關(guān)鍵詞： 陶瓷復(fù)合裝甲；多孔夾芯層；UHMWPE；12.7 mm 穿燃彈

中圖分類號(hào)： O383 國(guó)標(biāo)學(xué)科代碼： 13035 文獻(xiàn)標(biāo)志碼： A

由韌性金屬板或纖維增強(qiáng)復(fù)合材料支撐的陶瓷材料對(duì)抗中小口徑炮彈是當(dāng)前研究的熱點(diǎn)[1]。研究表明，復(fù)合裝甲系統(tǒng)能夠大大提高陶瓷裝甲的彈道性能。陶瓷材料由于其較高的硬度和抗壓強(qiáng)度，對(duì)射彈具有較強(qiáng)的侵蝕能力[2-3]。韌性金屬背板具有良好的延展性和強(qiáng)度，可以起到良好的支撐作用，進(jìn)一步提高陶瓷對(duì)彈丸的侵蝕作用，從而提高復(fù)合裝甲的抵抗力。Li 等[4] 研究了Al₂O₃/Al/603 裝甲鋼在鎢棒沖擊下的彈道性能，發(fā)現(xiàn)金屬背板的存在提升了氧化鋁陶瓷復(fù)合裝甲的彈道效率，并且穿透深度與陶瓷厚度之間存在線性關(guān)系。余毅磊等[5] 研究了金屬背板厚度對(duì)陶瓷復(fù)合裝甲防護(hù)機(jī)理的影響，發(fā)現(xiàn)金屬背板厚度會(huì)影響陶瓷錐角的大小與形態(tài)，進(jìn)而影響復(fù)合裝甲的防護(hù)性能。然而，金屬的大重量限制了其在輕型裝甲中的應(yīng)用[6]。因此，一些合成織物，如芳綸、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，由于其低密度和良好的能量吸收性能，被開(kāi)發(fā)用于輕型裝甲系統(tǒng)的設(shè)計(jì)[7-8]。Cai 等[9] 設(shè)計(jì)了一種具有多層泡沫鋁/超高分子量聚乙烯（ultra-high molecular weight polyethylene， UHMWPE）層壓板芯的夾芯板，發(fā)現(xiàn)超高分子量聚乙烯層壓板可以減少?zèng)_擊載荷對(duì)面板背面的損傷，將超高分子量聚乙烯層壓板放置在底部芯層中可以顯著提高保護(hù)性能。Shen 等[10] 用黏合劑對(duì)鑲嵌SiC 陶瓷/UHMWPE 復(fù)合靶材進(jìn)行了測(cè)試，結(jié)果表明，由于材料性能和粘接強(qiáng)度的不確定性，復(fù)合靶板在776和791 m/s 的子彈初速度下完全穿透和部分穿透。武一丁等[11] 研究了不同纖維背板下碳化硼陶瓷復(fù)合裝甲的抗彈性能，發(fā)現(xiàn)碳纖維背板能夠改善復(fù)合靶板的結(jié)構(gòu)剛度，但其較差的韌性使得其過(guò)早失效，降低了整體的防護(hù)效率。綜上可知，盡管織物材料能夠帶來(lái)較低的面密度，但它們無(wú)法為陶瓷提供良好的支撐，并且它們?cè)诩忸^彈丸沖擊下的性能并不突出[7]。因此，與傳統(tǒng)的防護(hù)結(jié)構(gòu)相比，由陶瓷、金屬和纖維層合板材料組成的多層復(fù)合裝甲具有重量輕、剛度高的優(yōu)點(diǎn)，更適合裝甲結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)。

本文中，以B4C 陶瓷/UHMWPE 纖維復(fù)合裝甲為基礎(chǔ)，在中間加入多孔鈦合金（TC4）夾芯層，利用鈦合金材料的高強(qiáng)度為陶瓷面板提供支撐，同時(shí)提升整體裝甲的結(jié)構(gòu)剛度。打孔的目的則是進(jìn)一步降低整體裝甲的面密度。對(duì)該復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)進(jìn)行12.7 mm 穿燃彈沖擊下的彈道試驗(yàn)以及數(shù)值模擬研究。通過(guò)彈道試驗(yàn)獲取復(fù)合材料裝甲的典型失效模式并對(duì)數(shù)值模型的準(zhǔn)確性進(jìn)行驗(yàn)證。然后，通過(guò)建立的數(shù)值模型來(lái)分析陶瓷層和TC4 層之間的厚度分配，以及TC4 板的孔徑大小對(duì)復(fù)合裝甲能量吸收特性的影響，為后續(xù)的裝甲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)提供參考。

1 夾芯層復(fù)合結(jié)構(gòu)彈道試驗(yàn)與數(shù)值模擬

1.1 沖擊試驗(yàn)

彈道試驗(yàn)裝置由彈道槍、光幕測(cè)速系統(tǒng)和靶架組成，如圖1 所示。其中，復(fù)合結(jié)構(gòu)的材料從前到后依次為碳化硼陶瓷、多孔鈦合金夾芯層和超高分子量聚乙烯層壓板。陶瓷層作為多層復(fù)合裝甲的前層，用于磨損和侵蝕彈丸[12-14]。作為夾芯層的多孔鈦合金板，主要是利用其高強(qiáng)度和剛度給陶瓷面板提供支撐。試驗(yàn)中TC4 板的孔徑大小為6.0 mm，孔間距離為3.0 mm。最后的UHMWPE 層則是起到緩沖吸能的效果，用來(lái)吸收殘余彈體和前置層的剩余動(dòng)能。在3 種材料之間加入厚約0.5 mm 的環(huán)氧樹(shù)脂，在室溫（25 ℃） 下以2.0 MPa 的壓力保持24 h。粘接后的復(fù)合靶板將會(huì)放入如圖1 所示的約束框中進(jìn)行固定，約束框鏤空部分的尺寸大于復(fù)合靶板尺寸，在復(fù)合靶板放入約束框后在四周縫隙處填充海綿起到固定作用，使復(fù)合靶板不會(huì)晃動(dòng)，在保證彈體垂直侵徹的同時(shí)保證復(fù)合靶基本無(wú)圍壓作用，防止了周側(cè)預(yù)應(yīng)力的產(chǎn)生。復(fù)合靶板的整體尺寸為200 mm×200 mm，在約束框的中間預(yù)留了一個(gè)150 mm×150 mm的鏤空區(qū)域，使彈丸能夠直接撞擊復(fù)合靶板。

通過(guò)常規(guī)沖擊試驗(yàn)對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)裝甲的彈道性能進(jìn)行了分析。所采用的子彈為12.7 mm 穿燃彈，彈丸長(zhǎng)度為64.0 mm，彈丸內(nèi)部為硬質(zhì)鋼芯，鋼芯長(zhǎng)度為52.0 mm，外部包覆鋼被甲，彈丸頭部有少量燃燒劑，鋼芯與被甲之間的空隙處為鉛填料。其中，鋼芯材料為T12A 鋼，質(zhì)量約為30.0 g，密度約為7.8 g/cm³，被甲的材料為F11 覆銅鋼，密度約為7.9 g/cm³。

本次試驗(yàn)共進(jìn)行了7 次射擊，彈丸速度范圍在460～510 m/s 內(nèi)。在回收箱內(nèi)壁處填充了泡沫和木板，因此當(dāng)殘余彈體穿透復(fù)合裝甲并且撞擊在回收箱內(nèi)壁時(shí)，幾乎不會(huì)發(fā)生二次破壞，所以可以認(rèn)為彈體僅在侵徹過(guò)程中發(fā)生了損傷，彈體的失效都源于和復(fù)合裝甲的相互作用。共設(shè)計(jì)了3種不同厚度配置的結(jié)構(gòu)（9.0 mm 的B4C 和2.0 mm 的TC4，10.0 mm 的B4C 和1.0 mm 的TC4，10.0 mm 的B4C 和1.5 mm 的TC4），并且加入了沒(méi)有夾芯層的復(fù)合裝甲作為對(duì)比組，以此來(lái)研究陶瓷層和鈦合金層厚度配置對(duì)抗彈性能的影響，4 種結(jié)構(gòu)的面密度分別為37.7、37.5、38.8 和34.8 kg/m²，具體試驗(yàn)配置如表1 所示。

1.2 數(shù)值模擬分析

1.2.1 侵徹模型建立

為了更好地理解復(fù)合裝甲系統(tǒng)的損傷機(jī)理，使用ABAQUS/Explicit 進(jìn)行了三維有限元模擬。考慮到復(fù)合裝甲和彈丸的對(duì)稱性，只建立了二分之一模型來(lái)降低計(jì)算成本。為了更好地捕捉復(fù)合材料的平面外變形，UHMWPE 層壓板采用了亞層壓板模型[15-17]，每層設(shè)置為一個(gè)單元厚度。子層壓板之間的界面通過(guò)內(nèi)聚力單元連接在一起，內(nèi)聚力單元的破壞準(zhǔn)則如下：

另外，對(duì)復(fù)合裝甲的側(cè)邊進(jìn)行了固定約束，模擬復(fù)合裝甲在約束框內(nèi)的約束效果，同時(shí)對(duì)模型對(duì)稱面施加對(duì)稱約束，對(duì)稱面為Z 軸的法向平面。復(fù)合裝甲和彈丸均采用八節(jié)點(diǎn)六面體實(shí)體單元（C3D8R）建模。復(fù)合裝甲中3 種材料的平面內(nèi)單元尺寸在沖擊區(qū)進(jìn)行了網(wǎng)格細(xì)化，均為0.5 mm，其他區(qū)域的單元尺寸為1.5 mm，在厚度方向的網(wǎng)格單元尺寸均為0.5 mm。同時(shí)，為了避免剛度失配，彈體的單元尺寸與復(fù)合裝甲的沖擊區(qū)單元尺寸相同，三維模型如圖2 所示。

1.2.2 夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)材料的本構(gòu)模型

JH-2 脆性破壞模型[19] 已廣泛應(yīng)用于陶瓷材料的模擬。該模型包括完整強(qiáng)度和斷裂強(qiáng)度的表示，以及膨脹的壓力-體積關(guān)系。JH-2 模型中使用的B4C 材料參數(shù)[20] 如表2所示。

正交各向異性彈性模型通常用于對(duì)纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的材料性能進(jìn)行建模。本研究中，考慮到2 個(gè)正交纖維束的雙向強(qiáng)度的Hashin 損傷起始標(biāo)準(zhǔn)[21] 通過(guò)用戶子程序VUMAT[22] 在Abaqus/Explicit 中實(shí)現(xiàn)。表3 為UHMWPE 材料的模型參數(shù)[15]。

對(duì)于模型中的金屬材料，均采用JC 模型進(jìn)行模擬[23]，該方程考慮了應(yīng)變硬化、應(yīng)變速率和溫度對(duì)材料力學(xué)行為的影響。由于燃燒劑和鉛套對(duì)陶瓷基本沒(méi)有侵徹作用，因此未對(duì)這2種材料進(jìn)行建模。Johnson-Cook 模型中使用的金屬材料的材料參數(shù)[24-25] 如表4所示。

2 彈芯及夾芯復(fù)合結(jié)構(gòu)的失效模式分析

2.1 試驗(yàn)結(jié)果分析

如圖3 所示為回收得到的7個(gè)殘余彈體，可以發(fā)現(xiàn)，在侵徹過(guò)程中，彈丸頭部受到了嚴(yán)重的侵蝕，而未觀察到明顯的塑性變形。除試驗(yàn)3外，其他試驗(yàn)中的殘余彈體長(zhǎng)度L_r 均小于試驗(yàn)7的，說(shuō)明在沒(méi)有夾芯層的情況下復(fù)合裝甲對(duì)彈芯的破碎效果減弱了。此外，我們發(fā)現(xiàn)所有試驗(yàn)的彈丸均發(fā)生了斷裂破壞，然而斷口處沒(méi)有觀察到明顯的塑性變形。為了確定彈丸的失效模式，利用FEI Quanta FEG 250掃描電子顯微鏡對(duì)碎片進(jìn)行了微觀評(píng)估，選取了試驗(yàn)1～2 和4 的殘余彈體作為典型對(duì)象，對(duì)斷口形貌進(jìn)行了分析。圖4（a）～（c） 所示分別為試驗(yàn)1～2 和4 試樣的斷口處SEM 圖，在這3 種殘余彈體的斷口處均觀察到了河流花樣的形貌特征，這是解理斷裂最突出的特征，同時(shí)在圖4（a） 和（b） 中分別觀察到了介觀尺度的微裂紋以及解理臺(tái)階，同樣說(shuō)明彈芯在沖擊載荷下的主要失效模式是脆性斷裂。

盡管陶瓷板和多孔TC4 夾芯層的厚度配置有所差異，但兩者的最終破壞模式都較為接近。在不失一般性的情況下，選擇了試驗(yàn)1 的陶瓷板來(lái)分析彈道沖擊下的失效模式，如圖5 所示。首先，由于子彈沖擊時(shí)帶來(lái)的強(qiáng)壓縮波，在撞擊位置會(huì)形成陶瓷粉碎區(qū)，同時(shí)形成一個(gè)直徑大于彈丸直徑的穿透腔。隨著應(yīng)力波向四周擴(kuò)散以及在自由邊界處的反射，陶瓷開(kāi)始衍生出徑向裂紋，形成陶瓷碎塊。由于陶瓷板和多孔TC4夾芯層的波阻抗差異，導(dǎo)致陶瓷板背面產(chǎn)生了錐形裂紋，錐形裂紋不斷向彈靶接觸面擴(kuò)展，最終形成環(huán)形的陶瓷錐[26]。圖6所示為試驗(yàn)7沒(méi)有夾芯層時(shí)的陶瓷面板損傷情況，對(duì)比圖5可以發(fā)現(xiàn)，沒(méi)有夾芯層時(shí)陶瓷錐的徑向裂紋明顯減少，陶瓷錐內(nèi)的碎塊尺寸更大。為了對(duì)比不同試驗(yàn)下的陶瓷損傷面積，對(duì)所有試驗(yàn)靶板的陶瓷錐頂部和底部直徑按圖5 所示尺寸進(jìn)行了測(cè)量，測(cè)量結(jié)果如表5所示。

根據(jù)表5可知，試驗(yàn)3的陶瓷錐尺寸明顯大于其他試驗(yàn)的。根據(jù)圖3 中的殘余彈體可知，試驗(yàn)3 的彈丸被甲在侵徹過(guò)程中一直未剝落，這使得彈體與陶瓷的沖擊作用面積更大，同時(shí)試驗(yàn)3 的彈丸擁有更高的初速度，使得彈靶撞擊瞬間產(chǎn)生更大的沖擊載荷，因此導(dǎo)致試驗(yàn)3 的陶瓷錐尺寸更大。值得注意的是，只有試驗(yàn)3 的復(fù)合靶板未被穿透，這和陶瓷錐尺寸以及纖維背板的抗彈機(jī)制有關(guān)：較大的陶瓷錐尺寸意味著消耗了更多的彈體動(dòng)能，同時(shí)較大的陶瓷錐能夠分散沖擊，從而提升UHMWPE 層的吸能作用[27]，另外，試驗(yàn)3 的被甲在穿透陶瓷后沒(méi)有剝落，導(dǎo)致殘余彈體撞擊UHMWPE 背板時(shí)擁有更大的接觸面積，而當(dāng)接觸面積較大時(shí)織物背板能夠提供更大彈道阻力[28]，因此導(dǎo)致試驗(yàn)3的復(fù)合靶板表現(xiàn)出最優(yōu)的防護(hù)效果。同樣的，試驗(yàn)7的陶瓷錐尺寸相比于相同厚度陶瓷下有夾芯層時(shí)更小，說(shuō)明試驗(yàn)7 中的陶瓷受損程度更小，其與彈丸的作用效果更弱，因此導(dǎo)致殘余彈體擁有更大的剩余長(zhǎng)度。圖7 為多孔夾芯層的破壞形貌，其破壞模式主要為花瓣形穿孔，斷口處同樣表現(xiàn)出脆性斷裂的特征。

UHMWPE 層被布置在夾芯層之后。圖8 顯示了UHMWPE層的失效模式，可以看到UHMWPE層上形成了一個(gè)比彈丸尺寸更大的穿透腔。UHMWPE 層在穿透孔附近的局部區(qū)域經(jīng)歷了凸起變形。此外，UHMWPE層表現(xiàn)出一定量的原纖化，裸露的纖維聚集在穿透孔的附近區(qū)域。根據(jù)UHMWPE 層的背面，可以觀察到明顯的拉伸破壞，如圖8（b） 所示，UHMWPE 層背面的凸起高度約為48.6mm。隨后，分別對(duì)UHMWPE層迎彈面和背面彈孔附近的纖維斷口面進(jìn)行顯微觀察?？梢园l(fā)現(xiàn)，正面的纖維有多處整齊的斷口，顯示出剪切破壞的特征，而背面的纖維顯示出由粗變細(xì)的特征，說(shuō)明拉伸失效占主導(dǎo)地位[16]。此外，無(wú)論是迎彈面還是背面的纖維，上面都附著有較多的陶瓷粉末，說(shuō)明破碎后的陶瓷粉末隨著彈體貫穿了整個(gè)復(fù)合靶板。

2.2 數(shù)值模擬結(jié)果分析

圖9為試驗(yàn)1最終的彈靶破壞形貌，可以發(fā)現(xiàn)實(shí)驗(yàn)中觀察到的大多數(shù)變形和損傷響應(yīng)都能通過(guò)數(shù)值模擬準(zhǔn)確捕捉到，包括彈體的侵蝕、鈦合金背板的花瓣形擴(kuò)孔以及UHMWPE層壓板的分層和凸起變形。此外，彈芯的剩余長(zhǎng)度與試驗(yàn)值十分接近，約為31.2 mm，與相同試驗(yàn)條件下試驗(yàn)2的殘余彈芯長(zhǎng)度誤差為3.4%，模擬值的偏低是由于仿真中彈丸初速度為500 m/s，相比于試驗(yàn)2的初速度較高，因此造成了彈芯更多的損傷，說(shuō)明該模型能夠較好地模擬彈芯的損傷情況。對(duì)于UHMWPE 層，亞層壓板模型能夠較好地描述擴(kuò)大的空腔、亞層壓板的分層和凸起變形等失效形式，圖10對(duì)比了試驗(yàn)和模擬中UHMWPE 層的損傷情況，可以發(fā)現(xiàn)模型中的UHMWPE 層正面的彈孔附近的凹陷模式與試驗(yàn)結(jié)果十分接近，并且彈孔直徑為11.9mm，與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差僅為4.8%。同樣地，模型中的UHMWPE 層背面留下了直徑約為彈體直徑的空腔，并且沿著縱向出現(xiàn)了拉伸失效的特征。圖10（c） 對(duì)比了UHMWPE 層的鼓包高度，模擬值與試驗(yàn)值的相對(duì)誤差為9.5%，凸起變形的低估歸因于試驗(yàn)的隨機(jī)性。由于試驗(yàn)中的彈體發(fā)生了一定程度的偏轉(zhuǎn)，導(dǎo)致UHMWPE 層的凸起變形并非完全對(duì)稱，沿彈體沖擊方向一側(cè)的UHMWPE 層會(huì)產(chǎn)生更多的變形，因此造成鼓包高度的偏高，而模擬中的UHMWPE 層變形是較對(duì)稱的，因此模擬的鼓包高度值較小。綜上所述，所提出的數(shù)值模型對(duì)于試驗(yàn)結(jié)果的預(yù)測(cè)是較準(zhǔn)確的。

圖11顯示了12.7mm 穿燃彈撞擊陶瓷面板初始時(shí)刻的變形情況，可以發(fā)現(xiàn)，盡管被甲的強(qiáng)度較低，但依舊對(duì)B4C 面板造成了損傷。由于被甲造成的預(yù)損傷，降低了B4C陶瓷對(duì)12.7 mm 穿燃彈內(nèi)部彈芯的抵抗能力，削弱了對(duì)彈芯的侵蝕作用，因此，被甲的侵徹作用在實(shí)際試驗(yàn)中不容忽視。圖12 為彈芯穿透陶瓷和TC4層后的殘余彈芯形貌，可以發(fā)現(xiàn)陶瓷面板成功侵蝕了彈芯的尖頭部分，這極大提高了UHMWPE 層的防護(hù)性能（UHMWPE 對(duì)尖頭彈的防護(hù)能力較差[29]），同時(shí)殘余被甲也突破了前2 層結(jié)構(gòu)，隨著彈芯共同侵徹UHMWPE 層，這與試驗(yàn)3 收集到的彈體情況十分吻合，同樣說(shuō)明了被甲在整個(gè)侵徹過(guò)程中的重要作用。

圖13分別展示了連接UHMWPE 各子層之間的內(nèi)聚力單元層（第1、3、5、7 層），通過(guò)對(duì)內(nèi)聚力單元層的失效分析可以了解UHMWPE 各個(gè)子層的失效模式。值得注意的是，前幾層的內(nèi)聚力單元層的失效模式主要是沿著縱向的撕裂，并且損傷面積較小。隨著層數(shù)的增加，內(nèi)聚力單元層的損傷面積逐漸增大，呈現(xiàn)出大面積的拉伸失效。綜上可知，UHMWPE背板在受到彈芯沖擊后首先發(fā)生了剪切破壞，隨著彈芯沖擊力的減弱，UHMWPE的拉伸強(qiáng)度起主要作用，其失效機(jī)制也從剪切失效轉(zhuǎn)變?yōu)槔焓д贾鲗?dǎo)地位。

為了研究每個(gè)組件耗散的能量，圖中繪制了3 種組件總耗散能（即內(nèi)能和動(dòng)能之和）的演化歷史，如圖14 所示。研究表明，能量的吸收最先由陶瓷面板開(kāi)始，由于TC4 板的厚度較小，彈體的沖擊幾乎同時(shí)作用在TC4 和UHMWPE 層上，因此TC4 和UHMWPE 層的吸能同時(shí)開(kāi)始增加。當(dāng)彈丸完全穿透整個(gè)復(fù)合裝甲，3 種裝甲材料在不同時(shí)間的能量吸收曲線將達(dá)到相對(duì)穩(wěn)定的水平，相應(yīng)的能量值被認(rèn)為是每種材料的最終能量吸收?？梢钥闯?，在這3 種結(jié)構(gòu)中，大部分沖擊能量都被UHMWPE 層吸收，其次是B4C 陶瓷，夾芯層所耗散的能量最少。對(duì)比3 種結(jié)構(gòu)下各個(gè)組件的吸能大小以及總吸能，可以發(fā)現(xiàn)9 mm厚度的B4C 陶瓷的夾芯復(fù)合裝甲總吸能最小，約為1.03 kJ，而另外2 種結(jié)構(gòu)的夾芯復(fù)合裝甲總吸能值基本相同，約為1.1 kJ，說(shuō)明提升陶瓷面板厚度所帶來(lái)的抗彈性能的增益要大于提升TC4 層的厚度。

當(dāng)TC4 板的厚度較小時(shí)（1.0 和1.5 mm），2種復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的總吸能基本一致，均約為1.1 kJ。為了研究TC4 板在復(fù)合裝甲中的作用，將TC4 板從復(fù)合裝甲中移除，對(duì)試驗(yàn)7 中的雙層復(fù)合裝甲抗12.7 mm穿燃彈侵徹進(jìn)行數(shù)值模擬，并將該雙層裝甲結(jié)構(gòu)的能量吸收情況與試驗(yàn)3 的夾芯裝甲結(jié)構(gòu)進(jìn)行比較，如圖15 所示。可以看到當(dāng)TC4 板被移除時(shí)，相同厚度的B4C 陶瓷和UHMWPE 在雙層結(jié)構(gòu)中的能量吸收值均更低，根據(jù)2 種材料的能量時(shí)程曲線可知雙層裝甲結(jié)構(gòu)中彈芯與B4C 陶瓷的作用時(shí)間更短，與UHMWPE 層發(fā)生接觸更早。因此可知，三層裝甲結(jié)構(gòu)中的夾芯層能夠延長(zhǎng)彈芯與B4C 陶瓷的作用時(shí)間，提高B4C 陶瓷的吸能作用，同時(shí)能夠使彈芯尖頭產(chǎn)生更多的侵蝕，如圖16 所示，這提高了UHMWPE層對(duì)侵蝕后的鈍頭彈芯的吸能效果。因此，盡管TC4 板的厚度較小，但它依舊能夠?yàn)樘沾擅姘逄峁┮欢ǖ闹巫饔?，提升整體裝甲結(jié)構(gòu)的剛度，更有利于彈芯的侵蝕，提升復(fù)合裝甲的防護(hù)效果。

由上文可知，多孔TC4夾芯層能夠?yàn)樘沾擅姘逄峁┲?，增?qiáng)陶瓷面板的吸能作用。為了探究多孔夾芯層的孔徑大小對(duì)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)剛度以及吸能效率的影響，通過(guò)改變孔徑尺寸對(duì)復(fù)合裝甲的吸能情況進(jìn)行數(shù)值分析。復(fù)合裝甲中的B4C 陶瓷和UHMWPE 的厚度均為10 mm，通過(guò)改變多孔TC4 夾芯層的厚度來(lái)維持其在不同孔徑下的相同質(zhì)量，達(dá)到復(fù)合裝甲整體的面密度（37.5 g/cm3）不變?？紤]到彈芯的直徑為10.8 mm，圍繞彈芯直徑大小設(shè)計(jì)了6（試驗(yàn)尺寸）、9、12 和15 mm 孔徑的TC4 夾芯層，孔間距離均為3 mm，與試驗(yàn)保持一致。

圖17 繪制了不同TC4 板孔徑下B4C 陶瓷和UHMWPE 的總能量吸收，可以發(fā)現(xiàn)孔徑的改變影響了陶瓷以及UHMWPE 的吸能效果?？讖匠叽鐬?2 mm 時(shí)，B4C 陶瓷的總能量吸收最大，相比于試驗(yàn)中6 mm 的孔徑提升了約4% 的吸能效率，說(shuō)明孔徑為12 mm 的TC4 板為陶瓷面板提供了最優(yōu)的支撐效果。同時(shí)，UHMWPE 的吸能效率也隨著陶瓷板吸能的增加而提高，與試驗(yàn)相比提升了約6%，這是由于陶瓷面板對(duì)彈芯的侵蝕作用導(dǎo)致的，陶瓷板吸能的增大意味著其侵蝕了更多的彈芯材料，從而使殘余彈體與UHMWPE 有更大的接觸面積，提高了UHMWPE 的吸能效果。

為了驗(yàn)證夾芯層剛度大小對(duì)復(fù)合裝甲抗彈性能的影響，利用ABAQUS 對(duì)4 種孔徑的多孔板進(jìn)行了抗彎能力的模擬。如圖18 所示，在多孔夾芯層正上方施加了一個(gè)均勻分布的恒定載荷，同時(shí)對(duì)夾芯層的側(cè)邊施加固定約束，得到多孔夾芯層的變形圖以及最大撓度值。4 種孔徑夾芯層（ 6、9、12 和15 mm）的最大撓度值分別為19.0、19.3、18.0 和19.8 mm，孔徑為12 mm 的夾芯層的最大撓度值最小，說(shuō)明其擁有最大的剛度，因此其對(duì)陶瓷面板提供了更大的剛度支撐，同時(shí)使復(fù)合裝甲表現(xiàn)出最優(yōu)的吸能效率。綜上，在多孔夾芯復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中，需要進(jìn)一步考慮夾芯層的孔徑大小以及孔的分布對(duì)夾芯層剛度的影響，在維持恒定面密度的條件下尋找最優(yōu)的剛度提升，以提升復(fù)合裝甲的抗彈性能。

3 結(jié)論

通過(guò)試驗(yàn)和模擬相結(jié)合的方法研究了12.7 mm 穿燃彈對(duì)B4C 陶瓷/多孔鈦合金夾芯層/UHMWPE 復(fù)合裝甲的侵徹行為，利用彈道試驗(yàn)的結(jié)果驗(yàn)證了模型的準(zhǔn)確性，并根據(jù)模擬的結(jié)果對(duì)彈丸的侵徹行為以及復(fù)合裝甲的失效模式進(jìn)行了分析，主要結(jié)論如下。

（1） 12.7 mm 穿燃彈彈芯的主要失效形式為脆性斷裂，在斷口處可以觀察到明顯的解理斷裂特征，并且殘余彈體頭部未觀察到蘑菇頭形式的塑性變形。同時(shí)，穿燃彈被甲對(duì)陶瓷面板會(huì)造成一定的損傷，這會(huì)導(dǎo)致陶瓷產(chǎn)生預(yù)損傷，降低陶瓷對(duì)內(nèi)部彈芯的抵抗能力，因此在防護(hù)結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)中需要考慮被甲帶來(lái)的影響。

（2） 陶瓷錐尺寸的大小對(duì)復(fù)合裝甲的整體抗彈性能有影響，較大的陶瓷錐尺寸能夠耗散更多的彈體動(dòng)能，并且能夠分散沖擊，提升UHMWPE 背板的吸能作用。UHMWPE 背板在與彈體有較大接觸面積時(shí)能夠提供更高的彈道阻力。

（3） UHMWPE 在受到彈體沖擊時(shí)的失效形式會(huì)根據(jù)厚度位置發(fā)生改變，前幾層的纖維在剪切中失效，而隨著層數(shù)的增加，剪切失效的比例逐漸減小，拉伸失效開(kāi)始占主導(dǎo)地位，通過(guò)對(duì)纖維斷口處的顯微觀察同樣驗(yàn)證了這一失效模式。

（4） 在B4C/多孔TC4 夾芯層/UHMWPE 復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)中，在相同總厚下提升B4C 陶瓷的厚度比提升TC4 板的厚度能帶來(lái)更大的抗彈性能的增益。盡管多孔TC4 板的厚度較小，它的存在依舊是有必要的，它為B4C 陶瓷提供了一定的支撐作用，能夠增加彈體和陶瓷面板的作用時(shí)間，進(jìn)一步增大彈體的侵蝕，同時(shí)也能夠耗散一部分彈體的動(dòng)能。此外，TC4 板的孔徑大小會(huì)影響整體裝甲結(jié)構(gòu)的剛度，等面密度下12 mm 孔徑的TC4 板能夠使復(fù)合結(jié)構(gòu)的整體吸能效率提升約10%，因此在后續(xù)的裝甲結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)中可以進(jìn)一步考慮孔徑尺寸以及孔的分布位置對(duì)結(jié)構(gòu)剛度的影響。

（責(zé)任編輯 張凌云）