鄭 羽，李 茂，李永清，侯海量，劉雨佳

（1.海軍工程大學(xué)艦船與海洋學(xué)院，武漢 430033；2.海軍研究院，北京 100161）

0 引 言

半穿甲反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部侵入艦船艙室內(nèi)部爆炸形成的高速破片質(zhì)量從零點幾克到數(shù)百克不等，速度約為1200～2400 m/s，屬于典型的中高速沖擊問題[1-2]，嚴(yán)重威脅著艦船內(nèi)部重要艙室安全。艦船防護設(shè)計中，主要依托艦船現(xiàn)有艙壁結(jié)構(gòu)，結(jié)合陶瓷、纖維增強復(fù)合材料等的抗彈特點組成復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，以充分發(fā)揮各抗彈材料的性能優(yōu)勢，實現(xiàn)抗彈效能最大化。其中，以低密度、高比強度纖維增強復(fù)合材料為抗彈芯層組成的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)應(yīng)用最為廣泛[3-4]。朱錫等[5-6]開展了船用鋼/玻璃纖維增強材料復(fù)合裝甲對比試驗，結(jié)果表明：同等防護能力下，該復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)較單一防彈鋼板減重30%以上。另外，其還指出增大金屬前面板與纖維復(fù)合后面板的間隙，有利于提高復(fù)合裝甲的抗彈性能。李茂等[7]試驗研究了結(jié)構(gòu)間隙對鋼板/芳綸纖維增強復(fù)合材料層合板/鋼板夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗高速彈體侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)前面板與夾芯層之間的結(jié)構(gòu)間隙能增加破片飛散角，分散破片動能，降低破片的整體侵徹能力，夾芯層與后面板之間的結(jié)構(gòu)間隙可減緩甚至避免夾芯層對后面板的直接撞擊，有助于充分發(fā)揮夾芯層的抗彈能力。徐豫新等[8-9]開展了10 g FSP 高速撞擊不同配置比的鋼/纖維增強復(fù)合材料（芳綸或玻纖）/鋼三明治板試驗及數(shù)值模擬，指出芳綸板作為夾層材料較玻纖板吸能特性更優(yōu)，夾層板為疊層結(jié)構(gòu)時的吸能特性較單一結(jié)構(gòu)更優(yōu)，并且在保持前、后面板總面密度相同的情形下，前面板較厚時有利于整體抗彈性能的提高。Yong等[10]以經(jīng)濟性和輕型化為優(yōu)化目標(biāo)，開展了鋁、鋼等金屬靶與碳纖維、玻璃纖維等層合板復(fù)合后的抗彈優(yōu)化設(shè)計。

在以上復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹研究中，所防御破片載荷質(zhì)量大多小于15 g，初速小于1300 m/s，隨著半穿甲反艦導(dǎo)彈突防能力和精確制導(dǎo)技術(shù)的發(fā)展，其可在鉆艙后距彈藥庫等重要艙室很近距離下爆炸以實現(xiàn)最大程度的毀傷破壞。此時，防護艙壁所面臨破片載荷初速較高（大于1500 m/s）、質(zhì)量也較大（大于30 g），現(xiàn)有典型的艦用復(fù)合裝甲難以抵御該強沖擊載荷侵徹作用，進一步開展復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗高速大質(zhì)量柱形彈侵徹性能研究具有重要意義。

本文以高強聚乙烯層合板（以下簡稱UHMWPE層合板）為抗彈芯層，船用鋼為前、后面板，氣凝膠氈為前、后隔溫層，設(shè)計了UHMWPE 夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，采用40 g圓柱形35CrMnSiA 高強合金彈體模擬戰(zhàn)斗部爆炸破片，開展復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗高速彈體侵徹性能彈道實驗，分析了各層結(jié)構(gòu)的破壞模式，闡明了抗侵徹機理。

1 試驗設(shè)計

試驗用彈體為40 g的圓柱形彈，彈體長度為40 mm，直徑為12.8 mm，如圖1（a）所示，由35CrMnSiA 合金鋼加工而成，該型鋼材為常用的戰(zhàn)斗部殼體材料。密度為7850 kg/m3，拉伸強度≥1620 MPa，屈服強度≥1275 MPa，斷面收縮率≥40%，沖擊韌性值≥80 J/cm2，硬度為241 HB。

圖1 試驗用彈體和彈托及試驗靶板布置Fig.1 Experimental projectile and sabot and experimental setup of target plate

試驗設(shè)計制作的高強聚乙烯纖維增強復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)為夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，其前、后面板是厚度分別為5 mm、10 mm的船用921A鋼板[11]，平面尺寸均為400 mm×400 mm，抗彈芯層選用上海斯瑞有限責(zé)任公司生產(chǎn)的UHMWPE 層合板，平面尺寸均為300 mm×300 mm，力學(xué)性能參數(shù)如表1 所示?？紤]到UHMWPE 層合板的熱變形溫度較低，熔點僅約為95℃，為避免戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生高溫高壓氣體及發(fā)生火災(zāi)時對其抗彈性能的不利影響，在抗彈芯層前、后兩側(cè)設(shè)置氣凝膠氈隔溫層[12-13]，厚度均為20 mm，平面尺寸均為400 mm×400 mm，在彈體侵徹復(fù)合裝甲過程中，可忽略其強度作用[14]。

表1 UHMWPE層合板的力學(xué)參數(shù)Tab.1 Parameters of UFRP

針對彈體沖擊速度的不同，設(shè)計了抗彈芯層面密度分別約為60 kg/m2、80 kg/m2和100 kg/m2（對應(yīng)的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)編號分別為U60、U80和U100）的三種夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)。復(fù)合裝甲四周采用G 形夾夾持于固定支座，如圖1（b）所示。圖2為三種抗彈芯層面密度的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)型式示意圖，V0表示彈體入射初速。

圖2 高強聚乙烯纖維增強復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)型式Fig.2 Experimental UFRP sandwich armor structures with different area densities of UFRP core

試驗中，根據(jù)彈體發(fā)射速度的需要，彈體采用彈道炮或二級輕氣炮進行發(fā)射，彈托采用三瓣拼接方式、尼龍材質(zhì)，在彈體著靶侵徹前實現(xiàn)彈、托分離。當(dāng)采用二級輕氣炮發(fā)射時，彈體入射初速由磁感應(yīng)測速系統(tǒng)測得，圖3 給出了二級輕氣炮系統(tǒng)發(fā)射裝置及典型磁感應(yīng)測速信號。當(dāng)采用彈道炮發(fā)射時，彈體入射初速、剩余速度由通斷靶網(wǎng)測速系統(tǒng)及高速攝影系統(tǒng)測得。

圖3 二級輕氣炮系統(tǒng)試驗布置圖Fig.3 Experimental setup of the two-stage light gas gun system

2 試驗結(jié)果

表2給出了試驗工況及彈道沖擊試驗結(jié)果。其中，結(jié)構(gòu)U60共進行了5組彈道試驗，彈體入射速度范圍為1280～2280 m/s；結(jié)構(gòu)U80共進行了2組彈道試驗，彈體入射速度分別為1606 m/s和1630 m/s；結(jié)構(gòu)U100進行了1組彈道試驗，彈體入射速度為1890 m/s。

表2 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能彈道試驗結(jié)果Tab.2 Ballistic experimental results

3 試驗現(xiàn)象及分析

3.1 前面板的破壞

圖4 給出了典型試驗工況下前面板的破壞形貌。由圖可知，從前面板彈孔形狀來看，除試驗工況U60-2 外，其他試驗工況彈體入射姿態(tài)較好，為正入射沖擊。前面板破壞模式基本相同，均表現(xiàn)為典型高速鈍頭彈體侵徹薄金屬靶板時所產(chǎn)生的剪切沖塞破壞。區(qū)別在于，由于初速不同，彈體侵徹下前面板的穿孔大小和變形程度略有差異。由于金屬堆積前面板的彈孔迎彈面形成翻起唇；彈孔中部粗糙，剪切擠鑿痕跡明顯；背彈面則表現(xiàn)為脆性斷裂，頂部區(qū)域材料顯著變薄且產(chǎn)生若干微裂紋；彈孔附近靶材部分泛藍(lán)，表明絕熱剪切引起了材料相變。彈孔以外區(qū)域，靶材出現(xiàn)小范圍的輕微盤形凹陷變形，呈現(xiàn)出明顯的局部效應(yīng)。隨著彈體侵徹速度的增加，局部效應(yīng)更加明顯。特殊的是，在U60-2 試驗中，由于彈體大傾角斜入射，使得彈體穿甲能力大大降低。前面板的穿孔呈近似長方形（見圖4（b）），穿孔附近靶材橫向位移明顯大于正侵徹情形，但整體依然呈現(xiàn)出明顯的局部效應(yīng)。

圖4 前面板破壞形貌Fig.4 Damaged front plates

圖5 給出了彈體侵徹作用下前面板穿孔尺寸（穿孔最小直徑dpen，單位：mm）的實測數(shù)據(jù)?？梢钥闯?，隨著彈體初速的增加，穿孔直徑近似呈線性關(guān)系增大。另外，從U60-3 和U60-4 試驗后收集到的殘余彈體來看，彈體保持較好完整性，不過彈體頭部發(fā)生較嚴(yán)重的磨蝕，如圖6 所示。經(jīng)測量收集到的殘余彈體的最大長度分別為29.62 mm 和24.18 mm，質(zhì)量分別為27.57 g 和21.79 g（分別損失31.08%和45.53%）。

圖5 前面板穿孔尺寸Fig.5 Penetration hole diameter of front plate

圖6 殘余彈體破壞形貌Fig.6 Damage appearance of residual projectile

3.2 隔溫層的破壞

圖7 給出了U60-1 和U60-4 試驗中前、后置隔溫層的破壞形貌。對于前置隔溫層，由于前面板未發(fā)生整體大變形，因而仍保持整體完整性，主要產(chǎn)生了局部破壞效應(yīng)。破口形狀呈圓角矩形，與UHMWPE 層合板破口尺寸相當(dāng)，約為80 mm×90 mm，遠(yuǎn)大于彈體直徑及前面板破口尺寸；對于后置隔溫層，無論是否受到彈體侵徹作用，其都將在UHMWPE層合板背凸鼓包的碰撞擠壓下產(chǎn)生破口，尺寸略小于鼓包尺寸。在彈體穿甲過程中，前、后置隔溫層材料對抗彈性能的影響作用可忽略不計，主要作用是為前面板或UHMWPE層合板提供變形緩沖空間，使其更好地發(fā)揮變形吸能能力。

圖7 隔溫層材料破壞形貌Fig.7 Failure pattern of insulation layer

3.3 抗彈芯層的破壞

為觀察各層UHMWPE 層合板的變形破壞及其相互影響，試驗后卸掉夾具將其分開，以觀察分析各層的變形破壞及其相互影響作用。圖8 為U60-1、U60-4、U80-2、U100-1 四種典型工況UHMWPE抗彈芯層的破壞形貌。圖9為UHMWPE 層合板抗彈芯層的剖視圖。由圖可知，彈體高速沖擊抗彈芯層下，第1 層UHMWPE 層合板呈現(xiàn)絕熱剪切破壞，剪切帶產(chǎn)生局部高溫，導(dǎo)致侵徹區(qū)纖維熔斷，外圍基體被燒焦，并且隨初速增加，穿孔直徑不斷擴大。由于UHMWPE 層合板為高韌性材料，熔融或斷裂的靶材沿彈孔徑向反向回彈，在迎彈面呈喇叭狀外翻。

圖8 各試驗工況第一層UHMWPE層合板迎彈面及最后一層UHMWPE層合板背彈面破壞形貌Fig.8 Failure pattern of the first layer and last layer UFRP for UFRP sandwich armors

圖9 典型工況下UHMWPE芯層剖視圖Fig.9 Cross-section through the crater of UFRPs for UFRP sandwich armors

另外，隨著彈體穿甲過程中侵徹速度的降低，穿孔尺寸逐漸減小，侵徹區(qū)纖維破壞模式中拉伸斷裂占比增加，UHMWPE 層合板的變形破壞范圍逐漸增大，拉伸變形逐漸顯現(xiàn)。從圖中還可以看出，由于靶板邊界未夾持，層合板四周在拉伸作用下發(fā)生面內(nèi)收縮變形和褶皺變形，且彈速越高，邊界變形程度更加嚴(yán)重。最終，U60-1 工況中彈體停留在最后一層UHMWPE 層合板，形成邊長約110 mm 的近方形鼓包；U80-2、U100-1工況中彈體剛好處于臨界穿透最后一層UHMWPE層合板狀態(tài)，鼓包變形區(qū)接近于呈“圓形”；剩余其他工況彈體均穿透抗彈芯層，鼓包變形區(qū)近似呈“方形”。

3.4 后面板的破壞

當(dāng)彈體初速大于UHMWPE 層合板的彈道極限時，將穿透抗彈芯層，并繼續(xù)沖擊后面板。圖10 為典型工況中后面板破壞形貌及變形撓度圖。在工況U60-3、U60-4、U60-5 中，彈體最終穿透后面板，彈孔迎彈面可見明顯的擠鑿特征，而背彈面則呈現(xiàn)出拉伸斷裂破壞的特征；在工況U60-1、U80-1、U80-2和U100-1中，當(dāng)彈速不足以穿透抗彈芯層時，后面板變形模式為局部隆起變形，并且隨著芯層厚度增大，彈體穿甲時間、芯層與后面板間接觸作用時間將不斷延長，使后面板變形撓度增大。

圖10 后面板典型破壞形貌及撓度變形（單位：mm）Fig.10 Deformation profiles and damage appearance of back plates(Unit:mm)

3.5 抗彈性能分析

圖11 給出了彈體侵徹下UHMWPE 夾芯式復(fù)合裝甲的抗穿甲能力示意圖，圖中，縱坐標(biāo)表示每發(fā)試驗靶板各組分的累計面密度（由于不考慮隔溫層的強度作用，未計入隔溫層的面密度），橫圖標(biāo)表示彈體最終停留位置。從圖中可以看出，在1280～1890 m/s的彈體初速范圍內(nèi)，相同厚度的前面板下，若以彈體剛好穿透抗彈芯層而后面板不受穿甲載荷為防御目標(biāo)，所需的芯層面密度幾乎與彈體初速成線性關(guān)系。

圖11 彈體侵徹下復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)防護能力示意Fig.11 The ballistic performance of different composite structures

另外，對比工況U60-1和U60-2可以看出，當(dāng)彈體不能正入射沖擊目標(biāo)結(jié)構(gòu)時，其穿甲能力將大大減弱。

3.6 抗侵徹機理分析

彈丸侵徹復(fù)合裝甲過程中，除了彈靶相互作用外，前面板、抗彈芯層、后面板也存在相互作用，互相耦合。

3.6.1 彈體侵徹前面板過程

高速鈍頭彈丸貫穿前面板（薄鋼質(zhì)靶板）過程中，破壞模式以絕熱剪切為主，穿孔周圍伴有小量橫向變形；同時，彈體在強動載作用下鐓粗變形、碎裂，與前面板沖塞形成的二次破片共同繼續(xù)侵徹后續(xù)結(jié)構(gòu)。在此階段，以前面板的剪切沖塞和局部變形、彈體鐓粗、變形和碎裂等形式耗散部分彈體動能。

3.6.2 彈體侵徹抗彈芯層過程

由于前面板與抗彈芯層被隔溫層分離，前面板中壓縮波不能傳入UHMWPE 層合板，層合板中的初始應(yīng)力波將由穿透前面板后的破片（殘余彈體、前面板結(jié)構(gòu)碎片等）侵徹撞擊引起。

文獻(xiàn)[7]中將高速破片侵徹較厚芳綸纖維芯層的過程描述為“三階段”過程，即：開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形-貫穿，如圖12 所示。結(jié)合本文開展的試驗結(jié)果來看，同樣可將彈體侵徹高強聚乙烯抗彈芯層過程分為此“三階段”過程。

圖12 彈體侵徹抗彈芯層過程示意圖Fig.12 Possible mechanisms of target plate subjected to the projectile

不過，與文獻(xiàn)[7]略有不同的是：（1）由于高強聚乙烯纖維熔點僅約為90℃，在彈體侵徹過程中，侵徹區(qū)內(nèi)靶材的變形及彈靶之間的摩擦導(dǎo)致靶材溫度升高，由于熱量來不及向四周傳遞，使彈孔附近發(fā)生纖維熔斷破壞；（2）在拉伸變形-貫穿階段，當(dāng)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)中后置隔熱層較厚、對UHMWPE抗彈芯層背彈面運動無限制時，隨著彈體的持續(xù)侵徹，“動態(tài)變形錐”錐角將達(dá)到極限值，“動態(tài)變形錐接觸區(qū)”纖維陸續(xù)發(fā)生拉伸斷裂，直至彈體穿透剩余芯層；但是，當(dāng)后置隔溫層厚度較小時，在“動態(tài)變形錐”錐角未達(dá)到極限值時已碰撞后面板，后續(xù)彈體繼續(xù)侵徹過程中，將推動“動態(tài)變形錐”及后面板接觸區(qū)共同運動，增強了對“動態(tài)變形錐接觸區(qū)”芯層的壓縮剪切作用。

結(jié)合試驗現(xiàn)象分析可知，若抗彈芯層與后面板的間隙較小，將會影響抗彈芯層和后面板相互作用，使二者的能量耗散機制發(fā)生轉(zhuǎn)變，具體表現(xiàn)在：（1）UHMWPE 抗彈芯層的撞擊作用使后面板開始運動，降低了彈體、后面板之間的相對速度，若彈體速度足以穿透抗彈芯層，則延長了彈體侵徹后面板的時間，這將提高后面板的吸能能力；另一方面，抗彈芯層材料的碰撞作用使得后面板產(chǎn)生預(yù)動響應(yīng)和預(yù)應(yīng)力，不利于其抗彈侵徹；（2）后面板的約束作用限制了抗彈芯層材料的橫向運動，“動態(tài)變形錐”的發(fā)展也受到限制，使其無法充分發(fā)揮其拉伸變形吸能的優(yōu)勢。

在此階段，高強聚乙烯抗彈芯層的纖維拉伸、斷裂、橫向變形、分層、原纖化、基體破碎和彈體變形為主要耗能方式。

3.6.3 彈體侵徹后面板過程

破片穿透抗彈芯層后，以單枚大質(zhì)量破片伴隨數(shù)枚小質(zhì)量二次破片的形式進一步侵徹后面板，當(dāng)破片具有較高速度時，甚至?xí)┩负竺姘濉Ｈ艨箯椥緦优c后面板間距較小，“動態(tài)變形錐”將對后面板發(fā)生碰撞擠壓，后面板最終破壞模式伴有局部大撓度變形。

在此過程中，后面板的局部沖塞穿甲、彈坑、裂紋、局部隆起變形和彈體局部碎裂、變形為主要耗能方式。

3.7 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)能量耗散分析

下面選取試驗U60-1、U80-2和U100-1為計算工況，計算在抗彈芯層正好防御或臨界防御彈體沖擊情形下，高強聚乙烯纖維增強復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)各層結(jié)構(gòu)的耗能占比。

3.7.1 前面板穿甲破壞耗能

高速桿式彈侵徹金屬薄制前面板時，侵徹過程可分為初始接觸階段、彈體侵入階段、剪切沖塞階段和穿甲破壞階段4個階段[15]。采用文獻(xiàn)[15]理論模型計算前面板穿甲破壞耗能，即

3.7.2 后面板變形耗能

當(dāng)彈體未能穿透抗彈芯層時，后面板將不會受到彈體的直接穿甲，而承受抗彈芯層對其不斷的碰撞、擠壓作用，使其產(chǎn)生隆起-蝶形變形?？紤]到后面板的邊界約束條件為四角點固支，后面板的變形能主要包括：彎曲變形能Ub和拉伸變形能Ue。假設(shè)鋼板材料為剛塑性材料，按照V.Mises 屈服準(zhǔn)則，可得到后面板變形能的表達(dá)式[16]為

式中：W為后面板任一點處的撓度值，是關(guān)于后面板微元平面坐標(biāo)的函數(shù)，W=W（x，y）；a、b、和h分別為后面板的長、寬和高。

根據(jù)實測試驗中后面板的撓度曲線(見圖10)，采用Matlab數(shù)值分析軟件擬合得到后面板的撓度公式，將其代入式（2）～（3），即可得到平板的最終變形能。

彈體初始動能與前面板耗能、后面板變形吸能的差值即為抗彈芯層變形破壞吸能量。

3.7.3 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)能量耗散特性分析

選取U60-1、U80-2 和U100-1 典型工況，不考慮隔溫層材料的抗穿甲能力，得到不同工況下各層結(jié)構(gòu)的吸能大小，如表3所示。

表3 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)各組分吸能數(shù)值Tab.3 Energy absorbed by different components of composite structure

從表3 可以看出，隨著彈體速度增大，前面板耗能值及耗能占比增大，但是在彈體速度超過一定數(shù)值時，其耗能占比保持不變，約為39.1%；抗彈芯層是吸收彈體及前面板結(jié)構(gòu)碎片動能的主要力量，耗能占比均超過40%，抗彈芯層的選擇對復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)整體抗侵徹性能至關(guān)重要。隨著芯層厚度增加，使芯層與后面板接觸作用時間延長，進而將增大后面板的耗能和變形撓度，不過經(jīng)計算后發(fā)現(xiàn)，各典型工況下后面板耗能占比均未超過20%。

4 結(jié) 論

本文針對不同厚度的UHMWPE 夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，開展了抗大質(zhì)量柱形彈侵徹性能試驗，得到如下主要結(jié)論：

（1）前面板的破壞模式為剪切沖塞，隨著彈體初速的增加，穿孔直徑近似呈線性關(guān)系增大；彈體侵徹后僅頭部發(fā)生較嚴(yán)重的磨蝕，完整性保持較好；后面板破壞模式為延性擴孔或碟形變形。

（2）彈體侵徹下UHMWPE 抗彈芯層呈現(xiàn)剪切、拉伸破壞，破壞過程可分為開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形-貫穿3個階段。

（3）UHMWPE夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)中，在抗彈芯層剛好防御彈體的條件下，前面板耗能占比隨著彈體速度增加而增大，但將趨于穩(wěn)定；抗彈芯層是吸收彈體及前面板結(jié)構(gòu)碎片動能的主要組分（大于40%），后面板的耗能占比始終相對較?。ㄐ∮?0%）。