郭登剛， 周強(qiáng)， 劉睿， 陳鵬萬

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081；2.中國(guó)兵器科學(xué)研究院， 北京 100089)

0 引言

輕質(zhì)裝甲是未來裝甲防護(hù)技術(shù)的重點(diǎn)發(fā)展方向。鋁合金由于密度低、強(qiáng)度高、室溫塑性好以及優(yōu)良的抗腐蝕性能等優(yōu)點(diǎn)，在輕型防護(hù)材料領(lǐng)域得到了廣泛應(yīng)用。鋁合金往往與陶瓷材料組合，作為復(fù)合裝甲使用，如Al2O3/Al、SiC/Al、B4C/Al以及Si3N4/Al等體系[1]。張進(jìn)成[2]研究了由氮化硅陶瓷、防彈鋼和高強(qiáng)度鋁合金組成的輕質(zhì)復(fù)合裝甲，發(fā)現(xiàn)在相同面密度條件下，用鋁合金作為背板能夠增大陶瓷板的剛度，提高裝甲板的抗彈性能。黃湘林[3]研究了聚合物/鋁合金復(fù)合板的抗彈性能以及失效機(jī)理。結(jié)果表明，對(duì)于平頭彈，當(dāng)鋁合金為背板時(shí)，復(fù)合板的抗彈性能較好；對(duì)于卵形彈，當(dāng)鋁合金為面板時(shí)，復(fù)合板具有較好的抗彈性能。孫丹等[4]、茍瑞君等[5]研究了陶瓷/泡沫鋁/鋁合金復(fù)合裝甲的抗射流侵徹性能。結(jié)果表明，當(dāng)陶瓷層和鋁合金層的厚度相同時(shí)，接觸式復(fù)合裝甲和間隔式復(fù)合裝甲均獲得了最小的射流頭部速度。

鎂合金密度約為鋁合金的一半，比強(qiáng)度高，具有良好的韌性，是目前密度最小的金屬結(jié)構(gòu)材料。Jones等[6-7]研究了AZ31B鎂合金的抗彈性能，發(fā)現(xiàn)AZ31B鎂合金的抗彈性能與5083鋁的相當(dāng)。姬鵬遠(yuǎn)等[8]采用數(shù)值仿真方法研究了AZ31B鎂合金靶的抗彈性能，結(jié)果表明：在等面密度情況下，AZ31B鎂合金靶的抗彈性能與4340鋼靶、5083鋁合金靶的相差不大；易燃、易腐蝕且室溫塑性差等缺陷限制了鎂合金作為裝甲材料的應(yīng)用前景。

因此，研究者提出在鎂合金表面復(fù)合鋁，利用鋁耐腐蝕、塑形好的優(yōu)點(diǎn)來克服鎂合金的缺陷實(shí)現(xiàn)性能最佳組合。但由于鋁、鎂均屬活性較高的金屬，通過熱擴(kuò)散、熱軋等傳統(tǒng)制備方法，較高的處理溫度極易導(dǎo)致在界面處生成厚度較大的脆性金屬間化合物，降低焊接強(qiáng)度，導(dǎo)致服役過程中出現(xiàn)界面脫焊、開裂等有害現(xiàn)象。

爆炸焊接作為一種固相焊接方法，利用炸藥爆炸驅(qū)動(dòng)飛板撞擊基板，在碰撞界面產(chǎn)生高溫、高壓，并促使材料產(chǎn)生塑性流動(dòng)并產(chǎn)生熱塑剪切失穩(wěn)，形成波紋狀結(jié)合界面。由于高溫高壓持續(xù)時(shí)間僅數(shù)十微秒，隨后而來的是速率達(dá)到109K/s的快速降溫，抑制了金屬間化合物的生成，因此爆炸焊接法非常適合復(fù)合性質(zhì)差異懸殊、活性較高的金屬材料。袁曉丹[9]、張楠[10]通過爆炸焊接成功制備鋁/鎂金屬層狀復(fù)合板，并對(duì)其界面結(jié)合機(jī)理進(jìn)行研究。張婷婷[11]借助爆炸焊接技術(shù)將6061鋁合金和AZ31B鎂合金成功焊合在一起。吳瓊[12]采用爆炸復(fù)合法成功制備了AZ31鎂合金/1060純鋁和AZ31鎂合金/5083鋁合金層狀復(fù)合板。

目前關(guān)于爆炸焊接制備鋁/鎂層狀復(fù)合材料的研究多集中在界面結(jié)合機(jī)制和力學(xué)性能的研究上，應(yīng)用于裝甲防護(hù)的研究尚未見報(bào)道。因此，本文提出利用爆炸焊接法制備鋁- 鎂- 鋁三明治結(jié)構(gòu)的復(fù)合裝甲板，通過殘余穿深法評(píng)估復(fù)合靶的抗彈性能，并與等厚度的AZ31鎂合金、2024鋁合金和鋁- 鎂- 鋁層疊接觸靶的抗彈性能進(jìn)行對(duì)比；利用非線性有限元程序LS-DYNA對(duì)上述侵徹過程進(jìn)行數(shù)值模擬，探索界面結(jié)合強(qiáng)度對(duì)層狀復(fù)合板在侵徹過程中的形變和破壞的影響規(guī)律，以揭示其抗彈吸能機(jī)理，為層狀復(fù)合材料在裝甲領(lǐng)域的應(yīng)用提供借鑒。

1 實(shí)驗(yàn)研究

1.1 靶材的制備

本文通過雙向一次爆炸焊接法來制備鋁- 鎂- 鋁輕質(zhì)層狀復(fù)合靶板，布置形式如圖1所示。該方法不同于常見的水平布置形式，而是將鎂合金板垂立放置，在兩側(cè)分別平行布置鋁合金板并敷設(shè)炸藥，同時(shí)起爆，實(shí)現(xiàn)兩側(cè)一次性焊接。該工藝效率高，得到的復(fù)合板平整度好，無需校平處理[13]。但實(shí)踐中發(fā)現(xiàn)，該方法垂直方向布藥不均，對(duì)起爆同步性要求高，操作較為繁瑣，因此在實(shí)踐中應(yīng)用較少。本文中基板與覆板間隙取1 mm，為消除稀疏波的影響，在安裝好的基板覆板兩側(cè)以及底部安裝鋁制動(dòng)量塊。使用低爆速的工業(yè)粉狀膨化硝銨炸藥，炸藥爆速2 100～2 300 m/s，藥厚8 mm，炸藥量225 g. 將引爆炸藥的導(dǎo)爆索埋置于端部，采用8號(hào)工業(yè)電雷管起爆。

圖1 爆炸焊接布置示意圖及實(shí)物布置圖Fig.1 Schematic diagram of explosive welding of Al-Mg-Al plate and experimental setup

由于本文的目的是通過對(duì)比鋁- 鎂- 鋁三明治結(jié)構(gòu)復(fù)合靶與等厚度鋁合金靶的抗彈性能，來研究鋁/鎂復(fù)合靶用于裝甲防護(hù)的可行性，選擇常見的2024鋁合金也可以對(duì)比驗(yàn)證。同時(shí)，由于裝甲鋁價(jià)格高、硬度大，直接爆炸焊接有難度，需要純鋁作為過渡層才能實(shí)現(xiàn)有效焊接，工藝較為復(fù)雜，使用2024鋁合金可以降低實(shí)驗(yàn)難度。本文中2024鋁合金的原始尺寸為300 mm×250 mm×2.5 mm，AZ31鎂合金的原始尺寸為300 mm×250 mm×10 mm. 采用爆炸焊接法制備的鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶板宏觀形貌如圖2所示。

圖2 鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶宏觀形貌圖Fig.2 Layered armor plate fabricated by explosive welding

1.2 彈道實(shí)驗(yàn)

本文采用殘余穿深法對(duì)鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶板的抗彈性能進(jìn)行實(shí)驗(yàn)研究，為了評(píng)估抗彈性能，對(duì)等厚度條件下AZ31鎂合金、2024鋁合金和鋁- 鎂- 鋁層疊接觸靶的抗彈性能也進(jìn)行了測(cè)試。采用7.62 mm口徑滑膛彈道槍發(fā)射的國(guó)產(chǎn)7.62 mm制式普通彈，槍口距離靶板2.75 m，彈頭初速均為730 m/s，靶板尺寸均為100 mm×100 mm×15 mm，背板均采用45號(hào)鋼，尺寸均為100 mm×100 mm×30 mm. 3種材料的機(jī)械性能如表1所示。圖3為彈道測(cè)試示意圖和實(shí)驗(yàn)裝置圖。

表1 實(shí)驗(yàn)用材料的機(jī)械性能Tab.1 Mechanical properties of experimental materials

圖3 彈道測(cè)試示意圖和實(shí)驗(yàn)裝置圖Fig.3 Schematic diagram of ballistic testing and experimental setup

2 數(shù)值模擬

本文采用LS-DYNA軟件模擬彈頭穿靶過程。國(guó)產(chǎn)7.62 mm制式普通彈彈頭由鋼芯、鉛套和銅皮3部分構(gòu)成，具體尺寸參考文獻(xiàn)[14]，數(shù)值模擬中靶板尺寸均為50 mm×50 mm×15 mm，45號(hào)鋼背板尺寸為50 mm×50 mm×30 mm.

2.1 有限元分析模型

圖4為對(duì)實(shí)際槍彈的局部特征進(jìn)行適當(dāng)簡(jiǎn)化后得到的有限元模型。根據(jù)計(jì)算模型和邊界約束的對(duì)稱性，建立1/4模型的槍彈和靶板(見圖5)。與實(shí)驗(yàn)工況相對(duì)應(yīng)，采用*CONSTRAINED_GLOBAL關(guān)鍵字在對(duì)稱面上施加全局對(duì)稱邊界約束，采用*BOUNDARY_SPC_SET關(guān)鍵字在背板底部以及靶板外部邊界施加固定約束。采用三維SOLID164八節(jié)點(diǎn)六面體單元?jiǎng)澐志W(wǎng)格。彈靶相互作用區(qū)域(約彈徑的3倍)的靶板局部細(xì)化網(wǎng)格[15]，單元尺寸取0.2 mm×0.2 mm×0.2 mm，彈頭單元總數(shù)量為7 854，靶板單元總數(shù)量為567 400.

圖4 7.62 mm普通彈頭有限元模型Fig.4 FE model of 7.62 mm oridinary bullet

圖5 彈- 靶有限元模型Fig.5 FE model of bullet-target

爆炸焊接界面具有一定的結(jié)合強(qiáng)度，當(dāng)沖擊載荷達(dá)到一定程度時(shí)，結(jié)合界面將在拉伸應(yīng)力和剪切應(yīng)力的共同作用下發(fā)生破壞[16]。LS-DYNA軟件中的固連- 失效(TIE-BREAK)接觸算法可用于模擬兩物體間的粘接層，也可用于模擬I型裂紋的擴(kuò)展，它能夠同時(shí)考慮接觸界面的拉伸和剪切失效[17]，故本文采用這種接觸來模擬爆炸焊接界面。這種接觸的失效準(zhǔn)則為

(1)

式中：σ和τ分別為界面間拉伸應(yīng)力和剪切應(yīng)力；σl和τl分別為拉伸失效應(yīng)力和剪切失效應(yīng)力。模擬中，通過這兩個(gè)失效應(yīng)力將金屬界面綁定在一起，用以模擬實(shí)際中的爆炸焊接界面。此失效準(zhǔn)則并未考慮溫度的影響。當(dāng)作用在界面上的應(yīng)力大于這兩個(gè)應(yīng)力時(shí)，綁定的界面發(fā)生分離。本文根據(jù)爆炸焊接獲得的結(jié)合區(qū)具有與母材相當(dāng)?shù)牟牧闲阅苓@一假設(shè)[18]，選擇σl和τl的數(shù)值，其中σl取為300 MPa，τl取為250 MPa.

2.2 材料本構(gòu)模型及相關(guān)參數(shù)

7.62 mm槍彈彈頭外包覆銅皮采用Johnson-Cook本構(gòu)模型、Johnson-Cook失效準(zhǔn)則和Gruneisen狀態(tài)方程描述。在Johnson-Cook模型中，等效應(yīng)力Y表示為

(2)

Johnson-Cook失效準(zhǔn)則采用損傷參數(shù)D來描述損傷度，

(3)

式中：Δεp為等效塑性應(yīng)變?cè)隽?；εf為材料的失效應(yīng)變，

(4)

式中：D1、D2、D3、D4、D5為損傷參數(shù)；σ*為壓力與等效應(yīng)力σeff的比值，即σ*=p/σeff. 當(dāng)材料的損傷參數(shù)D=1時(shí)，材料將發(fā)生斷裂失效。具體材料參數(shù)如表2和表3所示。

表2 Johnson-Cook本構(gòu)模型參數(shù)[14,19]Tab.2 Parameters of the Johnson-Cook constitutivemodel[14,19]

表3 Gruneisen狀態(tài)方程參數(shù)[14,19]Tab.3 Parameters of the Gruneisen equation of state[14,19]

鋼芯、鉛套和靶板均采用理想彈塑性材料模型。這種材料模型忽略了加工硬化，其應(yīng)力應(yīng)變曲線近似用兩條直線來代替，如圖6所示。具體材料參數(shù)如表4所示。

圖6 理想彈塑性本構(gòu)模型Fig.6 Perfect elastic-plastic constitutive model

表4 理想彈塑性本構(gòu)模型參數(shù)Tab.4 Parameters of perfect elastic-plastic constitutivemodel

3 結(jié)果分析

3.1 實(shí)驗(yàn)和模擬結(jié)果分析

本文研究總計(jì)進(jìn)行4發(fā)槍彈彈道實(shí)驗(yàn)，靶板的相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)如表5所示。

表5 靶板的相關(guān)實(shí)驗(yàn)數(shù)據(jù)Tab.5 Experimental data of target plate

圖7為彈道實(shí)驗(yàn)后不同類型靶板及背板的最終損傷形貌，可以看出靶板呈現(xiàn)不同的破壞形式。對(duì)于1號(hào)靶，彈孔入口周圍有明顯的剪切破壞，這是因?yàn)閺楊^侵徹靶板時(shí)形成狹窄的局部剪切帶[20-21]且鎂合金的塑性較差所造成的。對(duì)于2號(hào)靶、3號(hào)靶以及4號(hào)靶，由于鋁合金的塑性較好，在彈頭撞擊作用下，金屬向上翻起形成唇邊，而在彈孔入口周圍并沒有出現(xiàn)剪切破壞。當(dāng)彈頭穿透靶板撞到強(qiáng)度遠(yuǎn)大于鋁、鎂合金的45號(hào)鋼背板時(shí)，彈頭被鐓粗，動(dòng)能被大量消耗，在背板表面、靶板背面形成高溫高壓區(qū)，在鐓粗彈體的擠壓下，形成較大的彈孔出口。

雖然靶板強(qiáng)度、阻抗與背板相差較大，但通過測(cè)量45號(hào)鋼背板的彈窩深度，也可以反映靶板的抗彈效果。圖8為相同彈速彈頭在侵徹不同靶板后，在背板上形成的殘余穿深圖。如圖8所示，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶和2024鋁合金靶的殘余穿深相同，比鋁- 鎂- 鋁層疊靶小44%，比AZ31鎂合金靶小58%，表明鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶和2024鋁合金靶的抗彈性能最好，鋁- 鎂- 鋁層疊靶次之，AZ31鎂合金靶最差。結(jié)合圖7(b)可知，2024鋁合金靶的彈孔形態(tài)與其他靶不同，直徑明顯較大，這可能是因?yàn)閺楊^侵徹靶板過程中，尤其是撞到45號(hào)鋼背板時(shí)，彈頭由于鐓粗而沿徑向擠壓靶板金屬，考慮到鋁合金良好的塑性，從而形成直徑較大的彈孔。這一過程消耗了彈頭的動(dòng)能，減小了靶板的殘余穿深。

圖7 不同類型靶板的最終損傷形貌Fig.7 Damage morphologies of armor plates after penetration

圖8 靶板殘余穿深圖Fig.8 Depths of penetration into armor plates

從圖8中可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶的殘余穿深比鋁- 鎂- 鋁層疊靶的要小，且與純2024鋁合金靶的相同，這可以從鋁- 鎂結(jié)合界面兩側(cè)的顯微硬度分布和界面結(jié)合強(qiáng)度兩方面來解釋。圖9所示為鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶結(jié)合界面兩側(cè)的顯微硬度分布。從圖9中可以看出：在界面附近，鋁合金的硬度超過了96 HV，鎂合金的硬度接近120 HV；在遠(yuǎn)離結(jié)合界面的區(qū)域，鋁、鎂合金的硬度為原始硬度值，分別為89 HV和92 HV. 爆炸焊接過程中的高應(yīng)變率加載，導(dǎo)致加工硬化，增加了界面附近鋁、鎂合金的硬度，形成了一層厚度約為1 mm的硬化層，這將有助于提高層狀復(fù)合靶的抗彈性能。

圖9 鋁- 鎂結(jié)合界面兩側(cè)的顯微硬度分布Fig.9 Microhardness distribution of Al-Mg bonding interface

圖10所示為鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶結(jié)合界面處的掃描電鏡(SEM)圖及能譜儀(EDS)線掃描圖。由圖10(a)可知，鋁- 鎂結(jié)合界面呈典型爆炸焊接波狀界面，波長(zhǎng)約為120 μm，波高約為60 μm，沒有觀察到明顯的金屬間化合物層。圖10(b)中黃線位置的EDS線掃描結(jié)果見圖10(c)中的曲線。從線掃描結(jié)果可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶兩側(cè)的結(jié)合界面處都發(fā)生了明顯的擴(kuò)散現(xiàn)象，擴(kuò)散層的厚度約為8 μm. 線掃描曲線并沒有出現(xiàn)明顯的臺(tái)階現(xiàn)象，表明鋁- 鎂結(jié)合界面處并沒有生成硬脆的金屬間化合物相，從而保證了結(jié)合界面的高強(qiáng)度[22]。

圖10 結(jié)合界面處SEM圖及EDS線掃描Fig.10 SEM and EDS result of bonding interface

表6列舉了不同類型靶板的質(zhì)量。從表6中可知，在等厚度條件下，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶的質(zhì)量為318.5 g，比2024鋁合金靶的質(zhì)量減輕了23%. 結(jié)合圖8可知，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶和2024鋁合金靶的殘余穿深相同，但質(zhì)量大大減輕。這表明在等厚度條件下，采用爆炸焊接法制備的鋁- 鎂- 鋁輕質(zhì)層狀復(fù)合靶能夠起到與2024鋁合金靶相當(dāng)?shù)姆雷o(hù)效果，同時(shí)達(dá)到輕質(zhì)減重、節(jié)約原材料的目的。

圖11展示了7.62 mm槍彈以730 m/s的初速侵徹鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶過程的數(shù)值仿真結(jié)果。

表6 相同厚度靶板的質(zhì)量對(duì)比Tab.6 Weights of target plates

從圖11中可以看出，實(shí)驗(yàn)過程中所觀察到的一些物理現(xiàn)象，例如外殼的脫落、彈頭的侵蝕、鐓粗以及彈孔入口周圍唇邊的形成等，都可以通過數(shù)值模擬來捕獲。圖12為實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬所得到的彈孔形貌的對(duì)比，從中可以看出數(shù)值模擬所獲得的彈孔形貌和實(shí)際實(shí)驗(yàn)的吻合較好。

圖11 7.62 mm彈頭侵徹鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶過程Fig.11 Penetration process of 7.62 mm bullet into Al-Mg-Al layered armor plate

圖12 實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬的彈孔形貌對(duì)比Fig.12 Comparison of experimental and numerical results for the morphologies of penetrated armor plate

圖13為靶板殘余穿深的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比。從圖13中可知，總體上數(shù)值模擬所得到的計(jì)算結(jié)果與實(shí)驗(yàn)結(jié)果較為吻合。AZ31鎂合金、2024鋁合金、鋁- 鎂- 鋁(層疊)和鋁- 鎂- 鋁(焊接)靶的實(shí)驗(yàn)與數(shù)值模擬結(jié)果的誤差分別為16.7%、7.4%、17.7%和13.8%.

圖13 靶板殘余穿深的實(shí)驗(yàn)和數(shù)值模擬結(jié)果對(duì)比Fig.13 Comparison of experimental and numerical results of the depth of penetration

3.2 界面強(qiáng)度對(duì)層狀復(fù)合靶抗彈性能的影響

通過槍彈的殘余速度vr來直觀地表征界面結(jié)合強(qiáng)度對(duì)抗彈性能的影響，因此在前述有限元模型基礎(chǔ)上，去除45號(hào)鋼背板，并在界面結(jié)合處施加4種不同的拉伸和剪切失效應(yīng)力組合，所建模型及模擬結(jié)果如圖14所示。

圖14 不同失效應(yīng)力組合下靶損傷形貌和彈頭殘余速度Fig.14 The damage morphologies and the residual velocity of bullet during penetrating into armor plates with different interfacial strength combinations

從圖14中可以看出，彈頭穿透靶板后，彈頭外殼和鉛套發(fā)生脫落，子彈發(fā)生侵蝕，同時(shí)在靶板背部產(chǎn)生花瓣?duì)钏槠?。如圖14(a)所示，在彈頭侵徹過程中，由于層間結(jié)合強(qiáng)度為0，鋁層和鎂層發(fā)生了明顯的分離，其中：迎彈面的鋁板在彈頭穿透時(shí)與鎂板碰撞，繼而在反射拉伸作用下向上隆起，產(chǎn)生分層；背面的鋁板也在慣性和反射拉伸作用下隨彈頭向外翻出，塑形形變和分層明顯較大，可見對(duì)于鋁、鎂這類低硬度、低強(qiáng)度和高塑形材料，主要通過塑形形變來耗散彈頭動(dòng)能；在添加層間強(qiáng)度后，如圖14(b)所示，迎彈面鋁板只發(fā)生較小的分層，而背面鋁板的塑形形變和分層也明顯減小，進(jìn)一步增加界面強(qiáng)度后，靶板分層現(xiàn)象消失，如圖14(c)和圖14(d)所示。從殘余彈頭速度來看，隨著界面強(qiáng)度的增加，彈頭速度逐步降低，可見，結(jié)合強(qiáng)度的提高，靶板可通過整體形變來抵消彈頭動(dòng)能。但彈頭速度最多只降低了2%不到，可見結(jié)合強(qiáng)度對(duì)彈頭動(dòng)能的損耗貢獻(xiàn)有限。其原因在于彈頭初速較高(730 m/s)，而靶板強(qiáng)度、硬度都明顯低于彈芯，如表4所示，而且厚度較小，僅通過靶板塑形形變損耗的動(dòng)能占比太小。

但通常來說，采用爆炸焊接法制備的金屬層狀復(fù)合材料，結(jié)合界面附近的硬度要高于母材的強(qiáng)度，原因在于：在爆炸焊接過程中，結(jié)合界面附近的材料發(fā)生劇烈的塑性變形，位錯(cuò)大量滑移纏結(jié)，發(fā)生加工硬化效應(yīng)造成的[12]，這個(gè)高硬度層也能提高爆炸焊接靶板的抗彈性能，但在數(shù)值模擬中沒有體現(xiàn)。

4 結(jié)論

1)在等厚度條件下，鋁- 鎂- 鋁層狀復(fù)合靶具有與2024鋁合金靶相當(dāng)?shù)姆雷o(hù)效果，但比2024鋁合金靶減輕23%以上，達(dá)到了輕質(zhì)減重、節(jié)約原材料但不影響防護(hù)效果的目的。

2)鋁- 鎂界面結(jié)合強(qiáng)度可以提高層狀復(fù)合靶的抗彈性能，具體表現(xiàn)為隨著界面結(jié)合強(qiáng)度的增加，靶板通過整體變形抵消彈頭動(dòng)能，而且爆炸焊接靶板結(jié)合界面處的高硬度層，也能提高靶板的抗彈性能，這是其他方法制備的層狀復(fù)合板所不具備的。

本文在進(jìn)行層狀復(fù)合靶的抗彈性模擬時(shí)，用TIEBREAK接觸來處理結(jié)合界面的破壞情況，所采用的σl和τl的數(shù)值僅僅是基于爆炸焊接材料結(jié)合界面附近的強(qiáng)度高于母材這一理論所選取的一些值，而非實(shí)驗(yàn)所得，在未來工作中，將通過具體的實(shí)驗(yàn)進(jìn)行更加精確的數(shù)值模擬。