任 杰，徐豫新，王樹山

（北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京100081）

超高強度平頭圓柱形彈體對低碳合金鋼板的高速撞擊實驗＊

任 杰，徐豫新，王樹山

（北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室，北京100081）

為分析不同組分低碳合金鋼板抗超高強度低碳合金鋼彈體的高速撞擊性能及破壞模式，以兩種典型防彈特種鋼SS、AS以及常見的Q235A鋼為研究對象，通過靜態(tài)拉伸、靜態(tài)壓縮及動態(tài)壓縮測試，獲得靜態(tài)拉伸和壓縮性能參數(shù)以及1 000～6 000s－1應變率范圍內(nèi)的力學行為，分析了材料組分與力學性能的相關性。采用彈道槍加載撞擊方法，獲得了兩種超高強度合金鋼平頭圓柱形彈體對3種鋼板（14．5～15．9mm厚）的彈道極限速度，通過分析獲得了不同工況下的極限比吸收能，討論了合金鋼板在彈體高速撞擊下破壞模式的差異，分析了材料力學性能與破壞模式的相關性。研究表明：3種合金鋼板抗彈體撞擊性能與材料屈服強度正相關，但其性能間的差異遠小于屈服強度間的差異；在超高強度合金鋼平頭圓柱形彈體的高速撞擊下，3種鋼板的失效機制與其力學性能密切相關，Si和Mn含量高的AS鋼呈硬脆性特征，其斷裂失效主要取決于材料的剪切強度，而Si和Mn含量較低的SS鋼和Q235A鋼具有良好的塑性，其斷裂失效主要取決于材料的壓縮強度和剪切強度。

破壞模式；高速撞擊；低碳合金鋼；超高強度彈體

金屬防彈鋼板是裝甲車輛、武裝直升機、艦船、運鈔車、防彈轎車等裝備實現(xiàn)防彈功能的主體材料。近年來，隨著對防彈結構高性能、低成本、輕量化需求的不斷提升，金屬防彈鋼板的材料選型與結構優(yōu)化設計成為研究人員關注的核心問題。鋼板的組分、力學性能及其在高速沖擊下的力學行為研究可為材料設計和防護結構選材提供依據(jù)，具有重要的現(xiàn)實意義。

長期以來，國內(nèi)外就不同結構鋼板對不同結構彈體的防護性能進行了大量的實驗研究、數(shù)值仿真和理論分析工作［17］。S．Dey等［1］通過實驗和數(shù)值仿真研究了平頭、錐形和卵形彈體對3種不同強度鋼板的侵徹特性，結果表明：平頭彈體的彈道極限速度隨靶板屈服強度的增加而減小，而錐形和卵形彈體則相反。Y．F．Deng等［23］研究了靶板層數(shù)和彈體強度對鋼板抗彈性能的影響，結果表明：靶板的分層效應與彈體強度、頭部形狀密切相關，在靶板總厚度一定的情況下，高強度平頭彈體侵徹多層板的彈道極限速度高于單層板，而高強度卵形彈體則相反，低強度平頭和卵形彈體對多層板的彈道極限速度均低于單層板。S．N．Dikshit等［4］通過實驗研究發(fā)現(xiàn)：靶板硬度對其抗彈性能的影響與靶板所處的應力狀態(tài)有關；在平面應變狀態(tài)下，靶板的抗彈性能隨硬度的增加而增強；在平面應力狀態(tài)下，靶板的抗彈性能先隨硬度的增加而增強，當維氏硬度超過4．31GPa后呈減弱趨勢。P．K．Jena等［56］研究了熱處理工藝對高強度裝甲鋼力學性能和彈道特性的影響，發(fā)現(xiàn)經(jīng)910℃奧氏體化及200℃回火的熱處理后，裝甲鋼具有最佳的抗彈性能。上述研究表明：靶體的破壞機制與彈體結構、靶體結構等具有相關性。目前，研究人員已經(jīng)通過實驗獲得了多種材料、結構的防彈鋼板在不同結構彈體撞擊下的失效模式和防護性能數(shù)據(jù)，分析了相關的影響因素，并建立了相應的分析模型，為工程設計提供了依據(jù)和支撐。但是，關于鋼板化學組分與抗彈體撞擊機制及性能間聯(lián)系的研究鮮有報道，難以為戰(zhàn)場裝甲防護材料的優(yōu)化設計提供依據(jù)。此外，已有報道中的實驗研究多為800m／s以下的槍彈侵徹實驗，較少涉及戰(zhàn)場破片防護所面臨的更高撞擊速度的侵徹實驗。

當前的防彈鋼板主要有兩類：一類是Cr－Ni－Mo或Cr－Ni系，通過熱處理提高鋼的強度，進而提升板件的抗彈性能；另一類是Si－Mn系，在保證抗擊彈體侵徹強度和硬度的前提下，盡可能地改善鋼的延性和韌性，提高對高速彈體的沖擊吸能能力［8］。因此，本工作中選取Cr－Ni－Mo系防彈鋼SS、Si－Mn系防彈鋼AS以及常用的Q235A鋼進行靜態(tài)拉伸、靜態(tài)壓縮及動態(tài)壓縮測試，獲得材料的靜態(tài)力學性能參數(shù)及1 000～6 000s－1應變率范圍內(nèi)的力學行為特征；選取35CrMnSiA為破片材料，采用兩次淬火及一次回火的熱處理工藝使彈體的屈服強度達到1．2GPa以上，通過速度高于900m／s的彈道撞擊實驗獲得 11．2mm×40mm（質(zhì)量30g）、 12．8mm×40mm（質(zhì)量40g）兩種結構彈體撞擊3種低碳合金鋼板的彈道極限速度，分析不同鋼板的比吸收能和破壞模式，以期為相關研究提供數(shù)據(jù)基礎和實驗依據(jù)。

1 材料力學性能測試

通過調(diào)研戰(zhàn)場中常見的殺爆戰(zhàn)斗部殼體材料［912］，選取35CrMnSiA為彈體材料，經(jīng)過兩次淬火和一次回火的熱處理工藝，使彈體屈服強度超過1．2GPa。實驗前，對彈體材料的基本力學性能進行測試，結果列于表1。表1中：σy為拉伸屈服強度，σu為拉伸極限強度，E為彈性模量，HRC為洛氏硬度值，δ為延伸率，ψ為斷面收縮率。靜態(tài)拉伸應力－應變曲線如圖1所示。表2列出了3種鋼的主要化學組分［1315］。圖2和圖3顯示了靜態(tài)拉伸、靜態(tài)壓縮和動態(tài)壓縮性能測試曲線，由此得到3種合金鋼板的靜態(tài)和動態(tài)力學性能數(shù)據(jù)，結果列于表3。表3中：σy／σu為拉伸屈強比，Et為拉伸切線模量，σyc為靜態(tài)壓縮屈服強度，Ec為壓縮模量，Etc為壓縮切線模量，σyc／σy為壓縮屈服強度與拉伸屈服強度之比，σyd為動態(tài)壓縮屈服強度，εt為發(fā)生斷裂的最小應變率或未發(fā)生斷裂的最大應變率。

圖1 35CrMnSiA的靜態(tài)拉伸應力－應變曲線Fig．1 Static tensile stress－strain curve of 35CrMnSiA

表1 實驗用35CrMnSiA的基本力學性能Table 1 Basic mechanical properties of test 35CrMnSiA

表2 3種鋼的主要化學組分Table 2 Main chemical compositions of three kinds of steel

由圖2和圖3可見，AS鋼的拉伸和壓縮強度均最高，這與AS鋼中C、Si和Mn的含量都最高相關。Si和Mn元素對鋼板起到固溶強化作用，在提高鋼強度的同時降低了其延伸率。SS鋼與AS鋼、Q235A鋼相比，所含有的合金元素Cr和Ni不僅可以提高鐵素體的強度和硬度，而且還能提高鋼的韌性，使其在低碳含量下相比于Q235A鋼仍具有較高的強度。此外，3種鋼在動態(tài)壓縮下均表現(xiàn)出明顯的應變率增強效應，如圖3（b）所示，其中：Q235A鋼最為明顯，在5 850s－1應變率下的屈服強度為791MPa，是其靜態(tài)壓縮屈服強度的2．46倍，與SS鋼在5 900s－1應變率下的屈服強度876MPa相差不大；SS鋼次之，在5 900s－1應變率下的動態(tài)壓縮強度為靜態(tài)壓縮強度的1．66倍；AS最不明顯，在4 150s－1應變率下的動態(tài)壓縮強度為靜態(tài)壓縮強度的1．33倍。

表3 3種合金鋼板的力學性能Table 3 Mechanical properties of three kinds of alloy steel plate

圖2 3種合金鋼的靜態(tài)拉伸和壓縮測試曲線Fig．2 Static tensile and compression curves of three kinds of alloy steel

圖3 3種合金鋼的動態(tài)壓縮測試曲線Fig．3 Dynamic compression curves of three kinds of alloy steel

在動態(tài)壓縮過程中：AS鋼因具有較高的硬度和強度，在4 150s－1應變率下開始發(fā)生45°絕熱剪切斷裂，臨界斷裂應變?yōu)?．27，如圖4（a）所示；SS鋼和Q235A鋼因具有良好的塑性，僅發(fā)生均勻墩粗變形，如圖4（b）和圖4（c）所示。上述實驗研究表明，過高的C、Si和Mn含量在提高材料屈服強度的同時也降低了材料的韌性。

圖4 分離式霍普金森壓桿測試前后的樣品對比Fig．4 Samples before and after split Hopkinson pressure bar test

2 實 驗

戰(zhàn)場裝備所防護的自然破片均為不規(guī)則結構，難以進行彈道槍加載，并且其不規(guī)則結構導致的空中翻滾也使實驗具有不確定性。通常的解決方法是采用標準結構彈體進行實驗，獲得標準實驗數(shù)據(jù)，再通過對比不規(guī)則破片撞擊實驗數(shù)據(jù)與標準實驗數(shù)據(jù)以獲得計算系數(shù)。本文中綜合考慮 14．5mm滑膛彈道槍的實驗條件與破片質(zhì)量的要求，選用平頭圓柱形彈體進行標準實驗，以獲得標準實驗數(shù)據(jù)，同時為確定標準彈的長徑比提供參考數(shù)據(jù)。

實驗在中北大學的地上靶道上進行，通過 14．5mm滑膛彈道槍加載 11．2mm×40mm（質(zhì)量30 g，長徑比L／D＝3．57）、 12．8mm×40mm（質(zhì)量40g，長徑比L／D＝3．13）兩種結構的平頭圓柱形彈體，對3種相近厚度的500mm×500mm合金鋼板進行高速撞擊實驗。利用自制的“電路板式”通－斷測速靶（厚度0．6mm，如圖5所示）以及六通道計時儀獲得彈體的著靶速度，通過在目標靶后設置回收箱對受損彈體進行回收，實驗裝置布局如圖6所示。

圖5 實驗用測速靶Fig．5 Speed test target

圖6 實驗裝置布局Fig．6 Experimental setup

兩種結構彈體對3種合金鋼板的高速撞擊實驗結果以及彈道極限速度的計算結果列于表4。其中，彈道極限速度采用美國Frankford兵工廠的實驗數(shù)據(jù)處理方法［16］計算，即：

式中：v50為彈體貫穿靶板的彈道極限速度，vA為混合區(qū)內(nèi)全部測試速度的平均值，NP為局部貫穿數(shù)，NC為完全貫穿數(shù)，vHP為局部貫穿時的最高速度，vLC為完全貫穿時的最低速度。

因實驗用靶板的實際厚度稍有差別，在此采用極限比吸收能表征鋼板的抗彈體撞擊性能。鋼板的極限比吸收能可通過下式計算：

式中：ISEA為靶板的極限比吸收能；m為彈體質(zhì)量；ρ為靶板的密度；d為靶板的厚度。不同工況下鋼板的極限比吸收能的計算結果如表4和圖7所示。

表4 兩種結構彈體撞擊3種合金鋼板的實驗結果Table 4 Experimental results of three kinds of alloy steel plate impacted by two different projectiles

由表4和圖7可見：對于長徑比不同的兩種彈體結構，AS鋼的彈道極限速度和極限比吸收能均最高，SS鋼次之，Q235A鋼最低。實驗結果表明：3種合金鋼板的抗彈體撞擊性能與材料的屈服強度正相關，但是抗彈體撞擊性能間的差異遠小于材料強度間的差異。在4 150～4 800s－1的應變率下，AS鋼的動態(tài)壓縮屈服強度分別是SS鋼和Q235A鋼的2．13倍和2．82倍，但AS鋼的極限比吸收能是SS鋼的1．36（L／D＝3．57）或1．04（L／D＝3．13）倍，是Q235A鋼的1．47（L／D＝3．57）或1．31（L／D＝3．13）倍，均未超過1．5倍。

此外，從表4和圖7還可以看出：3種合金鋼板對兩種結構彈體撞擊的吸能效應不同。在長徑比不同的兩種彈體撞擊下：AS鋼的彈道極限速度和極限比吸收能基本不變，表明在相同彈體長度下，彈體的長徑比從3．57降低到3．13后，雖然質(zhì)量提升了33．3%，但對其彈道極限速度的影響不大；SS鋼和Q235A鋼的彈道極限速度和極限比吸收能均有所提高，其中SS鋼提升得較明顯，極限比吸收能提高72．16%，該現(xiàn)象應與SS鋼的強度、塑性等綜合性能較高相關。在長徑比為3．13的彈體撞擊下，SS鋼的極限比吸收能較Q235A鋼高26．57%；但在長徑比為3．57的彈體撞擊下，SS鋼的極限比吸收能則基本與Q235A鋼相當：表明增加超高強度平頭圓柱形彈體的長徑比時，SS鋼的抗侵徹性能明顯下降，抗高速彈體撞擊優(yōu)勢低于AS鋼和Q235A鋼。

圖7 3種合金鋼的極限比吸收能對比Fig．7 Specific energy absorption of three kinds of alloy steel

3 討 論

圖8 AS鋼板的典型破壞形貌Fig．8 Typical damage of AS steel plate

圖9 SS鋼板的典型破壞形貌Fig．9 Typical damage of SS steel plate

圖10 Q235A鋼板的典型破壞形貌Fig．10 Typical damage of Q235Asteel plate

實驗中3種合金鋼板的破壞形貌如圖8、圖9和圖10所示。AS鋼因強度高、韌性低，其破壞形態(tài)明顯不同于SS鋼和Q235A鋼，主要以剪切破壞為主。當彈體的撞擊速度低于臨界貫穿速度時，AS鋼板的正面留下淺坑（如圖8（a）所示），背板無明顯變化（如圖8（b）所示）。因此，AS鋼板的抗侵徹性能主要取決于材料的剪切強度，彈長一定、彈體長徑比在3．1～3．5之間變化對其彈道極限速度的影響不大。在彈道極限速度基本不變的情況下，因彈體長徑比減小，彈體質(zhì)量增加，提高了AS鋼板的極限比吸收能。對于SS鋼和Q235A鋼，由于其強度低，韌性高，因此鋼板入口處有明顯的擴孔和翻邊現(xiàn)象（如圖9（a）、圖9（c）、圖10（a）、圖10（c）所示），鋼板背面有較大盤凸（如圖9（b）、圖10（b）所示），表明在彈體侵徹過程中鋼板內(nèi)發(fā)生了塑性流動；同時，有“鋼盔”狀塞塊形成（如圖9（e）、圖10（e）所示），塞塊表面有明顯的藍脆及氧化現(xiàn)象，表明在彈體侵徹后期，材料在較高的應變率下發(fā)生了嚴重的塑性變形，塑性功產(chǎn)生了較高的溫升和氧化。因此，SS鋼和Q235A鋼板的抗侵徹性能應主要取決于其抗壓強度和抗剪強度。因超高強度平頭圓柱形彈體對塑性和強度均較強的SS鋼的侵徹機理不同于高強度AS鋼，使得相同彈體長度下彈體長徑比對材料極限比吸收能的影響顯著。靜態(tài)拉伸延伸率和屈服強度均較高的SS鋼的極限比吸收能對彈體長徑比的變化最為敏感，彈體長徑比從3．57降低到3．13時，極限比吸收能提升72．16%，而Q235A鋼和AS鋼則分別提升了47．4%和31．3%。

綜上所述，3種合金鋼板的組分不同造成其力學性能不同，在彈體高速沖擊下的力學行為、抗侵徹機理和吸能效果也有所不同。在3種合金鋼中，Q235A鋼的成本最低，SS鋼最高（是Q235A鋼的10倍以上），AS鋼居中（是Q235A鋼的2倍以上）。因此，應根據(jù)防護彈體的結構特征，選擇合適的防彈鋼板進行設計，以達到最佳的效費比。

4 結 論

針對3種不同組分的低碳合金鋼板進行了靜態(tài)拉伸、靜態(tài)壓縮、動態(tài)壓縮測試以及抗超高強度低碳合金鋼彈體高速撞擊彈道實驗，獲得如下結論。

（1）對于低碳合金鋼板，C、Si和Mn元素的增加提高了鋼板的強度，同時降低了鋼板的塑性，Cr和Ni元素的添加大幅度提高了鋼板的強度，同時保證鋼板具有良好的塑性。

（2）低碳合金鋼板的抗彈體撞擊性能與材料的屈服強度正相關，但是抗彈體撞擊性能間的差異遠小于材料強度間的差異，尤其對于應變率增強效應明顯的塑性鋼板，在彈體高速撞擊下，其與高強度鋼板的彈道極限速度的差異在15%以內(nèi)。

（3）低碳合金鋼板抗彈體撞擊機制和效果對彈體結構的敏感性與材料的力學性能相關。高強度AS鋼呈硬脆性特征，在彈體高速撞擊下其斷裂失效機制表現(xiàn)為剪切破壞，破壞效果與材料的剪切強度相關，彈道極限速度對彈體結構的敏感性最低；高塑性SS鋼與Q235A鋼在彈體高速撞擊下產(chǎn)生塑性流動，正面發(fā)生翻邊，背部發(fā)生盤凸變形，鋼板被壓薄到一定程度后形成剪切塞塊，斷裂失效機制表現(xiàn)為壓縮、剪切破壞，破壞效果與材料的壓縮、剪切強度相關，彈道極限對彈體結構的敏感性較高。

［1］ Dey S，Brvik T，Hopperstad O S，et al．The effect of target strength on the perforation of steel plates using three different projectile nose shapes［J］．International Journal of Impact Engineering，2004，30（8／9）：1005－1038．

［2］ Deng Y F，Zhang W，Qing G H，et al．The ballistic performance of metal plates subjected to impact by blunt－nosed projectiles of different strength［J］．Materials ＆Design，2014，54（2）：1056－1067．

［3］ Deng Y F，Zhang W，Yang Y G，et al．The ballistic performance of metal plates subjected to impact by projectiles of different strength［J］．Materials ＆Design，2014，58（6）：305－315．

［4］ Dikshit S N，Kutumbarao V V，Sundararajan G．The influence of plate hardness on the ballistic penetration of thick steel plates［J］．International Journal of Impact Engineering，1995，16（2）：293－320．

［5］ Jena P K，Mishra B，Kumar K S，et al．An experimental study on the ballistic impact behavior of some metallic armour materials against 7．62mm deformable projectile［J］．Materials ＆Design，2010，31（7）：3308－3316．

［6］ Jena P K，Mishra B，Rameshbabu M，et al．Effect of heat treatment on mechanical and ballistic properties of a high strength armour steel［J］．International Journal of Impact Engineering，2010，37（3）：242－249．

［7］ Brvik T，Dey S，Clausen A H．Perforation resistance of five different high－strength steel plates subjected to smallarms projectiles［J］．International Journal of Impact Engineering，2009，36（7）：948－964．

［8］ 馬鳴圖，黎明，黃鎮(zhèn)如．金屬防彈材料的研究進展［J］．材料導報，2005，19（增刊2）：423－424．Ma Mingtu，Li Ming，Huang Zhenru．Research progress of the bulletproof metal materials［J］．Materials Review，2005，19（Suppl 2）：423－424．

［9］ Prytz A K，Odegardstuen G，Sogstad E，et al．Fragmentation of 155mm artillery grenade，simulations and experiment［C］∥26th International Symposium on Ballistics．Miami，F(xiàn)lorida，United States，2011．

［10］ 黃經(jīng)偉，李文彬，鄭宇，等．大口徑榴彈自然破片形成過程［J］．兵工自動化，2013，32（11）：20－23．Huang Jingwei，Li Wenbin，Zheng Yu，et al．Formation of natural fragments from large caliber shells［J］．Ordnance Industry Automation，2013，32（11）：20－23．

［11］ 閻建國，閔恩澤，張樹才．大口徑榴彈鋼破片的分析［J］．金屬材料與熱加工工藝，1983（1）：49－57．Yan Jianguo，Min Enze，Zhang Shucai．Analysis of fragments of large caliber grenade steel［J］．Ordnance Material Science and Engineering，1983（1）：49－57．

［12］ 范長剛，董瀚，雍岐龍，等．低合金超高強度鋼的研究進展［J］．機械工程材料，2006，30（8）：1－4．Fan Changgang，Dong Han，Yong Qilong，et al．Research development of ultra－h(huán)igh strength low alloy steels［J］．Materials for Mechanical Engineering，2006，30（8）：1－4．

［13］ 王富山，吉嘉龍，何武，等．潛艇用10CrNi3MoV、10CrNi3MoCu和10CrNi2MoCu鋼板規(guī)范：GJB 1663─93［S］．北京：國防科學技術工業(yè)委員會，1993．

［14］ 杜晨陽，叢長斌，張斯博．22SiMn2TiB特種鋼板熱處理工藝研究［J］．金屬加工：熱加工，2011（19）：58－59．

［15］ 呂廣庶，張遠明．工程材料及成形技術基礎［M］．2版．北京：高等教育出版社，2006：129．

［16］ 曹柏楨，凌玉崑，蔣浩征，等．飛航導彈戰(zhàn)斗部與引信［M］．北京：中國宇航出版社，1995：140．

High－speed impact of low－carbon alloy steel plates by ultra－h(huán)igh strength blunt projectiles

Ren Jie，Xu Yuxin，Wang Shushan

（State Key Laboratory of Explosion Science and Technology，Beijing Institute of Technology，Beijing100081，China）

To investigate the ballistic resistance and failure mode of three different low－carbon alloy steel plates subjected to ultra－h(huán)igh strength low alloy steel projectiles，we used the typical bulletproof special steels SS and AS and the commonly used Q235Asteel for our study in the present research，obtained their static tensile and compression performance and the dynamic mechanical behavior at the strain rate of 1 000to 6 000s－1by static tension，compression and split Hopkinson pressure bar tests respectively，and analyzed the relationship between material composition and mechanical performance．We also obtained the ballistic limits of these plates（14．5～15．9mm thick）subjected to two ultra－h(huán)igh strength low alloy steel projectiles by ballistic gun experiments．Furthermore，we compared the specific energy absorption and failure mode of the steel plates under various conditions and analyzed the relationship between the mechanical performance and the failure mode．The results showed a positive correlation between the ballistic resistance and the yield strength，but the differences between the ballistic resistances of the three steel plates are less than that between the yield strength．Finally，the failure mechanism of different steel plates is correlated with different mechanical parameters：for the AS steel plates with a high content of Si and Mn，the main determinant of fracture failure is its shear strength，as is characterized by great hardness and brittleness，while for SS and Q235Asteel plate with a low content of Si and Mn the main determinant is its compressive and shear strength，as is characterized by good plasticity．

failure mode；high speed impact；low－carbon alloy steel；ultra－h(huán)igh strength projectile

O385國標學科代碼：13035

A

10．11883／1001－1455（2017）04－0629－08

（責任編輯 王 影）

2015－11－30；

2016－04－11

國家自然科學基金項目（11402027）

任 杰（1992－ ），女，碩士研究生；通信作者：徐豫新，xuyuxin＠bit．edu．cn。