表面駐留對(duì)陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性影響

田超， 李志鵬， 董永香

(1.中國工程物理研究院 化工材料研究所， 四川 綿陽 621999； 2.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100081)

0 引言

圖1 彈靶試驗(yàn)布局示意圖Fig.1 Schematic diagram of the ballistic test layout

陶瓷是一種高硬度高強(qiáng)度材料，當(dāng)子彈撞擊陶瓷時(shí)，高強(qiáng)陶瓷材料無法被侵徹從而導(dǎo)致子彈駐留在陶瓷表面的現(xiàn)象，即為界面擊潰或駐留現(xiàn)象[1]。該現(xiàn)象最早由Wilkins[2]發(fā)現(xiàn)，而Hauver等[3-4]最早對(duì)界面擊潰現(xiàn)象進(jìn)行了詳細(xì)報(bào)道。在該現(xiàn)象中子彈無法侵入陶瓷內(nèi)，導(dǎo)致彈體材料只能徑向運(yùn)動(dòng)，且由于陶瓷強(qiáng)度極高，使陶瓷能夠發(fā)生界面擊潰的最大速度很高，對(duì)于裝甲防護(hù)具有重大意義。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對(duì)界面擊潰進(jìn)行了大量研究。Lundberg等[5]、Lunderg[6]和Andersson等[7]針對(duì)不同頭部形狀、不同尺寸子彈侵徹陶瓷靶板過程開展研究，給出了簡化為準(zhǔn)靜態(tài)撞擊下描述長桿彈正侵徹陶瓷時(shí)界面擊潰速度理論模型。Li[8]探究了長桿彈斜撞擊陶瓷靶板時(shí)界面擊潰的現(xiàn)象，并建立了能夠預(yù)測(cè)界面擊潰速度的理論計(jì)算模型。Holmquist等[9-10]與Behner等[11]運(yùn)用試驗(yàn)和數(shù)值模擬方法，討論了緩沖層材料、尺寸、間隙、形狀等因素對(duì)界面擊潰速度的影響。張娜娜[12]通過仿真建立不同約束條件下的長桿彈撞擊陶瓷靶數(shù)值模型，研究了不同約束條件對(duì)陶瓷靶抗侵徹性能的影響及其力學(xué)機(jī)理。Quan等[13]和Westerling等[14]運(yùn)用有限元軟件AUTODYN等對(duì)界面擊潰過程進(jìn)行模擬，該模型能夠很好地預(yù)測(cè)正侵徹時(shí)陶瓷界面擊潰速度及侵徹速度。這些研究主要集中在長桿彈對(duì)大尺寸可簡化為半無限厚陶瓷板作用過程的試驗(yàn)、數(shù)值和理論研究，對(duì)于陶瓷復(fù)合靶中界面擊潰駐留過程及其對(duì)抗侵徹特性的影響研究相對(duì)較少。

Anderson等[15]開展了小口徑子彈撞擊B4C/ 6061-T6復(fù)合板的數(shù)值模擬，通過彈頭部與彈尾部速度，描述子彈在陶瓷表面的駐留過程。Goh等[16]對(duì)于陶瓷/金屬面板結(jié)構(gòu)、支撐鋼板硬度等因素進(jìn)行了探索研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)通過合理的面背板設(shè)計(jì)能夠延長子彈駐留時(shí)間、提升結(jié)構(gòu)性能。

為進(jìn)一步探究駐留對(duì)陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性的影響，本文針對(duì)陶瓷/金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)抗子彈侵徹特性開展研究，分析不同彈體速度、不同頭部結(jié)構(gòu)及不同背板支撐對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)界面擊潰及其性能的影響，為高性能復(fù)合結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)優(yōu)化提供支撐。

1 復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性分析

1.1 彈靶作用試驗(yàn)

為獲得表面駐留對(duì)陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性的影響，開展層狀陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)和等面密度Ti-6AL-4V(TC4)板彈道試驗(yàn)研究。層狀復(fù)合結(jié)構(gòu)有CSTC4和CS4340兩種，每種結(jié)構(gòu)各2塊，分別標(biāo)號(hào)為CSTC4-1、CSTC4-2、CS4340-1與CS4340-2，長、寬尺寸均為110 mm×110 mm。CSTC4結(jié)構(gòu)由3 mm TC4面板、10 mm厚SiC陶瓷夾層，以及 6 mm 厚TC4背板組成。CS4340結(jié)構(gòu)面板和背板材料均為4340鋼，厚度分別為3 mm和7 mm，夾層SiC陶瓷厚度為9 mm。兩種復(fù)合結(jié)構(gòu)中SiC陶瓷均為揚(yáng)州北方三山工業(yè)陶瓷有限公司生產(chǎn)的無壓燒結(jié)陶瓷，該材料加入了硼化鈦、碳化硅晶須、粘結(jié)劑等改性和易于生產(chǎn)材料，密度3.2 g/cm3，彎曲強(qiáng)度400 MPa，洛氏硬度93，彈性模量415 GPa，斷裂韌性4.5 MPa·m1/2。TC4合金板與CSTC4層狀陶瓷復(fù)合靶板面密度相同，厚度為16.5 mm。

圖1所示為彈靶試驗(yàn)布局示意圖，圖2所示為彈靶試驗(yàn)布局。子彈為φ10.8 mm×52 mm尖卵形彈，材質(zhì)為T12A，總質(zhì)量為30 g，子彈主要參數(shù)如表1所示。彈道試驗(yàn)時(shí)，采用高速攝影機(jī)和銅絲網(wǎng)靶測(cè)速系統(tǒng)測(cè)量子彈初始速度和剩余速度，采用回收箱回收剩余子彈，通過子彈剩余質(zhì)量和剩余速度可計(jì)算獲得子彈剩余動(dòng)能，如表2所示。

圖2 彈靶試驗(yàn)布局Fig.2 Ballistic test layout

表1 子彈材料與結(jié)構(gòu)參量

表2 子彈侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)的試驗(yàn)結(jié)果Tab.2 Experiment results of projectile penetrating the targets

圖3給出了子彈以903 m/s初速侵徹CSTC4-2靶板過程典型高速攝影圖像。由圖3可見：由于彈托缺陷導(dǎo)致子彈撞擊靶板前存在一定著角；子彈撞擊金屬面板時(shí)產(chǎn)生明亮火光，隨著子彈的侵徹，陶瓷破碎形成陶瓷錐，子彈與陶瓷錐一起擠壓背板，使背板發(fā)生大變形，變形范圍約為60 mm圓域且彈頭偏向一側(cè)的變形范圍稍大，該范圍大于以65°半錐角或相關(guān)經(jīng)驗(yàn)公式所得陶瓷錐尺寸；隨著子彈進(jìn)一步侵徹，靶板背面可以觀察到明亮火光，背板發(fā)生穿孔，此后陶瓷仍然推動(dòng)背板發(fā)生進(jìn)一步變形；大量陶瓷碎片從破孔噴射而出，噴射出的陶瓷碎片使破孔周圍金屬發(fā)生撕裂，導(dǎo)致子彈破孔極大。

圖3 子彈以903 m/s初速侵徹CSTC4-2靶板過程典型高速攝影圖像Fig.3 Typical high-speed camera images of projectile penetrating CSTC4-2 target at 903 m/s

圖4給出了受子彈侵徹后CSTC4靶板的破壞圖像。由圖4可以發(fā)現(xiàn)：子彈穿孔后背板破孔明顯大于子彈直徑；孔周圍存在裂紋，其破壞模式與圖3相符；當(dāng)子彈未貫穿靶板時(shí)，背板同樣發(fā)生了較大范圍的變形，且由于侵徹位置偏離靶板中心，導(dǎo)致侵徹后背板裂紋延伸到邊緣；侵徹后回收到的靶板內(nèi)陶瓷全部破碎且部分大尺寸陶瓷塊出現(xiàn)在臨近陶瓷粉末區(qū)，這是因?yàn)榍謴剡^程中背板大變形及變形回復(fù)導(dǎo)致碎片在板內(nèi)運(yùn)動(dòng)；子彈侵徹位置附近的陶瓷呈粉末狀且粉末區(qū)域大于1.5倍彈徑，這是因?yàn)榍謴剡^程中子彈發(fā)生了較大變形并直接擠壓該區(qū)域所致(見圖5)；子彈發(fā)生了嚴(yán)重的侵蝕，剩余子彈長度僅約為初始長度25%。以上現(xiàn)象表明，子彈在陶瓷表面發(fā)生了駐留現(xiàn)象。對(duì)于CSTC4-1靶板的侵徹過程，子彈速度相對(duì)較低，不考慮陶瓷拉伸破壞的情況下，由于駐留效應(yīng)的影響，子彈難以侵入陶瓷內(nèi)部。但在該靶板中由于陶瓷和背板相對(duì)較薄，難以直接獲得駐留效應(yīng)對(duì)子彈侵徹過程的影響，需要進(jìn)一步開展相應(yīng)數(shù)值研究。

圖4 受子彈侵徹后CSTC4結(jié)構(gòu)破壞圖像Fig.4 Damage images of CSTC4 targets impacted by projectiles

圖5 不同子彈形貌對(duì)比Fig.5 Comparison of appearances of different projectiles

1.2 數(shù)值模型分析

運(yùn)用ANSYS/LS-DYNA商業(yè)有限元軟件建立三維數(shù)值計(jì)算模型。彈靶侵徹模型采用Lagrange算法。子彈、金屬框架及陶瓷之間采用*CONTACT_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE接觸。為描述陶瓷復(fù)合靶在子彈沖擊下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，引入慮及應(yīng)變率和溫度效應(yīng)的Johnson-Cook材料模型來描述子彈和鈦合金材料，運(yùn)用Johnson-Holmquist-Ceramics材料模型來描述陶瓷材料在侵徹下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)，材料模型參量見文獻(xiàn)[17]。圖6所示為數(shù)值計(jì)算模型，表3所示為子彈材料與TC4材料主要參數(shù)，表4所示為子彈侵徹TC4板和等面密度陶瓷/鈦合金復(fù)合靶板的試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果對(duì)比。

圖6 數(shù)值計(jì)算模型Fig.6 3D numerical model

表3 子彈材料與TC4材料主要參數(shù)

由表4可以發(fā)現(xiàn)，子彈剩余速度、剩余長度以及剩余動(dòng)能誤差均較小，即該模型能夠較好地模擬彈靶侵徹過程，可用于進(jìn)一步探究陶瓷復(fù)合靶抗侵徹特性。

圖7所示為子彈侵徹層狀陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)典型時(shí)刻狀態(tài)。由圖7可見：子彈撞擊到陶瓷表面未能立即侵入陶瓷內(nèi)部，發(fā)生駐留現(xiàn)象；在約18 μs時(shí)，子彈頭部發(fā)生嚴(yán)重侵蝕，此時(shí)陶瓷沒有明顯破壞現(xiàn)象；隨著子彈進(jìn)一步侵徹，在t=33 μs時(shí)可以在陶瓷內(nèi)觀察到明顯的陶瓷錐，陶瓷錐裂紋產(chǎn)生于彈靶接觸區(qū)邊緣，且陶瓷錐出現(xiàn)在彈體變形達(dá)到最大時(shí)，彈體直接擠壓的陶瓷范圍約為1.5倍彈徑，與試驗(yàn)現(xiàn)象相符；陶瓷錐半錐角約為63°，此時(shí)背板變形范圍較大，約為半徑30 mm的圓域。

表4 子彈侵徹不同靶板的試驗(yàn)與數(shù)值結(jié)果對(duì)比Tab.4 Comparison of the experimental and numerical results

圖7 子彈侵徹陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)典型時(shí)刻狀態(tài)Fig.7 Typical images of projectile penetrating ceramic composite structure

圖8給出了子彈以903 m/s侵徹CSTC4靶過程中的典型參量變化曲線。由圖8可以發(fā)現(xiàn)：子彈撞擊靶板初期，子彈加速度迅速上升，在18 μs時(shí)到達(dá)第1個(gè)峰值，此時(shí)子彈頭部完全被侵蝕，彈體圓柱段作用到陶瓷表面且發(fā)生變形(見圖7)；在隨后的約 10 μs 時(shí)間內(nèi)，子彈持續(xù)作用到陶瓷板上，但并未出現(xiàn)明顯的侵徹現(xiàn)象，在這個(gè)過程中子彈過載變化較小，處于平臺(tái)期；平臺(tái)期內(nèi)彈體材料橫向運(yùn)動(dòng)，發(fā)生界面擊潰效應(yīng)，平臺(tái)期即處于子彈在陶瓷表面的駐留階段；由于駐留時(shí)間較長，初始時(shí)子彈速度較高，子彈動(dòng)能耗散約43%；隨后的侵徹階段，由于陶瓷預(yù)先發(fā)生破壞，子彈過載下降幅度較大；當(dāng)子彈侵徹到背板時(shí)阻力再次增加，背板發(fā)生變形吸能，當(dāng)侵徹進(jìn)行到約70 μs時(shí)，背板變形達(dá)到極限，此時(shí)背板破壞，導(dǎo)致加速度曲線急劇下降。

圖8 子彈以903 m/s侵徹CSTC4靶過程中典型參量變化曲線Fig.8 Typical parameter curves in the process of projectile penetrating the CSTC4 target at 903 m/s

2 不同因素對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特殊數(shù)值研究

2.1 不同速度

當(dāng)子彈以不同速度撞擊理想無限厚陶瓷板時(shí)，隨著子彈速度的增加，會(huì)出現(xiàn)界面駐留、界面駐留轉(zhuǎn)侵徹以及侵徹3個(gè)階段。但對(duì)于陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)，由于陶瓷尺寸受限，可能出現(xiàn)不同的現(xiàn)象，導(dǎo)致駐留時(shí)間差異較大。通過數(shù)值模擬分析子彈分別以600 m/s、700 m/s、800 m/s、900 m/s以及1 000 m/s速度侵徹CSTC4復(fù)合靶時(shí)彈靶響應(yīng)特性，圖9給出了不同速度子彈侵徹CSTC4靶板過程圖像。

由圖9可知：當(dāng)子彈速度為600 m/s時(shí)侵徹過程呈現(xiàn)典型的3個(gè)過程，即子彈侵徹到陶瓷表面后彈頭部變形及侵蝕過程、陶瓷錐形成過程以及子彈驅(qū)動(dòng)陶瓷錐擠壓背板3個(gè)典型過程；在侵徹前30 μs內(nèi)子彈駐留在陶瓷表面，在約60 μs時(shí)陶瓷錐完全形成，子彈驅(qū)動(dòng)陶瓷錐開始擠壓背板，在該時(shí)刻前子彈幾乎沒有明顯的侵徹；隨著子彈速度的增加，子彈駐留在陶瓷表面的時(shí)間減少，陶瓷錐更早形成。這是因?yàn)樘沾慑F形成開始于彈頭部完全侵蝕后，速度越高，彈頭部侵蝕越快。彈靶試驗(yàn)中由于子彈頭部較長，子彈在陶瓷表面侵蝕長度亦較長，故試驗(yàn)后回收到的剩余子彈長度較短(見圖5)。子彈以700 m/s速度侵徹靶板時(shí)，其作用過程與600 m/s侵徹時(shí)相似；當(dāng)子彈速度增加到800 m/s時(shí)，子彈能夠貫穿靶板，其侵徹第3個(gè)過程與低速侵徹略有不同；由于子彈推動(dòng)陶瓷錐擠壓背板時(shí)速度較高，陶瓷錐因背板變形使其在中心軸上已發(fā)生破壞，難以抵抗子彈侵徹。故子彈在臨近背板時(shí)穿透陶瓷錐撞擊到背板上，且子彈速度較高時(shí)更易貫穿陶瓷(見圖7)。

圖9 不同速度子彈侵徹CSTC4靶板過程圖像Fig.9 Images of projectile penetrating CSTC4 target at different velocities

圖10給出了子彈以不同速度侵徹靶板的加速度和動(dòng)能變化曲線。由圖10可以發(fā)現(xiàn)：子彈以低于800 m/s初速侵徹靶板時(shí)，其加速度曲線在子彈侵徹初期相似；在侵徹初始階段，隨著子彈頭部變形侵蝕，彈靶接觸面積增大，子彈加速度增大；當(dāng)彈頭完全侵蝕后彈體頭部變形最大，此時(shí)子彈加速度最大，該過程彈體未發(fā)生明顯侵徹，子彈駐留在陶瓷表面；子彈速度越大，該過程越短，且該過程時(shí)間略大于對(duì)應(yīng)速度彈頭部侵蝕時(shí)間。以上結(jié)果表明1 000 m/s以下的不同速度侵徹過程中，子彈侵徹均發(fā)生在頭部完全侵蝕之后。

圖10 子彈以不同速度侵徹靶板時(shí)典型參量變化曲線Fig.10 Typical parameter curves of projectile during penetrating CSTC4 target at different velocities

圖11給出了子彈侵徹靶板時(shí)的位移與侵徹深度曲線。由圖11可以發(fā)現(xiàn)：在8 μs時(shí)子彈撞擊到陶瓷表面；在平臺(tái)期結(jié)束時(shí)子彈侵徹陶瓷深度約為2.3 mm，彈體侵入深度較小，可認(rèn)為子彈在此過程之前均未發(fā)生明顯侵徹，均處于駐留狀態(tài)；陶瓷錐完全形成后，子彈推動(dòng)陶瓷錐擠壓背板，該過程子彈侵入深度即彈頭部與背板間距幾乎不變；以 2 mm 侵深作為界限，隨著子彈速度增加，駐留時(shí)間降低明顯。在整個(gè)駐留期內(nèi)，速度1 000 m/s降低到600 m/s，其駐留期間動(dòng)能耗散占總動(dòng)能耗散比例(動(dòng)能耗散百分比)由45%增加到90%，速度較高時(shí)動(dòng)能降低量呈減小趨勢(shì)，如圖12所示。由此可見，對(duì)于中低速子彈侵徹，駐留效應(yīng)對(duì)其性能貢獻(xiàn)極大。

圖11 子彈侵徹靶板時(shí)的位移與侵徹深度曲線Fig.11 Displacement and penetration depth curves of projectile penetrating the target

圖12 駐留時(shí)間及駐留期間子彈動(dòng)能耗散百分比- 子彈侵徹速度曲線Fig.12 Curves of dwell time and kinetic energy decrease of projectiles with different velocities

此后為陶瓷錐形成及彈體推動(dòng)陶瓷錐運(yùn)動(dòng)階段，速度越高，子彈越易穿透陶瓷，加速度平臺(tái)期時(shí)間越短。由于在整個(gè)平臺(tái)期內(nèi)加速度值較大，故平臺(tái)期越寬，子彈速度降低越快，子彈動(dòng)能耗散幅度也越大。

2.2 不同頭部形狀影響

針對(duì)相同質(zhì)量、直徑與速度的子彈，分析彈頭部形狀對(duì)駐留及結(jié)構(gòu)性能的影響。圖13給出了不同半錐角子彈以800 m/s初速侵徹靶板時(shí)頭部變形圖像。由圖13可以發(fā)現(xiàn)：不同子彈撞擊到陶瓷表面時(shí)的變形破壞圖像相似，子彈頭部均在陶瓷表面完全侵蝕，子彈侵徹發(fā)生在頭部侵蝕及大變形后；對(duì)于小半錐角尖頭彈，由于頭部較長，在子彈未完全侵蝕前的相同時(shí)刻，彈靶接觸面積更小，子彈速度與動(dòng)能降低幅度更小(見圖14)；初始階段，隨著子彈半錐角增加，子彈動(dòng)能與速度降低越快；由于平頭彈無尖頭侵蝕過程，子彈頭部在較短時(shí)間內(nèi)變形到最大，此后陶瓷錐逐漸形成，在約20 μs后子彈開始發(fā)生明顯侵徹，子彈動(dòng)能和速度在該時(shí)刻附近發(fā)生明顯變化。

圖13 不同半錐角子彈以800 m/s侵徹靶板時(shí)駐留/侵徹轉(zhuǎn)變時(shí)刻頭部變形圖像(上為初試狀態(tài)，下為駐留/侵徹轉(zhuǎn)變時(shí)刻)Fig.13 Image of head deformation at dwell/penetration transition when projectiles with different half cone angles penetrate the target at 800 m/s(the upper is the initial state，lower is the dwell/penetration transition time)

圖14 不同半錐角子彈以800 m/s侵徹靶板時(shí)典型參量變化曲線Fig.14 Typical parameter curves of projectile with different semi-cone angle during penetrating CSTC4 at 800 m/s

圖15給出了不同半錐角子彈侵徹CSTC4靶時(shí)的加速度曲線。由圖15可以發(fā)現(xiàn)：平頭彈侵徹靶板時(shí)，彈靶初始接觸面積較大，子彈初始加速度亦較大，隨著子彈繼續(xù)侵徹，頭部撞擊到陶瓷表面時(shí)，子彈加速度達(dá)到最大，保持較短的平臺(tái)期后；子彈在23 μs時(shí)開始發(fā)生侵徹，在28 μs時(shí)發(fā)生明顯侵徹；與平頭彈相比，尖頭彈初始加速度上升幅度相對(duì)較小，彈頭半錐角越小，加速度達(dá)到最大值的時(shí)間越長，且峰值壓力也相對(duì)更小，這是因?yàn)榘脲F角小時(shí)彈頭部較長，彈頭侵蝕及子彈減速時(shí)間更長；尖頭彈半錐角不同加速度平臺(tái)期的持續(xù)時(shí)間相當(dāng)，長于平頭彈持續(xù)時(shí)間，這是因?yàn)槠筋^彈侵徹面板時(shí)已發(fā)生較大變形，撞擊到陶瓷表面后達(dá)到最大變形時(shí)間較短；45°半錐角和16°半錐角明顯侵徹時(shí)間相當(dāng)，均約為 42 μs 時(shí)發(fā)生明顯侵徹，但45°半錐角子彈平臺(tái)期結(jié)束時(shí)間較早，而16°半錐角平臺(tái)期保持到約47 μs，即平臺(tái)期結(jié)束時(shí)間晚的反而更早發(fā)生明顯侵徹，且侵徹發(fā)生在平臺(tái)期內(nèi)。

圖15 不同半錐角子彈侵徹CSTC4靶時(shí)的加速度與侵徹深度曲線Fig.15 Acceleration and penetration depth curves of projectiles with different half cone angles penetrating CSTC4 target

圖16給出了子彈以800 m/s初速侵徹過程典型圖像與子彈典型參量曲線。由圖16可以發(fā)現(xiàn)：子彈侵徹過程中存在由背板反射拉伸波導(dǎo)致的陶瓷底部中心破壞，隨著子彈的侵徹，背板破壞區(qū)向面板方向延伸，由于子彈頭部較長，子彈變形未達(dá)到最大時(shí)拉伸破壞裂紋延伸到陶瓷表面，造成子彈變形未達(dá)到最大時(shí)已逐漸發(fā)生侵徹，使其駐留時(shí)間反而略小于30°半錐角子彈駐留時(shí)間；隨著半錐角的增加，子彈駐留時(shí)間和動(dòng)能耗散百分比呈先增后減的趨勢(shì)，其中平頭彈駐留時(shí)間最低、45°半錐角時(shí)最高，駐留期間動(dòng)能耗散約為子彈總動(dòng)能降低量的80%；當(dāng)平臺(tái)期結(jié)束時(shí)(t≈47 μs)，子彈侵徹深度并不大，在忽略該差異的情況下，16°半錐角子彈在駐留期間動(dòng)能耗散百分比可達(dá)74%，此時(shí)不同半錐角尖頭彈駐留期間能量耗散差異僅約6%。

圖16 子彈以800 m/s初速侵徹過程典型圖像與子彈典型參量曲線Fig.16 Damage contour of ceramic and typical parameter curves of projectile in the process of projectile penetrating target at 800 m/s

2.3 不同背板厚度

陶瓷在抗侵徹過程中易發(fā)生彎曲破壞，背板的強(qiáng)支撐能夠有效提升結(jié)構(gòu)抗侵徹性能。通過對(duì)不同背板支撐強(qiáng)度陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗侵徹特性分析，對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)具有重要作用。圖17所示為子彈以800 m/s初速侵徹5種不同厚度背板靶加速度與動(dòng)能變化曲線。由圖17可見：子彈侵徹不同背板厚度陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí)，子彈初始加速度變化規(guī)律相似，除背板2 mm結(jié)構(gòu)外，其他結(jié)構(gòu)受子彈侵徹時(shí)平臺(tái)期加速度峰值及持續(xù)時(shí)間相近，在此期間子彈動(dòng)能耗散百分比約為66%；侵徹2 mm背板結(jié)構(gòu)時(shí)在平臺(tái)期內(nèi)子彈動(dòng)能耗散百分比略低于其他結(jié)構(gòu)，達(dá)到約為63%，即5種背板結(jié)構(gòu)在平臺(tái)期內(nèi)子彈動(dòng)能耗散百分比相近；在平臺(tái)期結(jié)束后，由于背板支撐強(qiáng)度不同，子彈加速度不同；背板越厚，子彈侵徹背板時(shí)加速度越大，侵徹結(jié)束后子彈剩余動(dòng)能也越小。

圖17 子彈以800 m/s侵徹不同厚度背板靶加速度與動(dòng)能變化曲線Fig.17 Curves of acceleration and kinetic energy of projectile penetrating different thickness backplane targets at 800 m/s

圖18給出了子彈以800 m/s初速侵徹5種不同厚度陶瓷復(fù)合靶背板結(jié)構(gòu)時(shí)的典型參量曲線。由圖18可以發(fā)現(xiàn)：背板越薄，在初始階段變形越大；背板的變形導(dǎo)致陶瓷對(duì)子彈支撐作用減弱，故子彈侵徹2 mm背板復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí)加速度相對(duì)更?。辉谇謴仉A段，背板越薄，變形高度也越大(見圖19)；在相同時(shí)刻，子彈侵徹不同背板結(jié)構(gòu)靶板動(dòng)能差異主要來自背板變形吸能差異以及因背板不同導(dǎo)致的陶瓷耗能差異，且背板引起的差異較大；在120 μs時(shí)，子彈未貫穿靶板，背板吸能引起的差異約為總能量差異的60%，且背板厚度相差1 mm時(shí)背板吸能相差較小。這主要是因?yàn)楸嘲遢^薄時(shí)，變形越大，背板發(fā)生撕裂范圍也越大。

圖18 子彈以800 m/s侵徹不同背板結(jié)構(gòu)時(shí)典型參量曲線Fig.18 Typical parameter curves of projectile during penetrating targets with different backplane at 800 m/s

圖19 典型背板厚度對(duì)應(yīng)靶板變形破壞圖像Fig.19 Failure modes of targets with typical thickness backplane

3 結(jié)論

本文開展了陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性研究，分析了子彈速度、彈頭形狀以及背板厚度等因素對(duì)界面擊潰效應(yīng)及復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性的影響。得出如下主要結(jié)論：

1) 尖頭彈以中低速侵徹陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的過程中，依據(jù)速度從小到大變化，逐步呈現(xiàn)較為明顯的3個(gè)階段，即子彈侵徹到陶瓷表面后子彈頭部變形、侵蝕以及陶瓷錐形成的駐留階段，子彈驅(qū)動(dòng)陶瓷錐擠壓背板階段，以及侵徹陶瓷與背板階段。當(dāng)子彈速度臨近彈道極限時(shí)，侵徹過程可簡化為前兩個(gè)階段。

2) 當(dāng)子彈速度由600 m/s增加到1 000 m/s時(shí)，駐留時(shí)間由約60 μs降低到6 μs，動(dòng)能耗散百分比從90%降低到45%，即駐留顯著影響陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)性能，且子彈速度越低，對(duì)結(jié)構(gòu)性能影響越大。

3) 尖頭彈以相同速度侵徹陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí)，當(dāng)子彈頭部半錐角由16°增加到90°時(shí)，子彈駐留時(shí)間和駐留期間能量耗散百分比呈先增加后減小的變化趨勢(shì)，且子彈發(fā)生明顯侵徹一般開始于彈頭完全侵蝕之后，但半錐角過小時(shí)彈頭部侵蝕時(shí)間較長，使得陶瓷背面反射拉伸破壞區(qū)延伸到陶瓷表面，造成彈頭未完全侵蝕而發(fā)生侵徹。

4) 復(fù)合結(jié)構(gòu)不同厚度背板對(duì)子彈在陶瓷表面駐留影響相對(duì)較小，背板厚度從2 mm增加到6 mm，子彈駐留時(shí)間相當(dāng)，駐留期間子彈動(dòng)能耗散百分比提升僅約3%。