張元豪，程忠慶，侯海量，李艷茹

（1. 海軍工程大學艦船與海洋學院，湖北 武漢 430033；2. 海軍勤務學院，天津 300450）

半穿甲反艦導彈侵入艦船舷側，戰(zhàn)斗部內爆產(chǎn)生速度為1 200～2 000 m/s 的破片群，對艦船重要艙室進行毀傷。工程中對艦船通過設置復合裝甲的方式提高艙壁的抗穿甲能力，持續(xù)艦艇戰(zhàn)時的生命力。

早在20 世紀50 年代初，從事裝甲材料研究的人員就開始進行將復合材料用作裝甲材料的研究。目前，纖維增強復合材料因其高比強度和比剛度以及良好的抗沖擊性能成為艦用裝甲領域的常用材料。針對均質金屬材料已有大量研究[1-2]，從實驗、數(shù)值模擬、理論推導等方面對單一纖維增強復合材料（fiber-reinforced composite，F(xiàn)RC）抗侵徹機理也已開展了大量的研究[3-12]。胡年明等[13]通過有限元模擬的方法，分析了3 種不同厚度的高強聚乙烯層合板，在不同形狀彈丸沖擊作用下的變形破壞及能量耗損，認為彈丸速度處于總體彎曲變形區(qū)與拉伸分層破壞區(qū)分界線時的吸能約為彈道極限時吸能的一半。在此基礎上，得到了高速破片侵徹下高分子聚乙烯層合板的彈道極限估算方法[14]。

如何在工程設計中將FRC 運用于艦船舷側，與船體自身結構鋼組成復合裝甲結構，在艦船防護領域是一個重點研究課題。朱錫等[15]采用不同纖維增強復合材料板前置船體結構鋼，模擬艦用復合裝甲結構，對有間隙和無間隙復合裝甲結構進行了打靶實驗研究，發(fā)現(xiàn)纖維增強復合材料板與船體結構鋼板之間間距的增大，將有利于復合結構整體抗彈能力的提高。陳長海等[16-17]采用均質鋼板前置和后置芳綸板，分別模擬艦船舷側外設和內設復合裝甲結構，結合低速彈道沖擊實驗，指出金屬靶前置的復合裝甲防護能力更優(yōu)。張元豪等[18]采用均質鋼板前置和后置玻璃鋼，分別模擬艦船艙壁外設和內設復合裝甲結構，結合高速彈道沖擊實驗，發(fā)現(xiàn)前置組合靶板的抗彈吸能能力稍強于后置組合靶板。徐豫新等[19-20]開展了質量為10 g 的破片模擬彈高速撞擊復合結構的實驗和數(shù)值模擬研究，復合結構為以芳綸纖維增強復合材料層合板和玻璃纖維增強復合材料層合板作為夾芯材料、不同配置比的三明治板，得到結論：芳綸板作為夾芯材料的復合結構抗彈性能較優(yōu)；夾芯板為疊層結構時復合結構的吸能特性較單層夾芯板更優(yōu)。李茂等[21]以芳綸纖維增強復合材料層合板為夾層，根據(jù)夾層與前后面板之間有、無50 mm的間隙，將復合裝甲結構分為3 種不同的結構型式，通過彈道實驗發(fā)現(xiàn)，間隙的存在有利于復合裝甲結構綜合抗侵徹性能的提高。O’Masta 等[22]通過對31.6 mm 厚的鋁合金板前后包裹總厚度為11.7 mm 的聚乙烯材料，設計了4 種結構模型，利用直徑為12.7 mm 的球形彈進行高速彈道實驗研究，發(fā)現(xiàn)后包裹式結構的抗侵徹性能最優(yōu)。

目前艦船舷側防護大多采用船用鋼/芳綸FRC/船用鋼結構，導致整體質量偏大。鈦合金具有密度小、強度大、耐腐蝕性好等特點，置于結構前側可直接抵御高速破片；921A 鋼在受中低速破片侵徹時表現(xiàn)出良好的延展性，可置于結構后側；高強聚乙烯FRC 較傳統(tǒng)FRC（芳綸、玻璃鋼）強度大、密度小，正逐步運用于艦船防護結構中。

因此，本文中以高強聚乙烯纖維增強復合材料層合板為抗彈層、以鈦合金為前面板、以船用鋼為后面板，設計了夾芯式復合裝甲結構。根據(jù)面板與芯層間是否設置20 mm 的間隙，將復合裝甲結構定義為無間隙式、后間隙式及前后間隙式。為研究以上3 種結構在55 g 圓柱體彈高速沖擊下的抗彈性能及破壞機理，開展了系列彈道實驗。

1 實驗設計

1.1 彈靶系統(tǒng)

實驗中采用質量為55 g、長度為40.0 mm、直徑為15.0 mm 的圓柱體彈模擬戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的破片，材料為特殊熱處理后的35CrMnSiA 合金鋼。材料密度為7 850 kg/m3，拉伸強度高于1 620 MPa，屈服強度高于1 275 MPa，斷面收縮率大于40%，沖擊韌性值大于80 J/cm2，硬度為241 HB。

夾芯結構的芯層材料為4 塊緊密疊放、面密度相近的高強聚乙烯（ultra-high molecular weight polyethylene，UHMWPE）FRC 層合板，平面尺寸為300 mm×300 mm，總面密度約為60 kg/m2，在實驗前進行測量。層合板的密度約為970 kg/m3，彈性模量為30.7 GPa，剪切模量為670 MPa，拉伸強度為518 MPa，壓縮強度為460 MPa，延伸率為2.8%。結構前面板材料采用鈦合金，平面尺寸為300 mm×300 mm，厚度為8 mm；后面板材料采用921A 鋼，平面尺寸為300 mm×300 mm，厚度為8 mm。鈦合金和921A 鋼的力學性能如表1 所示，表中E為彈性模量，ρ 為密度，μ為泊松比，σy為屈服應力，σb為抗拉強度，δs為伸長率。

表1 面板材料力學性能Table 1 Mechanical properties of panel materials

為研究結構間隙對復合裝甲抗彈性能的影響，設計了3 種結構型式，如圖1 所示。型式I：前面板+芯材+后面板；型式II：前面板+芯材+20 mm 厚的氣凝膠氈+后面板；型式III：前面板+20 mm 厚的氣凝膠氈+芯材+20 mm 厚的氣凝膠氈+后面板。3 種結構中所有材料自然緊密疊放（無黏結劑），由于氣凝膠氈在高速侵徹過程中的作用較小，近似認為是空氣層。采用靶架固定的形式，事先將靶架固定于滑道上，實驗過程中再將靶板固定在靶架上。

圖1 復合裝甲結構形式示意圖及實驗布置Fig.1 Sketches of sandwich armor structures and experimental setup

1.2 彈丸發(fā)射及測速裝置

實驗中采用37 mm 口徑的滑膛彈道槍系統(tǒng)發(fā)射彈體，通過火藥推進。彈體初速由錫箔紙測速系統(tǒng)測量得到，彈體余速由高速攝影裝置測得。實驗裝置如圖2 所示。

圖2 實驗裝置示意圖Fig.2 Schematic diagram of the experimental device

2 實驗結果

表2 給出了彈體侵徹3 種不同組合形式的靶板在實驗中所測到的初始速度v0、剩余速度vr以及面密度吸能Ea。表中靶板面密度ρa通過結構中各塊靶板質量除以表面積相加而得。

表2 實驗結果Table 2 Experimental results

彈體穿透前面板后，鈦合金沖塞塊及破片動能全部被聚乙烯板吸收；彈體擊穿后面板后攜帶鋼板沖塞塊，通過高速攝影觀察彈體并測得其剩余速度。由于實驗中未收集到彈體，近似認為彈體侵徹結束后質量m不變。侵徹過程中靶板吸能Et及其面密度吸能Ea分別為：

3 實驗結果分析

3.1 前面板的破壞

3 種復合裝甲結構中，與鈦合金板直接接觸的材料有聚乙烯板（結構I、結構II）和空氣（氣凝膠氈）（結構III）兩種，各工況中彈丸初速保持在1 650 m/s 左右。從實驗結果來看，鈦合金板變形破壞模式基本相同，如圖3、4 所示。

圖3 工況1 前面板破壞形貌Fig.3 Failure morphologies of the front panel in Test 1

圖4 工況2 前面板破壞形貌Fig.4 Failure morphologies of the front panel in Test 2

觀察彈孔形狀并結合高速攝影（見圖5），認為彈體入射姿態(tài)為正侵徹，彈孔附近存在彈托沖擊凹槽或穿孔，彈孔直徑約為30 mm，各工況中前面板破壞模式差別不大。進一步觀察圖3、4，發(fā)現(xiàn)與鋼材因塑性流動產(chǎn)生的延性擴孔破壞模式不同，鈦合金靶板穿孔表面出現(xiàn)碎片崩落現(xiàn)象。這是由于圓柱體彈高速侵徹下，鈦合金板處于高溫高壓狀態(tài)，發(fā)生絕熱剪切行為，在絕熱剪切帶內溫度持續(xù)升高導致鈦合金強度下降，由于鈦合金的導熱率低，絕熱剪切帶內材料的變形與周圍材料不協(xié)調，材料內部產(chǎn)生細微裂紋，微裂紋快速聚攏并沿絕熱剪切帶形核擴展，導致明顯的脆性斷裂。

圖5 彈體入射姿態(tài)Fig.5 Incident attitudes of projectiles

3.2 芯層的破壞

為觀察各層聚乙烯板的變形破壞及其相互影響，實驗后卸掉夾具，將疊放在一起的各層聚乙烯板分開，各層靶板的破壞形貌如圖6 所示。圖6 中，纖維上附著的黑色物質為火藥燃燒產(chǎn)物。彈體侵徹前面板后發(fā)生碎裂并攜帶自身碎塊及鈦合金碎片繼續(xù)侵徹芯層，當前面板與芯層存在間隙時，破片群出現(xiàn)初始飛散角，將增大對聚乙烯芯層的侵徹范圍，因此3 種結構中各層聚乙烯靶板的破壞模式不盡相同。整體上看，結構I 與結構II 第1、2 層聚乙烯板破壞模式基本相同，第3、4 層靶板差別較大；結構II 與結構III 第1 層聚乙烯板破壞模式差別較大，后3 層靶板基本相同。

圖6 聚乙烯板破壞形貌Fig.6 Failure morphologies of polyethylene panels

觀察工況1 中第1 層聚乙烯板，迎彈面破口尺寸接近前面板彈孔尺寸，變形范圍為45 mm×47 mm。彈體高速沖擊第1 層聚乙烯板時，靶板呈現(xiàn)絕熱剪切破壞，剪切帶產(chǎn)生局部高溫，導致侵徹區(qū)纖維熔斷，外圍基體被燒焦；迎彈面斷裂的纖維由于前面板的約束，無法自由反向回彈，只在彈孔區(qū)域觀察到少量的回彈纖維；背彈面侵徹區(qū)材料出現(xiàn)小量的橫向位移。從第2 層、第3 層聚乙烯板的破壞形貌得到，隨著彈體侵徹速度的降低，侵徹區(qū)纖維破壞模式中拉伸斷裂占比增加，由于彈體初速較高，纖維的剪切斷裂仍占主導。前3 層聚乙烯板侵徹區(qū)橫向變形逐步增大，靶板面內變形范圍逐漸增大，各層聚乙烯板表面均出現(xiàn)少量“井字形”纖維面內收縮；侵徹區(qū)外靶板幾無變形，側面無褶皺及層間脫膠。第4 層聚乙烯板破壞模式主要為纖維的拉伸破壞，靶板迎彈面面內變形范圍進一步增大，侵徹區(qū)及側面出現(xiàn)一定程度的褶皺變形，背彈面產(chǎn)生較大橫向位移，出現(xiàn)錐形鼓包凸起，變形范圍為105 mm×95 mm×23 mm。彈體與4 層聚乙烯板侵徹區(qū)纖維摩擦劇烈，導致纖維熔斷且端部較粗糙，呈現(xiàn)較大程度的原纖化現(xiàn)象。

工況2 中第3、4 層聚乙烯板與工況1 中的有較大差別，由于芯層與后面板間存在間隙，靶板橫向位移無約束，工況2 中第3、4 層聚乙烯板面內變形范圍明顯大于工況1 中的；靶板迎彈面均出現(xiàn)整體的方形面內凹陷及“井字形”纖維面內收縮，背彈面均產(chǎn)生較大橫向位移，出現(xiàn)方形鼓包凸起，側面未發(fā)現(xiàn)明顯層間脫膠和基體碎裂。工況2 中第4 層聚乙烯板變形范圍為110 mm×108 mm×25 mm，橫向位移較工況1 中的大。

工況3 中第1 層聚乙烯板與工況1、2 中的差別較大，由于芯層與前面板間存在間隙，迎彈面撞擊區(qū)域斷裂纖維可自由反向回彈，纖維呈方形外翻，變形范圍為75 mm×73 mm。前2 層聚乙烯板以剪切破壞為主，后2 層聚乙烯板以拉伸破壞為主，均存在不同程度的橫向變形，其中第3、4 層聚乙烯板變形范圍較工況2 中的進一步增大。第4 層聚乙烯板迎彈面由于纖維面內收縮嚴重，出現(xiàn)明顯的褶皺變形，背彈面變形達到115 mm×116 mm×29 mm，纖維斷裂面平整，出現(xiàn)原纖化現(xiàn)象。

3.3 后面板的破壞

彈體穿透芯層后，沖擊動能部分轉化為聚乙烯板材料的動能，繼續(xù)侵徹后鋼板，圖7 給出了背板的側面變形形貌，鋼板面內變形分別為95 mm×100 mm、107 mm×110 mm、109 mm×112 mm。

圖7 后面板破壞形貌Fig.7 Failure morphologies of rear panels

由于各工況中第4 層聚乙烯板的橫向位移均大于20 mm，因此背板均受到芯層變形后的擠壓。工況1 中芯層與后面板無間隙，芯層背板的擠壓作用較明顯，鋼板背彈面被擊穿后隆起變形較大，變形區(qū)域材料出現(xiàn)清晰的撕裂裂紋。工況2、3 中背板變形差別不大，背彈面撞擊區(qū)材料有細微裂紋。根據(jù)工況3 中背板背彈面破口形狀，認為彈體在沖擊靶板時出現(xiàn)傾角。

3.4 抗侵徹機理分析

高速鈍頭彈侵徹中厚鈦合金板，鈦合金材料在高應變速率下變形時，對剪切應變較敏感，同時變形產(chǎn)生的熱量無法及時擴散，導致侵徹區(qū)材料發(fā)生局部熱失穩(wěn)，因此鈦合金板主要破壞模式為絕熱剪切破壞，靶板穿孔表面出現(xiàn)碎片崩落現(xiàn)象；彈體受到強動載荷作用，出現(xiàn)墩粗變形并且碎裂，攜帶前面板結構破片形成高速破片群。

高速破片侵徹聚乙烯板的過程可分為3 個階段，分別為開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形。當前面板與芯層無間隙時，彈體接觸前面板形成壓縮應力波，經(jīng)前面板?聚乙烯板界面透射向前傳播（沿聚乙烯板厚度方向），成為聚乙烯板的入射應力波；當前面板與芯層存在間隙時，壓縮波無法傳播至聚乙烯板，彈體穿透前面板后的高速破片群引起聚乙烯板中的初始應力波。當前面板與芯層存在間隙時，彈體侵徹前面板后形成的破片群具有一定的初始飛散角，侵徹聚乙烯板時擴大了撞擊范圍，分散了破片侵徹動能。

（1）開坑壓縮階段：彈體最初接觸靶板的速度高于壓縮波的傳播速度，彈體緊隨前驅壓縮波向前侵徹運動；聚乙烯板材料的動態(tài)壓縮強度遠低于彈體與聚乙烯板接觸面的壓縮應力，造成聚乙烯板纖維材料的破壞，引起聚乙烯板變形失效。前面板與芯層無間隙時，由于前面板的約束，聚乙烯板迎彈面彈孔四周斷裂的纖維無法反向噴出，當間隙足夠大時，迎彈面被破壞的纖維和基體可自由反向回彈。

（2）剪切壓縮階段：“接觸區(qū)”與“協(xié)變區(qū)”聚乙烯板材料存在的速度梯度，是聚乙烯纖維材料出現(xiàn)剪切破壞的直接原因；隨著侵徹的深入，彈體速度降低，壓縮波先于彈體向前傳播至聚乙烯板背面；當芯層與后面板存在間隙時，由于空氣波阻抗較低，壓縮波經(jīng)聚乙烯板背面反射形成拉伸波，其強度與壓縮波基本一致，拉伸波反向傳播（朝彈體侵徹反方向），當反射拉伸波傳播至彈靶接觸面時，剪切壓縮階段結束；當芯層與后面板無間隙時，由于鋼板波阻抗較高，壓縮波經(jīng)聚乙烯板-后面板界面透射后向前傳播，經(jīng)后面板背面反射形成拉伸波，反射拉伸波反向（朝彈體侵徹反方向）傳播至聚乙烯板-后面板界面，經(jīng)透射后形成拉伸波，當拉伸波傳播至彈靶接觸面時，剪切壓縮階段結束。以上兩者反射拉伸波強度存在較大差異，因此當芯層與后面板無間隙時，破片對芯層的剪切作用時間更長。

（3）拉伸變形階段：當芯層與后面板無間隙時，聚乙烯板背彈面纖維材料破壞形成的“動態(tài)變形錐”無法自由發(fā)展；當芯層與后面板存在間隙時，“動態(tài)變形錐”存在可發(fā)展空間；當間隙足夠大時，變形錐區(qū)域纖維達到極限變形狀態(tài)，纖維的拉伸性能得以較好發(fā)揮。

彈體穿透芯層后，攜帶纖維沖塞塊繼續(xù)侵徹后面板直至貫穿靶板。當芯層與后面板無間隙時，后面板受芯層背板擠壓，出現(xiàn)大撓度隆起變形；當芯層與后面板存在足夠間隙時，后面板不受芯層背板擠壓，結構變形較小，同時彈體受“動態(tài)變形錐”影響，撞擊后面板時可能出現(xiàn)一定的傾角。

由表2 可知，結構III 中彈體的剩余速度低于結構II 中的，結構III 的面密度吸能大于結構II 的。觀察圖6 結合理論分析認為，前面板與芯層間隙的存在使彈體侵徹前面板后形成的破片群具有一定的初始飛散角，侵徹聚乙烯板時擴大了撞擊范圍且破片質量分布具有隨機性，分散了破片侵徹動能，有利于提高復合結構的抗彈性能；結構II 中彈體剩余速度高于結構I 中的，但由于結構II 中彈體初始速度較高且整體面密度較小，因此計算得到結構II 的面密度吸能大于結構I 的，原因是芯層與后面板間隙的存在，“動態(tài)變形錐”存在可發(fā)展空間，纖維的拉伸性能得以較好發(fā)揮，復合裝甲結構的抗彈性能得以提高。綜上所述，3 種結構的抗侵徹性能排序為：前后間隙式最強，后間隙式次之，無間隙式最弱。

4 結 論

以高強聚乙烯纖維增強復合材料層合板為抗彈芯層，以鈦合金為前面板、船用鋼為后面板，設計了3 種夾芯式復合裝甲結構。為研究不同裝甲結構在55 g 圓柱體彈高速沖擊下的抗彈性能及破壞機理，開展了系列彈道實驗，得到以下主要結論：（1）鈦合金靶板的破壞模式為剪切沖塞破壞，穿孔表面出現(xiàn)碎片崩落現(xiàn)象；鋼背板出現(xiàn)撕裂裂紋及局部隆起，在無間隙式結構中尤為明顯。（2）聚乙烯板纖維呈現(xiàn)剪切、拉伸破壞，侵徹區(qū)存在纖維面內收縮、橫向變形。無間隙式結構中，聚乙烯背板背彈面出現(xiàn)錐形鼓包凸起；后間隙式及前后間隙式結構中，聚乙烯背板背彈面出現(xiàn)方形鼓包凸起；前后間隙式結構中，聚乙烯前面板迎彈面纖維呈方形外翻。（3）前面板與芯層間隙的存在使彈體侵徹前面板后形成的破片群具有一定的初始飛散角，分散了破片侵徹動能，削減了破片的侵徹能力；芯層與后面板間隙的存在使“動態(tài)變形錐”存在可發(fā)展空間，發(fā)揮了聚乙烯板的抗彈性能。（4）相同載荷沖擊下，前后間隙式結構的抗侵徹性能最強，后間隙式結構的抗侵徹性能次之，無間隙式結構的抗侵徹性能最弱。

本文得到的結論可為艦船艙壁設置鈦合金/聚乙烯/鋼組合防護結構提供參考，具體的間隙布置應考慮實際艦船骨架結構。