钢/Al2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能

D0I:10.13374/1.issnl00103.2007.04.021 第29卷第4期 北京科技大学学报 Vol.29 No.4 2007年4月 Journal of University of Science and Technology Beijing Apr.2007 钢/A2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能 并玉安2)果世驹) 韩静涛) 1)北京科技大学材料科学与工程学院，北京1000832)辽宁科技大学材料料科学与工程学院，鞍山114044 摘要为优化设计钢/Al2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板，结合薄板冲塞的极限速度方程与Florence模型建立了钢/Al20g陶瓷 /钢轻型复合装甲板的抗弹极限速度预测模型.根据模型，分析了不同面板、背板及陶瓷厚度组合对钢/A203陶瓷/钢轻型复 合装甲板抗弹极限速度的影响，并通过7.62mm普通钢芯弹侵彻钢/Al203陶瓷/钢复合装甲板试样实验验证了该模型的正确 性.结果表明，钢面板厚度小于1.0mm时，复合板抗弹极限速度计算值和实验值之间的相对误差在15%以下，陶瓷芯与钢背 板的厚度比保持在1.5~4.5之间比较合理. 关键词复合装甲：陶瓷：抗弹性能：极限速度：数学模型 分类号TJ81+0.4 陶瓷/金属复合轻型装甲板将高硬度的脆性材 1模型建立 料和高强度的韧性材料结合在一起，具有良好的抗 弹效果，在轻型装甲车辆、舰船、坦克以及直升飞机 将靶板制做成钢板/陶瓷/钢板的结构形式，陶 中具有很好的应用，至今已有众多学者对此进行了 瓷片为正六边形薄片，且中间正六边形陶瓷片夹放 研究和论述[2].Zaera等山利用Tate和 在钢蜂窝格孔内，以加强对碎裂的陶瓷片的约束作 Alekscevskiis模型对Al2O3陶瓷/铝合金复合靶板的 用，弹靶之间的相互作用是一个复杂的物理过程， 抗弹性能进行了分析计算和实验研究，Ben-Dor、 当采用7.62mm普通钢芯弹(B2F)撞击钢/Al203陶 Lee、Espinosa和Wang等6]利用Florence's模型 瓷/钢复合装甲板时，弹体首先接触表面钢板，钢 对陶瓷/金属结构复合装甲的面/背板厚度比进行了 板被弹尖击穿，但由于中间陶瓷夹层的作用，钢芯 优化设计，Park和Goncalves等[s]也通过理论计 弹的弹头很快被镦粗，随着弹体的进一步侵彻，陶 算和实验研究了不同厚度的陶瓷片与铝合金背板之 瓷开始沿径向和环向产生裂纹并最终形成倒置的锥 间的关系，研究结果表明面/背板厚度比在1.5一 形.当陶瓷破碎时，变形的弹体连同形成的陶瓷锥 6.5时复合板的抗弹性能较高，杜忠华等[910]对双 一起作用在钢背板上，使钢背板产生鼓包变形或者 层及三层陶瓷/金属（钢和铝合金）结构的复合板进 穿透，据此，在建立模型时，可将钢/陶瓷/钢复合 行了模拟和实验研究，结果表明中间夹层可以提高 靶板看成是由单层薄板（面板）与陶瓷十背板组合而 靶板的抗弹性能.张晓晴、宋顺成等2]采用模拟 成的复合靶板（如图1），利用钝头弹垂直碰撞薄板 方法研究了装甲钢/陶瓷/陶瓷/陶瓷/装甲钢结构的 冲塞的剩余速度方程计算出面板在一定初始速度条 靶板抗钨合金长杆弹的性能，本文结合薄板冲塞的 件下的剩余速度，将此剩余速度作为极限穿透速度 极限速度方程与Florence's模型，在一定的弹击速 代入弹体垂直撞击陶瓷复合靶板的计算公式一 度和靶板面密度范围内，建立了冲击载荷作用下复 Florence模型，由此计算出来的初始速度即可看作 合装甲的动态响应理论模型，即以7.62mm普通钢 是钢/陶瓷/钢复合靶板的极限穿透速度 芯弹撞击钢/Al203陶瓷/钢轻型复合装甲板的模 根据文献[13]给出的钝头弹垂直碰撞薄钢板冲 型，并运用该模型分析了靶板的抗弹极限速度、面 塞的极限速度方程： 密度和陶瓷/钢板厚度比之间的关系，最后通过靶 m πd Vd= 试实验对模型进行了验证· mp d mf 16m 收稿日期：2006-01-09修回日期：2006-06-26 (1) 基金项目：国家“863计划资助项目(No.2002AA334070) 式中，m:为弹体垂直穿透薄板时塞块的质量，kg, 作者简介：井玉安(1967一)，男，副教授，博士研究生：果世驹 (1946一)，男，教授，博士生导师 m=πdhrP/4；mp为弹体的质量，kg,mp=

钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板抗弹性能 井玉安1‚2） 果世驹1） 韩静涛1） 1） 北京科技大学材料科学与工程学院‚北京100083 2） 辽宁科技大学材料料科学与工程学院‚鞍山114044 摘 要 为优化设计钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板‚结合薄板冲塞的极限速度方程与 Florence 模型建立了钢／Al2O3 陶瓷 ／钢轻型复合装甲板的抗弹极限速度预测模型．根据模型‚分析了不同面板、背板及陶瓷厚度组合对钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复 合装甲板抗弹极限速度的影响‚并通过7∙62mm 普通钢芯弹侵彻钢／Al2O3 陶瓷／钢复合装甲板试样实验验证了该模型的正确 性．结果表明‚钢面板厚度小于1∙0mm 时‚复合板抗弹极限速度计算值和实验值之间的相对误差在15％以下‚陶瓷芯与钢背 板的厚度比保持在1∙5～4∙5之间比较合理． 关键词 复合装甲；陶瓷；抗弹性能；极限速度；数学模型 分类号 TJ81＋0∙4 收稿日期：20060109 修回日期：20060626 基金项目：国家“863”计划资助项目（No．2002AA334070） 作者 简 介：井 玉 安 （1967—）‚男‚副 教 授‚博 士 研 究 生；果 世 驹 （1946—）‚男‚教授‚博士生导师 陶瓷／金属复合轻型装甲板将高硬度的脆性材 料和高强度的韧性材料结合在一起‚具有良好的抗 弹效果‚在轻型装甲车辆、舰船、坦克以及直升飞机 中具有很好的应用‚至今已有众多学者对此进行了 研 究 和 论 述［1—12］． Zaera 等［1］ 利 用 Tate 和 Alekscevskiis 模型对 Al2O3 陶瓷／铝合金复合靶板的 抗弹性能进行了分析计算和实验研究‚Ben-Dor、 Lee、Espinosa 和 Wang 等［2—6］ 利用 Florence’s 模型 对陶瓷／金属结构复合装甲的面／背板厚度比进行了 优化设计‚Park 和 Goncalves 等［7—8］ 也通过理论计 算和实验研究了不同厚度的陶瓷片与铝合金背板之 间的关系‚研究结果表明面／背板厚度比在1∙5～ 6∙5时复合板的抗弹性能较高．杜忠华等［9—10］对双 层及三层陶瓷／金属（钢和铝合金）结构的复合板进 行了模拟和实验研究‚结果表明中间夹层可以提高 靶板的抗弹性能．张晓晴、宋顺成等［11—12］采用模拟 方法研究了装甲钢／陶瓷／陶瓷／陶瓷／装甲钢结构的 靶板抗钨合金长杆弹的性能．本文结合薄板冲塞的 极限速度方程与 Florence’s 模型‚在一定的弹击速 度和靶板面密度范围内‚建立了冲击载荷作用下复 合装甲的动态响应理论模型‚即以7∙62mm 普通钢 芯弹撞击钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板的模 型‚并运用该模型分析了靶板的抗弹极限速度、面 密度和陶瓷／钢板厚度比之间的关系‚最后通过靶 试实验对模型进行了验证． 1 模型建立 将靶板制做成钢板／陶瓷／钢板的结构形式‚陶 瓷片为正六边形薄片‚且中间正六边形陶瓷片夹放 在钢蜂窝格孔内‚以加强对碎裂的陶瓷片的约束作 用．弹靶之间的相互作用是一个复杂的物理过程‚ 当采用7∙62mm 普通钢芯弹（B2F）撞击钢／Al2O3 陶 瓷／钢复合装甲板时‚弹体首先接触表面钢板‚钢 板被弹尖击穿．但由于中间陶瓷夹层的作用‚钢芯 弹的弹头很快被镦粗‚随着弹体的进一步侵彻‚陶 瓷开始沿径向和环向产生裂纹并最终形成倒置的锥 形．当陶瓷破碎时‚变形的弹体连同形成的陶瓷锥 一起作用在钢背板上‚使钢背板产生鼓包变形或者 穿透．据此‚在建立模型时‚可将钢／陶瓷／钢复合 靶板看成是由单层薄板（面板）与陶瓷＋背板组合而 成的复合靶板（如图1）．利用钝头弹垂直碰撞薄板 冲塞的剩余速度方程计算出面板在一定初始速度条 件下的剩余速度‚将此剩余速度作为极限穿透速度 代入弹体垂直撞击陶瓷复合靶板的计算公式——— Florence 模型‚由此计算出来的初始速度即可看作 是钢／陶瓷／钢复合靶板的极限穿透速度． 根据文献［13］给出的钝头弹垂直碰撞薄钢板冲 塞的极限速度方程： V cf＝ mf mp 4hfτψ df 1＋ mp＋ mf mf 1＋ πd 3 f 16τψ2mf （1） 式中‚mf 为弹体垂直穿透薄板时塞块的质量‚kg‚ mf ＝πd 2 f hfρf／4； mp 为弹体的质量‚kg‚ mp ＝ 第29卷 第4期 2007年 4月 北 京 科 技 大 学 学 报 Journal of University of Science and Technology Beijing Vol．29No．4 Apr．2007 DOI:10．13374／j．issn1001－053x．2007．04．021

第4期 井玉安等：钢/203陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能 ·403. EOb hb (Vo-v) 0.91mpf(a) 1+b (5) 整理式(5)，求解V0,则得到钢板/陶瓷/钢板复合 钢板 靶板的极限速度为： 陶瓷 V=va+1+% 2E0hh]1/2 (6) 钢板 0.91mpf(a) 设复合板的面密度为A,则有： A=hs+hp +he Pe (7) d,一弹体直径：l一弹体长度：hM一面板厚度；he一陶瓷芯片的厚 度；，一背板厚度：α一陶瓷锥的底圆半径 另设芯板与背板厚度比为k,则： 图1钢/A1203陶瓷/钢复合装甲的简化模型 k=hel h (8) Fig.I Diagram of steel/ceramic/steel composite armor 联解式(7)和(8)可得到： πd6lP,/4;d为弹体垂直穿透薄板时塞块的直径， 停 (9) m;π是与靶板材料剪切强度有关的参数，通常取 静态剪切强度的2~3倍；中为钢面板的阻抗系数， 人=4- ke+p (10) =(Ac十，c)/(9 cr Ppcp):?为钢面板的密度， kgm-3;c4为钢面板中声波的传播速度，ms1; 将式(9)和(10)分别代入方程(1)、(4)和(6)，得 到复合装甲板的抗弹极限速度V0与面密度A及 ?。为弹体的密度，kgm3；c,为弹体中声波的传 厚度比k之间的函数关系： 播速度，ms. 2A一0h, 钝头弹垂直碰撞薄板冲塞的剩余速度方程为： k.+p0.91mp VaFm-)收 (2) (11) mp 式中，V50为弹体撞击靶板的极限穿透速度， m's-1 2模型分析 Zaera等凹在研究陶瓷/金属复合靶板的抗弹性 根据式(I1),采用Matlab软件可以得到面板厚 能时，给出弹体垂直撞击陶瓷/金属复合靶板的极 度一定、面密度一定的情况下，复合装甲板的抗弹极 限速度公式为： 限速度V50随厚度比k的变化关系，如图2所示，式 中所用参数见表1. Ve= 三0hh N0.91mpf(a) (3) 从图2中可以观察到以下规律：随面密度提高 式中，a为陶瓷锥的底圆半径，a-2h。十d,/2. (图中曲线1~4)，复合装甲的抗弹极限速度迅速提 高：面密度一定，钢面板厚度减小时，复合装甲的 mp f(a）-[m,十(h.e.+,R)πa]ra (4) 抗弹极限速度提高；面密度一定时，复合装甲的抗 弹极限速度随陶瓷芯/钢背板厚度比增加开始增加， 其中，飞为背板材料的破坏应变；·，为背板材料的 达到一定程度后又开始缓慢减小.根据图2可知， 屈服强度，MPa;P.为陶瓷芯片的密度，kgm-3;A 为抵抗56式冲锋枪发射的7.62mm普通钢芯弹， 为背板材料的密度，kgm3. 欲制作面密度在30kgm一3以下（图2中曲线2~ 现假设弹体直径与塞块直径相等，即d,=d; 4),钢面板厚度应在0.5mm左右（图2(c,d)),陶瓷 弹体密度与钢面板密度及钢背板密度相等，即·，= 芯/钢背板厚度比应在36左右为佳.为进一步找 9=9=P;将式(3)中的V。看作钝头弹垂直碰撞 出陶瓷芯和钢背板的具体厚度，根据式(6)可作出 薄板冲塞的剩余速度，即Vt=V。,然后代入式(2) 复合装甲板的极限穿透速度与面板厚度、背板厚度 得到： 以及芯板厚度的关系，如图3所示

dp—弹体直径；l—弹体长度；hf—面板厚度；hc—陶瓷芯片的厚 度；hb—背板厚度；a—陶瓷锥的底圆半径 图1 钢／Al2O3 陶瓷／钢复合装甲的简化模型 Fig．1 Diagram of steel／ceramic／steel composite armor πd 2 p lρp／4；df 为弹体垂直穿透薄板时塞块的直径‚ m；τ是与靶板材料剪切强度有关的参数‚通常取 静态剪切强度的2～3倍；ψ为钢面板的阻抗系数‚ ψ＝（ρf cf＋ρp cp）／（ρf cfρp cp）；ρf 为钢面板的密度‚ kg·m —3 ；cf 为钢面板中声波的传播速度‚m·s —1 ； ρp 为弹体的密度‚kg·m —3 ；cp 为弹体中声波的传 播速度‚m·s —1． 钝头弹垂直碰撞薄板冲塞的剩余速度方程为： V rf＝ mp mp＋ mf （ V 2 50— V 2 cf） 1／2 （2） 式中‚ V50 为 弹 体 撞 击 靶 板 的 极 限 穿 透 速 度‚ m·s —1． Zaera 等［1］在研究陶瓷／金属复合靶板的抗弹性 能时‚给出弹体垂直撞击陶瓷／金属复合靶板的极 限速度公式为： V c＝ εrσsb hb 0∙91mp f （ a） （3） 式中‚a 为陶瓷锥的底圆半径‚a＝2hc＋ dp／2． f （ a）＝ mp ［ mp＋（ hcρc＋hbρb）πa 2］πa 2 （4） 其中‚εr 为背板材料的破坏应变；σsb为背板材料的 屈服强度‚MPa；ρc 为陶瓷芯片的密度‚kg·m —3 ；ρb 为背板材料的密度‚kg·m —3． 现假设弹体直径与塞块直径相等‚即 dp＝ df； 弹体密度与钢面板密度及钢背板密度相等‚即ρp＝ ρf＝ρb＝ρ；将式（3）中的 V c 看作钝头弹垂直碰撞 薄板冲塞的剩余速度‚即 V rf＝ V c‚然后代入式（2） 得到： εrσsb hb 0∙91mp f （ a） ＝ （ V 2 50— V 2 cf） 1＋ hf l （5） 整理式（5）‚求解 V50‚则得到钢板／陶瓷／钢板复合 靶板的极限速度为： V50＝ V 2 cf＋ 1＋ hf l 2 εrσsb hb 0∙91mp f （ a） 1／2 （6） 设复合板的面密度为 A‚则有： A＝ρf hf＋hbρb＋hcρc （7） 另设芯板与背板厚度比为 k‚则： k＝hc／hb （8） 联解式（7）和（8）可得到： hb＝ A—ρhf kρc＋ρ （9） hc＝ k（ A—ρhf） kρc＋ρ （10） 将式（9）和（10）分别代入方程（1）、（4）和（6）‚得 到复合装甲板的抗弹极限速度 V50与面密度 A 及 厚度比 k 之间的函数关系： V50＝ V 2 cf＋ 1＋ hf l 2 A—ρhf kρc＋ρ εrσsb 0∙91mp · πa 2＋ π2 a 4（ A—ρhf） mp 1／2 （11） 2 模型分析 根据式（11）‚采用 Matlab 软件可以得到面板厚 度一定、面密度一定的情况下‚复合装甲板的抗弹极 限速度 V50随厚度比 k 的变化关系‚如图2所示‚式 中所用参数见表1． 从图2中可以观察到以下规律：随面密度提高 （图中曲线1～4）‚复合装甲的抗弹极限速度迅速提 高；面密度一定‚钢面板厚度减小时‚复合装甲的 抗弹极限速度提高；面密度一定时‚复合装甲的抗 弹极限速度随陶瓷芯／钢背板厚度比增加开始增加‚ 达到一定程度后又开始缓慢减小．根据图2可知‚ 为抵抗56式冲锋枪发射的7∙62mm 普通钢芯弹‚ 欲制作面密度在30kg·m —3以下（图2中曲线2～ 4）‚钢面板厚度应在0∙5mm 左右（图2（c‚d））‚陶瓷 芯／钢背板厚度比应在3～6左右为佳．为进一步找 出陶瓷芯和钢背板的具体厚度‚根据式（6）可作出 复合装甲板的极限穿透速度与面板厚度、背板厚度 以及芯板厚度的关系‚如图3所示． 第4期 井玉安等： 钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板抗弹性能 ·403·

404 北京科技大学学报 第29卷 1000 (a)h=1.0 mm 1.4-35kg-m 1000 (b)h=0.75mm 1.4-35kgm2 2.4=30kg.m 2.4=30 kg.m 3.A-25kgm2 3.4=25kgm 800 4.4=20 kg.m 800 4.4=20 kg.m 600 600 400 400 3 200 4 200 4 10 0 68 10 12 陶瓷/背板厚度比 陶瓷/背板厚度比 L000 (e)h=0.5 mm 1.4-35 kg-m 1000 (dh=0.25mm 1 2.4=30 kg-m 1.A=35kgm2 800 800 3.A-25kgm 2.=30kgm2 2 4.4-20kg-m 600 600 3.A-25kg-m 3 4.A=20kg,m 400 400 4 200 200 4 6 10 4 6 10 12 陶瓷背板厚度比 陶瓷背板厚度比 图2复合装甲板的抗弹极限速度V随芯/背板厚度比的变化 Fig.2 Curves of ballistic limit velocity Vso vs.the ratio of ceramic to steel back 表1理论计算及靶试实验所用材料及其参数 Table 1 Materials and parameters used in the model and experiments 材料 密度/ 尺寸/ 波速/ 材料 密度/ 尺寸/ 波速/ 材质 (kg'm m 材质 名称 mm 名称 (kg'm3) mm (ms) 钢面板 30CrMo防弹钢 7850 0.25-1.0 5840 Az03陶瓷片 97瓷 3750 (3.06.0)×25 9540 钢背板 30CrMo防弹钢 7850 0.75-2.5 5840 7.62mm弹芯 BzF钢 7850 5.76X24 5560 (b)h,=0.5mm 1000 (a)h,-0.25mm 1000 800 800 4 600 600 400 1.h=2.0mm 400 1.h,-2.0mm 2.h-1.5mm 2.h=1.5 mm 3,h=1.0mm 3.h,=1.0mm 200 4.h0.75mm 200 4.h,-0.75mm 5 6 5 6 陶壶厚度/mm 陶瓷厚度/mm (c)h,=0.75mm 1000 1000 (d)h=1.0 mm 800 800 600 600 400 1.h-20mm 400 1.h2.0mm 2.h=1.5mm 2.h=1.5 mm 3.h=1.0mm 3.h=1.0mm 200 4.A-0.75mm 200 4.h0.75mm 4 5 6 4 5 6 陶厚度/mm 陶壹厚度/mm 图3复合装甲板的抗弹极限速度V随面板、芯板及背板厚度的变化 Fig.3 Curves of ballistic limit velocity Vso vs.steel surface,ceramic and steel back

图2 复合装甲板的抗弹极限速度 V50随芯／背板厚度比的变化 Fig．2 Curves of ballistic limit velocity V50vs．the ratio of ceramic to steel back 表1 理论计算及靶试实验所用材料及其参数 Table1 Materials and parameters used in the model and experiments 材料 名称 材质 密度／ （kg·m —3） 尺寸／ mm 波速／ （m·s —1） 钢面板 30CrMo 防弹钢 7850 0∙25～1∙0 5840 钢背板 30CrMo 防弹钢 7850 0∙75～2∙5 5840 材料 名称 材质 密度／ （kg·m —3） 尺寸／ mm 波速／ （m·s —1） Al2O3 陶瓷片 97瓷 3750 （3∙0～6∙0）×25 9540 7∙62mm 弹芯 B2F 钢 7850 ●5∙76×24 5560 图3 复合装甲板的抗弹极限速度 V50随面板、芯板及背板厚度的变化 Fig．3 Curves of ballistic limit velocity V50vs．steel surface‚ceramic and steel back ·404· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷

第4期 井玉安等：钢/203陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能 .405 从图3中可以看到：复合装甲板的抗弹极限速 品：靶板总体尺寸为200mm×200mm,钢面板和 度随陶瓷芯厚度增加较快，这说明陶瓷芯的厚度对 钢背板材质均为30CrMo装甲钢，厚度为0.3~ 复合装甲板的抗弹极限速度影响较大：此外，钢背 2.5mm,夹层材料为正六边形Al203陶瓷片，边长 板厚度增加时（图中曲线1~4），复合装甲板的抗弹 25mm,厚度为3~6mm,钢面板、夹层陶瓷及钢背 极限速度也迅速增加，但其影响的程度没有陶瓷芯 板之间采用302金属胶粘结而成，实验共制作了八 厚度的影响程度大；从四个图的综合情况看，钢面 种结构的靶板，对靶板的抗弹极限速度进行了测 板厚度的变化对复合装甲板的抗弹极限速度的影响 试，靶板的具体配置和实验结果如表2， 不大，由此可见，在设计复合靶板时，应将靶板的 实验采用56式步枪发射7.62mm普通钢芯 质量集中在陶瓷芯和钢背板上，减小钢面板所占比 弹，钢芯质量为3.52~3.62g,弹头着靶方式为垂 例，以提高钢背板对陶瓷的支撑和约束作用 直侵彻.实验测试装置如图4所示，发射枪口距离靶 3 实验研究 板8m,测速靶间距离△l为1.575m,弹头通过铝箔 靶网时将触发一个电脉冲信号，利用超动态示波器 3.1实验设备及方案 记录两个电脉冲信号之间的时间间隔△，再通过计 根据上一节的理论分析，本文设计了靶试样 算△L/△t的比值即可得到弹头撞击靶板的速度 表2靶板的配置及实验结果 Table 2 Armor setting and experimental results 面密度/ 陶瓷/背板 极限速度/(ms) 靶板的能量吸收/（小mkg) 试样号 靶板配置 (kg'm2) 厚比 实验值 计算值 误差 实验值 计算值 装甲钢 4.2 33.0 720 28.2 1# 1.0f十3.8+0.85b 28.9 4.5 626 404.4 35.4 24.4 10.2 2# 0.5f+3.8c+2.0 33.8 1.9 719 663.1 7.8 27.4 23.4 3# 0.3f+3.0c+2.0b 29.3 1.5 659 476.7 27.7 26.7 13.9 7 0.3f+3.8c+1.7b 29.9 2.3 689 579.0 15.9 28.6 20.2 5# 0.3f+6.0e十0.5h 28.8 12 634 562.6 11.4 25.1 19.8 6* 0f+3.8c十1.8h 28.4 2.1 664 582.9 12.2 27.9 21.5 7# 0f+6.0c+1.5h 34.3 4.0 728 817.7 12.2 27.8 35.1 8 1.5f+3.0e+0.75b 28.9 4.0 496 308.9 37.7 15.3 5.9 注：靶板配置中“”表示钢面板厚度，“c“表示陶瓷芯厚度，“b”表示钢背板厚度 456 900 800 700 7 600 500 400 ·计算值 ●实测值 300 200 1一发射枪口；2一测速靶：3一基准孔：4一待测靶板；5一支撑架； 28 30 32 34 36 6一鉴证板：7一收弹器 面密度/(kgm) 图4靶试实验设备示意图 图5复合装甲板的抗弹极限速度Vs0随面密度的变化 Fig.4 Schematic diagram of experimental set-up for projectile Fig-5 Curves of ballistic limit velocity Vse vs.face density penetration into armor 3.2结果分析 之间，只有7#试样的计算值较实测值高，这说明采 图5给出了复合装甲板的抗弹极限速度V0的 用式(11)计算抗弹极限速度V0具有一定可信度 计算值和实验测试值随面密度变化的情况，从图中 此外，从图中还可以看出，抗弹极限速度V0随面 可以看出，随面密度变化，计算值和实验测试值 密度的提高有增加的趋势.但当面密度为28.9 的变化趋势基本一致，相对误差在7.8%~35.4% kgm-2(1和8试样)时，V0急剧减小.仔细研

从图3中可以看到：复合装甲板的抗弹极限速 度随陶瓷芯厚度增加较快‚这说明陶瓷芯的厚度对 复合装甲板的抗弹极限速度影响较大；此外‚钢背 板厚度增加时（图中曲线1～4）‚复合装甲板的抗弹 极限速度也迅速增加‚但其影响的程度没有陶瓷芯 厚度的影响程度大；从四个图的综合情况看‚钢面 板厚度的变化对复合装甲板的抗弹极限速度的影响 不大．由此可见‚在设计复合靶板时‚应将靶板的 质量集中在陶瓷芯和钢背板上‚减小钢面板所占比 例‚以提高钢背板对陶瓷的支撑和约束作用． 3 实验研究 3∙1 实验设备及方案 根据上一节的理论分析‚本文设计了靶试样 品：靶板总体尺寸为200mm×200mm‚钢面板和 钢背板材质均为30CrMo 装甲钢‚厚度为0∙3～ 2∙5mm‚夹层材料为正六边形 Al2O3 陶瓷片‚边长 25mm‚厚度为3～6mm‚钢面板、夹层陶瓷及钢背 板之间采用302金属胶粘结而成．实验共制作了八 种结构的靶板‚对靶板的抗弹极限速度进行了测 试‚靶板的具体配置和实验结果如表2． 实验采用56式步枪发射7∙62mm 普通钢芯 弹‚钢芯质量为3∙52～3∙62g‚弹头着靶方式为垂 直侵彻．实验测试装置如图4所示‚发射枪口距离靶 板8m‚测速靶间距离Δl 为1∙575m‚弹头通过铝箔 靶网时将触发一个电脉冲信号‚利用超动态示波器 记录两个电脉冲信号之间的时间间隔Δt‚再通过计 算Δl／Δt 的比值即可得到弹头撞击靶板的速度． 表2 靶板的配置及实验结果 Table2 Armor setting and experimental results 试样号 靶板配置 面密度／ （kg·m —2） 陶瓷／背板 厚比 极限速度／（m·s —1） 靶板的能量吸收／（J·m 2·kg —1） 实验值 计算值 误差 实验值 计算值 装甲钢 4∙2 33∙0 — 720 — — 28∙2 — 1＃ 1∙0f＋3∙8c＋0∙85b 28∙9 4∙5 626 404∙4 35∙4 24∙4 10∙2 2＃ 0∙5f＋3∙8c＋2∙0b 33∙8 1∙9 719 663∙1 7∙8 27∙4 23∙4 3＃ 0∙3f＋3∙0c＋2∙0b 29∙3 1∙5 659 476∙7 27∙7 26∙7 13∙9 4＃ 0∙3f＋3∙8c＋1∙7b 29∙9 2∙3 689 579∙0 15∙9 28∙6 20∙2 5＃ 0∙3f＋6∙0c＋0∙5b 28∙8 12 634 562∙6 11∙4 25∙1 19∙8 6＃ 0f＋3∙8c＋1∙8b 28∙4 2∙1 664 582∙9 12∙2 27∙9 21∙5 7＃ 0f＋6∙0c＋1∙5b 34∙3 4∙0 728 817∙7 12∙2 27∙8 35∙1 8＃ 1∙5f＋3∙0c＋0∙75b 28∙9 4∙0 496 308∙9 37∙7 15∙3 5∙9 注：靶板配置中“f”表示钢面板厚度‚“c”表示陶瓷芯厚度‚“b”表示钢背板厚度 1—发射枪口；2—测速靶；3—基准孔；4—待测靶板；5—支撑架； 6—鉴证板；7—收弹器 图4 靶试实验设备示意图 Fig．4 Schematic diagram of experimental set－up for projectile penetration into armor 3∙2 结果分析 图5给出了复合装甲板的抗弹极限速度 V50的 计算值和实验测试值随面密度变化的情况．从图中 可以看出‚随面密度变化‚计算值和实验测试值 的变化趋势基本一致‚相对误差在7∙8％～35∙4％ 图5 复合装甲板的抗弹极限速度 V50随面密度的变化 Fig．5 Curves of ballistic limit velocity V50vs．face density 之间‚只有7＃试样的计算值较实测值高‚这说明采 用式（11）计算抗弹极限速度 V50具有一定可信度． 此外‚从图中还可以看出‚抗弹极限速度 V50随面 密度的提高有增加的趋势．但当面密度为28∙9 kg·m —2（1＃和8＃ 试样）时‚V50急剧减小．仔细研 第4期 井玉安等： 钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板抗弹性能 ·405·

406 北京科技大学学报 第29卷 究1#和8试样的结构配置后就会发现，这两块试 5.25mm,该点的计算值和实测值较低.5试样的 样尽管面密度很高，但其背板相对较薄，这说明结 总厚度为6.8mm,虽然比2#试样的厚，但该点的 构的配置对复合装甲板的抗弹极限速度有很大影 计算值和实测值却比较低.上述分析可见，2试样 响，即在装甲板的组合结构中，应使有效质量移向 的结构配置比较合理 背板方向，而不应过多地增加面板的厚度 图7给出了面板厚度不同的情况下，复合装甲 图6给出了复合装甲板的抗弹极限速度V0的 板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比 900 结合表2，从图7中可以看出，除1#、3*、8*的计算 800 值和实验值之间相对误差较大外，其余误差较小， 700 在7%~15%之内.其原因主要是在运用式(1)对钢 60 面板抗弹极限速度进行计算时没有考虑陶瓷芯的支 撑作用，因此使计算值偏低，误差增大，此外，按 ·计算值 ·实测值 300 照Florence模型计算陶瓷/钢复合板的抗弹极限速 200 度时，只考虑了陶瓷反锥的作用，没有考虑陶瓷的 6.06.570758.0 总厚度/mm 性能、形状以及约束状况的影响，所以预测值也会 偏低.另外，采用7.62mm普通钢芯弹侵彻靶板 图6抗弹极限速度V随装甲板总厚度的变化 时，按式(1)~(6)计算复合板的抗弹极限速度没有 Fig-6 Curves of ballistic limit velocity Vso vs.whole thickness 考虑弹体的变形.而实际靶试后发现，由于钢芯弹 计算值和实验测试值随装甲板总厚度的变化规律， 头比较软，材质为B2F,弹头在撞击瞬间被压缩变 从图中可以看出，抗弹极限速度随装甲板总厚度没 形成为蘑菇头形状，这与穿燃弹（材质为T12A)弹 有明显的变化规律，2#试样尽管总厚度只有 头的变形机制完全不同（撞击后弹头碎裂而不变 6.3mm,但该点的计算值和实测值都比较高.7试 形)，因此当蘑菇头形状的弹头撞击到陶瓷/钢复合 样的计算值和实测值虽然也比较高，但其总厚度值 板上时，弹头与复合板的接触面积将大大增加，从 达到7.5mm,面密度为34.3kgm2,超出了均质 而增大了钢背板的变形，提高了复合板的抗弹 装甲钢的面密度33kgm-2.8*试样的总厚度为 性能 1000F (a)h,=1.0mm 1000 (b)h0.5 mm 800 800 600 600 400 400 200 200 4 6 810 12 6 10 12 陶瓷背板厚度比 陶瓷肯板厚度比 (d)h,=0.0mm 1000F (e)h,=03mm 000 800 800 600 s00 400 400 200 200 681012 1012 陶瓷/背板厚度比 陶瓷/背板厚度比 图7复合装甲板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比（曲线号对应表2中试样号：*、十和○均为实验数据点） Fig.7 Compariosn of the armor's ballistic limit velocity measured with calculated

究1＃和8＃试样的结构配置后就会发现‚这两块试 样尽管面密度很高‚但其背板相对较薄‚这说明结 构的配置对复合装甲板的抗弹极限速度有很大影 响‚即在装甲板的组合结构中‚应使有效质量移向 背板方向‚而不应过多地增加面板的厚度． 图6给出了复合装甲板的抗弹极限速度 V50的 图6 抗弹极限速度 V50随装甲板总厚度的变化 Fig．6 Curves of ballistic limit velocity V50vs．whole thickness 计算值和实验测试值随装甲板总厚度的变化规律． 从图中可以看出‚抗弹极限速度随装甲板总厚度没 有明 显 的 变 化 规 律．2＃ 试 样 尽 管 总 厚 度 只 有 6∙3mm‚但该点的计算值和实测值都比较高．7＃试 样的计算值和实测值虽然也比较高‚但其总厚度值 达到7∙5mm‚面密度为34∙3kg·m —2‚超出了均质 装甲钢的面密度33kg·m —2．8＃ 试样的总厚度为 5∙25mm‚该点的计算值和实测值较低．5＃ 试样的 总厚度为6∙8mm‚虽然比2＃试样的厚‚但该点的 计算值和实测值却比较低．上述分析可见‚2＃试样 的结构配置比较合理． 图7给出了面板厚度不同的情况下‚复合装甲 板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比． 结合表2‚从图7中可以看出‚除1＃、3＃、8＃的计算 值和实验值之间相对误差较大外‚其余误差较小‚ 在7％～15％之内．其原因主要是在运用式（1）对钢 面板抗弹极限速度进行计算时没有考虑陶瓷芯的支 撑作用‚因此使计算值偏低‚误差增大．此外‚按 照 Florence 模型计算陶瓷／钢复合板的抗弹极限速 度时‚只考虑了陶瓷反锥的作用‚没有考虑陶瓷的 性能、形状以及约束状况的影响‚所以预测值也会 偏低．另外‚采用7∙62mm 普通钢芯弹侵彻靶板 时‚按式（1）～（6）计算复合板的抗弹极限速度没有 考虑弹体的变形．而实际靶试后发现‚由于钢芯弹 头比较软‚材质为 B2F‚弹头在撞击瞬间被压缩变 形成为蘑菇头形状‚这与穿燃弹（材质为 T12A）弹 头的变形机制完全不同（撞击后弹头碎裂而不变 形）‚因此当蘑菇头形状的弹头撞击到陶瓷／钢复合 板上时‚弹头与复合板的接触面积将大大增加‚从 而增大了钢背板的变形‚提高了复合板的抗弹 性能． 图7 复合装甲板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比（曲线号对应表2中试样号；∗、＋和○均为实验数据点） Fig．7 Compariosn of the armor’s ballistic limit velocity measured with calculated ·406· 北 京 科 技 大 学 学 报 第29卷

第4期 井玉安等：钢/A山2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能 .407. 此外，从表2中2#~4*、6#~7产的实验值及 [1]Zaera R,Sanchez-galvez V.Analytical modelling of normal and 其靶板的能量吸收值以及图7还可以看出，对 oblique ballistic impact on ceramic-metal light weight armours.Int J Impact Eng,1998.21(3):133 7.62mm普通钢芯弹来说，陶瓷与钢背板的厚度比 [2]Ben-Dor G.Dubinsky A.Elperin T,et al.Optimization of two 在1.5~4.5之间时比较合理，这可能是因为普通 component ceramic armor for a given impact velocity.Theor Appl 钢芯弹撞击靶板后形成的蘑菇头形状增大了与靶板 Fract Mech,2000,33(3):185 的接触面积，此时更需要背板具有高的强度、刚度 [3]Ben-Dor G.Dubinsky A,Elperin T.Optimization of two compo 和韧性，从而增强钢背板对陶瓷芯的支撑和约束作 nent composite armor against ballistic impact.Compos Struct. 2005,69(1):89 用.因此，当陶瓷在复合板中的比例增加时可能反 [4]Lee M,Yoo Y H.Analysis of ceramic/metal armour systems.Int 而会降低复合板的抗弹性能，由此可见，在设计复 J Impact Eng.2001.25(9):819 合靶板时应注意钢面板不能过厚，只要能防止碎裂 [5]Espinosa H D.Brar N S,Yuan G.et al.Enhanced ballistic per- 的陶瓷片反向喷出即可，中间陶瓷芯的厚度也不能 formance of confined multi-layered ceramic targets against long rod 过厚，前两者过厚相应增加了复合板的面密度，使 penetrators through interface defeat.Int J Solids Struct.2000. 得钢背板的厚度余量减小，所以应适当增加钢背板 37(36):4893 [6]Wang B,Lu G.On the optimisation of two component plates a- 的厚度，减小钢面板和陶瓷芯的厚度.根据本次实 gainst ballistic impact.J Mater Process Technol,1996.57(1/ 验结果可知，如果采用99A2O3陶瓷作夹芯，进一 2):141 步优化结构后，在面密度不超过30kgm的情况 [7]Park M.Yoo J.Chung D T.An optimization of a multi-layered 下，可以防住10m距离内56式冲锋枪发射的 plate under ballistic impact.Int J Solids Struct.2005.42(1): 123 7.62mm普通钢芯弹. [8]Goncalves D P,de Melo F C L,Klein A N,et al.Analysis and 4 结论 investigation of ballistic impact on ceramic/metal composite ar- mour.Int J Mach Tools Manuf.2004.44(2/3):307 面密度相同时，陶瓷夹芯可以提高轻型复合装 [9]杜忠华，赵国志，王晓鸣，等.双层陶瓷复合靶板抗弹性的研 甲板的抗弹极限速度；即钢/陶瓷/钢结构形式的轻 究.航空学报.2002,23(2)：147 型复合装甲可在一定程度上降低装甲板的面密度. [10]杜忠华，赵国志，欧阳春.多层陶瓷复合轻装甲结构的抗弹 性分析.南京理工大学学报，2002,26(2)：148 采用组合模型可以定性分析复合靶板的抗弹性能及 [11]张晓晴，姚小虎，杨桂通，等.陶瓷/金属复合靶板侵彻问题 其影响因素.针对7.62mm普通钢芯弹设计钢/陶 的数值模拟，华南理工大学学报：自然科学版，2005,33 瓷/钢轻型复合装甲时，钢面板厚度在0.5mm左右 (4):69 时，陶瓷芯与钢背板的厚度比保持在1.5~4.5之间 [12]宋顺成，王军，王建军·钨合金长杆弹侵彻陶瓷层合板的数 时复合装甲板的抗弹极限速度最佳 值模拟.爆炸与冲击，2005,25(2)：102 [13]张守中.爆炸与冲击动力学.北京：兵器工业出版社，1993： 参考文献 287 Ballistic property of steel/ceramic/steel composite armor JING Yu'an2),Guo Shiju),HAN Jingtao) 1)Materials Science and Engineering School.University of Science and Technology Beijing.Beijing 100083.China 2)Materials Science and Engineering School.University of Science and Technology Liaoning.Anshan 114044,China ABSTRACT A model for predicting the ballistic limit velocity was developed by combining Florence's model with the plug equation for the projectile penetration into sheet.The effects of structure parameters,including facesheet thickness,ceramic core thickness and back plate thickness,on the ballistic limit velocity of steel/ce ramic/steel composite armor against 7.62mm plain steel projectiles was investigated to optimize the armor struc- ture and identify the validity of the model analytically and experimentally.The results reveal that the model is in good agreement with experimental values,with the relative error less than 15%,and it is optimum as the thick- ness ratio of ceramic tile to steel back sheet is between 1.5 to 4.5. KEY WORDS composite armor:ceramic;ballistic property:limit velocity;mathematical model

此外‚从表2中2＃～4＃、6＃～7＃的实验值及 其靶板的能量吸收值以及图7还可以看出‚对 7∙62mm普通钢芯弹来说‚陶瓷与钢背板的厚度比 在1∙5～4∙5之间时比较合理．这可能是因为普通 钢芯弹撞击靶板后形成的蘑菇头形状增大了与靶板 的接触面积‚此时更需要背板具有高的强度、刚度 和韧性‚从而增强钢背板对陶瓷芯的支撑和约束作 用．因此‚当陶瓷在复合板中的比例增加时可能反 而会降低复合板的抗弹性能．由此可见‚在设计复 合靶板时应注意钢面板不能过厚‚只要能防止碎裂 的陶瓷片反向喷出即可‚中间陶瓷芯的厚度也不能 过厚‚前两者过厚相应增加了复合板的面密度‚使 得钢背板的厚度余量减小‚所以应适当增加钢背板 的厚度‚减小钢面板和陶瓷芯的厚度．根据本次实 验结果可知‚如果采用99Al2O3 陶瓷作夹芯‚进一 步优化结构后‚在面密度不超过30kg·m —2的情况 下‚可以防住10m 距离内56式冲锋枪发射的 7∙62mm普通钢芯弹． 4 结论 面密度相同时‚陶瓷夹芯可以提高轻型复合装 甲板的抗弹极限速度；即钢／陶瓷／钢结构形式的轻 型复合装甲可在一定程度上降低装甲板的面密度． 采用组合模型可以定性分析复合靶板的抗弹性能及 其影响因素．针对7∙62mm 普通钢芯弹设计钢／陶 瓷／钢轻型复合装甲时‚钢面板厚度在0∙5mm 左右 时‚陶瓷芯与钢背板的厚度比保持在1∙5～4∙5之间 时复合装甲板的抗弹极限速度最佳． 参 考 文 献 ［1］ Zaera R‚Sanchez-galvez V．Analytical modelling of normal and oblique ballistic impact on ceramic-metal lightweight armours．Int J Impact Eng‚1998‚21（3）：133 ［2］ Ben-Dor G‚Dubinsky A‚Elperin T‚et al．Optimization of two component ceramic armor for a given impact velocity．Theor Appl Fract Mech‚2000‚33（3）：185 ［3］ Ben-Dor G‚Dubinsky A‚Elperin T．Optimization of two-compo￾nent composite armor against ballistic impact．Compos Struct‚ 2005‚69（1）：89 ［4］ Lee M‚Yoo Y H．Analysis of ceramic／metal armour systems．Int J Impact Eng‚2001‚25（9）：819 ［5］ Espinosa H D‚Brar N S‚Yuan G‚et al．Enhanced ballistic per￾formance of confined mult-i layered ceramic targets against long rod penetrators through interface defeat．Int J Solids Struct‚2000‚ 37（36）：4893 ［6］ Wang B‚Lu G．On the optimisation of two-component plates a￾gainst ballistic impact．J Mater Process Technol‚1996‚57（1／ 2）：141 ［7］ Park M‚Yoo J‚Chung D T．An optimization of a mult-i layered plate under ballistic impact．Int J Solids Struct‚2005‚42（1）： 123 ［8］ Goncalves D P‚de Melo F C L‚Klein A N‚et al．Analysis and investigation of ballistic impact on ceramic／metal composite ar￾mour．Int J Mach Tools Manuf‚2004‚44（2／3）：307 ［9］ 杜忠华‚赵国志‚王晓鸣‚等．双层陶瓷复合靶板抗弹性的研 究．航空学报‚2002‚23（2）：147 ［10］ 杜忠华‚赵国志‚欧阳春．多层陶瓷复合轻装甲结构的抗弹 性分析．南京理工大学学报‚2002‚26（2）：148 ［11］ 张晓晴‚姚小虎‚杨桂通‚等．陶瓷／金属复合靶板侵彻问题 的数值模拟．华南理工大学学报：自然科学版‚2005‚33 （4）：69 ［12］ 宋顺成‚王军‚王建军．钨合金长杆弹侵彻陶瓷层合板的数 值模拟．爆炸与冲击‚2005‚25（2）：102 ［13］ 张守中．爆炸与冲击动力学．北京：兵器工业出版社‚1993： 287 Ballistic property of steel／ceramic／steel composite armor JING Y u’an 1‚2）‚Guo Shiju 1）‚HA N Jingtao 1） 1） Materials Science and Engineering School‚University of Science and Technology Beijing‚Beijing100083‚China 2） Materials Science and Engineering School‚University of Science and Technology Liaoning‚Anshan114044‚China ABSTRACT A model for predicting the ballistic limit velocity was developed by combining Florence’s model with the plug equation for the projectile penetration into sheet．The effects of structure parameters‚including facesheet thickness‚ceramic core thickness and back plate thickness‚on the ballistic limit velocity of steel／ce￾ramic／steel composite armor against7∙62mm plain steel projectiles was investigated to optimize the armor struc￾ture and identify the validity of the model analytically and experimentally．The results reveal that the model is in good agreement with experimental values‚with the relative error less than15％‚and it is optimum as the thick￾ness ratio of ceramic tile to steel back sheet is between1∙5to4∙5． KEY WORDS composite armor；ceramic；ballistic property；limit velocity；mathematical model 第4期 井玉安等： 钢／Al2O3 陶瓷／钢轻型复合装甲板抗弹性能 ·407·