舰船舷侧复合装甲结构抗动能穿甲模拟实验

第３１卷第１期　爆炸与冲击　Ｖｏ１．３１，ＮＯ．１　２０１１年１月　ＥＸＰＬ０Ｓ１０Ｎ　ＡＮＤ　ＳＨ０ＣＫ　ＷＡＶＥＳ　Ｊａｎ．，２０１１　文章编号：１００１—１４５５（２０１１）０１一Ｏ０１１－０８　舰船舷侧复合装甲结构抗动能穿甲模拟实验　陈长海　，朱锡　，侯海量　，王天穹　（１．海军工程大学船舶与动力学院，湖北武汉４３００３３；　２．海军９１７７４部队装备部，上海２０００８３）　摘要：以均质钢板前置复合材料板模拟舰船舷侧复合装甲结构，结合低速弹道冲击实验，分析了结构的　破坏模式和吸能机理，比较了复合材料板与均质钢板的抗弹性能。在此基础上，根据靶板破坏模式，得到了球　头弹穿透组合靶板的剩余速度预测公式，并与实验结果进行了比较。结果表明，复合材料板的面密度吸能远　大于均质钢板的；组合靶板中前置复合装甲板的破坏模式主要为纤维拉伸断裂，而钢质背板则由于前置复合　装甲板的影响，破坏模式主要为花瓣开裂破坏；将剩余速度理论预测值与实验数据进行比较，两者吻合较好。　关键词：爆炸力学；破坏模式；模拟实验；复合装甲；动能穿甲　中图分类号：Ｏ３８５；ＴＢ３３３　国标学科代码：１３０・３５３０　文献标志码：Ａ　随着现代反舰武器特别是半穿甲导弹的不断发展，舰船舷侧抗动能穿甲防护问题日益突出。复合　材料由于具有高比强度和比刚度，在舰船防护中得到了广泛应用。近年来，纤维复合材料的抗侵彻问题　受到极大的关注，并有了较多的实验和理论研究　。］。Ｈ．Ｍ．Ｗｅｎｌ１　在局部化破坏假定的基础上，根据　能量守恒原理，建立了包括球形弹头在内的各种弹头弹丸侵彻ＦＲＰ层合板的侵彻阻力公式，覃悦等口　在此基础上提出了改进的能量简化分析模型，认为侵彻过程中弹丸受到的阻力与侵彻速度相关。梅志　远等　则对ＦＲＣ层合板在柱形弹高速冲击下的横向变形及破坏模式进行了分析，建立了剪切侵彻和连　续侵彻分析模型。　舰船舷侧结构的厚度相对于导弹战斗部直径而言可认为是薄板，因而半穿甲导弹对舷侧结构的冲　击可认为是薄板抗低速穿甲问题。现代舰船舷侧装甲防护结构广泛采用外设复合装甲的结构形式。尽　管目前对复合材料板或金属靶板抗穿甲的研究较多　］，但研究对象大多局限于单一复合材料板或纯　钢板，关于复合材料板和钢板组合形成的结构靶板的研究较少。而复合装甲材料与舰船舷侧结构在抗　穿甲过程中的相互影响以及影响的方式和程度等，都是值得研究的问题。因而研究复合材料板与钢板　形成的组合结构的抗穿甲性能具有重要的工程意义。　本文中，以均质钢板前置复合材料板模拟舰船舷侧复合装甲结构，通过低速弹道冲击实验分析组合　结构靶板中复合材料板和钢板的破坏模式和吸能机理以及他们之间的相互影响，比较复合材料板与均　质钢板的抗弹吸能能力。在此基础上，根据靶板的破坏模式，得到球头弹穿透组合结构靶板的剩余速度　理论预测公式，并将理论预测剩余速度值与实验结果进行比较。　１　实验设计　实验发射装置为１５　ｍｍ口径滑膛枪，采用火药推进，实验弹速通过测速靶网进行测试（见图１）。　弹体采用弹径　一１４．９　ｍｍ的球头弹，弹体材料为经淬火处理的４５钢，屈服强度Ｏ＇ｏ一３５５　ＭＰａ，抗拉强　度　一４５０～６８５　ＭＰａ。初始冲击弹速为２００～４００　ｍ／ｓ。　实验靶板尺寸为３００　ｍｍ×３００　ｍｍ。实验靶板分为２种：一种是纤维增强复合材料靶板（简称复合　材料板）；另一种是复合材料板与均质钢板组合而成的组合结构靶板（简称组合靶板），组合靶板中复合　＊收稿日期：２００９—１卜１９；修回日期：２０１０—０３—０４　基金项目：国防科技预研基金项目（４０１０３０５０１０３０３）；海军工程大学自然科学基金项目（ＨＧＤＹＤＪＪＯＯ３）　作者简介：陈长海（１９８５一），男，硕士。　１２　爆　炸　与　冲　击　第３１卷　材料板（称为前置复合装甲板）被置于均质钢板（称为钢质背板）的前面，以模拟舰船舷侧复合装甲以及　舰船的舷侧结构，组合靶板中前置复合装甲板的材料与复合材料板相同。复合材料板为芳纶纤维平纹　布（Ｔｗａｒｏｎ）和玻璃纤维（Ｃ４０Ｏ）混杂增强的模压靶板，基体为聚碳酸酯。组合靶板中前置复合装甲板和　钢质背板之间紧密的叠层不留间隙（见图１）。钢质背板为低碳钢Ｑ２３５均质钢板，钢板表面镀有１层很　薄的金属锌，由于镀层很薄，忽略它在抗弹过程中的影响。　ｌｅ。ｌｉｍｎｇ　ｃｏｉｌ　￣ｃｔｏｒ　１ａｒｇｅｔ　ＩＯ　ｒ　ｔｅｓｔｉｎｇ　Ｐｒｏｊｃ　ｚｔｉｌｅ　ｃｏｌｌｅｃｔｏＩ　口　／Ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｔａｒｇｅｔ　ｌ＼　ｆ　／Ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｔｒａｇｅｔ　＼　『　ｌ　甲　１　Ｃｌ羽ｃ　＂ｔｎｌｐａｏｔ／ｉｓｅｉｓｔ　ｅｒ　豳ｌｊ　＼Ｓｐ　／ａｅｔｌ　图１测试系统不意图　Ｐ　Ｌ．＿ｊ　Ｉ　（１）　Ｆｉｇ．１　Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ａｒｒａｎｇｅｍｅｎｔ　实验结果表明，弹体穿甲过程中不会发生变形和破坏，保持为刚体，影响弹体穿甲过程的主要是弹　头形状和弹径。因此，穿甲过程中靶板的吸能量Ｅ及面密度吸能量Ｅ　分别为　Ｅ一去Ｍ　（　：一　；），　ＥＡ一旦　ｐＡ　式中：Ｍ　、　、　分别为弹丸质量、入靶速度、出靶速度；ＰＡ为靶板面密度。　２弹道实验结果及分析　２．１实验结果　采用高速摄影技术对弹体的侵彻过程以及穿透前后弹体的飞行姿态进行观察，图２为采用高速摄　影设备拍摄的实验５的弹道侵彻过程，将整个穿透过程分为人靶和出靶。由图可知，实验中弹体保持垂　直于靶板的正入射姿态，出靶时也基本上保持水平弹道。弹道实验主要参数及测试结果见表１，表中，　Ｈ。为复合材料板的等面密度钢甲厚度，Ｈ　为钢质背板厚度。　表１弹道实验主要参数及测试结果　Ｔａｂｌｅ　１　Ｍａｉｎ　ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ　ａｎｄ　ｔｅｓｔ　ｒｅｓｕｌｔｓ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ　序号　Ｍ　ｇ　Ｖｏ／（ｍ／ｓ）ｖＪ（ｍ／ｓ）　ｃ　・ｍ　ｋｇ　靶　坏　Ｏ．３１３　７　Ｏ．３９６　３　穿透　穿透　穿透　Ｏ．３９６　３　Ｏ．３５４　９　穿透　穿透　穿透　穿透　穿透　２５．７　２５．７　０．３５４　９　０．３１５　２　０．３１５　２　０．４６２　９　０．４８７　１　０．３５８　１　未穿透　穿透　穿透　未穿透　０．３５１　２　Ｏ．３４９　４　２５．７　２５．７　第１期　陈长海等：舰船舷侧复合装甲结构抗动能穿甲模拟实验　图２实验５的侵彻过程　Ｆｉｇ．２　Ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ｐｒｏｃｅｓｓ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　５　２．２破坏模式分析　复合材料板的破坏模式不仅与材料有关，而且与弹体的形状有关，不同的变形破坏模式反映出不同　的抗弹机理。根据Ｃ．Ｔ．Ｌｉｍ等　对不同弹体形状下双层织物板抗冲击的实验研究可知，织物主要有纤　维断裂、原纤维化、摩擦效应和板的翘曲４种破坏机理。通过对靶板破坏模式的观测，可认为靶板弹道　冲击的响应主要是局部效应。组合靶板实验中前置复合装甲板的破坏模式如图３所示。　由前置复合装甲板的正面破坏形貌（见图３（ａ））可以看出，组合靶板前置复合装甲板迎弹面的弹体　冲击区边缘有小量的剪切断裂现象，冲击区大部分纤维呈现拉伸断裂的破坏模式。而由背面破坏形貌　（见图３（ｂ））可知，在板的背面绝大部分纤维呈拉伸断裂破坏，断裂端纤维出现了一定的原纤化现象，这　主要是由于复合装甲板中芳纶纤维高韧性材料特性作用的结果。结合前置复合装甲板的正面和背面的　破坏形貌可得，组合靶板中前置复合装甲板的破坏模式主要是纤维的拉伸断裂破坏，且发生破坏的区域　局限于弹体冲击区，破坏区大小与弹体直径基本相等。为了更直接观察前置复合装甲板内部剪切冲塞　和拉伸断裂２种破坏模式的过渡情况，用水刀将靶板在着弹点切开，具体的破坏情况如图３（ｃ）所示。　由切开后的横截面破坏图可进一步看出，在弹体冲击区靶板的厚度方向上，纤维的剪切冲塞破坏所占的　比例很小，绝大部分纤维呈拉伸断裂破坏。　（ａ）Ｆｒｏｎｔ　ｖｉｅｗ　（ｂ）Ｒｅａｒ　ｖｉｅｗ　（Ｃ）Ｓｅｃｔｉｏｎａｌ　ｖｉｅｗ　图３实验４前置复合装甲板的破坏形貌　Ｆｉｇ．３　Ｄａｍａｇｅ　ｖｉｅｗ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｆｒｏｎｔ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　４　单一无钢质背板的复合材料　板弹道冲击下的破坏形貌如图４　所示。由图可知，复合材料板的　破坏模式主要为纤维的拉伸断　裂，在迎弹面弹体冲击区边缘也　存在小量的剪切破坏，板的背面　则主要为纤维的拉伸断裂。与图　３进行比较可看出，前置复合装　（ｂ）Ｒｅａｒ　ｖｉｅｗ　甲板的正面剪切破坏较复合材料　板稍微明显。比较组合靶板前置　图４实验１ｏ复合材料板的破坏形貌　Ｆｉｇ．４　Ｄａｍａｇｅ　ｖｉｅｗ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　１　０　复合装甲板和单一复合材料板的　１４　爆　炸　与　冲　击　第３１卷　破坏形貌可知，前置复合装甲板　和复合材料板的破坏模式基本相　（ａ）Ｔｈｅ　ｓｔｅｅｌ　ｂａｃｋｉｎｇ　ｐｌａｔｅ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　３　（ｂ）Ｔｈｅ　ｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅ　同，主要原因是组合靶板中钢质　背板的厚度相对较薄，弹体侵彻　前置复合装甲板的过程中钢质背　板对它变形的限制较小。组合靶　板中钢质背板的破坏模式如图５　（ａ）所示。由图可知，钢质背板在　弹头冲击中心区有小量的剪切冲　塞破坏，这主要是由于隆起变形　图５钢板的破坏模式比较　区边缘发生剪切失效而生成的失　Ｆｉｇ．５　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｏｆ　ｄａｍａｇｅ　ｍｏｄｅｓ　ｆｏｒ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅｓ　效块＿８］。虽然钢质背板在冲击中　心区出现了小量的剪切破坏，但冲击区大部分呈现花瓣开裂破坏。从整个破坏的情况可看出，钢质背板　的破坏模式为花瓣开裂破坏。而相同实验条件下，侯海量等　的薄板穿甲实验中均质钢板的破坏模式　主要为剪切冲塞破坏（如图５（ｂ）所示）。　由图５可知，弹道冲击下组合靶板钢质背板的破坏模式与单一均质钢板的破坏模式明显不同，钢板　的主要破坏模式由剪切冲塞转变为花瓣开裂。通过实验观测，钢质背板的破口近似为圆形，表２为实验　测得的钢质背板花瓣开裂的破口情况。表中，”为裂瓣数，ｚ为裂瓣平均长度，Ｄ为破口平均直径。由表　可知，破口直径均比弹体直径大，实验６中破口直径达到了２４　ｍＦｏ。这是由于弹体在对钢质背板的侵　彻过程中，前置复合装甲板的断裂纤维附着在弹体上，增大了弹头的挤压直径和作用区域。组合靶板的　最终破坏情况如图６所示。　表２钢质背板花瓣型破坏破口大小　Ｔａｂｌｅ　２　Ｔｈｅ　ｓｉｚｅ　ｏｆ　ｐｅｔａｌｉｎｇ　ｃｒｅｖａｓｓｅｓ　ｆｏｒ　ｓｔｅｅｌ　ｂａｃｋｉｎｇ　ｐｌａｔｅｓ　图６实验４组合靶板的破坏形貌　Ｆｉｇ．６　Ｄａｍａｇｅ　ｖｉｅｗ　ｏｆ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｔａｒｇｅｔｓ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　４　一方面，组合靶板中钢质背板穿甲破坏模式的变化是由于前置复合装甲板的影响，使得弹体在穿透　前置复合装甲板后，降低了弹体冲击钢质背板时的速度。根据文献［８］可知钢质背板隆起变形区的半径　Ｒ　即剪切冲塞块的大小随着冲击速度的降低而减小，即弹体冲击背板的速度越低，越不容易产生剪切　冲塞破坏。另一方面，前置复合装甲板断裂的纤维在弹体对钢质背板的穿甲过程中附着在弹头表面，增　大了弹体对背板冲击区的作用面积，同时在对剪切破口挤压的过程中相当于增大了弹体的直径，因而使　得背板沿剪切破口的环向应力迅速达到材料的屈服应力而产生裂纹。随着弹体和附着在弹头上断裂纤　维进一步的挤压作用，裂纹沿径向传播并伴随花瓣的弯曲作用，最终形成花瓣型破坏。此外，断裂纤维　对弹体弹头存在一定的摩擦作用，从而使得弹丸在对钢质背板的侵彻过程中速度降低得更快。因此，组　合靶板中前置复合装甲板改变了钢质背板的穿甲破坏模式，使得钢质背板由剪切冲塞变为花瓣型破坏。　弹丸低速冲击下，组合靶板的钢质背板在弹体冲击前置复合装甲板的过程中主要起支撑作用，实际结构　中钢质背板为舰船的舷侧外板。　第１期　陈长海等：舰船舷侧复合装甲结构抗动能穿甲模拟实验　１５　２．３抗弹吸能分析　在前面对靶板的破坏模式分析的基础上，对靶板的抗弹效率（即面密度吸能量）进行分析。实验１　中，由于前置复合装甲板相对较薄，钢质背板花瓣型破坏产生的破口较小，因而单位面密度吸能量相对　偏小。而实验１２中，弹体初始冲击速度接近复合材料靶板的弹道极限，因而面密度吸能量相对偏大。　根据弹道实验结果并结合靶板的破坏模式分析，可看到单一复合材料板的单位面密度吸能量均在１２５　Ｊ・ｍ　／ｋｇ以上，在接近靶板弹道极限时（如实验１２），复合材料板的面密度吸能量更是达到了３０７．８　Ｊ・ｍ　／ｋｇ。从实验８～１２复合材料板面密度吸能量的结果可以看出，对于相同类型的复合材料，不同　面密度下，薄板表现出的抗弹效率波动性较大，且当初始速度高于靶板的弹道极限时，抗弹效率普遍出　现下降的趋势，在弹道极限附近抗弹效率最高。　弹道冲击下，除实验１外，组（ａ）Ｆ＿ｒ０ｎｔ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ　合靶板的面密度吸能均在３９　Ｊ．ｍ　／ｋｇ以上。实验１由于前　置复合装甲板的厚度相对于钢质　背板较薄，前置复合装甲板在弹　体冲击过程中由于受到钢质背板　的影响，纤维较多地产生了剪切　冲塞破坏（见图７（ａ）），弹体冲击　过程中前置复合装甲板的抗弹效　图７实验１前置复合装甲板和钢质背板的破坏形貌　率较低。由于前置复合装甲板抗　Ｆｉｇ．７　Ｄａｍａｇｅ　ｖｉｅｗ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｆｒｏｎｔａｌ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ　弹吸能能力的降低，弹体冲击钢　ａｎｄ　ｓｔｅｅｌ　ｂａｃｋｉｎｇ　ｐｌａｔｅ　ｏｆ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ　１　质背板时的速度相应增大，使得　穿甲破坏模式主要为剪切冲塞破坏（见图７（ｂ）），大大降低了钢质背板的抗弹效率。因而，实验１组合　靶板整体的单位面密度吸能量相对较低。　由相同实验条件下（文献［８］中实验工况１～４）对相同材料Ｑ２３５均质钢板进行的弹道实验结果可　知，虽然随着弹体冲击速度的增加，单一均质钢板的面密度吸能量有所增大，但均在１４～３０　Ｊ・ｍ　／ｋｇ　之间。结合本文中单一复合材料板的弹道实验结果可得，复合材料板的面密度吸能量远大于均质钢板，　是均质钢板的４～６倍。由此可知，组合靶板中前置复合装甲板是主要的吸能构件，前置复合材料板穿　甲破坏模式的变化，将会很大程度上影响组合靶板的抗弹吸能能力。由于本文实验中钢质背板的厚度　较薄，因此，在抗弹过程中钢质背板对前置复合装甲板的变形破坏模式影响较小。若钢质背板为相对较　厚的钢板，则背板的存在会明显地限制前置复合装甲板的变形，使前置复合装甲板的抗弹吸能能力得不　到充分的发挥。　３弹体剩余速度理论预测分析模型　３．１　复合材料板的理论预测　对于复合材料薄板穿甲问题，可以认为口　弹丸侵彻过程中弹体受到的平均压力　由复合材料弹塑　性变形所引起的静态阻力和速度效应引起的动阻力２部分组成。因此，靶板吸收的冲击动能为　ｒ一　、Ｗ１一　１丌４　　Ｉ（　　＋　√　）・，、』　Ｊ　）　式中：　是与弹头形状有关的系数，对于球头弹ｐ一１．５；ｈ　、Ｐ　和　分别为复合材料板的厚度、密度和弹性　极限。结合式（１）可得弹体的剩余速度　一ｌ　一　（　扎ｓ√　。）ｌ　图８给出了利用式（３）计算得到的剩余速度与实验数据的比较结果。图８（ａ）为文献［１１］中的实验　１６　爆　炸　与　冲　击　第３１卷　数据，实验用靶板为Ｋｅｖｌａｒ层合板，靶板参数ｈ　一５　ＩＴｔｍ，Ｐ　一１．４　ｇ／ｃｍ。，　一２７４　ＭＰａ，球头弹丸质量　Ｍｐ一５．２　ｇ，弹体直径　一７．６２　ｍｍ。图８（ｂ）为本实验中复合材料板的数据，计算中弹性极限　取自准　静态材料性能实验结果，　一７１５　ＭＰａ，．Ｄ　一１．１７　ｇ／ｃｍ。。由图可知，由能量简化模型得到的理论预测剩　余速度值与实验数据吻合较好。　圈８复合材料板理论预测剩余速反与买验效据的比较　Ｆｉｇ．８　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｓ　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｄａｔａ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｏｆ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　３．２组合靶板的理论预测　由前面对组合靶板的破坏模式及抗弹吸能的分析可知，组合靶板中钢质背板对前置复合装甲板的　变形破坏限制很小，因此，假设弹体穿甲过程中钢质背板对前置复合装甲板的抗弹性能不产生影响，则　前置复合装甲板在弹体穿透后的吸能为ｗ　。设弹体穿透整个组合靶板后钢质背板的吸能为ｗ。，根据　文献［１２３，结合本文实验可将钢质背板的吸能分为撞击区花瓣开裂变形能和非撞击区径向拉伸变形能，　其中撞击区的花瓣开裂变形能考虑了撞击中心区小块的剪切冲塞吸能。通过钢质背板的破坏形貌（见　图５（ａ）、图６）可已看出，钢质背板的主要破坏模式为花瓣开裂破坏，非撞击区的变形很小，相对于撞击　区的花瓣开裂变形能，非撞击区径向拉伸变形吸能量可以忽略。因此，钢质背板吸能　Ｗ　一　１　７ｃｄ　ｈ　『　Ｏ＇ｙ＋０．６２ｌ０　ｆ　１］　Ｌ　＼　“，　Ｊ　（４）　‘士　式中：ｈ　为金属靶板厚度，ｐｍ为金属靶板的密度，　为金属靶板的屈服强度，ｚ　为弹头长度，对于球头弹，　ｄ／（２ｔ　）一１，　ｉ　为弹丸冲击钢质背板时的初始速度。前置复合装甲板的变形吸能为　Ｗ　一Ｍｐ（　：一　）　（５）　由式（２）和（５）可求得　。　，再将　代人式（５）可得Ｗ　，组合靶板的总吸能量为　Ｅ：ＷＩ＋Ｗ２　（６）　结合式（１）可得弹丸穿透组合靶板后的剩余速度为　一　）　哿（１＋１．５　。）］＿－哿　∽　图９给出了利用式（７）计算得到的弹体穿透组合靶板后的剩余速度值与实验数据的比较结果，组合　靶板前置复合装甲板的相关参数与图８（ｂ）中所采用的复合材料板的参数相同。钢质背板的参数为ｐｍ　一７．８　ｇ／ｃｍ。，　：２３５　ＭＰａ。由图可知，理论预测剩余速度值与实验结果吻合较好。　应该指出的是，由于有钢质背板的存在，组合靶板中前置复合装甲板的吸能会减小；钢质背板则由　于前置复合装甲板的影响，破坏模式的改变使得其吸能增大。而通过对复合材料板和组合靶板弹道冲　击下弹体的剩余速度理论预测值与实验结果的比较表明，虽然所用的理论分析模型未能反应出靶板的　吸能机理以及不同破坏模式的差异对靶板吸能的影响，但所用参数较少，且易于从简单的实验和测量中　得到，使用方便。考虑到弹道侵彻实验的离散性，在没有更精确的合理的模型提出之前，式（７）可用于球　头弹丸穿透组合薄靶板的剩余速度的预测和计算，而且可以获得较满意的精度。　第１期　陈长海等：舰船舷侧复合装甲结构抗动能穿甲模拟实验　１７　４　结　论　（１）弹道冲击下，复合材料板的面密度吸能远大　于均质钢板的，因而组合靶板中前置复合装甲板是　主要的吸能构件，破坏模式的改变对组合靶板抗弹　性能的影响较大。　（２）弹丸低速冲击下，组合靶板前置复合装甲板　的穿甲破坏模式主要表现为纤维的拉伸断裂，钢质　背板对破坏模式的影响较小。　ｔ￣／（ｍ／ｓ１　（３）组合靶板抗侵彻过程中前置复合装甲板对　钢质背板的影响较大，主要表现在对弹丸冲击速度　图９组合靶板理论预测剩余速度值与实验数据的比较　的降低和附着在弹头表面的断裂纤维对弹体冲击区　Ｆｉｇ．９　Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ　ｏｆ　ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｓ　域及弹头挤压直径的增大，使得钢质背板在球头弹　ｗｉｔｈ　ｔｈｅ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｄａｔａ　冲击下的主要破坏模式发生了变化，由剪切冲塞破　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｏｆ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｔａｒｇｅｔｓ　坏转变为花瓣开裂破坏。　（４）根据靶板的破坏模式得到了组合靶板在球头弹丸低速冲击下弹体剩余速度预测公式，利用该式　所得到的剩余速度预测值与实验数据吻合较好。由于该式所用参数较少，且易于从简单的实验和测量　中得到，因而具有一定的工程应用价值。　参考文献：　［１］　Ｗｅｎ　Ｈ　Ｍ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｎｇ　ｔｈｅ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ＦＲＰ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｓｔｒｕｃｋ　ｎｏｒｍａｌｌｙ　ｂｙ　ｐｒｏｊ　ｅｃｔｉｌｅｓ　ｗｉｔｈ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｎｏｓｅ　ｓｈａｐｅｓ［Ｊ￣．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ，２０００，４９（３）：３２１　３２９．　［２］　Ｗｅｎ　Ｈ　Ｍ．Ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｔｈｉｃｋ　ＦＲＰ　ｌａｍｉｎａｔｅｓＥＪ］．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ　Ｓｃｉｅｎｃｅ　ａｎｄ　Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，２００１，６１　（８）：１１６３—１ｌ　７２．　［３］　覃悦，文鹤呜，何涛．卵形弹丸撞击下ＦＲＰ层合板的侵彻和穿透ｌＪ］．复合材料学报，２００７，２４（２）：１３ｌ一１３６．　ＱＩＮ　Ｙｕｅ，ＷＥＮ　Ｈｅ—ｍｉｎｇ，ＨＥ　Ｔａｏ．Ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ＦＲＰ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｕｎｄｅｒ　ｎｏｒｍａｌ　ｉｍｐａｃｔ　ｂｙ　ｏｇｉｖａｌ—　ｎｏｓｅｄ　ｐｒｏｊｅｃｔｉｌｅｓ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ｍａｔｅｒｉａｅ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔａｅ　Ｓｉｎｉｃａ，２００７，２４（２）：１３１—１３６．　［４３　梅志远，朱锡，张立军．ＦＲＰ层合板抗高速冲击机理研究ＥＪ］．复合材料学报，２００６，２３（２）：１４３—１４９．　ＭＥＩ　Ｚｈｉ—ｙｕａｎ，ＺＨＵ　Ｘｉ，ＺＨＡＮＧ　Ｌｉ—ｊｕｎ．Ｂａｌｌｉｓｔｉｃ　ｐｒｏｔｅｃｔｉｖｅ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｏｆ　ＦＲＣ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ｍａｔｅｒｉａｅ　Ｃｏｍｐｏｓｉｔａｅ　Ｓｉｎｉｃａ，２００６，２３（２）：１４３—１４９．　Ｅ５３　Ｇｅｌｌｅｒｔ　Ｅ　Ｐ，Ｃｉｍｐｏｅｒｕ　Ｓ　Ｊ，Ｗｏｏｄｗａｒｄ　Ｒ　Ｌ．Ａ　ｓｔｕｄｙ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｔａｒｇｅｔ　ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｂａｌｌｉｓｔｉｃ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｇｌａｓｓ　ｆｉｂｒｅ～ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　ｐｌａｓｔｉｃ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｉｍｐａｃｔ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２０００，２４（５）：４４５—４５６．　Ｅ６］　Ｌｉｍ　Ｃ　Ｔ，Ｔａｎ　Ｖ　Ｂ　Ｃ，Ｃｈｅｏｎｇ　Ｃ　Ｈ．Ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｈｉｇｈ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｄｏｕｂｌｅ—ｐｌｙ　ｆａｂｒｉｃ　ｓｙｓｔｅｍ　ｂｙ　ｖａｒｙｉｎｇ　ｓｈａｐｅｄ　ｐｒｏｊｅｃ　ｔｉｌｅｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｉｍｐａｃｔ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００２，２７（６）：５７７—５９１．　［７］　Ｄｅｙ　Ｓ，Ｂ￣，ｒｖｉｋ　Ｔ，Ｈｏｐｐｅｒｓｔａｄ　Ｏ　Ｓ，ｅｔ　ａ１．Ｔｈｅ　ｅｆｆｅｃｔ　ｏｆ　ｔａｒｇｅｔ　ｓｔｒｅｎｇｔｈ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅｓ　ｕｓｉｎｇ　ｔｈｒｅｅ　ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ　ｐｒｏｊｅｃｔｉｌｅ　ｎｏｓｅ　ｓｈａｐｅｓＥＪ￣．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｉｍｐａｃｔ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００４，３Ｏ（８　９）：１００５—１０３８．　［８］　侯海量，朱锡，李伟，等．低速大质量球头弹冲击下薄板穿甲破坏机理数值分析厂Ｊ］．振动与冲击，２００８，２７（１）：４Ｏ一４５．　ＨＯＵ　Ｈａｉ—ｌｉａｎｇ，ＺＨＵ　Ｘｉ，Ｉ　Ｉ　Ｗｅｉ，ｅｔ　ａ１．Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ　ａｎａｌｙｓｉｓ　ｏｆ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｆｏｒ　ａ　ｔｈｉｎｐｌａｔｅ　ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ　ｔＯ　ｉｍｐａｃｔ　ｂｙ　ｈｅｍｉｓｐｈｅｒｉｃａｌ—ｎｏｓｅｄ　ｐｒｏｊｅｃｔｉｌｅｓ　ｗｉｔｈ　ｌｏｗ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ　ｏｆ　Ｖｉｂｒａｔｉｏｎ　ａｎｄ　Ｓｈｏｃｋ，２００８，２７（１）：４０　４５．　［９］　朱锡，侯海量，谷美邦，等．抵御小口径火炮弹道侵彻装甲防护模拟实验研究［Ｊ］．爆炸与冲击，２００６，２６（３）：２６２—　２６８．　ＺＨＵ　Ｘｉ，Ｈ（）Ｕ　Ｈａｉ—ｌｉａｎｇ，ＧＵ　Ｍｅｉ—ｂａｎｇ，ｅｔ　ａ１．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ａｒｍｏｒ　ｐｒｏｔｅｃｔｉｏｎ　ａｇａｉｎｓｔ　ｂａｌｌｉｓｔｉｃ　ｉｍｐａｃｔ　ｏｆ　ｓｍａｌｌ　ｃａｌｉｂｅｒ　ａｒｔｉｌｌｅｒｙ［Ｊ］．Ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ　ａｎｄ　Ｓｈｏｃｋ　Ｗａｖｅｓ，２００６，２６（３）：２６２—２６８．　［１０］　朱锡，梅志远，徐顺棋，等．高速破片侵彻舰用复合装甲模拟实验研究［Ｊ］．兵工学报，２００３，２４（４）：５３０　５３３．　１８　爆　炸　与　冲　击　第３１卷　ＺＨＵ　Ｘｉ，ＭＥＩ　Ｚｈｉ—ｙｕａｎ，ＸＵ　Ｓｈｕｎ—ｑｉ，ｅｔ　ａ１．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｒｅｓｅａｒｃｈ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｈｉｇｈ—ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｆｒａｇｍｅｎｔｓ　ｉｎ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｗａｒｓｈｉｐ　ａｒｍｏｒ［Ｊ］．Ａｃｔａ　Ａｒｍａｍｅｎｔａｒｉｉ，２００３，２４（４）：５３０—５３３．　王元博，王肖钧，胡秀章，等．Ｋｅｖｌａｒ层合板材料抗弹性能研究ＬＪ］．工程力学　２００５，２２（３）：７６—８１．　，ＷＡＮＧ　Ｙｕａｎ　ｂｏ，ＷＡＮＧ　Ｘｉａｏ—ｊｕｎ，ＨＵ　Ｘｉｕ　ｚｈａｎｇ，ｅｔ　ａ１．Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　０ｆ　ｂａｌｌｉｓｔｉｃ　ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ　ｏｆ　Ｋｅｖｌａｒ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ［Ｊ］．Ｅｎｇｎｅｅｒｉｎｇ　Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ，２００５，２２（３）：７６—８１．　［１２］　Ｇｕｐｔａ　Ｎ　Ｋ，Ａｎｓａｒｉ　Ｒ，Ｇｕｐｔａ　Ｓ　Ｋ．Ｎｏｒｍａｌ　ｉｍｐａｃｔ　ｏｆ　ｏｇｉｖｅ　ｎｏｓｅｄ　ｐｒｏｊ　ｅｃｔｉｌｅｓ　ｏｎ　ｔｈｉｎ　ｐｌａｔｅｓ［Ｊ］．Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ　Ｊｏｕｒ—　ｎａ１　ｏｆ　Ｉｍｐａｃｔ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，２００１，２５（７）：６４１—６６０．　Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｓｔｕｄｙ　ｏｎ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ　ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ　ｏｆ　ｗａｒｓｈｉｐ　ｔｏｐｓｉｄｅ　ａｇａｉｎｓｔ　ｋｉｎｅｔｉｃ　ａｒｍｏｒ－ｐｉｅｒｃｉｎｇ　ＣＨＥＮ　Ｃｈａｎｇ—ｈａｉ　，ＺＨＵ　Ｘｉ　，ＨＯＵ　Ｈａｉ—ｌｉａｎｇ　，ＷＡＮＧ　Ｔｉａｎ—ｑｉｏｎｇ　（１．Ｃｏｌｌｅｇｅ　ｏｆ　Ｎａｖａｌ　Ａｒｃｈｉｔｅｃｔｕｒｅ　ａｎｄ　Ｐｏｗｅｒ，Ｎａｖａｌ　Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ　ｏｆ　Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，　ｈａｎ　４３００３３，Ｈｕｂｅｉ，Ｃｈｉｎａ；　２。Ａｄｍｉｎｉｓｔｒａｔｉｖｅ　Ｏｆｆｉｃｅ　ｏｆ　Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ，Ｎａｖａｌ　Ｕｎｉｔ　Ｎｏ．９１７７４，Ｓｈａｎｇｈａｉ　２０００８３，Ｃｈｉｎａ）　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｌｏｗ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｂａｌｌｉｓｔｉｃ　ｉｍｐａｃｔ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ　ｗｅｒｅ　ｃａｒｒｉｅｄ　ｏｕｔ　ｆｏｒ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ　ｓｙｓｔｅｍ，　ｗｈｉｃｈ　ｗａｓ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｗｉｔｈ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ａｔ　ｔｈｅ　ｆｒｏｎｔ　ａｎｄ　ｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅｓ　ａｔ　ｔｈｅ　ｂａｃｋ．　Ｆａｉｌｕｒｅ　ｍｏｄｅｓ　ａｎｄ　ｅｎｅｒｇｙ　ａｂｓｏｒｂｉｎｇ　ｍｅｃｈａｎｉｓｍ　ｗｅｒｅ　ａｎａｌｙｓｅｄ．Ｂａｌｌｉｓｔｉｃ—ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ　ｗａｓ　ｃｏｍｐａｒｅｄ　ｂｅ—　ｔｗｅｅｎ　ｔｈｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ａｎｄ　ｈｏｍｏｇｅｎｅｏｕｓ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅｓ．Ｂａｓｅｄ　ｏｎ　ｔｈｅ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｓ，ａｎ　ｅｑｕａｔｉｏｎ　ｗａｓ　ｏｂｔａｉｎｅｄ　ｔｏ　ｐｒｅｄｉｃｔ　ｔｈｅ　ｒｅｓｉｄｕａｌ　ｖｅｌｏｃｉｔｙ　ｆｏｒ　ｔｈｅ　ｐｅｒｆｏｒａｔｉｏｎ　ｏｆ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｔａｒｇｅｔｓ　ａｃｃｏｒｄｉｎｇ　ｔｏ　ｆａｉｌ—　ｕｒｅ　ｍｏｄｅｓ．Ｒｅｓｕｌｔｓ　ｓｈｏｗ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｕｎｉｔ　ａｒｅａ　ｄｅｎｓｉｔｙ　ｅｎｅｒｇｙ　ａｂｓｏｒｂｉｎｇ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ｌａｍｉｎａｔｅｓ　ｉｓ　ｆａｒ　ｍｏｒｅ　ｇｒｅａｔｅｒ　ｔｈａｎ　ｔｈａｔ　ｏｆ　ｈｏｍｏｇｅｎｏｕｓ　ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅｓ．Ｆａｉｌｕｒｅ　ｍｏｄｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｆｒｏｎｔａｌ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒｓ　ｏｆ　ｃｏｍｂｉｎｅｄ　ｔａｒｇｅｔｓ　ａｒｅ　ｍａｉｎｌｙ　ｆａｂｒｉｃ　ｔｅｎｓｉｌｅ　ｒｕｐｔｕｒｅ．Ｈｏｗｅｖｅｒ，ｔｈｅ　ｆａｉｌｕｒｅ　ｍｏｄｅｓ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｓｔｅｅｌ　ｂａｃｋｉｎｇ　ｐｌａｔｅｓ　ａｒｅ　ｍｏｓｔｌｙ　ｐｅｔａｌｉｎｇ　ｂｅｃａｕｓｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ　ｏｆ　ｔｈｅ　ｆｒｏｎｔａｌ　ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒｓ．Ｉｔ　ｉｓ　ｓｈｏｗｎ　ｔｈａｔ　ｔｈｅ　ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ　ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｓ　ａｒｅ　ｉｎ　ｇｏｏｄ　ａｇｒｅｅｍｅｎｔ　ｗｉｔｈ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ　ｄａｔａ．　Ｋｅｙ　ｗｏｒｄｓ：ｍｅｃｈａｎｉｃｓ　ｏｆ　ｅｘｐｌｏｓｉｏｎ；ｆａｉｌｕｒｅ　ｍｏｄｅ；ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ　ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔ；ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　ａｒｍｏｒ；ｋｉｎｅｔｉｃ　ａｒｍｏｒ—ｐｉｅｒｃｉｎｇ　＊　Ｒｅｃｅｉｖｅｄ　１９　Ｎｏｖｅｍｂｅｒ　２００９；Ｒｅｖｉｓｅｄ　４　Ｍａｒｃｈ　２Ｏ１０　Ｃｏｒｒｅｓｐｏｎｄｉｎｇ　ａｕｔｈｏｒ：ＣＨＥＮ　Ｃｈａｎｇ　ｈａｉ，ｃｈｅｎｃｈａｎｇｈａｉ０７４６＠１６３．ｃｏｍ　（责任编辑丁峰）