1.8 战斗部侵彻过程

1.8.1 穿甲过程

图1-27为3种实心动能穿甲弹的结构示意图。实心穿甲弹弹头结构的改进，主要是为了提高性能以防止倾斜着靶时跳弹（Ricochet）和提高弹体强度以避免着靶时碎裂。

实心穿甲弹着靶时的终点弹道要比枪弹复杂。图1-28为其终点弹道的典型状态。

20世纪50年代，100mm坦克炮发射的实心动能穿甲弹，当弹丸重约15kg、着速在850m/s左右时，可以穿透100mm厚的标准均质装甲钢板。实心穿甲弹的动能虽然相当高，但往往由于弹径较大，传递到装甲钢板上的单位面积能量较低，不易穿透装甲。如坦克的装甲结构不良，不具备缓冲作用时，实心穿甲弹虽然不能穿透装甲，但依然可以使乘员或车内装备遭受损害和失去战斗能力。

20世纪70年代以来，次口径动能弹出现，其穿甲性能显著优于实心穿甲弹，使实心穿甲弹被逐渐淘汰。

实心穿甲弹的着速不高，穿甲能力（穿甲深度）与弹的直径相差不多。多年来计算实心穿甲弹穿甲性能的方法一直沿用法国人Jacob De Marre于1886年提出的经典公式，按实际应用条件进行修正，求出穿甲系数 K，作为检验弹与靶的性能指标。

式中 K——穿甲系数；

vc——弹丸的穿甲极限穿透速度（m/s）；

m——弹重（kg）；

T0——装甲厚度（dm）；

d——弹径（dm）；

θ——倾角，即弹丸着靶时入射方向与靶板法线的夹角（°）。

穿甲系数K的范围较宽，这同样因装甲材料力学性能、弹丸结构和其他因素的不同而使其数值范围扩宽。K值实际上仍属同一技术条件下穿甲性能的对比数值，不能用来对弹丸穿甲性能作单独评价。铸造装甲钢的 K值为1000～1500，标准均质装甲钢板的K值为2000～2500。

1．硬芯穿甲弹

图1-29为硬芯穿甲弹（Hard Core, Armour Piercing, AP）的结构示意图。

硬芯穿甲弹着靶时，在正常状态下，穿甲弹的风帽和弹体外壳，在击中靶板的“开坑”（Cratering）过程中均已破坏，仅有合金钢芯或重金属芯因具有高硬度和高单位截面面积动能，可以继续击穿装甲。

硬芯穿甲弹的基本原理是提高单位截面面积上的动能，也即初期的次口径弹原理。由于弹的结构所限，硬芯穿甲弹的穿甲性能提高幅度虽不如次口径穿甲弹大，但仍然具有相当可观的穿甲能力，所以在中小口径穿甲武器中仍然广为采用。图1-30为瑞士Oerlikon 30mm硬芯穿甲弹在40mm厚装甲板（RHA）上造成的弹孔，射距1000m，着靶速度 vs为1268m/s，倾角 α为30 °。

2．次口径脱壳穿甲弹

图1-31为旋转稳定次口径脱壳穿甲弹（Armor Piercing Discarding Sabot, APDS）的结构示意图及脱壳过程示意图。钨合金弹芯直径较火炮内膛直径小很多，由与火炮口径相同的轻合金弹托夹持。发射时，弹托携带弹芯高速飞离火炮（V0≈1500m/s）。弹丸出膛后，因弹丸旋转时的离心力作用，弹托甩出，与弹芯脱开，只剩弹芯打击在装甲上。弹芯截面面积小，以重金属制成，因而弹芯截面密度显著增加，所以单位截面面积的动能也显著增加，穿甲能力随之相应增强。

1942年，H. E. Wessman和W. A. Rose提出说明穿甲能力与截面密度和着靶速度关系的经典公式如下：

式中 T——穿甲深度；

M——弹丸质量；

A——弹丸截面面积；

vs——弹丸的着靶速度；

K1、K2——常数，与弹丸头部形状和靶密度等有关。

从式（1-4）得出，穿甲深度T与弹丸截面面积成反比，与质量成正比，与着靶速度平方根的自然对数成正比。

式（1-4）也可写成如下形式：

式（1-4）与式（1-5）中，M/A为穿甲弹的截面密度，ρ为弹体密度，L为弹的有效长度，均与穿甲深度 T成正比。式（1-4）与式（1-5）的物理概念酝酿着更高截面密度的尾翼稳定重金属长杆形次口径穿甲弹的出现。

旋转稳定脱壳穿甲弹首先由英国前皇家兵工厂在20世纪50年代初期推出，并用于105mm坦克炮，美国等西方国家多有装备。

20世纪60年代初，苏联在入侵我国珍宝岛时首次使用了115mm滑膛坦克炮（T-62坦克）发射尾翼稳定长杆形脱壳穿甲弹，穿甲性能优于旋转稳定次口径脱壳穿甲弹。此后，旋转稳定次口径脱壳穿甲弹逐渐退出历史舞台。

3．长杆形尾翼稳定脱壳穿甲弹

图1-32为长杆形尾翼稳定脱壳穿甲弹（APDSFS）结构示意图。长杆形次口径穿甲弹的截面面积大幅度减小，所以外弹道上风阻很小，初速在1500m/s时，弹丸每千米的飞行速度降可以低于50m/s。弹体细长的重金属弹头的长径比可以达到30∶1。所以弹丸在击中目标时，可以在很小的投影面积上集中极大的能量，产生很高的动态压力，其强度高出弹与靶材强度一个数量级以上。此时二者均呈现黏稠状态的流动（图1-33）。穿甲过程可用压缩流体动力学模型表示，即

式中 T——穿甲深度；

L——弹的有效长度；

ρp——弹密度；

ρt——靶密度。

从式（1-6）可以看出，T 与 L 有一定关系。当弹与靶呈垂直穿甲、着速≥3000m/s时，才能以上述纯流体公式表示，否则应通过试验对公式予以修订。

长杆形次口径穿甲弹出现以后，英国、美国、德国、法国、以色列等国家竞相研制该种弹。20世纪60年代初期苏联115mm弹的弹体以合金钢及碳化钨芯制成，长径比为12∶1，初速约1600m/s，在600～700m距离上可击穿150mm/60°RHA。20世纪70年代末期以色列研制的105mm变形钨合金弹长径比也为12∶1，初速1455m/s，在2400m距离上可击穿约150mm/60°RHA。20世纪90年代中期瑞士研制120mm变形钨合金弹，长径比为20∶1，初速1700m/s，在3000m距离上可击穿550mm厚RHA（约相当于250mm/60°RHA）。

近代长杆形次口径动能穿甲弹的发射膛压已超过700MPa，加速度≥600000m/s2，初速为1700～1800m/s，穿甲深度已超过800mm RHA。目前长杆形次口径动能穿甲弹的材料和结构仍在不断改进之中，穿甲性能仍有提高的余地，成为装甲防护技术的主要威胁。

图1-34说明了动能穿甲弹穿甲性能的增长趋势。20世纪70年代中，穿甲性能的迅速增长，为长杆形次口径动能穿甲弹的出现所致。

1.8.2 破甲过程

炸药爆炸后，所产生的能量很高（表1-8），可以利用此化学能转变成具有穿甲能力的机械能。

图1-35所示为聚能装药破甲弹战斗部的结构示意图。如图1-35所示的聚能装药破甲弹战斗部包括以下主要部件：弹头头部有一长度等于最佳炸高的鼻锥，前端部装有压电引信，薄壁铜制锥形药型罩，炸药装药（通常为B炸药），尾部的起爆系统和尾翼。

为了提高破甲弹的破甲威力，在聚能装药中植入一异形，如半球形、截锥形的惰性材料（多采用聚苯乙烯）或低爆速炸药制成的隔板（Separating Plate），以改变爆轰波传播速度和波形，提高爆轰波施加在药型罩表面上的压力和提高射流的速度。图1-35中示出隔板在破甲弹装药结构中的位置。

当弹头撞击靶时，压电引信引爆起爆系统。在几微秒内，锥形铜药型罩被加速，并转变成一个细长的高温、高压、高速的金属射流，其尖端速度可达8 km/s，如图1-36所示。

聚能装药破甲弹战斗部的破甲作用靠具有一定质量和高速的金属射流的动能击穿装甲，如图1-37所示。

聚能装药战斗部形成的射流尾部速度较低，如图1-36所示，当69μs时，速度降为约2000m/s。射流自前端至尾部的速度分布约呈线性递减。由于射流的速度梯度，使射流被逐渐拉伸以致断裂，产生大量的纺锤状单体铜颗粒。断开的颗粒倾向于脱离原射流的前进方向。经过一定时间后，即射流飞行一段距离后，失去破甲能力。聚能装药战斗部的炸高对破甲能力有较大的影响。图1-38的曲线说明了炸高与破甲深度的关系。

聚能装药的破甲机理与长杆形动能穿甲弹的穿甲机理相似，其破甲射流生成与破甲过程如图1-39所示。

破甲过程的压缩流体动力学模型同样为

式中 T——破甲深度；

L——射流有效长度；

ρp——射流密度；

ρt——靶密度。

式（1-7）应用在射流着速vs≥3000m/s的情况，如着速低于3000m/s，则T将低于计算值。式（1-7）在采用精密装药和固定静破甲试验条件进行试验修订后，能达到一定的精度，但仍不能代替生产中品质检验的射击试验。

聚能装药破甲弹在近代战争中使用频率十分高，为反装甲武器中的重要成员，也为装甲车辆的主要防护对象。

聚能装药破甲弹的破甲性能逐年有所增长，参见图1-38。

1.8.3 爆炸成型战斗部侵彻过程

图1-40所示为聚能装药自锻成型弹的战斗部结构示意图。自锻成型弹的战斗部与聚能装药破甲弹的锥形装药战斗部不同，为一装有炸药的圆筒，其开口端上盖一凹形金属盖板。炸药装药被弹底引信引爆后，产生约30GPa的压力。盖板由于其中央部分为凹形，受到较高的冲量，使之在高应变速率下具有良好塑性的金属盖板中央部分受到较高加速度的影响，首先变成凸出形状。经过数百微秒后，盖板成为含有很高动能的弹头，即自锻成型弹头（图1-41），并以极高的速度（＞3000m/s）向外射出，可以穿透中等厚度的装甲钢板。

通常EFP装有毫米波引信作为空降攻击装甲车辆顶装甲的武器，装有遥感电子引信作为陆用攻击装甲车辆侧装甲的武器。图1-42为奥地利的路边攻击坦克侧装甲的SM122/7 C EFP反坦克雷。图1-43为该地雷击穿苏联T系列坦克侧装甲的弹孔图片。T系列坦克侧装甲厚约80mm。反坦克雷与侧装甲距离为50m，相当于该雷自锻成型弹头直径的280倍。