陶瓷/船用鋼抗破片模擬彈侵徹的實(shí)驗(yàn)研究

王曉強(qiáng)，朱錫，梅志遠(yuǎn)

(1.海軍駐武漢701所軍事代表室，湖北 武漢 430064;2.海軍工程大學(xué) 船舶與動(dòng)力學(xué)院，湖北 武漢 430033)

隨著反艦武器的快速發(fā)展，艦船的裝甲防護(hù)技術(shù)也日益受到人們的重視，傳統(tǒng)的單一均質(zhì)鋼裝甲也逐漸向復(fù)合裝甲方向發(fā)展.目前，國(guó)外已經(jīng)在艦船、飛機(jī)、坦克上應(yīng)用了大量的陶瓷裝甲［1－3］，如美國(guó)的AAAV級(jí)兩棲攻擊艦艇、國(guó)外的水陸兩棲戰(zhàn)車(chē)和海軍登陸艇等，陶瓷裝甲作為艦船防御系統(tǒng)的主體已得到了充分肯定.陶瓷材料的密度為裝甲鋼的1/4～1/2，可大幅度減小裝甲防護(hù)系統(tǒng)的重量［4］;極高的硬度和很高的抗壓強(qiáng)度，適于作防彈裝甲的迎彈面板.同時(shí)，陶瓷材料的塑性較差，斷裂強(qiáng)度低，易產(chǎn)生脆性斷裂，這使得它不能單獨(dú)作為裝甲構(gòu)件使用，一般都要有背板作為支撐，為了提高防彈能力，一般采用陶瓷復(fù)合裝甲.目前，陶瓷復(fù)合裝甲的形式主要是陶瓷做迎彈面板、具有良好韌性的金屬做背板，利用陶瓷的高硬度、高強(qiáng)度、高彈性模量來(lái)鈍化、侵蝕、碎裂彈體，以及傳遞沖擊載荷，增大背板的破壞程度［5］.為了減輕艦船用陶瓷復(fù)合裝甲的重量，并充分利用艦船的原有結(jié)構(gòu)用鋼，艦船用陶瓷復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)形式為陶瓷(面板)/船用鋼(背板)，同時(shí)，船用鋼具有良好的韌性和延展性能吸收大量的彈體動(dòng)能［6］.

艦船用陶瓷復(fù)合裝甲的防護(hù)對(duì)象和船用鋼的高強(qiáng)度及良好的韌性，使得其防護(hù)性能區(qū)別于一般的陶瓷復(fù)合裝甲，往往需要通過(guò)實(shí)驗(yàn)來(lái)研究其彈道性能，并在實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上進(jìn)行裝甲結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì).本文根據(jù)艦船用陶瓷復(fù)合裝甲的使用要求，以10 g破片模擬彈為典型的防護(hù)對(duì)象，設(shè)計(jì)了不同結(jié)構(gòu)，通過(guò)彈道實(shí)驗(yàn)得到了不同結(jié)構(gòu)下的彈道極限，并根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到了彈道極限隨陶瓷厚度和船用鋼厚度變化的經(jīng)驗(yàn)公式.

1 彈道實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 實(shí)驗(yàn)系統(tǒng)

實(shí)驗(yàn)用破片模擬彈的發(fā)射裝置為14.7 mm口徑滑膛彈道槍發(fā)射系統(tǒng)，采用火藥推進(jìn)彈體.實(shí)驗(yàn)彈速通過(guò)專(zhuān)制靶架及靶網(wǎng)測(cè)速系統(tǒng)進(jìn)行測(cè)試，彈體由槍口發(fā)射后經(jīng)回收器和靶前測(cè)速系統(tǒng)，侵徹靶板;剩余彈速由靶后測(cè)速系統(tǒng)進(jìn)行測(cè)試(見(jiàn)圖1).

圖1 實(shí)驗(yàn)裝置示意圖Fig.1 Schematic of experimental arrangement

1.2 破片模擬彈

由于反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的高速破片形狀一般具有不規(guī)則性(預(yù)制破片除外)，根據(jù)穿甲力學(xué)的理論知識(shí)，不同形狀的彈體，其侵徹機(jī)理和侵徹能力存在較大的差異，這將對(duì)艦船裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)及其抗彈性能的評(píng)估，帶來(lái)很多難以確定的因素.破片模擬彈(fragment simulating projectile，F(xiàn)SP)是西方國(guó)家近年在彈道沖擊研究中大量使用的，常用的主要有北約國(guó)家和美國(guó)針對(duì)破片殺傷穿甲特點(diǎn)而設(shè)計(jì)的FSP Stanag 2920，如圖2所示，彈體為圓柱體，頭部?jī)蓚?cè)有2個(gè)鈍切削面，中間為平面凸緣.由美國(guó)國(guó)防部頒發(fā)的軍事標(biāo)準(zhǔn)MIL－STD－662F和美國(guó)司法部頒布的警用人體裝甲彈道標(biāo)準(zhǔn)NIJ－0101.04所采用.破片模擬彈是世界上較為通用的一種破片類(lèi)型，且反艦導(dǎo)彈爆炸后產(chǎn)生的高速破片質(zhì)量在10 g左右的占多數(shù)，因此，本文將10 g FSP作為艦船用陶瓷復(fù)合裝甲的主要防御對(duì)象，彈體材料為45號(hào)鋼(力學(xué)性能見(jiàn)表1)，淬火處理，ν為材料的泊松比，σy為材料的屈服強(qiáng)度，σb為材料的極限拉伸強(qiáng)度，δs為材料的失效應(yīng)變.

圖2 實(shí)驗(yàn)用10 g破片模擬彈Fig.2 10 g FSP of the experiment

表1 陶瓷/船用鋼靶板及彈體材料的力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of ceramicl steel target and FSP

1.3 陶瓷/船用鋼復(fù)合靶板結(jié)構(gòu)

陶瓷/船用鋼復(fù)合裝甲靶板結(jié)構(gòu)如圖3所示.陶瓷/船用鋼復(fù)合裝甲靶板面板選用目前應(yīng)用較廣的裝甲陶瓷(99瓷)，厚度hc為4、6、7 mm，背板采用普通的船用結(jié)構(gòu)鋼Q235鋼，厚度hs為船用結(jié)構(gòu)鋼的常用厚度4、6、8 mm;面板和背板采用AB膠粘接，粘接后經(jīng)過(guò)24 h固化;有研究表明，陶瓷的約束條件愈充分，抗彈性能改善愈多，則陶瓷面板邊界用玻璃鋼復(fù)合材料層壓板約束;彈體正侵徹靶板結(jié)構(gòu).陶瓷面板及船用鋼背板和彈體的材料力學(xué)性能參數(shù)如表1所示.

圖3 陶瓷/復(fù)合裝甲靶板結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Schematic of the ceramic/metal target

1.4 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

分別對(duì)4 mm陶瓷/4 mm船用鋼、4 mm陶瓷/ 6 mm船用鋼、4 mm陶瓷/8 mm船用鋼、6 mm陶瓷/ 6 mm船用鋼和7 mm陶瓷/4 mm船用鋼進(jìn)行了彈道實(shí)驗(yàn)，并得到了不同靶板結(jié)構(gòu)下的彈道極限v50，并將部分的彈道實(shí)驗(yàn)結(jié)果列于表2中.

表2 主要彈道實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Main results of ballistic experiment

注:C表示陶瓷，S表示船用鋼，字母前面的數(shù)字表示厚度，如4C/4S表示靶板由4 mm陶瓷和4 mm船用鋼組合而成.

彈道實(shí)驗(yàn)后的陶瓷和船用鋼的典型變形情況如圖4～7所示.

圖4 vi=810.4 m/s的4C/4S靶板的變形情況Fig.4 Deformation of 4C/4S target vi=810.4 m/s

圖5 vi=889.7 m/s的4C/6S靶板的變形情況Fig.5 Deformation of 4C/6S target vi=889.7 m/s

圖6 vi=1140.0 m/s的4C/8S靶板的變形情況Fig.6 Deformation of 4C/8S target vi=1140.0 m/s

圖7 vi=1178.0 m/s的6C/6S靶板的變形情況Fig.7 Deformation of 6C/6S target vi=1178.0 m/s

為了觀察彈道實(shí)驗(yàn)過(guò)程中陶瓷的變形情況，利用高速攝影技術(shù)分別拍攝了初速度為 vi= 746.6 m/s和vi=880.5 m/s的4C/6S陶瓷面板的變形情況，圖8～9給出了某些時(shí)刻的典型變形情況.

圖8 vi=746.6 m/s的陶瓷在不同時(shí)刻的變形Fig.8 Different time deformation of ceramic vi=746.6 m/s

2 實(shí)驗(yàn)結(jié)果分析

2.1 實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象分析

彈體撞擊陶瓷面板后，將在陶瓷面板中產(chǎn)生一個(gè)壓縮波，由于陶瓷材料的非均勻性，在微孔洞、雜質(zhì)、晶界等處易形成沖擊壓縮誘發(fā)微裂紋，稱(chēng)為Hertzian形裂紋，并向背面擴(kuò)展;當(dāng)壓縮波傳播至陶瓷背面和邊界時(shí)，會(huì)反射為拉伸波［7］，初始的軸向裂紋開(kāi)始向陶瓷表面擴(kuò)展，由于裂紋的連接，在錐體里面的陶瓷開(kāi)始全面斷裂，陶瓷面板發(fā)生失效，這是陶瓷發(fā)生碎裂的機(jī)理.

從圖4～7中的(a)中陶瓷面板的破壞形貌可以看到，陶瓷面板的破口直徑平均值為50.7 mm，遠(yuǎn)大于FSP的直徑10.35 mm，這與文獻(xiàn)［8－9］上的陶瓷面板的破口直徑等于彈體直徑的假設(shè)是不符合的，從圖8～9也可以看到，陶瓷面板發(fā)生了碎裂，形成了大量的陶瓷碎粒，并在破片彈的作用下向靶前噴射，主要原因是本文的彈體速度較高，且陶瓷面板相對(duì)較薄;還可以看到，從碰撞點(diǎn)有向外發(fā)散的徑向裂紋，且這些裂紋完全穿透了陶瓷面板.這些現(xiàn)象說(shuō)明，在高速?gòu)楏w侵徹陶瓷/船用鋼復(fù)合裝甲時(shí)，陶瓷面板會(huì)呈現(xiàn)完全貫穿橫向的徑向裂紋和向靶前噴射的陶瓷碎粒，且破口直徑遠(yuǎn)大于彈體直徑.

圖9 vi=880.5 m/s的陶瓷不同時(shí)刻的變形Fig.9 Different time deformation of ceramic vi=880.5 m/s

對(duì)于陶瓷/船用鋼復(fù)合裝甲，彈體撞擊靶板后在陶瓷面板中產(chǎn)生的壓縮波傳播到金屬背板背面后，背板即開(kāi)始運(yùn)動(dòng)［7］.隨后，彈體和陶瓷錐將共同沖擊背板，增加了彈體的作用面積，圖4～7中的圖(b)給出了船用鋼的典型變形和失效模式.由圖可知，背板在彈體和陶瓷錐的共同沖擊下，變形范圍、破壞程度及模式與單純船用鋼靶板的延性擴(kuò)孔和剪切沖塞破壞模式均有較大區(qū)別.當(dāng)彈速在靶板彈道極限附近時(shí)，船用鋼背板的變形模式為隆起－碟型變形，其中隆起變形區(qū)直徑遠(yuǎn)大于彈徑，表2中的靶板變形情況也證實(shí)了這一點(diǎn);背板的凸起高度和變形區(qū)直徑在彈道附近處呈現(xiàn)極大值.

2.2 彈道極限與陶瓷和船用鋼厚度的分析

表2給出了彈道極限隨陶瓷/船用鋼的厚度的變化關(guān)系，結(jié)合4C/4S、4C/6S和4C/8S的彈道極限的變化趨勢(shì)(如圖10所示)可以知道，在陶瓷面板厚度不變的情況下，陶瓷/船用鋼的彈道極限速度隨船用鋼后的增加呈線(xiàn)性增長(zhǎng)的趨勢(shì)，經(jīng)過(guò)線(xiàn)性擬合，得到了v50隨hs的變化公式為

式中:v50表示彈道極限，m·s－1;hs表示船用鋼背板的厚度，mm.

圖10 彈道極限速度隨船用鋼厚度的變化曲線(xiàn)Fig.10 Graph of steel ballistic limit vs.steel thickness

利用式(1)可以計(jì)算不同船用鋼背板厚度的彈道極限，擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況如圖10所示，最大的相對(duì)誤差為－0.54%，滿(mǎn)足工程設(shè)計(jì)的要求，可以采用式(1)來(lái)計(jì)算因船用鋼背板厚度增加引起的靶板彈道極限的變化.

根據(jù)相似的原理，在船用鋼背板厚度不變的情況下，靶板的彈道極限隨陶瓷面板厚度的增加也呈線(xiàn)性增大趨勢(shì)，結(jié)合4C/6S和6C/6S的彈道極限實(shí)驗(yàn)結(jié)果(如圖11)，經(jīng)過(guò)線(xiàn)性擬合，得到了v50隨hs的變化公式為

式中，v50表示彈道極限速度，m·s－1;hc表示陶瓷面板的厚度，mm.

利用式(2)可以計(jì)算不同船用鋼背板厚度的彈道極限，擬合結(jié)果和實(shí)驗(yàn)結(jié)果的對(duì)比情況如圖10所示，滿(mǎn)足工程設(shè)計(jì)的要求，可以采用式(2)來(lái)計(jì)算因船用鋼背板厚度增加引起的靶板彈道極限的變化.

當(dāng)陶瓷面板和船用鋼背板的厚度同時(shí)發(fā)生變化時(shí)，就要根據(jù)式(1)和式(2)所顯示的厚度變化引起彈道極限變化的規(guī)律，并結(jié)合彈道實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到合理的預(yù)測(cè)公式.綜合以上2方面的研究，陶瓷面板厚度和船用鋼背板厚度在靶板的抗侵徹方面具有不同的作用:式(1)表示在陶瓷面板厚度不變的情況下，船用鋼增加1 mm，靶板的彈道極限增加89.5 m/s;式(2)表示在船用鋼背板厚度不變的情況下，陶瓷增加1 mm，靶板的彈道極限增加105.45 m/s，因此，可以將彈道極限隨陶瓷面板和船用鋼背板厚度的變化初步的表示為

式中:P需要根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果擬合得到，P=57.2 mm，10 g破片模擬彈侵徹任意厚度陶瓷/船用鋼的彈道極限計(jì)算公式為

式中:hc、hs分別表示陶瓷面板和船用鋼背板的厚度，mm.

圖11 彈道極限速度隨陶瓷厚度的變化曲線(xiàn)Fig.11 Graph of steel ballistic limit vs.ceramic thickness

2.3 計(jì)算結(jié)果比較

計(jì)算陶瓷/金屬?gòu)?fù)合靶板彈道極限的經(jīng)典解析公式為Florence模型:

式中:r為陶瓷破碎錐的底部半徑，rp為彈體半徑，mp為彈體質(zhì)量，ρA為靶板的面密度，d1、d2分別為面板和背板的厚度，ρ1、ρ2為面板和背板的密度，εc、σc分別為背板的失效應(yīng)變和極限拉伸強(qiáng)度，以上各量均采用國(guó)際單位制.

結(jié)合表1提供的陶瓷面板和船用鋼背板的材料參數(shù)及圖2提供的10 g破片模擬彈的幾何參數(shù)，根據(jù)Florence模型的計(jì)算公式(5)，可以對(duì)本文實(shí)驗(yàn)用到的靶板4C/4S、4C/6S、4C/8S、6C/6S、7C/4S的彈道極限進(jìn)行計(jì)算，如表3所示.

表3 主要實(shí)驗(yàn)結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算結(jié)果的對(duì)比Table 3 Empirical values and experimental results

根據(jù)本文得到的經(jīng)驗(yàn)公式(4)，對(duì)實(shí)驗(yàn)中用到的陶瓷/船用鋼靶板的彈道極限進(jìn)行計(jì)算，具體的計(jì)算結(jié)果如表3所示.

以彈道實(shí)驗(yàn)的結(jié)果為基準(zhǔn)值，按照下式分別計(jì)算Florence模型計(jì)算值和經(jīng)驗(yàn)公式計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果相對(duì)誤差.

Florence模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差A(yù):

經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的相對(duì)誤差B:

表3中所顯示的Florence模型的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差在－63.03%～－41.55%，遠(yuǎn)大于工程上的需要，因此，F(xiàn)lorence模型不能對(duì)本文所用到的陶瓷/船用鋼靶板的彈道極限進(jìn)行合理的預(yù)測(cè).

表3中所顯示的經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值的相對(duì)誤差的最大值為－4.89%，滿(mǎn)足工程上的需要.因此，本文所得到的經(jīng)驗(yàn)公式能夠?qū)椀罉O限進(jìn)行合理的預(yù)測(cè).根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式可以計(jì)算某一防護(hù)對(duì)象(給定彈道極限v50)下所需要的一系列陶瓷厚度和船用鋼厚度，再結(jié)合實(shí)際的應(yīng)用情況，選擇合理的厚度比.

3 結(jié)論

1)在高速破片彈侵徹陶瓷/船用鋼復(fù)合裝甲時(shí)，陶瓷面板會(huì)呈現(xiàn)完全貫穿橫向的徑向裂紋和向靶前噴射的陶瓷碎粒，且破口直徑遠(yuǎn)大于彈體直徑;當(dāng)彈速在靶板彈道極限附近時(shí)，船用鋼背板的變形模式為隆起－碟型變形，隆起變形區(qū)直徑遠(yuǎn)大于彈徑;船用鋼背板的凸起高度和變形區(qū)直徑在彈道附近處呈現(xiàn)極大值;

2)陶瓷/船用鋼靶板中的陶瓷面板厚度和船用鋼背板厚度在靶板的抗侵徹方面具有不同的作用:在陶瓷面板厚度不變的情況下，船用鋼增加1 mm，靶板的彈道極限增加82.9 m/s;在船用鋼背板厚度不變的情況下，陶瓷增加1 mm，靶板的彈道極限增加105.45 m/s;

3)根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果得到了10 g破片模擬彈侵徹任意厚度陶瓷/船用鋼的彈道極限的經(jīng)驗(yàn)公式;將實(shí)驗(yàn)結(jié)果與Florence模型和經(jīng)驗(yàn)公式的計(jì)算結(jié)果進(jìn)行了對(duì)比，后者能對(duì)彈道極限進(jìn)行合理的預(yù)測(cè)，因此，根據(jù)經(jīng)驗(yàn)公式可以計(jì)算某一防護(hù)對(duì)象所需要的陶瓷厚度和船用鋼厚度.

［1］謝述鋒.艦船用輕型陶瓷基復(fù)合復(fù)合裝甲的抗彈性能研究［J］.艦船科學(xué)與技術(shù)，2007，29(3):110－113.

XIE Shufeng.Projectile－retarded mechanisms of warship＇s light ceramic－based composite armor［J］.Ship Science and Technology，2007，29(3):110－113.

［2］韓輝，李楠.金屬封裝陶瓷復(fù)合裝甲研究進(jìn)展［J］.兵器材料科學(xué)與工程，2007，30(2):72－74.

HAN Hui，LI Nan.Research progress in metal encapsulating ceramic composite armors［J］.Ordnance Material Science and Engineering，2007，30(2):72－74.

［3］孫志杰，吳燕，張佐光.防彈陶瓷的研究現(xiàn)狀與發(fā)展趨勢(shì)［J］.宇航材料工藝，2000(5):10－15.

SUN Zhijie，WU Yan，ZHANG Zuoguang.Current status and development of ballistic ceramics［J］.Aerospace Materials＆Technology，2000(5):10－15.

［4］楊江麗，宋順成.國(guó)外陶瓷材料抗侵徹研究進(jìn)展［J］.兵器材料科學(xué)與工程，2007，30(2):72－74.

YANG Jiangli，SONG Shuncheng.Research progress in ceramic material for anti－penetration［J］.Ordnance Material Science And Engineering，2007，30(2):72－74.

［5］侯海量，朱錫，闞于龍.輕型陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗彈性能研究進(jìn)展［J］.兵器材料科學(xué)與工程，2008，29(2): 208－216.

HOU Hailiang，ZHU Xi，KAN Yulong.The advance of ballistic light－weight ceramic composite armor structures［J］.Ordnance Material Science and Engineering，2008，29(2): 208－216.

［6］陳小偉，陳裕澤.脆性陶瓷靶高速侵徹/穿甲動(dòng)力學(xué)的研究進(jìn)展［J］.力學(xué)進(jìn)展，2006，36(1):85－102.

CHEN Xiaowei，CHEN Yuze.Review of the ceramic targets penetration dynamics［J］.Review of Mechanics，2006，36 (1):85－102.

［7］侯海量.大型艦船水上舷側(cè)結(jié)構(gòu)抗毀傷機(jī)理研究［D］.武漢:海軍工程大學(xué)，2004:70－80.

HOU Hailiang.Study on mechanism of damage－resistant of large scale surface warship topside structure［D］.Wuhan: Naval University of Engineering，2004:70－80..

［8］GONCALVES D P，DE MELO F C L，KLEIN A N.Analysis and investigation of ballistic impact on ceramic/metal composite armour［J］.International Journal of Machine Tools＆Manufacture，2004，44(2/3):307－316.

［9］申志強(qiáng)，蔣志剛，曾首義.陶瓷/金屬?gòu)?fù)合靶板工程模型及耗能分析［J］.工程力學(xué)，2008，25(9):229－234.

SHEN Zhiqiang，JIANG Zhigang，ZENG Shouyi.Engineering model and analysis of ceramic/metal target［J］.Engineering Mechanics，2008，25(9):229－234.