王 然 張 燕 劉永佳 肖國江

（北京普凡防護科技有限公司，北京 102500）

1 試驗背景

防彈插板是可插入防彈衣預(yù)置口袋內(nèi)、可用于增強防彈衣局部防彈性能且能提高防彈衣防彈等級的附件，產(chǎn)品實物如圖1 所示。面對未來戰(zhàn)爭高威脅、高機動的戰(zhàn)事特點，防彈插板以高防護力、輕量化、高適應(yīng)性和高服用性為主要需求，是提高士兵戰(zhàn)場生存能力、適應(yīng)現(xiàn)代戰(zhàn)爭迫切需求的重要保障。

圖1 單兵防彈插板實物圖

在20 世紀90 年代以前，金屬一直都是防護裝備的首選材料。在20 世紀90 年代以后，高強度陶瓷逐漸走進防護裝備市場，為防彈產(chǎn)業(yè)和產(chǎn)品帶來革新和沖擊。而陶瓷片是無法直接做成防彈衣的，因為其過于沉重，無法進行戰(zhàn)術(shù)運動，所以一直制成防彈插板使用。

單兵防彈插板的主體防彈材料是陶瓷和PE 背板，其防彈過程主要分為3 個階段：1） 初始撞擊階段。在高速轉(zhuǎn)動下，子彈頭撞擊陶瓷表面，在撞擊下達到最大的動能，相撞時的彈頭變得有韌性，而陶瓷通過自身對彈丸的一個作用力不斷吸收彈丸的能量。2） 侵蝕階段。彈丸在持續(xù)的撞擊下持續(xù)降低動能，由于陶瓷表面已經(jīng)產(chǎn)生裂痕，因此此時彈丸開始侵蝕陶瓷的斷裂區(qū)域，以保證不斷深入陶瓷。3） 吸收和消散階段。由于彈頭對陶瓷表面的不斷沖擊，促使陶瓷表面破碎，因此高強度并富有韌性的有機纖維混合物（復(fù)合材料）將吸收剩余能量。

53 式7.62 mm 穿甲燃燒彈的出口動能約為3 471 J，很多現(xiàn)役AK47 發(fā)射的M1943 槍彈出口動能為2 036 J，M80 NATO 出口發(fā)射的槍彈動能為3 296 J，都低于53 穿的能量，因此只要能夠防住53 穿基本就可以防住上述槍彈。

2 試驗部分

2.1 仿真計算

根據(jù)設(shè)計開發(fā)任務(wù)書要求，單兵防彈插板的最大面密度不超過33.0 kg/m，并且能夠在15 m 距離抵御3 發(fā)53式7.62 mm 穿甲燃燒彈（以下簡稱53 穿）的威脅，經(jīng)過多次計算對比，碳化硼陶瓷或改性碳化硼陶瓷和超高分子量聚乙烯材料能符合要求。主體防彈材料的物理性能指標見表1、表2。

表1 單兵防彈插板用陶瓷材料的理化指標

表2 單兵防彈插板用PE 背板的理化指標

仿真計算的設(shè)定結(jié)構(gòu)為9.5 mm 改性BC 陶瓷+10.0 mm PE 背板復(fù)合結(jié)構(gòu)，平面尺寸為250 mm×300 mm，彈體為53穿，彈體初速為808 m/s，著角為0 °，三發(fā)彈體中心距為100 mm。

仿真采用LS-DYNA 軟件進行計算，模型由彈體、改性碳化硼陶瓷（以下簡稱陶瓷）和PE 背板組成。其中，彈體采用Johoson-Cook 材料模型，陶瓷材料采用Johnson-Holmquist-Ceramic 模型，PE 背板采用Composite-Damage材料模型。

抗多發(fā)彈體仿真的難點在于后續(xù)彈體侵徹時靶板的狀態(tài)為前一發(fā)侵徹后的含損傷狀態(tài)。為了實現(xiàn)這一目標，彈體在侵徹方向采用“階梯分布”。根據(jù)彈體速度及間隔時間來控制三發(fā)彈體的著靶時間。在第一發(fā)彈體與靶板相互作用的過程完成后，第二發(fā)彈體開始對含損傷的靶板進行侵徹，以此類推，第三發(fā)彈體侵徹時，靶板內(nèi)部已經(jīng)存在前兩發(fā)彈體所造成的損傷。通過該方法實現(xiàn)多發(fā)彈體先后對同一塊彈體進行侵徹的目標，并預(yù)測陶瓷及PE 背板的損傷情況。

彈體動能-時間曲線如圖2 所示，彈體侵徹陶瓷的階段分為2 個階段，即駐留階段和侵徹階段。在駐留階段，彈體頭部發(fā)生嚴重的變形，彈體動能快速下降，陶瓷內(nèi)部形成錐型損傷。在駐留階段結(jié)束后，彈體侵入陶瓷內(nèi)部，此時彈體動能的損失量較少。在彈體穿過陶瓷后，陶瓷內(nèi)部形成完整的陶瓷錐，剩余能量由PE 背板吸收。由彈體動能-時間曲線可以看出，當?shù)谝话l(fā)彈體侵徹時，穿過陶瓷時彈體動能僅剩180 J，即陶瓷層造成的彈體動能損失占彈體動能的86.33%。第二、第三發(fā)彈體穿過陶瓷時的剩余能量幾乎相同，陶瓷層造成的彈體動能損失占彈體動能的76.52%。

圖2 彈體動能-時間曲線圖

彈體速度-時間曲線如圖3 所示。在駐留階段，彈體的速度降低得較快。在約20 μs 的時間內(nèi)，第一發(fā)彈體的速度從808 m/s 降低到295 m/s，第二發(fā)和第三發(fā)彈體的速度降至417 m/s。

圖3 彈體速度-時間曲線圖

陶瓷損傷形貌如圖4 所示。第一發(fā)彈體侵徹形成直徑為75 mm 的損傷，損傷區(qū)域較為集中，并且損傷形貌為規(guī)則的圓形。在第一發(fā)彈體侵徹后，彈著點向4 個方向分布的陶瓷裂紋對第二發(fā)彈體侵徹形貌造成影響，使第二發(fā)彈體彈著點的損傷形貌為不規(guī)則的半圓形，彈體侵徹中心的損傷區(qū)域較小，但外圍形成了環(huán)狀裂紋，半圓形環(huán)狀裂紋損傷區(qū)域直徑為101 mm。第三發(fā)彈體彈著點中心形成小而集中的損傷區(qū)域，其直徑為53 mm，集中損傷區(qū)域僅為第一發(fā)的47.3%。在外圍也形成了環(huán)狀裂紋，環(huán)狀裂紋的直徑為96 mm。

圖4 陶瓷損傷形貌圖

可見，除了第一發(fā)彈體形成的陶瓷損傷面積較小外，后兩發(fā)彈體形成的損傷面積約為第一發(fā)的1.8 倍。

3 發(fā)彈體侵徹時陶瓷與PE 背板的貼合情況如圖5 所示。在首發(fā)彈體侵徹后，雖然第二發(fā)侵徹處陶瓷與PE 背板貼合良好，但PE 背板內(nèi)部層與層之間已經(jīng)出現(xiàn)了間隙。當?shù)谌l(fā)彈體侵徹時，侵徹處只有部分陶瓷背后有PE 背板的支撐，并且PE 背板層內(nèi)出現(xiàn)了分層的現(xiàn)象。由于陶瓷的支撐隨著彈體的侵徹而逐漸降低，因此導(dǎo)致第二發(fā)和第三發(fā)侵徹后PE 背板背凸的逐漸增加。PE 背板的變形面積從第一發(fā)到第三發(fā)也呈下降的趨勢，其原因是3 發(fā)彈體侵徹的中心距均為100 mm，第一發(fā)彈體侵徹造成的PE 背板變形區(qū)域半徑約為72 mm，勢必會導(dǎo)致第二發(fā)和第三發(fā)PE 背板的變形區(qū)域逐漸降低，背凸逐漸增大。

圖5 3 發(fā)彈體侵徹時陶瓷與PE 的貼合情況

由圖6 可知，當設(shè)置面密度為33.0 kg/m時，陶瓷耗能從8 mm 時的69.00%增加到10 mm 時的100%。當陶瓷厚度為9.0 mm～9.5 mm 時，未穿透PE 背板的厚度大于8 mm。

圖6 陶瓷厚度變化對陶瓷耗能和PE 層穿深的影響

當面密度相同時，陶瓷厚度增加，自身支撐增強之后，陶瓷層耗能增加，由于PE 背板厚度降低，因此未穿透PE 背板厚度不會隨著陶瓷厚度的增加而增大。

根據(jù)未穿透PE 背板的厚度，將陶瓷厚度限制為8.8 mm～10.0 mm，以0.2 mm 為間隔進行計算，結(jié)果如圖7 所示，當復(fù)合結(jié)構(gòu)為9.2 mm 改性BC 陶瓷+10.0 mmPE 背板時，未穿透PE 背板厚度最大。

圖7 陶瓷厚度在8.8 mm～10.0 mm 計算結(jié)果統(tǒng)計圖

在防彈插板抗多發(fā)彈過程中，第一發(fā)彈體引起的陶瓷裂紋會降低防彈插板第二發(fā)和第三發(fā)的抗彈性能，并且PE 背板參與變形的面積逐漸降低，使后2 發(fā)彈體侵徹時形成的背凸逐漸增大。

對比發(fā)現(xiàn)，當復(fù)合結(jié)構(gòu)為9.2 mm改性BC陶瓷+10.0 mmPE背板時，未穿透PE 背板厚度最大，即抗彈性能最優(yōu)。

2.2 結(jié)構(gòu)設(shè)計及抗彈性能測試

根據(jù)仿真計算結(jié)果，對9.2 mm 改性BC 陶瓷+10.0 mmPE背板進行復(fù)合，設(shè)計面密度控制在32.5 kg/m～32.8 kg/m，進行抗3 發(fā)53 穿常溫抗彈性能測試，測試結(jié)果見表4。

表4 抗3 發(fā)53 穿常溫抗彈性能測試

由測試結(jié)果可知，抗彈性能與仿真計算結(jié)果基本一致，能夠抵御3 發(fā)53 穿的威脅，但凹陷指標較高。對01 測試后的陶瓷板進行X 射線探傷掃描，照片如圖8 所示。3 發(fā)彈體的損傷區(qū)域無重疊現(xiàn)象，裂紋擴展不明顯，證明該插板抗多發(fā)彈性能優(yōu)異。但彈丸對陶瓷造成的損傷明顯，有穿透陶瓷的現(xiàn)象，凹陷超標可能是由于彈丸穿透陶瓷后仍具有較高的能量，PE 背板雖然能夠阻止彈丸貫穿，但造成的沖擊較大，因此導(dǎo)致凹陷值偏大。

圖8 X 射線掃描陶瓷板照片

針對凹陷超標，在保證面密度的情況下，設(shè)計采用9.1 mm 改性BC 陶瓷+10.5 mmPE 背板+5 mm 亞微米減凸片進行復(fù)合，面密度為32.7 kg/m～33.0 kg/m，進行抗3 發(fā)53穿常溫抗彈性能測試，測試結(jié)果見表5。

表5 抗3 發(fā)53 穿常溫抗彈性能測試

由測試結(jié)果可知，陶瓷的厚度減少0.1 mm 不影響該防彈插板抗3 發(fā)53 式穿的性能。在增加亞微米減凸片后，凹陷為19.6 mm～22.3 mm，防彈性能有所提高。亞微米減凸片具有優(yōu)異的緩沖性能，能夠明顯降低防彈插板的背凸變形量。

3 結(jié)語

該研究通過LS-DYNA 軟件仿真分析揭示了防彈復(fù)合插板的防彈機理及損傷特性，并結(jié)合實彈測試得出性能優(yōu)異的防彈插板結(jié)構(gòu)設(shè)計。該文得出的主要結(jié)論如下：1） 第一發(fā)彈體侵徹時陶瓷層造成的彈體動能損失占彈體動能的86.33%。當?shù)诙⒌谌l(fā)彈體穿過陶瓷時，陶瓷層造成的彈體動能損失占彈體動能的76.52%。陶瓷的性能是抗多發(fā)子彈打擊的關(guān)鍵。2） 仿真計算結(jié)果表明，當防彈插板復(fù)合結(jié)構(gòu)為9.2 mm 改性BC 陶瓷+10.0 mmPE 背板時，未穿透PE 背板厚度最大。3） 實彈測試表明，亞微米減凸片具有優(yōu)異的緩沖性能，能夠明顯降低防彈插板的背凸變形量。4） 經(jīng)過實彈測試，當防彈插板結(jié)構(gòu)為9.1 mm 改性BC 陶瓷+10.5 mmPE 背板+5 mm 亞微米減凸片時，防彈性能較為優(yōu)異。