金屬薄板抗7.62 mm普通彈槍擊性能的實驗研究

何麗靈，鐘衛洲，呂明，張方舉，岳曉紅，魏發遠，黃海瑩

（1.中國工程物理研究院總體工程研究所，四川 綿陽 621900；2.工程材料與結構沖擊振動四川省重點實驗室，四川 綿陽 621900）

金屬薄板在軍民領域均有較多的應用，其常作為外部包覆材料，具有易成形、易加工等優點。如各種包裝容器、梁柱等結構的外包材料等。異常事故環境中，高速破片、子彈等可能穿透外包覆薄鋼板，對內部被保護目標構成威脅。為此，有必要研究金屬薄板抗槍擊性能，為其作為結構組元的復雜大型目標的抗槍擊性能評估提供支撐。

研究金屬板抗侵徹性能的文獻很多，特別是關于韌性金屬靶板分層能否增強防護性能的研究仍有爭論：部分結論支持靶板分層將增強其抗侵徹性能[1-3]，而部分結論與此相反[3-7]。大多數試驗展示的結果較為一致，即靶分層強化僅出現在打擊彈體為鈍頭彈時，而分層劣化可能出現在彈頭為鈍頭、尖卵、錐頭等各種頭型的彈體打擊時。

彈道極限速度是定量表征薄鋼板防護性能優劣的常用參數，其定義為恰好穿透靶板時子彈的著靶速度。面對相同打擊時，彈道極限速度越高，靶板的防護性能越好，反之則越差。由于子彈恰好穿透的狀態較難掌控，需要開展大量的試驗才能直接獲得測試靶標的彈道極限速度。為減少試驗數量，需認識彈道極限速度的決定因素，建立其解析表征模型。

基于能量與動量的守恒原理，建立了一系列彈道極限速度的解析表征模型。在這些解析模型中，最為著名的是1963年發展的Recht-Ipson解析模型[8]。該模型假設子彈為剛體，且靶板耗散能量與子彈打擊速度無關，導出了子彈著速、余速與彈道極限速度的簡單關系。基于該解析模型，理論上1發試驗即可獲得靶板彈道極限速度，大大減少了試驗數量。除這個模型之外，還有 Lambert-Jonas模型[9]、Resenberg-Dekel[10]模型、Liang模型[11]、Ben-Dor模型[12-14]、Elek模型[15]等。上述模型基本都是基于能量與動量兩大守恒定理建立的。目前仍是Recht-Ipson模型應用得最為普遍。基于解析模型，開展少量試驗，即可獲得靶板的彈道極限速度。

從抗侵徹機理上解釋，靶板變形與破壞模式是彈道極限速度的重要控制因素[3]。子彈打擊時，韌性金屬靶板破壞可能出現盤形凹陷等全局變形吸能模式，也可能出現韌性擴孔、塞塊推出等局部破壞模式。靶板具體變形或破壞模式與打擊彈體形狀、速度和彈靶材料的力學性能及失效模式相關。一般認為，靶厚在彈徑的1/3以下時，靶板為薄靶，靶板全局變形吸收能量占靶板吸收總能量比重較大。隨靶板厚度的增加，靶板破壞模式從全局變形為主向局部破壞為主轉變[10]。

通常韌性金屬板彈道極限速度與靶厚正相關，即靶厚越厚，彈道極限速度越高。但試驗發現，部分鋼板隨靶厚的增加，彈道極限速度不增加或增速明顯放緩[16-17]。這種反常現象通常伴隨著靶板變形或破壞模式的轉變，如從全局變形向局部破壞的轉變等。不是所有材料都能簡單地依靠增加靶厚來增強靶板的抗侵徹能力。

06Cr19Ni10鋼是最常見的不銹鋼，具有良好的延展性；30CrMoA鋼是常見的高強鋼。兩種鋼材的生產工藝均較為成熟，應用廣泛。文中主要針對06Cr19Ni10鋼與30CrMoA鋼2種鋼板，開展其抗7.62 mm普通彈的槍擊試驗，分析鋼板的抗侵徹機理，獲得其彈道極限速度等。研究成果將為評估覆鋼板復雜結構的抗槍擊性能提供支撐。

1 試驗設計

1.1 靶標

文中研究的薄鋼板材料分別為06Cr19Ni10鋼與30CrMoA鋼，幾何形狀為圓柱形，直徑約120 mm，約為彈徑的15倍。06Cr19Ni10與30CrMoA鋼的準靜態力學性能對比見表1，可見，前者較后者強度稍低，但韌性與抗沖擊韌性均較好。研究鋼板材料、厚度及層數對其抗槍擊性能的影響，試驗靶板類型及規格見表2。每種規格靶板獲得2發有效試驗數據。

表1 06Cr19Ni10與30CrMoA的準靜態力學性能對比Tab.1 Comparison of the static mechanical performance of 06Cr19Ni10 and 30CrMoA

表2 槍擊試驗靶板類型和規格Tab.2 Configuration of target for gun-shot test

1.2 56式7.62 mm普通彈

56式7.62 mm普通彈是最常見的現役步槍子彈類型，具有代表性。7.62 mm普通彈主要由彈殼和彈頭兩部分組成，如圖1所示，質量約16.5 g，長約55.6 mm。采用56式步槍（見圖2）發射，彈殼內裝發射藥，推動彈頭運動，彈頭出槍口速度為(750±30) m/s。彈頭攜自身動能侵徹靶標。彈頭質量約為8 g，長約26 mm，直徑約為7.9 mm，主要由覆銅鋼彈皮、低碳鋼彈芯、鉛銻合金填充物組成[18]，其結構如圖3所示[19]。彈芯質量約為3.6 g，長約19.7 mm，直徑約為5.8 mm。

圖1 56式7.62 mm普通彈及其剖視圖Fig.1 7.62 mm ordinary bullet with cartridge case (left)and its cross-section view (right)

圖2 56式步槍Fig.2 56 rifle for firing

圖3 彈頭結構[19]Fig.3 The structure of the bullet[19]

1.3 試驗布局

7.62mm普通彈采用56式步槍人工發射。槍口距離靶面15～20 m。采用E9900-X間隔光幕測速裝置記錄子彈的飛行速度。子彈正侵徹靶板，采用高速攝影記錄子彈著靶姿態與速度，與間隔光幕測速裝置記錄結果互為速度記錄的備份，高速攝影同時還記錄穿靶后子彈余速。將靶板放置在靶架上，靶架結構如圖4所示。靶架下空間內堆填沙袋，以約束子彈沖擊時靶架發生位移。在8 mm厚30CrMoA單層鋼板試驗中，靶后50 cm處放置20 mm厚2A12鋁效應靶。試驗整體布局如圖5所示。

圖4 靶架結構Fig.4 Target frame structure

圖5 試驗布局Fig.5 Test layout

2 結果及分析

2.1 試驗結果

圖6 槍擊時子彈飛行姿態高速攝影Fig.6 High-speed photography of bullet into target during shooting

子彈侵徹靶板姿態的高速攝影如圖6所示，可見子彈以正侵徹姿態侵入靶板。共獲得了14發有效試驗數據，單/雙層鋼板結構抗7.62 mm普通彈侵徹試驗結果分別見表3和表4。回收子彈與塞塊形貌如圖7所示，可見，7.62mm普通彈未能擊穿16 mm厚單層鋼板以及所有參試雙層鋼板。

表3 單層鋼板抗7.62 mm普通彈侵徹試驗結果Tab.3 Test results for single steel plate against 7.62 mm bullet

2.2 單層/雙層鋼板的抗侵徹性能及機理

槍擊后，單層鋼板整體變形形貌及彈孔形貌如圖8所示，圖中“Front”表示著靶面，“Back”表示著靶背面。鑒于試驗鋼板厚度與彈徑之比均在1/3之上，即鋼板可看作中厚靶[10]，鋼板盤形凹陷的整體變形模式將被抑制，更多表現為彈孔周圍的局部變形破壞。子彈打擊16 mm厚30CrMoA鋼板后，僅在著靶面形成凹坑，靶背面沒有明顯變形印記，見圖8a。其余厚度鋼板中，彈孔著靶面有小唇形翻邊，著靶背面斷面齊整，彈孔周圍無裂紋，說明鋼板具有典型韌性破壞特征。需要說明的是，圖8中的前孔定義為彈孔穿著靶面形成的孔截面，而后孔為彈孔透著靶背面形成的孔截面。

表4 雙層鋼板抗7.62 mm普通彈侵徹試驗結果Tab.4 Test results for double steel plates against 7.62mm bullet

圖7 回收子彈及塞塊形貌Fig.7 Morphology of recovered bullets and plugs

由表3可知，子彈未能穿透16 mm厚30CrMoA鋼板，僅在鋼板上留下直徑約16 mm的彈孔，見圖8a。彈芯頭部韌性擴徑成傘狀，見圖7中S-9與S-10，但總質量損失在0～0.6%之間，這說明彈芯材料韌性良好。

圖8 單層鋼板侵徹后整體形貌及彈孔形貌對比Fig.8 Topographic image of Sing steel plate after shot, impact/front surface (upper) and distal surface (lower)

圖9 S-26高速攝影Fig.9 High-speed photography of S-26

圖10 彈芯與塞塊在效應靶上留下的印痕（S-4）Fig.10 The mark for bullet core and plug on 2A12 plate (S-4)

子彈穿透8 mm厚2種鋼板，均有塞塊形成。穿透8 mm厚30CrMoA鋼板后，有塞塊推出，在彈芯前飛行，即推出塞塊比彈芯運動速度快。彈芯敦粗為蘑菇頭，如圖9所示。效應靶也展示了明顯的彈芯與塞塊撞擊印痕，如圖10所示。S-26回收塞塊厚度約5.1 mm，如圖11所示。穿透8 mm厚06Cr19Ni10鋼板后，在鋼板后木材內也回收到塞塊，見圖11中M-4，塞塊厚度約5.45 mm。這說明7.62 mm普通彈穿透8 mm厚鋼板，先后經歷韌性開孔—彈皮剝離—彈芯敦粗—塞塊推出的變形破壞過程。塞塊推出是典型的鈍頭彈打擊韌性靶板的破壞模式[10]，由于鋼板強度與剛度足夠高，低碳鋼彈芯撞擊鋼板后，逐步將截卵彈頭敦粗為蘑菇頭狀，敦粗后蘑菇頭狀彈芯推出靶板塞塊。截卵彈頭敦粗促使鋼板出現典型鈍頭彈打擊破壞模式。塞塊厚度均在5 mm以上，大于靶板厚度的1/2，這說明彈芯敦粗發生在侵徹早期。

圖11 穿透8 mm厚06Cr19Ni10（M-4）與30CrMoA（S-26）后回收彈芯與塞塊對比Fig.11 Comparison of recovered bullet core and plug after perforating of 8mm 06Cr19Ni10 steel plate (M-4) and 30CrMoA SSP (S-26)

子彈穿透4 mm厚06Cr19Ni10鋼板，無塞塊形成。在其后置木材的試驗中，在木材內回收到的彈芯幾乎無變形。這說明7.62 mm普通彈打擊4 mm厚06Cr19Ni10鋼板，經歷韌性開孔—彈皮剝離變形破壞歷程。

7.62mm普通彈打擊雙層鋼板后，靶板的變形破壞形貌如圖12所示，彈孔形貌對比如圖13所示。需要說明的是，圖中編號“D-3-1”表示編號D-3的試驗的前置鋼板；“D-3-2”表示編號D-3的試驗的背襯鋼板。彈芯攜彈皮嵌在4 mm厚06Cr19Ni10前鋼板中，這說明彈皮剝離發生在穿透鋼板的過程中（見圖13a、b），無塞塊形成，鋼板的破壞模式為韌性擴孔。當背襯8 mm厚30CrMoA鋼板時，子彈未能穿透8 mm厚06Cr19Ni10前鋼板（見圖13c、d），與無背襯的單層8 mm厚06Cr19Ni10鋼板相比，背襯鋼板增強了前鋼板抗侵徹性能。

圖12 雙層鋼板侵徹后形貌對比Fig.12 Topographic images for DSPs

圖13 雙層鋼板侵徹后彈孔形貌對比Fig.13 Topographic images of hole in DSP, impact surface and distal surface: a) 06Cr19Ni10 (4 mm)+30CrMoA(8 mm), front steel plate; b) 06Cr19Ni10 (4 mm)+30CrMoA(8 mm), backing steel plate; c) 06Cr19Ni10 (8 mm)+30CrMoA(8 mm), front steel plate; d) 06Cr19Ni10 (8 mm)+30CrMoA(8 mm), backing steel plate

進一步分析背襯鋼板增加前置鋼板抗侵徹性能機理，8 mm厚06Cr19Ni10鋼板將7.62 mm普通子彈彈芯敦粗為蘑菇頭，蘑菇頭需推動剪切鋼板形成塞塊。背襯鋼板具有足夠的剛度與強度，限制了塞塊的推出，從而增強了前置鋼板的抗侵徹能力，如D-9與D-10。

2.3 鋼板彈道極限速度分析

采用彈道極限速度定量表征2種鋼板不同厚度時的抗侵徹性能，彈道極限速度越高，抗侵徹性能越好。依據能量守恒，假設子彈為剛體，靶板彈道極限速度vbl可采用Recht-Ipson模型表征[10,20]：

式中：vr為穿靶后子彈余速；λ為塞塊等效質量m*與彈體質量M之比，當無塞塊時，λ=0；v0為彈體著靶速度。所謂塞塊等效質量，即：

式中：m為塞塊質量；vpl為塞塊飛行速度。受回收塞塊數量限制，在處理8 mm厚30CrMoA鋼板時，塞塊質量均假設為S-26的塞塊質量，即5.1 g；處理8 mm厚06Cr9Ni10鋼板時，塞塊質量均假設為M-4的塞塊質量，即2.9 g。子彈質量取M=8 g。

根據表3和式（1），擬合得8 mm厚2種鋼板及4 mm厚06Cr19Ni10鋼板的彈道極限速度及抗侵徹性能，如圖14所示。4、8 mm厚06Cr19Ni10鋼板與8 mm厚30CrMoA鋼板的彈道極限速度分別為511.7、498.6、684.3 m/s。

厚度同為8 mm時，30CrMoA與06Cr19Ni10鋼板具有類似的破壞模式，即韌性擴孔與塞塊推出。前者的彈道極限速度高于后者，這說明前者抗侵徹性能優于后者。基于表1中二者力學性能的對比可知，類似破壞模式時，材料強度是控制靶板抗侵徹性能的重要因素之一。

同為06Cr19Ni10鋼時，當靶板厚度從4 mm增至8 mm，彈道極限速度不增反降。這種反常轉變是因為靶板破壞模式隨厚度的增加發生轉變。當靶板厚度為4 mm時，韌性擴孔為主要破壞模式，無塞塊推出；當靶板厚度增至8 mm時，靶板有明顯的塞塊推出，破壞模式為韌性開孔與塞塊推出。這說明當靶板破壞模式發生轉變后，8 mm鋼板的有效厚度已經小于4 mm鋼板。M-4推出塞塊厚度約5.45 mm，即韌性擴孔深度約2.55 mm。穿透2.55 mm厚06Cr19Ni10鋼板及推出塞塊所消耗能量應較在4 mm厚06Cr19Ni10鋼板中韌性擴孔消耗的能量少。靶板破壞模式是靶板抗侵徹性能的重要決定因素。

圖14 3種靶板彈道極限速度對比Fig.14 Comparison of ballistic limit velocity for three steel plates

需要說明的是，文獻[10]中假設彈體為剛體，這與文中槍擊子彈變形有較大差別，特別是穿透8 mm厚鋼板，彈芯明顯敦粗為蘑菇頭，但無質量損失。上述分析將彈芯塑性變形耗散的能量綜合到靶板破壞所需能量之中。從理論上講，對有大塑性變形的彈體而言，上述分析將高估靶板破壞所需能量，即高估彈道極限速度。這也進一步說明7.62 mm普通彈穿透8 mm厚06Cr9Ni10鋼板的耗散能量小于穿透4 mm厚鋼板。

3 結論

文中研究了06Cr19Ni10單層（4、8 mm）、30CrMoA單層（8、16 mm）、06Cr19Ni10與30CrMoA雙層（4 mm+8 mm，8 mm+8 mm）鋼板結構抗7.62 mm普通子彈的侵徹性能及機理。子彈不能穿透16 mm厚30CrMoA單層鋼板與雙層鋼板，其余厚度的單層鋼板均被穿透。06Cr19Ni10與30CrMoA雙層鋼板（4 mm+8 mm）為子彈不能穿透的參試鋼板中最薄組合。

4 mm厚06Cr9Ni10鋼板的破壞模式為韌性擴孔，而8 mm厚06Cr9Ni10與30CrMoA鋼板破壞模式為韌性擴孔與塞塊推出的組合破壞模式。當塞塊推出為主要破壞模式時，強度與剛度足夠高的第二層鋼板，將限制塞塊推出，從而提高前鋼板的抗侵徹性能。

基于 Recht-Ipson模型，擬合得 4 mm 厚06Cr19Ni10鋼板、8 mm厚06Cr19Ni10與30CrMoA鋼板的彈道極限速度。同厚度同破壞模式時，鋼材強度越高，對應的彈道極限速度越高。06Cr19Ni10鋼板厚度從4 mm增至8 mm時，破壞模式從韌性擴孔向“韌性擴孔+塞塊推出”模式轉變，彈芯從幾乎不變形向敦粗為蘑菇頭的鈍頭彈轉變。因此彈道極限速度隨鋼板厚度的增加不增反降，鋼板破壞模式也是鋼板彈道極限速度的重要決定因素。