表面駐留對陶瓷復(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)國家重點實驗室， 北京 100081)

0 引言

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

陶瓷是一種高硬度高強度材料，當(dāng)子彈撞擊陶瓷時，高強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]最早對界面擊潰現(xiàn)象進行了詳細(xì)報道。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動，且由于陶瓷強度極高，使陶瓷能夠發(fā)生界面擊潰的最大速度很高，對于裝甲防護具有重大意義。近年來，國內(nèi)外學(xué)者對界面擊潰進行了大量研究。Lundberg等[5]、Lunderg[6]和Andersson等[7]針對不同頭部形狀、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界面擊潰的現(xiàn)象，并建立了能夠預(yù)測界面擊潰速度的理論計算模型。Holmquist等[9-10]與Behner等[11]運用試驗和數(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陶瓷靶抗侵徹性能的影響及其力學(xué)機理。Quan等[13]和Westerling等[14]運用有限元軟件AUTODYN等對界面擊潰過程進行模擬，該模型能夠很好地預(yù)測正侵徹時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大尺寸可簡化為半無限厚陶瓷板作用過程的試驗、數(shù)值和理論研究，對于陶瓷復(fù)合靶中界面擊潰駐留過程及其對抗侵徹特性的影響研究相對較少。

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]對于陶瓷/金屬面板結(jié)構(gòu)、支撐鋼板硬度等因素進行了探索研究，結(jié)果發(fā)現(xiàn)通過合理的面背板設(shè)計能夠延長子彈駐留時間、提升結(jié)構(gòu)性能。

為進一步探究駐留對陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹特性的影響，本文針對陶瓷/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

為獲得表面駐留對陶瓷復(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所示為彈靶試驗布局示意圖，圖2所示為彈靶試驗布局。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。彈道試驗時，采用高速攝影機和銅絲網(wǎng)靶測速系統(tǒng)測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)量和剩余速度可計算獲得子彈剩余動能，如表2所示。

圖2 彈靶試驗布局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)驗公式所得陶瓷錐尺寸；隨著子彈進一步侵徹，靶板背面可以觀察到明亮火光，背板發(fā)生穿孔，此后陶瓷仍然推動背板發(fā)生進一步變形；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，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)，這是因為侵徹過程中背板大變形及變形回復(fù)導(dǎo)致碎片在板內(nèi)運動；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，這是因為侵徹過程中子彈發(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。對于CSTC4-1靶板的侵徹過程，子彈速度相對較低，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較薄，難以直接獲得駐留效應(yīng)對子彈侵徹過程的影響，需要進一步開展相應(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 不同子彈形貌對比Fig.5 Comparison of appearances of different projectiles

1.2 數(shù)值模型分析

運用ANSYS/LS-DYNA商業(yè)有限元軟件建立三維數(shù)值計算模型。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，運用Johnson-Holmquist-Ceramics材料模型來描述陶瓷材料在侵徹下的動態(tài)響應(yīng)，材料模型參量見文獻[17]。圖6所示為數(shù)值計算模型，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)合靶板的試驗與數(shù)值結(jié)果對比。

圖6 數(shù)值計算模型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，子彈頭部發(fā)生嚴(yán)重侵蝕，此時陶瓷沒有明顯破壞現(xiàn)象；隨著子彈進一步侵徹，在t=33 μs時可以在陶瓷內(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)在彈體變形達到最大時，彈體直接擠壓的陶瓷范圍約為1.5倍彈徑，與試驗現(xiàn)象相符；陶瓷錐半錐角約為63°，此時背板變形范圍較大，約為半徑30 mm的圓域。

表4 子彈侵徹不同靶板的試驗與數(shù)值結(jié)果對比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時到達第1個峰值，此時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，在這個過程中子彈過載變化較小，處于平臺期；平臺期內(nèi)彈體材料橫向運動，發(fā)生界面擊潰效應(yīng)，平臺期即處于子彈在陶瓷表面的駐留階段；由于駐留時間較長，初始時子彈速度較高，子彈動能耗散約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)子彈侵徹到背板時阻力再次增加，背板發(fā)生變形吸能，當(dāng)侵徹進行到約70 μs時，背板變形達到極限，此時背板破壞，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，隨著子彈速度的增加，會出現(xiàn)界面駐留、界面駐留轉(zhuǎn)侵徹以及侵徹3個階段。但對于陶瓷復(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時侵徹過程呈現(xiàn)典型的3個過程，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)動陶瓷錐擠壓背板3個典型過程；在侵徹前30 μs內(nèi)子彈駐留在陶瓷表面，在約60 μs時陶瓷錐完全形成，子彈驅(qū)動陶瓷錐開始擠壓背板，在該時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間減少，陶瓷錐更早形成。這是因為陶瓷錐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，其作用過程與600 m/s侵徹時相似；當(dāng)子彈速度增加到800 m/s時，子彈能夠貫穿靶板，其侵徹第3個過程與低速侵徹略有不同；由于子彈推動陶瓷錐擠壓背板時速度較高，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穿透陶瓷錐撞擊到背板上，且子彈速度較高時更易貫穿陶瓷(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，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，且該過程時間略大于對應(yīng)速度彈頭部侵蝕時間。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的位移與侵徹深度曲線。由圖11可以發(fā)現(xiàn)：在8 μs時子彈撞擊到陶瓷表面；在平臺期結(jié)束時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，駐留時間降低明顯。在整個駐留期內(nèi)，速度1 000 m/s降低到600 m/s，其駐留期間動能耗散占總動能耗散比例(動能耗散百分比)由45%增加到90%，速度較高時動能降低量呈減小趨勢，如圖12所示。由此可見，對于中低速子彈侵徹，駐留效應(yīng)對其性能貢獻極大。

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

圖12 駐留時間及駐留期間子彈動能耗散百分比- 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陶瓷錐運動階段，速度越高，子彈越易穿透陶瓷，加速度平臺期時間越短。由于在整個平臺期內(nèi)加速度值較大，故平臺期越寬，子彈速度降低越快，子彈動能耗散幅度也越大。

2.2 不同頭部形狀影響

針對相同質(zhì)量、直徑與速度的子彈，分析彈頭部形狀對駐留及結(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刻，彈靶接觸面積更小，子彈速度與動能降低幅度更小(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，子彈動能和速度在該時刻附近發(fā)生明顯變化。

圖13 不同半錐角子彈以800 m/s侵徹靶板時駐留/侵徹轉(zhuǎn)變時刻頭部變形圖像(上為初試狀態(tài)，下為駐留/侵徹轉(zhuǎn)變時刻)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靶時的加速度曲線。由圖15可以發(fā)現(xiàn)：平頭彈侵徹靶板時，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，子彈加速度達到最大，保持較短的平臺期后；子彈在23 μs時開始發(fā)生侵徹，在28 μs時發(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較小，彈頭半錐角越小，加速度達到最大值的時間越長，且峰值壓力也相對更小，這是因為半錐角小時彈頭部較長，彈頭侵蝕及子彈減速時間更長；尖頭彈半錐角不同加速度平臺期的持續(xù)時間相當(dāng)，長于平頭彈持續(xù)時間，這是因為平頭彈侵徹面板時已發(fā)生較大變形，撞擊到陶瓷表面后達到最大變形時間較短；45°半錐角和16°半錐角明顯侵徹時間相當(dāng)，均約為 42 μs 時發(fā)生明顯侵徹，但45°半錐角子彈平臺期結(jié)束時間較早，而16°半錐角平臺期保持到約47 μs，即平臺期結(jié)束時間晚的反而更早發(fā)生明顯侵徹，且侵徹發(fā)生在平臺期內(nèi)。

圖15 不同半錐角子彈侵徹CSTC4靶時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，子彈變形未達到最大時拉伸破壞裂紋延伸到陶瓷表面，造成子彈變形未達到最大時已逐漸發(fā)生侵徹，使其駐留時間反而略小于30°半錐角子彈駐留時間；隨著半錐角的增加，子彈駐留時間和動能耗散百分比呈先增后減的趨勢，其中平頭彈駐留時間最低、45°半錐角時最高，駐留期間動能耗散約為子彈總動能降低量的80%；當(dāng)平臺期結(jié)束時(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能耗散百分比可達74%，此時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，背板的強支撐能夠有效提升結(jié)構(gòu)抗侵徹性能。通過對不同背板支撐強度陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗侵徹特性分析，對復(fù)合結(jié)構(gòu)設(shè)計具有重要作用。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，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)受子彈侵徹時平臺期加速度峰值及持續(xù)時間相近，在此期間子彈動能耗散百分比約為66%；侵徹2 mm背板結(jié)構(gòu)時在平臺期內(nèi)子彈動能耗散百分比略低于其他結(jié)構(gòu)，達到約為63%，即5種背板結(jié)構(gòu)在平臺期內(nèi)子彈動能耗散百分比相近；在平臺期結(jié)束后，由于背板支撐強度不同，子彈加速度不同；背板越厚，子彈侵徹背板時加速度越大，侵徹結(jié)束后子彈剩余動能也越小。

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)時加速度相對更小；在侵徹階段，背板越薄，變形高度也越大(見圖19)；在相同時刻，子彈侵徹不同背板結(jié)構(gòu)靶板動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，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時背板吸能相差較小。這主要是因為背板較薄時，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，侵徹過程可簡化為前兩個階段。

2) 當(dāng)子彈速度由600 m/s增加到1 000 m/s時，駐留時間由約60 μs降低到6 μs，動能耗散百分比從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，當(dāng)子彈頭部半錐角由16°增加到90°時，子彈駐留時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，且子彈發(fā)生明顯侵徹一般開始于彈頭完全侵蝕之后，但半錐角過小時彈頭部侵蝕時間較長，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)不同厚度背板對子彈在陶瓷表面駐留影響相對較小，背板厚度從2 mm增加到6 mm，子彈駐留時間相當(dāng)，駐留期間子彈動能耗散百分比提升僅約3%。