李 茂，高圣智，侯海量，李 典，李永清，朱 錫

（1. 海軍研究院，北京 100161；2. 海軍工程大學(xué)艦船與海洋學(xué)院，湖北 武漢 430033）

半穿甲反艦導(dǎo)彈戰(zhàn)斗部對艦船艙室防護(hù)裝甲的近炸作用是一個多毀傷載荷聯(lián)合毀傷問題[1]，其毀傷作用方式及艙室防護(hù)裝甲的毀傷破壞模式/毀傷破壞程度均較單一載荷有較大差別[2-3]，重要艙室防護(hù)裝甲必須考慮破片群侵徹的疊加、累積增強(qiáng)效應(yīng)[4]，以及破片群與爆炸沖擊波的聯(lián)合毀傷增強(qiáng)效應(yīng)[2,5-8]。

針對空爆沖擊波與高速破片群聯(lián)合載荷毀傷作用，基于傳統(tǒng)金屬材料或結(jié)構(gòu)設(shè)計的艦船艙壁裝甲的防護(hù)效能普遍較差、防御效率普遍較低[5-8]。如何利用多層多相介質(zhì)耗散應(yīng)力波的特性[9]充分發(fā)揮各種裝甲材料的優(yōu)點(diǎn)，并依托艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)置綜合性能優(yōu)異的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，是當(dāng)前艦船防護(hù)領(lǐng)域的研究熱點(diǎn)。針對聯(lián)合毀傷載荷的沖擊作用，張成亮等[10]、Li 等[11]提出了鋼質(zhì)前面板、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料抗彈芯層（玻璃纖維、芳綸纖維和高強(qiáng)聚乙烯纖維）、鋼質(zhì)背板組成的的夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)；在此基礎(chǔ)上，侯海量等[12]、Li 等[11]提出，可將抗彈芯層設(shè)計成由高硬度陶瓷及纖維增強(qiáng)復(fù)合材料組成。試驗研究結(jié)果表明，上述夾芯式復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的防護(hù)思想在于：前面板用于抵御沖擊波作用，高硬度陶瓷、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料組合而成的芯層主要用于抵御破片穿甲作用，背板則用于吸收破片及芯層的剩余沖擊動能。

雖然纖維增強(qiáng)復(fù)合材料是一種抗彈性能優(yōu)異的輕質(zhì)裝甲防護(hù)材料，但在艦船裝甲防護(hù)領(lǐng)域，出于毒性、耐火性、耐候性等方面的考慮，其應(yīng)用存在一定限制[13]。除了基于纖維增強(qiáng)復(fù)合材料設(shè)計的復(fù)合裝甲，基于陶瓷和鋼設(shè)計的復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)是另一種較為有效的輕型復(fù)合裝甲。而影響陶瓷/鋼復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能的因素很多，如提高陶瓷材料的背板支撐剛度、高強(qiáng)度黏結(jié)層、施加邊界約束（止裂層、側(cè)向約束）等可有效提高復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能[14]。

本文中利用聚脲涂層簡單便捷的噴涂施工工藝、高延展性等優(yōu)點(diǎn)[15]，將其應(yīng)用于陶瓷材料/均質(zhì)鋼板復(fù)合結(jié)構(gòu)中，作為陶瓷材料的緩沖層和止裂層，設(shè)計一種新型復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，即聚脲涂覆陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，并開展聯(lián)合毀傷載荷作用下復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的毀傷特性實(shí)驗研究。

1 實(shí)驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計及實(shí)施方法

1.1 實(shí)驗?zāi)Ｐ驮O(shè)計

為探討半穿甲戰(zhàn)斗部近炸下艦船重點(diǎn)艙室防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計方法，基于均質(zhì)鋼板（Q235 鋼）、聚脲涂層（PU）和陶瓷材料（SiC 陶瓷），根據(jù)均質(zhì)鋼板和陶瓷層厚度的不同，設(shè)計制作了4 種復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)模型，均為多層多介質(zhì)復(fù)合式結(jié)構(gòu)，如表1 所示，其中，C1 為夾芯式結(jié)構(gòu)，C2、C3 和C4 均為層合式結(jié)構(gòu)，其設(shè)計思想為：利用陶瓷材料作為抗彈層，以碎裂、磨蝕和鈍化彈體，利用鋼板基板阻攔陶瓷碎片和殘余彈體，利用聚脲涂層作為止裂層和緩沖層，以約束陶瓷面板、防止其崩濺，并提高復(fù)合裝甲的整體性。

表1 模型結(jié)構(gòu)組成Table 1 Structures of experimental models

復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)靶板的復(fù)合程序為：在鋼質(zhì)基板表面涂覆XPM（為增強(qiáng)聚脲涂料與金屬底板之間粘附力的底膠），隨后噴涂一定厚度的聚脲涂層，待固化后，利用AB 膠將陶瓷塊粘貼于涂層表面，最后，在靶板整個區(qū)域噴涂聚脲涂層至陶瓷表面的涂層厚度達(dá)到預(yù)定值（表面盡量平整光滑）。圖1 給出了部分模型實(shí)物。

SiC 陶瓷密度3 150 kg/m3、維氏硬度2 600 kg/mm2、四點(diǎn)彎曲強(qiáng)度（室溫）400 MPa、抗壓強(qiáng)度（室溫）2 800 MPa、彈性模量（室溫）410 GPa、泊松比0.14、斷裂韌性4.6 MPa·m1/2。Q235 鋼密度7 850 kg/m3、泊松比0.3、彈性模量210 GPa、屈服強(qiáng)度235 MPa、抗拉強(qiáng)度400～490 MPa、失效應(yīng)變22%。聚脲涂層密度1 080 kg/m3、凝膠時間3～6 s、表干時間6～9 s、邵氏硬度（60±1）HD、拉伸強(qiáng)度23.7 MPa、伸長率162%、金屬-XPM 粘附力13.2 MPa。由于AB 粘膠層涂覆厚度非常薄，且材料脆弱易碎，因此可忽略其強(qiáng)度作用。

圖1 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)實(shí)物Fig. 1 Experimental target plates

1.2 實(shí)驗實(shí)施方法

采用鑄裝TNT 裝藥驅(qū)動預(yù)制破片飛散的方式，模擬戰(zhàn)斗部空中爆炸產(chǎn)生的高速破片群和沖擊波聯(lián)合毀傷載荷。TNT 藥柱名義質(zhì)量200 g、直徑約50 mm、長約65 mm，采用單根電雷管于藥柱尾端引爆。實(shí)驗布置中，盡量使藥柱底面正對靶板平面、藥柱中心與靶板中心位于同一鉛垂線。預(yù)制破片由Q235鋼線切割加工而成，采用膠粘的方式將其緊密粘貼于藥柱底部。單枚預(yù)制破片尺寸為5 mm×5 mm×2.2 mm。藥柱底部破片總數(shù)68 枚（單層布置）、總質(zhì)量28.97 g、單枚質(zhì)量約0.426 g。爆距為334 mm（藥柱底面距靶板迎爆面的垂直距離）。在藥柱下方、靶板上方布置通斷銅絲靶網(wǎng)，測量炸藥爆轟驅(qū)動預(yù)制破片獲得的速度。圖2 給出了預(yù)制破片的布置示意圖。

圖2 實(shí)驗布置照片和示意圖Fig. 2 Photo and schematic of the experimental setup

實(shí)驗中，將靶板夾緊于特制支座（普鋼材質(zhì)）上，模擬固支邊界條件。靶板最大平面尺寸為500 mm×500 mm，中間區(qū)域開300 mm×300 mm 的方形孔（即模型的自由變形區(qū)域）。在4 個模型中，單塊平面尺寸為50 mm×50 mm 的陶瓷塊平整鋪設(shè)在受載區(qū)域內(nèi)（每個模型總計36 塊）。

2 實(shí)驗結(jié)果及分析

2.1 毀傷載荷特性分析

根據(jù)文獻(xiàn)[7]的數(shù)值模擬方法及文獻(xiàn)[16]的理論方法，得到破片著靶總動能理論值和數(shù)值計算值分別為37.16、45.45 kJ。著靶破片的最高速度理論計算值和數(shù)值計算值分別為2 341.94、2 209.70 m/s。

對文獻(xiàn)[7]的數(shù)值計算模型進(jìn)行調(diào)整：以受載平面尺寸為300 mm×300 mm、厚度為4.0 mm（面密度為31.40 kg/m2）的均質(zhì)鋼裝甲為目標(biāo)結(jié)構(gòu)，設(shè)置流體域與目標(biāo)結(jié)構(gòu)之間的耦合，讀取靶板最終的應(yīng)變能（僅形成撓曲大變形，不產(chǎn)生單元失效），將此能量作為作用于本文中防護(hù)結(jié)構(gòu)的沖擊波能量。通過數(shù)值計算得到該值僅1.04 kJ，遠(yuǎn)小于作用于防護(hù)結(jié)構(gòu)的破片動能。

圖3 給出了靶板中線各點(diǎn)沖擊波超壓峰值分布及沖擊波、破片到達(dá)時間的數(shù)值計算結(jié)果，圖中，0 時刻表示裝藥起爆時刻。從圖3 中可以看出，靶板受載區(qū)域內(nèi)各點(diǎn)沖擊波超壓峰值相差不大，中心區(qū)域、邊界附近的峰值相對較大，這與純空爆工況明顯不同。在破片密集作用區(qū)，破片先于沖擊波沖擊靶板，而在密集作用區(qū)外，沖擊波先于破片到達(dá)靶板，但二者最大著靶時間差均小于10 μs?？梢姡破簩_擊波的傳播和強(qiáng)度均有非常大的影響。

圖3 靶板中線各點(diǎn)沖擊波和破片著靶時間及超壓峰值分布圖Fig. 3 Peak overpressure, hitting time of impact wave and fragments distribution of center-line

2.2 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的變形破壞實(shí)驗現(xiàn)象及分析

實(shí)驗中，隨著裝甲結(jié)構(gòu)型式及各組分厚度匹配關(guān)系的不同，靶板的破壞形貌呈現(xiàn)不同特征。圖4～6 中給出了復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)C1、C2、C3 和C4 靶板的變形破壞形貌。圖7 中給出了各靶板中鋼質(zhì)基板、背板的變形撓度輪廓，圖中曲線間斷和獨(dú)立凸起分別表示穿孔和撞擊坑。

2.2.1 前面板的破壞

由圖4 可知，前面板并無明顯的整體彎曲變形，中心區(qū)域材料發(fā)生一定程度的反向隆起，為向前運(yùn)動受到抗彈層阻礙而反向翻轉(zhuǎn)所致（聚脲涂層將陶瓷塊與基板固結(jié)成具有較高剛度的整體，且前面板與抗彈層無間隙）。穿孔呈典型的絕熱剪切破壞，其迎彈面及背彈面均附著唇邊，同時伴有一定程度的擴(kuò)孔；穿孔尺寸和形狀不同，說明破片在飛行過程中伴有翻轉(zhuǎn)運(yùn)動。中心區(qū)域共計6 個穿孔的邊界撕裂連通，從撕裂斷口形貌來看，斷裂始于迎爆面，應(yīng)為反向運(yùn)動導(dǎo)致的穿孔邊界撕裂連通。根據(jù)THOR 公式[4]，中心破片穿透前面板后的余速理論計算值為2 072.08 m/s；前面板整體質(zhì)量損失實(shí)測值為9.32 g，占受載區(qū)域質(zhì)量的1.48%，產(chǎn)生的前面板結(jié)構(gòu)碎片隨破片以較高速度共同作用于抗彈層。

2.2.2 聚脲止裂層的破壞

由于破片速度較高，且聚脲止裂層非常薄，其穿孔尺寸較大；在C1 中，前面板與止裂層無間隙，其穿孔尺寸非常接近；而在C2 ～ C4 中，止裂層承受破片的直接侵徹作用，因而其穿孔較C1 中小。穿孔呈輕微的錐形（背彈面尺寸減小），個別穿孔呈“多角星形”和不明顯破口，這與較厚聚脲材料的彈孔發(fā)生彈性收縮現(xiàn)象顯著不同[17]。由于止裂層非常薄，中心區(qū)域破片穿甲密度大，致使止裂層產(chǎn)生集團(tuán)破口；又由于破片撞擊陶瓷塊后，部分陶瓷碎塊具有反向飛散的運(yùn)動趨勢，使得止裂層產(chǎn)生部分拉伸撕裂連通現(xiàn)象，并出現(xiàn)多條徑向裂紋。在C1 中，由于前面板的限制，止裂層破口及撕裂現(xiàn)象均明顯改觀。止裂層整體仍保持連續(xù)性和平整；當(dāng)基板出現(xiàn)集團(tuán)破口時，由于陶瓷塊掉落，止裂層發(fā)生輕微的凹陷；邊緣區(qū)域則因平整的陶瓷塊碎裂成錯落疊放的碎塊而略微鼓脹。總體上來說，雖然止裂層較薄，基本起到了固定陶瓷塊、防止其崩濺的作用。

圖4 前面板、抗彈層迎爆面變形破壞形貌Fig. 4 Damage appearance of front plate and anti-fragments layer for different configurations

2.2.3 聚脲緩沖層的破壞

緩沖層上雖有大量穿孔，但整體仍保持連續(xù)性和平整；穿孔尺寸明顯小于止裂層，其形狀不規(guī)則，穿孔周邊裂紋呈“多角星形”。在C1 中心區(qū)域，產(chǎn)生一較小集團(tuán)破口。從C1 緩沖層背爆面可以看出，穿孔周邊較大范圍內(nèi)（約5 倍穿孔直徑）發(fā)生底膠失效。4 組實(shí)驗中，緩沖層均與基板完全脫粘；可以推斷：在破片著靶位置附近，緩沖層與基板發(fā)生小范圍脫粘，隨后，破片、陶瓷碎塊及沖擊波傳遞的大量動能使基板向前運(yùn)動，由于基板運(yùn)動方向無阻礙，最終緩沖層與基板完全脫粘。

2.2.4 陶瓷層的破壞

陶瓷層碎裂嚴(yán)重，部分呈粉末狀，其中，中心區(qū)域破片密集度高，沖擊強(qiáng)度大，陶瓷塊碎裂最為嚴(yán)重。在靠近邊界區(qū)域，雖然陶瓷塊僅單個或無破片著靶，但仍碎裂嚴(yán)重。可以推斷：在破片沖擊下，直接受沖擊陶瓷塊及鄰近的陶瓷塊將發(fā)生不同程度的碎裂；同時，在前面板的撞擊或沖擊波作用下，陶瓷塊同樣會因不均勻受力及不平整支撐面產(chǎn)生的彎曲而發(fā)生破裂。在C1、C2 中，由于基板形成集團(tuán)破口，陶瓷碎塊大面積坍塌掉落；而在C3、C4 中，大量陶瓷碎塊堆積在基板表面。背板迎彈面的彈坑內(nèi)及穿孔周邊均殘留有陶瓷粉末，說明陶瓷材料穿透緩沖層，并作用于基板和背板上。

圖5 各結(jié)構(gòu)型式靶板基板、背板變形破壞形貌Fig. 5 Damage appearance of base plate and back plate for different configurations

圖6 各結(jié)構(gòu)型式靶板前面板、基板、背板側(cè)視圖Fig. 6 Side view of front plate, base plate and back plate for different configurations

2.2.5 基板及背板的破壞

破片及陶瓷碎塊繼續(xù)向前運(yùn)動撞擊基板，在基板、背板上產(chǎn)生大量彈坑和穿孔。從圖7 可以看出，各工況中，背板與基板最終并非緊密貼合，越靠近破片密集作用區(qū)，縫隙越大；由于基板運(yùn)動受到背板的阻礙，而背板背爆面自由，其向前運(yùn)動不受限制，在基板傳遞的動能及吸收的彈體動能作用下，將比基板發(fā)生更嚴(yán)重的破壞，而基板的破壞形貌則與陶瓷層厚度及背板支撐剛度有重要關(guān)聯(lián)。

圖7 各實(shí)驗工況鋼質(zhì)基板、背板隆起變形輪廓Fig. 7 Deformation profiles of steel plate in different armor configurations

（1）整體破壞模式

C1 基板和C2 背板的整體破壞模式均為撓曲大變形-沖塞破口-花瓣開裂，其中心大破口最大尺寸分別約114.9、98.3 mm，且均形成6 個尺寸不規(guī)則、翻轉(zhuǎn)程度不一的花瓣，花瓣體最大翻轉(zhuǎn)角度均超過90°。在C2 中，基板因背板的支撐作用而破壞程度較C1 基板和C2 背板有所減輕，整體破壞模式為撓曲大變形-撕裂破口，中心區(qū)域形成一最大尺寸約65.5 mm 的“葫蘆形”撕裂破口；背板整體質(zhì)量減少約9.35 g（占受載區(qū)域材料的1.49%）。在C3 中，背板厚度增加，由于鋼板的彎曲剛度與厚度的平方成正比，致使基板、背板運(yùn)動阻力顯著增加，從而導(dǎo)致破壞程度明顯減輕，最終，整體變形破壞模式均為撓曲大變形，未形成較長的連續(xù)裂紋和集團(tuán)破口。在C4 中，由于陶瓷層厚度加大，其抗侵徹能力提高，基板和背板變形破壞程度最弱。

（2）穿孔破壞模式

基板、背板穿孔大多呈蝶形變形-剪切-花瓣型破壞模式，由于破片尺寸較小，且基板較薄，穿孔花瓣并不明顯。在彈體及陶瓷錐體的撞擊下，基板上形成的隆起變形范圍明顯大于彈體尺寸。部分彈坑處于臨界穿透狀態(tài)，其隆起變形區(qū)發(fā)生形態(tài)各異的拉伸撕裂（與彈體著靶速度方向有關(guān)）。在基板彈坑處，依然在背板上形成彈坑，若基板彈坑較淺，則背板彈坑隆起變形小于背板；若基板彈坑較深或形成穿透性破壞時，則背板彈坑隆起變形大于基板。當(dāng)在背板上形成穿孔時，由于破片侵徹基板后速度大大降低，且破片本身被嚴(yán)重磨蝕，背板穿孔尺寸明顯小于基板。

在外圍區(qū)域，背板上彈坑的隆起高度小于基板。而在中心區(qū)域，由于破片穿甲能力較強(qiáng)，形成的彈坑隆起變形較為明顯，背板上相應(yīng)彈坑的隆起高度及變形范圍均大于基板。另外，密集作用區(qū)中心區(qū)域的彈坑隆起變形高度不及鄰近彈坑。

（3）穿孔數(shù)量及分布

在4 個模型中，總計約64～66 枚破片著靶，表2 為各模型各組分的彈孔、彈坑分布情況。圖8 中給出了C3、C4 靶板中基板、背板上的穿孔及彈坑分布位置，由內(nèi)至外的、由破片群形成的3 條周向閉合虛線分別記作破片環(huán)1、破片環(huán)2 和破片環(huán)3。由表2 和圖8 可知，隨著基板和陶瓷厚度的增加，基板和背板上的穿孔數(shù)量明顯減少。

在C1、C2 中，無論是基板、背板剩余靶材還是收集到的結(jié)構(gòu)破片，其邊緣上均分布有較多彈坑或穿孔：C1 基板破口邊緣可明顯分辨出有11 個穿孔（其余缺陷不易判斷穿透情形），其中較大的2 個結(jié)構(gòu)碎塊邊緣分別分布有7 個、6 個彈坑或穿孔；C2 中基板破口邊緣分布有6 個穿孔和6 個彈坑，背板破口邊緣分布有14 個穿孔和2 個彈坑，背板結(jié)構(gòu)破片邊緣分布有6 個穿孔和1 個彈坑。

表2 各模型各組分穿孔及彈坑統(tǒng)計結(jié)果Table 2 A comparison of perforation and crates on each steel plate of different models

圖8 C3、C4 實(shí)驗工況中鋼質(zhì)基板、背板迎爆面穿孔及彈坑分布Fig. 8 Distribution of perforations and craters on the base plates and back plates in conditions C3 and C4

比較特殊的是C3 和C4。C3 中從破片環(huán)1 向外擴(kuò)展，穿孔和彈坑交錯分布。C4 基板上形成的3 個穿孔中，有1 枚位于破片環(huán)2，另2 處穿孔距離密集作用區(qū)中心較遠(yuǎn)（平面距離分別為43.6、66.9 mm），破片環(huán)1 上的4 枚破片僅產(chǎn)生撞擊凹坑，其中1 個甚至無明顯隆起變形，有2 個彈坑的隆起變形區(qū)發(fā)生不同程度的拉伸撕裂；因基板、背板緊貼布置，這種現(xiàn)象同樣表現(xiàn)在背板上：背板上唯一的穿孔由破片環(huán)2 上的破片引起，另外，破片環(huán)3 上多個彈坑的隆起變形明顯大于破片環(huán)3 以內(nèi)的彈坑。

由于破片密集作用區(qū)中心區(qū)域著靶密度高、形成的穿孔或彈坑間距小，中心區(qū)域靶材運(yùn)動速度最大，隨著距密集作用區(qū)中心距離的增大，著靶破片徑向距離迅速增大，因而，若靶材運(yùn)動速度足夠大，極易以彈坑或穿孔為起裂源形成周向裂紋并撕裂連通形成集團(tuán)破口，如在C1、C2 的基板上，裂紋裂源處及花瓣體前緣均分布有穿孔或彈坑。集團(tuán)破口形成后，裂紋基本以徑向發(fā)展為主；另外，由于著靶破片徑向距離較大，其徑向裂紋發(fā)展阻力要大于周向。裂紋發(fā)展過程中，其尖端應(yīng)力集中，當(dāng)擴(kuò)展至穿孔或彈坑處等宏觀缺陷時發(fā)生卸載，若運(yùn)動速度不高，則裂紋有可能停止發(fā)展，若仍有較大運(yùn)動速度，則以該宏觀缺陷為起裂源，裂紋繼續(xù)發(fā)展，如在C1 基板上，有3 條裂紋終止于彈坑處。由于穿孔或彈坑的局部效應(yīng)非常明顯，當(dāng)宏觀缺陷之間距離較大時，裂紋發(fā)展并無朝穿孔或彈坑定向運(yùn)動的趨勢（如裂紋徑向擴(kuò)展），而當(dāng)該距離較小時，裂紋擴(kuò)展則可能受到宏觀缺陷的“牽引”作用；如在C2 背板上，1 條裂紋的前端為一穿孔，擴(kuò)展路徑上無其他宏觀缺陷，而另幾條小裂紋均終止于彈坑或穿孔處。

在C3、C4 中，可以認(rèn)為復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)達(dá)到了防御單枚最高速度破片侵徹的能力，但仍有較多速度較低的破片穿透背板，與均質(zhì)鋼裝甲的破壞現(xiàn)象顯著不同[9]。這種基板、背板上穿孔和彈坑交錯分布的現(xiàn)象說明，一方面，損傷對陶瓷材料的抗彈性能影響顯著，另一方面，破碎堆積的陶瓷仍具有一定的防護(hù)能力。

2.2.6 破片的破壞

圖9 列出了收集到的殘余陶瓷碎片、結(jié)構(gòu)碎片和預(yù)制破片。在C1 中，收集到的殘余破片大體保持原有形狀，其穿甲面發(fā)生嚴(yán)重磨蝕并普遍泛藍(lán)，部分破片穿甲面粘連前面板結(jié)構(gòu)碎片；破片發(fā)生一定程度翹曲，四周材料形成反侵徹方向的唇邊；另外，少數(shù)破片發(fā)生斷裂。在C1、C2 背板背爆面，分別收集到24、16 枚殘余破片，單枚平均質(zhì)量分別為0.319、0.269 g；相較于C2 中破片直接撞擊陶瓷塊，C1 中破片粘附有前面板結(jié)構(gòu)碎片，相當(dāng)于提高了穿甲能力。增大陶瓷層及基板、背板厚度，破片磨蝕程度及質(zhì)量損失明顯加重。在C3、C4 的背板迎爆面，分別收集到9 枚（其中3 枚的原形已不可明顯辨別）、2 枚殘余破片（均已不可分辨其原形），單枚平均質(zhì)量約0.300、0.259 g。

圖9 收集到的殘余陶瓷碎片、結(jié)構(gòu)碎片和預(yù)制破片F(xiàn)ig. 9 Residual SiC tiles, structure fragments and prefabricated fragments

2.3 復(fù)合裝甲的防護(hù)效能分析

各裝甲結(jié)構(gòu)模型的防護(hù)效能對比結(jié)果如圖10 所示，圖中縱坐標(biāo)表示穿孔數(shù)量，橫坐標(biāo)表示裝甲結(jié)構(gòu)模型各組分的累積面密度。

圖10 防護(hù)裝甲結(jié)構(gòu)各組分的穿孔數(shù)量Fig. 10 Numbers of perforations of each component for different composite armor configurations

文獻(xiàn)[18]采用與本文中相同的藥柱和預(yù)制破片、略有差異的破片布置方式和750 mm 的爆距，開展了聯(lián)合載荷作用下多層間隙式均質(zhì)鋼板結(jié)構(gòu)（Q235 鋼）毀傷特性實(shí)驗（記作C5），其中，從受載面計起，各層鋼板厚度分別為1.76、1.76、0.90 和0.90 mm，相鄰層之間的間距為60 mm，各層鋼板的穿孔數(shù)量分別為69、62、21 和9 枚。本文中的爆距為334 mm，無論是破片穿甲能力還是沖擊波強(qiáng)度均較文獻(xiàn)[18]實(shí)驗中更強(qiáng)。為便于對比，依然將文獻(xiàn)[18]中的結(jié)果列于圖10 中。

從對破片密集作用區(qū)中心區(qū)域的4 枚破片（速度最高）的防御效果來看，在C3 中，分別有3 枚、1 枚穿透基板和背板；可以推斷，在C1 和C2 中，穿透基板和背板的破片數(shù)量不會少于上述數(shù)字；在C4 中，無破片穿透基板，甚至有一枚破片并未引起明顯的隆起變形。從各復(fù)合裝甲模型的穿孔數(shù)量來衡量，防護(hù)效果最好的為C4，最差的為C5；另外，C3 的面密度較C2 增加了23.01%，基板和背板的破片穿透數(shù)量分別減少了4.17%和36.36%，C4 的面密度較C3 增加了8.73%，基板和背板的破片穿透數(shù)量分別減少了86.96%和92.86%。從各復(fù)合裝甲靶板單位面密度防御的破片數(shù)量來衡量，防護(hù)效果最好、最差的仍分別為C4 和C5。

對比C1、C2 的基板可知，在高速破片侵徹下，增加較薄的前面板并不能明顯提高抗彈層的防護(hù)性能。而將0.90 mm 鋼板從C1 中的前面板轉(zhuǎn)換成C2 中的背板，穿透復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的總破片數(shù)略有減少。從耗能模式來看，C2 中該鋼板作為背板，參與基板的協(xié)同變形過程，發(fā)生局部剪切沖塞穿孔、局部撞擊成坑、花瓣開裂、整體撓曲大變形等破壞，其吸能效率遠(yuǎn)高于C1 中前面板的絕熱剪切沖塞耗能；另外，該鋼板作為前面板時，其結(jié)構(gòu)碎片將直接作用于陶瓷層，相當(dāng)于增強(qiáng)了破片侵徹能力。

對比C2～C4 的基板可知，加厚背板并不能使穿透基板的破片數(shù)量顯著減少；若背板較薄，破片穿透抗彈層后仍能輕易穿透背板；加厚抗彈層中SiC 陶瓷1 mm 可使穿透抗彈層的破片數(shù)量顯著減少；可推斷的是，即使C4 中背板厚度為0.90 mm 甚至更薄，穿透背板的破片數(shù)量也不會超過3 枚。對比C1、C4 中的基板可知，相較于在抗彈層前增加0.90 mm 前面板，在抗彈層中增加1 mm SiC 陶瓷可使穿透基板的破片數(shù)量顯著減少。

2.4 多破片侵徹增強(qiáng)效應(yīng)分析

理論上，隨著距密集作用區(qū)中心距離的增大，破片速度降低、飛散角增大，穿甲能力減弱（不考慮著靶姿態(tài)的影響）；如文獻(xiàn)[9]中的4 mm 厚均質(zhì)鋼裝甲，隨著距密集作用區(qū)中心距離的增大，破片穿甲作用呈現(xiàn)出剪切沖塞穿孔（嚴(yán)重的可能發(fā)生集團(tuán)破口）-嵌埋-跳飛的轉(zhuǎn)變。但陶瓷材料不同于鋼板等金屬材料，在破片或沖擊波作用下，陶瓷材料將嚴(yán)重破碎，與之鄰近的陶瓷材料同樣會發(fā)生嚴(yán)重?fù)p傷。

各破片環(huán)上的破片速度著靶時間差非常小，其穿甲陶瓷層過程歷時非常短，由于著靶位置存在一定距離，因而在穿甲陶瓷層過程中相互影響并不嚴(yán)重，但率先著靶的破片對后續(xù)著靶破片的穿甲過程影響較大。例如，假設(shè)破片環(huán)1 上的破片以勻減速過程剛好穿透C3 靶板，則其穿甲陶瓷層歷時僅約1.8 μs，在破片環(huán)1 上的破片著靶后約5 μs，破片環(huán)2 上的破片著靶（數(shù)值計算值）。由于陶瓷材料的應(yīng)力波傳播速度及裂紋擴(kuò)展速度非常高，鄰近區(qū)域的陶瓷材料嚴(yán)重碎裂甚至粉化，同時，基板在傳遞的動能作用下開始運(yùn)動，在與后續(xù)著靶破片穿甲共同作用下，將引起陶瓷層更大范圍、更嚴(yán)重的損傷，如此惡性循環(huán)，陶瓷層成片破碎，極大影響了對后續(xù)著靶破片的防護(hù)能力，顯得破片密集作用區(qū)外圍區(qū)域的著靶破片穿甲能力“更強(qiáng)”。如在C3 中，基板、背板上的穿孔和彈坑交錯分布，在基板上，破片環(huán)1～3 上的破片穿透率（穿透數(shù)量/環(huán)上破片總數(shù)）分別為75.0%、66.7%、50.0%，在背板上，破片環(huán)1～3 上的破片穿透率分別為25.0%、33.3%、35.0%；在C4 中，穿透效果最好的破片位于破片環(huán)2。在距離破片密集作用區(qū)中心較遠(yuǎn)處，加上沖擊波先于破片沖擊引起的陶瓷振動和碎裂等破壞，雖然破片速度低、飛散角大，但從彈坑隆起變形程度來看，破片依然表現(xiàn)出較強(qiáng)的穿甲能力。

2.5 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的結(jié)構(gòu)配置優(yōu)化分析

通過觀察復(fù)合裝甲的破壞實(shí)驗現(xiàn)象，總結(jié)復(fù)合裝甲抗毀傷防護(hù)機(jī)理，并對復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的配置優(yōu)化提供參考，包括如下幾點(diǎn)：

2.5.1 耗能機(jī)制及總體設(shè)計原則

高硬度陶瓷材料、鋼板及聚脲涂層組成的抗彈層是抵御大量高速破片穿甲破壞的主要組分；一方面，陶瓷碎裂，破片翹曲變形、破碎，底膠脫粘，底膠、聚脲材料破壞，以及基板、背板成坑、穿孔、拉伸變形、彎曲變形、撕裂破壞等形式可吸收大量破片動能，另一方面，部分高速破片沖擊動能轉(zhuǎn)化為基板的整體較低速運(yùn)動動能，這大大降低了對背板的沖擊能量密度。

陶瓷復(fù)合裝甲的設(shè)計原則應(yīng)為：針對單破片的侵徹作用，復(fù)合裝甲應(yīng)有足夠的防御能力，而針對密集破片群的沖擊，只要破片不重復(fù)打擊同一位置（戰(zhàn)斗部殼體碎裂后形成的破片一般不會著靶同一位置），若能對陶瓷面板布置形式、約束方式進(jìn)行合理設(shè)計，可實(shí)現(xiàn)在達(dá)到防御單破片侵徹作用的同時，具備防御密集破片群的沖擊能力。

2.5.2 抗彈層的設(shè)計

在沖擊作用下，直接沖擊位置及鄰近區(qū)域的陶瓷材料將嚴(yán)重破碎或損傷，并使基板產(chǎn)生一定的運(yùn)動速度或強(qiáng)烈振動，導(dǎo)致其對后續(xù)著靶破片抗侵徹性能降低，同時，破碎堆積的陶瓷碎塊仍對速度較小、質(zhì)量較小的破片具有一定的防護(hù)能力，這對于防御戰(zhàn)斗部近炸產(chǎn)生的破片群的沖擊非常重要。

在破片侵徹作用下，在保證陶瓷材料具有足夠支撐的條件下，為提高結(jié)構(gòu)的整體防護(hù)性能，增加陶瓷厚度比增加基板厚度效果更佳。

一方面，在沖擊波先于破片沖擊的情形下，陶瓷層前應(yīng)考慮增加隔爆結(jié)構(gòu)，以衰減沖擊波強(qiáng)度并避免沖擊波對陶瓷層產(chǎn)生直接沖擊，同時，隔爆結(jié)構(gòu)應(yīng)有足夠的變形空間，以免對陶瓷層產(chǎn)生撞擊，降低陶瓷塊受損傷的可能。另一方面，為規(guī)避陶瓷材料大范圍連續(xù)碎裂，應(yīng)采用框架結(jié)構(gòu)或格柵結(jié)構(gòu)將陶瓷材料隔離，為其提供較強(qiáng)的局部約束；而一般情形下，破片群并非同時著靶，而是速度較高、質(zhì)量較大的破片率先著靶，若陶瓷材料平面尺寸較大或基板剛度較小，陶瓷材料對支撐面平整度的敏感性及抗多破片沖擊能力不足的缺點(diǎn)將顯現(xiàn)，致使對后續(xù)著靶破片的抗侵徹能力降低，因而在工程應(yīng)用時，應(yīng)優(yōu)選尺寸較小的陶瓷柱或陶瓷球。

2.5.3 背板的設(shè)計

在密集破片群侵徹作用下，基板受到破片及陶瓷碎塊的撞擊，產(chǎn)生大量彈坑、穿孔，同時，即使彈體未能穿透基板，彈道位置仍有可能形成脫離基板的塞塊，為阻攔基板結(jié)構(gòu)碎片、陶瓷碎片等“二次碎片”，防止其對后續(xù)結(jié)構(gòu)或人員的傷害，基板后應(yīng)設(shè)置背板結(jié)構(gòu)。

當(dāng)基板、背板之間無間隙時，基板、背板在彈道位置產(chǎn)生彈坑或穿孔，其吸收的破片動能及沖擊波動能使靶板產(chǎn)生一定的運(yùn)動速度，在運(yùn)動、變形過程中，極易以穿孔或彈坑為起裂源產(chǎn)生裂紋，當(dāng)穿孔或彈坑間距較小時，其極有可能成為裂紋擴(kuò)展路徑，形成貫通的周向裂紋或破口；徑向同樣可能形成裂紋，但由于隨著距破片密集作用區(qū)中心距離的增大，破片著靶密度迅速減小，破片著靶間距增大，相鄰穿孔或彈坑間距逐漸增大，因而徑向裂紋一般不長，當(dāng)然，這也與背板的彎曲剛度密切相關(guān)：當(dāng)背板較厚時，基板彎曲阻力較大，裂紋不易擴(kuò)展，當(dāng)不設(shè)置背板或背板彎曲剛度非常小時，裂紋就會擴(kuò)展形成花瓣開裂破壞。

若抗彈層產(chǎn)生穿透性破壞，較薄的背板極易形成穿孔，較厚的背板則具有一定的抗侵徹性能，因而抗彈層應(yīng)盡量避免形成穿透性破壞；背板應(yīng)有足夠的強(qiáng)度，用以吸收剩余的沖擊動能，背板主要以撓曲大變形和大量的局部撞擊形成凹坑的形式吸能。

2.5.4 止裂層和緩沖層的設(shè)計

陶瓷面板表面應(yīng)設(shè)置止裂層，使得即使陶瓷材料碎裂，仍只能形成堆積而不致崩濺；本實(shí)驗中，涂覆僅1 mm 厚聚脲止裂層，即可有效防止陶瓷碎塊的反侵徹方向飛濺，且聚脲涂層仍保持整體連續(xù)性和完整性；顯然，聚脲涂層止裂層厚度越大，對陶瓷材料的約束效果越好。

鋼板、聚脲涂層、SiC 陶瓷的彈性縱波波速分別為5 172.2、461.5、11 408.7 m/s，從調(diào)節(jié)陶瓷-背板波阻抗關(guān)系來說，聚脲涂層作為緩沖層是比較好的選擇；但在實(shí)驗中觀察到，聚脲緩沖層存在明顯的削弱陶瓷錐體的現(xiàn)象；因而選擇聚脲涂層作為緩沖層時，應(yīng)將厚度控制在較小范圍內(nèi)。

3 結(jié) 論

基于均質(zhì)鋼板、陶瓷材料和聚脲涂層材料，制作了聚脲涂覆陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)靶板，采用裝藥驅(qū)動預(yù)制破片的方法，開展了空爆沖擊波與高速破片群聯(lián)合載荷毀傷作用下聚脲涂覆陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)毀傷特性研究，分析了復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的變形破壞模式，比較了不同結(jié)構(gòu)型式的陶瓷復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的防護(hù)效能，探討了復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的抗毀傷機(jī)理。得到如下結(jié)論：

（1）裝藥驅(qū)動預(yù)制破片近炸下，作用于結(jié)構(gòu)的破片能遠(yuǎn)大于沖擊波能，且裝藥正下方能量密集度非常高，應(yīng)作為防護(hù)結(jié)構(gòu)的主要設(shè)計載荷；

（2）空爆沖擊波與高速破片群聯(lián)合作用下，復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)中，鋼質(zhì)前面板的破壞模式局部為密集剪切沖塞穿孔，在中心區(qū)域多個穿孔邊界撕裂連通，整體并未發(fā)生撓曲大變形；聚脲止裂層、聚脲緩沖層均保持整體完整性，中心區(qū)域形成集團(tuán)破口，分別與陶瓷層和基板完全脫粘；密集破片侵徹下陶瓷層完全碎裂，由于止裂層的約束，陶瓷碎塊未發(fā)生明顯反向、側(cè)向崩濺；

（3）基板、背板上分布有大量撞擊凹坑和穿孔，整體發(fā)生撓曲大變形；在靶板變形、運(yùn)動過程中，極易以彈坑或穿孔為起裂源產(chǎn)生裂紋；當(dāng)基板無支撐時，極易產(chǎn)生花瓣型大破口；當(dāng)存在支撐背板時，基板徑向裂紋不能充分發(fā)展；當(dāng)背板穿孔數(shù)量較多且較薄時，同樣容易形成花瓣型大破口；當(dāng)背板較厚時，其彎曲剛度較大，雖易形成周向裂紋，但徑向裂紋不易發(fā)展；從吸能效率來看，均質(zhì)鋼板布置于基板背爆面明顯優(yōu)于陶瓷層迎爆面；

（4）抗彈層應(yīng)盡量避免形成穿透性破壞；若抗彈層產(chǎn)生穿透性破壞，較薄的背板極易形成穿孔，較厚的背板則具有一定的抗侵徹性能；背板應(yīng)有足夠的強(qiáng)度，用以吸收剩余的沖擊動能、防御破片和阻攔“二次碎片”；

（5）破片撞擊將引起彈道位置及鄰近區(qū)域的陶瓷材料大面積損傷，從而導(dǎo)致即使陶瓷復(fù)合裝甲對破片密集作用區(qū)中心區(qū)域破片（穿甲能力最強(qiáng)）具有足夠的防御能力，中心區(qū)域以外仍有可能形成多個穿孔；因而，應(yīng)對陶瓷層的陶瓷形狀、布置形式、約束方式等進(jìn)行合理設(shè)計，以提高對密集破片群的防御能力；

（6）從防護(hù)效能來看，聚脲-陶瓷-鋼板復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)明顯優(yōu)于多層均質(zhì)鋼裝甲；在保持陶瓷層足夠的支撐剛度的前提下，增加陶瓷厚度較增加背板厚度和前面板厚度能更有效地提高復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的防護(hù)能力。