分层地质类材料靶体抗超高速侵彻模型实验*

程怡豪，邓国强，李 干,3，宋春明，邱艳宇,3，张中威，王德荣，王明洋,3

（1. 陆军工程大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室，江苏 南京 210007；2. 军事科学院国防工程研究院，北京 100850；3. 南京理工大学机械工程学院，江苏 南京 210094）

近年来，在超高速动能弹体对混凝土和岩石类介质的打击毁伤效应方面开展了广泛的研究[1]。其中Antoun等[2]、Wünnemann等[3]和邓国强等[4-6]开展了超高速打击岩石和砂的数值计算分析，得到了地冲击效应的传播衰减规律和等效荷载计算方法，Dawson等[7]、牛雯霞等[8]、王鹏等[9]、钱秉文等[10]开展了动能弹对混凝土靶和花岗岩靶的超高速撞击效应实验研究，Cheng等[11]、Shi等[12]、李卧东等[13]、王明洋等[14]、宋春明等[15]、李干等[16]开展了对岩土类介质超高速撞击侵彻与成坑效应的理论分析。实际条件下防护工程往往是以分层结构的形式出现的，因此开展分层靶体的超高速侵彻效应研究具有更加现实的意义。这一类问题在装甲防护和航天装备防护领域得到了较系统的研究[17-18]，但与工程防护相结合的研究还比较缺乏，其中刘峥等[19]基于数值计算方法研究了形式为“花岗岩-砂-混凝土”的成层式防护结构对超高速动能武器打击的防护性能，并发现在花岗岩层和砂层间增加空气隔层可以显著减小混凝土层的侵彻深度，但上述研究结论缺乏实验的直接验证。

在文献[19] 的基础上，本文中开展约10马赫速度条件下高强钢质杆形弹对4种分层组合形式的地质类材料靶体的超高速侵彻效应实验，来验证相关数值计算的结果，并进一步探索实际工程条件下抵抗超高速动能武器打击的优化组合结构形式。

1 实验设计

刘峥等[19]采用了一种“硬-软-硬”复合结构初步实现了“侵蚀破坏弹体-吸收地冲击-抵抗残余侵彻”的抗超高速打击效果，其中最上层（第1层）为花岗岩组成的遮弹层，第2层为干砂组成的分配层，第3层为混凝土组成的结构层；当增加空气隔层时，将隔层设置于遮弹层和分配层之间。

本实验设计大体参照刘峥等[19]的方案，但除了考虑空气隔层对结果的影响，还设计了将砂层从分配层转移到结构最上层的情形以考虑砂层位置对结果的影响；需要说明的是，由于水平入射条件的限制，采用一种密度和强度均较低的砂浆代替砂。在所有实验方案中，混凝土层均作为背板结构，且为了便于评价最终侵彻效应，混凝土层厚度为弹体长度22倍以上，此时背板可视为半无限介质。

1.1 弹体参数与撞击条件

弹体材料选用高强度合金钢30CrMnSi2A，基本材料参数如表1所示。弹体采用尖卵形头部实心弹体（图1），弹头曲径比（calibre-radius-head，CRH）为3，弹体直径为7.2 mm，弹长为36 mm，发射时与外径18 mm的可分离式聚碳酸酯弹托配合。设计弹体发射速度为10倍音速（10马赫），入射方向与靶体迎弹面垂直。

图1 弹体与弹托Fig. 1 Projectile and sabot

表1 弹靶材料的基本材料参数Table 1 Basic parameters of materials of projectile and target

1.2 靶体材料与几何尺寸

靶体材料主要包括花岗岩、砂浆和混凝土，主要材料参数如表1所示。

图2 靶体的分层设计Fig. 2 Sets of layered targets

靶体分层设计方案如图2所示，其中图2（a）～（d）为方案A、B、C和D的侧视图（此时弹体从左向右水平入射，“1”表示花岗岩层，“2”表示空气隔层，“3”表示砂浆层，“4”表示混凝土层）。所有方案下砂浆层和花岗岩层的厚度均相等，不同方案之间的区别为是否设置空气隔层以及砂浆层的位置。整个靶体在内直径120 cm的钢制圆筒模具中浇筑完成，其中花岗岩预先切割成600 mm×600 mm×50 mm的长方形并用混凝土浇筑在模具中，花岗岩平面形心与圆筒轴线重合；为了满足空气隔层的设置要求，模具被预先设计成直径相等、高度不同的若干薄壁圆柱形钢桶，相邻钢桶之间采用螺栓连接，这样一来靶体不同部分即可分别浇筑并根据要求进行任意组合。

1.3 发射与量测技术

发射装置采用陆军工程大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室的气体驱动二级轻气炮，弹托采用气动分离技术，弹体速度通过激光遮断测速装置确定，靶体几何中心与弹体入射点间的误差不超过1 cm。撞击成坑采用光学三维扫描装置捕捉并利用Geomagic Control 14对成像数据进行重构和特征提取，测量误差小于0.1 mm。成坑参数主要包括各层的成坑区表面直径、成孔直径和背板侵彻深度等。

2 实验结果

2.1 破坏现象

实验A、B、C和D的弹体撞击速度分别为3 486.5、3 447.9、3 432.7和3 440.3 m/s，最大速度与最小速度相差仅1.57 %，因此可以忽略撞击速度差异的影响。从破坏现象看（图3～6），所有实验中弹体均贯穿花岗岩和砂浆层，直至侵彻至混凝土层；混凝土层的弹坑的中心位置与靶体中心的偏离距离不超过1倍弹径，这说明弹道偏转效应很小，可以视作垂直侵彻。

图3 方案A的破坏现象Fig. 3 Damage phenomena in experimental set A

表2 成坑几何特征参数的量测结果Table 2 Measurements of geometrical character of craters

当含有空气隔层时（图3（a）～（b）、图4（a）～（b）），首层形成一个直径约10倍于弹体直径的贯穿孔洞，还会在正面和反面分别形成范围更大的剥离区和震塌区，且剥离区和震塌区的平面尺寸相当，厚度也较接近（详见表2）。从底层破坏现象看，方案A（图3（c）～（d））的砂浆层与混凝土层的孔洞直径存在明显的不连续变化，且混凝土层表面孔洞直径远小于砂浆层孔洞直径，这与两种材料的强度特征与声阻抗差异有关。砂浆层在孔洞区域外还存在一个直径约20 cm的损伤区域（图3(c)），从形态上看这一区域明显有别于图3（a）的剥离现象，可以推断其形成机理主要是首层花岗岩在背板形成的震塌碎片云作用；方案B中混凝土形成的孔洞直径（图4（c）～（d））远小于图3（c）～（d）的结果，孔洞周围不存在剥离区，仅在其周围形成直径10 cm左右的蜂窝状损伤区，其影响深度较浅，从形态上看同样可以归结为首层震塌碎片云的作用。这种碎片云引起对背板的破坏效应类似于Whipple防护屏的效果[18]，这与数值计算结果[19]完全一致。

当不含空气隔层时（图5～6），靶体整体上形成漏斗形的弹坑；但从三维扫描的结果看，不同介质界面附近的弹坑轮廓具有显著的非光滑过渡的拐角，这种现象可以归结为材料声阻抗与强度的非连续梯度变化。总体来看，花岗岩层弹坑直径随深度变化最剧烈，而砂浆层弹坑的直径变化则较缓和，这在图5（b）的砂浆层弹坑轮廓和图6（b）的花岗岩弹坑轮廓的对比中表现得尤为明显。

图4 方案B的破坏现象Fig. 4 Damage phenomena in experimental set B

图5 方案C的破坏现象Fig. 5 Damage phenomena in experimental set C

图6 方案D的破坏现象Fig. 6 Damage phenomena in experimental set D

通过开挖，在实验A、C、D的弹坑底部可以找到少量残余弹体，剩余弹体长度均约4 mm（图7），从弹体一端扁平、一端微微凸起的形态可以判断，残余部分全部为侵蚀后剩余的弹体尾部部分，且利用磁铁可以在弹坑内壁吸引到少量铁屑，这说明侵彻过程满足从头部至尾部的逐渐侵蚀过程[4,14-15,20]。由于方案B没有收集到可以辨别的残余弹体，可以认为弹体被完全侵蚀。

图7 实验前和实验后的弹体形态与长度Fig. 7 Profiles and length of projectiles before and after experiment

2.2 弹坑尺寸

分层复合靶体的成坑特征参数较复杂，为了便于分析，这里选取以下参数：对于含空气隔层的实验A和B，选取首层正面弹坑表面直径D1f、首层背面弹坑表面直径D1b、首层贯穿孔直径D1p、首层震塌区厚度h1s、混凝土层表面弹孔直径Dc和混凝土层侵彻深度hc（需加上剩余弹体长度）；对于不含空气隔层的实验C和D，选取弹坑表面直径Df、混凝土层表面弹孔直径Dc和混凝土层侵彻深度hc。以上符号的具体含义可参考图3～6。最终量测结果如表2所示。

根据表2作以下分析。

（1）将实验方案A和实验方案C作对比，或将实验方案B和实验方案D作对比时，可发现增加空气隔层可以减小hc，特别是实验方案B的hc仅为实验方案D的49.7 %，但此时实验方案A和实验方案B的D1f也要分别大于实验方案C和实验方案D的Df，因此在一定条件下增加空气隔层可以减小结构层的侵彻深度，但这会引起结构成坑直径的显著加剧，这和数值计算结果[19]是定性吻合的。

（2）对比实验方案A和实验方案B可以发现，当增加空气隔层时，若将砂浆层从混凝土顶部转移至花岗岩顶部，则hc可减小50%以上，此时D1p无显著变化，但D1f和D1b稍有增大。

（3）对比实验方案C和实验方案D可以发现，若不设空气隔层，将砂浆层从混凝土顶部转移至花岗岩顶部可使hc可减小16.5%，但Df稍有增大。

（4）从减小hc的角度看，实验方案B（增加空气隔层并将砂浆层置于整个结构最上方）是最有利的。从减小横向破坏区域（D1f、D1b和Df）来看，实验方案B却是最不利的。

3 分析与讨论

3.1 空气隔层的影响

从本文实验结果和刘峥等[19]的计算结果看，一定条件下增加空气隔层对于减小底部结构在超高速打击下的侵彻深度是有利的。这里进一步给出两方面可能的解释：

（1）超高速撞击动能在撞击发生后的极短时间内大量转移到靶体近区的内能中并以应力波形式向靶体远处扩散。当加入空气隔层后，由于上下层阻抗严重失配，应力波能量向下部结构直接传递的途径被阻滞，因而被迫向花岗岩层发生横向转移；伴随着更大范围的花岗岩参与破坏过程，弹体在贯穿花岗岩层时的平均阻力有所增加，其最终结果是减小了贯穿后弹体的长度和速度，使得混凝土靶体的侵彻深度减小。

（2）若认为背板侵彻深度是弹体侵彻和花岗岩背面运动介质的冲击局部作用共同决定时，还可以作如下推断：当存在空气隔层时，花岗岩背面的震塌碎片被扩散到较大的空间范围内（扩散角效应），在这种效应下，碎片对底层靶体的局部破坏作用相对于无空气隔层的情形而言被大大削弱了，因此侵彻深度有所减小。

值得注意的是，空气隔层对侵彻深度的影响似乎存在正负两种效应。例如：Wu等[21]的混凝土靶板贯穿实验结果显示，弹体在贯穿多层间隔靶体后的剩余速度要大于相同厚度的单层靶体（初始撞击速度640 m/s）。从相关文献[17-18] 看，空气隔层的正负效应不仅取决于隔层厚度与弹体长度之比，也和初始撞击速度、首层装甲的厚度和强度等因素相关，因此对上述因素需要作进一步分析以得出更加全面的结论。

3.2 砂浆层位置的影响

如前所述，超高速撞击能量在撞击瞬时大量转移到靶体近区的应力波中，因此顶层的砂浆（或砂）丰富的孔隙会大量耗散应力波能量，这就大大减小了传递到花岗岩上的能量总和。另一方面，从杆形弹的超高速侵彻过程[20]来看，瞬时激波阶段（即超高速侵彻的第1阶段）压力最高，侵彻速度也最大，此时靶体材料的强度对抵抗侵彻意义不大。将强度较低的砂浆（或砂）置于顶层，可以减少花岗岩在瞬时激波阶段的消耗并在接下来的准稳态侵彻阶段（即超高速侵彻的第2阶段）更充分地发挥高强度的特点。这一过程的最终结果是减小了剩余弹体的长度和动能。

3.3 对成层式防护结构设计的启示

本文实验结果和刘峥等[19]的数值计算成果说明，当满足一定条件时，合理的分层设计确实可以显著提高防护效能。当以减小超高速动能弹打击下结构层的侵彻深度为目标时，可以归结为“软-硬-软-硬”的分层设计思路。第1软层（疏松层）应具有较低的声阻抗和较高的孔隙率（可采用干砂、疏松土或级配不良的碎石等），主要作用是承受瞬时激波阶段的侵彻效应并耗散初始撞击引起的部分波动能；第1硬层（遮弹层）应具较高的强度和密度（可采用天然岩体、浆砌块石、高性能混凝土、刚玉、陶瓷等），其作用是抵抗弹体侵彻、破坏弹体结构、分散弹体动能的时空分布密度；第2软层（分配层）应具有极低的声阻抗（可采用空气或干砂等），通过与遮弹层和结构层间形成显著的阻抗失配，进一步促进遮弹层防护效能的发挥；第2硬层（结构层）一般采用钢筋混凝土结构，除了抵抗剩余弹体的冲击局部作用外，尚应考虑震塌碎片打击下的防护设计。当然，最终的抗侵彻效应尚取决于弹体的材料性能和结构设计、弹体的撞击速度和角度，以及各层靶体的厚度，这些因素的影响尚有待进行系统分析。另一个值得注意的问题是，上述分层设计思路与常规钻地弹侵爆条件下成层式防护结构的设计思路并行不悖[22-23]，此时遮弹层的作用基本不变，而分配层还兼具削弱爆炸波能量向结构层耦合的作用，这说明抗常规武器的防护设计可以与抗超高速动能弹的防护设计相统一。

4 结 论

开展了近10马赫速度条件下杆形钢弹对4种配布形式的分层地质类材料靶体的侵彻效应实验，实验结果表明：增加遮弹层与下部结构间的空气隔层、在整个结构顶部设置疏松砂浆层，均可以在一定条件下加剧弹体破坏、减小结构层的侵彻深度，但同时会增大遮弹层的表面成坑直径。从减小结构层的侵彻深度出发，“软-硬-软-硬”的分层设计思路对抵抗超高速弹体侵彻是可行的，但其具体效能的发挥尚有待对相关影响因素作更加系统全面的分析。