陳長海，朱 錫，侯海量，沈曉樂，唐 廷

（1.海軍工程大學(xué) 艦船工程系，武漢430033；2.海軍91439部隊(duì) 旅順試驗(yàn)場(chǎng)，遼寧 大連116041）

現(xiàn)代艦船舷側(cè)廣泛采用外設(shè)復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)形式，以盡可能地減小戰(zhàn)斗部的侵深.然而，采用外設(shè)形式的舷側(cè)復(fù)合裝甲在海洋環(huán)境中受干濕交變、溫度變化以及光照的影響，易產(chǎn)生老化現(xiàn)象，從而使復(fù)合裝甲的力學(xué)性能明顯降低[1].文獻(xiàn)[2]針對(duì)艦船舷側(cè)外設(shè)復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)形式，開展了模擬彈道實(shí)驗(yàn)，結(jié)合實(shí)驗(yàn)分析了結(jié)構(gòu)的破壞模式和吸能機(jī)理.相比于文獻(xiàn)[2]中研究的舷側(cè)外設(shè)復(fù)合裝甲，內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲除不易老化外，還能較好地發(fā)揮其抗彈吸能能力，從而提高舷側(cè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的整體抗穿甲性能.

為研究艦船舷側(cè)內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的抗穿甲破壞機(jī)理，并預(yù)測(cè)戰(zhàn)斗部穿透舷側(cè)內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)后的剩余速度，本文以均質(zhì)鋼板后置復(fù)合材料板模擬艦船舷側(cè)內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，結(jié)合低速彈道沖擊試驗(yàn)分析了組合結(jié)構(gòu)靶板的穿甲破壞模式.在此基礎(chǔ)上，得到了球頭彈丸穿透組合結(jié)構(gòu)靶板后的剩余速度的理論預(yù)測(cè)公式，并將理論預(yù)測(cè)剩余速度值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了比較.

1 動(dòng)能穿甲相似理論

考慮到目前半穿甲導(dǎo)彈的攻擊速度在300m/s左右，其彈徑通常是舷側(cè)外板厚度的10倍以上.因此，半穿甲戰(zhàn)斗部對(duì)舷側(cè)結(jié)構(gòu)的動(dòng)能穿甲屬于低速穿甲問題，熱力學(xué)效應(yīng)可忽略不計(jì)，影響穿甲的主要因素是靶板強(qiáng)度和彈體形狀.根據(jù)π定理，在不考慮熱力學(xué)參數(shù)時(shí)，一定彈速v0下，穿甲深度P可表示為[3]

式中，d為彈徑，α為入射角，φ為彈頭錐角，ρ為彈頭曲率半徑，l為彈長，ρ0為靶板材料密度，σy為屈服強(qiáng)度.

如果靶板模型與原型材料相同，彈體形狀和尺寸與原型縮比相似，則由式（1）可知，對(duì)于低速穿甲問題，在靶板材料相同，彈速相等的情況下，穿甲過程（穿深）滿足幾何相似率.

2 試驗(yàn)設(shè)計(jì)與實(shí)施

試驗(yàn)發(fā)射裝置為15mm口徑的滑膛槍，通過火藥推進(jìn).試驗(yàn)裝置示意圖如圖1所示.試驗(yàn)時(shí)靶板四邊被固定在支架上（如圖2），試驗(yàn)中彈丸初速和剩余速度通過布置在靶板前后的兩組測(cè)速靶網(wǎng)測(cè)得（如圖3）.

圖1 試驗(yàn)裝置示意圖

圖2 靶板固定情況

圖3 實(shí)驗(yàn)測(cè)速系統(tǒng)

試驗(yàn)采用彈徑d＝14.9mm的球頭彈，彈丸總長為21.4mm.圖4給出了彈丸的設(shè)計(jì)尺寸和實(shí)物照片.彈體材料為經(jīng)淬火處理的45＃鋼，屈服強(qiáng)度約為355MPa.彈丸初始發(fā)射速度在200～400m/s之間.

圖4 試驗(yàn)彈丸

試驗(yàn)靶板為復(fù)合材料板（FRP）與均質(zhì)鋼板組合形成的靶板（以下簡稱組合靶板），靶板尺寸為350mm×350mm.組合靶板中復(fù)合材料板（以下稱為后置復(fù)合裝甲板）被置于均質(zhì)鋼板（以下稱為前置鋼板）的后面，以模擬艦船舷側(cè)內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲以及艦船的舷側(cè)結(jié)構(gòu).組合靶板中前置鋼板的材料為Q235低碳鋼.后置復(fù)合裝甲板為芳綸纖維平紋織布（T750平紋織布）增強(qiáng)的模壓靶板，模壓溫度為210℃，壓力為3 MPa，基體為聚碳酸酯（PC膜），基體含量在15%～20%范圍內(nèi).前置鋼板與后置復(fù)合裝甲板之間通過環(huán)氧樹脂粘結(jié).T750織布的面密度為460g/cm2，單層厚度為0.65 mm，經(jīng)、緯方向上拉伸斷裂強(qiáng)度均為430.8 MPa.PC膜的面密度為150g/cm2，單層厚度為0.125mm，拉伸斷裂強(qiáng)度為50 MPa.

3 試驗(yàn)結(jié)果及分析

3.1 彈道試驗(yàn)結(jié)果

通過對(duì)試驗(yàn)侵徹過程的觀察表明，彈丸的侵徹為垂直于靶板的正侵徹.表1為彈道試驗(yàn)結(jié)果以及相關(guān)的主要參數(shù).表中，hs為前置鋼板厚度，hc為后置復(fù)合裝甲板的等面密度鋼甲厚度，mp為彈丸質(zhì)量，v0和vr分別為彈丸初速和剩余速度.圖5給出了試驗(yàn)2的侵徹過程.

表1 彈道試驗(yàn)結(jié)果

圖5 試驗(yàn)2的侵徹過程

3.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

組合靶板中前置鋼板的破壞形貌如圖6所示.從圖中可看出，前置鋼板沖擊區(qū)邊緣存在明顯的剪切沖塞痕跡，同時(shí)沖擊區(qū)附近存在一定的塑性變形.由此可得，前置鋼板的主要破壞模式為剪切沖塞破壞.

圖6 試驗(yàn)6前置鋼板破壞形貌

后置復(fù)合裝甲板的破壞形貌如圖7所示.由圖7（a）可看出，后置復(fù)合裝甲板迎彈面沖擊區(qū)絕大部分纖維被拉斷破壞，沖擊區(qū)邊緣幾乎沒有被剪切破壞的纖維，沖擊區(qū)外圍存在少量的橫向變形.而從背面（圖7（b））還可看出，斷裂的纖維出現(xiàn)了較嚴(yán)重的原纖化現(xiàn)象.后置復(fù)合裝甲板由于背面沒有其它結(jié)構(gòu)的限制，同時(shí)前置鋼板降低了彈丸沖擊后置復(fù)合裝甲板時(shí)的速度，從而使得沖擊區(qū)的纖維趨向于拉伸斷裂破壞.

圖7 試驗(yàn)6后置復(fù)合裝甲板的破壞形貌

比較文獻(xiàn)[2]中前置復(fù)合材料板的組合靶板的破壞模式可知，本文試驗(yàn)中前置鋼板的破壞模式與文獻(xiàn)[2]中的鋼質(zhì)背板完全不同，而后置復(fù)合裝甲板的主要破壞模式雖然與文獻(xiàn)[2]中的前置復(fù)合裝甲板相同，但本文中的后置復(fù)合裝甲板迎彈面幾乎沒有出現(xiàn)纖維剪切破壞的現(xiàn)象.由于本文試驗(yàn)中使用的復(fù)合材料板和鋼板的厚度與文獻(xiàn)[2]中的試驗(yàn)均存在較大差別，另外復(fù)合材料板與鋼板之間的粘結(jié)方式也不同，因此不便進(jìn)行抗彈吸能的比較.而相同的厚度和粘結(jié)方式條件下，對(duì)于前置復(fù)合裝甲板的組合靶板和后置復(fù)合裝甲板的組合靶板的抗彈吸能比較將另文給出.本文的主要目的是通過彈道試驗(yàn)分析靶板的破壞模式，在此基礎(chǔ)上得到彈丸穿透后置復(fù)合裝甲板的組合靶板的剩余速度理論預(yù)測(cè)公式，并進(jìn)行試驗(yàn)驗(yàn)證.

4 剩余速度理論預(yù)測(cè)分析模型

通過分析組合靶板前置鋼板和后置復(fù)合裝甲板的破壞模式可知，前置鋼板的破壞模式主要為剪切沖塞破壞，而后置復(fù)合裝甲板的破壞模式為彈丸沖擊區(qū)的纖維拉伸斷裂破壞，后置復(fù)合裝甲板的彈道沖擊響應(yīng)為局部破壞響應(yīng).下面利用能量守恒原理建立彈丸穿透組合結(jié)構(gòu)靶板后的剩余速度計(jì)算公式.

在彈丸侵徹組合結(jié)構(gòu)靶板的過程中會(huì)產(chǎn)生一定的熱能，這顯然是由于彈丸表面與靶板的摩擦效應(yīng)引起的.然而，當(dāng)彈丸低速穿甲時(shí)，對(duì)于薄金屬靶板而言，摩擦耗能占靶板整體耗能的比例很小[4].同樣，對(duì)于纖維增強(qiáng)復(fù)合材料板，在彈丸低速侵徹下，彈丸與靶板之間的摩擦系數(shù)以及彈丸表面壓阻力均較小[5]，這使得彈丸侵徹過程中的摩擦耗能較小并可忽略.因此，在本文的能量分析過程中，假設(shè)彈丸穿透組合結(jié)構(gòu)靶板時(shí)的摩擦耗能（即產(chǎn)生的熱能）很小且可忽略.另外，從圖6可看出，前置鋼板破口周圍存在一定的塑性變形，但其變形程度較小，且由于有后置復(fù)合裝甲板的限制，其變形范圍僅局限于破口附近.因而，前置鋼板破口周圍的塑性變形吸能相對(duì)較小，在本文能量分析中不考慮此部分能量.事實(shí)上，由于前置鋼板破口周圍塑性變形能所占比例較小，在工程估算中可不考慮這部分能量，雖然這樣得到的彈丸剩余速度偏大，但對(duì)于內(nèi)部防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)和評(píng)估是偏于安全的.

通過以上分析，結(jié)合本文對(duì)靶板破壞模式的分析可知，組合結(jié)構(gòu)靶板的總吸能主要包括前置鋼板剪切吸能和失效塊動(dòng)能以及后置復(fù)合裝甲板的吸能3部分.前置鋼板剪切吸能Ws為

式中，d為彈體直徑，hs為前置鋼板厚度，τs為鋼板的剪切屈服強(qiáng)度.假設(shè)鋼板為剛塑性材料，則根據(jù)Von.Mises屈服準(zhǔn)則，有，σy為鋼板的屈服強(qiáng)度.則有：

前置鋼板在彈丸穿透后會(huì)形成失效塊，假設(shè)失效塊的直徑等于彈體直徑，則失效塊的質(zhì)量ms為

彈丸穿透前置鋼板后，失效塊與彈丸一起作用于后置復(fù)合裝甲板.對(duì)于彈丸侵徹后置復(fù)合裝甲板的過程，根據(jù)文獻(xiàn)[6]可認(rèn)為，彈丸在侵徹后置復(fù)合裝甲板的過程中受到的平均壓應(yīng)力σ由復(fù)合材料彈塑性變形所引起的靜態(tài)阻力σe和速度效應(yīng)引起的動(dòng)阻力σd兩部分組成.即：

動(dòng)阻力σd與彈頭的形狀和彈丸速度有關(guān)，可表示為，則有：

式中，ρc為復(fù)合板的密度，β是與彈頭形狀有關(guān)的系數(shù)，對(duì)于球頭彈可取β＝1.5[6]，vc0為彈丸穿透前置鋼板后沖擊后置復(fù)合裝甲板時(shí)的速度.

因此，當(dāng)彈丸侵徹后置復(fù)合裝甲板時(shí)，彈頭表面受到的沿侵徹方向的總阻力為

由此，得到后置復(fù)合裝甲板在彈丸侵徹過程中吸收的沖擊動(dòng)能Wc為

式中，hc為后置復(fù)合裝甲板的厚度.彈丸穿透前置鋼板后，根據(jù)能量守恒原理有：

將Ws代入上式可求得：

將上式vc0代入式（8）即可得到后置復(fù)合裝甲板的吸能Wc.假設(shè)失效塊隨彈丸一起運(yùn)動(dòng)，即失效塊剩余速度與彈丸剩余速度相同.則彈丸和失效塊穿透整個(gè)組合靶板后，組合靶板總吸能Et包括前置鋼板的剪切吸能Ws、后置復(fù)合裝甲板的吸能Wc以及失效塊的動(dòng)能/2，即：

試驗(yàn)結(jié)果表明，彈丸在侵徹過程中沒有發(fā)生明顯的變形，彈體保持為剛體，則彈丸損失的動(dòng)能即組合靶板吸收的總動(dòng)能Et為

將Ws和Wc代入式（11）并與式（12）聯(lián)立，可得到彈丸穿透組合靶板后的剩余速度為

彈丸穿透前置鋼板后沖擊后置復(fù)合裝甲板時(shí)的速度vc0由式（10）計(jì)算得到.利用式（13）對(duì)試驗(yàn)工況下彈丸穿透組合靶板的剩余速度進(jìn)行理論預(yù)測(cè)，結(jié)果如表2所示.理論計(jì)算中前置鋼板σy＝235 MPa，ρs＝7 800kg/m3.后置復(fù)合裝甲板的彈性極限σe通過準(zhǔn)靜態(tài)材料性能試驗(yàn)得到，σe＝570.5 MPa，ρc＝1 600kg/m3.由表2可知，理論預(yù)測(cè)剩余速度值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果吻合較好.應(yīng)該指出的是，本文的預(yù)測(cè)模型中沒有考慮前置鋼板與后置復(fù)合裝甲板之間的相互作用以及兩者之間的粘結(jié)對(duì)組合靶板整體抗彈吸能的影響.另外，由于本文的預(yù)測(cè)模型中未考慮前置鋼板破口周圍塑性變形的吸能，因此，在彈丸初速較低且后置復(fù)合裝甲板相對(duì)較薄的情形下，利用本文理論模型預(yù)測(cè)得到的結(jié)果可能誤差較大.而通過對(duì)剩余速度理論預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較表明，雖然本文的理論分析模型未能完全反映靶板的抗彈吸能機(jī)理以及破壞模式的差異對(duì)靶板吸能的影響，但所用參數(shù)較少，且易于從簡單實(shí)驗(yàn)和測(cè)量中得到，使用方便.考慮到船用鋼板與試驗(yàn)用鋼在常溫下力學(xué)性能的相似性，工程上可利用本文理論預(yù)測(cè)公式對(duì)球頭彈丸穿透組合薄靶板的剩余速度進(jìn)行預(yù)測(cè)和估算，而且可以獲得較滿意的精度.

表2 剩余速度理論預(yù)測(cè)值與實(shí)驗(yàn)結(jié)果的比較

5 結(jié)束語

進(jìn)行了組合薄靶板的低速彈道沖擊試驗(yàn)，分析了組合靶板中前置鋼板和后置復(fù)合裝甲板的破壞模式.在此基礎(chǔ)上，根據(jù)靶板的破壞模式，得到了球頭彈丸低速穿透組合靶板后的剩余速度預(yù)測(cè)公式.通過與彈道試驗(yàn)結(jié)果的比較表明，本文提出的理論預(yù)測(cè)模型具有一定的合理性和較高的準(zhǔn)確性，而且計(jì)算簡單、方便，所涉及的參數(shù)較少，適合于工程應(yīng)用.

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