結(jié)構(gòu)間隙對芳綸纖維增強復合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能的影響

李茂， 侯海量， 朱錫， 黃曉明， 李典， 陳長海， 胡年明

(1.海軍工程大學 艦船工程系， 湖北 武漢 430033； 2.91189部隊， 江蘇 連云港 222041)

結(jié)構(gòu)間隙對芳綸纖維增強復合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能的影響

李茂1， 侯海量1， 朱錫1， 黃曉明2， 李典1， 陳長海1， 胡年明1

(1.海軍工程大學 艦船工程系， 湖北 武漢 430033； 2.91189部隊， 江蘇 連云港 222041)

采用由5 mm厚的前置鋼板、60 kg/m2面密度的芳綸纖維增強復合材料層合板抗彈芯層、10 mm厚的后置鋼板構(gòu)成的夾芯式復合裝甲結(jié)構(gòu)，模擬艦船舷側(cè)復合夾芯艙壁結(jié)構(gòu)。根據(jù)面板與芯層間有無50 mm的間隙，將復合裝甲結(jié)構(gòu)分為無間隙式、后間隙式、前后間隙式3種結(jié)構(gòu)型式。開展了復合裝甲結(jié)構(gòu)在質(zhì)量40 g、最高初速約為1 630 m/s的高速圓柱體彈丸沖擊下的抗侵徹性能實驗，提出了鋼質(zhì)面板和芳綸纖維增強復合材料層合板芯層的破壞模式，研究了復合裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹機理，對比分析了同一穿甲載荷沖擊下3種復合裝甲結(jié)構(gòu)的抗彈性能。結(jié)果表明：前置面板的破壞模式主要為剪切沖塞；面板與芯層之間的間隙對芳綸纖維增強復合材料板的破壞模式及鋼質(zhì)背板的變形量影響較大、對前置面板影響較?。煌淮┘纵d荷沖擊下，間距的存在有利于復合裝甲結(jié)構(gòu)綜合抗侵徹性能的提高。

兵器科學與技術(shù)； 復合裝甲結(jié)構(gòu)； 結(jié)構(gòu)間隙； 芳綸纖維增強復合材料； 高速彈丸； 實驗研究

Abstract: Three different composite armor systems with 50 mm width or no interspace between different parts were designed to simulate sandwich bulkhead, in which 5 mm-thick steel plate and 10 mm-thick steel plate are used as front and back plates, respectively, and the para-aramid fiber-reinforced plate (AFRP) with areal density of about 60 kg/m2is used as sandwich core. Ballistic experiments are carried out to study the anti-penetration performance of the three para-aramid fiber-reinforced composite armor systems subjected to normal impact by 40 g cylindrical fragments at about 1 630 m/s. The failure modes of surface plate and sandwich core of the composite armor system are presented, the anti-penetration mechanisms of the composite armor systems are analyzed, and the anti-penetration performances of the three composite armor systems are compared. The experimental results show that interspace between different parts has significant effect on the failure modes of AFRP and anti-penetration performance of composite armor system.

Key words: ordnance science and technology； composite armor system； structural interspace； para-aramid fiber-reinforced plate； high-velocity fragment； experimental research

0 引言

半穿甲導彈戰(zhàn)斗部爆炸后，戰(zhàn)斗部殼體在爆轟產(chǎn)物作用下將發(fā)生膨脹和破裂，形成大量大小不一、形狀不一的高速破片。艦船一般依托其內(nèi)部艙壁設(shè)置復合裝甲結(jié)構(gòu)，以抵御高速破片的穿甲作用，其防護要求通常是抵御某一防護等級的高速破片，使其彈速降為0.

纖維增強復合材料(FRC)因其低密度、高比強度、高比剛度等優(yōu)異性能，廣泛應用于兵器、航空航天、防護工程和交通運輸?shù)阮I(lǐng)域。目前，針對均質(zhì)鋼板[1-2]和單一FRC[3-11]抗侵徹的研究較多，包括大量的實驗研究、數(shù)值仿真以及基于實驗的半經(jīng)驗簡化理論推導。FRC具有較好的動能吸收性能，且無“二次殺傷效應”，如何應用FRC，并依托艙壁結(jié)構(gòu)設(shè)置復合裝甲結(jié)構(gòu)，已成為當前艦船防護領(lǐng)域的研究熱點，目前國內(nèi)外已有少量的報道。朱錫等[12]設(shè)計了由前置C型鋼板和FRC板組成的復合裝甲結(jié)構(gòu)，并開展了抗7.62 mm步槍普通鋼芯尖頭彈侵徹性能實驗研究，認為前置C型鋼板與FRC板之間的間隙有利于提高組合靶板的綜合抗彈能力。陳長海等[13]進行了球頭彈低速沖擊彈道實驗，認為前置均質(zhì)鋼板/后置復合材料板組合結(jié)構(gòu)中的復合材料板能夠充分發(fā)揮抗彈性能，其抗彈性能優(yōu)于前置復合材料板/后置均質(zhì)鋼板組合結(jié)構(gòu)。徐豫新等[14]開展了10 g破片模擬彈丸高速撞擊不同芯層材料和配置比的三明治板實驗研究，認為芳綸板作夾層材料的三明治板的吸能特性更優(yōu)，在一定范圍內(nèi)，三明治板的比吸能隨夾層板厚度的增加呈指數(shù)規(guī)律遞增。Masta等[15]對于31.6 mm厚鋁合金板是否前后包裹總厚為11.7 mm Dyneema聚乙烯，設(shè)計了4種結(jié)構(gòu)模型，開展了其在12.7 mm球形彈高速沖擊下的抗侵徹性能及防護機理實驗研究，認為后包裹式結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能最優(yōu)。侯海量等[16]、李典等[17]設(shè)計了芯層材料不同的夾芯式復合抗爆艙壁結(jié)構(gòu)，開展了預制破片裝藥近炸條件下結(jié)構(gòu)的破壞效應實驗研究，認為前面板應避免發(fā)生沖剪式破壞、與抗彈芯層之間應留有足夠間距、抗彈層應避免穿透性破壞且背板應有足夠的強度。

本文以芳綸纖維增強復合材料層合板為抗彈層，以船用鋼為前、后面板，設(shè)計了夾芯式復合裝甲結(jié)構(gòu)，根據(jù)抗彈層與前面板、后面板之間有無50 mm間隙，將復合裝甲結(jié)構(gòu)分為無間隙式、后間隙式和前后間隙式3種不同的結(jié)構(gòu)型式，采用戰(zhàn)斗部破片模擬彈丸，開展復合裝甲結(jié)構(gòu)抗侵徹性能彈道實驗。

1 實驗設(shè)計

1.1 彈靶系統(tǒng)

實驗用彈丸質(zhì)量為40 g的圓柱形彈，彈體長度18.0 mm、直徑19.0 mm，由特殊熱處理后的35CrMnSiA合金鋼加工而成，模擬自然破片導彈戰(zhàn)斗部爆炸產(chǎn)生的破片。彈丸材料密度為7 850 kg/m3，拉伸強度≥1 620 MPa，屈服強度≥1 275 MPa，斷面收縮率≥40%，沖擊韌性值≥80 J/cm2，硬度為241 HB.

所設(shè)計制作的芳綸纖維增強復合裝甲為由前面板、抗彈芯層和后面板組成的夾芯式組合結(jié)構(gòu)，前、后面板分別為5 mm厚和10 mm厚船用鋼板，平面尺寸均為400 mm×400 mm. 抗彈芯層材料由4塊面密度相近的芳綸FRC層合板(以下簡稱為芳綸板)緊密疊放而成，平面尺寸為320 mm×360 mm或320 mm×400 mm，總面密度約為60 kg/m2，在實驗前進行實測。其中，芳綸板的纖維織布為CT736平紋織布，基體材料選用聚碳酸酯(PC)，采用1層芳綸CT736纖維織布加1層PC的鋪層方式(1層PC+25層CT736+25層PC)模壓而成，芳綸板含膠量為20%～25%. 芳綸FRC層合板密度為1 250 kg/m3，彈性模量為18.5 GPa，抗拉強度為426 MPa，壓縮強度為570 MPa，延伸率為1.9%. CT736平紋織布及PC膜的力學參數(shù)見表1.

表1 CT736平紋織布及PC膜參數(shù)

針對芳綸纖維增強復合裝甲，為比較不同結(jié)構(gòu)型式對防護裝甲結(jié)構(gòu)的抗彈性能，設(shè)計了3種不同的結(jié)構(gòu)型式，分別為無間隙式結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)Ⅰ)、后間隙式結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)Ⅱ)、前后間隙式結(jié)構(gòu)(結(jié)構(gòu)Ⅲ)；復合裝甲結(jié)構(gòu)被設(shè)置在前、后面板四角處的G形夾牢牢夾緊，如圖1所示，圖中v0為彈丸入射初速。無間隙式結(jié)構(gòu)中，前面板、芯層和后面板緊密自然疊放(無粘結(jié)劑，下同)；后間隙式結(jié)構(gòu)中，前面板與芯層緊密自然疊放，芯層與后面板間距為50 mm(即50 mm的空氣層)，其中間距通過設(shè)置內(nèi)孔邊長為250 mm的隔離件來實現(xiàn)，下同；前后間隙式結(jié)構(gòu)中，前面板與芯層、芯層與后面板間距均為50 mm.

圖1 復合裝甲結(jié)構(gòu)形式及實驗布置Fig.1 Three experimental sandwich armor structures and experimental setup

1.2 彈丸發(fā)射及測試系統(tǒng)

實驗中，彈丸采用37 mm口徑的彈道炮發(fā)射，通過改變發(fā)射藥量來調(diào)整彈丸的拋射速度。彈丸入射初速由錫箔紙測速系統(tǒng)測得，由同樣方法測量彈丸侵徹靶板后的剩余速度，實驗中，彈丸均未擊穿靶板，因此無彈丸余速數(shù)據(jù)。實驗布置如圖2所示。

圖2 彈道實驗布置圖Fig.2 Schematic diagram of experimental setup

2 實驗結(jié)果

彈道實驗共進行7組，彈丸速度由測速系統(tǒng)直接讀出，每發(fā)均得到有效數(shù)據(jù)。其中，結(jié)構(gòu)Ⅰ共進行5組有效彈道實驗，彈丸入射速度范圍為1 538～1 643 m/s，結(jié)構(gòu)Ⅱ和結(jié)構(gòu)Ⅲ的彈丸入射速度分別為1 620 m/s和1 634 m/s. 表2給出了7組彈道實驗的主要彈靶特征參數(shù)以及芯層、背板的破壞情況。

3 實驗現(xiàn)象及分析

3.1 前面板的破壞

3種復合防護裝甲結(jié)構(gòu)中，與前面板直接接觸的材料有芳綸板(結(jié)構(gòu)Ⅰ，結(jié)構(gòu)Ⅱ)和空氣(結(jié)構(gòu)Ⅲ)兩種，彈丸初速范圍為1 538～1 643 m/s. 從實驗結(jié)果來看，彈丸貫穿前面板后的變形破壞模式基本相同，為典型的高速鈍頭彈丸侵徹中厚鋼靶板問題，如圖3所示。

表2 彈道實驗結(jié)果

圖3 實驗Ⅱ-1前面板破壞形貌(v0=1 620 m/s)Fig.3 Damaged front plates in Test Ⅱ-1 (v0=1 620 m/s)

從前面板彈孔形狀來看，彈丸入射姿態(tài)較好，可認為是正入射沖擊，實驗Ⅱ-1彈孔直徑約為27.8 mm. 在前面板的彈孔迎彈面可觀察到明顯的剪切擠鑿痕跡；背彈面則表現(xiàn)為脆性斷裂，頂部區(qū)域材料顯著變薄且產(chǎn)生了若干微裂紋；彈孔附近靶材部分泛藍，說明絕熱剪切引起了相變；彈孔以外區(qū)域，靶材出現(xiàn)小范圍的輕微盤形凹陷變形，并無大范圍的橫向位移，呈現(xiàn)出明顯的局部效應。

實驗Ⅲ-1與實驗Ⅱ-1相比，雖然芳綸板與前面板緊密貼合，但芳綸板的剛度較小，不足以對前面板的變形產(chǎn)生很大約束，因此兩組實驗中前面板的破壞模式幾無差異。

從后續(xù)結(jié)構(gòu)中收集到的殘余破片來看，在彈丸高速撞擊前面板的過程中，由于強動載作用，彈丸發(fā)生了嚴重碎裂和變形，實驗后收集到的彈丸碎塊最大質(zhì)量僅為2.67 g. 彈丸碎塊與前面板結(jié)構(gòu)碎片繼續(xù)侵徹芳綸板芯層，其對芳綸板芯層的侵徹能力較完整的大質(zhì)量彈丸減弱。

3.2 抗彈層的破壞

彈丸侵徹復合裝甲的過程中，除了彈靶相互作用外，前面板、芳綸板和背板也相互作用、互相耦合，其整體抗彈性能的影響因素較多，分析難度較大。實驗后卸掉夾具，將疊放在一起的各層芳綸板分開，以觀察各層的變形破壞及其相互影響。圖4給出了各層芳綸板的破壞形貌，清晰地展示了各層靶板的破壞模式的轉(zhuǎn)變。圖4中，纖維上附著的黑色物質(zhì)為火藥燃燒產(chǎn)物。如前所述，芳綸板芯層的穿甲載荷為鐓粗碎裂的殘余彈丸及大量小質(zhì)量的彈丸碎塊與前面板結(jié)構(gòu)碎片，當前面板與芳綸板芯層間隙加大時，由于破片存在較小的初始飛散角，其對芯層的作用范圍加大，使芳綸板表現(xiàn)出不同的破壞模式。從整體破壞形貌來看，結(jié)構(gòu)Ⅰ的5組實驗中芳綸板的變形破壞模式基本相同，結(jié)構(gòu)Ⅰ與結(jié)構(gòu)Ⅱ的前3層芳綸板破壞模式基本相同，結(jié)構(gòu)Ⅲ則與前二者差別較大。從中可以看出，由于穿甲載荷包含大量密集的小質(zhì)量破片，3種結(jié)構(gòu)的芳綸板芯層的破壞模式與典型的單一芳綸材料受高速大質(zhì)量彈丸沖擊情形有較大區(qū)別。下面以實驗Ⅰ-5、實驗Ⅱ-1、實驗Ⅲ-1為比較對象，對各層芳綸板的破壞模式進行分析。

圖4 芳綸板芯層破壞形貌Fig.4 Damaged Twaron laminates

在實驗Ⅰ-5中，從第1層芳綸板迎彈面可以看出：侵徹區(qū)直徑約為29.5 mm，與前面板彈孔尺寸相當；由于彈丸貫穿前面板時的絕熱剪切效應使前面板穿孔附近靶材帶有局部高溫，使得與之相接觸的芳綸板侵徹區(qū)外圍基體有被燒焦的現(xiàn)象；另外，由于前面板的約束，迎彈面斷裂纖維的反向回彈受到限制，被破壞的纖維和碎裂基體依然可沿彈孔反向噴出；從背彈面可看出，侵徹區(qū)絕大部分纖維呈剪切破壞，有小量的橫向變形。從第2層、第3層芳綸板的破壞形貌可知，隨著彈丸及前面板結(jié)構(gòu)破片速度的降低，侵徹區(qū)內(nèi)剪切破壞的纖維占比減小、拉伸斷裂的纖維占比增加，第3層芳綸板的背彈面纖維以拉伸斷裂為主。前3層芳綸板的侵徹區(qū)橫向變形逐漸增大，侵徹區(qū)以外的靶板則幾乎沒有變形，各層芳綸板表面均存在延伸長度較短的“十字正交形”基體脫粘帶；芳綸板側(cè)面無褶皺及邊界脫層現(xiàn)象。第4層芳綸板侵徹區(qū)纖維呈現(xiàn)出明顯的拉伸斷裂現(xiàn)象，背彈面纖維呈放射狀大量噴出，覆蓋了芳綸板近1/3的面積，由于背板的限制，纖維緊貼芯層背彈面；在迎彈面和背彈面均可收集大量破片(主要分布在背彈面)，其基本附著在芳綸纖維上，未找到完整彈丸；側(cè)面有輕微的分層。4層芳綸板中斷裂的纖維端部較粗糙，均出現(xiàn)較大程度的原纖化現(xiàn)象。與實驗Ⅰ-5不同，在實驗Ⅱ-1中，由于第4層芳綸板與背板有50 mm間隙，芳綸板橫向變形無約束，纖維噴出外翻程度小于實驗Ⅰ-5，而從結(jié)構(gòu)Ⅱ中第4塊芳綸板的背彈面可以看出，侵徹區(qū)出現(xiàn)了大面積的分層，伴有褶皺現(xiàn)象，使得層合板面內(nèi)收縮，但邊界未見脫層和基體碎裂現(xiàn)象；彈體侵徹區(qū)周圍產(chǎn)生了較小的整體變形，最大橫向位移小于50 mm的空氣層間隙，可認為第4層芳綸板未對背板產(chǎn)生撞擊。

圖5 背板破壞形貌及隆起變形輪廓Fig.5 Damaged back plate and its deformation profiles

在實驗Ⅲ-1中，從第1層芳綸板迎彈面可看出，迎彈面侵徹區(qū)斷裂的纖維反向回彈，有大量纖維外翻現(xiàn)象，呈“盛放菊花”狀，覆蓋了芳綸板迎彈面約6%的面積。第1層、第2層芳綸板均有一個大于彈徑的穿孔，較實驗Ⅰ-5大，從背彈面可看出，侵徹區(qū)絕大部分纖維呈剪切破壞，有小量橫向變形。隨著彈丸及前面板結(jié)構(gòu)破片速度的降低，第3層芳綸板侵徹區(qū)纖維以拉伸斷裂為主，第2層、第3層芳綸板侵徹區(qū)周圍靶材均存在一定程度的分層現(xiàn)象。第4層芳綸板的破壞程度較實驗Ⅰ-5和實驗Ⅱ-1更為嚴重；有一遠大于彈徑的穿孔，迎彈面彈孔直徑約為57 mm；侵徹區(qū)周圍產(chǎn)生了較大程度的整體變形，迎彈面能觀測到嚴重的褶皺現(xiàn)象；背彈面纖維大量外噴，斷裂纖維端部均有較大程度的原纖化；由于彈道靠近芳綸板側(cè)邊，側(cè)面出現(xiàn)大量分層。4層芳綸板的橫向變形量逐次增大，均分別大于結(jié)構(gòu)Ⅰ和結(jié)構(gòu)Ⅱ的各組實驗。第4層芳綸板最大橫向變形約為62 mm，大于空氣層間隙，可認為第4層芳綸板對背板產(chǎn)生了撞擊。

3.3 背板的破壞

從以上實驗現(xiàn)象來看，芳綸板耗散了大量彈體侵徹動能，此外，部分破片動能轉(zhuǎn)化為芳綸板材料的動能。當破片的速度大于芳綸板的彈道極限時，將穿透抗彈層并繼續(xù)沖擊背板。

圖5給出了背板的典型破壞形貌和變形輪廓。從背板的變形破壞模式來看，3種復合裝甲結(jié)構(gòu)的7組實驗中，全部4塊芳綸板均被貫穿，背板迎彈面均可見大量由破片沖擊而成的撞擊凹坑，類似低速小質(zhì)量破片群對厚靶板的疊加破壞現(xiàn)象[18]，背板有效消除了前面板的“二次殺傷效應”；背板彈道位置出現(xiàn)局部隆起變形。在結(jié)構(gòu)Ⅰ中，芳綸板受到背板的直接碰撞擠壓和破片沖擊的共同作用，使背板局部產(chǎn)生較大撓度，5組實驗的最大撓度值變化范圍為36.40～42.56 mm，其中實驗Ⅰ-3、實驗Ⅰ-4背板有撕裂裂紋，在裂紋開口處可見撞擊凹坑，無破片穿透背板。在實驗Ⅱ-1中，由于芳綸板的變形撓度小于間隙而未直接撞擊背板；在實驗Ⅲ-1中，由于彈道靠近靶板邊界的特殊原因，導致芳綸板的最大橫向位移大于間隙，對背板產(chǎn)生直接撞擊；實驗Ⅱ-1、實驗Ⅲ-1背板的最大隆起變形量明顯小于結(jié)構(gòu)1中的各組實驗，分別為20.44 mm和13.82 mm，尚有一定的防護余量。

3.4 抗侵徹機理分析

在高速鈍頭彈丸貫穿中厚鋼質(zhì)靶板(前面板)過程中，靶板破壞模式以絕熱剪切為主，穿孔周圍材料伴有小量橫向變形；同時，彈丸在強動載作用下鐓粗變形并碎裂，與前面板結(jié)構(gòu)破片形成高速破片群，共同繼續(xù)侵徹夾芯層。

高速破片侵徹芯層的過程依然表現(xiàn)為典型的“三階段”過程，即：開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形。為簡化分析，不考慮應力波在纖維- 基體界面及層合板- 層合板界面的復雜傳播過程，認為應力波強度在芳綸板彈道方向上的傳播無衰減，并假設(shè)應力波傳播方向垂直于介質(zhì)界面，即討論正入射情形?？紤]具有不同波阻抗的介質(zhì)A和B，根據(jù)平面應力波傳播理論[19]，應力波從介質(zhì)A傳播至A-B界面時將發(fā)生反射和透射，反射系數(shù)FAB和透射系數(shù)TAB由(1)式和(2)式計算：

FAB=(1-nAB)/(1+nAB)，

(1)

TAB=2/(1+nAB),

(2)

式中：nAB為介質(zhì)A與介質(zhì)B之間的波阻抗比，

nAB=(ρ0c0)A/(ρ0c0)B,

(3)

當前面板與芳綸板夾芯層緊密貼合時，經(jīng)前面板- 芯層界面從前面板透射過來的壓縮波成為夾芯層的入射應力波，該壓縮波向前傳播(沿芳綸板厚度方向，朝破片侵徹方向)；在前間隙模式中，前面板中的壓縮波不能傳入芳綸板，芳綸板中的初始應力波由穿透前面板后的破片引起。

1)開坑壓縮階段。初始時刻破片的速度較高，大于壓縮波的傳播速度，破片緊隨前驅(qū)壓縮波向前侵徹運動；破片與芳綸板接觸面的壓縮應力遠大于芳綸板材料的動態(tài)壓縮強度，導致碰撞區(qū)域內(nèi)的芳綸板材料變形失效，無間隙模式中斷裂的纖維和碎裂的基體由于受到前面板的限制而不能向迎彈面噴濺，在前間隙模式中可自由向外噴出；破片則在該階段進一步減速并變形碎裂。

2)剪切壓縮階段?！敖佑|區(qū)”與“協(xié)變區(qū)”的芳綸板材料之間的速度梯度導致纖維材料發(fā)生剪切失效；隨著破片速度的降低，壓縮波“脫離”彈靶接觸面向前傳播至芳綸板芯層背面；在后間隙模式中，芯層背面無約束，由(1)式、(3)式可知，空氣波阻抗遠小于芳綸板，壓縮波反射形成強度大致相同的拉伸波，并反向傳播(沿芳綸板厚度方向，朝破片侵徹反方向)，當反射拉伸波傳播至彈靶接觸面時，剪切壓縮階段即結(jié)束；在后無間隙模式中，由(1)式、(3)式可知，鋼板波阻抗大于芳綸板，壓縮波經(jīng)芯層背面反射后依然為壓縮波，反射壓縮波與入射壓縮波疊加，使破片進一步碎裂的可能性加大，而背板中經(jīng)芯層- 背板界面透射的壓縮波傳播至背板背面后，反射為拉伸波并反向傳播，該反射拉伸波經(jīng)芯層- 背板界面透射后形成拉伸波，在芳綸板中傳播至彈靶接觸面時，該階段結(jié)束。其中，聯(lián)合(1)式、(2)式可知，后無間隙模式中的反射拉伸波強度遠小于后間隙模式。從應力波的傳播過程來看，芯層與背板的間隙直接導致破片剪切壓縮作用過程的延長。從破片侵徹過程來看，侵徹前面板后形成的破片具有一定的初始飛散角，在前間隙模式中，間隙的存在使得破片侵徹范圍擴大，分散了破片侵徹動能。

3)拉伸變形階段。在后無間隙模式中，芯層材料緊貼背板，使得“動態(tài)變形錐”不能充分發(fā)展，甚至在未達到極限錐角時，破片即已穿透芯層；在后間隙模式中，當間隙足夠大時，“動態(tài)變形錐”可充分發(fā)展，直至變形錐區(qū)域纖維達到極限拉伸狀態(tài)，有利于充分發(fā)揮纖維的抗拉伸性能。在該階段中，破片進一步碎裂。

破片穿透芯層后，以多個破片的形式進一步?jīng)_擊背板，當個別破片具有較高速度時，甚至有可能穿透背板，由于背板較厚，破片不會引起背板較大的結(jié)構(gòu)變形。在后無間隙模式中，背板受到“動態(tài)變形錐”擠壓，最終破壞模式伴有局部大撓度變形；在后間隙模式中，破片以更大侵角沖擊背板，當間隙足夠大時，背板最終結(jié)構(gòu)變形較小。

從以上實驗現(xiàn)象可基本驗證此理論分析的合理性。

從以上理論分析和實驗現(xiàn)象可以看出，前面板的剪切沖塞、局部變形，芳綸板芯層的纖維拉伸、斷裂、橫向變形、分層、原纖化、基體破碎，背板的彈坑、裂紋、局部隆起是復合裝甲結(jié)構(gòu)主要的破壞和能量耗散機制。

在幾乎相同的穿甲載荷作用下(實驗Ⅰ-5、實驗Ⅱ-1、實驗Ⅲ-1)，觀察背板的迎彈面，從破片的最大侵徹深度來看，實驗Ⅰ-5、實驗Ⅱ-1、實驗Ⅲ-1基本相同；從彈坑數(shù)量來看，實驗Ⅲ-1與實驗Ⅱ-1基本相同，但均明顯多于實驗Ⅰ-5；從彈坑的分布范圍來看，3組實驗相差不大，實驗Ⅲ-1最大，實驗Ⅰ-5最小。由于彈丸侵徹前面板后形成的破片質(zhì)量分布隨機，且具有一定的初始飛散角，其侵徹能力具有較大的離散性。在結(jié)構(gòu)Ⅰ中，芳綸板芯層對背板產(chǎn)生直接撞擊作用，使背板產(chǎn)生較大的撓度，當最大撓度位置附近處有撞擊凹坑時極易形成裂紋，如實驗Ⅰ-3、實驗Ⅰ-4；在結(jié)構(gòu)Ⅱ中，背板變形由破片撞擊而成；在結(jié)構(gòu)Ⅲ中，背板變形由破片和抗彈芯層共同撞擊而成，但實驗Ⅲ-1的背板變形是7組實驗中最小的；從實驗Ⅲ-1的實驗結(jié)果可初步判斷，在抗彈層具有足夠變形空間的條件下，弱邊界條件更利于發(fā)揮其抗彈性能，文獻[20]也得出了類似的結(jié)論。綜上所述可知，從綜合發(fā)揮抗彈性能來看，3種結(jié)構(gòu)的排序為前后間隙式>后間隙式>無間隙式。另外，前后間隙式結(jié)構(gòu)在抵御爆炸沖擊波作用、火災環(huán)境方面相對于無間隙式結(jié)構(gòu)及后間隙式結(jié)構(gòu)更具優(yōu)勢。該結(jié)論僅適用于本文采用的穿甲載荷，對于其他類型的彈丸則需要做進一步研究。

4 結(jié)論

本文針對3種不同結(jié)構(gòu)型式的基于芳綸纖維增強復合裝甲的夾芯式防護結(jié)構(gòu)，開展了其在同等彈丸載荷沖擊下的抗侵徹性能對比分析實驗，得到了如下主要結(jié)論：

1)前面板的主要破壞模式為剪切沖塞，破片侵徹芳綸板芯層的過程表現(xiàn)為開坑壓縮、剪切壓縮、拉伸變形3個階段，背板有大量淺彈坑。

2)在40 g彈丸以初速約為1 630 m/s的穿甲載荷沖擊下，3種夾芯式防護結(jié)構(gòu)的芳綸板芯層全部穿透，背板未出現(xiàn)穿甲破孔，破片均未能穿透3種夾芯防護結(jié)構(gòu)。

3)當破片速度大于夾芯層極限穿透速度時，背板用以吸收破片的剩余沖擊動能；當芯層與背板無間隙時，芯層將直接撞擊背板，使背板產(chǎn)生局部大撓度，若最大撓度處有破片沖擊，則極易形成裂紋；因此，在設(shè)計復合裝甲結(jié)構(gòu)時，應盡量避免抗彈層發(fā)生穿透性破壞，并且背板應有足夠的強度。

4)前面板與夾芯層之間的結(jié)構(gòu)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；夾芯層與背板之間的結(jié)構(gòu)間隙可減緩甚至避免夾芯層對背板的直接撞擊，有助于充分發(fā)揮夾芯層的抗彈能力。

5)在綜合發(fā)揮抗彈性能方面，排序為前后間隙式>后間隙式>無間隙式；但由于艦船的空間有限，應根據(jù)實際艦船骨架結(jié)構(gòu)對結(jié)構(gòu)間隙及施工工藝進行綜合考慮。

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InfluenceofStructuralInterspaceonAnti-penetrationPerformanceofPara-aramidFiber-reinforcedCompositeArmorSystem

LI Mao1， HOU Hai-liang1， ZHU Xi1， HUANG Xiao-ming2， LI Dian1， CHEN Chang-hai1， HU Nian-ming1

(1.Department of Naval Architecture Engineering， Naval University of Engineering， Wuhan 430033， Hubei， China；2.Unit 91189 of PLA，Lianyungang 222041， Jiangsu， China)

O385； TB333.1+1

A

1000-1093(2017)09-1797-09

10.3969/j.issn.1000-1093.2017.09.017

2016-12-29

國家自然科學基金項目(51409253、51479204、51209211)

李茂(1991—)，男，博士研究生。E-mail：limao19910224@163.com

侯海量(1977—)，男，高級工程師，博士，碩士生導師。E-mail：hou9611104@163.com