周向約束對泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響

鄭偉 喻琳峰 顧靖偉

（西安航天動力技術(shù)研究所，西安，710025）

引言

含多孔材料的復(fù)合結(jié)構(gòu)廣泛應(yīng)用于結(jié)構(gòu)防護領(lǐng)域.國內(nèi)外研究人員分析發(fā)現(xiàn)，含多孔材料復(fù)合結(jié)構(gòu)在彈體高速侵徹下具有優(yōu)異的性能.Mines等[1]基于一維應(yīng)力波理論及實驗測試手段對含泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)進行了探討，發(fā)現(xiàn)金屬泡沫不僅能延緩應(yīng)力波到達時間，而且削弱了應(yīng)力波的波頭壓力，說明了泡沫鋁材料在多層防護結(jié)構(gòu)中的優(yōu)異性能.Ong等[2]利用實驗與數(shù)值仿真手段，分析了在陶瓷/纖維/金屬層疊結(jié)構(gòu)中添加聚亞安酯泡沫層對結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響，發(fā)現(xiàn)聚亞安酯泡沫通過拓寬沖擊波上升時間有效地延緩沖擊波傳播，衰減沖擊波強度，降低了結(jié)構(gòu)整體變形，在陶瓷復(fù)合裝甲中添加多孔材料有利于增強結(jié)構(gòu)抗彈性能.

研究中發(fā)現(xiàn)，約束效應(yīng)對陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹性能影響顯著.目前，針對陶瓷/金屬復(fù)合裝甲抗侵徹性能受約束影響的研究已取得較大進展.Anderson Jr.、Franzen、Weber等[3-5]通過實驗與仿真手段發(fā)現(xiàn)陶瓷板的側(cè)向約束應(yīng)力增加時，陶瓷板抗彈性能得到提升 .麻震宇、孫娟等[6，7]發(fā)現(xiàn)對陶瓷面板施加側(cè)向約束有利于提高裝甲結(jié)構(gòu)的抗侵徹性能，且側(cè)向約束板的厚度存在最佳值.胡欣等[8]研究了側(cè)向約束應(yīng)力對氧化鋁/鋼復(fù)合裝甲抗侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)側(cè)向約束應(yīng)力延長了彈靶界面崩潰的時間，降低了背板損傷.Holmquist等[9]采用數(shù)值仿真手段探討了當(dāng)陶瓷板分別受到無預(yù)應(yīng)力、靜水預(yù)應(yīng)力、徑向預(yù)應(yīng)力三種約束時陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈性能，指出靜水預(yù)應(yīng)力、徑向預(yù)應(yīng)力能有效提升陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的彈道性能.Espinosa等[10]采用EPIC95有限元軟件，基于DOP侵徹方法分析了陶瓷/鋼復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗侵徹特性受復(fù)合靶板幾何及邊界條件的影響規(guī)律，發(fā)現(xiàn)約束效應(yīng)對復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹過程影響不可忽略.

實際工程應(yīng)用中，為避免或減緩沖擊載荷作用下裝甲結(jié)構(gòu)中脆性材料（如：陶瓷、泡沫鋁等）損傷擴展，一般施加邊界約束使損傷局部化.周向約束是復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計的重要因素，直接影響復(fù)合裝甲抗彈性能，目前，研究人員獲得了陶瓷/金屬、陶瓷/纖維等復(fù)合裝甲抗彈性能受周向約束參數(shù)影響的大量成果，但尚未針對泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)受周向約束影響特性開展相應(yīng)研究工作.本文設(shè)計了泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)，基于試驗與數(shù)值仿真手段開展了周向約束對其抗彈性能的影響，獲取典型周向約束下結(jié)構(gòu)的彈道極限速度，同時探討彈體侵徹過程及彈體速度、加速度、動能的衰減特性，揭示了泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能受周向約束的影響機制.

1 撞擊試驗

1.1 復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計

選擇一定厚度的AD95氧化鋁陶瓷面板、泡沫鋁合金中間緩沖層、2A12鋁合金支撐背板所組成的復(fù)合結(jié)構(gòu)A為基本構(gòu)型，各分層實物如圖1所示，其中AD95氧化鋁陶瓷板直徑為110mm，厚度為8.0mm；2A12鋁合金板直徑為140mm，厚度為10.0mm；泡沫鋁板直徑為110mm，厚度為12.5mm.復(fù)合結(jié)構(gòu)A中，僅在各分層四周涂抹少量環(huán)氧樹脂膠克服侵徹實驗中靶板重力的影響；復(fù)合結(jié)構(gòu)C中各分層參數(shù)與復(fù)合結(jié)構(gòu)A保持一致，但采用高強度鋼環(huán)對泡沫板、陶瓷板的周向施加約束，并利用環(huán)氧樹脂膠將鋼環(huán)與泡沫板、陶瓷板的環(huán)向進行粘結(jié)，以限制泡沫板及陶瓷板的轉(zhuǎn)動；復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C剖視圖詳見圖2所示.

圖1 復(fù)合結(jié)構(gòu)各分層實物Fig.1 Target plates in composite structure

圖2 復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C示意圖Fig.2 An illustrative view of composite structure A and C

1.2 試驗過程及結(jié)果

彈體均采用圓柱形平頭彈，直徑為12.64mm，長度為30mm，彈體的材料為未經(jīng)熱處理的38Crsi鋼，彈體的材料密度為7.74g/cm3，彈體質(zhì)量約為28.95g.采用輕氣炮系統(tǒng)開展撞擊試驗，試驗時彈體正撞擊復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C.采用高速攝影相機獲取彈體飛行速度，高速攝相機型號為Photron FASTCAM SA5，拍照幀率為50000 fps，即每采集一次圖像的時間為20μs.在高速攝相機兩側(cè)安置2個1.2kw的高壓燈光源保證拍攝的清晰度，相機測速標(biāo)定詳見文獻[11]所示.彈體撞擊復(fù)合結(jié)構(gòu)實驗測試方案詳見圖3所示，試驗結(jié)果見表1所示.

圖3 實驗測試系統(tǒng)Fig.3 A sketch of experimental system

表1 復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C的撞擊實驗結(jié)果Table 1 Sectional view of composite structure A and C

2 有限元仿真及其驗證

2.1 復(fù)合結(jié)構(gòu)建模

采用Ansys/Ls-dyna有限元計算程序進行數(shù)值仿真，彈體、陶瓷板、泡沫板、金屬背板的幾何尺寸與侵徹實驗所用尺寸一樣.

網(wǎng)格劃分：采用拉格朗日算法，選擇八節(jié)點六面體單元結(jié)構(gòu)網(wǎng)格，并添加沙漏控制更好地獲得泡沫軟材料的大變形.仿真模型中，對彈體、陶瓷板整體進行網(wǎng)格細化，將泡沫板、金屬板進行分割，對泡沫板、金屬板的中心受撞擊區(qū)域進行網(wǎng)格細化.彈體單元數(shù)量為8640，陶瓷板單元數(shù)量為216000，泡沫板單元數(shù)量為162000，金屬板單元數(shù)量為162000，共計548640個單元，網(wǎng)格詳見圖4所示.

圖4 彈體撞擊復(fù)合結(jié)構(gòu)的仿真計算模型Fig.4 Geometric model of composite structure impacted by projectile

邊界約束：因彈體及靶板對稱性，在彈體及靶板的對稱面上添加對稱約束限制對稱面上節(jié)點的位移，鋁合金背板側(cè)面施加固定約束.因復(fù)合結(jié)構(gòu)C中陶瓷板、泡沫板沿徑向位移較小，以剛性約束模擬陶瓷、泡沫板的側(cè)向邊界.

接觸：采用自動面-面侵蝕接觸處理彈體與復(fù)合結(jié)構(gòu)中各分層的接觸關(guān)系；泡沫板與其它分層采用軟接觸算法；結(jié)構(gòu)中除泡沫板外的各分層之間均使用自動面-面接觸.

2.2 材料模型

參照其他研究者關(guān)于AD95氧化鋁陶瓷的研究[12]，其JH-2模型參數(shù)如表2所示.參照文獻[11，13]，38CrSi鋼子彈及2A12鋁合金背板的材料參數(shù)見表3所示.參照文獻[14]，泡沫鋁采用MAT_BILKHU/DUBOIS_FOAM材料模型，率相關(guān)參數(shù)及失效模型采用數(shù)據(jù)列表進行輸入，部分參數(shù)見表4所示.

表2 AD95氧化鋁陶瓷的JH-2模型參數(shù)Table 2 The parameters of Johnson-Holmquist II model of AD95 Al2O3ceramics

表3 38CrSi鋼及2A12鋁合金的J-C模型參數(shù)Table 3 J-C model parameters of 38CrSi steelv and 2A12 aluminum alloy

表4 泡沫鋁材料部分參數(shù)Table 4 Constitutive model parameters of aluminum foam

2.3 仿真計算與試驗結(jié)果的對比驗證

相同工況條件下，實驗及數(shù)值仿真所獲彈體形貌、剩余質(zhì)量、剩余長度的結(jié)果見表5所示，發(fā)現(xiàn)二者基本吻合，誤差均小于8%.

表5 彈體剩余質(zhì)量與剩余長度的對比Table 5 Comparison of residual mass and length of projectiles

A-1工況下，實驗及數(shù)值仿真所獲復(fù)合結(jié)構(gòu)各層損傷形態(tài)見圖5所示.結(jié)合仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實驗與數(shù)值仿真中陶瓷板均整體斷裂且出現(xiàn)陶瓷大碎片；仿真中泡沫板成坑但未被擊穿，成坑直徑為35.4mm，坑深為9.7mm，與相應(yīng)實驗中泡沫板成坑直徑39.6mm、坑深8.8mm相比，誤差約在10%左右；仿真中金屬背板中心部分區(qū)域僅發(fā)生彈性變形，而相應(yīng)實驗中背板未發(fā)生變形損傷，數(shù)值仿真與實驗現(xiàn)象相同.

圖5 A-1工況條件下實驗及數(shù)值仿真的各分層損傷Fig.5 Plate damage of structure A-1 in experiment and simulation

C-3工況下，實驗及數(shù)值仿真所獲復(fù)合結(jié)構(gòu)各層損傷形態(tài)見圖6所示.結(jié)合仿真結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，實驗與數(shù)值仿真中陶瓷板、泡沫板均發(fā)生穿孔，但陶瓷板宏觀裂紋較少；仿真中陶瓷板穿孔直徑為21.8mm，泡沫板穿孔直徑為23.1mm，泡沫板背彈面損傷區(qū)域的直徑為47.4mm，與相應(yīng)實驗中瓷板穿孔直徑21.4mm，泡沫板穿孔直徑26.5mm，泡沫板背彈面損傷域直徑54.0mm相比，陶瓷板穿孔直徑的誤差相對較小，約為5%，而泡沫板損傷的誤差相對偏大，約為12%；仿真中金屬背板穿孔直徑為10.9mm，穿孔區(qū)域附近的平均隆起高度為12.9mm，而相應(yīng)實驗工況中背板穿孔直徑為11.8mm，穿孔區(qū)域附近的平均隆起高度為14.3mm，因侵徹試驗中背板產(chǎn)生裂紋導(dǎo)致實驗中穿孔區(qū)域的平均隆起高度較數(shù)值仿真結(jié)果偏大，而背板穿孔尺寸的誤差相對較小，總體誤差約為8.6%.

圖6 C-3工況條件下實驗及數(shù)值仿真的各分層損傷Fig.6 Plate damage of structure C-3 in experiment and simulation

通過對數(shù)值仿真與實驗中彈體變形、陶瓷板及泡沫板損傷、金屬背板破壞進行對比可知，盡管二者之間存在一定誤差，但不超過10%，且各分層結(jié)構(gòu)的變形損傷與實驗均吻合良好，故仿真計算模型可以用于泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈性能分析.

3 周向約束影響分析

基于數(shù)值仿真手段，采用“兩彈法”獲取復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C的彈道極限速度.圖7分別顯示了復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C受彈體以不同速度侵徹時，彈體法向剩余速度隨彈體初始撞擊速度的變化規(guī)律.

圖7 彈體法向剩余速度隨彈體初始速度的分布Fig.7 Final normal velocity of projectile vs.initial impact velocity of projectile

從圖7曲線可知，對復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C而言，當(dāng)彈體初始撞擊速度大于彈道極限速度時，彈體法向剩余速度隨彈體撞擊速度的增加而增加；隨著彈體初始撞擊速度的增加，當(dāng)速度大于700m/s時，復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C中彈體法向剩余速度趨于平穩(wěn)，周向約束對陶瓷/泡沫鋁/金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響被削弱；復(fù)合結(jié)構(gòu)A的彈道極限速度為495m/s，復(fù)合結(jié)構(gòu)C的彈道極限速度為527m/s，復(fù)合結(jié)構(gòu)C的抗彈性能優(yōu)于復(fù)合結(jié)構(gòu)A.

圖8顯示了彈體初始撞擊速度為500m/s時，復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C中彈體法向剩余速度隨撞擊時刻的變化規(guī)律.可以發(fā)現(xiàn)，復(fù)合結(jié)構(gòu)C對彈體法向剩余速度的衰減程度始終強于復(fù)合結(jié)構(gòu)A；彈體以速度500m/s侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)C時，彈體法向剩余速度小于零，表明彈體被反彈，而復(fù)合結(jié)構(gòu)A中彈體法向剩余速度大于零，表明復(fù)合結(jié)構(gòu)A被彈體完全穿透，復(fù)合結(jié)構(gòu)C的抗彈性能好于復(fù)合結(jié)構(gòu)A.

圖8 撞擊速度500m/s時彈體法向速度變化時程曲線Fig.8 Time history curves of normal velocity of projectile for impact velocity 500m/s

圖9分別給出了彈體以速度500m/s侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C時，彈體動能、彈體法向剩余速度隨撞擊時刻的變化規(guī)律.研究表明，整個侵徹過程中復(fù)合結(jié)構(gòu)C對彈體動能的衰減程度始終好于復(fù)合結(jié)構(gòu)A，表明周向約束能明顯提高泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈性能.彈體侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)C過程中，同一時刻下彈體法向剩余速度較復(fù)合結(jié)構(gòu)A大.結(jié)合高速侵徹實驗中復(fù)合結(jié)構(gòu)A、C的各分層損傷，發(fā)現(xiàn)周向約束作用下陶瓷板中心粉碎區(qū)的徑向擴張受到限制，提高了復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹阻力，并避免泡沫板產(chǎn)生裂紋擴展，有利于發(fā)揮泡沫板吸能作用，增強復(fù)合結(jié)構(gòu)耗能.

圖9 撞擊速度500m/s時彈體法向加速度及動能分析Fig.9 Normal acceleration and kinetic energy analysis of projectile for impact velocity 500m/s

綜上，當(dāng)陶瓷板、泡沫板無周向約束限制時，粉碎區(qū)形成的陶瓷碎片及粉末將沿徑向進行膨脹擴展，在膨脹力的作用下陶瓷粉碎區(qū)向外擴展，引發(fā)陶瓷整體破碎，并進一步削弱陶瓷板對彈體的阻礙、磨蝕作用，且因無約束存在易使泡沫板被撞飛，無法完全發(fā)揮泡沫板的吸能作用；當(dāng)陶瓷板、泡沫板存在周向約束時，二者形成的陶瓷顆粒及粉末無法沿徑向進行膨脹擴展，減小陶瓷面板的徑向裂紋，抑制陶瓷錐的徑向裂紋和碎裂，彈體前端破碎較為徹底的陶瓷碎片緊貼于彈體周圍，大部分破碎陶瓷碎片將在彈體前端起到阻礙、磨蝕作用，并在周向約束下與彈體一塊擠壓泡沫板、金屬背板，有利于發(fā)揮泡沫材料的吸能特性.因此，對陶瓷板、泡沫板施加周向約束能限制陶瓷板裂紋擴展，降低陶瓷板破碎程度，充分發(fā)揮泡沫板吸能作用，增加復(fù)合結(jié)構(gòu)耗能，提高結(jié)構(gòu)抗彈性能.

4 結(jié)論

采用實驗與數(shù)值仿真手段，分析了周向約束對泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響規(guī)律與機制，取得了結(jié)論如下：

1）通過典型撞擊實驗工況驗證表明，數(shù)值仿真所獲彈體及復(fù)合結(jié)構(gòu)各分層的變形損傷均與實驗吻合良好，所用材料模型及相應(yīng)參數(shù)可用于泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的數(shù)值仿真計算.

2）周向約束是泡沫鋁復(fù)合結(jié)構(gòu)損傷破壞模式的重要影響因素.對泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)而言，無周向約束時，陶瓷板整體破碎，泡沫板受擠壓內(nèi)凹且生成斷裂裂紋；對泡沫板及陶瓷板周向施加約束時，陶瓷板主要在中心區(qū)域發(fā)生損傷破碎，破碎程度相對最小，泡沫板不產(chǎn)生斷裂裂紋.

3）當(dāng)泡沫鋁陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)參數(shù)保持不變時，對陶瓷板、泡沫板施加周向約束能限制陶瓷板裂紋擴展，有利于發(fā)揮泡沫板吸能作用，增加抗侵徹阻力及復(fù)合結(jié)構(gòu)耗能，提高復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能.