吳　桐，吳群彪，劉元衛(wèi)，吳　俊

（江蘇科技大學(xué) 機(jī)電與汽車工程學(xué)院，張家港 215600）

桿體垂直碰撞組合靶機(jī)理研究

吳桐，吳群彪，劉元衛(wèi)，吳俊

（江蘇科技大學(xué) 機(jī)電與汽車工程學(xué)院，張家港 215600）

為了提高靶體的抗侵徹能力（抗彈能力），通過對(duì)比分析單層靶和組合靶的抗侵徹效果，運(yùn)用LS-DYNA對(duì)其三維結(jié)構(gòu)造型進(jìn)行有限元仿真分析，分析結(jié)果表明，“三明治”夾芯組合靶的抗侵徹能力優(yōu)于均質(zhì)靶體。

組合靶；有限元分析；剩余速度；侵徹機(jī)理

0　引言

長期以來，科學(xué)家對(duì)彈靶撞擊現(xiàn)象一直保持高度關(guān)注。對(duì)彈和靶的早期研究主要集中在軍事武器領(lǐng)域，1971年，Wilkins等［1］提出陶瓷/金屬裝甲結(jié)構(gòu)，為輕型陶瓷/金屬復(fù)合材料的應(yīng)用及發(fā)展奠定了扎實(shí)的基礎(chǔ)。研究陶瓷復(fù)合裝甲的高速侵徹與穿甲，主要利用Alekseevskii-Tate模型來模擬侵徹陶瓷層，另外，也會(huì)利用周期結(jié)構(gòu)或?qū)娱g結(jié)構(gòu)中應(yīng)力波的傳播理論進(jìn)行研究，或重點(diǎn)分析不同夾層的模型模擬。Zaera等［3］運(yùn)用Alekseevskii-Tate方程研究長桿彈碰撞陶瓷靶的侵徹機(jī)理，并且利用Woodward［2］和den Reijer［4］模型分析內(nèi)側(cè)金屬板的響應(yīng)過程。Fellows等［5］在Woodward［2］和den Reijer［4］的工作基礎(chǔ)上，繼續(xù)分析陶瓷/金屬復(fù)合裝甲的撞擊問題。Lee和Yoo［6］對(duì)長桿彈碰撞陶瓷/金屬復(fù)合裝甲分別進(jìn)行了數(shù)值模擬和實(shí)驗(yàn)研究。本文采用ANSYS/ LS-DYNA（顯示動(dòng)力學(xué)分析程序），建立合適的長桿彈侵徹單一均質(zhì)鋼靶、均質(zhì)陶瓷靶以及陶瓷/鋼組合靶板的有限元模型，重點(diǎn)仿真分析長桿彈侵徹不同靶板類型的過程及其抗彈機(jī)理。

1　桿體垂直侵徹靶體模擬仿真

1.1建模分析

為增強(qiáng)仿真結(jié)果的可見性，以及減小計(jì)算量，考慮到模型的對(duì)稱性，所以只建立四分之一模型。三維實(shí)體模型仿真網(wǎng)格劃分使用solid 164單元，彈與靶初始距離設(shè)置為0.5cm，彈體網(wǎng)格劃分，劃分單位為0.1cm，靶體與長桿彈直接作用區(qū)域網(wǎng)格加密，網(wǎng)格劃分單位為0.1cm，遠(yuǎn)離長桿彈部分網(wǎng)格劃分單位為0.15cm。在對(duì)稱邊界面上施加對(duì)稱約束（X和Z方向約束），彈與靶板之間的接觸采用ESTS（面面接觸侵蝕算法），接觸靶板之間采用Auto ASTS（自動(dòng)接觸算法），在靶板邊界處施加非反射邊界，單位采用cmgsμ--建模。計(jì)算時(shí)間為200μ s，每10μ s輸出一個(gè)結(jié)果數(shù)據(jù)文件。

1.2桿體垂直侵徹靶體材料參數(shù)

材料參數(shù)的選取和確定，對(duì)桿體垂直侵徹靶體的研究具有重要意義。同時(shí)，材料參數(shù)選取的不同，同樣會(huì)影響模擬仿真計(jì)算的結(jié)果。在本文碰撞沖擊侵徹的問題仿真模擬中，主要選用Johnson-Cook［7］材料模型。Johnson-Cook材料模型適用于大多數(shù)的金屬材料，一般用來表述大變形、高溫和高應(yīng)變率的前提條件下的本構(gòu)模型。

本文建立的有限元模型各部分參數(shù)如表2所示。

長桿彈材料選用鎢，彈體長度為8cm，彈體直徑為1cm，彈體初始侵徹速度定為1100m/s，屬性如表3所示。

單層靶材料選用45#鋼，經(jīng)過測(cè)試，靶板邊長定為12cm（由于模型是四分之一模型，所以模型中的靶長為邊長的一半6cm），厚度為6cm。組合靶材料選用45#鋼-陶瓷-45#鋼，靶板邊長同樣定為12cm，厚度為6cm，層厚比（鋼:陶瓷:鋼）為1:2:1。

陶瓷材料沒有狀態(tài)方程，非金屬材料，因此陶瓷材料用johnson-holmquist-ceramics模型，用于描述脆性材料在高速侵徹條件下斷裂損傷的本構(gòu)模型。

表1　MAT_JOHNSON_COOK相關(guān)參數(shù)

表2　材料鎢Johnson-Cook模型參數(shù)

表3　材料鋼Johnson-Cook模型參數(shù)

表4　材料陶瓷johnson-holmquist-ceramics模型參數(shù)

1.3不同靶體抗侵徹機(jī)理（如圖1～圖3所示）

圖1　長桿彈侵徹單層陶瓷靶過程（V=1100m/s）

圖2　長桿彈侵徹單層鋼靶過程 （V=1100m/s）

圖3　長桿彈侵徹陶瓷/鋼組合靶過程 （V=1100m/s）

1.3.1單一均質(zhì)陶瓷、鋼靶的抗彈機(jī)理分析以及與組合靶抗彈效果與機(jī)理的分析比較

陶瓷材料脆性高，容易發(fā)生破壞。其主要破壞形式為非塑性脆斷，陶瓷材料的耗能機(jī)制［8］以及抗彈機(jī)理及和金屬區(qū)別很大。從長桿彈侵徹單層陶瓷靶的過程分析，彈剛剛著靶時(shí)在桿體和陶瓷的撞擊表面產(chǎn)生一層應(yīng)力波，使桿體和陶瓷內(nèi)部的壓應(yīng)力迅速增加，陶瓷靶表面破碎而引起反向飛濺，并且使桿體頭部發(fā)生破壞變形，此時(shí)作用在桿體的應(yīng)力大于桿體承受水平。在應(yīng)力波作用下，長桿彈達(dá)到破壞極限發(fā)生塑性變形，陶瓷也開始產(chǎn)生環(huán)向和徑向裂紋，在環(huán)向力和徑向應(yīng)力的作用下，形成陶瓷錐，進(jìn)而桿體受到磨蝕越嚴(yán)重，產(chǎn)生的破壞就越大，從而消耗長桿彈動(dòng)能，減小沖擊作用。

和陶瓷相比，均質(zhì)鋼靶韌性有余但強(qiáng)度不夠，陶瓷抗彎強(qiáng)度高，硬度大，可以磨蝕桿彈，甚至阻滯桿彈。均質(zhì)鋼靶雖然韌性比陶瓷要高很多，但是由于其強(qiáng)度和硬度不夠，對(duì)高速侵徹的長桿彈阻滯能力有限，長桿彈擊穿20mm均質(zhì)鋼靶，桿體本身并無較大破壞變形，因此僅單一均質(zhì)金屬鋼材料根本不能滿足裝甲防護(hù)需求，而陶瓷/鋼復(fù)合裝甲機(jī)動(dòng)性好，抗侵徹能力強(qiáng)，可以有效防護(hù)裝甲。經(jīng)過侵徹組合靶和均質(zhì)鋼靶仿真過程，發(fā)現(xiàn)在均質(zhì)鋼的質(zhì)量比陶瓷/鋼組合靶質(zhì)量高得多的情況下，其抗彈能力卻不如陶瓷/鋼組合靶，這主要是由它們不同的抗彈機(jī)理。

1.3.2長桿彈侵徹單一均質(zhì)陶瓷靶、單一均質(zhì)鋼靶、陶瓷/鋼組合靶的剩余速度變化情況

圖4　長桿彈侵徹單層陶瓷靶剩余速度

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為922m/s，速度減小178m/s。

圖5　長桿彈侵徹單層鋼靶剩余速度

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為883m/s，速度減小217m/s。

圖6　長桿彈侵徹組合靶剩余速度

【】【】

長桿彈初始速度為1100m/s，完成侵徹單層陶瓷靶后剩余速度為855m/s，速度減小245m/s。

對(duì)比長桿彈完成侵徹不同靶體后的剩余速度可以發(fā)現(xiàn)，長桿彈完成侵徹組合靶后的剩余速度比長桿彈完成侵徹單層鋼靶后的剩余速度減少28m/s，比長桿彈完成侵徹單層鋼陶瓷靶后的剩余速度減少67m/s，由此可以證明陶瓷/鋼組合靶的抗侵徹能力優(yōu)于單層鋼靶，優(yōu)于單層陶瓷靶。

2　結(jié)論

本文利用ANSYS/LS-DYNA建立長桿彈侵徹陶瓷/鋼組合靶板的有限元模型，通過平頭鎢桿垂直侵徹相同外形結(jié)構(gòu)的單一均質(zhì)陶瓷靶、單一均質(zhì)半無限鋼靶和“三明治”夾芯（鋼-陶瓷-鋼）半無限組合靶的對(duì)比仿真，分析桿體侵徹組合靶的侵徹機(jī)理、侵徹過程，并對(duì)比其剩余速度，證明了陶瓷/鋼組合靶體具有優(yōu)良的抗侵徹能力（抗彈能力），對(duì)于桿體侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板的研究具有非常重要的意義。

［1］ Wilkins M L， Landingham R L，Honodel C A.Fifth Progress Report of Light-armor Program［M］.Lawrence Livermore National Lab.，1971.

［2］ Woodward R L.A simple one-dimensional approach to modeling ceramic composite armor defeat.Int［J］.Impact Engng，1990，9（4）:455-474.

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［4］ den Reijer P C.Impact on ceramic faced armor［D］.Netherlands. Technical Uníversity of Delft，1991.

［5］ Fellows N A，Barton P C. Development of impact model for ceramicfaced semi-infinite armour［J］.Int Impact Engng，1999，22:793-811.

［6］ Lee M，Yoo Y H， Analysis of ceramic/ metal armour systerma［J］. Int Impact Engng， 2001，25:819-829.

［7］ DYNA keyword user’s L L S. manual， versio n 970［J］. Califomia， USA: LSTC，2003.

［8］ 申志強(qiáng)，蔣志剛，曾首義.陶瓷金屬復(fù)合靶板工程模型及耗能分析［J］.工程力學(xué)報(bào)，2008，25（9）:229-234.

Normal penetration mechanism of rod penetrator penetrating into composited target

WU Tong，WU Qun-biao，LIU Yuan-wei，WU Jun

E923.1

A

1009-0134（2016）09-0054-04

2016-07-20

江蘇省高校自然科學(xué)研究面上項(xiàng)目（16KJD130001）

吳桐（1993 -），男，江蘇徐州人，本科生，研究方向?yàn)闄C(jī)械設(shè)計(jì)制造及自動(dòng)化。