Si3N4陶瓷動態力學特性及抗彈性能研究

王婉瑩，王顯會，彭 兵，王利輝，袁 磊

(1.南京理工大學， 南京 210094； 2.中國人民解放軍32381部隊， 北京 100071；3.北京特種車輛研究所， 北京 100072)

1 引言

輕型的復合裝甲防護結構和材料是保持裝備機動性并提高防護能力的關鍵。陶瓷材料以其相對于金屬的低密度、高硬度和高抗壓強度等特性，在抗彈防護裝甲領域獲得了廣泛的應用[1-4]。俄軍新型卡瑪茲“臺風”K裝甲戰車可以防護蘇制14.5 mm穿甲彈200 m距離的打擊，增加陶瓷附加裝甲后可以抵抗30 mm口徑炮彈襲擊。中國海軍直-10武裝直升機[5]在飛行員座艙側面、發動機以及座椅側面等主要位置加裝了陶瓷防彈裝甲板，可抗12.7 mm大口徑機槍子彈的打擊，大大提高了機體和飛行員的整體防護能力。

國內外現階段主要使用的特種防彈陶瓷有碳化硼(B4C)、氧化鋁(Al2O3)、碳化硅(SiC)、氮化硅(Si3N4)等[6]，對Al2O3、SiC、B4C陶瓷，目前國內已開展大量研究[7-9]和產品應用，Si3N4陶瓷材料力學特性和抗彈性能的相關研究較少。隨著國內相關廠家實現了氮化硅原料自產和成型工藝的提升，逐步實現了Si3N4防彈陶瓷產品的量產化。Si3N4陶瓷具有質量輕(密度僅3.2 g/cm3)、耐高溫、高硬、耐摩擦、耐腐蝕等優點，能夠用于陶瓷防彈衣、紅外夜視窗、導彈和飛機的端頭帽、裝甲組件、裝甲面板等部件組合的陶瓷裝甲系統，能有效地抗御各種輕武器、大口徑穿甲彈和防空導彈碎片的打擊。

以Si3N4防彈陶瓷為研究對象，進行材料準靜態和動態力學實驗研究，獲取材料靜動態力學性能參數，確定材料JH-2本構關系和損傷演化方程，同時，針對7.62 mm穿甲燃燒彈防護目標，進行實彈試驗與仿真對比驗證分析。

2 Si3N4陶瓷材料靜動態力學性能研究

2.1 JH-2材料本構模型

Johnson-Holmquist Ⅱ(JH-2)材料本構模型被廣泛應用于模擬陶瓷等脆性材料的材料特性，能夠很好模擬在大變形、高應變率以及高壓下的強度、應變率效應、損傷劣化等力學行為。JH-2模型包括應變率、靜水壓力以及與損傷相關的強度模型和多項式形式的狀態方程，在JH-1模型基礎上，加入強度的連續損傷劣化效應，模擬材料的梯度破壞現象[9-11]。

JH-2強度模型是用冪函數表征等效應力與靜水壓力關系，并且與應變率和損傷因子D相關，如圖1所示，其中定義的無量綱強度模型為：

圖1 JH-2本構模型曲線Fig.1 JH-2Constitutive model

σ*=σ/σHEL

當材料未有損傷，即損傷因子D=0時，無量綱等效應力為：

(1)

當材料完全破碎，即D=1時，無量綱等效應力為：

(2)

式(1)～(2)中：A、B、C、M、N是材料常數；P*為無量綱靜水壓力；T*為無量綱最大負靜水壓力；P*=P/PHEL，T*=T/PHEL，P為靜水壓力，T為最大靜水拉壓力，PHEL為材料處于Hugoniot彈性極限時的壓力分量；ε為材料真實應變率；為參考應變率，這里取

用來描述靜水壓力與材料體積應變的關系為狀態方程，材料未有損傷(D=0)時，靜水壓力P為：

P=K1μ+K2μ2+K1μ3

(3)

2.2 材料實驗與參數擬合

為獲得JH-2材料本構模型參數，進行了準靜態壓縮實驗、分離式霍普金森壓桿(SHPB)實驗和輕氣炮(LGG)高速碰撞實驗。SHPB實驗裝置壓桿直徑為14.5 mm，撞擊桿、入射桿和透射桿均是鋼桿，試驗系統的材料參數見表1。試件的2個端面需保證平行、光滑，在本實驗中，為了減小端面的摩擦，在2個端面涂有潤滑油(凡士林)。試驗數據的后處理遵循一維平面波理論，以此獲取材料的真實應力-應變曲線。實驗過程中，通過改變初始氣壓和彈體長度來調整應變率，獲取了3組應變率下材料動態壓縮試驗數據。

表1 試驗系統的材料參數

試驗過程參照《GBT 7314—2005室溫壓縮試驗方法》進行，設計靜態、動態壓縮試件尺寸分別為φ5 mm×10 mm、φ4 mm×3 mm，如圖2所示。準靜態壓縮實驗采用MTS進行，試件長度10 mm，控制壓縮速度0.6 mm/min，得到彈性模型和泊松比的3組有效數據，見表2。

圖2 壓縮實驗試件Fig.2 Compression test coupon

計算平均彈性模量和泊松比為：E=365 GPa，泊松比ν=0.276。

采用萬能材料試驗機與SHPB裝置對試件進行靜動態單軸壓縮實驗，以此獲得陶瓷材料的強度模型。其結果見表3，其中σ為單軸壓縮強度，P為等效靜水壓力。

表3 準靜態與動態壓縮實驗數據

取應變率為0.001 s-1、1 890 s-1等2種應變率下的壓縮強度，可解得陶瓷材料的應變率敏感系數C=0.014。

輕氣炮試驗可以得到材料的層裂強度和高壓狀態方程。采用氣壓驅動(N2或He氣)圓盤形飛片高速撞擊相同/不同材料的圓盤形靶板[10]。飛片撞擊靶板后，兩者同時傳入一個壓縮波，通過測量壓縮波的波速D和壓縮波后的粒子速度u，并利用沖擊波基本關系式，就可得到一個材料P-V Hugoniot的數據，多次實驗就可得到材料狀態方程曲線。

沖擊波基本關系式為：

ρ0=ρ(D-u)

(4)

p=ρ0Du

(5)

式(4)、式(5)中：ρ0為陶瓷的初始密度；ρ為陶瓷的沖擊波后密度；p為陶瓷中的沖擊波后壓力。

本次實驗使用設備為一級輕氣炮，口徑57mm，如圖3所示。實驗試件尺寸見表4與圖4。

圖3 一級輕氣炮實驗裝置場景圖Fig.3 LGG experimental device

表4 一級輕氣炮實驗試件尺寸Table 4 LGG test coupon size

圖4 一級輕氣炮試件Fig.4 LGG test coupon

輕氣炮實驗共進行6次，其中5次獲得了有效波形，經數據處理后結果匯總見表5。

表5 一級輕氣炮實驗數據

材料的Hugoniot彈性極限經計算為σHEL=4.15 GPa，狀態方程中的參數K1、K2和K3分別為348 GPa、104 GPa、64 GPa。p-μ關系的理論曲線和實驗數據對比如圖5所示。

圖5 p-μ關系的理論曲線和實驗數據曲線Fig.5 p-μtheoretical and experimental data comparison

3 彈道測試

3.1 試驗布置與試驗方案

為驗證陶瓷材料本構的準確性，使用7.62 mm穿甲燃燒彈進行測試，采用面板陶瓷+背板裝甲鋼防護結構，陶瓷片為六邊形，通過拼接的方式制成整塊樣板。調整面板和背板厚度，考慮到復合裝甲的面板陶瓷厚度及背板鋼板厚度對抗彈防護效果的影響，布置了2種試驗方案，見表6。

表6 試驗方案

試驗用彈如圖6所示，全彈長77.1 mm，彈頭長37.8 mm，彈頭內部結構如圖7所示，彈頭由銅殼、鉛墊、鋼芯、燃燒劑構成，其中硬質鋼芯重量5.6 g，試驗中采用79式狙擊步槍進行射擊試驗。

圖6 7.62 mm穿甲燃燒彈實物照片Fig.6 7.62 mm API

圖7 7.62 mm穿甲燃燒彈彈頭實物照片Fig.7 7.62 mm API bullet

陶瓷復合靶板尺寸為500 mm×500 mm，試驗中采用夾具固定在靶架上，試驗過程中布置紅外光電靶對測量每發彈速。

3.2 試驗結果

每一方案進行3組射擊試驗，每組樣件完成5發有效射擊，由于試驗結果一致性高，本文只列舉了每種方案中的一組試驗結果，見表7。靶板損傷如圖8、圖9所示，試驗后記錄靶板損傷狀態，同時，借鑒《GJB59.18裝甲板抗槍彈性能實驗》中損傷等級標準，判定背部鋼板損傷等級。

圖8 方案1靶板損傷狀態照片

圖9 方案2靶板損傷狀態照片Fig.9 Scheme 2 damage state of target plate

表7 試驗結果

4 數值模擬

4.1 仿真模型建立

按照子彈的實際結構建立三維模型與有限元模型，如圖10和圖11所示。其中有限元模型進行分層建模，對彈頭部分進行密網格劃分(不考慮燃燒劑)，網格尺寸0.1 mm；對彈體中后部分網格劃分采用相對稀疏的原則，網格尺寸0.2 mm，共劃分147 894個單元。靶板有限元模型長寬為200 mm×200 mm，為控制網格總體數量，對彈著點區域進行密網格劃分，網格尺寸0.1 mm，沿靶板厚度方向進行映射網格劃分，遠離彈著點區域的網格劃分相對稀疏。

圖10 彈頭三維模型示意圖Fig.10 3D model of bullet

圖11 彈頭有限元模型示意圖Fig.11 Finite element model of bullet

仿真計算采用Lagrange算法，考慮模型的對稱性，建立彈頭與靶板1/2模型，在對稱面上設置對稱約束，各部件間采用侵蝕接觸算法。仿真中使用的子彈鋼芯與彈殼材料使用Johnson Cook(*mat_15)材料本構模型[12]，JC模型考慮了溫度、應變和應變率等因素，適用于描述金屬材料從低到高應變率下的動態行為。裝甲鋼使用Modified Johnson Cook(*Mat_107)材料本構模型，區別于JC的累計損傷模型，MJC采用的是基于單位體積塑性功(Wcr)失效模型。材料參數見表8。

表8 仿真中彈頭材料參數

4.2 仿真結果

面板10 mm Si3N4陶瓷裝甲+背板4.5 mm裝甲鋼板抵御7.62 mm穿甲燃燒彈的侵徹仿真過程如圖12所示，子彈與靶板開始接觸后產生瞬間沖擊應力，當達到單元失效條件時，子彈和靶板單元發生侵蝕刪除。10 μs時刻，鋼芯開始接觸氮化硅陶瓷，陶瓷以其高硬度對鋼芯的破壞作用明顯，在24 μs時出現錘形應力集中，后形成陶瓷錐進一步磨蝕彈體，隨著靶板的持續抵抗作用，最終未能穿透靶板，90 μs時侵徹過程結束，陶瓷錐完全脫離本體，背部鋼板最大變形量為2.89 mm，剩余彈體長度11.77 mm。

圖12 方案1仿真侵徹過程示意圖Fig.12 Scheme 1 penetration processin simulation

面板8 mm Si3N4陶瓷裝甲+背板6 mm裝甲鋼板抵御7.62 mm穿甲燃燒彈的侵徹仿真過程如圖13所示。10 μs時刻，鋼芯開始接觸到氮化硅陶瓷，隨著彈體的侵入，在30 μs時出現錘形應力集中，形成陶瓷錐進一步磨蝕彈體；隨著靶板的持續抵抗作用，最終未能穿透靶板，90 μs時刻侵徹過程結束。

圖13 方案2仿真侵徹過程示意圖Fig.13 Scheme 2 penetration processin simulation

與方案1不同的是，由于背板厚度的增加，對陶瓷本體支撐作用增強，陶瓷錐部分并未完全脫離本體，背板變形量也明顯減小。但是隨著陶瓷厚度的減少，對彈體的破壞作用減弱，剩余彈體長度為13.29 mm，試驗現場收集的剩余彈體平均長度13.1 mm，如圖14所示，仿真結果與試驗結果偏差較小。

圖14 方案2剩余彈體實物照片Fig.14 Scheme 2 residual bullet

5 結論

本文采用數值模擬與實驗相結合的方法，研究了氮化硅陶瓷材料的動靜態力學性能，得到如下結論：

1) 通過開展準靜態壓縮實驗、SHPB實驗和LGG高速碰撞實驗，確定了材料JH-2本構關系和損傷演化方程；

2) 開展實彈射擊實驗，表明Si3N4陶瓷裝甲具有良好的抗多發打擊特性，對比實彈測試與仿真結果，驗證了陶瓷材料本構參數的合理性；

3) 面板陶瓷厚度增加，能夠增加裝甲對子彈的磨削作用；增加背板裝甲鋼厚度，對陶瓷本體支撐作用增強。