李小军，李 伟，王维占，杨宝良，陈智刚，赵太勇，印立魁

(1.军事科学研究院 防化研究院， 北京 102205； 2.中北大学 地下目标毁伤技术国防重点学科实验室，太原 030051；3.西安现代控制技术研究所, 西安 710065)

陶瓷因为其高硬度、高强度、耐腐蚀、高耐磨性和密度小等优点，被广泛用作装甲防护材料。近年来，国内外学者对陶瓷材料的抗侵彻特性从实验、理论分析、数值模拟等方面展开深入的研究[1-6]。与此同时，新型动能弹丸侵彻技术也在同步发展，针对陶瓷高速侵彻技术，国内外学者结合陶瓷抗弹机理进行了大量的理论与实验研究。李鸽等[7]展开了14.5 mm TC动能弹侵彻陶瓷复合靶的实验研究，得出TC动能弹对陶瓷复合装甲的侵彻能力明显优于制式弹；胡迪奇等[8-11]进行了TC复合弹侵彻多层A3钢靶及陶瓷复合装甲的试验与仿真研究，发现TC弹头可较好地保护弹芯，其侵彻效能优于传统制式弹；易荣成等[12-14]针对陶瓷复合弹的结构性能及对靶板的冲击特性开展研究，发现TC弹丸的初速及结构特性对目标毁伤有重要影响。

上述研究多是基于正侵彻下陶瓷弹体对陶瓷复合靶板破坏研究，受战争环境诸多因素影响，斜侵彻条件下对复合靶板破坏状况较多，故研究TC动能弹斜侵彻陶瓷复合靶板对深入陶瓷复合靶板防护性能研究具有一定的现实意义。

本文在14.5 mm TC动能弹及制式弹正侵彻陶瓷复合装甲试验的基础上，利用AUTODYN软件进行动能弹穿甲过程数值模拟，研究7.62 mm TC动能弹对不同斜置角度下陶瓷复合靶毁伤效能，并与7.62 mm制式弹侵彻威力进行比较。最后分析并对比了TC动能弹与制式弹对不同斜置角度下陶瓷复合靶的弹道极限规律。研究结论可为弹丸优化设计提供参考依据。

1 研究现状

依托中北大学地下目标毁伤技术国防重点学科实验室开展的14.5 mm TC动能弹[7]与制式弹侵彻陶瓷复合装甲的试验结果展开研究分析，试验与数值模拟靶板破坏图及弹丸残体图如图1、图2所示。

图1 14.5 mm制式弹

图2 14.5 mm TC动能弹

由图1、图2可知，基于SPH方法数值模拟结果与试验结果较为符合，验证了基于SPH方法数值模拟的可靠性。可知TC动能弹可较好地保护弹芯的完整性，且相对于制式弹能提高对复合装甲的侵彻威力。基于上述研究结果，开展了7.62 mm TC动能弹侵彻陶瓷复合装甲的数值模拟研究，将7.62 mm制式弹头部改换为形状一致的氧化锆陶瓷弹头，以与制式弹相同的动能侵彻不同斜置角度下陶瓷复合装甲，分析其毁伤效能。同时对不同斜置角度复合装甲的弹道极限进行研究。

2 TC动能弹与制式弹计算方案

本研究采用总厚度为12 mm的复合装甲，由陶瓷面板、背靶组成，其对应厚度分别为H1=6 mm、H2=6 mm，背靶材料选用603装甲钢，表面靶选用Al2O3陶瓷面板。定义复合装甲斜置角度为子弹轴线方向与靶板法线方向夹角θ。图3为动能弹结构示意图。

图3 7.62 mm制式弹及TC动能弹结构示意图

采用TUREGRID软件建立有限元模型，为节约计算时间，采用1/2结构建立三维有限元模型，并设置对称约束条件于1/2模型的对称面上。计算网格均采用Solid164八节点六面体单元，7.62 mm子弹及陶瓷面板采用SPH算法，并在模型的边界粒子上施加压力流出边界条件，等效为周向应力约束效应[15-16]。本文算例中，制式弹被甲材料采用H90铜，钢芯采用35CrMnSi钢，铅套采用金属铅。所有金属材料模型都采用JOHNSON-COOK材料模型和GRUNEISEN状态方程，TC弹头采用ZrO2增韧陶瓷材料，，其与Al2O3陶瓷面板采用MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CERAMICS材料模型,材料参数见文献[9]。其他材料参数具体参见文献[17-18]。

3 计算分析

3.1 数值模拟

通过调整复合装甲的斜置角度依次为0° 、5°、10°、15°、20°、25 °、30°、35°、40°、45°。以制式弹为基准，保证两者动能相同，对制式弹以850 m/s的速度，TC动能弹以900 m/s的速度，侵彻复合装甲过程展开数值模拟，并对数值模拟结果中的钢芯偏转角度，背靶侵深及弹道极限等性能参数进行分析。

由表1结合图4～图6可知，在复合靶板斜置角度45°范围内时，TC动能弹对复合靶的侵彻效能即对背靶的侵深明显高于制式弹，随着斜置角度的增加，TC弹头对陶瓷面板的法向冲击力逐渐减小，且由于陶瓷抗剪特性较差，TC弹头由压缩断裂逐渐向剪切断裂趋势变化，其对陶瓷面板的破坏程度降低，当斜置角度大于30°时，TC动能弹整体侵彻威力快速减小，其较小速率远大于制式弹； TC动能弹钢芯完整度要高于制式弹，这是因为TC弹头避免了钢芯与陶瓷面板的直接接触，减小了其质量侵蚀。TC动能弹和制式弹对陶瓷复合靶板的弹道极限随斜置角度的增加均呈指数型增加，TC动能弹的增加速率小于制式弹，可见靶板斜置角度在一定范围内时，改用TC弹头利于侵彻能力的提高。

表1 7.62 mm TC动能弹/制式弹对斜置靶板的侵彻结果

注：θ为靶板斜置角度，h为背靶侵深，Φ为弹丸钢芯偏角，V50为弹道极限(定义：嵌入靶板的最大速度与贯穿靶板的最小速度的平均值)

图4 斜置角度-弹芯偏角关系

图5 斜置角度-背靶侵深的关系

图6 斜置角度-弹道极限关系

由图7和图8可知，TC动能弹钢芯较制式弹钢芯完整，因其钢芯的尖卵型头部较为完整，对背靶的侵彻多为嵌入型开孔形态，而制式弹对背靶的破坏多为隆起鼓包型形态。TC动能弹在靶板斜置角度为45°时，发生跳弹现象，而制式弹在靶板斜置角度为35°时，发生跳弹现象，可见TC动能弹较制式弹在同一靶板斜置角度下发生跳弹的概率更小。对比TC动能弹与制式弹钢芯偏转角度也可知，随靶板斜置角度的增加，两种弹丸钢芯近似指数型增加，制式弹钢芯偏角增大速率大于TC动能弹，靶板斜置角度大于30°时，制式弹钢芯偏角大于TC动能弹。由此可知，靶板斜置角度在一定范围内，采用TC弹头不仅能保护钢芯完整度，提高对复合靶的侵彻威力，且能降低其穿靶偏转角度，进而降低跳弹概率。

图7 靶板不同斜置角度下的破坏图(TC弹)

图8 靶板同斜置角度下破坏图(制式弹)

3.2 理论分析

当弹丸以较高的速度撞击靶板时，在没有发生冲击相变的相当宽的压力范围内，撞击点处形成了一个很高的压力区，根据撞击时的动量守恒定律和界面上的连续条件，在撞击点的压力可以表示为[10]：

PP=ρP(αP+bPuP)uP

(1)

Pc=ρc(αc+bcuc)uc

(2)

由牛顿第三定律可知：

Pc=PP

(3)

其中：PP、uP分别为作用在弹丸上的冲击压力和质点速度；Pc、uc分别为作用在陶瓷面板上的冲击压力和质点速度；aP、bP和ac、bc分别为弹丸和陶瓷面板的Hugoniot材料参数[11-15]，如表2所示。而撞击界面上的真实速度为

vP=uP+uc

(4)

式中，vP为弹丸的着靶速度。

表2 Hugoniot材料参数

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)可分别求解当制式弹撞击RHA与陶瓷复合靶时作用在弹丸上的压力。

在TC弹与制式弹动能相同的条件下，利用式(1)～式(5)计算可求出弹丸撞击陶瓷面板的冲击应力，TC弹比制式弹高出1.56 GPa，可见TC弹对陶瓷复合靶板具有较好的毁伤优势。

4 结论

1) TC动能弹不仅能够减小子弹钢芯穿靶偏转角度，提高弹道准直性，且能够降低跳弹概率，增加对陶瓷复合靶板的毁伤应力。

2) TC动能弹与制式弹对陶瓷复合装甲的弹道极限均呈指数型增长，且TC动能弹的增加速率低于制式弹。