（1.中國商用飛機(jī)有限責(zé)任公司北京民用飛機(jī)技術(shù)研究中心，北京 102211；2. 民用飛機(jī)結(jié)構(gòu)與復(fù)合材料北京市重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 102211；3. 沖擊環(huán)境材料技術(shù)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；4. 北京理工大學(xué)材料學(xué)院，北京 100081）

彈體“表面駐留”過程是在陶瓷、陶瓷基復(fù)合材料等復(fù)合裝甲與穿甲彈丸高速碰撞初期階段的一個(gè)最主要的過程，其特征是彈靶作用過程中彈體頭部發(fā)生劇烈塑性變形甚至破碎而無法侵徹靶板[1]。在表面駐留過程中彈體質(zhì)量快速減少，彈體速度下降，彈丸頭部鈍化，同時(shí)也導(dǎo)致裝甲靶板材料產(chǎn)生損傷并累積。表面駐留現(xiàn)象在B4C、SiC、陶瓷基復(fù)合材料等[2-3]復(fù)合裝甲靶板中普遍存在，該過程中彈體消耗了大約30%～50%的初始能量，這對(duì)復(fù)合裝甲的抗彈性能將產(chǎn)生重要的影響。

現(xiàn)代輕質(zhì)裝甲由金屬材料過渡到以廣泛采用陶瓷材料為主，但陶瓷材料也存在如下不足：陶瓷材料幾乎無塑性，拉伸斷裂強(qiáng)度低；加工工藝流程復(fù)雜，成型后難以加工等，為了改善抗彈陶瓷上述缺點(diǎn)，以陶瓷基復(fù)合材料（CMCs）[4]為代表的抗彈陶瓷/金屬復(fù)合材料受到廣泛的關(guān)注。通過塑性相的加入，提高復(fù)合材料的韌性；采用特定的陶瓷相和塑性相的復(fù)合結(jié)構(gòu)（細(xì)觀和微觀層次的結(jié)構(gòu)）以充分發(fā)揮陶瓷相的高硬度和塑性相的高韌性特點(diǎn)。探索復(fù)合材料新穎的抗彈機(jī)理、優(yōu)化復(fù)合材料組織結(jié)構(gòu)為當(dāng)前研究的熱點(diǎn)。特殊的表面駐留行為，優(yōu)異的抗彈性能為陶瓷基復(fù)合材料應(yīng)用于輕質(zhì)裝甲提供了可能。

目前，國內(nèi)外尚未報(bào)道關(guān)于陶瓷基復(fù)合材料的表面駐留現(xiàn)象。本文采用LS-DYNA有限元分析軟件，對(duì)比分析了53式7.62mm穿燃彈（API）高速（800m/s）碰撞SiC-Al陶瓷基復(fù)合材料與SiC、AD99 Al2O3、B4C等傳統(tǒng)陶瓷靶板的作用過程，旨在通過與傳統(tǒng)裝甲陶瓷駐留過程的對(duì)比，分析陶瓷基復(fù)合材料表面駐留行為，豐富和完善陶瓷基復(fù)合裝甲材料的抗彈機(jī)理，為陶瓷基復(fù)合材料在裝甲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中應(yīng)用做鋪墊。

1 試驗(yàn)方法

本文研究模型中金屬材料采用Johnson-Cook（JC） 本構(gòu)模型[5]，陶瓷、陶瓷基復(fù)合材料采用Johnson-Holmquist Ceramic 2 （JH2） 本構(gòu)模型[6]，建模過程見文獻(xiàn)[7]，相關(guān)參數(shù)如表1所示。

表1 4種材料JH2模型參數(shù)

為驗(yàn)證數(shù)值模擬方法正確性，采用高速攝像和閃光X射線照相技術(shù)[8]分別記錄了彈體碰撞復(fù)合材料靶板的作用過程。高速攝像機(jī)為美國Vision Research公司制造的Phantom V140高速數(shù)字?jǐn)z像機(jī)，最高拍攝速率為50萬幀/s；閃光X射線照相設(shè)備為瑞典Scandiflash450型閃光X射線照相系統(tǒng)，試驗(yàn)是在中國兵器工業(yè)第五二研究所煙臺(tái)分所試驗(yàn)室進(jìn)行的。試驗(yàn)用復(fù)合材料采用氣壓浸滲工藝制備得到，具體參考文獻(xiàn)[9]，試驗(yàn)用陶瓷材料為常用的裝甲陶瓷材料。

表面駐留過程的表征方法采用表面駐留持續(xù)時(shí)間和表面駐留耗能兩個(gè)參數(shù)。表面駐留持續(xù)時(shí)間提取方法如下：提取碰撞時(shí)彈體頭部速度（即彈/靶界面速度）和彈尾速度隨時(shí)間變化曲線，彈體頭部速度瞬時(shí)增大的時(shí)刻為表面駐留結(jié)束時(shí)刻，則從彈體頭部接觸靶板至該時(shí)刻所經(jīng)歷的時(shí)間為表面駐留持續(xù)時(shí)間。表面駐留耗能提取方法如下：提取彈靶碰撞的整個(gè)過程中彈體動(dòng)能隨時(shí)間的變化曲線，彈體初始動(dòng)能（由彈體初始速度和質(zhì)量得到為1580J）減去表面駐留結(jié)束時(shí)刻對(duì)應(yīng)的彈體動(dòng)能即表面駐留耗能。具體提取方法見文獻(xiàn)[7]。表面駐留持續(xù)時(shí)間越長，則表面駐留過程耗能越多。

彈體碰撞靶板表面駐留耗能形式主要分為4類：變形與破碎的彈體攜帶的動(dòng)能（Eroded KE），變形與破碎的彈體攜帶的內(nèi)能（Eroded IE），面板損傷耗能（Damage E）以及剩余彈體內(nèi)能（Residual IE）。4種形式能量從d3plot結(jié)果文件曲線提取得到，對(duì)應(yīng)表面駐留結(jié)束時(shí)刻各能量值。

陶瓷、陶瓷基復(fù)合材料的強(qiáng)度由JH2模型可以得到，已知材料的JH2模型參數(shù)，其強(qiáng)度與所承受的靜水壓力有關(guān)。其關(guān)系[6]如下所示：

含有損傷的材料強(qiáng)度：

式中，σi*為材料歸一化完整強(qiáng)度；σf*為歸一化完全損傷強(qiáng)度；歸一化的強(qiáng)度（σi*、σf*、σ*）具有相同的表達(dá)形式：σ*=σ/σHEL，σ為某應(yīng)力狀態(tài)下的材料強(qiáng)度，σHEL為在雨貢紐彈性限下的等效強(qiáng)度；D為損傷參數(shù)（0≤D≤1）。

完整強(qiáng)度：

式（2）、（3）中，A、B、C、M、N和SFmax為材料強(qiáng)度參數(shù)，SFmax為材料的最大完全損傷強(qiáng)度因子，其他為JH2經(jīng)典模型材料強(qiáng)度參數(shù)；歸一化的靜水應(yīng)力P*=P/PHEL，P為實(shí)際所受靜水應(yīng)力，PHEL為在雨貢紐彈性極限時(shí)的靜水應(yīng)力；歸一化的拉伸強(qiáng)度T*=T/PHEL，T為材料拉伸強(qiáng)度；歸一化的應(yīng)變率 ε*=ε/ε0，ε為真實(shí)的應(yīng)變率，ε0=1.0s-1為參考應(yīng)變率。

2 結(jié)果與討論

2.1 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比

通過高速攝像方法和閃光X射線照相方法記錄了彈體侵徹復(fù)合材料靶板的過程，如圖1所示，對(duì)比數(shù)值模擬和試驗(yàn)結(jié)果，在不同時(shí)刻，彈體變形程度、著彈姿態(tài)以及彈體剩余長度接近一致。

圖1 不同時(shí)刻數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果對(duì)比圖Fig.1 Comparison of simulation results and experiment results at different times

圖2為最終回收的背板形貌對(duì)比圖，數(shù)值模擬背板最終形貌與試驗(yàn)回收的最終背板形貌相似，對(duì)比背凸形狀和尺寸，兩者吻合較好。通過上述結(jié)果的對(duì)比，說明基于上述參數(shù)所開展的復(fù)合材料靶板與彈體的彈靶作用過程數(shù)值模擬是有效可信的。

圖2 數(shù)值模擬與試驗(yàn)結(jié)果背板最終形貌對(duì)比圖Fig.2 Comparison of simulation result and test result

2.2 陶瓷基復(fù)合材料表面駐留耗能對(duì)比分析

圖3給出了彈體頭部和尾部速度隨時(shí)間變化曲線以及彈體動(dòng)能隨時(shí)間變化曲線，從圖中可以得出，復(fù)合材料的駐留持續(xù)時(shí)間為19.5μs。駐留結(jié)束時(shí)，彈體剩余動(dòng)能為735J，則駐留過程耗能為845J。

圖3 彈體頭部、尾部速度以及彈體動(dòng)能隨時(shí)間變化曲線Fig.3 Velocity-time curve of bullet tail and nose and kinetic energy-time curve

用同樣方法得到其他常用裝甲陶瓷的表面駐留耗能，如圖4所示，由圖可知，復(fù)合材料的駐留耗能能明顯力高于SiC，AD99 Al2O3、B4C等常用裝甲陶瓷，分別提高約46.0%、30.2%、35.7%。

圖4 不同靶板材料駐留耗能對(duì)比Fig.4 Comparison of dwelling energy in different targets

相比幾種常見的裝甲陶瓷材料，復(fù)合材料駐留耗能較大，通過公式（1）～（3）計(jì)算復(fù)合材料和陶瓷的強(qiáng)度如圖5所示，圖5（a）為完整強(qiáng)度隨靜水應(yīng)力變化曲線，圖5（b）為完全損傷強(qiáng)度隨靜水應(yīng)力變化曲線。由圖可知，在初始碰撞壓力下，復(fù)合材料的完整強(qiáng)度比陶瓷材料?。坏瞧渫耆珦p傷的材料強(qiáng)度比陶瓷強(qiáng)度大。例如，在靜水壓應(yīng)力為1GPa時(shí)，幾種材料強(qiáng)度大小對(duì)比為：B4C（4.00Gpa）＞AD99 Al2O3（3.87GPa）＞SiC（3.83GPa）＞SiC-Al（2.32GPa）；4種材料完全損傷強(qiáng)度大小對(duì)比為：SiC-Al（1.72GPa）＞ AD99 Al2O3（1.06GPa）＞ B4C（1.03GPa）＞SiC（0.60GPa）。由此可見，雖然復(fù)合材料完整強(qiáng)度較小，但當(dāng)復(fù)合材料發(fā)生完全損傷時(shí)，其強(qiáng)度下降較小，均高于陶瓷材料完全損傷時(shí)的強(qiáng)度，這是因?yàn)閺?fù)合材料具有陶瓷和金屬兩相網(wǎng)絡(luò)互穿的特殊結(jié)構(gòu)，如圖6[8]所示，該圖是基于三維斷層掃描圖像數(shù)據(jù)生成的復(fù)合材料三維有限元模型，并提取一個(gè)典型截面，當(dāng)復(fù)合材料中陶瓷相發(fā)生完全損傷時(shí)，并不像陶瓷材料那樣完全碎裂，而由于周圍金屬相的約束作用，增大了其所受的靜水壓力，由公式（3）可知，增大靜水壓力的情況下，會(huì)顯著提高其完全損傷強(qiáng)度。這使得復(fù)合材料雖然容易產(chǎn)生損傷，但是完全損傷的復(fù)合材料仍具有較一般陶瓷材料更高的承載能力，促使其表面駐留時(shí)間增長，駐留耗能能力增強(qiáng)。

圖5 復(fù)合材料與陶瓷材料強(qiáng)度對(duì)比圖Fig.5 Comparison of composites and ceramic strength

圖6 三維模型中典型截面Fig.6 Cross section selection from 3D model

2.3 復(fù)合材料和B4C陶瓷材料損傷演化過程對(duì)比分析

由上節(jié)得到，材料損傷形式的不同導(dǎo)致駐留持續(xù)時(shí)間產(chǎn)生差異，而在駐留過程中，陶瓷材料損傷破壞行為類似，因此本節(jié)僅以B4C陶瓷材料為例，對(duì)比分析復(fù)合材料損傷耗能及損傷演化行為。表2給出了復(fù)合材料和B4C的各類耗能及其所占比重。對(duì)比B4C和復(fù)合材料4種耗能形式，可見剩余彈體內(nèi)能所占比重差別較小，而變形與破碎的彈體所攜帶的能量（動(dòng)能和內(nèi)能）和損傷耗能所占比重差別較大，在復(fù)合材料中，前者為45.1%，而在B4C中此項(xiàng)達(dá)到67.1%。圖7為復(fù)合材料和B4C損傷耗能隨時(shí)間變化曲線，在整個(gè)彈靶作用過程中，復(fù)合材料損傷耗能均大于B4C的損傷耗能，當(dāng)駐留結(jié)束時(shí)，B4C損傷耗能為41.4J，僅占駐留耗能比重為7.1%，而復(fù)合材料損傷耗能為202J，占駐留耗能的比重達(dá)到23.9%，比B4C損傷耗能所占比重提高2倍多。

表2 復(fù)合材料與B4C陶瓷材料駐留耗能形式及比重的對(duì)比

圖7 B4C和復(fù)合材料面板損傷耗能曲線Fig.7 Damage energy of B4C and composites

復(fù)合材料和B4C不同的應(yīng)力場(chǎng)導(dǎo)致了駐留過程、損傷演化過程中產(chǎn)生不同的特征。圖8給出了表面駐留過程中不同時(shí)刻復(fù)合材料和B4C損傷特征。對(duì)比t=2.5μs時(shí)兩種材料的損傷范圍，圖中實(shí)線框所選區(qū)域?yàn)閾p傷區(qū)域。由圖可知，在初始碰撞階段，復(fù)合材料中產(chǎn)生較大范圍的損傷，而在B4C中損傷區(qū)域較小。由上節(jié)分析知，復(fù)合材料的完整強(qiáng)度低于B4C的完整強(qiáng)度，在相同的初始碰撞壓力下，復(fù)合材料單元容易產(chǎn)生損傷，導(dǎo)致?lián)p傷區(qū)域較大。

圖8 復(fù)合材料與B4C損傷對(duì)比圖Fig.8 Damage nephogram comparison of composites and B4C ceramic

當(dāng)t=13.8μs時(shí)兩種面板材料完全損傷程度增大，圖中虛線框所選區(qū)域?yàn)閲?yán)重?fù)p傷區(qū)域。由圖可知，在此時(shí)刻，B4C中彈著點(diǎn)下方面板單元損傷較嚴(yán)重，該時(shí)刻完全損傷強(qiáng)度低于其所受的等效應(yīng)力，表面駐留結(jié)束；在復(fù)合材料中，彈著點(diǎn)下方整個(gè)面板厚度范圍內(nèi)單元雖然達(dá)到完全損傷，但是彈體仍然處于表面駐留狀態(tài)，究其原因在于，當(dāng)該時(shí)刻復(fù)合材料出現(xiàn)完全損傷時(shí)，其完全損傷強(qiáng)度仍然高于其所受等效應(yīng)力，仍能夠抵抗彈體的侵入。駐留持續(xù)過程中，完全損傷的單元在等效應(yīng)力作用下發(fā)生持續(xù)變形，由于復(fù)合材料特定的網(wǎng)絡(luò)互穿結(jié)構(gòu)，當(dāng)陶瓷材料達(dá)到失效應(yīng)變完全損傷時(shí)，受到周圍金屬材料的約束作用，裂紋擴(kuò)展受到限制，復(fù)合材料整體并沒有失效，還可以繼續(xù)發(fā)生形變，直至達(dá)到最大失效應(yīng)變，這導(dǎo)致復(fù)合材料較B4C具有高得多的最大失效應(yīng)變，因此完全損傷單元在一定靜水壓應(yīng)力下具有更持久的承載能力。

當(dāng)彈體侵徹進(jìn)入面板時(shí)，兩種面板材料內(nèi)部損傷呈現(xiàn)較大的差異，當(dāng)t=28μs時(shí)，B4C面板內(nèi)部出現(xiàn)較嚴(yán)重的呈網(wǎng)狀的損傷區(qū)域，最終會(huì)導(dǎo)致面板的嚴(yán)重破碎。而對(duì)應(yīng)復(fù)合材料面板中，只在彈孔周圍一定區(qū)域內(nèi)損傷較嚴(yán)重，計(jì)算單元能夠承受一定程度的塑性變形，而在遠(yuǎn)離彈孔處面板內(nèi)部不會(huì)出現(xiàn)明顯的損傷帶，保證回收的復(fù)合材料面板保持完整。

圖9給出了復(fù)合材料靶板和B4C靶板經(jīng)7.62mm彈丸撞擊后所回收靶板的宏觀形貌圖，由圖可知，復(fù)合材料靶板完整性較好，靶板僅在彈孔附近出現(xiàn)一定尺寸的破碎；而B4C靶板經(jīng)彈擊后靶板破壞嚴(yán)重，回收的陶瓷面板只能由較小的碎塊拼接而成。由此可知，復(fù)合材料和B4C陶瓷材料面板呈現(xiàn)了不同的損傷累積演化形式，復(fù)合材料通過彈體磨損和金屬塑性變形吸收能量，而陶瓷材料主要通過裂紋擴(kuò)展吸收能量，耗能形式不同導(dǎo)致兩種材料在表面駐留過程中所消耗的彈體能量不同。

圖9 靶板宏觀形貌試驗(yàn)圖Fig.9 Macroscopic appearance of recovery front plates after impact（Test result）

3 結(jié)論

（1）復(fù)合材料表面駐留耗能為845J，比B4C、SiC、AD99 Al2O3陶瓷材料分別提高約46.0%、30.2%、35.7%。

（2）復(fù)合材料特殊的結(jié)構(gòu)使材料發(fā)生完全損傷時(shí)，其強(qiáng)度下降較小，均高于陶瓷完全損傷時(shí)材料的強(qiáng)度，促使其表面駐留時(shí)間增長，駐留耗能能力增強(qiáng)。

（3）復(fù)合材料和陶瓷材料面板呈現(xiàn)了不同的損傷累積演化形式，使得兩種材料表面駐留過程所消耗的彈體能量不同。導(dǎo)致?lián)p傷耗能占總駐留耗能的比例達(dá)到23.9%，比B4C陶瓷材料提高了2倍多。

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