陶瓷/金屬復(fù)合靶受12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹時(shí)彈靶破碎特征

余毅磊， 王曉東， 任文科， 馬銘輝， 蔣招繡， 高光發(fā)，

(1.南京理工大學(xué) 機(jī)械工程學(xué)院， 江蘇 南京 210094； 2.寧波大學(xué) 沖擊與安全工程教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 浙江 寧波 315211)

0 引言

輕型陶瓷是當(dāng)前快速機(jī)動(dòng)車輛、直升機(jī)防護(hù)的主要防護(hù)材料，當(dāng)前超輕型抗彈結(jié)構(gòu)以陶瓷/金屬復(fù)合高性能背板為主，近些年來，此類產(chǎn)品的研發(fā)取得了跨越式進(jìn)展。但是隨著武器威力越來越大，對車輛的機(jī)動(dòng)性能需求越來越高，其抗彈性能的不足嚴(yán)重影響了我國相關(guān)裝備的綜合實(shí)戰(zhàn)性能；且當(dāng)前該類輕型復(fù)合裝甲存在一些理論“壁壘”亟待解決：首先，其主要防護(hù)對象是高速穿甲槍彈，不同于穿甲炮彈或普通金屬子彈，穿甲槍彈彈芯的強(qiáng)度與硬度極高，對當(dāng)前各類高強(qiáng)金屬裝甲的侵徹皆呈剛性特征，但對陶瓷靶板的侵徹則呈脆性斷裂破碎特征。其次，與重型陶瓷裝甲不同，輕型抗彈結(jié)構(gòu)中陶瓷與金屬背板皆較薄，其抗彈機(jī)理更為復(fù)雜，例如：能夠抵抗子彈高速侵徹的靶板卻被低速子彈貫穿；“優(yōu)質(zhì)”陶瓷/金屬復(fù)合靶板被子彈貫穿但“次品”陶瓷在相同復(fù)合條件下卻能夠有效防護(hù)等；陶瓷/金屬復(fù)合靶板的等效防護(hù)系數(shù)是利用厚鋼板作為背板進(jìn)行測試，完全改變了輕型陶瓷/金屬復(fù)合靶板的抗侵徹行為與性能，所得到的等效防護(hù)系數(shù)弱化了金屬背板對整體裝甲的影響。

陶瓷防護(hù)是當(dāng)前高性能輕型防護(hù)常見的形式。當(dāng)前對于陶瓷/金屬復(fù)合裝甲彈道性能評估及能量分布的研究得到極大的關(guān)注，但是對于沖擊過程中彈、靶破碎的研究成果相對較少，而彈、靶的破碎程度對陶瓷/金屬復(fù)合裝甲的抗彈性能有明顯影響，而陶瓷的破碎與其硬度與斷裂韌性直接相關(guān)。

本文針對上述問題，開展了相似彈道沖擊條件下12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹相同靶板結(jié)構(gòu)、不同材料陶瓷/金屬復(fù)合靶板試驗(yàn)研究，分析了陶瓷斷裂韌性對彈、靶破碎特征的影響規(guī)律，并對碎塊粒徑進(jìn)行統(tǒng)計(jì)分析。

1 試驗(yàn)方法及試驗(yàn)方案

1.1 試驗(yàn)方法

彈道試驗(yàn)采用彈道槍發(fā)射12.7 mm標(biāo)準(zhǔn)穿甲燃燒彈減裝藥垂直入射不同面板陶瓷材料的陶瓷/金屬復(fù)合靶板中心區(qū)域；其中，穿甲燃燒彈總質(zhì)量48.3 g，包括起主要侵徹作用的穿甲彈芯30.8 g，(其性能見表1)。采用紅外光幕測速系統(tǒng)，其測速精度為±2 m/s。試驗(yàn)裝置按圖1所示順序安放。

圖1 試驗(yàn)現(xiàn)場設(shè)置Fig.1 Test setup

1.2 試驗(yàn)方案

復(fù)合靶板面板選用BC、SiC、AlO、SiN四種常見的裝甲陶瓷材料，厚度均為10 mm，背板采用Q235鋼，厚度為10 mm，復(fù)合靶板整體規(guī)格為200 mm×200 mm。為阻止在侵徹過程中陶瓷碎塊反向飛濺，在陶瓷板迎彈面上包覆并熱壓一層纖維止裂層(～0.05 mm)，研究表明，纖維止裂層對靶板的抗彈性能及靶板的碎裂幾乎沒有影響。Q235鋼背板及陶瓷力學(xué)性能分別如表1、表2所示，研究表明裝甲陶瓷的硬度與斷裂韌性基本呈反比，本文著重討論陶瓷斷裂韌性與陶瓷/金屬復(fù)合裝甲在抗侵徹過程中的彈靶碎裂問題。

表1 彈體和背板材料力學(xué)性能Table 1 Mechanical properties of the projectile and backplane

表2 陶瓷材料性能Table 2 Properties of the ceramics

由于試驗(yàn)研究彈靶碎裂問題需要最大程度地回收試驗(yàn)后彈靶碎塊，試驗(yàn)設(shè)計(jì)如圖2所示回收裝置，使著靶過程在回收箱內(nèi)完成。試驗(yàn)過程中對于飛濺碎塊的完整回收采用在回收箱內(nèi)填充木板及緩沖泡沫的方法實(shí)現(xiàn)，如圖2(a)所示。陶瓷/金屬復(fù)合靶板通過金屬框及螺栓進(jìn)行約束，用C形夾緊固于靶位上，保證著靶時(shí)靶板的穩(wěn)定，約束框?qū)τ诎邪鍘缀鯚o圍壓作用，如圖2(b)所示。圖2(b)中，為靶板窗口寬度。

圖2 試驗(yàn)靶板設(shè)置Fig.2 Test target plate

試驗(yàn)結(jié)束后，收集回收箱內(nèi)所有碎塊，用磁鐵分離出彈芯碎片，并對其進(jìn)行清洗、干燥。采用多級篩分法分別對陶瓷碎塊及彈芯碎塊進(jìn)行分篩，參考文獻(xiàn)[14]，本文選用篩網(wǎng)孔徑尺寸包括 8 mm、4 mm、2 mm、1 mm、0.5 mm。由于各組面板陶瓷密度不同，為便于對比分析，將各粒徑范圍所稱量得到的陶瓷碎塊質(zhì)量除以陶瓷密度，將數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為每個(gè)粒徑范圍陶瓷碎片的總體積，以便直接比較。對于極小的碎塊不能做到完全收集，但數(shù)據(jù)中的不確定性不足以改變從碎塊數(shù)據(jù)中得出的一般結(jié)論。

2 試驗(yàn)結(jié)果

對其他相同工況情況下不同陶瓷材料的陶瓷/金屬復(fù)合靶板進(jìn)行彈道試驗(yàn)研究，獲得8組有效數(shù)據(jù)，如表3所示。

表3 試驗(yàn)靶板結(jié)構(gòu)及主要試驗(yàn)結(jié)果Table 3 Structure of the test target plate and main test results

2.1 破壞模式

2.1.1 彈體的破壞模式分析

彈丸沖擊陶瓷/金屬復(fù)合靶板時(shí)，會(huì)發(fā)生一定程度的斷裂及破碎，圖3為12.7 mm穿甲燃燒彈試驗(yàn)后彈體破碎情況。將每組試驗(yàn)所收集到的彈丸碎片進(jìn)行分篩處理，得到如圖3(a)所示不同粒徑的彈芯碎塊。其中彈芯尾部基本保持完整，且具有最大的碎塊尺度，Savio等也觀察到了相似類型的碎片，盡管采用了7.62 mm穿甲彈丸和不同的陶瓷，但總體來說仍具有后續(xù)侵徹能力的殘余彈丸為由彈芯尾部碎塊構(gòu)成的較大碎塊。將每組>4 mm的彈芯碎塊進(jìn)行拼復(fù)，如圖3(b)所示，拼復(fù)后彈體中部及尾部基本保持完整，僅有少量碎塊缺失，而彈體頭部碎塊嚴(yán)重缺失，故認(rèn)為在彈靶作用過程中，粒徑<4 mm的細(xì)小彈芯碎塊均由彈體頭部產(chǎn)生，而較大碎塊來自彈芯彈尾部；拼復(fù)彈體除缺失彈頭部分，與原始彈體形貌基本保持一致，故認(rèn)為彈體在破碎過程中無明顯塑性變形。觀察圖3(b)彈芯碎塊斷裂路徑可知，彈芯中部區(qū)域碎裂成多個(gè)部分，大量與主應(yīng)力方向呈45°角的裂紋反映了壓剪裂紋的斷裂機(jī)制，彈芯中部區(qū)域的破碎大多由兩條相交且近似垂直的剪切裂紋引起，而彈體尾部與主應(yīng)力方向幾乎垂直的斷面，主要是由于彈體在復(fù)雜應(yīng)力狀態(tài)下應(yīng)力卸載所造成的拉伸斷裂。

圖3 試驗(yàn)后彈體破碎情況Fig.3 Fragmentation of the projectile core after test

用掃描電子顯微鏡(SEM)對篩分后不同粒徑尺度的碎塊斷口樣本進(jìn)行微觀形貌觀察，如圖4所示。由圖4可見：粒徑<0.5 mm的精細(xì)彈丸粉末碎塊的斷口表面以微孔為主，具有一些“類解理”小平面，如圖4(a)所示，這些微孔合并生長形成微裂紋，并在應(yīng)力波的作用下在彈體頭部產(chǎn)生細(xì)小的碎塊。粒徑0.5～4.0 mm的彈丸碎塊斷面多呈現(xiàn)人字紋放射線及河流花樣，如圖4(b)所示，這是解理性斷裂的典型特征，粗糙的斷口即較粗大的表征斷口特征的“花”樣表明剪切斷裂所占比例越大，這種剪切變形是由于彈丸與陶瓷靶相互作用時(shí)溫度升高和靶前產(chǎn)生的大應(yīng)力引起的；部分?jǐn)嗝娉霈F(xiàn)局部韌窩特征，如圖4(c)所示，斷口中出現(xiàn)的韌窩是局部塑性變形過程中碳化物顆粒被拉出的結(jié)果，裂紋以穿晶(碳化物顆粒與基體的界面)和晶間(晶界)兩種方式擴(kuò)展，形成混合斷裂模式；粒徑>4 mm的碎塊斷面較為光亮，斷口相對平整，在陽光下斷面上可以看到發(fā)光的小刻面，如圖4(d)所示，為明顯的解理性斷裂。

圖4 彈丸斷口的掃瞄電鏡圖像Fig.4 SEM images of the projectile’s fracture surfaces

綜上所述，彈丸的穿甲彈芯在侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板時(shí)，彈體碎裂成大塊主要是由解理性斷裂、壓剪斷裂及應(yīng)力卸載所導(dǎo)致的拉伸斷裂所致；細(xì)碎化只發(fā)生在彈體頭部，主要是由應(yīng)力波產(chǎn)生的微裂紋與沖擊誘發(fā)的粒間裂紋相互作用所致。

2.1.2 陶瓷面板的破壞形式及裂紋擴(kuò)展

彈道試驗(yàn)后回收到的復(fù)合靶面板陶瓷層破壞特征如圖5所示。由圖5可知：著靶點(diǎn)中心止裂層上有明顯的穿燃彈燃燒劑燒灼痕跡，并且通過止裂層可以看到明顯的陶瓷徑向裂紋，如圖5(a)所示；著靶點(diǎn)中心面板陶瓷與止裂層粘脫崩落，陶瓷層在法向截面上呈現(xiàn)明顯的錐形裂紋特征，徑向裂紋以彈著點(diǎn)為原點(diǎn)向外發(fā)散，并與環(huán)向裂紋經(jīng)緯交錯(cuò)形成類扇形薄片狀陶瓷碎塊，由圖5(b)可以明顯看出陶瓷碎裂區(qū)的錐狀外形。圖5(b)中，為陶瓷錐頂部直徑，為陶瓷錐底部直徑。

圖5 陶瓷面板破壞形貌(試驗(yàn)C(Si3N4)10-B10-1)Fig.5 Damage morphology of the ceramic panel (test C(Si3N4)10-B10-1)

將陶瓷錐內(nèi)陶瓷碎片按粒徑大小進(jìn)行篩分、稱重，如圖6所示，從中可以明顯觀察到篩分后粒徑范圍小于4 mm的陶瓷碎塊呈現(xiàn)粉末狀顆粒結(jié)構(gòu)，這是因?yàn)樽矒羲查g，強(qiáng)沖擊載荷在材料內(nèi)部產(chǎn)生應(yīng)力波作用，該應(yīng)力波以壓縮波為主，如圖7(a)所示；同時(shí)彈靶作用區(qū)在高壓縮應(yīng)力的作用下必然產(chǎn)生壓剪裂紋并沿靶板法向擴(kuò)展，形成初始粉碎區(qū)，如圖7(b)所示。故認(rèn)為粒徑范圍小于4 mm的陶瓷碎塊為由于高壓縮應(yīng)力所導(dǎo)致的粉碎區(qū)陶瓷碎塊。而篩分后粒徑范圍大于4 mm的陶瓷碎塊整體呈扇形薄片狀結(jié)構(gòu)，這是因?yàn)樘沾擅姘迮c金屬背板波阻抗的差異，導(dǎo)致壓縮波傳播至靶板層間界面時(shí)，入射波分解為透射波和反射波，其中反射波再與入射壓力加載波隨后的卸載波相互作用，在界面附近區(qū)域形成局部拉剪應(yīng)力，當(dāng)拉剪應(yīng)力超過材料的動(dòng)態(tài)失效強(qiáng)度時(shí)材料發(fā)生斷裂，裂紋由靶板層間界面向彈靶接觸面擴(kuò)展，最終與錐形裂紋貫通，形成完整的陶瓷錐，如圖7(d)、圖7(e)所示。故認(rèn)為陶瓷粒徑范圍大于4 mm的碎塊為由于應(yīng)力波作用所導(dǎo)致的破碎區(qū)陶瓷碎塊。由于陶瓷錐粉碎區(qū)為彈靶直接接觸部分，始終處于彈丸前方并受到彈丸的持續(xù)沖擊作用，該區(qū)域陶瓷粉末會(huì)在沖擊過程中逐步細(xì)化，并在彈丸行進(jìn)過程中持續(xù)磨蝕彈丸，當(dāng)彈丸貫通陶瓷粉碎區(qū)時(shí)，殘余彈丸和陶瓷破碎錐碎塊直接作用于金屬背板。

圖6 回收的陶瓷碎塊(試驗(yàn)C(Si3N4)10-B10-1)Fig.6 Recovered ceramic fragments (tested C(Si3N4)10-B10-1)

圖7 陶瓷錐形成具體過程示意圖Fig.7 Formation process of the ceramic cone

前期研究表明，陶瓷抗彈的主要表現(xiàn)形式為陶瓷的破碎及陶瓷錐的成形，其中陶瓷錐角是重要的表征參數(shù)，但是由圖5可知，陶瓷錐面呈現(xiàn)不同程度的間斷，這是因?yàn)樘沾蔀榇嘈圆牧?，在加工過程中自身通常存在孔隙、雜物等缺陷，導(dǎo)致裂紋擴(kuò)展不具有連續(xù)性。故為了使獲得的陶瓷半錐角更具統(tǒng)計(jì)學(xué)意義，通過測量各有效回收陶瓷碎塊樣本的傾角(見圖5(c))，采用數(shù)理統(tǒng)計(jì)方法進(jìn)行處理，表4給出了具體的統(tǒng)計(jì)結(jié)果。

表4 影響陶瓷半錐角及徑向裂紋的各因素?cái)?shù)理統(tǒng)計(jì)結(jié)果Table 4 Factors affecting the fracture cone angle of the ceramic and radial cracks

在沖擊速度～500 m/s時(shí)陶瓷材料對陶瓷半錐角及徑向裂紋影響如圖8所示。由于陶瓷半錐角的大小與陶瓷材料的斷裂韌性以及陶瓷面板與金屬背板波阻抗匹配等多種因素存在較大相關(guān)性，但整體呈線性關(guān)系，其中陶瓷半錐角與陶瓷波阻抗的相關(guān)系數(shù)為0.939 4，且與陶瓷波阻抗呈負(fù)相關(guān)；陶瓷半錐角與陶瓷斷裂韌性的相關(guān)系數(shù)為0.978 4，與陶瓷斷裂韌性呈正相關(guān)。這是因?yàn)楫?dāng)陶瓷波阻抗減小，即面板陶瓷與金屬背板波阻抗差值增大時(shí)，應(yīng)力波在兩界面上的透射能力較弱、反射能力較強(qiáng)，而陶瓷斷裂韌性增大，陶瓷破碎形成的新表面單位面積所做的功隨之增加，在多種因素的共同作用下使得陶瓷半錐角增大。但是應(yīng)力波傳播速度遠(yuǎn)大于裂紋擴(kuò)展速度，故波阻抗對于陶瓷碎裂的影響有限，而陶瓷徑向裂紋的形成很大程度上取決于其抗彎曲能力和斷裂韌性，陶瓷斷裂韌性的增大抑制了徑向裂紋的生長。

圖8 陶瓷材料對陶瓷半錐角及徑向裂紋的影響Fig.8 Effects of ceramic materials on the fracture cone angle of the ceramic and radial cracks

2.2 碎塊尺度分布及統(tǒng)計(jì)模型

2.2.1 彈芯碎塊尺度分布規(guī)律

圖9給出了所有靶板結(jié)構(gòu)中不同粒徑范圍的彈芯碎片總質(zhì)量的平均值。由圖9可知，大部分殘余彈芯質(zhì)量出現(xiàn)在較大粒徑范圍的部分，及粒徑大于4 mm的篩網(wǎng)中，其中必然包括了最大的彈芯尾部碎片，當(dāng)考慮到粒徑尺寸較小的碎塊時(shí)，不同靶板結(jié)構(gòu)的小粒徑彈芯碎塊殘余質(zhì)量變得越來越相似。除C(SiC)10-B10外，所有靶板結(jié)構(gòu)的殘余彈芯回收率均大于80%，另一部分質(zhì)量可能是頭部彈芯侵蝕與陶瓷粘連或回收碎片時(shí)損失的。其中試驗(yàn)(C(SiC)10-B10)4～8 mm粒徑范圍彈芯碎塊質(zhì)量損失較大，導(dǎo)致整體回收率較低。

圖9 彈芯碎塊質(zhì)量分布Fig.9 Mass distribution of core fragments

總體而言，最大的彈芯碎片質(zhì)量平均約為初始彈芯質(zhì)量的1/3，即10.2 g。最大碎片的平均質(zhì)量以及尺寸大于4 mm的剩余碎片質(zhì)量及碎片數(shù)如圖10所示。圖10中顯示，當(dāng)最大碎片質(zhì)量增大時(shí)導(dǎo)致較小碎片的平均質(zhì)量相對減小，反之亦然。當(dāng)最大的碎片質(zhì)量增大時(shí)，粒徑尺寸大于4 mm的碎片數(shù)量隨之降低。這些結(jié)果表明，由高硬度低斷裂韌性的陶瓷所組成的陶瓷復(fù)合裝甲在彈丸侵徹過程中彈丸碎裂更明顯，更易形成更多較小的彈丸碎片(當(dāng)考慮到碎片尺寸大于4 mm時(shí))。

圖10 >4 mm彈芯碎塊質(zhì)量及碎塊數(shù)量Fig.10 Mass and quantity of core fragments >4 mm

沖擊狀態(tài)下脆性材料的碎片質(zhì)量分布是表征固體材料斷裂破碎行為的重要指標(biāo)之一，但是由于脆性材料的特殊性質(zhì)，概率函數(shù)對少量碎片的質(zhì)量數(shù)據(jù)比較敏感，導(dǎo)致碎片分布模型存在統(tǒng)計(jì)學(xué)上的誤差，故通過分析碎片的累積質(zhì)量方法進(jìn)行統(tǒng)計(jì)學(xué)分析以避免這一問題。前期研究表明，脆性材料在沖擊載荷作用下碎塊質(zhì)量分布可用指數(shù)型函數(shù)和冪率型函數(shù)來描述，其中指數(shù)型函數(shù)分布規(guī)律僅能描述具有一定延性的金屬材料破碎特征，而冪率規(guī)律分布可以較好地表征高硬高脆性材料沖擊狀態(tài)下碎片的分布狀況。

Rosin-Rammler分布模型是表示碎片累積質(zhì)量分布的常用冪率分布模型：

|(≤)=[1-e-()]

(1)

式中：為碎片等效直徑；與分別為碎片的平均特征尺寸和冪指數(shù)系數(shù)；為直徑等于或小于的碎片總質(zhì)量；為試樣破碎前總質(zhì)量。Rosin-Rammler分布模型可等效為

(≤)=()

(2)

(2)式可以描述大多數(shù)脆性材料沖擊破碎后碎片累計(jì)質(zhì)量分布的特征。其中冪指數(shù)通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合得到，為了更好地表征冪指數(shù)，將(2)式轉(zhuǎn)化為對數(shù)形式，即

(3)

對數(shù)處理后直線的斜率，為Rosin-Rammler分布的冪指數(shù)。

圖11為不同面板陶瓷材料下彈芯碎片累積質(zhì)量的對數(shù)與碎片粒徑對數(shù)的線性擬合結(jié)果(為決定系數(shù)，0≤≤1，接近1表明擬合優(yōu)度高)。由圖11可知，不同粒徑范圍下彈芯碎片的累積質(zhì)量的對數(shù)與碎片粒徑的對數(shù)之間存在明顯的線性關(guān)系，表明Rosin-Rammler分布模型可以較好地描述12.7 mm子彈侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板后的彈芯碎片質(zhì)量分布。

圖11 不同面板陶瓷材料下彈芯碎塊粒徑分布Fig.11 Particle size distribution of core fragments in tests with different ceramic materials

不同面板陶瓷材料下冪指數(shù)與平均特征尺寸的取值(見圖12)極大地說明了陶瓷材料斷裂韌性的巨大差異對彈芯碎片分布的影響。由圖12可知，隨著陶瓷斷裂韌性的增加，冪指數(shù)與平均特征尺寸基本呈現(xiàn)遞增趨勢。

圖12 不同陶瓷材料下彈芯碎塊平均特征尺寸和冪指數(shù)系數(shù)Fig.12 Average feature size and exponential coefficient of core fragments in tests with different ceramic materials

不同尺度碎片質(zhì)量分布的比重主要通過冪指數(shù)描述，值的升高表明隨著陶瓷斷裂韌性的增加，彈芯碎片不同粒徑累積質(zhì)量對數(shù)與粒徑對數(shù)的線性擬合斜率增大，即陶瓷斷裂韌性的增強(qiáng)，小碎片質(zhì)量減小，大碎片質(zhì)量增加，碎片的特征尺寸通過平均特征尺寸表征，升高即隨著陶瓷斷裂韌性的增強(qiáng)彈芯碎裂程度減小，陶瓷斷裂韌性與彈芯碎塊平均特征尺寸呈準(zhǔn)線性關(guān)系，平均特征尺寸增量率約為0.95 MPa·m，從而彈芯的碎裂程度可以用平均特征尺寸描述。

2.2.2 陶瓷碎塊尺度分布規(guī)律

同樣對分篩后不同粒徑范圍的陶瓷碎片進(jìn)行稱量，但由于不同陶瓷材料的密度有所不同，故在接下來的數(shù)據(jù)處理中將所稱得質(zhì)量除以對應(yīng)陶瓷的密度，將數(shù)據(jù)轉(zhuǎn)化為各個(gè)粒徑范圍中陶瓷碎片的體積，以便直接比較。圖13展示了經(jīng)篩網(wǎng)分篩后不同面板陶瓷材料下的陶瓷碎塊粒徑分布結(jié)果，其中絕大部分碎塊質(zhì)量集中在粒徑尺度較大(大于4 mm)的碎塊上，同時(shí)隨著陶瓷斷裂韌性的增大，陶瓷碎塊中較細(xì)顆粒碎塊(小于8 mm)的體積百分比降低，且SiN陶瓷大于8 mm的碎塊體積明顯多于其余三組陶瓷。圖14為不同陶瓷材料的破碎情況。由圖14可以明顯看出，BC、SiC、AlO三組陶瓷試驗(yàn)后較大碎塊均呈現(xiàn)長、寬比接近的片狀，而SiN陶瓷破碎后表現(xiàn)為長、寬比較大的小中心角扇形碎塊，這是因?yàn)镾iN陶瓷破碎后環(huán)向裂紋明顯較少，而環(huán)向裂紋的生成與陶瓷的斷裂韌性有直接關(guān)系，極大地說明了陶瓷韌性的不同對環(huán)向裂紋數(shù)量的影響。

圖13 陶瓷碎塊體積分布Fig.13 Volume distribution of ceramic fragments

圖14 不同陶瓷材料破碎情況Fig.14 Crushing conditions of different ceramic materials

Rosin-Rammler分布模型同樣適用于陶瓷碎塊的粒徑分布，如圖15所示。陶瓷碎塊平均特征尺寸和冪指數(shù)系數(shù)與陶瓷材料斷裂韌性的相關(guān)性如圖16所示。圖15和圖16顯示，隨著陶瓷材料斷裂韌性的增加，主要描述不同尺度樣品質(zhì)量分布的比重的冪指數(shù)系數(shù)隨之增加，小碎片的體積占比逐漸減少，而大碎片的體積比重則出現(xiàn)增大的趨勢，即破碎區(qū)占比增加。

圖15 不同面板陶瓷材料下陶瓷碎塊粒徑分布Fig.15 Particle size distribution of ceramic fragments for different ceramic materials

圖16 不同陶瓷材料下陶瓷碎塊平均特征尺寸和冪指數(shù)系數(shù)Fig.16 Average feature size and exponential coefficient of ceramic fragments in tests using different ceramic materials

圖13實(shí)測碎塊分布占比與Rosin-Rammler分布模型所得結(jié)論統(tǒng)一性較好，充分證明了Rosin-Rammler分布模型在脆性材料沖擊破碎統(tǒng)計(jì)分析中的科學(xué)性。同時(shí)，結(jié)合對回收陶瓷碎塊的宏觀觀測和擬合結(jié)果可知，隨著陶瓷斷裂韌性的增強(qiáng)，陶瓷碎塊整體特征尺寸變大。陶瓷斷裂韌性與陶瓷碎塊平均特征尺寸呈準(zhǔn)線性關(guān)系，平均特征尺寸增量率約為77.58 MPa·m。

陶瓷平均碎塊特征尺寸系數(shù)同樣可以作為陶瓷損傷程度的評判指標(biāo)之一，越小即陶瓷碎裂程度越高，陶瓷碎塊粒徑越小，陶瓷靶板抗彈性能明顯降低。故在研究陶瓷復(fù)合靶板抗多發(fā)打擊能力時(shí)，不但需要考慮其抗彈性能，而且應(yīng)該考慮靶板受沖擊后內(nèi)部陶瓷碎裂情況，提高陶瓷碎片平均特征尺寸系數(shù)。

3 結(jié)論

為探討彈體侵徹不同陶瓷/金屬復(fù)合裝甲中的碎裂問題，本文開展了12.7 mm穿甲燃燒彈以500 m/s的速度侵徹不同陶瓷材料下陶瓷/金屬復(fù)合靶板的彈道試驗(yàn)，通過對彈芯及陶瓷碎塊的宏觀及細(xì)觀分析，研究了彈- 靶耦合作用狀態(tài)下彈靶的破壞模式；通過碎塊分篩，探究了彈靶粒徑分布規(guī)律。得到以下主要結(jié)論：

1)陶瓷錐是陶瓷面板的主要破壞特征，主要包括徑向、環(huán)向和錐形裂紋。由錐形裂紋貫通所形成的陶瓷錐主要分為由粉末狀小粒徑碎塊所組成的由高壓縮應(yīng)力造成的粉碎區(qū)，以及由類扇形薄片狀碎塊所組成的由應(yīng)力波造成的破碎區(qū)。12.7 mm穿燃彈在垂直侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板后彈芯發(fā)生破碎，較大碎塊主要由解理性斷裂、壓剪斷裂及應(yīng)力卸載導(dǎo)致的拉伸斷裂所致；細(xì)碎化只發(fā)生在彈體頭部，主要是由應(yīng)力波產(chǎn)生的微裂紋與沖擊誘發(fā)的粒間裂紋相互作用所致。

2)Rosin-Rammler分布模型可以較好地描述12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹陶瓷/金屬復(fù)合靶板后彈- 靶破碎特征。同時(shí)，不同碎塊粒徑尺度的質(zhì)量分布占比可以用冪指數(shù)系數(shù)描述，反映了較大粒徑碎塊與較小粒徑碎塊的占比；彈芯及陶瓷的整體破碎程度也可以用平均特征尺寸系數(shù)描述。

3)不同陶瓷材料下，陶瓷斷裂韌性的不同，很大程度上影響彈芯及陶瓷碎塊的粒徑分布。隨著陶瓷斷裂韌性的增加，沖擊后彈芯破碎程度減小，其中小碎片的占比減小，大碎片的占比增加；陶瓷半錐角增大，徑向裂紋減少，破碎區(qū)占整體陶瓷錐比例增加，較小碎片的體積比重減少，較大碎片的體積比重則出現(xiàn)增大趨勢，陶瓷碎塊整體特征尺寸增大，破碎程度減小。陶瓷斷裂韌性與彈芯碎塊及陶瓷碎塊平均特征尺寸呈準(zhǔn)線性關(guān)系，平均特征尺寸增量率分別約為0.95 MPa·m和77.58 MPa·m，由此可知，在沖擊過程中陶瓷斷裂韌性對陶瓷碎塊平均特征尺寸的影響遠(yuǎn)大于彈芯碎塊。