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轻装甲防御汇总

红红锉刀

编辑于 2026年03月07日 01:42

坦克装甲车辆

前言

本文旨在通过汇总各国轻装甲防护理念，回顾发展历程以及通过技术分析，来寻求高效率轻型装甲防护技术，因为履带式车辆承载力强，防护系统冗余高的特点所以着重研讨

1.BMP-2防护分析

针对步战车实际的受威胁程度可以简单的认为以中低速区弹药(500m~1300/s)为主，见《穿甲力学》其强度占主导，弹靶侵彻典型的有DeMarre.公式，对于刚体理论这个时候认为靶阻力主要来源于靶强度，对于带倾角的靶体K值与倾斜角度正相关防护系数自然更高(如图1）

这里引入DEF STAN 95-24装甲钢硬度评级方便直观比较装甲钢级别(如图2)

这里以BMP2为例(如图3)

很明显，BMP系列一直以大角度著称的主迎弹面设计保障了其抗弹效率，装甲钢牌号《77》对应四级装甲钢，防护系数N我们可以参考(图4)

以强度近似的Armox 500s(单轴拉伸强度>1700Mpa)参考0~50度测试弹头为7.62*51AP，对于首上80°超大角度我们参考(图5)

使用25毫米脱壳穿甲弹打击效果(参照硬度不难发现此工况下首上处于临界跳弹角附近)，大角度下弹体受到组合破坏，随着角度的提高压缩应力提高了非常多(如图6)

超大角度下可能存在弹芯被破坏的情况这在后文也将提到

2.铝合金的应用

除了上章节BMP-2使用的装甲钢以外，苏联美国等国也将铝合金应用于轻装甲防护之中，铝合金在比强度以及防护效应中的厚度效应显著优于一般装甲钢，且铝合金作为车体材料更利于车身模态/扭转（structural stiffness），优化不需要大量配筋，因为本身固有频率就是极高的，不过笔者认为薄板基体加上贴花更有效，不过早期的模态力学SIMP的局部模态问题设计变量无法包纳，MNF技术应用有限得到2010年后才有比较好的BESO拓扑模型用，这是后话

这里我们简单比对布莱德利以及BMP-3防护设计，BMP-3驾驶席靠前动力系统后置，布莱德利动力系统前置坐圈靠上，便衍生出两点构型即布莱德利首上防护布局以及BMP-3首下迎弹为主的防护布局，BMP-3通过此布局使得车体紧凑空间利用效率高，但动力系统与乘员舱隔离有限动力系统振动能量无法高效吸收乘坐体验差，布莱德利动力舱布局相对应的乘坐体验更好，首上设计在面对如城市等作战范围高俯角攻击时可以提供更好的保护(1.5/60°英寸对比BMP-3 0.7/80°英寸）且侧面拥有双层间隙HHS组合版与铝合金形成的间隙组合

材料方面布莱德利使用7039A1（约150HBN）5083A1(约100HBN)BMP-3使用ABT-102(约148HBN)两者差别不大，令人疑惑的是布莱德利在首上使用的是5083(如图1)

而不是强度和断面延伸率更高的7系铝合金，实际抗弹效率中5083也需要更大的角度才能达到7017铝合金近似的效率

3.防护材料的基本防御构型

除了在第1章节中介绍到的角度效应，以BMP3与M2A2(Block2）为例表现出两种防护形式即间隙装甲(BMP3防浪板兼做间隙装甲)与贴花装甲

这里引入轻装甲防御评级重点比对5级Class1/2，测试使用14.5mm B32与14.5mm Bs41(又分为1985和2001版[图1]）

上列三种弹道极限差别不大重点比较弹芯材料(基于霍普金森压杆)

Bs41(1985∽2002)碳化钨:4.1Gpa,失效应变<0.05低韧性(图2）

Bs41(2002)93钨合金:1.3Gpa,失效应变2.3

B32 N12E工具钢:3.5Gpa,失效应变0.2

可以看出除了2002版钨合金的韧性较高以外其余韧性都较差，间隙装甲被证实面对硬制弹芯时表现出更高的防护效率(图3)

但是垂直入射时效率较差，大倾角与大间隙入射时弹体随倾角的提高拉应力逐步提高(见第1章)硬芯穿透后受到双轴拉应力提前失稳倾向更明显，目前俄罗斯Bmp/Bmd系列现代化通过螺栓与铰链的方式，固定高硬度钢来提高防护效率(图4)

间隙装甲有着容易加装，防护效率高的特点深受青睐，缺点是受空间影响较大(效率与间隙跨度密不可分)同时受角度影响大，后续进行额外升级时(如加装反应装甲)较为麻烦

贴花装甲受空间以及布局影响较小且易后续升级不需要额外加装挂点，同时易于布置重量更高的装甲，其大量应用于轮式装甲车，当弹体入射装甲板时装甲板产生塑性流动，弹体持续受到两侧材料约束静阻力提高，不存在背板效应对角度影响不敏感垂直入射时效率远高于间隙装甲，贴花装甲通常具有高硬度的表面以及相对具有韧性的背板形成硬度梯度

近年来出现了许多优秀的钢装甲材料结构，凿装甲板是防护效率非常高的装甲材料，目前超高硬度级装甲钢凿装甲板(图5)

在实验中取得非常显著的成果，提高机械性能对于装甲防护效率提升明显，对于装甲钢而言实际上装甲钢并不是越高硬度越好(如图6/7）

在高硬度装甲钢中其装甲钢的压缩失效应变高于剪切失效应变，在文献《装甲钢中两种不同类型的绝热剪切带》中发现对于拉伸强度大于1470mpa的装甲钢出现的p型绝热剪切带，装甲钢易发生剪切失效（当热软化超过应变硬化率时出现绝热剪切带)见《穿甲侵彻过程中靶板内绝热剪切带特性及形成原因分析》对于侵彻这一类高应变率可视为绝热过程对应力与应变的关系造成很大影响，实验测得的装甲机械性能大多处于准静态拉伸实验，不能简单依附于准静态拉伸实验来判断装甲的实际抗弹性能综上通过简单判断无论对于贴花或者间隙，都需要通过合理利用高硬度钢以达到非常显著的效率

为提高装甲钢效率就要提高韧性以俄罗斯为例，2P通过提高组织碳化物和残余奥氏体均匀性(图8）提高冲击韧性

44C-CB-ш基于电渣重熔细化马氏体晶粒保证了高硬度和高韧性(图9）

由（АО «Ремдзель»）开发的Cm1(图10)

通过提高奥氏体晶粒尺寸与优化孪晶亚结构缩短塑性滞后，如今前线已大量应用

对于高含碳量的装甲钢需要尽可能抑制大尺寸孪晶马氏体防止延晶破坏恶化韧性

4.金属材料的应用

上文介绍到贴花装甲的优势，通过不同机械性能的材料叠层有利于抗弹性能，如EBRC(图1)

通过高硬度的Mars600与相对具有韧性的Mars380，保证了抗弹性能同时抑制了背板条件，同样对于铝合金而言通过组合不同性能的铝合金表现出了更高的抗弹效率，通过应力三轴度与等效塑性应变云图看出，通过高韧性塑性的背板可以有效抑制前板裂纹扩展提高整体抗弹水平（图2)

目前如俄罗斯“库尔干人”就将其应用称为“ПАС-2Б”(图3）

抗弹性能提高了15% 这里给出板与板之间厚度配比与能量吸收的关系(图4)

现如今钛合金也将部分应用（如图5）

基于.EBSM与.PASM工艺制作的高效率钛合金板用于布莱德利的舱盖(如图6）

以及部分装甲车结构件，FCS计划也将此类钛合金板作为防御材料，作为装甲的钛合金板的质量防护效率高于一般铝合金与装甲钢(根据牌号而定)，单钛合金作为装甲材料存在着非常多的问题，钛合金板的失效模式(Spallation)是钛合金冲击下的主要问题表现在钛合金的损伤，其一般被认为是ASB诱发的持续积累损伤效应引起的应力-应变耦合失效，有趣的是其中一定区域内的应力三轴度在1.0∽1.9即对应韧性失效(图7）

部分文献指出绝热剪切带的韧性破坏对能量吸收有一定帮助并具有非常高的硬度，损伤导致的敏感背板条件不可以用上面复合铝合金的例子进行套用，因为Spallation的诱因就是拉伸失稳破坏，不同波阻抗性材料界面会诱发拉伸应力波这对钛合金的材料行为不利需要相应的匹配背板同时进行约束复合

所以综上此小节主要论证钛合金实际防御应用能力低需要特殊优化才能达到提高效率的目的

5.纤维编织材料与陶瓷

纤维材料也大量应用于装甲防御中，除了作为乘员舱内的背板防崩落内衬，目前纤维材料对于直接的抗弹性能影响的研究提上日程，由于涉及复杂的高阶剪切理论这方面计算困难，由SwRI研究所给出了二维纤维复合材料其中的材料变量与单元的应变的关系（图1)

对纤维抗弹提供了准确的理论基础，应用中如cv9040c车体纤维复合板(图2)

满足轻装甲5级防御(14.5*114)，由于二维纤维复合板间的层间应力导致层裂，通过三维编织纤维复合材料的Warp yarn来控制破坏(图3)

如今三维编织纤维复合材料仿真技术已经较为成熟并得到应用（图4/5）

应用中可以通过不同纤维的破坏特征来搭配力学不同材料以达到更高的防护效率

陶瓷基复合装甲(CMC)表现出的高质量防护系数得到各国重点研究，如（图6）

一种基于氧化铝陶瓷球纤维封装装甲板用于俄罗斯新型装甲的现代化防御项目可抵御14.5*114的穿甲弹，一种基于TiB2的高性能CMC用于布莱德利防御计划(图7)

不同的陶瓷性能差异明显而且受到工艺影响较大，综合权衡成本下SiC陶瓷是目前研究的重点(视工艺而定，性能远高于氧化铝陶瓷接近碳化硼相对价格仅为1/2)由于陶瓷本身的材料属性界面效应与损伤强关联(许多研究表明，对于脆性材料限制其侵彻阻力的主要原因在于应力波峰值后方造成的环向拉应力导致的拉伸破坏)，为防止大的损伤通常陶瓷的晶粒需要尽可能的小，而SiC的晶粒尺寸与抗弹关键材料性能HEL却相反(图8）

实际应用中需要权衡，陶瓷成型时外需要避免小角度边角，减小跨度可以提高抗弹能力（图9)

如用于厚度有限的kamaz的轻型装甲(图10）

CMC多用于贴花装甲受形状和空间的条件影响小，如CV9035MK3所使用的IBD MEXAS(图11)

獾使用了一种LIBA装甲通过聚合物包裹陶瓷减少应力波破坏(图12）

根据翼形扩展理论陶瓷的裂纹情况优化几何减小了整体损伤(图13）

但成本偏高，也通过材料框架隔离由于遇到靶体分界处产生发射波与透射波，当框架波阻抗高于陶瓷时入射波传播到框架形成的反射波为压缩波，形成的压缩波会减小陶瓷的拉应力，所以约束的框架要保证波阻抗高于陶瓷，这种方法对陶瓷的成型工艺要求低同时效果显著(图14)

具体如何进行材料搭配这里以(图15)的CMC为例

可以通过前后层高韧塑性材料(面板可以是上面提到的三维编织复合板)降低侵彻初期极限速度，减小反射应力波对陶瓷激励造成破坏并通过金属网避免CMC弯拉，这里补充陶瓷的关键力学性能(图16)

适用于各种仿真方法

以上给出了CMC的技术优势，为保证达到轻装甲防御最高等级STANDER4596 Level 6(图17)

这一苛刻的标准CMC依笔者来看是必须的(忽略热软化与陶瓷的破坏效应的情况下，通过A-T模型由于陶瓷的抗压强度/弹性模量远高于钢其静阻力数倍于），同时认为尽量使用上覆式布局以保证承载能力以及大厚度陶瓷，抗弹能力随着厚度以及倾角的提高而提高，而由于大倾角靶体相较于垂直其塑性应变会更早到达背面，所以背板刚度以及强度有强制性需求

6.抵抗破甲弹高效率方法

根据金属射流混合律公式对于一般塑性材料，其本身的机械强度对于抗弹能力提升有限，即使是对于履带式车辆单一介质的装甲钢抗破甲弹理念也被淘汰(对于现代破甲弹而言，其药型罩本身的韧/塑性以达到较高水平，即使使用间隙装甲也需要非常高的空气间隙才能保证射流拉断，且 Y轴方向并没有明显干扰）引入静阻力概念上文提到的陶瓷材料以SiC为例，由于非常高的HEL静阻力可以大于14，装甲钢等静阻力仅比自身HEL略高(基于柱状空穴膨胀理论的约为2Gpa）在模型中陶瓷的密度很低但是静阻力占比却异常的高(塑性材料不足二成，陶瓷占比超过5成）虽然质量防御系数很高但依旧需要很高的空间，所以对于提高效率而言干扰射流无疑是最佳办法

上面提到间隙装甲点状干扰，而后来的钢-橡胶-钢被发现在对抗金属射流时会对其产生明显扰动干扰(图1)

但因为这种复合构型对叠层数量/角度有明显需求，因此对于轻装甲而言并没有实际应用价值，当然这种扰动板也提供一定的研究方向，这方面机理复杂一般认为金属射流处于大变形问题单向应力状态， X轴方向导致紧缩与断裂(间隙装甲) Y轴导致变形(钢-橡胶-钢复合靶体)期间具有周期性，作用机理在于射流侵彻面板时与背板产生应力波，背板与橡胶夹层界面产生反射反射波通过橡胶夹层透射进入面板通过质点运动作用到射流上因为材料之间波阻抗性不同，通过费马原理应力波从背板传递到面板橡胶夹层界面时，由于两者质点速度不同产生面板与橡胶之间的鼓包，因此纳入的是质点速度对射流的影响，应力波从产生到传播小于射流的侵彻时间，背板产生的压缩波通过橡胶夹层到达面板界面，而由于开孔传播到橡胶夹层与面板界面时发生了卸载因此面板实际并没有作用，基于上述方向如果夹层材料为含能如何？这个时候面板也可以纳入干扰，同时一项有趣的研究表明爆炸含能材料对于陶瓷具有强化作用，苏联的老教材称为“动态强化”同时对于塑性材料(这里指橡胶，玻璃钢等)表现出截然不同的有趣现象(图2)