鄧佳杰，章健，張先鋒，包闊

（1. 中國科學院上海硅酸鹽研究所，上海 200050；2. 南京理工大學 機械工程學院，江蘇，南京 210094）

低面密度、高透過率、高防護性是透明裝甲未來的發(fā)展方向. 透明陶瓷兼具較好的力學和光學性能，可替代防彈玻璃，作為新一代透明裝甲理想材料. 研究表明，相同防護指標下，透明陶瓷裝甲面密度相對防彈玻璃降低50 %以上[1?2]. 透明陶瓷作為裝甲面板，其失效形式對裝甲結構抗彈性能影響顯著[3?4].

國外學者在透明陶瓷及其復合靶研究方面已開展了較深入的研究工作. 防護用透明陶瓷的研究主要集中于鎂鋁尖晶石（MgAl2O4）、氮氧化鋁（AlON）、釔鋁石榴石（YAG）三類材料. 在試驗研究方面，SHOCKEY 等[3]開展了透明陶瓷復合靶抗彈性能試驗研究，通過測量靶板結構彈道極限速度（v50）來評估其防護性能，結果表明透明陶瓷/玻璃/聚碳酸酯的結構可在相同面密度上實現(xiàn)更高效的防護性能.KRELL 等[5?7]研究了尖晶石透明陶瓷本征參數(shù)對其抗彈性能的作用規(guī)律. 研究確定了透明陶瓷內(nèi)部缺陷形貌對其復合靶抗彈性能具有顯著影響. 德國馬赫所（EMI）和美國陸軍研究實驗室（ARL）聯(lián)合開展了尖晶石體系（AlON、MgAl2O4）透明陶瓷抗彈性能研究工作，通過邊緣沖擊試驗（edge-on impact test,EOI）觀測材料損傷破壞情況，結合彈道性能試驗掌握了透明陶瓷內(nèi)部應力波傳播、損傷產(chǎn)生與發(fā)展規(guī)律[8?10]. KLEMENT 等[11]開 展 了AlON 透 明 陶 瓷 抗 彈性能試驗研究，研究表明AlON 透明陶瓷優(yōu)異的抗彈性能是透明裝甲前置層的理想材料. 包闊等[12]通過宏-微觀分析手段，對破片沖擊下的YAG 透明陶瓷復合靶進行研究，探明了YAG 透明陶瓷的裂紋擴展規(guī)律及微觀損傷特征. 在數(shù)值模擬研究方面，F(xiàn)OUNTZOULAS[13?14]模擬了透明陶瓷內(nèi)部缺陷對其抗彈性能的影響，針對缺陷密度、形狀、大小對靶抗彈性能影響進行了深入分析. 在理論研究方面，GRUJICIC等[15]通過建立模型預測了透明陶瓷在動態(tài)沖擊下產(chǎn)生的損傷區(qū)域. SANDS 等[16]開展了MgAl2O4透明陶瓷復合靶抗彈性能有限元模擬計算研究，修正了對透明陶瓷材料參數(shù)，并在模擬中采用JH-2 模型定義透明陶瓷強度與失效模型. 陳貝貝等[17]采用剩余穿深法研究了YAG 透明陶瓷/玻璃復合靶的抗彈性能，研究結果表明YAG 透明陶瓷對彈體有較強地破碎作用.

YAG 透明陶瓷主要用于激光陶瓷中，近年來由中科院上海硅酸鹽所引入透明裝甲防護領域. 當前，在已開展的透明陶瓷復合靶研究中，鮮有制式彈侵徹YAG 透明陶瓷復合靶的相關試驗與模擬研究工作. 因此，需開展相關試驗與有限元模擬研究，為YAG 透明陶瓷的工程應用提供研究基礎.

本文以YAG 透明陶瓷復合靶為研究對象，開展54 式12.7 mm 穿甲燃燒彈侵徹YAG 透明陶瓷復合靶試驗與有限元模擬研究. 在彈道槍測試平臺上，結合高速攝影技術，獲取典型結構YAG 透明陶瓷復合靶抗彈瞬態(tài)過程及彈靶損傷破壞特征，試驗角度分析YAG 透明陶瓷復合靶抗彈機理. 在此基礎上，利用AUTODYN 動力學有限元模擬軟件，建立YAG 透明陶瓷復合靶抗彈過程模型，分析透明陶瓷面板、聚碳酸酯背板厚度變化對其復合靶板抗彈性能的影響規(guī)律，進一步揭示YAG 透明陶瓷復合靶的抗彈機理.

1 試驗研究

1.1 靶板結構及材料

本文透明陶瓷復合靶結構為YAG 透明陶瓷/玻璃/聚碳酸酯. 在透明陶瓷、玻璃與聚碳酸酯層間采用聚氨酯膠膜進行黏合，通過熱壓成型工藝制備得到透光性優(yōu)異的透明陶瓷復合靶. 針對單發(fā)12.7 mm穿甲燃燒彈采用215 mm×165 mm 規(guī)格復合靶測試樣件，如圖1 所示. 試驗中通過鋁制約束框對復合靶板進行固定.

圖1 YAG 透明陶瓷復合靶Fig. 1 YAG transparent ceramic composite target

YAG 透明陶瓷由上海硅酸鹽研究所制備得到，YAG 透明陶瓷密度為4.55 g/cm3，準靜態(tài)壓縮強度約為570 MPa. 鈉鈣玻璃密度為2.53 g/cm3，準靜態(tài)壓縮強度約為353 MPa. 聚碳酸酯選用牌號為Sabic?LEXAN? HLG5-112 的材料，密度為1.1 g/cm3，準靜態(tài)屈服強度約為48 MPa.

根據(jù)透明陶瓷復合靶各層的材料力學特性，設計6 種靶板結構，通過對比研究不同結構YAG 透明陶瓷復合靶抗彈性能探究其彈靶作用機制. 試驗中具體靶板結構參數(shù)如表1 所示.

1.2 試驗設計

在彈道槍測試平臺上開展54 式12.7 mm 穿甲燃燒彈侵徹YAG 透明陶瓷復合靶試驗，研究YAG 透明陶瓷復合靶抗彈機理.

12.7 mm 穿甲燃燒彈彈芯為硬質合金鋼，蒙皮由覆銅鋼材質構成，內(nèi)含相應的燃燒劑及配重鉛套. 為了避免彈靶作用過程中彈體頭部燃燒劑火光影響高速攝影成像效果，試驗中除去頭部含燃燒劑的彈尖端殼體. 圖2 給出試驗用去掉彈頭燃燒劑的12.7 mm穿甲燃燒彈.如圖4 所示，試驗靶板通過G 形夾固定于靶架上. 此外，為了有效觀測和定量測量透明陶瓷復合靶的背凸情況，在聚碳酸酯背板上畫出10 mm×10 mm的黑色網(wǎng)格線. 通過側面方向的高速攝影，對彈靶作用過程中的聚碳酸酯背凸量進行測量.

圖2 12.7 mm 穿甲燃燒彈Fig. 2 12.7 mm armor-piercing incendiary

圖3 試驗現(xiàn)場布局Fig. 3 The design of test site

圖4 試驗現(xiàn)場情況Fig. 4 Test site

1.3 試驗結果與分析

根據(jù)1.2 節(jié)試驗設計，開展了YAG 透明陶瓷復合靶抗12.7 mm 穿甲燃燒彈沖擊試驗研究. 由高速攝影裝置拍攝外彈道軌跡，當彈體著靶姿態(tài)垂直于靶體表面，彈體符合垂直侵徹著靶條件，試驗數(shù)據(jù)有效. 表2 給出了對應的試驗結果，表中彈體速度為高速攝影校核過的激光測速儀計算著靶速度. 根據(jù)試驗結果及瞬態(tài)觀測手段對透明陶瓷復合靶抗彈性能進行分析.

表2 試驗結果Tab. 2 Experimental results

典型靶板受沖擊后的破壞結果如圖5 所示. 對靶體表面破壞情況進行分析，可以得到陶瓷中心區(qū)域全部粉碎拋出，破壞區(qū)域在厚度方向上呈錐形，即形成陶瓷錐. 破壞后陶瓷碎片向外飛出，在膠膜的作用下未能完全脫離并向外隆起. 隨著撞擊的進行，彈體能量轉化為陶瓷及玻璃破壞、彈體變形、背板彈塑性變形這幾部分能量. 中間層玻璃在受彈區(qū)域自沖擊點向周向延伸呈現(xiàn)出粉末狀碎裂至塊狀碎裂的過渡.

圖5 透明陶瓷復合靶破壞情況（10.0 mm YAG 透明陶瓷/14 mm 玻璃/6 mm 聚碳酸酯）Fig. 5 Damage of YAG transparent ceramic composite target on the strike face （10.0 mm YAG /14 mm Glass/6 mm PC）

作為典型的塑性材料，聚碳酸酯背板具有較強的抗沖擊吸能作用. 圖6 分別給出多個時刻靶板側面和背面的變形吸能情況. 由圖6 可知，彈靶作用初期，彈體高速沖擊靶板產(chǎn)生沖擊火焰的同時侵徹進入靶板內(nèi)部，與此同時透明陶瓷面板在受彈區(qū)域產(chǎn)生破壞形成陶瓷錐；隨著侵徹的深入，殘余彈體隨陶瓷錐擠壓玻璃層及聚碳酸酯背板，著靶點區(qū)域玻璃產(chǎn)生破碎并形成擴散形裂紋，玻璃層破碎區(qū)域遠大于彈體直徑，聚碳酸酯層開始產(chǎn)生拉伸變形，背板隆起；侵徹中后期，透明陶瓷的陶瓷錐能量進一步被玻璃破碎吸收及聚碳酸酯塑性變形吸收；當彈體能量完全轉化為陶瓷與玻璃破碎失效、背板彈塑性變形的能量后，聚碳酸酯完成吸收殘余能量而未產(chǎn)生撕裂破壞，則透明陶瓷復合靶實現(xiàn)了有效防護.

圖6 透明陶瓷復合靶背板變形情況（10.0 mm YAG 透明陶瓷/14 mm 玻璃/6 mm 聚碳酸酯）Fig. 6 Deformation of the polycarbonate backplane （10.0 mm YAG /14 mm Glass/6 mm PC）

圖7 分別給出了針對12.7 mm 穿甲燃燒彈沖擊復合靶過程中，高速攝影圖像量測得到的復合靶背板最大背凸及殘余背凸情況. 由圖示結果可以看出，在背板材料及尺寸一定的情況下最大背凸量及殘余背凸量與面密度或相同面密度下透明陶瓷面板厚度成正比. 較大面密度情況，中間層玻璃已耗散部分沖擊動能，背板背凸深度降低，背板對危險源殘余沖擊能量的吸收減弱. 背板背凸面積在多面密度情況下，變形面積均相似，且背凸在最大彈性變形后部分恢復，且由于慣性作用中間層聚氨酯及殘余玻璃反向回彈從而呈現(xiàn)該部分的反向圓環(huán)狀凸起. 對于12.7 mm穿甲燃燒彈半速沖擊的情況，95.5 kg/m2及以上背板全區(qū)域凸起均能夠完全恢復.

圖7 透明陶瓷復合靶背板最大/殘余背凸Fig. 7 Maximal and remnant embossing of the polycarbonate backplane

由于YAG 透明陶瓷面板具有一定的厚度，在彈靶作用過程中均能夠不同程度的破壞彈體，回收彈體如圖8 所示. 由于YAG 透明陶瓷面板高強超硬，在彈靶作用過程中能夠有效破壞彈體. 靶體能夠有效侵蝕彈體頭部，剩余彈體均為彈體中后段殘片結構. 隨著透明陶瓷厚度的增加，其對彈體的破壞程度隨之增加.

圖8 試驗回收彈體 （YAG 透明陶瓷面板厚度10.2 mm）Fig. 8 Recycled projectile after experiment （Thickness of YAG is 10.2 mm）

通過以上試驗研究可知，YAG 透明陶瓷復合靶通過透明陶瓷面板有效破壞彈體，彈體彈芯中前段在沖擊過程中被有效破壞，剩余中后段在侵徹進行過程中由于應力波的作用產(chǎn)生拉伸破壞. 拉伸破壞的彈體無法再侵徹深入靶體內(nèi)部，剩余彈體能量被背板聚氨酯及聚碳酸酯有效的吸收.

2 有限元模擬

在YAG 透明陶瓷復合靶抗彈性能試驗研究基礎上，開展透明陶瓷復合靶抗彈過程的有限元模擬，分別開展透明陶瓷面板和背板厚度與防護性能的影響規(guī)律研究，對透明陶瓷及其復合靶的抗彈機理進行深入分析.

2.1 有限元模擬模型

基于ANSYS/AUTODYN 有限元軟件，結合54式12.7 mm 穿甲燃燒彈的基本結構參數(shù)，建立彈體的二維有限元模型，并進行網(wǎng)格劃分（如圖9）. 靶板網(wǎng)格與彈體接觸作用部分設置與彈體網(wǎng)格大小相近.彈靶均采用拉格朗日算法進行有限元計算分析. 參考相關文獻[18?19]，定義彈體材料模型參數(shù)與有限元網(wǎng)格劃分.

圖9 有限元模型Fig. 9 Numerical simulation model

拉格朗日算法有限元模型中采用External gap 接觸算法定義靶板層間及彈靶間的接觸. 模型采用二維軸對稱模型，對于靶板采用與試驗相同的約束方式，對靶板側向邊緣的X軸和Y軸位移進行約束，設置位移均為0.

2.2 有限元模型本構參數(shù)確定

2.2.1 YAG 透明陶瓷和玻璃材料模型

現(xiàn)階段數(shù)值仿真中陶瓷、玻璃等脆性材料多采用JH-2 本構模型[20]. 基于前期研究獲得的透明陶瓷力學性能參數(shù)，結合玻璃動力學性能的相關文獻報道[21]，給出適用于有限元模擬計算較全的材料參數(shù).表3 和表4 分別給出有限元計算中的透明陶瓷和玻璃的本構參數(shù).

表3 YAG 透明陶瓷本構參數(shù)Tab. 3 Constitutive parameter of YAG

表4 玻璃本構參數(shù)Tab. 4 Constitutive parameter of glass

2.2.2 聚碳酸酯材料模型

通過前人的數(shù)值模擬與校驗，證明了分段Johnson-Cook 模型能夠較好地描述聚碳酸酯材料的動態(tài)沖擊響應變形特性，將聚碳酸酯的塑性很好地體現(xiàn)了出來，這從側面也反應了Johnson-Cook 本構模型的通用性與自身的適應性. 表5 給出了聚碳酸酯的本構參數(shù).

表5 聚碳酸酯本構參數(shù)Tab. 5 Constitutive parameter of polycarbonate

2.3 抗彈過程有限元模型結果與分析

基于有限元模擬軟件ANSYS/AUTODYN 對透明陶瓷裝甲抗沖擊過程進行了有限元模擬研究. 在前述制式彈沖擊YAG 透明陶瓷復合靶試驗基礎上，建立對應的有限元模型. 圖10 給出10.2 mm YAG 透明陶瓷/10 mm 玻璃/6 mm 聚碳酸酯結構YAG 透明陶瓷復合靶的抗彈過程數(shù)值模擬損傷云圖.

圖10 YAG 透明陶瓷復合靶各層沖擊損傷過程Fig. 10 Damage in each layer of YAG transparent ceramic composite target

數(shù)值模擬結果有效地還原了試驗無法獲取的靶板自彈芯接觸靶板至背板最大背凸的整個過程. 圖10截取典型的時刻進行分析. 0.04 ms 時刻，彈芯開始接觸透明陶瓷面板，面板迎彈面產(chǎn)生破壞，透明陶瓷面板底部開始形成陶瓷錐，同時彈芯頭部開始鈍化；0.05 ms 時刻，彈芯進一步侵蝕鈍化，陶瓷錐形成，中間玻璃層開始開始失效破壞；0.06 ms 時刻，陶瓷錐與玻璃錐同時產(chǎn)生，背板開始產(chǎn)生彈性變形，彈體頭部侵蝕加?。?.07 ms 時刻，未侵蝕彈體殘余動能與陶瓷錐、玻璃錐共同作用于聚碳酸酯背板上，背板形變加劇，該階段透明陶瓷復合靶每一層均參與失效或形變以此吸收彈體的沖擊能量，彈體侵徹速度急劇下降；0.11 ms 時刻，彈體動能降至0，著靶點區(qū)域透明陶瓷與玻璃之間完全破碎，隨著侵徹的深入，破碎的陶瓷與玻璃反向噴濺形成空腔，聚碳酸酯背板拉伸凸起達到最大.

為了進一步研究YAG 透明陶瓷復合靶的抗彈機理，分別對迎彈面YAG 透明陶瓷和背板聚碳酸酯影響復合靶抗彈性能的規(guī)律性進行研究.

①YAG 透明陶瓷面板厚度對復合靶抗彈性能的影響規(guī)律.

在有限元計算模型建立的基礎上，研究玻璃層和聚碳酸酯層厚度相同的情況，改變YAG 透明陶瓷層厚度對復合靶抗彈性能的影響規(guī)律研究. 分別建立透明陶瓷厚度7、8、9、10、11、12 mm 時，3 種不同厚度玻璃的YAG 透明陶瓷復合靶的抗彈性能，抗彈性能采用最大背凸量為評價標準. 由圖11 結果所示，在透明陶瓷復合靶未穿透的情況下，隨著YAG 透明陶瓷層厚度的增加，其最大背凸量呈下降趨勢，且透明陶瓷厚度越大最大背凸量的下降趨勢逐漸趨于緩和. 由此，從圖11 可知，隨著透明陶瓷層增加，其對彈體的破壞能力進一步加大，透明陶瓷消耗的彈體侵徹動能增加，從而使得背板的背凸量降低，抗彈性能提升. 對于相同陶瓷厚度，增加玻璃層厚度可減少背板的彈塑性變形，即背板吸能減少. 然而，相對于透明陶瓷層的增加，玻璃層的增加對透明陶瓷復合靶的抗彈性能提升相對有限.

圖11 YAG 透明陶瓷層厚度與最大背凸間關系Fig. 11 The relationship between thickness of YAG and maximal embossing of PC

②聚碳酸酯背板厚度對復合靶抗彈性能的影響規(guī)律.

聚碳酸酯背板是復合靶防護的關鍵彈塑性吸能層，本節(jié)分別針對3～9 mm 厚度聚碳酸酯在復合靶中的防護能力進行考核. 改變聚碳酸酯層厚度，分別對10 mm YAG/10 mm 玻璃和10 mm YAG/12 mm 玻璃兩類前置結構進行有限元模擬計算. 圖12 給出了對應的計算結果，由圖可知，對于目前的前置YAG和玻璃結構，聚碳酸酯層厚度在4 mm 以下無法有效作為吸能層防護制式彈的打擊. 此外，聚碳酸酯層厚度進一步增加至7 mm 及以上時，其作為背板的防護作用出現(xiàn)過剩，背板吸能有限無需過厚的背板材料.因此，作為背板的彈塑性聚碳酸酯材料，其在一定厚度范圍能夠高效地發(fā)揮其吸能與防護作用.

圖12 聚碳酸酯層厚度與最大背凸間關系Fig. 12 The relationship between thickness of PC and maximal embossing

3 結 論

本文開展了12.7 mm 穿甲燃燒彈沖擊YAG 透明陶瓷復合靶的試驗與數(shù)值模擬研究，利用高速攝影技術，獲取了不同層合結構的YAG 透明陶瓷復合靶彈靶作用瞬態(tài)過程及彈靶損傷情況. 通過有限元模擬方法，進一步探究YAG 透明陶瓷復合靶的抗彈機理. 通過本文研究，可以得到以下結論：

①透明陶瓷面板對破碎彈體起到至關重要的作用，透明陶瓷裝甲依靠透明陶瓷面板的高強度破碎彈體以有效消耗彈體沖擊動能，玻璃層消耗陶瓷錐的沖擊能量，背板吸收殘余動能，從而實現(xiàn)低面密度的透明防護.

②在面密度相當?shù)那闆r下，當陶瓷厚度增加，同時玻璃厚度減小，結構的抗彈性能顯著增加，玻璃作為中間層的作用相對于陶瓷層厚度的增加對抗彈性能的提高作用較低.

③在保證透明陶瓷面板與玻璃中間層厚度相同的條件下，聚碳酸酯厚度僅在一定范圍區(qū)間能實現(xiàn)復合靶的高效防護，聚碳酸酯厚度過薄將削弱復合靶整體的防護性能，無限增加聚碳酸酯厚度，不利于透明陶瓷復合靶的輕量化.