金属薄板抗7.62 mm普通弹枪击性能的实验研究

何丽灵，钟卫洲，吕明，张方举，岳晓红，魏发远，黄海莹

（1.中国工程物理研究院总体工程研究所，四川 绵阳 621900；2.工程材料与结构冲击振动四川省重点实验室，四川 绵阳 621900）

金属薄板在军民领域均有较多的应用，其常作为外部包覆材料，具有易成形、易加工等优点。如各种包装容器、梁柱等结构的外包材料等。异常事故环境中，高速破片、子弹等可能穿透外包覆薄钢板，对内部被保护目标构成威胁。为此，有必要研究金属薄板抗枪击性能，为其作为结构组元的复杂大型目标的抗枪击性能评估提供支撑。

研究金属板抗侵彻性能的文献很多，特别是关于韧性金属靶板分层能否增强防护性能的研究仍有争论：部分结论支持靶板分层将增强其抗侵彻性能[1-3]，而部分结论与此相反[3-7]。大多数试验展示的结果较为一致，即靶分层强化仅出现在打击弹体为钝头弹时，而分层劣化可能出现在弹头为钝头、尖卵、锥头等各种头型的弹体打击时。

弹道极限速度是定量表征薄钢板防护性能优劣的常用参数，其定义为恰好穿透靶板时子弹的着靶速度。面对相同打击时，弹道极限速度越高，靶板的防护性能越好，反之则越差。由于子弹恰好穿透的状态较难掌控，需要开展大量的试验才能直接获得测试靶标的弹道极限速度。为减少试验数量，需认识弹道极限速度的决定因素，建立其解析表征模型。

基于能量与动量的守恒原理，建立了一系列弹道极限速度的解析表征模型。在这些解析模型中，最为著名的是1963年发展的Recht-Ipson解析模型[8]。该模型假设子弹为刚体，且靶板耗散能量与子弹打击速度无关，导出了子弹着速、余速与弹道极限速度的简单关系。基于该解析模型，理论上1发试验即可获得靶板弹道极限速度，大大减少了试验数量。除这个模型之外，还有 Lambert-Jonas模型[9]、Resenberg-Dekel[10]模型、Liang模型[11]、Ben-Dor模型[12-14]、Elek模型[15]等。上述模型基本都是基于能量与动量两大守恒定理建立的。目前仍是Recht-Ipson模型应用得最为普遍。基于解析模型，开展少量试验，即可获得靶板的弹道极限速度。

从抗侵彻机理上解释，靶板变形与破坏模式是弹道极限速度的重要控制因素[3]。子弹打击时，韧性金属靶板破坏可能出现盘形凹陷等全局变形吸能模式，也可能出现韧性扩孔、塞块推出等局部破坏模式。靶板具体变形或破坏模式与打击弹体形状、速度和弹靶材料的力学性能及失效模式相关。一般认为，靶厚在弹径的1/3以下时，靶板为薄靶，靶板全局变形吸收能量占靶板吸收总能量比重较大。随靶板厚度的增加，靶板破坏模式从全局变形为主向局部破坏为主转变[10]。

通常韧性金属板弹道极限速度与靶厚正相关，即靶厚越厚，弹道极限速度越高。但试验发现，部分钢板随靶厚的增加，弹道极限速度不增加或增速明显放缓[16-17]。这种反常现象通常伴随着靶板变形或破坏模式的转变，如从全局变形向局部破坏的转变等。不是所有材料都能简单地依靠增加靶厚来增强靶板的抗侵彻能力。

06Cr19Ni10钢是最常见的不锈钢，具有良好的延展性；30CrMoA钢是常见的高强钢。两种钢材的生产工艺均较为成熟，应用广泛。文中主要针对06Cr19Ni10钢与30CrMoA钢2种钢板，开展其抗7.62 mm普通弹的枪击试验，分析钢板的抗侵彻机理，获得其弹道极限速度等。研究成果将为评估覆钢板复杂结构的抗枪击性能提供支撑。

1 试验设计

1.1 靶标

文中研究的薄钢板材料分别为06Cr19Ni10钢与30CrMoA钢，几何形状为圆柱形，直径约120 mm，约为弹径的15倍。06Cr19Ni10与30CrMoA钢的准静态力学性能对比见表1，可见，前者较后者强度稍低，但韧性与抗冲击韧性均较好。研究钢板材料、厚度及层数对其抗枪击性能的影响，试验靶板类型及规格见表2。每种规格靶板获得2发有效试验数据。

表1 06Cr19Ni10与30CrMoA的准静态力学性能对比Tab.1 Comparison of the static mechanical performance of 06Cr19Ni10 and 30CrMoA

表2 枪击试验靶板类型和规格Tab.2 Configuration of target for gun-shot test

1.2 56式7.62 mm普通弹

56式7.62 mm普通弹是最常见的现役步枪子弹类型，具有代表性。7.62 mm普通弹主要由弹壳和弹头两部分组成，如图1所示，质量约16.5 g，长约55.6 mm。采用56式步枪（见图2）发射，弹壳内装发射药，推动弹头运动，弹头出枪口速度为(750±30) m/s。弹头携自身动能侵彻靶标。弹头质量约为8 g，长约26 mm，直径约为7.9 mm，主要由覆铜钢弹皮、低碳钢弹芯、铅锑合金填充物组成[18]，其结构如图3所示[19]。弹芯质量约为3.6 g，长约19.7 mm，直径约为5.8 mm。

图1 56式7.62 mm普通弹及其剖视图Fig.1 7.62 mm ordinary bullet with cartridge case (left)and its cross-section view (right)

图2 56式步枪Fig.2 56 rifle for firing

图3 弹头结构[19]Fig.3 The structure of the bullet[19]

1.3 试验布局

7.62mm普通弹采用56式步枪人工发射。枪口距离靶面15～20 m。采用E9900-X间隔光幕测速装置记录子弹的飞行速度。子弹正侵彻靶板，采用高速摄影记录子弹着靶姿态与速度，与间隔光幕测速装置记录结果互为速度记录的备份，高速摄影同时还记录穿靶后子弹余速。将靶板放置在靶架上，靶架结构如图4所示。靶架下空间内堆填沙袋，以约束子弹冲击时靶架发生位移。在8 mm厚30CrMoA单层钢板试验中，靶后50 cm处放置20 mm厚2A12铝效应靶。试验整体布局如图5所示。

图4 靶架结构Fig.4 Target frame structure

图5 试验布局Fig.5 Test layout

2 结果及分析

2.1 试验结果

图6 枪击时子弹飞行姿态高速摄影Fig.6 High-speed photography of bullet into target during shooting

子弹侵彻靶板姿态的高速摄影如图6所示，可见子弹以正侵彻姿态侵入靶板。共获得了14发有效试验数据，单/双层钢板结构抗7.62 mm普通弹侵彻试验结果分别见表3和表4。回收子弹与塞块形貌如图7所示，可见，7.62mm普通弹未能击穿16 mm厚单层钢板以及所有参试双层钢板。

表3 单层钢板抗7.62 mm普通弹侵彻试验结果Tab.3 Test results for single steel plate against 7.62 mm bullet

2.2 单层/双层钢板的抗侵彻性能及机理

枪击后，单层钢板整体变形形貌及弹孔形貌如图8所示，图中“Front”表示着靶面，“Back”表示着靶背面。鉴于试验钢板厚度与弹径之比均在1/3之上，即钢板可看作中厚靶[10]，钢板盘形凹陷的整体变形模式将被抑制，更多表现为弹孔周围的局部变形破坏。子弹打击16 mm厚30CrMoA钢板后，仅在着靶面形成凹坑，靶背面没有明显变形印记，见图8a。其余厚度钢板中，弹孔着靶面有小唇形翻边，着靶背面断面齐整，弹孔周围无裂纹，说明钢板具有典型韧性破坏特征。需要说明的是，图8中的前孔定义为弹孔穿着靶面形成的孔截面，而后孔为弹孔透着靶背面形成的孔截面。

表4 双层钢板抗7.62 mm普通弹侵彻试验结果Tab.4 Test results for double steel plates against 7.62mm bullet

图7 回收子弹及塞块形貌Fig.7 Morphology of recovered bullets and plugs

由表3可知，子弹未能穿透16 mm厚30CrMoA钢板，仅在钢板上留下直径约16 mm的弹孔，见图8a。弹芯头部韧性扩径成伞状，见图7中S-9与S-10，但总质量损失在0～0.6%之间，这说明弹芯材料韧性良好。

图8 单层钢板侵彻后整体形貌及弹孔形貌对比Fig.8 Topographic image of Sing steel plate after shot, impact/front surface (upper) and distal surface (lower)

图9 S-26高速摄影Fig.9 High-speed photography of S-26

图10 弹芯与塞块在效应靶上留下的印痕（S-4）Fig.10 The mark for bullet core and plug on 2A12 plate (S-4)

子弹穿透8 mm厚2种钢板，均有塞块形成。穿透8 mm厚30CrMoA钢板后，有塞块推出，在弹芯前飞行，即推出塞块比弹芯运动速度快。弹芯敦粗为蘑菇头，如图9所示。效应靶也展示了明显的弹芯与塞块撞击印痕，如图10所示。S-26回收塞块厚度约5.1 mm，如图11所示。穿透8 mm厚06Cr19Ni10钢板后，在钢板后木材内也回收到塞块，见图11中M-4，塞块厚度约5.45 mm。这说明7.62 mm普通弹穿透8 mm厚钢板，先后经历韧性开孔—弹皮剥离—弹芯敦粗—塞块推出的变形破坏过程。塞块推出是典型的钝头弹打击韧性靶板的破坏模式[10]，由于钢板强度与刚度足够高，低碳钢弹芯撞击钢板后，逐步将截卵弹头敦粗为蘑菇头状，敦粗后蘑菇头状弹芯推出靶板塞块。截卵弹头敦粗促使钢板出现典型钝头弹打击破坏模式。塞块厚度均在5 mm以上，大于靶板厚度的1/2，这说明弹芯敦粗发生在侵彻早期。

图11 穿透8 mm厚06Cr19Ni10（M-4）与30CrMoA（S-26）后回收弹芯与塞块对比Fig.11 Comparison of recovered bullet core and plug after perforating of 8mm 06Cr19Ni10 steel plate (M-4) and 30CrMoA SSP (S-26)

子弹穿透4 mm厚06Cr19Ni10钢板，无塞块形成。在其后置木材的试验中，在木材内回收到的弹芯几乎无变形。这说明7.62 mm普通弹打击4 mm厚06Cr19Ni10钢板，经历韧性开孔—弹皮剥离变形破坏历程。

7.62mm普通弹打击双层钢板后，靶板的变形破坏形貌如图12所示，弹孔形貌对比如图13所示。需要说明的是，图中编号“D-3-1”表示编号D-3的试验的前置钢板；“D-3-2”表示编号D-3的试验的背衬钢板。弹芯携弹皮嵌在4 mm厚06Cr19Ni10前钢板中，这说明弹皮剥离发生在穿透钢板的过程中（见图13a、b），无塞块形成，钢板的破坏模式为韧性扩孔。当背衬8 mm厚30CrMoA钢板时，子弹未能穿透8 mm厚06Cr19Ni10前钢板（见图13c、d），与无背衬的单层8 mm厚06Cr19Ni10钢板相比，背衬钢板增强了前钢板抗侵彻性能。

图12 双层钢板侵彻后形貌对比Fig.12 Topographic images for DSPs

图13 双层钢板侵彻后弹孔形貌对比Fig.13 Topographic images of hole in DSP, impact surface and distal surface: a) 06Cr19Ni10 (4 mm)+30CrMoA(8 mm), front steel plate; b) 06Cr19Ni10 (4 mm)+30CrMoA(8 mm), backing steel plate; c) 06Cr19Ni10 (8 mm)+30CrMoA(8 mm), front steel plate; d) 06Cr19Ni10 (8 mm)+30CrMoA(8 mm), backing steel plate

进一步分析背衬钢板增加前置钢板抗侵彻性能机理，8 mm厚06Cr19Ni10钢板将7.62 mm普通子弹弹芯敦粗为蘑菇头，蘑菇头需推动剪切钢板形成塞块。背衬钢板具有足够的刚度与强度，限制了塞块的推出，从而增强了前置钢板的抗侵彻能力，如D-9与D-10。

2.3 钢板弹道极限速度分析

采用弹道极限速度定量表征2种钢板不同厚度时的抗侵彻性能，弹道极限速度越高，抗侵彻性能越好。依据能量守恒，假设子弹为刚体，靶板弹道极限速度vbl可采用Recht-Ipson模型表征[10,20]：

式中：vr为穿靶后子弹余速；λ为塞块等效质量m*与弹体质量M之比，当无塞块时，λ=0；v0为弹体着靶速度。所谓塞块等效质量，即：

式中：m为塞块质量；vpl为塞块飞行速度。受回收塞块数量限制，在处理8 mm厚30CrMoA钢板时，塞块质量均假设为S-26的塞块质量，即5.1 g；处理8 mm厚06Cr9Ni10钢板时，塞块质量均假设为M-4的塞块质量，即2.9 g。子弹质量取M=8 g。

根据表3和式（1），拟合得8 mm厚2种钢板及4 mm厚06Cr19Ni10钢板的弹道极限速度及抗侵彻性能，如图14所示。4、8 mm厚06Cr19Ni10钢板与8 mm厚30CrMoA钢板的弹道极限速度分别为511.7、498.6、684.3 m/s。

厚度同为8 mm时，30CrMoA与06Cr19Ni10钢板具有类似的破坏模式，即韧性扩孔与塞块推出。前者的弹道极限速度高于后者，这说明前者抗侵彻性能优于后者。基于表1中二者力学性能的对比可知，类似破坏模式时，材料强度是控制靶板抗侵彻性能的重要因素之一。

同为06Cr19Ni10钢时，当靶板厚度从4 mm增至8 mm，弹道极限速度不增反降。这种反常转变是因为靶板破坏模式随厚度的增加发生转变。当靶板厚度为4 mm时，韧性扩孔为主要破坏模式，无塞块推出；当靶板厚度增至8 mm时，靶板有明显的塞块推出，破坏模式为韧性开孔与塞块推出。这说明当靶板破坏模式发生转变后，8 mm钢板的有效厚度已经小于4 mm钢板。M-4推出塞块厚度约5.45 mm，即韧性扩孔深度约2.55 mm。穿透2.55 mm厚06Cr19Ni10钢板及推出塞块所消耗能量应较在4 mm厚06Cr19Ni10钢板中韧性扩孔消耗的能量少。靶板破坏模式是靶板抗侵彻性能的重要决定因素。

图14 3种靶板弹道极限速度对比Fig.14 Comparison of ballistic limit velocity for three steel plates

需要说明的是，文献[10]中假设弹体为刚体，这与文中枪击子弹变形有较大差别，特别是穿透8 mm厚钢板，弹芯明显敦粗为蘑菇头，但无质量损失。上述分析将弹芯塑性变形耗散的能量综合到靶板破坏所需能量之中。从理论上讲，对有大塑性变形的弹体而言，上述分析将高估靶板破坏所需能量，即高估弹道极限速度。这也进一步说明7.62 mm普通弹穿透8 mm厚06Cr9Ni10钢板的耗散能量小于穿透4 mm厚钢板。

3 结论

文中研究了06Cr19Ni10单层（4、8 mm）、30CrMoA单层（8、16 mm）、06Cr19Ni10与30CrMoA双层（4 mm+8 mm，8 mm+8 mm）钢板结构抗7.62 mm普通子弹的侵彻性能及机理。子弹不能穿透16 mm厚30CrMoA单层钢板与双层钢板，其余厚度的单层钢板均被穿透。06Cr19Ni10与30CrMoA双层钢板（4 mm+8 mm）为子弹不能穿透的参试钢板中最薄组合。

4 mm厚06Cr9Ni10钢板的破坏模式为韧性扩孔，而8 mm厚06Cr9Ni10与30CrMoA钢板破坏模式为韧性扩孔与塞块推出的组合破坏模式。当塞块推出为主要破坏模式时，强度与刚度足够高的第二层钢板，将限制塞块推出，从而提高前钢板的抗侵彻性能。

基于 Recht-Ipson模型，拟合得 4 mm 厚06Cr19Ni10钢板、8 mm厚06Cr19Ni10与30CrMoA钢板的弹道极限速度。同厚度同破坏模式时，钢材强度越高，对应的弹道极限速度越高。06Cr19Ni10钢板厚度从4 mm增至8 mm时，破坏模式从韧性扩孔向“韧性扩孔+塞块推出”模式转变，弹芯从几乎不变形向敦粗为蘑菇头的钝头弹转变。因此弹道极限速度随钢板厚度的增加不增反降，钢板破坏模式也是钢板弹道极限速度的重要决定因素。