苏罗川，宜晨虹，刘文杰，汤铁钢

(中国工程物理研究院 流体物理研究所， 四川 绵阳 621900)

作为防护装甲，抗侵彻材料与结构广泛应用于国防军事领域(例如军事舰船、武器装备以及科研装备等)，其能有效阻止外界高速弹体或破片的侵入，保护装备的完整性及人员安全。国防科技的快速发展对防护装甲提出了越来越高的要求：一方面，外界弹体或破片侵彻速度的大幅提升(部分场合弹体侵彻速度超过2 km/s)使得防护等级不断提高[1-2]；另一方面，由于装甲机动性以及科研实验的特殊要求，防护结构必须满足严格的轻量化(或低面密度)指标[3]。因此，“高强度、高硬度、高韧性、低密度”成为了新型防护装甲的基本要求[4]，这也是目前抗侵彻研究领域关注的焦点。

图1展示了目前抗侵彻装甲设计常用工程材料的破坏模式[5]。伴随着三种材料的弹性模量、动态强度和硬度的增加，屈服应变和韧性依次降低，破坏模式也呈现出显著不同。而不同破坏模式下材料的吸能效率也会呈现出较大差异，进而影响抗侵彻效能。因此，单一的材料很难同时满足上述“高强度、高硬度、高韧性、低密度”要求，而通过优化设计，利用分别具有上述部分优良特性的多种材料组成特定结构来实现抗侵彻功能成为了目前最为广泛的选择[6-8]。因此，发展新材料和优化新结构是轻质防护装甲研究领域两大并重的课题。

准确认识材料或结构在高速弹体(破片)冲击作用下的响应行为及破坏机制被广泛认为是准确评价其抗侵彻能力的必要条件，也是对其抗侵彻能力进一步发展和优化的基础[9]。不管是单一材料还是复合结构，其抗侵彻过程的核心均是在其自身发生有限变形的前提下，能有效吸收弹体所携带的巨大动能或使弹体碎裂分散，降低其穿透能力。因此，研究抗侵彻问题归根结底是寻找或设计高效率的吸能材料或结构[10]。对于单一材料而言，需要研究的核心问题主要有两个：(1)材料力学性质对其在侵彻作用下破坏模式的影响；(2)不同破坏模式下材料的能量吸收效率。而对于复合结构而言，获取组分材料的物理和几何分布对其整体吸能效率的影响是研究的核心问题。

在过去的几十年中，国内外研究者对上述基本问题开展了广泛探索，实现了对多种材料抗侵彻机理的认识，并以此设计了许多有效的抗侵彻结构。本文将基于已有的研究结果，首先介绍目前在抗侵彻领域展现出较大优势的轻质材料及其抗侵彻机理；其次介绍利用这些材料组成的抗侵彻复合结构及相应吸能机理；最后给出个人关于抗侵彻研究的一些思考。

图1 弹丸侵彻作用下，材料的破坏模式随其力学性质的变化[5]

1 常见抗侵彻材料及其抗侵彻机理

目前被广泛接受用于抗侵彻领域的轻质材料主要有金属合金、陶瓷以及纤维复合材料三大类，下面分别介绍这三类材料及其抗侵彻机理。此外，虽然石墨烯材料还未被应用于抗侵彻领域，但其目前表现出的出色动态力学性能使其展现出巨大的应用潜能，本文中也将简单介绍。

1.1 金属合金

金属合金是最早被应用于抗侵彻领域的工程材料。从20世纪60年代开始，大量研究者致力于金属板的抗侵彻机理研究，对金属板在弹体侵彻下的变形过程及力学机理做了较为深入的分析[11-23]。因此，相对于陶瓷和复合材料，金属合金的抗侵彻机理及性能目前已有较为明确的结论，并形成了相应的设计准则。

图2展示了不同性质单层金属板在弹体侵彻下的破坏模式[24]。对于韧性较低的金属(如硬质铝、合金钢等)，其失效模式主要有如下3种[13,15]：

(1)片层剥落(Spall Fracture)：如图2(a)所示，弹体冲击时产生的压缩应力波传播到金属板背面时反射形成的拉伸应力使板在其背面出现拉伸断裂，形成片层状的剥落失效；

(2)块体剥落(Plugging)：该失效形式如图2(b)所示，弹体下方一塞状的块体被冲击剥落，其大小与弹体相当，该破坏主要由剪应力作用引发；

(3)径向断裂(Radial fracture)：如图2(c)所示，当材料的拉伸强度较低时，在环向拉应力作用下会出现径向的断裂，该断裂模式在脆性较高的金属材料中较为常见。

图2 金属合金板的主要破坏模式[24]

而对于韧性较高的金属材料(如轻质铝合金、镁合金等)，由于其较好的塑性延展，在冲击作用下，金属板会在冲击点局部发生塑性变形(表现为塑性孔，如图2(d)-(f))，不会有明显的断裂剥落。

图3 金属梁在弹体垂直冲击下的失效机制(a)及抗侵彻能力预测(b)[25]

对于金属材料，其主要通过塑性功和断裂耗能来吸收侵彻体能量，从而实现抗侵彻功能。金属合金种类繁多，其材料性质能在较大的范围内变化，可以根据不同场合的抗侵彻要求而选择不同的合金材料，因此，金属合金从开始应用至今，一直是装甲结构中重要的抗侵彻材料。在轻质防护结构中，铝合金因其较高的比强度和经济性得到了相对较多的应用[26]。

1.2 陶瓷

虽然没有金属合金材料在韧性、强度和硬度等方面的综合优良性能，但陶瓷因其在硬度和密度方面的独到优势，目前也被广泛选用为抗侵彻材料，特别是在一些对结构轻量化和防护等级有较高要求的场合[27-31]。

陶瓷的抗侵彻机理与上述金属有较大差异。图4显示了陶瓷材料在弹丸侵彻作用下的典型破坏模式。相比于金属材料，主要有如下两方面的特点[32-33]：(1)反射的拉伸应力波使冲击点下方区域内的陶瓷大量碎裂(相比于抗压强度，陶瓷材料的抗拉强度较低)，形成了一个破碎区，该破碎区的直径向下方区域不断扩大，破碎区边界与垂直方向的角度与侵彻弹体的形状、材料以及陶瓷材料自身的几何相关，但一般情形下其为65°左右;(2)由于陶瓷材料极高的硬度和抗压强度，在弹体冲击陶瓷的过程中，弹体自身也出现碎裂，并向四周飞散，而在金属材料中，弹体基本保持完整状态。

图4 陶瓷材料在弹丸侵彻下的破坏模式[34]

上述特点(1)中形成大量碎片会增强弹体动能的耗散，碎片的数量越多消耗的动能也越多；而特点(2)中的弹体碎裂会使其动能分散，降低整体的抗侵彻能力。因此，这两种变形特点均有益于能量吸收，是陶瓷材料在抗侵彻方面的巨大优势。但是，陶瓷材料和弹体的大范围碎裂可能带来碎片的飞散，不利于人员和其他装备的安全，也使其抵御二次冲击的能力大幅降低。特别对于多弹体同时冲击，该变形特点会在一定程度上降低材料整体的抗侵彻能力。

Neshpor等人提出陶瓷材料在侵彻作用下的能量吸收效率可以用如下公式预测(D准则)[35]：

(1)

其中：HV为维氏硬度，E为杨氏模量，C为声速，KIC为应力强度因子。表1给出了常用抗侵彻陶瓷(碳化硼[36-37]、碳化硅[38-40]及氧化铝[41-43])的物理性质及相应的D值。在三类常见陶瓷中，碳化硼陶瓷的D值明显高于其他两类陶瓷，即碳化硼陶瓷在侵彻防护中的吸能效率更高。因此，在目前一些防护要求较高的装甲设计中，碳化硼陶瓷获得了更多的应用。

表1 常用抗侵彻陶瓷材料的物理性质[35,44]

1.3 纤维复合材料

纤维复合材料因其在比强度上的巨大优势，发展至今一直是非常重要的一类工程材料，为工程结构的轻质减重做出了极大的贡献。近几年来，随着新型纤维的不断开发，复合材料强度不断提升，在抗侵彻领域也表现出了巨大的应用潜能[45]。

图5展示了[0°/90°]3纤维复合材料在弹体侵彻冲击下的变形机理及其内部应力状态示意图。可以看到，复合材料内部纤维主要承受拉伸应力，该应力主要来源于两方面[46-49]：一是复合材料整体为了抵抗侵彻而产生面外变形，在纤维内诱发拉应力；二是直接接触弹体的纤维因受到弹体挤压会在与其垂直的邻近纤维层内间接引发拉伸变形。因此，纤维复合材料用于侵彻防护时，内部纤维需要具备以下基本特点[50]：(1)较高的抗拉强度；(2)较高的失效应变，通过大的变形吸收弹体的动能；(3)较高的弹性模量，保证材料整体不会发生较大的面外位移。

图5 纤维增强复合材料在侵彻作用下的变形模式图[50]

文献[51-52]的进一步研究表明，纤维复合材料的抗侵彻性能除了与上述三条件相关外，还与纤维自身密度密切相关，这是评价复合材料抗侵彻性能的一个非常关键的指标，直接决定着材料对能量的吸收和贮存能力。Cunniff[53]提出纤维复合材料的弹道极限速度与如下参量呈正比例关系：

(2)

图6分别以纤维的弹性波速和比能量吸收率为横纵坐标，给出了不同纤维的C*值，为抗侵彻材料的选择提供了更为明细的依据。可以发现，Dyneema Sk76系列的UHMWPE(超高分子量聚乙烯)，Zylon系列的PBO以及M5系列的PIPD三类纤维的C*值最大。由于M5系列目前还未实现工业应用，Zylon系列对环境的影响较大(难降解)[50]，因此，Dyneema Sk76系列的UHMWPE纤维(其抗拉强度可高达数GPa[54])被认为是制作抗侵彻复合材料的最优纤维，获得了极为广泛的研究。数据表明[1,48,55-64]，以聚氨酯为基质，将10～20 μm直径的UHMWPE纤维按照[0°/90°]方向交叉铺层后热压形成的叠层复合板(纤维的体积分数约85%，密度约为0.97 g/cm3)在侵彻防护领域具有极大的应用潜能，其防护效率明显优于现有的陶瓷、轻金属以及其他纤维复合材料。

图6 常见纤维的比能量吸收与其弹性波速的关系相应的速度C*也在图中给出)[50]

1.4 石墨烯

石墨烯因其极为出色的比强度和比刚度，从一出现便吸引了大量的关注，是目前自然界最薄、强度最高的材料[65]。2014年J.H.Lee等人的工作表明[66]，多层石墨烯材料在高应变率下的动态力学行为同样出色，远高于钢材和复合材料。图7给出了石墨烯和其他一些材料在不同侵彻速速下吸收的比侵彻能，其中的MLG代表多层石墨烯材料。可以看到，在相同的冲击速度下石墨烯吸收的比侵彻能远高于常见的抗侵彻材料，特别是在600 m/s的冲击速度时，该比侵彻能是钢材的十倍以上。

石墨烯材料的出色动态性能源于其在具有非常高的模量的同时(E>1 000 GPa)，还具有很低的密度(ρ≈2 200 kg/m3)，因此弹性应力波在其中的传播速度极高((E/ρ)1/2≈22.2 km/s )，这使得侵彻体作用时的应力能极快地向四周扩散，减少局部的应力集中，从而使其具有比普通材料高的抗侵彻能力[66]。尽管目前因成本、制备等多方面原因，其未能广泛应用于工程实际，但其表现出的出色动态性能显示了巨大的抗侵彻潜能，值得获得后续的关注。

图7 石墨烯材料与其他材料的比侵彻能对比[66]

2 常见抗侵彻结构

目前的防护装甲在防护等级和轻量化两方面均具有极为严苛的指标，上述单一材料很难同时满足防护要求。而最佳解决手段是利用上述常见材料组成复合结构，并通过优化后充分发挥各组分材料的吸能优势，最终实现抗侵彻和轻量化的双重目标。接下来介绍目前常见的几类抗侵彻优化结构。

2.1 叠层复合结构

叠层复合结构是最简单的抗侵彻结构,即将两种以上的不同材料按一定顺序叠合在一起。较为常见的叠层结构有：陶瓷/金属，金属/陶瓷/金属，复合材料/金属(陶瓷)/复合材料等[9,67-75]。

图8(a)展示了陶瓷/金属叠层结构及其在侵彻作用下的破坏模式。弹体首先冲击表面的陶瓷层，在陶瓷层大范围碎裂的同时，弹体自身也发生破碎，而最后剩余的能量则通过背部金属层的大范围塑性变形来吸收。陶瓷层扮演着两方面的作用：(1)使弹体减速的同时也令弹体变形或碎裂；(2)将弹体的冲击力分散到一个较大的区域，使金属背板能产生利于吸能的大变形，避免其在局部被直接穿透(如2.1节所述，当只有金属板时，弹体直接从金属板局部穿透，难以发挥金属板的吸能优势)。图8(b)展示的是金属/陶瓷/金属的叠层结构，即将陶瓷层用金属加以包裹。面层金属的存在一方面使得陶瓷及弹体的碎片不能自由飞散，避免产生附加伤害，另一方面使得碎片间能产生较强的相互作用，将冲击载荷分散到更大的范围内，扩大整体结构中参与吸能部分的比值，能进一步提升吸能效率。

图8 典型的叠层复合结构(a)陶瓷/金属复合；(b)金属/陶瓷/金属复合[24]

除了上述结构之外，复合材料包裹金属合金的叠层结构也较为常见，如图9所示。冲击弹体首先穿透表层的复合材料，再与中间的金属层接触。在弹体穿透金属板的过程中，金属板的变形会带动背部复合材料层预先向面外方向加速，因此，当弹体接触背部复合材料时，由于复合材料已预先获得一定的初速度，两者相对速度减小，接触时的作用压力减小[50]。同时，背部复合材料产生的面外变形将使其主要以拉伸失效的模式阻止弹体侵彻，而这正好有利于发挥复合材料在抗拉强度上的极大优势。此外，当内部包裹材料为硬度较高的陶瓷时，弹体在接触背部复合材料前碎裂，从而增大与背部的作用区域，减小接触压力，最终降低对背部复合材料的拉伸作用，使整体结构的抗侵彻性能进一步增强。

图9 复合材料/金属叠层结构抗侵彻时的变形特征[7]

需要特别指出的是，O’Masta等[50]的实验结果表明：在同等情况下，当靶板前部的复合材料层被切掉时，靶板整体的抗侵彻性能会增强。图10显示了弹体侵彻4种不同状态靶板的结果(横纵坐标分别为弹体入射速度和残余速度)。与金属完全被复合材料包裹的情形相比，当背部材料被切掉后，整体的抗侵彻性能大幅减弱；而当面部的材料被切掉之后，整体的抗侵彻性能会大幅增强。这主要是由于当切掉面部复合材料后，弹体没有经过面板的减速作用，直接以较高的速度冲击金属层，有利于其变形或碎裂，因而与背板材料的作用区域更大，接触作用力更小，进而不容易穿透背部材料。而当背部材料被切掉后，面部材料因受中间金属层约束，不能发生较大面外变形，难以发挥出抗拉强度优势，结构整体的抗侵彻能力降低。

图10 复合材料包裹结构在不同状态下时的抗侵彻性能[50]

2.2 三明治夹芯结构

严格地讲，金属(以铝为主)三明治夹芯结构也是叠层复合结构，但由于其夹芯层通常具有一定的几何拓扑形貌，并且该形貌对结构整体的吸能效率会有一定的影响，因而本文将该类型抗侵彻结构单独列出。

按照夹芯几何形貌的不同，常见用于抗侵彻的三明治结构主要有两大类，一种是波纹孔三明治结构(图11(a))，另一种是金属桁架点阵三明治结构(图11(b))。开发三明治夹芯结构的最初目的是用于冲击波的防护[76-79]。与实心结构相比，一方面能减轻整体重量，另一方面展现出更好的抵御爆炸冲击波的能力。在同等爆炸冲击波作用下，三明治板比实心板展现出了更为出色的吸能能力，这主要归功于中间夹心层具有较大的整体塑性变形能力(韧性高)，吸收冲击波带来的能量。然而，当该结构直接用于侵彻防护时，其性能不如实心板,侵彻弹丸很容易穿透整个结构，中间的夹心部分几乎没有发挥抵抗作用。

图11 两种典型的三明治结构(a)金属桁架点阵结构[24]；(b)波纹孔结构[5]

三明治板夹芯部分特殊的几何拓扑形貌使得在其内部填充某些材料进而提高其抗侵彻性能成为了可能。目前最常见也比较有效的填充材料是陶瓷(以氧化铝和碳化硼为主)。此处将分别针对波纹孔填充(陶瓷)结构[5,34]和点阵桁架填充(陶瓷)结构[24,25,80-82]分别进行介绍。

1) 波纹孔填充夹芯结构

图12展示了该类填充夹芯结构的失效机制图。可以看到，弹体穿过表层铝板后，击碎下方波纹孔周期单元内的陶瓷，同时，相邻两侧的陶瓷也被击碎破坏，而其他的填充陶瓷相对保持完好。因此，当弹体冲击位置位于图12(a)所示的周期三角单元底边中心时，背板处陶瓷碎裂区的宽度约为2倍波纹孔单元胞长度，并引发背板相应区域发生向面外的位移;而当弹体冲击位置在图12(b)所示的相邻周期三角单元交汇处时，陶瓷碎裂区在背板的宽度只与波纹孔单元胞长度大致相当[5]。图13给出了上述夹芯板在不同弹体冲击位置下的弹道极限值(作为比较，也给出了相同面密度实心金属板的弹道极限值)。很明显，弹道极限与冲击位置相关。对于冲击点位于陶瓷块底部中心的情形，其弹道极限值高于相同面密度的金属实心板；而对于冲击点位于陶瓷块棱边的情形，其弹道极限值低于相同面密度的实心板。这主要由于冲击点在周期单元底边中心时，入射弹丸能与陶瓷充分接触，发挥了陶瓷的抗侵彻功效，同时所造成的背板大范围塑性变形也有助于发挥背板的吸能优势。相反，当冲击点在周期单元交汇处时，不利于入射弹丸与陶瓷充分接触，同时背板也仅在较小范围内塑性变形。但是，仔细观察图13中的不同曲线的斜率可以发现：在实心金属板中，弹体残余速度的增长更快，即当弹体速度远高于弹道极限时，需要更强的二次防护组分。因此，从该角度讲，夹心填充结构相比于实心结构仍具有一定的综合优势。

图12 波纹孔夹心填充陶瓷结构的抗侵彻失效机制图[7]

H.N.G.Wadley等[34]进一步发现，当改变夹芯部分的几何拓扑形貌时，结构整体弹道极限值也发生相应变化。图14列出了不同夹芯几何形貌下的弹道极限值。随着周期单元胞尺寸的不断增大，弹道极限值也开始增大。这主要是由于周期性结构尺寸的增大使得弹体在内部的作用区域变大，即破碎区域增大，从而降低了侵彻过程中的接触压力。但是，如本文前面部分所述，该大范围碎裂的破坏模式对于单个弹体冲击时极为有利，但是当多弹体冲击时(破片群)，大范围的碎裂模式会显著降低周围区域对其他弹体的防护能力。从图14还可以发现，当几何拓扑形貌从图示的D到F之间变化时，弹道极限的增长速率明显下降，此时拓扑形貌的影响开始减弱。因此，在多弹体的抗侵彻防护中，通过对夹芯结构周期单元胞尺寸的合理设计，能保证结构整体具有良好的抗侵彻性能。此外，图中信息显示，相比于粘结制备的夹芯填充结构，通过过盈配合制备的夹芯填充结构展现出更为优良的抗侵彻性能。

图13 波纹孔夹心填充结构(a)与实心金属板(b)的弹道极限值(面密度为97 kg/m2)[5]

图14 波纹孔形貌对弹道极限值的影响[34]

为进一步提升弹道极限值，O’ Masta等[7]提出可以利用上述2.3节中的Dyneema复合材料包裹图12所示的三明治夹芯填充结构。图15展示了包裹过程的示意图。首先将复合材料分别沿夹心结构的两垂直方向(图中的0°和90°方向)依次缠绕一定的厚度。然后将缠绕好的结构放入一定温度下进行压实固化。测试结果表明，该包裹结构的弹道极限测试值显著高于等面密度的前述夹芯填充结构的值。而当去掉背部的复合材料，仅保留面层复合材料时，结构的弹道极限值大幅降低。此结构中的复合材料所起的作用与其在3.1节中的叠层结构中所起的作用相同，即在弹体穿过中间夹心层的过程中，背部的复合材料层获得向面外的预加速；当弹体和背部的复合材料接触时，二者间的相对速度较小，相应的接触作用力也较小，从而降低对复合材料的拉伸作用。

图15 复合材料包裹夹芯填充结构的制备图[7]

2) 点阵桁架填充结构

点阵桁架填充结构也是一类常见的抗侵彻结构，陶瓷块填充于图11(a)所示的点阵金属空隙中，其余部位一般用环氧树脂等材料填充。图16分别给出了点阵金属填充结构与相同面密度单层金属板的弹道极限值。对于图中10 mm厚的单层金属板，其弹道极限约为900 m/s，而对于点阵填充结构其弹道极限增加至 1 600 m/s。陶瓷填充结构再次展现出优良的抗侵彻性能。文献[80,82]中的结果表明，在填充陶瓷之间注入的环氧树脂能够在一定程度上保证结构在受侵彻过程中的完整性，使应力最大限度传递到各子结构中去，因而对提升结构整体的抗侵彻性能具有重要作用。

图16 金属点阵桁架填充陶瓷结构的弹道极限值[24]

图17进一步给出了这种结构弹道极限值随结构面密度变化的关系图。对于没有填充陶瓷的结构(包括单层金属板)，其弹道极限的增长与面密度的增长成正比，即如果要提升抗侵彻能力必须增加结构重量。而对于陶瓷填充结构，在不增加质量的情况下，通过夹芯部分的特别设计同样可以大幅增加弹道极限。这为抗侵彻结构的设计提供了很好的参考。

图17 点阵桁架结构弹道极限值随面密度变化情况[24]

3 抗侵彻性能测试装置

图18展示了典型的抗侵彻性能测试装置。一般而言，一套完备的抗侵彻性能测试装置应当包括如下基本部分：

1) 加速装置，负责加速侵彻弹丸，常见的主要有轻气炮、气枪、火炮等;

2) 入射速度测试装置，负责测试弹丸入射速度，设置于被测试样前端，通过弹丸穿过两片距离已知的屏幕间的时间差来计算出入射速度;

3) 高速摄像仪，负责记录弹丸侵彻试样的过程，获取试样变形细节;

4) 靶板固定装置，用于固定被测试件;

5) 弹丸回收装置，该装置的目的是阻止具有残余速度的弹丸继续作用，造成其他破坏。

图18 典型的抗侵彻性能测试设备[50]

4 结论

在目前防护结构轻量化的巨大要求下，本文中介绍的材料或结构因其各自的较大优势，在不同的防护领域获得了应用；同时，对相关材料抗侵彻机理的认识进一步促进了抗侵彻结构的优化。防护结构的进一步发展必须适应军事领域防护环境的新特点：破片速度极高(大于2 km/s),且多是破片群同时作用，即多点侵彻；部分场合的破片材料包括钨合金、铀铌合金等，其穿甲能力极强；在抵御破片侵彻的同时，防护结构通常还需要经受强冲击波的作用(反射超压高达数十MPa)。 因此，对于轻质抗侵彻材料及结构的研究，除了进一步提升其轻量化指标外，如下两方面工作亟需开展：

1) 多点侵彻问题，该问题与实际需求密切相关，同时也是目前抗侵彻研究领域涉及较少的问题;

2) 高速弹丸和强冲击波联合作用的问题，已有的研究表明，冲击波防护材料(或结构)需要具有较好的韧性，而侵彻防护材料(结构)需要较高的硬度，因此，如何通过合适的材料选择和结构设计使得防护结构同时满足弹丸侵彻与冲击波作用的防护也是需要进一步研究的问题。

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