多孔钛合金夹芯层陶瓷/UHMWPE复合结构的抗侵彻性能

马铭辉; 武一丁; 王晓东; 余毅磊; 王伯通; 高光发

doi:10.11883/bzycj-2023-0375

多孔钛合金夹芯层陶瓷/UHMWPE复合结构的抗侵彻性能

doi: 10.11883/bzycj-2023-0375

南京理工大学机械工程学院，江苏南京 210094

基金项目: 国家自然科学基金（U2341244, 12172179, 11772160）

详细信息

作者简介:
马铭辉（1996－　），男，博士研究生，maminghui@njust.edu.cn

通讯作者:
高光发（1980－　），男，博士，教授，博士生导师，gfgao@ustc.edu.cn

中图分类号: O383
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出版历程
- 收稿日期: 2023-10-16
- 修回日期: 2024-01-06
- 网络出版日期: 2024-01-08
- 刊出日期: 2024-04-07

Penetration resistance of ceramic/UHMWPE composite structures with porous titanium alloy sandwich layer

School of Mechanical Engineering, Nanjing University of Science and Technology, Nanjing 210094, Jiangsu, China

摘要

摘要: 陶瓷/纤维复合装甲的纤维背板由于其刚度较低，无法为陶瓷面板提供足够的支撑，削弱了陶瓷面板对弹丸的侵蚀作用。为了增强复合装甲的整体结构刚度，在陶瓷/纤维复合装甲中加入了金属夹芯层材料，通过试验和数值模拟研究了夹芯复合装甲对12.7 mm穿燃弹的抗弹性能。试验结果表明，穿燃弹弹芯表现出脆性断裂的失效模式，复合材料装甲表现出多种失效模式，包括夹芯层的花瓣形扩孔，UHMWPE (ultra-high molecular weight polyethylene)层压板的分层和凸起变形。建立了三维数值模型来分析整个弹道响应的演变，通过试验结果验证了模拟的准确性。模拟结果表明，12.7 mm穿燃弹的被甲会对陶瓷造成损伤，同时陶瓷会侵蚀弹芯的尖卵形头部，使弹芯头部变钝从而削弱弹芯对UHMWPE背板的侵彻能力。残余弹体的动能大部分由UHMWPE层吸收，UHMWPE层压板的失效模式会随着层数的增加由剪切失效转变为拉伸失效占主导地位。此外，作为夹芯层的多孔TC4板能够为陶瓷面板提供支撑，提高陶瓷面板的吸能效果以及弹体的侵蚀作用，并且12 mm孔径的TC4夹芯层能够提供更大的刚度支撑，使整体复合结构的吸能效率提升10%。
- 陶瓷复合装甲 /
- 多孔夹芯层 /
- UHMWPE /
- 12.7 mm穿燃弹
Abstract: The fiber back plate in ceramic/fiber composite armor cannot provide sufficient support for the ceramic panel due to its low stiffness, which weakens the erosion effect of the ceramic panel on the projectile. In order to enhance the overall structural stiffness of composite armor, a metal sandwich layer material was added to the ceramic/fiber composite armor. The ballistic performance of the sandwich composite armor against 12.7-mm incendiary projectiles was studied through experiments and numerical simulations. The experimental results indicate that the core of the penetrator exhibits a brittle fracture failure mode, while composite armor exhibits multiple failure modes, including petal-shaped expansion of the sandwich layer, delamination and protrusion deformation of the UHMWPE (ultra-high molecular weight polyethylene) laminate. A three-dimensional numerical model was established to analyze the evolution of the entire ballistic response, and the accuracy of the simulation was verified through experimental results. The simulation results indicate that the armor of the 12.7-mm penetrator will cause damage to the ceramic, which will erode the pointed oval head of the projectile core, making the core head blunt and weakening the penetration ability of the projectile core into the UHMWPE backing plate. Most of the kinetic energy of the residual projectile is absorbed by the UHMWPE layer, and the failure mode of the UHMWPE laminate will change from shear failure to tensile failure as the number of layers increases. In addition, as a sandwich layer, the porous TC4 board can provide support for the ceramic panel, increase the energy absorption of the ceramic panel and erosion of the projectile, and the 12-mm-pore-size TC4 sandwich layer can provide greater stiffness support, increase the energy absorption efficiency of the overall composite structure by 10%.
- ceramic composite armor /
- porous sandwich layer /
- UHMWPE /
- 12.7 mm armor piercing bullet

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多功能含能结构材料（multifunctional energetic structural material, MESM）是综合利用化学能和动能以提高战斗部毁伤效能的新型功能材料^[1]。不同于传统惰性破片单一的动能杀伤作用，当MESM破片以一定速度撞击靶板时，会激发剧烈的爆炸/燃烧反应，破片贯穿靶板后，通过动能和化学能的联合作用，实现对靶后目标产生更大的杀伤破坏^[2]。

MESM对特定目标的毁伤是现今较活跃的领域之一，研究主要集中在其释能特性和侵彻毁伤效应上。Zhang等^[3-4]和Xiong等^[5-6]系统研究了Al/Ni基MESM的冲击释能特性及反应机理，并推导了温度控制冲击诱发化学反应的热化学模型^{[4, 6]}，结果表明MESM的释能反应特性与破片冲击引发的材料温升有关，反应规律符合Avrami-Erofeev方程。Wang等^[7]和Luo等^[8]等分别研究了高聚物、W/ZrMESM的冲击释能特性。Xu等^[2,9]研究了PTFE/Al/W破片对装甲铝板的侵彻毁伤效应，通过弹道试验结果拟合了PTFE/Al/W破片对装甲铝板的极限穿透速度计算公式，并研究了破片对双层铝板的结构破坏作用。

W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料是新一代MESM，具有较强的侵彻能力及释能特性，但其对轧制均质装甲（RHA）靶板的侵彻释能特性研究仍属空白。基于此，本文通过弹道枪侵彻实验和高速摄影，测量破片对RHA靶板的撞击速度和靶板贯穿形成的冲塞体速度，记录破片的侵彻释能过程，研究W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片的侵彻释能特性，为该亚稳态合金复合材料的进一步研究和应用提供理论和实验依据。

1. 侵彻实验

1.1 实验方案

实验试样为W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片，材料通过液态真空压力浸渗工艺制备：将熔体ZrNiAlCu亚稳态合金通过高纯氩气吹入由W颗粒粉末烧结而成的基体中，保压0.5 h保证熔体完全浸渗W基体孔隙，随后放入饱和食盐水中淬火，制备出W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料。通过机加工，得到边长8 mm的立方体破片，破片密度为12.9 g/cm³。

侵彻实验的实验布置如图1所示。破片及弹托由14.5 mm弹道枪发射，弹托刻有凹槽，保证出枪口后弹托、破片分离；10.5 mm厚RHA靶板（GY4）中点位于射击线上，距弹道枪口5 m，一组测速靶置于RHA靶板前方，距靶板1 m，用以测量破片初速，另一组测速靶置于RHA靶板后方，距靶板1 m，用以测量靶板剪切形成的冲塞体速度，每组测速靶由相距0.5 m的两块断通靶纸组成，断通靶纸与计时器相连接；高速摄影机置于靶板侧方，用以记录W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片对RHA靶板的侵彻释能过程。

图 1 侵彻实验装置布置

Figure 1. Layout of penetration experimental setup

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1.2 实验结果

图2为4个典型撞击速度v_i下W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片对RHA靶板的侵彻释能过程，可以看出，破片撞击速度对破片侵彻过程中的释能现象有较大影响。图2（a）中，由于撞击速度较低，破片未贯穿靶板。破片撞击靶板引发了材料的释能反应，靶板前方可看到2束对称的火光并逐渐向外扩散。图2（b）～2（d）中，随着撞击速度增加，靶板前方光束变长，火光范围增大、亮度变高。图2（c）和图2（d）中均可观察到4道光束。当立方体破片撞击靶板时，破片的棱角处应力集中导致材料破碎并向外飞散，因此侧向观察可以看到2～4束对称的火光，火光由材料碎片燃烧产生，并伴随破片飞散而逐渐扩散。当破片撞击速度增大时，撞击能增加，碎片数量增多、初始动能变大、材料温度更高、释能反应更充分，因此靶板前方火光范围增大、亮度变高。

图 2 不同撞击速度下W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片对RHA靶板的侵彻释能过程

Figure 2. Penetration and energy release processes of W/ZrNiAlCu metastable reactive alloy composite fragments against RHA targets at different impact velocities

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当撞击速度v_i=1 067或1 259 m/s时（图2（b）和2（c）），靶板后方呈现一道圆柱型光束，光束顶端可以看到靶板剪切破坏形成的冲塞体。在撞击并贯穿靶板过程中破片破碎，部分碎片穿过靶板并继续飞行，破片碎片由于初始速度、质量、形状的差异，形成碎片云并呈圆柱状分布。当v_i=1 508 m/s时（图2（d）），靶板后方圆柱型光束的末端出现椭球状光亮，并在圆柱型光柱消散后继续燃烧（t=3.75 ms）。当破片撞击速度较大时，部分破片碎片温度较高，贯穿靶板并与空气混合后发生燃烧，形成椭球状碎片云，该部分破片温度高，反应充分，燃烧时间较长，在靶后方形成了持续一定时间的椭球状光亮。在一定撞击速度下，W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片既可有效贯穿10.5 mm厚的RHA靶板，又可在靶后发生明显的燃烧反应，是一种具有较强侵彻能力的多功能含能结构材料。需要注意的是，由于侵彻过程中破片的破碎不可忽略，不能使用传统惰性破片侵彻公式解释W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片的侵彻规律。

表1为不同撞击速度v_i下W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片对RHA靶板的侵彻结果，m为破片质量，v_p为测得的冲塞体速度，p为根据连续介质力学公式计算得到的破片理论冲击压力^[10]。可以看到，v_i=973 m/s时：破片贯穿靶板；而v_i=995 m/s时，破片未贯穿靶板。考虑到破片质量差别及弹道极限速度v_bl附近数据量较小，可以认为W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片对10.5 mm厚RHA靶板的弹道极限速度v_bl处于810～1 067 m/s范围内。

表 1 破片侵彻实验结果

Table 1. Experimental results of fragments penetration

编号	m/g	v_i/(m·s⁻¹)	v_p/(m·s⁻¹)	p/GPa	是否穿透
1#	6.65	726	−	16.46	否
2#	6.54	810	−	18.63	否
3#	6.39	995	−	23.62	否
4#	6.68	973	34	23.01	是
5#	6.80	1 067	137	25.63	是
6#	6.72	1 144	176	27.83	是
7#	6.37	1 159	131	28.26	是
8#	6.65	1 240	195	30.64	是
9#	6.51	1 295	317	32.28	是
10#	6.56	1 359	397	34.21	是
11#	6.68	1 508	497	38.85	是

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2. 理论分析

2.1 弹道极限

破片侵彻靶板过程中加速度历程较为复杂，因此采用质量守恒和能量守恒为基础的整体法求解弹道极限速度，做以下三点假设：

（1）破片首先与自由冲塞体发生塑性碰撞，此过程不考虑靶板的绝热剪切效应^[11]；

（2）破片撞击靶板后部分破碎，靶前飞散碎片不参与侵彻过程；

（3）冲塞体速度v_p约为靶后碎片飞出靶板瞬间统计平均速度v_r的1.35倍^[11]。

破片贯穿靶板前后的能量守恒方程为：

$\frac{1}{2}mv_{\rm{i}}^{\rm{2}} = \frac{1}{2}{m_{\rm{f}}}{\left( {\frac{m}{{m + {m_{\rm{p}}}}}{v_{\rm{i}}}} \right)^2} + \frac{1}{2}{m_{\rm{b}}}v_{\rm{r}}^{\rm{2}} + \frac{1}{2}{m_{\rm{p}}}v_{\rm{p}}^{\rm{2}} + {E_{{\rm{fn}}}} + {W_{\rm{p}}}$

(1)

式中：m_f为靶板前方飞溅的破片碎片质量之和，m_b为破片贯穿靶板后残余质量，m_p为靶板冲塞体质量，E_fn为破片与靶板塑性碰撞损失能量，W_p为冲塞绝热剪切耗能。弹靶组合确定时，m_f仅与撞击速度有关，采用二次多项式的形式拟合：

${m_{\rm{f}}} = m\left[ {a{{\left( {\frac{{{v_{\rm{i}}}}}{{v_{{\rm{bl}}}^{\rm{*}}}}} \right)}^2} + b\left( {\frac{{{v_{\rm{i}}}}}{{v_{{\rm{bl}}}^{\rm{*}}}}} \right) + c} \right]$

(2)

式中：a、b、c为待定系数， $v_{{\rm{bl}}}^{\rm{*}}$ 为不考虑质量损失时的弹道极限速度，m_f满足质量守恒m=m_f+m_b。式（1）中，E_fn、W_p的表达式分别为^[11]：

${E_{{\rm{fn}}}} = \frac{{{m_{\rm{p}}}}}{{m + {m_{\rm{p}}}}} \cdot \frac{1}{2}mv_{\rm{i}}^{\rm{2}}$

(3)

${W_{\rm{p}}} = 4d{h^2} \cdot \frac{Y}{{\sqrt 3 }}$

(4)

式中：d为破片边长；h为靶板厚度；Y=1.2 GPa，为靶板失效应力。由弹道极限速度的定义，当v_i= v_bl时，v_p=v_r=0，令a=b=c=0，将式（3）和（4）代入式（1）得v_bl^*=937.8 m/s；将表1实验数据代入式（1）拟合得到参数a= −2.02, b= 6.47, c=−4.41，解式（1）得v_bl=987.1 m/s，在实验所确定的弹道极限速度范围内。

图3为W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片侵彻10.5 mm厚RHA靶板的v_i-v_p曲线，其中蓝色实线为考虑破片质量损失所得曲线，红色实线为未考虑破片质量损失所得曲线，星型为实验数据，可以看到，v_p与v_i正相关，蓝色实线始终位于红色实线下方。破片侵彻能力与其初始动能有关，故破片撞击速度v_i越大，冲塞体速度v_p越大，侵彻能力增强。破片在侵彻靶板过程中的质量损失将导致动能降低，进而降低破片的侵彻能力，因此蓝色实线位于红色实线下方，理论弹道极限速度v_bl＞ $v^*_{\rm{bl}}$ ，破片质量损失对侵彻能力有较大影响。图上星状点为实验数据，可以看到，理论计算结果与实验数据吻合较好，表明所做假设合理，式（1）可以较好地解释包含质量损失的破片对中厚靶板的侵彻规律。

图 3 v_i-v_p关系曲线

Figure 3. Curve of v_i-v_p relationship

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2.2 释能特性

由Grünesien物态方程和Rankin-Hugoniot能量方程得到固体p-V形式的物态方程^[6]：

$p\left( V \right) = \frac{{\dfrac{V}{{\gamma \left( V \right)}}{p_{\rm{c}}}\left( V \right) - {E_{\rm{c}}}\left( V \right)}}{{\dfrac{V}{{\gamma \left( V \right)}} - \dfrac{1}{2}\left( {{V_0} - V} \right)}}$

(5)

式中：p为材料压力，V为比容， $\gamma$ 为Grünesien系数，p_c、E_c分别为材料冷压和冷能。通过Meyer势，金属材料的冷压和冷能可以表示为材料常数Q-q的形式^[6]：

${E_{\rm{c}}}\left( \delta \right) = \frac{{3Q}}{{{\rho _{0{\rm{K}}}}}}\left\{ {\frac{1}{q}\exp \left[ {q\left( {1 - {\delta ^{ - {1 / 3}}}} \right)} \right] - {\delta ^{ - {1 / 3}}} - \frac{1}{q} + 1} \right\}$

(6)

${p_{\rm{c}}}\left( \delta \right) = Q{\delta ^{{2 / 3}}}\left\{ {\exp \left[ {q\left( {1 - {\delta ^{ - {1 / 3}}}} \right)} \right] - {\delta ^{{2 / 3}}}} \right\}$

(7)

式中： $\delta = {\rho / {{\rho _{{\rm{0K}}}} = {{{V_{{\rm{0K}}}}} / V}}}$ ，为材料的相对于0 K时密度的压缩度， ${\rho _{{\rm{0K}}}}$ 、 ${V_{{\rm{0K}}}}$ 为0 K时的密度和比容。

Dugdale -MacDonald关系式的Q-q形式为^[6]：

$\gamma \left( V \right) = \frac{1}{6} \cdot \frac{{{q^2}{\delta ^{ - {1 / 3}}}\exp \left[ {q\left( {1 - {\delta ^{ - {1 / 3}}}} \right)} \right] - 6\delta }}{{q\exp \left[ {q\left( {1 - {\delta ^{ - {1 / 3}}}} \right)} \right] - 2\delta }}$

(8)

采用胡金彪等给出的解析法可以求得材料常数Q、q^[6]：

$s\left[ {1 + \left( {\frac{s}{2} - \frac{1}{8}\frac{{\gamma _{{\rm{0K}}}^{\rm{2}}}}{s} - 1} \right){\alpha _{\rm{V}}}{T_0}} \right] = \frac{1}{{12}} \cdot \frac{{{q^2} + 6q - 18}}{{q - 2}}$

(9)

${\left\{ {{C_0}\left[ {1 + \left( {2s - \frac{{\gamma _{{\rm{0K}}}^{\rm{2}}}}{4} - 1} \right){\alpha _{\rm{V}}}{T_0}} \right]} \right\}^2} = \frac{{Q\left( {q - 2} \right)}}{{3{\rho _{0{\rm{K}}}}}}$

(10)

式中：C₀、s为Hugoniot参数，其中C₀理论上等于材料的零压体积声速； ${\gamma _{{\rm{0K}}}}$ 为0 K时的Grünesien系数； ${\alpha _{\rm{V}}}$ 为材料的体积膨胀系数；T₀为起始温度，即实验室室温，取298 K。

Boslough根据固态材料绝热线和等熵线的关系，假定材料等容比热为常数，得到冲击波温度表达式^[12]：

${T_{\rm{H}}} = {T_0}\exp \left( { - \int_{{V_0}}^{{V_{\rm{H}}}} {\frac{V}{\gamma }dV} } \right) + \frac{V}{\gamma }\frac{{{p_{\rm{H}}} - {p_{{S}}}}}{{{C_V}}}$

(11)

式中：T_H为击波温度，p_H为击波压力，V₀、V_H分别为初态、击波压缩状态下的比容，C_V为材料的等容比热，p_S为与冲击绝热线同一起始状态出发的等熵线压力，其解析式为^[12]：

${p_{{S}}}\left( \eta \right) = {\rho _0}C_0^2\exp \left( {{\gamma _0}\eta } \right)\int_0^\eta {\frac{{\left( {1 + \left( {s - {\gamma _0}} \right)} \right)x}}{{{{\left( {1 - sx} \right)}^3}}}} \exp \left( { - {\gamma _0}x} \right){\rm d}x$

(12)

式中： $\eta = 1 - {V / {{V_0}}}$ 为压缩度，x为压缩度的积分变量， ${\rho _{\rm{0}}}$ 为起始状态下材料密度， ${\gamma _{\rm{0}}}$ 为初始Grünesien系数。将式（5）、式（11）联立，即可得到击波压力与击波温度的关系。

假设含能结构材料的化学反应过程仅受击波温度控制，研究表明，含能结构材料在高升温速率下的固态反应动力学满足n维Avrami-Erofeev方程，经过整理，Avrami-Erofeev方程可以表示为击波温度对反应效率一次微分的形式^[6]：

$\frac{{{\rm d}T}}{{{\rm d}y}} = \frac{{{R_{\rm{u}}}{T^2}}}{{{E_a}}}\left[ {\frac{1}{{2y}} - \frac{{n\ln \left( {1 - y} \right) + n - 1}}{{n\left( {1 - y} \right)\left[ { - \ln \left( {1 - y} \right)} \right]}}} \right]$

(13)

式中：y为反应效率，E_a为表观活化能，R_u为理想气体常数，n为与边界条件和反应机理有关的系数。

表2为计算所需W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料参数，图4为破片冲击压力与反应效率关系的理论曲线，可以看到，在40 GPa冲击压力范围内，材料并未达到完全反应，当p=40 GPa，材料反应效率y=0.541；材料反应效率与冲击压力正相关，因此，随着冲击速度增加，破片冲击释能所产生的火光范围、火光亮度增大，与实验现象相符合。

表 2 W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料参数^[13]

Table 2. Parameters of W/ZrNiAlCu metastable reactive alloy composite

材料	C₀/(m∙s⁻¹)	s	γ_0K	α_V/(10⁻⁵·K⁻¹)	C_V/(J·g⁻¹·K⁻¹)	E_a/(kJ·mol⁻¹)	n
W/ZrNiAlCu	3 417	1.732	1.629	1.559	0.182	459.25	0.347

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图 4 冲击压力与反应效率的理论曲线

Figure 4. Theoretical curve of reaction efficiencyversus shock pressure

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3. 结　论

（1）W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片可以贯穿10.5 mm厚的RHA靶板，破片撞击、贯穿靶板过程中导致材料破碎并激发燃烧反应，靶前、靶后均可观察到大范围火光；随着撞击速度增加，火光范围增大，亮度提高，燃烧反应时间变长。

（2）推导了W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片侵彻规律方程，得到了破片侵彻10.5 mm厚RHA靶板的理论弹道极限速度v_bl=987.1 m/s，理论计算结果与实验数据吻合较好；破片侵彻过程中的质量损失对其侵彻能力有较大影响，在相同撞击速度下，W/ZrNiAlCu亚稳态合金复合材料破片侵彻形成冲塞体速度小于不考虑质量损失的理想情况下冲塞体速度。

（3）由材料的Grunesien物态方程和Avrami-Erofeev方程得到材料反应效率y与冲击压力p的理论关系，在15～40 GPa范围内，材料反应效率随着冲击压力的增加而增加，当p=40 GPa时，y=0.541，因此实验过程中材料反应并不完全，出现随着撞击速度增加，火光范围增大、亮度提高的现象。

图 1 弹道试验装置及靶板结构示意图

Figure 1. Schematic diagrams of ballistic testing device and target structure

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图 2 侵彻仿真有限元模型

Figure 2. Finite element model for penetration simulation

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图 3 回收后的残余弹体

Figure 3. Recovered projectiles

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图 4 试验1～2和4的残余弹体断面SEM图像

Figure 4. SEM images of fracture surfaces of residual projectiles in tests 1, 2, and 4

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图 5 试验1陶瓷的破坏形貌

Figure 5. Ceramic failure morphology in test 1

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图 6 试验7双层结构中陶瓷的破坏形貌

Figure 6. Ceramic failure morphology in double-layer structure in test 7

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图 7 试验1多孔TC4夹芯层的破坏形貌

Figure 7. Failure morphology of porous TC4 sandwich layer in test 1

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图 8 UHMWPE背板破坏形貌

Figure 8. Failure morphologies of UHMWPE back plate

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图 9 试验1复合装甲仿真失效形貌的模拟结果

Figure 9. The deformation of the composite armor in test 1

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图 10 UHMWPE的失效形式的仿真和试验结果对比图

Figure 10. Comparison between simulation and experimental results of the failure mode of UHMWPE

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图 11 被甲侵彻行为

Figure 11. Penetration behavior by jacket

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图 12 弹丸穿透TC4板后残余弹芯形貌

Figure 12. Residual core after the penetration of the TC4

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图 13 内聚力单元层的失效模式

Figure 13. Failure modes of cohesive layers

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图 14 不同组件的能量吸收情况

Figure 14. Energy absorption of different components

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图 15 双层装甲结构与三层装甲结构能量吸收对比

Figure 15. Comparison of energy absorption between double-layer and three-layer armor structures

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图 16 双层装甲结构和三层装甲结构中弹头侵蚀对比

Figure 16. Comparison of projectile erosion in double-layer and three-layer armor structures

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图 17 不同孔径TC4板的陶瓷层和UHMWPE层能量吸收对比

Figure 17. Comparison of energy absorption between ceramic and UHMWPE under TC4 plates with different apertures

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图 18 孔径9 mm的TC4板刚度测试变形

Figure 18. Deformation during stiffness testing of 9-mm-aperture TC4 board

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表 1 试验条件

Table 1. Test conditions

试验	复合靶板配置厚度/mm			弹丸速度/(m·s⁻¹)	面密度/(kg·m⁻²)
试验	B₄C面板	TC4夹芯层	UHMWPE背板	弹丸速度/(m·s⁻¹)	面密度/(kg·m⁻²)
1	9.0	2.0	10.0	501.4	37.7
2	9.0	2.0	10.0	475.2	37.7
3	10.0	1.0	10.0	507.5	37.5
4	10.0	1.0	10.0	468.9	37.5
5	10.0	1.5	10.0	487.0	38.8
6	10.0	1.5	10.0	486.4	38.8
7	10.0		10.0	487.2	34.8

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表 2 碳化硼陶瓷JH-2模型参数^[20]

Table 2. Material parameters for B₄C used in the JH-2 model^[20]

${\rho _0}/({\text{g}} \cdot {\text{c}}{{\text{m}}^{{{ - 3}}}})$	G/GPa	A	B	C/s⁻¹	M	N	$\sigma _{\max }^{\text{f}}$
2.51	197	0.927	0.7	0.005	0.85	0.67	0.2

HEL/GPa	T/MPa	β	K₁/GPa	K₂/GPa	K₃/GPa	D₁	D₂
19	260	1	233	−593	2800	0.001	0.5

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表 3 UHMWPE材料的Hashin损伤模型参数^[15]

Table 3. Hashin damage model parameters of the UHMWPE material^[15]

${\rho _0}/({\text{g}} \cdot {\text{c}}{{\text{m}}^{{{ - 3}}}})$	E₁/GPa	E₂/GPa	E₃/GPa	${\nu _{12}}$	${\nu _{13}}$	${\nu _{13}}$	G₁₂/GPa
0.97	30.7	30.7	1.97	0.008	0.044	0.044	1.97

G₁₃/GPa	G₂₃/GPa	X_t/GPa	X_c/GPa	S₁₂/GPa	S₁₃/GPa	S₂₃/GPa
0.67	0.67	3.0	3.0	0.95	0.95	0.95

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表 4 弹丸材料和TC4板的JC材料模型参数^[24-25]

Table 4. Material parameters for T12A, jacket and TC4 used in the Johnson-Cook model^[24-25]

材料	ρ/（g·cm⁻³）	G₀/GPa	A/MPa	B/MPa	n	C	m
弹芯(T12A)	7.80	82.0	1539	477	0.18	0.012	1.00
被甲(F11)	7.92	78.0	300	275	0.17	0.022	1.00
TC4	4.45	41.0	1100	845	0.58	0.014	0.753

材料	D₁	D₂	D₃	D₄	D₅
弹芯(T12A)	0.15	0.72	1.66	0.43	0.00
被甲(F11)	0.50	0.00	0.00	0.00	0.00
TC4	0.09	0.27	0.48	0.014	3.8

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表 5 陶瓷锥顶部和底部直径测量值

Table 5. Measured values of the top and bottom diameters of ceramic cones

试验	试验靶板配置厚度/mm		弹丸速度/(m·s⁻¹)	陶瓷锥顶部直径D₁/mm	陶瓷锥底部直径D₂/mm
试验	B₄C	TC4	弹丸速度/(m·s⁻¹)	陶瓷锥顶部直径D₁/mm	陶瓷锥底部直径D₂/mm
1	9.0	2.0	501.4	34.61	108.97
2	9.0	2.0	475.2	29.34	100.08
3	10.0	1.0	507.5	44.86	130.59
4	10.0	1.0	468.9	30.06	102.85
5	10.0	1.5	487.0	32.42	117.58
6	10.0	1.5	486.4	30.36	115.32
7	10.0		487.2	30.20	100.95

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期刊类型引用(8)

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1. 侵彻实验
1.1 实验方案
1.2 实验结果
2. 理论分析
2.1 弹道极限
2.2 释能特性
3. 结　论

多孔钛合金夹芯层陶瓷/UHMWPE复合结构的抗侵彻性能

doi: 10.11883/bzycj-2023-0375

作者简介: 马铭辉（1996－ ），男，博士研究生，maminghui@njust.edu.cn

通讯作者: 高光发（1980－ ），男，博士，教授，博士生导师，gfgao@ustc.edu.cn

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出版历程

Penetration resistance of ceramic/UHMWPE composite structures with porous titanium alloy sandwich layer

1. 侵彻实验

1.1 实验方案

1.2 实验结果

2. 理论分析

2.1 弹道极限

2.2 释能特性

3. 结 论

期刊类型引用(8)

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目录

1. 侵彻实验

1.1 实验方案

1.2 实验结果

2. 理论分析

2.1 弹道极限

2.2 释能特性

3. 结 论

作者简介:
马铭辉（1996－　），男，博士研究生，maminghui@njust.edu.cn

通讯作者:
高光发（1980－　），男，博士，教授，博士生导师，gfgao@ustc.edu.cn

3. 结　论

3. 结　论