UHMWPE夾芯式復合裝甲抗大質量柱形彈侵徹性能試驗研究

鄭 羽，李 茂，李永清，侯海量，劉雨佳

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

0 引 言

半穿甲反艦導彈戰斗部侵入艦船艙室內部爆炸形成的高速破片質量從零點幾克到數百克不等，速度約為1200～2400 m/s，屬于典型的中高速沖擊問題[1-2]，嚴重威脅著艦船內部重要艙室安全。艦船防護設計中，主要依托艦船現有艙壁結構，結合陶瓷、纖維增強復合材料等的抗彈特點組成復合裝甲結構，以充分發揮各抗彈材料的性能優勢，實現抗彈效能最大化。其中，以低密度、高比強度纖維增強復合材料為抗彈芯層組成的復合裝甲結構應用最為廣泛[3-4]。朱錫等[5-6]開展了船用鋼/玻璃纖維增強材料復合裝甲對比試驗，結果表明：同等防護能力下，該復合裝甲結構較單一防彈鋼板減重30%以上。另外，其還指出增大金屬前面板與纖維復合后面板的間隙，有利于提高復合裝甲的抗彈性能。李茂等[7]試驗研究了結構間隙對鋼板/芳綸纖維增強復合材料層合板/鋼板夾芯式復合裝甲結構抗高速彈體侵徹性能的影響，發現前面板與夾芯層之間的結構間隙能增加破片飛散角，分散破片動能，降低破片的整體侵徹能力，夾芯層與后面板之間的結構間隙可減緩甚至避免夾芯層對后面板的直接撞擊，有助于充分發揮夾芯層的抗彈能力。徐豫新等[8-9]開展了10 g FSP 高速撞擊不同配置比的鋼/纖維增強復合材料（芳綸或玻纖）/鋼三明治板試驗及數值模擬，指出芳綸板作為夾層材料較玻纖板吸能特性更優，夾層板為疊層結構時的吸能特性較單一結構更優，并且在保持前、后面板總面密度相同的情形下，前面板較厚時有利于整體抗彈性能的提高。Yong等[10]以經濟性和輕型化為優化目標，開展了鋁、鋼等金屬靶與碳纖維、玻璃纖維等層合板復合后的抗彈優化設計。

在以上復合裝甲結構的抗侵徹研究中，所防御破片載荷質量大多小于15 g，初速小于1300 m/s，隨著半穿甲反艦導彈突防能力和精確制導技術的發展，其可在鉆艙后距彈藥庫等重要艙室很近距離下爆炸以實現最大程度的毀傷破壞。此時，防護艙壁所面臨破片載荷初速較高（大于1500 m/s）、質量也較大（大于30 g），現有典型的艦用復合裝甲難以抵御該強沖擊載荷侵徹作用，進一步開展復合裝甲結構抗高速大質量柱形彈侵徹性能研究具有重要意義。

本文以高強聚乙烯層合板（以下簡稱UHMWPE層合板）為抗彈芯層，船用鋼為前、后面板，氣凝膠氈為前、后隔溫層，設計了UHMWPE 夾芯式復合裝甲結構，采用40 g圓柱形35CrMnSiA 高強合金彈體模擬戰斗部爆炸破片，開展復合裝甲結構抗高速彈體侵徹性能彈道實驗，分析了各層結構的破壞模式，闡明了抗侵徹機理。

1 試驗設計

試驗用彈體為40 g的圓柱形彈，彈體長度為40 mm，直徑為12.8 mm，如圖1（a）所示，由35CrMnSiA 合金鋼加工而成，該型鋼材為常用的戰斗部殼體材料。密度為7850 kg/m3，拉伸強度≥1620 MPa，屈服強度≥1275 MPa，斷面收縮率≥40%，沖擊韌性值≥80 J/cm2，硬度為241 HB。

圖1 試驗用彈體和彈托及試驗靶板布置Fig.1 Experimental projectile and sabot and experimental setup of target plate

試驗設計制作的高強聚乙烯纖維增強復合裝甲結構為夾芯式復合裝甲結構，其前、后面板是厚度分別為5 mm、10 mm的船用921A鋼板[11]，平面尺寸均為400 mm×400 mm，抗彈芯層選用上海斯瑞有限責任公司生產的UHMWPE 層合板，平面尺寸均為300 mm×300 mm，力學性能參數如表1 所示。考慮到UHMWPE 層合板的熱變形溫度較低，熔點僅約為95℃，為避免戰斗部爆炸產生高溫高壓氣體及發生火災時對其抗彈性能的不利影響，在抗彈芯層前、后兩側設置氣凝膠氈隔溫層[12-13]，厚度均為20 mm，平面尺寸均為400 mm×400 mm，在彈體侵徹復合裝甲過程中，可忽略其強度作用[14]。

表1 UHMWPE層合板的力學參數Tab.1 Parameters of UFRP

針對彈體沖擊速度的不同，設計了抗彈芯層面密度分別約為60 kg/m2、80 kg/m2和100 kg/m2（對應的復合裝甲結構編號分別為U60、U80和U100）的三種夾芯式復合裝甲結構。復合裝甲四周采用G 形夾夾持于固定支座，如圖1（b）所示。圖2為三種抗彈芯層面密度的復合裝甲結構型式示意圖，V0表示彈體入射初速。

圖2 高強聚乙烯纖維增強復合裝甲結構型式Fig.2 Experimental UFRP sandwich armor structures with different area densities of UFRP core

試驗中，根據彈體發射速度的需要，彈體采用彈道炮或二級輕氣炮進行發射，彈托采用三瓣拼接方式、尼龍材質，在彈體著靶侵徹前實現彈、托分離。當采用二級輕氣炮發射時，彈體入射初速由磁感應測速系統測得，圖3 給出了二級輕氣炮系統發射裝置及典型磁感應測速信號。當采用彈道炮發射時，彈體入射初速、剩余速度由通斷靶網測速系統及高速攝影系統測得。

圖3 二級輕氣炮系統試驗布置圖Fig.3 Experimental setup of the two-stage light gas gun system

2 試驗結果

表2給出了試驗工況及彈道沖擊試驗結果。其中，結構U60共進行了5組彈道試驗，彈體入射速度范圍為1280～2280 m/s；結構U80共進行了2組彈道試驗，彈體入射速度分別為1606 m/s和1630 m/s；結構U100進行了1組彈道試驗，彈體入射速度為1890 m/s。

表2 復合裝甲結構抗侵徹性能彈道試驗結果Tab.2 Ballistic experimental results

3 試驗現象及分析

3.1 前面板的破壞

圖4 給出了典型試驗工況下前面板的破壞形貌。由圖可知，從前面板彈孔形狀來看，除試驗工況U60-2 外，其他試驗工況彈體入射姿態較好，為正入射沖擊。前面板破壞模式基本相同，均表現為典型高速鈍頭彈體侵徹薄金屬靶板時所產生的剪切沖塞破壞。區別在于，由于初速不同，彈體侵徹下前面板的穿孔大小和變形程度略有差異。由于金屬堆積前面板的彈孔迎彈面形成翻起唇；彈孔中部粗糙，剪切擠鑿痕跡明顯；背彈面則表現為脆性斷裂，頂部區域材料顯著變薄且產生若干微裂紋；彈孔附近靶材部分泛藍，表明絕熱剪切引起了材料相變。彈孔以外區域，靶材出現小范圍的輕微盤形凹陷變形，呈現出明顯的局部效應。隨著彈體侵徹速度的增加，局部效應更加明顯。特殊的是，在U60-2 試驗中，由于彈體大傾角斜入射，使得彈體穿甲能力大大降低。前面板的穿孔呈近似長方形（見圖4（b）），穿孔附近靶材橫向位移明顯大于正侵徹情形，但整體依然呈現出明顯的局部效應。

圖4 前面板破壞形貌Fig.4 Damaged front plates

圖5 給出了彈體侵徹作用下前面板穿孔尺寸（穿孔最小直徑dpen，單位：mm）的實測數據。可以看出，隨著彈體初速的增加，穿孔直徑近似呈線性關系增大。另外，從U60-3 和U60-4 試驗后收集到的殘余彈體來看，彈體保持較好完整性，不過彈體頭部發生較嚴重的磨蝕，如圖6 所示。經測量收集到的殘余彈體的最大長度分別為29.62 mm 和24.18 mm，質量分別為27.57 g 和21.79 g（分別損失31.08%和45.53%）。

圖5 前面板穿孔尺寸Fig.5 Penetration hole diameter of front plate

圖6 殘余彈體破壞形貌Fig.6 Damage appearance of residual projectile

3.2 隔溫層的破壞

圖7 給出了U60-1 和U60-4 試驗中前、后置隔溫層的破壞形貌。對于前置隔溫層，由于前面板未發生整體大變形，因而仍保持整體完整性，主要產生了局部破壞效應。破口形狀呈圓角矩形，與UHMWPE 層合板破口尺寸相當，約為80 mm×90 mm，遠大于彈體直徑及前面板破口尺寸；對于后置隔溫層，無論是否受到彈體侵徹作用，其都將在UHMWPE層合板背凸鼓包的碰撞擠壓下產生破口，尺寸略小于鼓包尺寸。在彈體穿甲過程中，前、后置隔溫層材料對抗彈性能的影響作用可忽略不計，主要作用是為前面板或UHMWPE層合板提供變形緩沖空間，使其更好地發揮變形吸能能力。

圖7 隔溫層材料破壞形貌Fig.7 Failure pattern of insulation layer

3.3 抗彈芯層的破壞

為觀察各層UHMWPE 層合板的變形破壞及其相互影響，試驗后卸掉夾具將其分開，以觀察分析各層的變形破壞及其相互影響作用。圖8 為U60-1、U60-4、U80-2、U100-1 四種典型工況UHMWPE抗彈芯層的破壞形貌。圖9為UHMWPE 層合板抗彈芯層的剖視圖。由圖可知，彈體高速沖擊抗彈芯層下，第1 層UHMWPE 層合板呈現絕熱剪切破壞，剪切帶產生局部高溫，導致侵徹區纖維熔斷，外圍基體被燒焦，并且隨初速增加，穿孔直徑不斷擴大。由于UHMWPE 層合板為高韌性材料，熔融或斷裂的靶材沿彈孔徑向反向回彈，在迎彈面呈喇叭狀外翻。

圖8 各試驗工況第一層UHMWPE層合板迎彈面及最后一層UHMWPE層合板背彈面破壞形貌Fig.8 Failure pattern of the first layer and last layer UFRP for UFRP sandwich armors

圖9 典型工況下UHMWPE芯層剖視圖Fig.9 Cross-section through the crater of UFRPs for UFRP sandwich armors

另外，隨著彈體穿甲過程中侵徹速度的降低，穿孔尺寸逐漸減小，侵徹區纖維破壞模式中拉伸斷裂占比增加，UHMWPE 層合板的變形破壞范圍逐漸增大，拉伸變形逐漸顯現。從圖中還可以看出，由于靶板邊界未夾持，層合板四周在拉伸作用下發生面內收縮變形和褶皺變形，且彈速越高，邊界變形程度更加嚴重。最終，U60-1 工況中彈體停留在最后一層UHMWPE 層合板，形成邊長約110 mm 的近方形鼓包；U80-2、U100-1工況中彈體剛好處于臨界穿透最后一層UHMWPE層合板狀態，鼓包變形區接近于呈“圓形”；剩余其他工況彈體均穿透抗彈芯層，鼓包變形區近似呈“方形”。

3.4 后面板的破壞

當彈體初速大于UHMWPE 層合板的彈道極限時，將穿透抗彈芯層，并繼續沖擊后面板。圖10 為典型工況中后面板破壞形貌及變形撓度圖。在工況U60-3、U60-4、U60-5 中，彈體最終穿透后面板，彈孔迎彈面可見明顯的擠鑿特征，而背彈面則呈現出拉伸斷裂破壞的特征；在工況U60-1、U80-1、U80-2和U100-1中，當彈速不足以穿透抗彈芯層時，后面板變形模式為局部隆起變形，并且隨著芯層厚度增大，彈體穿甲時間、芯層與后面板間接觸作用時間將不斷延長，使后面板變形撓度增大。

圖10 后面板典型破壞形貌及撓度變形（單位：mm）Fig.10 Deformation profiles and damage appearance of back plates(Unit:mm)

3.5 抗彈性能分析

圖11 給出了彈體侵徹下UHMWPE 夾芯式復合裝甲的抗穿甲能力示意圖，圖中，縱坐標表示每發試驗靶板各組分的累計面密度（由于不考慮隔溫層的強度作用，未計入隔溫層的面密度），橫圖標表示彈體最終停留位置。從圖中可以看出，在1280～1890 m/s的彈體初速范圍內，相同厚度的前面板下，若以彈體剛好穿透抗彈芯層而后面板不受穿甲載荷為防御目標，所需的芯層面密度幾乎與彈體初速成線性關系。

圖11 彈體侵徹下復合裝甲結構防護能力示意Fig.11 The ballistic performance of different composite structures

另外，對比工況U60-1和U60-2可以看出，當彈體不能正入射沖擊目標結構時，其穿甲能力將大大減弱。

3.6 抗侵徹機理分析

彈丸侵徹復合裝甲過程中，除了彈靶相互作用外，前面板、抗彈芯層、后面板也存在相互作用，互相耦合。

3.6.1 彈體侵徹前面板過程

高速鈍頭彈丸貫穿前面板（薄鋼質靶板）過程中，破壞模式以絕熱剪切為主，穿孔周圍伴有小量橫向變形；同時，彈體在強動載作用下鐓粗變形、碎裂，與前面板沖塞形成的二次破片共同繼續侵徹后續結構。在此階段，以前面板的剪切沖塞和局部變形、彈體鐓粗、變形和碎裂等形式耗散部分彈體動能。

3.6.2 彈體侵徹抗彈芯層過程

由于前面板與抗彈芯層被隔溫層分離，前面板中壓縮波不能傳入UHMWPE 層合板，層合板中的初始應力波將由穿透前面板后的破片（殘余彈體、前面板結構碎片等）侵徹撞擊引起。

文獻[7]中將高速破片侵徹較厚芳綸纖維芯層的過程描述為“三階段”過程，即：開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形-貫穿，如圖12 所示。結合本文開展的試驗結果來看，同樣可將彈體侵徹高強聚乙烯抗彈芯層過程分為此“三階段”過程。

圖12 彈體侵徹抗彈芯層過程示意圖Fig.12 Possible mechanisms of target plate subjected to the projectile

不過，與文獻[7]略有不同的是：（1）由于高強聚乙烯纖維熔點僅約為90℃，在彈體侵徹過程中，侵徹區內靶材的變形及彈靶之間的摩擦導致靶材溫度升高，由于熱量來不及向四周傳遞，使彈孔附近發生纖維熔斷破壞；（2）在拉伸變形-貫穿階段，當復合裝甲結構中后置隔熱層較厚、對UHMWPE抗彈芯層背彈面運動無限制時，隨著彈體的持續侵徹，“動態變形錐”錐角將達到極限值，“動態變形錐接觸區”纖維陸續發生拉伸斷裂，直至彈體穿透剩余芯層；但是，當后置隔溫層厚度較小時，在“動態變形錐”錐角未達到極限值時已碰撞后面板，后續彈體繼續侵徹過程中，將推動“動態變形錐”及后面板接觸區共同運動，增強了對“動態變形錐接觸區”芯層的壓縮剪切作用。

結合試驗現象分析可知，若抗彈芯層與后面板的間隙較小，將會影響抗彈芯層和后面板相互作用，使二者的能量耗散機制發生轉變，具體表現在：（1）UHMWPE 抗彈芯層的撞擊作用使后面板開始運動，降低了彈體、后面板之間的相對速度，若彈體速度足以穿透抗彈芯層，則延長了彈體侵徹后面板的時間，這將提高后面板的吸能能力；另一方面，抗彈芯層材料的碰撞作用使得后面板產生預動響應和預應力，不利于其抗彈侵徹；（2）后面板的約束作用限制了抗彈芯層材料的橫向運動，“動態變形錐”的發展也受到限制，使其無法充分發揮其拉伸變形吸能的優勢。

在此階段，高強聚乙烯抗彈芯層的纖維拉伸、斷裂、橫向變形、分層、原纖化、基體破碎和彈體變形為主要耗能方式。

3.6.3 彈體侵徹后面板過程

破片穿透抗彈芯層后，以單枚大質量破片伴隨數枚小質量二次破片的形式進一步侵徹后面板，當破片具有較高速度時，甚至會穿透后面板。若抗彈芯層與后面板間距較小，“動態變形錐”將對后面板發生碰撞擠壓，后面板最終破壞模式伴有局部大撓度變形。

在此過程中，后面板的局部沖塞穿甲、彈坑、裂紋、局部隆起變形和彈體局部碎裂、變形為主要耗能方式。

3.7 復合裝甲結構能量耗散分析

下面選取試驗U60-1、U80-2和U100-1為計算工況，計算在抗彈芯層正好防御或臨界防御彈體沖擊情形下，高強聚乙烯纖維增強復合裝甲結構各層結構的耗能占比。

3.7.1 前面板穿甲破壞耗能

高速桿式彈侵徹金屬薄制前面板時，侵徹過程可分為初始接觸階段、彈體侵入階段、剪切沖塞階段和穿甲破壞階段4個階段[15]。采用文獻[15]理論模型計算前面板穿甲破壞耗能，即

3.7.2 后面板變形耗能

當彈體未能穿透抗彈芯層時，后面板將不會受到彈體的直接穿甲，而承受抗彈芯層對其不斷的碰撞、擠壓作用，使其產生隆起-蝶形變形。考慮到后面板的邊界約束條件為四角點固支，后面板的變形能主要包括：彎曲變形能Ub和拉伸變形能Ue。假設鋼板材料為剛塑性材料，按照V.Mises 屈服準則，可得到后面板變形能的表達式[16]為

式中：W為后面板任一點處的撓度值，是關于后面板微元平面坐標的函數，W=W（x，y）；a、b、和h分別為后面板的長、寬和高。

根據實測試驗中后面板的撓度曲線(見圖10)，采用Matlab數值分析軟件擬合得到后面板的撓度公式，將其代入式（2）～（3），即可得到平板的最終變形能。

彈體初始動能與前面板耗能、后面板變形吸能的差值即為抗彈芯層變形破壞吸能量。

3.7.3 復合裝甲結構能量耗散特性分析

選取U60-1、U80-2 和U100-1 典型工況，不考慮隔溫層材料的抗穿甲能力，得到不同工況下各層結構的吸能大小，如表3所示。

表3 復合裝甲結構各組分吸能數值Tab.3 Energy absorbed by different components of composite structure

從表3 可以看出，隨著彈體速度增大，前面板耗能值及耗能占比增大，但是在彈體速度超過一定數值時，其耗能占比保持不變，約為39.1%；抗彈芯層是吸收彈體及前面板結構碎片動能的主要力量，耗能占比均超過40%，抗彈芯層的選擇對復合裝甲結構整體抗侵徹性能至關重要。隨著芯層厚度增加，使芯層與后面板接觸作用時間延長，進而將增大后面板的耗能和變形撓度，不過經計算后發現，各典型工況下后面板耗能占比均未超過20%。

4 結 論

本文針對不同厚度的UHMWPE 夾芯式復合裝甲結構，開展了抗大質量柱形彈侵徹性能試驗，得到如下主要結論：

（1）前面板的破壞模式為剪切沖塞，隨著彈體初速的增加，穿孔直徑近似呈線性關系增大；彈體侵徹后僅頭部發生較嚴重的磨蝕，完整性保持較好；后面板破壞模式為延性擴孔或碟形變形。

（2）彈體侵徹下UHMWPE 抗彈芯層呈現剪切、拉伸破壞，破壞過程可分為開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形-貫穿3個階段。

（3）UHMWPE夾芯式復合裝甲結構中，在抗彈芯層剛好防御彈體的條件下，前面板耗能占比隨著彈體速度增加而增大，但將趨于穩定；抗彈芯層是吸收彈體及前面板結構碎片動能的主要組分（大于40%），后面板的耗能占比始終相對較小（小于20%）。