計(jì)晨 ，李素云 ，2

1海軍研究院，北京100161

2中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西太原030051

0 引 言

目前，大型反艦導(dǎo)彈是艦船的主要攻擊武器。因機(jī)動(dòng)性能要求，海軍艦艇對(duì)防護(hù)艙壁的重量有所限制。在輕量化設(shè)計(jì)的要求下，如何在不增加重量的情況下提高艦艇抗破片侵徹的能力，進(jìn)而提高艦艇的生存能力，是各國海軍研究的重點(diǎn)目標(biāo)。由于傳統(tǒng)鋼/纖維等復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)材料存在重量局限性，各國紛紛開展輕量化復(fù)合材料的研究［1］。金屬基復(fù)合材料具有密度小、加工難度低等優(yōu)點(diǎn)，尤其是鋁基陶瓷復(fù)合材料，目前被廣泛應(yīng)用在各個(gè)領(lǐng)域［2-3］。石墨烯（Graphene）是 21世紀(jì)初的熱點(diǎn)新型碳材料，為由碳原子以特殊排布方式構(gòu)成的二維材料［4］，具有優(yōu)異的物理及化學(xué)等性能，比表面積達(dá) 2 630 m2/g［5］，是制備高性能金屬基復(fù)合材料的理想增強(qiáng)體［6］。石墨烯增強(qiáng)金屬復(fù)合材料的微觀及宏觀的強(qiáng)化機(jī)理已經(jīng)被驗(yàn)證。例如，高鑫［6］研究了氧化石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料的制備及常溫拉伸力學(xué)性能；吳文政［7］采用試驗(yàn)與仿真相結(jié)合的方法，研究了鋁基材料中添加的石墨烯體積分?jǐn)?shù)等因素對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基復(fù)合材料力學(xué)性能的影響規(guī)律；Rashad等［8］研究了石墨烯納米片含量對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基納米復(fù)合材料拉伸和壓縮力學(xué)性能及硬度的影響規(guī)律；岳紅彥等［9］通過制備石墨烯增強(qiáng)銅基復(fù)合材料，研究了石墨烯對(duì)復(fù)合材料的強(qiáng)化機(jī)理；李素云等［10］研究了常溫下石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料的力學(xué)性能，并通過試驗(yàn)數(shù)據(jù)擬合了Johnson-Cook（JC）［11］及 Cowper-Symonds（CS）［12］本 構(gòu) 模 型 參數(shù)。在抗破片侵徹研究方面，國內(nèi)學(xué)者針對(duì)鋼板、陶瓷等材料進(jìn)行了大量研究。例如，沈兆武等［13］、孫宇新等［14］對(duì)混凝土和陶瓷等材料的抗侵徹規(guī)律開展了較系統(tǒng)的試驗(yàn)研究，總結(jié)分析了破片的速度和形狀等因素對(duì)靶板抗侵徹性能的影響。張?jiān)赖龋?5］研究了鋼/玻璃/鋼組合結(jié)構(gòu)對(duì)高速彈丸的抗侵徹特性。但有關(guān)石墨烯增強(qiáng)金屬復(fù)合材料作為裝甲防護(hù)材料的抗侵徹性能研究卻較少。

本文擬通過微觀形貌分析并結(jié)合數(shù)值仿真方法，對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料復(fù)合裝甲靶板的抗侵徹性能進(jìn)行研究。該復(fù)合靶板前、后為1.5 mm厚的鋁合金板，中間為石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料。石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料的主要成分為氧化石墨烯（0.5%～3%）和SiC陶瓷顆粒（35%～55%），剩余部分為鋁合金，組分包括Cu（0.1%），Mg（4%），Si（0.4%），Ti（0.15%），F(xiàn)e（0.4%），Zn（0.25%），Mn（0.4%～1%），Cr（0.05%～0.25%）以及鋁。以上均為質(zhì)量分?jǐn)?shù)。

1 材料顯微形貌分析

為分析石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料的微觀斷裂機(jī)制，采用光學(xué)顯微鏡（OM）與掃描電子顯微鏡（SEM）觀察準(zhǔn)靜態(tài)試驗(yàn)與動(dòng)態(tài)試驗(yàn)的失效試件。圖1為試驗(yàn)前石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料的微觀形貌圖。

1.1 準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試件形貌觀察

在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)中，試件沿45°角發(fā)生了剪切破壞，試件縱切剖面特征如圖2所示。其中，裂紋3是由試件內(nèi)部裂紋衍生發(fā)展形成的，因此，對(duì)圖中裂紋1與裂紋3進(jìn)行顯微觀察。

裂紋1的微觀形貌圖如圖3所示。在微觀形貌圖中，可以清晰地看出裂紋形態(tài)以及微觀特征。對(duì)裂紋1進(jìn)行觀察，發(fā)現(xiàn)鋁基體的強(qiáng)度與硬度較低，表現(xiàn)為彈塑性特征，在正應(yīng)力作用下發(fā)生了塑性流動(dòng)。如圖4所示，SiC陶瓷顆粒屬于脆性材料，在應(yīng)力的作用下發(fā)生了碎裂，斷口齊整。裂紋附近區(qū)域的SiC顆粒發(fā)生了明顯的斷裂破碎，即SiC顆粒細(xì)化。對(duì)裂紋3進(jìn)行觀察，結(jié)果如圖5所示。由于基體相鋁合金與增強(qiáng)相SiC顆粒力學(xué)性能的差異，兩相之間存在較大阻力，在剪切裂紋生成區(qū)域，鋁基體在應(yīng)力的作用下發(fā)生了塑性應(yīng)變，與SiC顆粒發(fā)生界面分離直至失效。

綜上所述，在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮試驗(yàn)條件下，鋁基體發(fā)生塑性應(yīng)變，同時(shí)SiC顆粒發(fā)生脆性斷裂產(chǎn)生微裂縫，兩相之間的界面發(fā)生分離造成兩相結(jié)合失效。

1.2 動(dòng)態(tài)壓縮試件的微觀組織形貌觀察

在動(dòng)態(tài)壓縮條件下，對(duì)應(yīng)變率為2 800，3 600，4 500和5 200 s-1的動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)后的試件進(jìn)行縱切，通過光學(xué)顯微鏡，觀察和分析材料的微觀組織變化規(guī)律（圖6）。由圖可見，試件底部沿加載方向形成弧形塑性流動(dòng)變形帶；且隨著加載的增加（應(yīng)變率增大），試件側(cè)面受到稀疏波的拉伸作用，導(dǎo)致鋁基體與SiC顆粒界面結(jié)合力失效，生成很多孔洞；隨著應(yīng)變率增大，大量孔洞擴(kuò)展并蔓延形成宏觀可見的裂紋，進(jìn)而發(fā)生碎裂崩落。

圖7是應(yīng)變率為2 800 s-1時(shí)材料內(nèi)部SiC顆粒碎裂的微觀示意圖。由圖可見，經(jīng)局部放大后，可以清晰地看到在沖擊載荷作用下導(dǎo)致的SiC顆粒碎裂。圖8是應(yīng)變率為5 200 s-1時(shí)材料內(nèi)部壓縮形成的塑性帶示意圖。在準(zhǔn)靜態(tài)壓縮過程中，加載速度慢，鋁基體變形緩慢，由于鋁基體的流動(dòng)性太差，在最大剪切應(yīng)力作用下，導(dǎo)致包裹在鋁基體內(nèi)的SiC顆粒發(fā)生失效，失效變形區(qū)域較窄。在動(dòng)態(tài)壓縮過程中，受載時(shí)間較短，應(yīng)變率較大，鋁基體變形劇烈且迅速，導(dǎo)致流動(dòng)變形區(qū)域變寬。

1.3 掃描電子顯微鏡（SEM）觀察分析

為進(jìn)一步觀察微孔洞的變化，對(duì)動(dòng)態(tài)壓縮過程中的微孔洞進(jìn)行觀察。圖9為SEM下微孔洞的形態(tài)，可見微孔洞邊緣開裂蔓延，在其周圍形成明顯可見的微裂紋；隨著沖擊強(qiáng)度的增大，微裂紋擴(kuò)展形成宏觀裂紋，最終導(dǎo)致材料失效。

綜上所述，在動(dòng)態(tài)壓縮過程中，石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料試件發(fā)生了劇烈變形。究其原因，在壓縮過程中，SiC顆粒對(duì)鋁基體的塑性變形形成了阻礙；同時(shí)，受沖擊作用影響，SiC顆粒發(fā)生碎裂，在SiC顆粒邊緣與鋁基體交界處由于應(yīng)力集中導(dǎo)致界面分離，形成裂紋衍生。

2 數(shù)值仿真分析

仿真過程中，本構(gòu)模型的選擇對(duì)仿真計(jì)算的結(jié)果影響較大。在沖擊領(lǐng)域常用的材料模型有JC及CS本構(gòu)模型，二者均適用于彈塑性材料。Johnson-Holmquist（JH）本構(gòu)模型適用于陶瓷等脆性材料。

2.1 彈道槍試驗(yàn)

首先對(duì)本文研究的裝甲板進(jìn)行彈道槍試驗(yàn)。彈道槍試驗(yàn)布置圖如圖10所示，彈道槍試驗(yàn)結(jié)果如表1所示。

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Testing data

2.2 力學(xué)試驗(yàn)及擬合的本構(gòu)模型參數(shù)

李素云等［10］以石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料為研究對(duì)象，利用萬能材料試件機(jī)、霍普金森壓桿（SHPB）對(duì)其在不同應(yīng)變率下的力學(xué)性能進(jìn)行測(cè)試，表2［10］為不同應(yīng)變率下的力學(xué)試驗(yàn)數(shù)據(jù)，材料的JC及CS模型本構(gòu)方程參數(shù)如表3所示［10］，圖 11［10］為不同應(yīng)變率下的真應(yīng)力—應(yīng)變曲線。

表2 不同應(yīng)變率下的力學(xué)試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 2 Mechanical test data at different strain rates

表3 JC及CS模型本構(gòu)方程參數(shù)Table 3 Constitutive equation parameters of JC and CS model

使用AUTODYN軟件自帶的鋁基SiC復(fù)合材料參數(shù)，對(duì)照力學(xué)試驗(yàn)對(duì)已知數(shù)據(jù)進(jìn)行修改，JH本構(gòu)模型參數(shù)如圖12所示，失效等采用軟件自帶參數(shù)。

2.3 不同本構(gòu)模型下靶板抗侵徹仿真計(jì)算

2.3.1 仿真模型

分別采用JC，CS和JH本構(gòu)模型，使用ANSYS/AUTODYN非線性有限元軟件，模擬厚度為43 mm的三明治結(jié)構(gòu)靶板（前、后各1.5 mm厚鋁合金板，中間為40 mm厚的石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料）抗30 g（尺寸為Φ11.2 mm×40 mm）平頭鋼破片的侵徹過程。如圖13所示，計(jì)算模型設(shè)置為沿中軸面對(duì)稱，建立1/2模型，網(wǎng)格中心加密，在鋁合金與石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料之間添加0.1 mm厚的共節(jié)點(diǎn)粘結(jié)層。圖14為靶板結(jié)構(gòu)示意圖。

2.3.2 計(jì)算結(jié)果分析

根據(jù)彈道槍試驗(yàn)結(jié)果，選用破片初始速度為900和1 100 m/s，對(duì)3種本構(gòu)模型的靶板進(jìn)行侵徹試驗(yàn)。以1 100 m/s的破片速度工況為例，計(jì)算過程的靶板壓力云圖和速度變化曲線分別如圖15和圖16所示，表4為不同破片速度工況下的計(jì)算結(jié)果。

在動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)中，強(qiáng)沖擊會(huì)導(dǎo)致材料形成強(qiáng)烈的塑性流動(dòng)，邊緣出現(xiàn)明顯碎裂，形成碎塊。在彈道槍試驗(yàn)結(jié)果中，內(nèi)部石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC材料在破片侵徹作用下形成碎塊，背彈面破口由裂紋衍生造成剪切破壞。綜合仿真對(duì)比結(jié)果，本文材料更適合采用JH本構(gòu)模型進(jìn)行描述。

2.4 復(fù)合靶板的抗侵徹機(jī)理分析

進(jìn)一步分析復(fù)合靶板的抗侵徹機(jī)理。由圖15（c）可得，破片侵徹石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料靶板的過程共分為4步。

1）當(dāng)破片初始接觸靶板時(shí)，最大壓強(qiáng)為11 450 MPa，遠(yuǎn)大于破片以及靶板材料的屈服極限。破片開始破碎，靶板迎彈面鋁合金材料在應(yīng)力作用下發(fā)生塑性流動(dòng)變形，形成外翹卷曲型破口，同時(shí)，迎彈面的石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料在應(yīng)力波的作用下發(fā)生破碎，部分碎塊嵌入卷翹的鋁合金破口中。靶板破口及其背彈面破壞的特征對(duì)比結(jié)果如圖17所示（未顯示兩側(cè)鋁合金面板）。

表4 不同破片速度下3種本構(gòu)模型的仿真計(jì)算結(jié)果Table 4 Simulation results of three constitutive models at different fragment velocities

2）破片初始侵入靶板。此時(shí)靶板對(duì)破片主要進(jìn)行磨損侵蝕作用，破片不斷被磨損；靶板受到剩余破片的侵徹而破碎，破片頭部侵蝕面積增大導(dǎo)致靶板破口范圍略大于破片直徑。

3）破片貫穿靶板過程。隨著侵徹不斷深入，靶板在受侵徹區(qū)域范圍的厚度不斷減小，最終在破片撞擊作用下發(fā)生斜45°剪切，且在破片持續(xù)侵徹作用下產(chǎn)生裂紋并衍生，如圖18所示。

4）破片穿透靶板過程。由于背板鋁合金具有較好的韌性，且靶板之間互相連接，破裂的石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料嵌入鋁合金中，鋁合金的變形運(yùn)動(dòng)受前層碎塊移動(dòng)的影響，向后運(yùn)動(dòng)破裂形成花瓣型破口。仿真結(jié)果表明，以900與1 100 m/s的速度侵徹43 mm厚的靶板，當(dāng)靶板剩余厚度小于25 mm時(shí)，靶板會(huì)形成斜45°剪切變形錐。

3 結(jié) 論

本文對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料的抗侵徹性能進(jìn)行了仿真計(jì)算，通過對(duì)JC，CS和JH本構(gòu)模型進(jìn)行驗(yàn)證，選取合適的本構(gòu)模型進(jìn)行了計(jì)算，并與彈道槍試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，得出如下結(jié)論：

1）通過對(duì)比利用JC，CS和JH本構(gòu)模型計(jì)算30 g破片侵徹43 mm厚靶板的結(jié)果，結(jié)合準(zhǔn)靜態(tài)壓縮力學(xué)試驗(yàn)、動(dòng)態(tài)力學(xué)試驗(yàn)及彈道槍試驗(yàn)的結(jié)果，認(rèn)為本文研究的石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料宜采用JH本構(gòu)模型進(jìn)行描述。

2）通過對(duì)石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料進(jìn)行微觀形貌分析，得出材料失效的主要原因是因?yàn)轭w粒增強(qiáng)物與鋁基體發(fā)生了界面分離。

3）結(jié)合彈道槍試驗(yàn)及仿真計(jì)算，得到石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料復(fù)合靶板抗侵徹的過程。破片初始侵徹靶板時(shí)，受破片擠壓以及中間石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料反射的應(yīng)力波作用，靶板表層鋁合金形成環(huán)形卷曲破口，同時(shí)石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料表層受破片影響產(chǎn)生碎片，嵌入卷翹的鋁合金中；破片繼續(xù)向后擠壓的過程中，靶板不斷侵蝕破片頭部；當(dāng)靶板剩余厚度小于25 mm時(shí)，靶板發(fā)生斜45°剪切變形，形成錐形區(qū)域，但由于鋁基體具有良好的塑性，破裂的石墨烯增強(qiáng)鋁基SiC復(fù)合材料碎塊仍“連接”在一起；剩余破片繼續(xù)沖擊剩余的錐形變形的靶板，當(dāng)破片速度足夠大時(shí)，貫穿靶板形成花瓣型破口。