不同撞擊速度下穿燃彈侵徹陶瓷/鋁合金復合靶板時彈芯破碎失效特性研究*

王曉東，余毅磊，蔣招繡，馬銘輝，高光發,

（1. 南京理工大學機械工程學院，江蘇 南京 210094；2. 寧波大學沖擊與安全工程教育部重點實驗室，浙江 寧波 315211）

12.7 mm 穿甲燃燒彈（armor piercing incendiary, API）是輕裝甲目標和低空目標的威脅之一，主要配用于高射機槍、車載機槍和航空機槍。12.7 mm API 彈的彈頭由鋼芯、被甲和低質量的鉛套、燃燒劑構成，當彈頭撞擊到堅硬的目標時，燃燒劑燃燒、被甲剝離，硬質彈芯起主要侵徹作用。在武裝直升機、裝甲車輛等機動裝備輕量化要求下，陶瓷/金屬復合結構裝甲成為目前抵抗12.7 mm API 彈的主要方式。

陶瓷材料由于高硬度、低密度、抗侵徹能力強等特點，在彈靶作用過程中，能夠使彈芯發生減速、侵蝕、破碎，從而降低子彈的侵徹能力。研究彈芯在侵徹過程中的失效模式對研究子彈的后繼侵徹能力以及防護結構設計具有重要的意義，不同于長桿彈侵徹陶瓷/金屬復合靶板時表現的侵蝕失效，12.7 mm API 彈的彈芯在侵徹過程中會破碎成形狀不規則、質量不一的碎片，而彈芯的破碎程度受到子彈著靶速度、靶板結構、靶板材料等因素的共同影響。

現階段，子彈在彈靶作用過程破碎特性研究主要從彈芯的微觀斷裂機理與宏觀碎片粒度研究出發，其中，對彈芯微觀斷裂機理的研究包括：Savio 等從微觀角度研究了7.62 mm AP 彈侵徹SiC 陶瓷/鋁合金復合靶板后硬質鋼制彈芯失效、破碎機制，Di Benedetto 等研究了包括工具鋼在內的多種材料的硬質核心侵徹靶板后的剩余彈芯宏觀和微觀失效機制；針對彈芯沖擊破碎后碎片粒度分布的研究較少，Rahbek 等分析了7.62 mm APM2 彈在相同速度下侵徹不同結構AlO陶瓷/纖維復合靶后的彈芯碎片質量和能量分布規律。碎片的質量分布規律是研究材料破碎特性的一種方法，學者們在對材料沖擊試驗結果進行統計的基礎上，得到了描述碎片分布規律的各種相關函數，包括對數分布、冪率分布、指數分布、Mott 分布、Weibull 分布以及指數與冪率分布的聯合等。最近，Ma 等和Wang 等分別利用冪率函數、Rosin-Rammler 分布表征玻璃球、鋯基非晶撞擊剛性壁后的碎片分布，同時，Shan 等研究結果表明玻璃球在不同口徑SHPB（分離式霍普金森壓桿）撞擊下的碎片分布可以用Rosin-Rammler 分布表征。12.7 mm API 彈撞擊陶瓷/金屬復合靶板過程中彈芯受力狀態復雜，影響彈芯破碎的因素較多，其中，子彈著靶速度是影響彈芯破碎的重要因素之一。

為了研究子彈速度對彈芯碎片粒徑分布規律的影響，本文中開展12.7 mm API 彈以434.5～844.6 m/s范圍內不同速度侵徹芳綸纖維布/SiC 陶瓷板/鋁合金板復合靶板試驗研究，通過收集、篩分、統計試驗彈芯碎片，確定著靶速度對彈芯破碎的影響規律。

1 試驗研究

1.1 試驗設計

試驗裝置如圖1 所示，主要由發射裝置、測速裝置、復合靶板和回收裝置構成。12.7 mm API 彈丸通過12.7 mm 彈道槍發射，通過減裝藥方式調整裝藥量以達到控制彈丸著靶速度的目的，槍口距離靶板迎彈面約為10 m，彈丸飛行速度通過測試靶紙連接測速儀獲得，并以飛行速度作為彈丸最終的著靶速度，忽略子彈在此距離內的速度降。

圖1 試驗布置Fig. 1 Schematic of the arrangement for test

為了盡可能多地收集到試驗后的彈芯碎片，將復合靶板固定在一個尺寸為510 mm×525 mm×405 mm 的回收箱內，回收箱內壁安裝一層厚度為12 mm 的木板以防止彈芯碎片接觸到回收箱金屬外壁而造成二次損傷。同時，為對比子彈穿透復合靶板后的剩余侵徹能力，分析著靶速度對穿透復合靶板后的殘余彈體侵徹能力的影響規律，在與復合靶板迎彈方向相反的方向，并距離復合靶板約200 mm 處放置一塊尺寸為200 mm×200 mm×60 mm 厚的6061T6 鋁合金塊作為后效靶。

1.2 試驗材料

試驗用彈丸為12.7 mm 穿甲燃燒彈，彈頭結構如圖2 所示，由T12A 材料硬質鋼芯、覆銅鋼被甲以及少量的燃燒劑和鉛套構成，彈頭總質量為(48.2±0.8) g。其中，彈芯質量約為30 g，直徑為10.8 mm，彈芯總長為51 mm。

圖2 12.7 mm 穿燃彈彈頭結構Fig. 2 Structure of a 12.7 mm API projectile

在12.7 mm API 彈侵徹陶瓷/鋁合金復合靶板過程中，彈芯起主要侵徹作用。彈芯材料是一種經過特殊熱處理T12A 材料，顯微硬度HV 可達764～789，該材料表現出明顯的拉壓不對稱性，如圖3所示，其中，材料準靜態拉伸斷裂應變在1.0%～1.5%范圍內，材料拉伸脆性明顯，而在壓縮條件下具有明顯的塑性變形。綜上：彈芯材料是一種明顯拉壓不對稱的高強、高硬金屬，這是導致彈芯在侵徹復合靶板過程中出現破碎失效的主要原因之一。

圖3 彈芯材料準靜態條件下的真實應力-應變曲線Fig. 3 Quasi-static true stress-strain curve of core material

試驗用復合靶板為芳綸纖維布/SiC 陶瓷板/鋁合金板層合結構。陶瓷板使彈芯發生減速、侵蝕和破碎，起主要抗彈作用。SiC 陶瓷板尺寸為200 mm×200 mm×12 mm 面密度為39.75 kg/m，SiC 陶瓷板迎彈面粘結一層芳綸纖維布，其作用是通過抑制陶瓷碎片的飛散而提高靶板抗彈性能，這已得到試驗證實；背板起支撐作用，背板與陶瓷之間通過金屬框固定，結構如圖4 所示，背板材料為6061T6 鋁合金，幾何尺寸為200 mm×200 mm×5 mm，其準靜態拉伸強度約為290 MPa。已有研究表明陶瓷板的側限對陶瓷抗侵徹能力有較大影響，但不在本文研究范圍內，所以為了避免陶瓷側限對侵徹行為的影響在陶瓷側邊與金屬框之間保留3 mm 間距，確保侵徹過程中靶板無側向約束和預應力。

圖4 靶板結構Fig. 4 Target structure

1.3 破片統計

每發試驗后，收集回收箱內的所有碎片，用磁鐵分離出彈芯碎片，并對其進行清洗、干燥。通過篩分法對碎片粒度進行定量分析，參考文獻[3]，本文選用篩網孔徑尺寸包括：8.0、4.0、2.0、1.0 和0.5 mm，分別測量0～0.5、0.5～1.0、1.0～2.0、2.0～4.0、4.0～8.0 和＞8.0 mm 不同組分的質量，并對較大質量碎片（大于4 mm）進行單獨稱重。

2 試驗結果與分析

共開展5 發試驗，著靶速度分別為434.5、503.1、662.7、704.6 和844.6 m/s，所有試驗復合靶板均被貫穿，陶瓷板形成宏觀裂紋而發生失效，其主要的宏觀裂紋形式包括：(1) 從子彈著靶處向外的徑向裂紋；(2) 圓心在子彈著靶處的多條環向裂紋；(3) 從子彈著靶點向外、向背板方向擴展的錐形裂紋，如圖5(a)所示。鋁合金背板發生碟形變形-剪切穿孔-花瓣形失效，如圖5(b)所示，且隨著著靶速度的增加，陶瓷靶板的破碎程度明顯增加，鋁合金背板凸起高度及穿孔的投影面積也相應增大，如圖5(c)所示。

圖5 試驗后靶板形貌Fig. 5 Back face images of tested targets

子彈在穿透復合靶板的過程中產生粉碎、斷裂，之后剩余彈體及碎片繼續向后運動，并作用在后效靶上的一個圓形區域內。如圖6 所示，隨著著靶速度的提高，后效靶上的最大侵徹深度并未呈現遞增趨勢，比較圖6 中c、d 兩發試驗，試驗d 的侵徹深度相對于試驗c 的略有降低，同時相對于試驗d，試驗c 的后效板具有更多的彈坑。彈芯的破碎是造成這一現象的主要原因之一，隨著著靶速度的增加，彈芯破碎程度增加，碎片質量的降低導致作用在后效靶上的威力降低。

圖6 不同試驗中后效板的失效Fig. 6 The failure of aftereffect targets in different tests

2.1 彈芯碎片

彈芯在侵徹過程中會產生一些較大碎片和許多較小的碎片，碎片經過回收并按照碎片粒徑篩選分離，得到不同粒徑的碎片，其中最大質量碎片質量一般產生在彈芯尾部，這也是提供后續侵徹能力的主要部分。Rahbek 等、Savio 等在7.62 mm AP 彈侵徹陶瓷復合靶板時觀測到同樣的現象。在剩余彈體前端區域的外側發現軸向裂紋，如圖7 所示，這個觀察結果以及小碎片的形成，都表明彈芯頭部作用的高應力狀態。

圖7 殘余彈體出現的裂紋Fig. 7 A large fragment with a crack on the side

試驗后收集回收箱內的所有彈芯碎片，5 發試驗中單發收集比例分別為96.64%、75.18%、81.90%、93.42%、84.92%（按照子彈著靶速度遞增順序），對收集的彈芯碎片通過一系列的篩網分離后進行稱重，不同粒徑碎片稱重結果如圖8所示。從圖8 中可以看出，彈芯碎片的大部分質量集中在最大粒徑部分，即粒徑大于8 mm 或大于4 mm 的碎片，而隨著碎片粒徑的減小，破碎的質量也隨之減小。圖8 直觀地顯示了在2.0～4.0、1.0～2.0、0.5～1.0、＜0.5 mm 區間內隨著彈丸著靶速度的增加，相同區間內的彈芯碎片質量呈現增加趨勢。

圖8 彈芯碎片質量Fig. 8 Core fragment mass

芳綸纖維布/SiC 陶瓷板/鋁合金板復合靶板中，鋁合金板對陶瓷板起支撐作用，可以避免陶瓷過早破裂和飛濺，進而充分發揮陶瓷的抗彈能力。考慮到彈芯高強高硬的特性，認為彈芯在侵徹陶瓷板后，彈芯不會發生二次破碎。當彈丸以不同速度撞擊芳綸纖維布/SiC 陶瓷板/鋁合金板復合靶板時，彈芯受力大小與材料應變率均不相同，導致彈芯碎片表現為不同的分布特征，如圖9 所示。

圖9 回收的彈體碎片Fig. 9 Recovered projectile core fragments

2.2 碎片斷面形貌分析

彈芯在侵徹靶板后形成殘余彈體和大量的碎片，分別選取殘余彈體斷面和彈體中部碎片斷面進行宏觀觀測如圖10～11 所示，圖10(a)與圖11(a)中灰色部分為取樣位置，深色表面為觀測表面。從圖中可以觀測到斷裂面周圍沒有明顯的塑性變形，每個表面都可以觀測到明顯的放射狀標記，這是解理斷裂斷口的宏觀表現形式之一，而解理斷裂是拉應力作用產生的失效模式。表明拉應力失效是彈靶作用過程中彈芯中部和尾部碎片的主要斷裂方式。同時，這些宏觀觀測結果表明，彈芯斷裂具有明顯的宏觀脆性斷裂特征。值得注意的是，圖10(b)表面是由多個獨立的斷裂面交叉形成的，表明該表面是由多次斷裂失效產生的。

圖10 殘余彈體斷裂面Fig. 10 Fracture surface of the residual projectile

圖11 彈體碎片斷口Fig. 11 Fracture surface of projectile fragment

彈芯在沖擊作用下殘余彈體頭部產生失效裂紋，觀察發現殘余彈體存在軸向上的失效行為，在對殘余彈體進行軸向切割后得到如圖12(b)所示結果，觀測面為圖12(a)所示的深灰色縱向剖面。圖12(b)中殘余彈體縱截面上裂紋根據裂紋的不同形態可劃分為2 個部分，A 區裂紋密集，裂紋中有明顯粉末狀雜質，B 區裂紋光滑。X 射線能譜儀（energy dispersive spectrometer, EDS）顯示圖12(b)中A 區裂紋縫隙中存在大量的鉛（Pb）和鋁（Al）元素，分別來自于API 彈丸的鉛套和鋁合金背板，由此可知A 區是在彈靶作用過程中，彈芯碎片夾雜著部分鉛套和背板部分材料堆積形成的；B 區裂紋是應力波作用、泊松效應及其相互作用形成的。

圖12 殘余彈體縱向裂紋Fig. 12 The longitudinal cross-section of the residual projectile

圖13 所示為對收集到的粒徑小于2 mm 的碎片SEM 分析結果。在彈芯碎片上出現局部剪切韌窩，體現了彈芯在沖擊過程中存在一定程度的局部沖擊韌性。

圖13 彈芯碎片中出現局部剪切韌窩Fig. 13 Local shear dimples appear in the core fragments

2.3 碎片質量分布

斷裂破碎行為是很難預測的，尤其是固體在高速沖擊下的斷裂行為，在碎片質量分布的研究中，概率函數對單個碎片的質量數據比較敏感，而單個數據在統計學上存在一定的誤差，這將對碎片分布模型的擬合結果造成較大的誤差，而采用碎片的累積質量可以有效避免這一問題。為了獲得試樣撞擊后的累積質量分布規律，對于不同粒徑范圍的破片，采用多級篩分法對破片進行篩分、稱重，獲得不同粒徑范圍內的碎片質量。學者們在對材料的沖擊試驗結果基礎上，得到了描述碎片質量分布的各種相關函數，主要包括指數型函數和冪率型函數，其中指數型函數分布規律僅適用描述具有一定延性的金屬材料的破碎分布特性，而對于高脆性材料，碎片的累積質量分布遵循冪率規律分布。

Rosin-Rammler 分布模型是表示碎片累積質量分布的常用模型：

式中：為碎片等效直徑，λ 與分別為碎片的平均特征尺寸和冪指數系數，(≤)為直徑等于或小于的碎片總質量，為試樣破碎前總質量。Rosin-Rammler 分布模型可以等效成：

式(2)適用于大多數脆性材料破碎后碎片分布的結果。冪指數一般由試驗結果的數據擬合得到，沒有實際的物理意義。通常來說，為了確定冪指數的值，式(2)可以寫成對數形式，即：

對數處理后直線的斜率為Rosin-Rammler 分布的冪指數。

對尺寸范圍在＜0.5、0.5～1.0、1.0～2.0 與2.0～4.0 mm 范圍內碎片進行集體稱重，對大于4 mm碎片進行單獨稱重，同時，以篩網網孔孔徑小于4 mm 碎片的等效直徑，對于大于4 mm 碎片由于碎片為不規則的形狀，引入等質量的球體直徑作為碎片的等效直徑，圖14 為不同著靶速度下彈芯碎片的累積質量的對數與碎片等效直徑的對數的線性擬合結果（為決定系數，0≤≤1，接近1 表明擬合優度高），從圖14 中可以看出，彈芯碎片的累積質量的對數與碎片等效直徑的對數之間的線性關系明顯，表明12.7 mm 子彈侵徹陶瓷/金屬復合靶板后的彈芯碎片滿足Rosin-Rammler 分布模型。

圖14 不同著靶速度下碎片質量分布Fig. 14 Mass distribution of fragments under different impact velocities

圖15 顯示了不同速度下的冪指數與平均特征尺寸λ 的取值，從圖15 中可以看出隨著著靶速度的增加冪指數與平均特征尺寸λ 雖然存在波動，但整體呈現遞減趨勢。冪指數主要決定不同尺度碎片質量分布的比重，值的降低表明隨著子彈撞擊速度的增加，碎片的累積質量的對數與碎片等效直徑的對數的線性擬合斜率減小，即隨著撞擊速度的增加，小碎片的質量增加，大質量碎片減少。平均特征尺寸λ 表述的是碎片的整體特征尺寸，λ 值的降低表明隨著撞擊速度的升高彈芯破碎程度增加，從而，平均特征尺寸λ 可以一定程度上表征彈芯整體的破碎程度。

圖15 不同速度時的冪指數與平均特征尺寸Fig. 15 The values of power index and average characteristic size under different impact velocities

3 結 論

本文中開展了12.7 mm API 彈丸垂直撞擊SiC 陶瓷/6061T6 鋁合金復合靶板試驗，分析了彈靶的失效模式，對試驗后彈芯碎片進行了收集、篩分，并利用SEM 和EDS 觀察斷面形貌，得到以下結論。

（1）陶瓷板的失效模式為脆性斷裂，并形成錐形中心孔、徑向放射性裂紋與環向裂紋，鋁合金背板失效模式為碟形變形-剪切穿孔-花瓣形失效。

（2）12.7 mm API 垂直撞擊SiC 陶瓷/6061T6 鋁合金復合靶板后彈芯發生破碎，SEM 分析結果顯示彈芯失效模式主要為脆性拉伸，彈芯頭部碎片失效模式存在局部塑性剪切失效。EDS 分析結果表明殘余彈芯頭部存在彈芯碎片顆粒與背板、鉛套材料的堆積現象。

（3）彈芯碎片累積質量與碎片等效直徑之間滿足Rosin-Rammler 冪率分布關系，隨著著靶速度的增大，冪指數和平均特征尺寸λ 呈降低趨勢。平均特征尺寸λ 可以一定程度上表征彈芯整體的破碎程度。