余毅磊，王曉東，任文科，馬銘輝，蔣招繡，高光發(fā),,3

（1. 南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院, 江蘇, 南京 210094；2. 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室 (寧波大學(xué)), 浙江, 寧波315211；3. 北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室, 北京 100081）

輕型復(fù)合裝甲是當(dāng)前快速機(jī)動車輛、直升機(jī)等裝備的重要防護(hù)結(jié)構(gòu)，當(dāng)前超輕型抗彈結(jié)構(gòu)以非金屬復(fù)合裝甲為主[1]，近些年來，此類產(chǎn)品的研發(fā)取得了跨越式進(jìn)展，但是隨著武器威力越來越大，對裝備的機(jī)動性能需求越來越高，其抗彈性能的不足嚴(yán)重影響了我國相關(guān)裝備的綜合實(shí)戰(zhàn)性能. 現(xiàn)有的高性能非金屬復(fù)合裝甲主要以高硬度陶瓷面板及高韌性纖維層合板復(fù)合而成，其中低密度、高硬度的碳化硼陶瓷及高韌性UHMWPE 層合板最具應(yīng)用潛力，并成為研究的熱點(diǎn). 在彈靶作用過程中，防彈陶瓷面板侵蝕、鈍化、破碎彈丸，并沿速度方向傳遞沖擊載荷，而背板材料為陶瓷面板提供有效支撐，延長陶瓷失效時間及彈靶作用時間，并吸收殘余彈丸的剩余動能，同時由于纖維復(fù)合材料的特殊失效形式可以有效減少碎塊向后噴射，從而減少二次傷害. 但由于陶瓷復(fù)合裝甲存在背強(qiáng)效應(yīng)[2]，背板強(qiáng)度對陶瓷復(fù)合裝甲的整體抗彈性能有著很大的影響，相較于傳統(tǒng)金屬背板，纖維背板在強(qiáng)度上并不占優(yōu)，所以在提高纖維背板整體結(jié)構(gòu)強(qiáng)度的同時兼顧其抗彈性能是亟待解決的問題.

近年來，國內(nèi)外研究者[3?7]對螺旋狀纖維復(fù)合材料抗中低速沖擊進(jìn)行了實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬研究，與傳統(tǒng)單向纖維復(fù)合材料相比，螺旋狀纖維復(fù)合材料具有更高的損傷容限、吸能效率和穿透阻力，并且隨著鋪層旋轉(zhuǎn)角度減小整體結(jié)構(gòu)的抗沖擊性能逐漸提高.值得注意的是，螺旋狀纖維復(fù)合材料在兼顧傳統(tǒng)單向纖維層合板低密度、高韌性等優(yōu)越力學(xué)性能外，一定程度上彌補(bǔ)了強(qiáng)度不足的缺陷，是作為輕型裝甲車輛及單兵防護(hù)中陶瓷/纖維復(fù)合裝甲理想的背板材料之一，但目前對于該方面的研究相對較少.

針對上述問題，開展了相同彈道沖擊條件下12.7 mm剛脆性穿燃彈侵徹相同靶板結(jié)構(gòu)、不同UHMWPE背板鋪層角度下陶瓷/纖維復(fù)合靶板的試驗(yàn)研究，通過觀測回收的彈芯、靶體陶瓷及纖維背板宏觀破壞特征，對不同UHMWPE 背板鋪層角度下陶瓷/纖維復(fù)合靶板抗彈性能、耗能機(jī)理及彈、靶破碎特征的影響規(guī)律進(jìn)行唯象分析.

1 試驗(yàn)設(shè)計

采用54 式12.7 mm 標(biāo)準(zhǔn)穿燃彈對不同UHMWPE背板鋪層角度的陶瓷/纖維復(fù)合靶板進(jìn)行彈道沖擊試驗(yàn)，通過減裝藥的方式實(shí)現(xiàn)對彈丸著靶速度的控制. 此外，著靶速度由紅外光幕測量，其測速精度為±2 m/s. 具體實(shí)驗(yàn)裝置及布局如圖1 所示.

圖1 試驗(yàn)裝置及布局Fig. 1 Test device and layout

表1 彈體材料力學(xué)性能Tab. 1 Mechanical properties of projectile

試驗(yàn)所用陶瓷/纖維復(fù)合靶板為200 mm×200 mm，面板選用B4C 陶瓷，厚度hc均為8 mm，陶瓷材料性能如表2 所示.

表2 陶瓷材料性能Tab. 2 Properties of ceramic

在陶瓷面板迎彈面上包覆并熱壓有一層纖維止裂層（～0.05 mm），主要為了防止陶瓷碎塊反向飛濺，幾乎不影響侵徹效果及陶瓷的碎裂[8]；背板采用5 mm T300 碳纖維板復(fù)合7 mm UHMWPE 層合板粘接而成，其中碳纖維板主要為了提高陶瓷復(fù)合靶板整體結(jié)構(gòu)剛度，UHMWPE 層合板采用三種鋪層方式，分別為0°～90°、0°～45°～90°、0°～30°～60°～90°，如 圖2所示. 纖維復(fù)合材料呈現(xiàn)明顯的各向異性，現(xiàn)有研究表明[3]，纖維復(fù)合材料在不同的鋪層角度下會表現(xiàn)出不同的物理特性，鋪層角度減小有利于載荷沿多向擴(kuò)散，纖維層間互相約束作用更明顯，有利于提高纖維復(fù)合板的整體強(qiáng)度及抗沖擊性能.

圖2 UHMWPE 層合板鋪層方式Fig. 2 UHMWPE laminate layering mode

陶瓷面板及纖維背板通過鋼制約束框及螺栓緊固，約束框?qū)μ沾?纖維復(fù)合靶板無圍壓作用，如圖3（a）所示.

圖3 陶瓷/纖維復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)及回收箱示意圖Fig. 3 Schematic diagram of ceramic/fiber composite target plate and recovery box

為了收集試驗(yàn)過程中彈芯及陶瓷面板的破碎碎塊，將陶瓷/纖維復(fù)合靶板放置于回收箱內(nèi)，回收箱內(nèi)壁通過緩沖泡沫塊及木板的組合實(shí)現(xiàn)對實(shí)驗(yàn)過程中飛濺碎塊的軟回收，后效靶采用2A12 鋁合金，如圖3（b）所示.

2 試驗(yàn)結(jié)果分析

表3 給出了試驗(yàn)靶板結(jié)構(gòu)及主要試驗(yàn)結(jié)果. 試驗(yàn)分別研究了相同著靶速度下不同UHMWPE 背板纖維層合角度對陶瓷/纖維復(fù)合靶板抗彈性能的影響，并得到了3 組有效數(shù)據(jù). 由后效穿深可知，UHMWPE 層合背板鋪層角度越小，靶板抗彈性能越好，這是由于隨著背板強(qiáng)度的增大，其對陶瓷面板的支撐能力隨之增大，延長了彈靶整體作用時間，加劇了彈體的破碎效應(yīng). 通過后效穿深及12.7 mm 穿燃彈對金屬的穿甲威力[9]換算可得，該陶瓷/纖維復(fù)合裝甲靶板等效于厚度為16～18 mm 的603 裝甲鋼，而該結(jié)構(gòu)陶瓷/纖維復(fù)合裝甲面密度僅為35.29 kg/m2，而需達(dá)到相似侵徹效果的傳統(tǒng)鋼裝甲面密度約為124.8 kg/m2，由此可知陶瓷/纖維復(fù)合裝甲在相對質(zhì)量上存在極大的優(yōu)勢，并在輕型武器裝備上有著廣泛的應(yīng)用前景.

表3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果Tab. 3 The experimental results

2.1 彈芯破碎情況

彈丸高速沖擊靶板后，彈丸會發(fā)生一定程度的磨蝕及破碎，試驗(yàn)中彈丸典型碎裂情況如圖4 所示.從彈丸整體碎裂情況來看，彈丸沖擊陶瓷/纖維復(fù)合靶板時，彈丸基本無明顯塑性變形及鐓粗變形，其失效方式主要呈現(xiàn)為：侵蝕失效；剪切-脆性碎裂失效[10?11].SAVIO 等[12]也觀察到了相似類型的碎片，盡管采用了7.62 mm AP 彈丸和不同的陶瓷，但總體來說仍具有后續(xù)侵徹能力的最大碎塊質(zhì)量由彈芯尾部碎塊構(gòu)成.

彈丸在侵徹陶瓷/纖維復(fù)合靶板初期，彈靶接觸面向彈丸尾部傳播強(qiáng)壓縮波，由于彈丸的硬度及抗壓強(qiáng)度低于陶瓷面板，在強(qiáng)壓縮應(yīng)力的作用下，彈丸達(dá)到屈服極限而發(fā)生碎裂. 彈體頭部速度低于彈體尾部速度，此時在彈著點(diǎn)附近形成駐點(diǎn)區(qū)，當(dāng)彈體頭部環(huán)向應(yīng)力超過彈體動態(tài)強(qiáng)度極限時，則彈體發(fā)生碎裂，此時彈體碎塊主要以精細(xì)的彈丸粉末及侵蝕碎塊為主，在彈丸主體與陶瓷的共同磨蝕作用下，碎塊表面多呈現(xiàn)出“隕石坑”狀不規(guī)則凹凸表面，SEM分析結(jié)果顯示，在彈芯碎塊上出現(xiàn)局部剪切韌窩，說明彈芯在沖擊過程中存在一定程度的局部沖擊韌性，如圖4(a)圖4(b)所示，這些碎塊的粒徑均小于2 mm，幾乎失去有效侵徹能力.

3.1.4 輸尿管開口損傷 輸尿管開口附近腫瘤電切時應(yīng)避免電灼。如腫瘤較大、血供豐富或切除困難，可放置輸尿管導(dǎo)管或雙J管引流，以避免狹窄。對出現(xiàn)輸尿管梗阻者行球囊擴(kuò)張或內(nèi)鏡下切開有助于緩解癥狀。

圖4 回收的彈體碎塊及局部放大圖Fig. 4 Recovered fragments of projectile body and partial enlarged view

由于12.7 mm 穿燃彈彈芯為卵形結(jié)構(gòu)，應(yīng)力波在由小截面向大截面?zhèn)鞑r，反射的壓縮波在彈體頭部不斷匯聚，高速的壓縮變形致使熱量聚集，導(dǎo)致彈體頭部發(fā)生剪切失效，并形成明顯的滑移線，如圖4(c)所示. 而對于具有最大碎塊質(zhì)量的彈芯尾部碎塊斷裂面周圍沒有明顯的塑性變形，每個斷面都可以觀測到明顯的放射狀標(biāo)記，表明拉伸斷裂是彈靶作用過程中彈芯中部和尾部碎片的主要斷裂方式. 同時，這些宏觀觀測結(jié)果表明，彈芯斷裂具有明顯的宏觀脆性斷裂特征. 值得注意的是，圖4(d)表面是由多個獨(dú)立的斷裂面交叉形成的，表明該表面是由多次斷裂失效所產(chǎn)生，這是由于剩余彈丸最終穿透靶板，應(yīng)力波在彈體內(nèi)部卸載，形成局部拉伸或剪切應(yīng)力所造成的.

圖5 給出了不同粒徑的彈芯碎片經(jīng)篩分后的質(zhì)量稱量結(jié)果. 由此可知，大部分的殘余彈芯質(zhì)量出現(xiàn)在較大粒徑范圍的部分，即粒徑大于4 mm 的篩網(wǎng)中，其中必然包括了最大的彈芯尾部碎片，當(dāng)考慮到粒徑尺寸較小的碎塊時，不同靶板結(jié)構(gòu)的小粒徑彈芯碎塊殘余質(zhì)量變得越來越相似，最終殘余彈芯碎塊均被回收了約90%以上.

圖5 彈芯碎塊累計質(zhì)量分布Fig. 5 Mass distribution of shell core fragments

總體而言最大彈芯碎片的質(zhì)量約為初始彈芯質(zhì)量的1/3，即10.2 g. 為了使結(jié)果更具統(tǒng)計學(xué)意義，采用95%置信區(qū)間的要求，最大彈芯碎片的質(zhì)量，以及尺寸大于4 mm 的剩余碎片質(zhì)量及碎片數(shù)，如圖6 所示. 值得注意的是，UHMWPE 背板纖維鋪層角度越小，沖擊后剩余彈芯最大碎片質(zhì)量越小，彈芯碎塊整體數(shù)量增加. 相較于0°～90°鋪層的UHMWPE 背板，以0°～45°～90°、0°～30°～60°～90°鋪層的陶瓷/纖維復(fù)合靶板受沖擊后剩余彈芯最大碎片質(zhì)量分別減小20.8%、36.9%. 且當(dāng)最大彈芯碎塊質(zhì)量增大時，粒徑尺寸大于4 mm 的碎片數(shù)量隨之降低，反之亦然.對于尺寸小于4 mm 的彈芯碎片，不同目標(biāo)之間的差異較小. 這是由于背板作為陶瓷復(fù)合裝甲中重要結(jié)構(gòu)可對陶瓷面板提供有效支撐，而UHMWPE 背板纖維鋪層角度減小及背板結(jié)構(gòu)剛度的增加，更有利于增大對彈芯的破碎程度.

圖6 >4 mm 彈芯碎塊質(zhì)量及碎塊數(shù)量Fig. 6 Quality and quantity of fragments of >4 mm projectile core

2.2 陶瓷板破碎情況

陶瓷是一種拉壓不對稱的非均勻性材料，在彈靶接觸瞬間，沖擊載荷必然在材料內(nèi)部造成應(yīng)力波作用，此時所產(chǎn)生的應(yīng)力波以壓縮波為主，彈著點(diǎn)中心區(qū)域由于高壓縮應(yīng)力使得彈著點(diǎn)附近產(chǎn)生壓剪裂紋并向陶瓷板背面延伸，裂紋擴(kuò)展形成了起始粉碎區(qū). 由于高動能和高壓縮應(yīng)力的作用，彈著點(diǎn)邊緣出現(xiàn)錐形裂紋，并向下表面擴(kuò)展[13?14]，形成破碎區(qū). 壓縮波從陶瓷靶板前面?zhèn)鞑ブ羶煞N不同材料構(gòu)成的界面處時，由于波阻抗的差異性，入射波分解為縱向的透射波和反射波[15]，其中反射波與入射壓力加載波隨后的卸載波相互作用，在界面附近區(qū)域形成局部拉伸或剪切應(yīng)力，當(dāng)拉伸應(yīng)力超過材料的強(qiáng)度，陶瓷發(fā)生斷裂，裂紋由陶瓷板背面向彈靶接觸面擴(kuò)展，并與錐形裂紋貫通，形成完整陶瓷錐[16].

試驗(yàn)后回收陶瓷復(fù)合靶板，而由于纖維止裂層的粘接作用，碎裂的陶瓷基本保持完整，并清晰的展示了徑向裂紋. 清理彈著點(diǎn)附近尺度較小的碎塊后，呈現(xiàn)出清晰的陶瓷錐形貌，如圖7 所示，沿彈著點(diǎn)向外發(fā)散的徑向裂紋與以彈著點(diǎn)為圓心的環(huán)向裂紋呈經(jīng)緯交錯，形成沿環(huán)向近似均勻分布的類扇形陶瓷碎塊，且距離彈著點(diǎn)越遠(yuǎn)，陶瓷碎塊尺度越大，表明在彈、靶相互作用的過程中，彈丸對陶瓷錐擠壓作用的范圍逐漸減小.

圖7 不同UHMWPE 背板鋪層角度下陶瓷板破壞形貌Fig. 7 Failure morphology of ceramic plate under different UHMWPE back plate layering angles

研究表明[17]，徑向裂紋及陶瓷錐的成形是陶瓷抗彈過程中主要的破壞形貌之一. 由于陶瓷材料自身通常存在孔隙、夾雜物和其他缺陷，導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展不具有連續(xù)性，進(jìn)而在陶瓷半錐角的測量上存在一定的離散性. 在此陶瓷半錐角θ定義為

式中：D1為陶瓷錐頂部直徑；D2為陶瓷錐底部直徑；h為陶瓷面板厚度. 具體的統(tǒng)計結(jié)果如表4 中所示.

表4 影響陶瓷半錐角及徑向裂紋的各因素數(shù)理統(tǒng)計結(jié)果Tab. 4 Mathematical statistics of factors affecting fracture cone angle of ceramics and radial cracks

由表4 可知，隨著纖維背板鋪層角度的減小，陶瓷半錐角呈現(xiàn)出減小的趨勢，且徑向裂紋數(shù)量明顯減少. 相較于0°～90°鋪層的UHMWPE 背板，以0°～45°～90°、0°～30°～60°～90°鋪層的陶瓷/纖維復(fù)合靶板受沖擊后陶瓷半錐角分別減小3.7%、9.6%. 陶瓷徑向裂紋的形成很大程度上取決于其抗彎曲能力[18?20]，而纖維背板作為陶瓷復(fù)合裝甲中重要結(jié)構(gòu)可對陶瓷面板提供有效支撐，其鋪層角度的減小即背板結(jié)構(gòu)剛度的增加，間接的增強(qiáng)了陶瓷的抗彎強(qiáng)度，抑制了徑向裂紋的生長.

2.3 背板的破壞模式及破壞程度

對于陶瓷復(fù)合裝甲，受彈丸沖擊后陶瓷面板產(chǎn)生錐形碎裂，部分陶瓷碎塊反向噴出，彈丸在侵入過程中不斷碎裂，陶瓷錐在剩余彈體的侵徹和推動下作用于背板，一定程度上增大了彈體的作用面積. 由圖8 碳纖維背板的典型破壞形貌可知，碳纖維層發(fā)生局部“十字”脆性剪切失效，而其他部分無明顯變形. 經(jīng)測量，三組實(shí)驗(yàn)碳纖維背板破口直徑基本相同，均為43±3 mm，約為陶瓷錐底部直徑D2的1/2，由此可推斷，陶瓷錐并非整體完全作用于背板之上，根據(jù)錐體內(nèi)碎裂形式及碎塊粒徑的不同[8]可分為陶瓷粉碎錐及陶瓷破碎錐，其中陶瓷粉碎錐獲得與剩余彈丸相同速度直接侵徹背板，而陶瓷破碎錐僅通過碎裂的方式吸收很小一部分能量，對背板的作用不明顯[21]. 由于碳纖維板幾乎沒有抗高速侵徹能力，在實(shí)際陶瓷/纖維復(fù)合靶板設(shè)計過程中，碳纖維背板由于密度小強(qiáng)度高，僅作為陶瓷與UHMWPE 背板的中間層，以增強(qiáng)對陶瓷的支撐作用，減小UHMWPE 背板在沖擊過程中大變形導(dǎo)致陶瓷靶板瞬間失效.

而UHMWPE 背板的失效方式則完全不同，由圖9 UHMWPE 背板典型失效形貌可知，UHMWPE 背板的正面彈靶作用區(qū)周圍的纖維發(fā)生斷裂，斷口呈現(xiàn)黑色，這是由于穿甲燃燒彈侵徹靶板時與陶瓷碎塊相互磨蝕在彈體表面產(chǎn)生高溫使纖維發(fā)生融熔斷裂.在彈靶作用過程中，UHMWPE 背板與部分殘余彈芯及陶瓷碎塊接觸后，壓縮波沿速度方向向UHMWPE 層合板背面?zhèn)鞑ィ藭r，彈靶接觸區(qū)域發(fā)生壓縮變形. 在UHMWPE 背板內(nèi)產(chǎn)生沿速度方向傳播的壓縮波和與速度方向垂直傳播的剪切波，使彈芯碎片直接接觸的纖維層和壓縮波傳播到的區(qū)域獲得較大的法向速度，產(chǎn)生較大的速度梯度，導(dǎo)致纖維層發(fā)生剪切失效. 隨著彈芯破片不斷侵徹靶體，碎塊速度大幅衰減，碎塊在繼續(xù)剪切纖維層的同時，推動纖維層逐漸形成動態(tài)錐形鼓包，并致使纖維板發(fā)生局部層間剝離，同時部分纖維發(fā)生拉伸斷裂破壞，并出現(xiàn)了邊界褶皺和邊緣緊縮現(xiàn)象. 在此過程中彈丸產(chǎn)生破碎、翻滾，同時由于侵徹過程中背面板間強(qiáng)烈互相作用，進(jìn)一步加劇了纖維的散亂程度.

圖9 UHMWPE 背板典型失效形貌Fig. 9 Typical failure morphology of UHMWPE backplane

彈丸形狀很大程度上決定了纖維織物的失效模式，而在經(jīng)過陶瓷面板及碳纖維背板的共同作用后，彈芯碎裂成形狀不規(guī)則的碎塊，彈芯碎塊沖擊UHMWPE 背板為鈍性撞擊，非尖頭擠入. 其侵徹造成的擴(kuò)孔直徑～22±2 mm, 接近最大彈芯碎塊尺寸，并在UHMWPE 背板內(nèi)側(cè)發(fā)現(xiàn)多組被纖維纏繞的較小彈芯碎塊.

盡管每組試驗(yàn)都產(chǎn)生了鼓包，但是不難發(fā)現(xiàn)，不同鋪層角度的UHMWPE 背板所產(chǎn)生的鼓包大小不同，如圖10 所示，UHMWPE 背板的鋪層角度越小，背板鼓包高度減小，錐形鼓包所形成的角度增大，邊界頸縮量減小，但其內(nèi)部層間剝離厚度增大，纖維板向彈著點(diǎn)為中心的十字范圍收縮，從而形成“X”形隆起. 這說明隨著UHMWPE 背板的鋪層角度減小，背板強(qiáng)度隨之增加，在彈芯碎塊的沖擊下，纖維拉伸變形時間更短，其主要耗能方式從剪切失效向纖維間的層間位移轉(zhuǎn)變.

圖10 不同鋪層方式UHMWPE 背板鼓包形態(tài)Fig. 10 Different layering modes of UHMWPE backplane bulge

3 結(jié) 論

通過對陶瓷/碳纖維/UHMWPE 復(fù)合裝甲開展了抗12.7 mm 穿燃彈侵徹性能對比試驗(yàn)，分析了不同UHMWPE 背板鋪層角度下陶瓷/纖維復(fù)合裝甲的抗侵徹性能，并對彈芯、陶瓷面板及纖維背板破壞失效模式進(jìn)行分析，可以得到以下結(jié)論：

①在其他條件相同的情況下，隨著UHMWPE背板鋪層角度的減小，背板強(qiáng)度以及陶瓷/纖維靶板整體結(jié)構(gòu)剛度隨之增大，靶板對彈芯的破碎作用越明顯，沖擊后剩余彈芯最大碎片質(zhì)量減小，小碎塊數(shù)量增多，彈丸碎塊穿透靶板后剩余侵徹能力減弱，抗彈性能增加.

②陶瓷面板和纖維背板在高速彈丸的沖擊下具有不同的破碎形態(tài)及吸能方式，具體表現(xiàn)為：陶瓷受到?jīng)_擊后形成徑向裂紋、環(huán)向裂紋和錐形裂紋并形成陶瓷錐與彈丸一起作用于背板之上，其失效范圍遠(yuǎn)大于彈丸直徑，彈丸初始動能轉(zhuǎn)化為陶瓷自身的碎裂能及陶瓷碎塊噴濺所攜動能；而纖維的破壞模式以剪切破壞和動態(tài)錐形鼓包為主，其彈孔直徑基本與彈丸直徑相似，而其主要的能量耗散機(jī)制通過自身的拉伸將彈丸及陶瓷碎片的動能轉(zhuǎn)化為自身的彈性勢能和斷裂能.

③隨著UHMWPE 背板的鋪層角度越小，背板鼓包高度減小，錐形鼓包所形成的角度增大，但其內(nèi)部層間剝離厚度增大，纖維向以彈著點(diǎn)為中心的十字范圍收縮，形成“X”形隆起，纖維層合板的破壞失效模式從剪切失效向?qū)娱g剝離轉(zhuǎn)變.