v50的实验值。由于靶1均为穿透情况，采用速度平均来估算该靶板的v50值不具有参考价值。

3.2.2 弹道极限速度的理论分析

由于实验方法测量弹道极限速度v50工作量大、成本高，所以，学者们提出了很多经验公式［13］，可选取从能量吸收的角度给出了v50的计算式。

对回收的球形钢质弹丸进行检测发现，弹丸穿靶后基本无变形，表明可以假设弹丸为刚体；球形弹表面极其光滑，表明可以忽略侵彻过程的摩擦能量损耗。因此靶板的吸能等价于入射弹体贯穿靶板前后的动能损耗，因而有能量方程

式中：Ea为靶板吸收的能量，m为弹丸质量，v0为初始速度，vr为残余速度。

根据v50的定义，可设贯穿靶板后残余速度为0时，着靶速度可近似为v50。即有

通过对实验数据的进一步处理，可以得到各组靶板理论计算的弹道极限速度v50值，见表3中v50的理论值。可以看出理论计算结果同实验结果具有良好的一致性。

表2 不同组合靶板实验测试速度结果Table2 The experimental results of velocity for different combinations of targets

3.2.3 不同组合形式下复合靶抗侵彻性能

为分析不同组合形式下靶板的抗侵彻性能，结合实验和数值模拟给出了弹丸初速与残余速度的关系，如图6所示。由图6中可知，靶1的抗侵彻能力最差，靶5的抗侵彻能力最好（v0＝556.4m／s时，残余速度仍为0，即靶板未被穿透）。图7给出了不同厚度比下双层复合靶的抗侵彻性能，可见当总厚度一定时（5mm），对于双层靶板而言，随着钢面板厚度的增加，靶板的抗侵彻性能先是逐渐增强，然后逐渐减弱，面板和背板存在一最佳厚度比，比值为约2∶1。从图7中还可以看出，实验值、理论值和数值模拟结果吻合良好，能较一致地反映出弹丸极限速度随面板／背板厚度比的变化规律。

表3 v50实验结果与理论结果误差分析Table3 Error analysis of experimental and theory results of v50

图6 弹丸初速与残余速度关系图Fig.6 Relation between v0and vr

图7 极限穿透速度随面板／背板厚度比的变化Fig.7 v50varied with thickness ratio of front／back plates

考虑到不同层数组合以及不同厚度分布对靶板抗侵彻性能的影响，对于不同层数的靶板组合，3层靶板的弹道极限速度比双层靶板的弹道极限速度有所提高，表明3层靶板的抗侵彻性能优于双层靶板；对于3层靶板而言，随着钢面板厚度的增加，复合靶抗侵彻性能有所提高，靶5比靶4的弹道极限速度的实验值和理论值分别提高了7.9%和8.9%。

3.3 复合靶毁伤机理分析

图8为不同组合形式下典型的靶板侵彻效果，（a）、（b）为未贯穿状态，（c）、（d）为临界状态，（e）、（f）为完全穿透状态。图9为弹丸在不同时刻侵彻靶板的形貌图，图9（a）中靶板组合为钢／铝双层复合靶，厚度分别为4、1mm，弹丸初始速度为460m／s，计算时间为60μs，图9（b）中靶板组合为钢／铝／钢3层复合靶，厚度分别为1.5、2.0、1.5mm，弹丸初始速度为565m／s，计算时间为60μs。综合分析图8～9可知，在弹丸撞击作用下，钢面板向上翻起形成唇边，破坏形式主要为冲塞破坏，即通过自身的剪切破坏作用阻碍弹丸的前进，如图9（a）中4～18μs和（b）中2～6μs阶段。当背板为铝板时，破坏形式为延性扩孔，即通过自身的变形吸收弹丸的能量，如图9（a）中28～60μs阶段。当背板为钢板时，破坏形式主要为开瓣扩孔，如图9（b）中16～60μs阶段。

图8 靶板实验结果Fig.8 Experiment results of targets

图9 不同时刻靶板侵彻形貌图Fig.9 Appearances of targets at different times

图10 弹丸速度随时间变化曲线Fig.10 The curves of projectile velocity varied with time

图9所示的整个过程中弹丸速度v随时间变化的曲线如图10所示。由图10可以看出：对于靶板组合3（S4Al1），在4～18μs时间段内，在弹丸作用下钢面板发生剪切破坏，弹丸速度下降较快；在18～50μs时间段内，铝背板在弹丸作用下发生延性扩孔破坏，吸收弹丸剩余能量，由于铝在弹丸的撞击作用下会产生较大的变形，所以此阶段弹丸速度下降比较缓慢。对于靶板组合5（S1.5Al2S1.5），在2～6μs时间段内，钢面板在弹丸作用下发生剪切破坏，弹丸速度下降较快；在6～16μs时间段内，与弹丸作用的是中间夹层铝板发生的变形破坏，此阶段弹丸速度下降稍慢；在16～60μs时间段内，钢背板在弹丸作用下发生大变形并形成开瓣扩孔，吸收弹丸剩余能量，此阶段弹丸速度下降比较缓慢。综合理论分析和数值模拟结果可以得到：在弹丸侵彻靶板的过程中，较硬钢面板在弹丸侵彻作用下的剪切冲塞耗能和较软铝背板由于变形而对弹丸剩余能量的吸收作用是提高靶板抗侵彻性能的主要机理。

4 结 论

通过数值模拟和实验研究可以得到以下结论：

（1）在靶板总厚度保持不变的前提下，对于双层钢／铝复合靶而言，随着钢面板厚度的增加，靶板的抗侵彻性能呈先增强后减弱低的趋势，面板和背板存在一个最佳厚度比，比值为约2∶1；在总厚度相同的情况下，3层靶板的抗侵彻性能优于双层靶板。

（2）在球形弹丸的冲击作用下，复合靶呈现剪切冲塞和开瓣、延性扩孔等形式的破坏。硬度较高的面板对弹丸剪切冲塞的耗能以及背板由于自身变形（钢背板开瓣扩孔，铝背板延性扩孔）对弹丸能量的吸收作用是提高靶板抗侵彻性能的主要机理。

（3）数值模拟与实验结果吻合良好，表明固连－失效模型可较好地反映出层间结合对抗侵彻性能的影响。

本文中的研究成果将为爆炸复合靶抗侵彻性能的优化设计提供依据。在此研究的基础上可开展如下后续工作：在实验中进一步对3层及以上层数复合靶板进行研究，得到更加丰富的数据，从而为更深入地研究多层复合靶板的抗侵彻性能和毁伤机理提供参考；在综合考虑厚度、硬度和界面结合强度等因素的情况下，对爆炸复合靶板进行优化设计。

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