陶瓷/船用鋼抗破片模擬彈侵徹的實驗研究

王曉強，朱錫，梅志遠

(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 船舶與動力學院，湖北 武漢 430033)

隨著反艦武器的快速發展，艦船的裝甲防護技術也日益受到人們的重視，傳統的單一均質鋼裝甲也逐漸向復合裝甲方向發展.目前，國外已經在艦船、飛機、坦克上應用了大量的陶瓷裝甲［1－3］，如美國的AAAV級兩棲攻擊艦艇、國外的水陸兩棲戰車和海軍登陸艇等，陶瓷裝甲作為艦船防御系統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系統的重量［4］;極高的硬度和很高的抗壓強度，適于作防彈裝甲的迎彈面板.同時，陶瓷材料的塑性較差，斷裂強度低，易產生脆性斷裂，這使得它不能單獨作為裝甲構件使用，一般都要有背板作為支撐，為了提高防彈能力，一般采用陶瓷復合裝甲.目前，陶瓷復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、高強度、高彈性模量來鈍化、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合裝甲的重量，并充分利用艦船的原有結構用鋼，艦船用陶瓷復合裝甲的結構形式為陶瓷(面板)/船用鋼(背板)，同時，船用鋼具有良好的韌性和延展性能吸收大量的彈體動能［6］.

艦船用陶瓷復合裝甲的防護對象和船用鋼的高強度及良好的韌性，使得其防護性能區別于一般的陶瓷復合裝甲，往往需要通過實驗來研究其彈道性能，并在實驗的基礎上進行裝甲結構的設計.本文根據艦船用陶瓷復合裝甲的使用要求，以10 g破片模擬彈為典型的防護對象，設計了不同結構，通過彈道實驗得到了不同結構下的彈道極限，并根據實驗結果得到了彈道極限隨陶瓷厚度和船用鋼厚度變化的經驗公式.

1 彈道實驗設計

1.1 實驗系統

實驗用破片模擬彈的發射裝置為14.7 mm口徑滑膛彈道槍發射系統，采用火藥推進彈體.實驗彈速通過專制靶架及靶網測速系統進行測試，彈體由槍口發射后經回收器和靶前測速系統，侵徹靶板;剩余彈速由靶后測速系統進行測試(見圖1).

圖1 實驗裝置示意圖Fig.1 Schematic of experimental arrangement

1.2 破片模擬彈

由于反艦導彈戰斗部爆炸產生的高速破片形狀一般具有不規則性(預制破片除外)，根據穿甲力學的理論知識，不同形狀的彈體，其侵徹機理和侵徹能力存在較大的差異，這將對艦船裝甲防護結構設計及其抗彈性能的評估，帶來很多難以確定的因素.破片模擬彈(fragment simulating projectile，FSP)是西方國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家和美國針對破片殺傷穿甲特點而設計的FSP Stanag 2920，如圖2所示，彈體為圓柱體，頭部兩側有2個鈍切削面，中間為平面凸緣.由美國國防部頒發的軍事標準MIL－STD－662F和美國司法部頒布的警用人體裝甲彈道標準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型，且反艦導彈爆炸后產生的高速破片質量在10 g左右的占多數，因此，本文將10 g FSP作為艦船用陶瓷復合裝甲的主要防御對象，彈體材料為45號鋼(力學性能見表1)，淬火處理，ν為材料的泊松比，σy為材料的屈服強度，σb為材料的極限拉伸強度，δs為材料的失效應變.

圖2 實驗用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性能Table 1 Mechanical properties of ceramicl steel target and FSP

1.3 陶瓷/船用鋼復合靶板結構

陶瓷/船用鋼復合裝甲靶板結構如圖3所示.陶瓷/船用鋼復合裝甲靶板面板選用目前應用較廣的裝甲陶瓷(99瓷)，厚度hc為4、6、7 mm，背板采用普通的船用結構鋼Q235鋼，厚度hs為船用結構鋼的常用厚度4、6、8 mm;面板和背板采用AB膠粘接，粘接后經過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合材料層壓板約束;彈體正侵徹靶板結構.陶瓷面板及船用鋼背板和彈體的材料力學性能參數如表1所示.

圖3 陶瓷/復合裝甲靶板結構示意圖Fig.3 Schematic of the ceramic/metal target

1.4 實驗結果

分別對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船用鋼進行了彈道實驗，并得到了不同靶板結構下的彈道極限v50，并將部分的彈道實驗結果列于表2中.

表2 主要彈道實驗結果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.

彈道實驗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

為了觀察彈道實驗過程中陶瓷的變形情況，利用高速攝影技術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給出了某些時刻的典型變形情況.

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

2 實驗結果分析

2.1 實驗現象分析

彈體撞擊陶瓷面板后，將在陶瓷面板中產生一個壓縮波，由于陶瓷材料的非均勻性，在微孔洞、雜質、晶界等處易形成沖擊壓縮誘發微裂紋，稱為Hertzian形裂紋，并向背面擴展;當壓縮波傳播至陶瓷背面和邊界時，會反射為拉伸波［7］，初始的軸向裂紋開始向陶瓷表面擴展，由于裂紋的連接，在錐體里面的陶瓷開始全面斷裂，陶瓷面板發生失效，這是陶瓷發生碎裂的機理.

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，遠大于FSP的直徑10.35 mm，這與文獻［8－9］上的陶瓷面板的破口直徑等于彈體直徑的假設是不符合的，從圖8～9也可以看到，陶瓷面板發生了碎裂，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，且陶瓷面板相對較薄;還可以看到，從碰撞點有向外發散的徑向裂紋，且這些裂紋完全穿透了陶瓷面板.這些現象說明，在高速彈體侵徹陶瓷/船用鋼復合裝甲時，陶瓷面板會呈現完全貫穿橫向的徑向裂紋和向靶前噴射的陶瓷碎粒，且破口直徑遠大于彈體直徑.

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

對于陶瓷/船用鋼復合裝甲，彈體撞擊靶板后在陶瓷面板中產生的壓縮波傳播到金屬背板背面后，背板即開始運動［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孔和剪切沖塞破壞模式均有較大區別.當彈速在靶板彈道極限附近時，船用鋼背板的變形模式為隆起－碟型變形，其中隆起變形區直徑遠大于彈徑，表2中的靶板變形情況也證實了這一點;背板的凸起高度和變形區直徑在彈道附近處呈現極大值.

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系，結合4C/4S、4C/6S和4C/8S的彈道極限的變化趨勢(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性增長的趨勢，經過線性擬合，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Fig.10 Graph of steel ballistic limit vs.steel thickness

利用式(1)可以計算不同船用鋼背板厚度的彈道極限，擬合結果和實驗結果的對比情況如圖10所示，最大的相對誤差為－0.54%，滿足工程設計的要求，可以采用式(1)來計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性增大趨勢，結合4C/6S和6C/6S的彈道極限實驗結果(如圖11)，經過線性擬合，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)可以計算不同船用鋼背板厚度的彈道極限，擬合結果和實驗結果的對比情況如圖10所示，滿足工程設計的要求，可以采用式(2)來計算因船用鋼背板厚度增加引起的靶板彈道極限的變化.

當陶瓷面板和船用鋼背板的厚度同時發生變化時，就要根據式(1)和式(2)所顯示的厚度變化引起彈道極限變化的規律，并結合彈道實驗結果得到合理的預測公式.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需要根據實驗結果擬合得到，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Fig.11 Graph of steel ballistic limit vs.ceramic thickness

2.3 計算結果比較

計算陶瓷/金屬復合靶板彈道極限的經典解析公式為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變和極限拉伸強度，以上各量均采用國際單位制.

結合表1提供的陶瓷面板和船用鋼背板的材料參數及圖2提供的10 g破片模擬彈的幾何參數，根據Florence模型的計算公式(5)，可以對本文實驗用到的靶板4C/4S、4C/6S、4C/8S、6C/6S、7C/4S的彈道極限進行計算，如表3所示.

表3 主要實驗結果與經驗公式計算結果的對比Table 3 Empirical values and experimental results

根據本文得到的經驗公式(4)，對實驗中用到的陶瓷/船用鋼靶板的彈道極限進行計算，具體的計算結果如表3所示.

以彈道實驗的結果為基準值，按照下式分別計算Florence模型計算值和經驗公式計算值與實驗結果相對誤差.

Florence模型的計算結果與實驗結果的相對誤差A:

經驗公式的計算結果與實驗結果的相對誤差B:

表3中所顯示的Florence模型的計算結果與實驗值的相對誤差在－63.03%～－41.55%，遠大于工程上的需要，因此，Florence模型不能對本文所用到的陶瓷/船用鋼靶板的彈道極限進行合理的預測.

表3中所顯示的經驗公式的計算值與實驗值的相對誤差的最大值為－4.89%，滿足工程上的需要.因此，本文所得到的經驗公式能夠對彈道極限進行合理的預測.根據經驗公式可以計算某一防護對象(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，再結合實際的應用情況，選擇合理的厚度比.

3 結論

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

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)根據實驗結果得到了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驗公式;將實驗結果與Florence模型和經驗公式的計算結果進行了對比，后者能對彈道極限進行合理的預測，因此，根據經驗公式可以計算某一防護對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合復合裝甲的抗彈性能研究［J］.艦船科學與技術，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.金屬封裝陶瓷復合裝甲研究進展［J］.兵器材料科學與工程，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.防彈陶瓷的研究現狀與發展趨勢［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.國外陶瓷材料抗侵徹研究進展［J］.兵器材料科學與工程，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.輕型陶瓷復合裝甲結構抗彈性能研究進展［J］.兵器材料科學與工程，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/穿甲動力學的研究進展［J］.力學進展，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.大型艦船水上舷側結構抗毀傷機理研究［D］.武漢:海軍工程大學，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，蔣志剛，曾首義.陶瓷/金屬復合靶板工程模型及耗能分析［J］.工程力學，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.