譚小輝,張興金,馮立華,董高雄

(1.航空工業(yè)陜西飛機(jī)工業(yè)(集團(tuán))有限公司,陜西 漢中 723000;2.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院,江蘇 南京 210094)

隨著現(xiàn)代科學(xué)技術(shù)的飛速發(fā)展及其在常規(guī)進(jìn)攻性武器上的廣泛運(yùn)用,反器材武器的威力日益增強(qiáng),因此,裝備性能優(yōu)良且輕量化的防護(hù)裝甲是保障武器裝備與作戰(zhàn)人員戰(zhàn)場(chǎng)生存力的重要手段。

早在二十世紀(jì)六十年代,WILKINS等就對(duì)裝甲陶瓷的界面擊潰效應(yīng)展開(kāi)了大量試驗(yàn)和理論研究,并且提出了以高韌性材料為背板的經(jīng)典陶瓷/金屬?gòu)?fù)合裝甲結(jié)構(gòu)[1,2]。相較于均質(zhì)金屬裝甲,陶瓷復(fù)合裝甲具有高強(qiáng)度、高韌性、低密度的優(yōu)點(diǎn),在保證防護(hù)性能的前提下極大地減小了裝甲質(zhì)量,因而被廣泛應(yīng)用于坦克、直升機(jī)、裝甲車輛等武器裝備的裝甲防護(hù)系統(tǒng)[3,4]。但是,陶瓷作為一種脆性材料,一旦受到?jīng)_擊后產(chǎn)生的損傷會(huì)大范圍擴(kuò)展,進(jìn)而降低其抗彈性能[5],因此,整體式陶瓷復(fù)合裝甲存在抗重復(fù)打擊能力差的缺點(diǎn)。目前國(guó)內(nèi)外普遍認(rèn)為,采用由多個(gè)小尺寸陶瓷體和整體背板組成的拼裝式陶瓷復(fù)合裝甲,可以有效提高實(shí)戰(zhàn)環(huán)境下陶瓷復(fù)合裝甲抗多發(fā)小口徑穿甲彈或高速破片的打擊能力[6,7]。但拼裝式陶瓷復(fù)合裝甲在陶瓷體的接縫處存在防護(hù)薄弱區(qū),減小了靶板的有效防護(hù)面積。此外,目前對(duì)拼裝式陶瓷復(fù)合裝甲的研究主要集中在結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方面,如粘結(jié)層厚度[8]、背板材料[9]、陶瓷體形狀等因素[10,11]對(duì)抗彈性的影響,但對(duì)陶瓷復(fù)合裝甲抗重復(fù)打擊的機(jī)理研究還不夠深入,尤其是陶瓷/纖維復(fù)合裝甲抗多發(fā)打擊性能及其影響因素的研究較少。

本文采用數(shù)值模擬方法計(jì)算某型陶瓷/纖維復(fù)合裝甲的極限穿透速度,研究單發(fā)打擊時(shí)不同著靶位置對(duì)靶板損傷的影響,并計(jì)算靶板的有效防護(hù)區(qū)域。據(jù)此,進(jìn)一步研究?jī)砂l(fā)槍彈重復(fù)打擊條件下著靶間距與著靶時(shí)序?qū)Π邪蹇骨謴匦阅艿挠绊憽?/p>

1 陶瓷復(fù)合裝甲的彈道極限速度試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)靶板與槍彈

試驗(yàn)陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)包括碳化硼陶瓷面板和復(fù)合材料背板,其中背板由三種纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板粘結(jié)制成,粘結(jié)順序由內(nèi)而外依次是碳纖維、芳綸纖維和超高分子量聚乙烯纖維(UHMWPE),如圖1所示。由于碳化硼陶瓷是脆性材料,運(yùn)輸過(guò)程中尖銳物體的磕碰可能導(dǎo)致陶瓷板產(chǎn)生損傷甚至裂紋。為了避免這種損傷,整個(gè)靶板表面包覆了一層樹(shù)脂固化的織物材料。靶板尺寸為300 mm×300 mm,平均面密度約為53 kg/m2。

圖1 陶瓷/纖維復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)Fig.1 Ceramic/fiber composite armor configuration

試驗(yàn)采用12.7 mm穿甲燃燒彈,其結(jié)構(gòu)尺寸如圖2所示。試驗(yàn)時(shí)通過(guò)調(diào)整發(fā)射藥的質(zhì)量控制彈丸撞擊靶板的速度。

圖2 12.7 mm穿燃彈結(jié)構(gòu)尺寸示意圖Fig.2 Schematic diagram of 12.7 mm armor-piercing incendiary projectile

1.2 試驗(yàn)設(shè)置與結(jié)果

試驗(yàn)系統(tǒng)由彈道槍、測(cè)速系統(tǒng)、支撐架和高速攝像機(jī)組成,如圖3所示。試驗(yàn)布置時(shí)確保彈道線和靶板中心在同一高度上,而且槍管方向垂直于靶板正面。為了保證測(cè)速系統(tǒng)的可靠性,試驗(yàn)時(shí)采用了2套測(cè)速系統(tǒng),最終彈丸撞靶速度取2個(gè)測(cè)量結(jié)果的平均值。支撐架垂直固定在地面上,靶板由夾具夾持在支架上。由于使用的夾具是彈簧夾,夾持力較小,邊界條件可近似為自由邊界。

圖3 試驗(yàn)系統(tǒng)布置示意圖Fig.3 Schematic diagram of the experimental system

經(jīng)過(guò)8發(fā)射擊試驗(yàn),得到常溫下12.7 mm穿燃彈侵徹該靶板的彈道極限速度vL為618.4 m/s,試驗(yàn)數(shù)據(jù)如表1所示。

表1 彈道極限速度試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Experimental data of ballistic limit velocity

如圖4所示,當(dāng)槍彈撞靶速度為646.3 m/s時(shí),陶瓷復(fù)合裝甲被擊穿,陶瓷面板上產(chǎn)生徑向和環(huán)向裂紋,并以彈著點(diǎn)為中心呈經(jīng)緯交錯(cuò)狀分布;背板產(chǎn)生丘陵?duì)畋惩?由于受到邊界形狀的影響,背凸區(qū)域近似呈菱形。

圖4 槍彈穿透時(shí)靶板的損傷狀態(tài)(v=646.3 m/s)Fig.4 Damage state of target after bullet penetration(v=646.3 m/s)

2 有限元模型的建立與驗(yàn)證

為了深入研究陶瓷復(fù)合裝甲抗多發(fā)打擊的性能及其影響因素,本文首先采用數(shù)值模擬方法計(jì)算了12.7 mm穿燃彈對(duì)陶瓷復(fù)合裝甲的極限穿透速度,并通過(guò)與試驗(yàn)數(shù)據(jù)的對(duì)比,驗(yàn)證有限元計(jì)算模型及參數(shù)的可靠性。

2.1 有限元模型與算法

由于陶瓷是脆性材料,而且穿燃彈鋼芯在侵徹陶瓷復(fù)合裝甲過(guò)程中發(fā)生類似脆性材料的碎裂現(xiàn)象[9,12,13],因此采用有限單元與光滑粒子耦合算法(FEM-SPH)建立如圖5所示的有限元模型。

圖5 槍彈侵徹靶板的有限元計(jì)算模型Fig.5 Finite element computational model of bullet penetration into target plate

考慮到12.7 mm穿燃彈的被甲、鉛套以及燃燒劑對(duì)侵徹過(guò)程的影響較小[14],因此對(duì)槍彈模型進(jìn)行簡(jiǎn)化,僅考慮鋼質(zhì)彈芯對(duì)靶板的侵徹作用。彈芯與陶瓷面板的粒子間距均為1 mm。

碳纖維、芳綸纖維和UHMWPE纖維層合板的實(shí)際結(jié)構(gòu)比較復(fù)雜。其中,碳纖維板由20個(gè)子層以0°、±45°和90°對(duì)稱疊加的方式組成,芳綸板和UHMWPE板由24個(gè)子層以0°/90°鋪層構(gòu)成,單個(gè)子層的厚度為0.2 mm,因此模擬真實(shí)的細(xì)觀結(jié)構(gòu)十分困難?？紤]到纖維方向的對(duì)稱性和子層重復(fù)排列的特點(diǎn),根據(jù)準(zhǔn)各向同性假設(shè)[15],將碳纖維板0°、±45°和90°的4個(gè)鋪層等效為0.8 mm的單層,芳綸和UHMWPE板的0°和90°編織層等效為0.4 mm的單層,在平面內(nèi)縱橫方向上近似認(rèn)為復(fù)合材料為各向同性。為了準(zhǔn)確模擬復(fù)合材料層合板的分層和斷裂,網(wǎng)格劃分均采用單層的八節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元,各子層之間設(shè)置自動(dòng)面-面固連失效接觸以模擬環(huán)氧樹(shù)脂黏結(jié)層的粘結(jié)作用,其法向失效強(qiáng)度(NFLS)和剪切失效強(qiáng)度(SFLS)參數(shù)如表2所示[16-19]。

表2 黏結(jié)層強(qiáng)度參數(shù)Table 2 Parameters of the cohesive layers

2.2 材料本構(gòu)方程與失效準(zhǔn)則

由于穿甲燃燒彈的彈芯材料是鋼,在高速撞擊靶板時(shí)應(yīng)變率很大,用Johnson-Cook(J-C)本構(gòu)模型和失效模型可以很好地描述彈芯高應(yīng)變率下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)。材料的等效應(yīng)力表示為:

(1)

材料的斷裂應(yīng)變表示為:

(2)

式中:d1～d5為材料損傷參數(shù);σ*=σm/σ,其中σm為平均應(yīng)力。數(shù)值模擬中,當(dāng)單元損傷參數(shù)達(dá)到1后,單元失效并被刪除。

陶瓷材料采用JOHNSON和HOLMQUIST提出的HJ-2本構(gòu)方程描述[20]。該模型將任意損傷下脆性材料強(qiáng)度與脆性材料未損傷時(shí)的強(qiáng)度、脆性材料完全損傷時(shí)的強(qiáng)度、脆性材料損傷值進(jìn)行耦合,利用Hugoniot彈性極限的材料強(qiáng)度進(jìn)行歸一化,表達(dá)式為:

(3)

(4)

(5)

材料損傷參數(shù)D可以表示為:

(6)

材料因損傷累積發(fā)生破碎的極限塑性應(yīng)變可表示為:

(7)

式中:D1、D2為材料損傷系數(shù)。當(dāng)材料等效靜水壓力與等效靜水拉力之和為零時(shí),材料不發(fā)生塑性變形;當(dāng)?shù)刃ъo水壓力增大時(shí),材料完全破碎的極限塑性應(yīng)變隨之增大。

對(duì)于碳纖維、芳綸和UHMWPE三種復(fù)合材料采用改進(jìn)的帶損傷復(fù)合材料模型(*MAT_ENHANCED_COMPOSITE_DAMAGE)描述,采用Chang/Chang失效準(zhǔn)則。該準(zhǔn)則復(fù)合材料失效模式分為纖維拉伸失效、纖維壓縮失效、基體拉伸失效和基體壓縮失效四種。

彈芯、陶瓷以及復(fù)合材料相關(guān)參數(shù)如表3～表5所示[15,19,21,22]。

表3 彈芯的Johnson-Cook模型參數(shù)Table 3 Parameters of the Johnson-Cook constitutive model for projectile core

表4 碳化硼陶瓷的HJ-2模型參數(shù)Table 4 Parameters of the HJ-2 constitutive model for B4C

表5 三種纖維增強(qiáng)復(fù)合材料模型參數(shù)Table 5 Parameters of the three FRP composites

2.3 數(shù)值模擬結(jié)果驗(yàn)證與分析

為了計(jì)算靶板的極限穿透速度,設(shè)置彈芯初始著靶速度為620 m/s,調(diào)整著靶速度開(kāi)展了多組仿真計(jì)算,侵徹結(jié)果如表6所示。可以推斷出靶板的極限穿透值應(yīng)在645～650 m/s之間。經(jīng)過(guò)進(jìn)一步計(jì)算,確定12.7 mm穿燃彈對(duì)靶板的極限穿透速度為648 m/s,與試驗(yàn)值的誤差為4.7%,驗(yàn)證了數(shù)值模型的可靠性。

表6 彈芯不同著靶速度下的侵徹仿真結(jié)果Table 6 Penetration simulation results of projectile core at different impact velocities

彈芯侵徹靶板的速度時(shí)程曲線如圖6所示,可以看出彈芯的速度變化趨勢(shì)基本一致,分為明顯的三個(gè)階段,反映了靶板各層響應(yīng)順序和不同的失效模式。第一階段彈芯速度迅速衰減,速度損失約占68%。由于陶瓷面板硬度較高,撞擊使彈芯內(nèi)產(chǎn)生較高的應(yīng)力,導(dǎo)致彈體破碎、頭部鐓粗變形,彈芯剩余長(zhǎng)度下降約30%,如圖7所示。此時(shí),陶瓷復(fù)合裝甲板的響應(yīng)以陶瓷面板損傷為主,并從彈孔的邊緣開(kāi)始呈錐形擴(kuò)展,在內(nèi)部形成以剪切為主的錐形裂紋,如圖8所示。第二階段主要是變形后的彈芯推動(dòng)陶瓷錐形破碎區(qū)域內(nèi)的碎塊共同侵徹背板,速度損失約占30%。此過(guò)程中彈芯被不斷磨蝕,而復(fù)合材料背板則產(chǎn)生變形、分層和纖維斷裂等多種類型的損傷。第三階段是后效階段,彈芯對(duì)靶板的侵徹過(guò)程基本結(jié)束。當(dāng)靶板未被擊穿時(shí),彈芯停留在靶板內(nèi)部,并且由于復(fù)合材料背板的回彈使彈芯獲得了與彈道方向相反的速度,這個(gè)速度很小,試驗(yàn)中很難觀察到。

圖7 彈芯剩余長(zhǎng)度時(shí)程曲線(v=648 m/s)Fig.7 Time-history curve of projectile core remaining length(v=648 m/s)

圖8 彈芯侵徹靶板過(guò)程的等效應(yīng)力云圖(v=648 m/s)Fig.8 Equivalent stress contour map of projectile core penetration into target plate(v=648 m/s)

隨著彈芯侵徹深度的增大,沿逆彈道方向飛濺的陶瓷粒子數(shù)量增多,而且復(fù)合材料背板剩余厚度減小。著靶速度為648 m/s時(shí),彈芯驅(qū)動(dòng)陶瓷粒子穿透復(fù)合裝甲背板,陶瓷粒子率先從背板上的穿孔噴濺而出,彈芯則由于頭部鐓粗變形無(wú)法穿出。因此,陶瓷復(fù)合裝甲板被穿透時(shí)背面穿孔較小,這一點(diǎn)與試驗(yàn)結(jié)果吻合。

3 靶板有效防護(hù)區(qū)域

由于邊界效應(yīng)的影響,陶瓷復(fù)合裝甲表面不同區(qū)域的防護(hù)能力不同,即陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈性能會(huì)受撞擊點(diǎn)位置的影響。因此,為計(jì)算陶瓷復(fù)合裝甲的有效防護(hù)區(qū)域,選取撞擊點(diǎn)的相對(duì)偏心距r/d(撞擊點(diǎn)偏心距r與穿燃彈直徑d之比)分別取0、2、4、6、8、10和11開(kāi)展數(shù)值模擬。著靶速度設(shè)置為極限穿透速度(vL=648 m/s),計(jì)算結(jié)果見(jiàn)表7。

表7 垂直偏心入射的計(jì)算結(jié)果Table 7 Computational results for vertically eccentric incidence

從陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈機(jī)理角度分析,彈芯侵徹陶瓷面板過(guò)程中陶瓷表面的界面擊潰以及彈芯推動(dòng)陶瓷斷裂所形成的錐形破碎區(qū)內(nèi)碎塊擠壓背板是主要的耗能機(jī)制。因此,在一定程度上,陶瓷錐的大小和彈芯變形、破碎耗能反映了陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈性能。

圖9和圖10分別為陶瓷損傷區(qū)域直徑和彈芯變形能量隨彈著點(diǎn)相對(duì)偏心距變化的曲線,可以看出,隨著相對(duì)偏心距的增大,陶瓷損傷區(qū)域直徑和彈芯變形能量呈現(xiàn)相似的、分階段變化的規(guī)律:第一階段隨著相對(duì)偏心距的增大,陶瓷損傷區(qū)域直徑和彈芯變形能量呈上升趨勢(shì);第二階段兩者呈下降趨勢(shì),但衰減較慢;第三階段仍呈下降趨勢(shì),但衰減較快。

圖9 彈著點(diǎn)相對(duì)偏心距對(duì)陶瓷面板損傷區(qū)域直徑的影響Fig.9 Influence of impact point eccentricity on the diameter of damaged area in the ceramic panel

圖10 彈著點(diǎn)相對(duì)偏心距對(duì)彈芯變形能量的影響Fig.10 Influence of impact point eccentricity on projectile core deformation energy

結(jié)合圖11中不同相對(duì)偏心距下彈芯對(duì)靶板的侵徹結(jié)果可以看出:在0≤r/d≤2區(qū)域內(nèi),靶板抗彈性能隨彈著點(diǎn)相對(duì)偏心距增加而逐漸增強(qiáng),稱為中心區(qū);在2

圖11 不同相對(duì)偏心距下彈芯對(duì)靶板的侵徹結(jié)果(t=400 μs)Fig.11 Penetration results of projectile core into target plate at different eccentricities(t=400 μs)

從侵徹結(jié)果看,偏心區(qū)整體抗侵徹性能優(yōu)于中心區(qū),但是背板變形量更大,平均增加了約30%,復(fù)合材料層間分層破壞明顯;邊緣區(qū)由于不能形成完整的陶瓷錐,抗侵徹性能最差,不能形成有效防護(hù)。因此,靶板有效防護(hù)區(qū)域主要為中心區(qū)和偏心區(qū)。

4 陶瓷復(fù)合裝甲抗重復(fù)打擊的數(shù)值模擬

為了研究陶瓷復(fù)合裝甲抗重復(fù)打擊能力及其影響因素,在靶板有效防護(hù)區(qū)域內(nèi)開(kāi)展了不同彈著點(diǎn)間距下的雙發(fā)打擊研究。對(duì)每一組彈著點(diǎn)間距考慮同時(shí)著靶和先后著靶兩種著靶條件。根據(jù)侵徹第一階段的特點(diǎn),先后著靶時(shí)兩發(fā)著靶時(shí)間間隔設(shè)為100 μs,這樣可以保證首發(fā)撞擊時(shí)陶瓷內(nèi)部形成陶瓷錐的過(guò)程不受第二發(fā)槍彈撞擊的影響。彈著點(diǎn)位置示意圖如圖12所示。彈著點(diǎn)間距L/d分別取2、4、6,彈芯著靶速度均設(shè)置為極限穿透速度vL=648 m/s。

圖12 彈著點(diǎn)位置示意圖Fig.12 Schematic diagram of impact point location

圖13和圖14分別給出了同時(shí)著靶和先后著靶條件下彈芯的剩余速度時(shí)程曲線。彈芯同時(shí)著靶時(shí),第一階段速度衰減的趨勢(shì)相同,但是持續(xù)時(shí)間隨彈著點(diǎn)間距的增加而增大,說(shuō)明雙發(fā)同時(shí)著靶時(shí)彈芯均能使陶瓷面板內(nèi)形成陶瓷錐,但是彈著點(diǎn)間距會(huì)對(duì)其形成過(guò)程造成影響。從圖15的等效應(yīng)力云圖中可以看出,L/d為2時(shí),彈著點(diǎn)間距下雙發(fā)彈芯侵徹形成的兩個(gè)陶瓷錐重疊,此時(shí)在錐形破碎區(qū)域內(nèi)的陶瓷碎塊會(huì)相互擠壓,產(chǎn)生徑向流動(dòng),使得彈芯和背板之間的陶瓷碎塊緩沖層變薄,復(fù)合材料更易受到彈芯直接作用產(chǎn)生纖維斷裂。隨著彈著點(diǎn)間距的增大,兩個(gè)陶瓷錐形成過(guò)程中的相互作用減弱,L/d為4和6時(shí),彈著點(diǎn)間距下雙發(fā)彈芯均能陶瓷內(nèi)部單獨(dú)形成完整的陶瓷錐。

圖13 同時(shí)著靶條件下彈芯速度時(shí)程曲線Fig.13 Time-history curve of projectile core velocity under simultaneous impact conditions

圖14 先后著靶條件下彈芯速度時(shí)程曲線Fig.14 Time-history curve of projectile core velocity under successive impact conditions

圖15 同時(shí)著靶條件下彈芯侵徹陶瓷復(fù)合裝甲的等效應(yīng)力云圖(t=50 μs)Fig.15 Equivalent stress contour map of projectile core penetrating ceramic composite armor under simultaneous impact conditions(t=50 μs)

彈芯先后著靶時(shí),第一發(fā)均能使陶瓷面板內(nèi)部形成完整陶瓷錐,此時(shí)陶瓷面板產(chǎn)生損傷,背板也在應(yīng)力波作用下產(chǎn)生變形。如圖16所示,若彈著點(diǎn)間距較小,第二發(fā)撞擊在陶瓷面板的損傷區(qū)域則無(wú)法形成陶瓷錐;反之,若彈著點(diǎn)間距足夠大,第二發(fā)撞擊在陶瓷未損傷或損傷較小區(qū)域,仍能使陶瓷面板內(nèi)部形成完整陶瓷錐,這一點(diǎn)通過(guò)對(duì)比圖14中L/d=2(第一發(fā))和L/d=6(第二發(fā))的彈芯速度曲線也可以看出,二者除了著靶先后的區(qū)別以外,速度衰減趨勢(shì)基本一致。

圖16 先后著靶條件下彈芯侵徹陶瓷復(fù)合裝甲的等效應(yīng)力云圖(t=130 μs)Fig.16 Equivalent stress contour map of projectile core penetrating ceramic composite armor under successive impact conditions(t=130 μs)

從靶板抗重復(fù)打擊能力的角度來(lái)看,當(dāng)兩發(fā)槍彈同時(shí)著靶時(shí),在有效防護(hù)區(qū)域內(nèi)彈著點(diǎn)間距大于4倍彈徑時(shí),陶瓷復(fù)合裝甲可以承受雙發(fā)打擊;當(dāng)兩發(fā)槍彈先后著靶時(shí),在有效防護(hù)區(qū)域內(nèi)彈著點(diǎn)間距不小于6倍彈徑時(shí),陶瓷復(fù)合裝甲可以承受雙發(fā)打擊。

5 結(jié)論

本文試驗(yàn)得到了12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹某型由碳化硼陶瓷和三種纖維增強(qiáng)聚合材料背板粘接制成的輕質(zhì)陶瓷復(fù)合裝甲的彈道極限速度。采用FEM-SPH算法計(jì)算了極限穿透速度并分析得到了侵徹過(guò)程中靶板的響應(yīng)特性,驗(yàn)證了模型的合理性。在此基礎(chǔ)上,研究了靶板的有效防護(hù)區(qū)域分布和抗重復(fù)打擊性能及其影響因素,得到以下結(jié)論:

①槍彈侵徹陶瓷復(fù)合裝甲過(guò)程中的速度衰減具有明顯的階段性特征。第一階段彈芯速度迅速衰減,此時(shí)陶瓷復(fù)合裝甲板的響應(yīng)以陶瓷面板損傷為主,速度損失約占68%;第二階段彈芯的速度衰減較緩,主要是變形后的彈芯推動(dòng)陶瓷錐形破碎區(qū)域內(nèi)的碎塊共同侵徹背板,速度損失約占30%;第三階段時(shí)后效階段,彈芯對(duì)靶板的侵徹過(guò)程基本結(jié)束。

②陶瓷復(fù)合裝甲平面內(nèi)抗彈性能受彈著點(diǎn)位置影響,可大致分為中心區(qū)(0≤r/d≤2)、偏心區(qū)(2

③靶板抗雙發(fā)槍彈打擊的能力受著靶間距的影響。當(dāng)槍彈同時(shí)著靶時(shí),若著靶間距大于4倍彈體直徑,靶板可以抗雙發(fā)槍彈重復(fù)打擊;當(dāng)槍彈先后著靶時(shí),若著靶間距大于6倍彈體直徑時(shí),靶板可以抗雙發(fā)槍彈重復(fù)打擊。