碳化硼陶瓷插板抗多發彈性能研究

程時雨，李忠盛，郭 峰，聶嘉興，叢大龍

(中國兵器工業第五九研究所， 重慶 400039)

1 引言

隨著輕武器技術水平的快速發展，現代戰爭中傳統防彈衣必須配合硬質插板才可對各類先進小口徑彈丸實現有效防御。輕量化、高防護一直是單兵防護裝備的重點發展方向。自20世紀80年代以來，陶瓷材料逐漸在各型裝甲車輛復合裝甲中得到廣泛應用，已成為防御小口徑穿甲彈等高動能彈丸必不可少的關鍵材料。因此研制高模、高強、高韌的抗彈陶瓷是實現防彈插板大幅提升防彈性能的有效途徑。

在裝甲防護領域，常用的抗彈陶瓷主要有氧化鋁陶、碳化硅、碳化硼、硼化鈦等。碳化硼陶瓷由于具有較低的密度和較高的力學性能脫穎而出，能夠充分滿足防護性與輕量化水平的平衡，是目前最適合制作單兵插板的抗彈陶瓷之一。傳統整板單相碳化硼陶瓷，由于其較高的硬度會導致大面積碎裂，影響抗多發彈性能，拼接陶瓷雖然具備一定的抗多發彈性能，但擊中接縫時防護性能會急劇下降。因此，不僅要保證防彈板的高強度和硬度，還要具備良好的沖擊韌性。復相增韌碳化硼兼具強度及韌性，具備低裂紋擴散速率，對提高插板防多發彈性能具有重要意義。

目前,國內外陶瓷復合防彈插板抗多發彈打擊性能的研究主要集中在防彈插板結構的研究，對防彈插板抗多發彈打擊損傷特性的研究相對較少,而其損傷特性與使用者的安全密切相關,因此研究防彈插板抗多發彈打擊損傷特性具有重要的現實意義。

國內外針對防彈衣的制式槍彈防護性能測試標準和方法均規定，對同一樣品需進行多發彈打擊，超高分子量聚乙烯(PE)復合材料作為一種成熟的插板背板，經過大量試驗證明其具有優異的抗多發彈性能。為了研究BC復相增韌陶瓷和單相碳化硼BC陶瓷的吸能及損傷機制、陶瓷與超高分子量聚乙烯背板的協同吸能機制，制備了相同面密度的兩型陶瓷配合同種PE背板進行了抗多發彈性能試驗，對防彈插板抗多發彈的機理進行了初步的分析與研究。

2 試驗部分

2.1 實驗材料及儀器

8.5 mm復相增韌碳化硼；9.5 mm單相碳化硼；芳綸平紋布；熱塑性膠膜；9.5 mm PE背板。

萬能材料試機；單相碳化硼罐；平板硫化機；彈道測速工作槍，53式7.62 mm穿甲燃燒彈；掃描電鏡SEM。

2.2 2種整板碳化硼陶瓷插板制備

整板陶瓷和拼接式陶瓷相比,可以產生更大的陶瓷破碎錐，從而吸收彈丸動能，因此具有更佳優異的防單發彈性能。但由于單發射擊后，整板陶瓷受損范圍相對較大，容易影響下一發射擊的防護性能。因此，實現抗彈陶瓷硬度與韌性的合理匹配是平衡整板陶瓷插板防彈發彈性能與防多發彈性能的關鍵。本文中設計了同等面密度的單相碳化硼和復相增韌碳化硼陶瓷整板制備防彈插板。2種插板均采用溫壓曲線一致的單相碳化硼罐工藝，按照芳綸-陶瓷-芳綸-PE背板的經典三明治結構進行復合，芳綸、膠黏劑、PE背板均選用同種規格。具體結構如圖1所示，兩型陶瓷的相關參數如表1所示。

圖1 防彈插板結構示意圖Fig.1 The structure of ballisitc insert plates

表1 兩型陶瓷規格參數Table 1 Specifications of the two types ceramic

2.3 靶試試驗

抗彈性能試驗在中國兵器裝備集團兵器裝備研究所測試中心進行，試驗現場布置如圖2 所示。試驗用槍：7.62 mm彈道槍；試驗用彈：53式7.62 mm穿甲燃燒彈(調速彈)；射距15 m，著速度878±10 m/s，0°射角入射。試驗方案：2種插板各選擇2 塊樣品，每塊樣品共射擊4 發，居中射擊的前3發彈間距100 mm，第4發位于插板幾何中心，彈著點位置見圖3。樣品為標準多曲大號插板，尺寸325 mm×260 mm。試驗方法參照GA141—2010《警用防彈衣》與NIJ Standard-0101.06 Ballistic Resistance of Body Armor的要求，對樣品貫穿情況和背部膠泥凹陷深度(backface signature，BFS)進行記錄。

圖2 彈道試驗布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of ballistic test system

2.4 無損探傷

靶試試驗完成后，采用NOVO高精度X射線探傷儀對插板著彈點的損傷情況進行無損探傷分析，從而定性分析插板陶瓷能量吸收情況，評估其抗多發彈性能。

3 結果分析

3.1 抗彈性能分析

2種陶瓷制備的插板貫穿/未貫穿情況以及背部膠泥凹陷深度(BFS)情況如表2所示。著彈點位置如圖3。

表2 插板貫穿/未貫穿情況以及背部膠泥凹陷深度情況Table 2 Penetration/non-penetration of the ballisitc insert plates and the depth of the backface signature

圖3 彈著點位置示意圖Fig.3 Point of impact

通過對比分析可知，在多發彈打擊下，單相碳化硼插板和復相增韌陶瓷插板均存在背部膠泥凹陷深度BFS逐漸遞增甚至擊穿的情況。一方面前序射擊引起陶瓷碎裂導致后續射擊陶瓷碎裂損傷范圍有限，能量吸收較低，彈丸會保留更高的動能傳遞至PE背板。另一方面，由于經過多次打擊，PE背板變形量逐漸增加，各界面分層破壞逐漸加強，降低了PE背板對陶瓷的支撐作用及協同抗彈的機能。因此，導致該種陶瓷+PE的典型結構插板均存在BFS遞增的趨勢。

對第#1、#2、#3、#4靶板進行拆解(見圖4—圖7)，對每處著彈點位置的陶瓷破碎錐直徑進行測量統計，并分析其與每發射擊的BFS進行統計。

圖4 #1單相碳化硼插板陶瓷損傷形貌Fig.4 Damage morphology of #1 single-phase boron carbide insert ceramics

圖5 #2單相碳化硼插板陶瓷損傷形貌Fig.5 Damage morphology of #2 single-phase boron carbide insert ceramics

圖6 #3復相增韌插板陶瓷損傷形貌Fig.6 Damage morphology of #3 multi-phase boron carbide insert ceramics

圖7 #4復相增韌插板陶瓷損傷形貌Fig.7 Damage morphology of #4 multi-phase boron carbide insert ceramics

由表3可知單相碳化硼燒結陶瓷插板第1發射擊的BFS普遍小于復相增韌陶瓷插板，這是因為單相碳化硼陶瓷具有更高的硬度，能夠更加充分地對彈丸進行磨削并吸收更多動能，因此PE背板承受的剩余動能較低、變形量較小。當第1發射擊時，單相碳化硼陶瓷具有較高硬度和較低韌性，導致了較大的裂紋擴展范圍，因此，陶瓷破碎錐均較大，因此吸收了更多動能。

表3 陶瓷破碎錐與BFS關系對應表Table 3 Table of relation between ceramic crushing and BFS

3.2 抗多發彈損傷特性分析

隨著后續不斷射擊，無論是單相碳化硼陶瓷插板還是復相增韌陶瓷插板,其陶瓷破碎錐直徑都存在一定程度降低。這是因為：一方面多發射擊后，2種插板的背板都出現了不同程度的分層失效現象，導致對陶瓷的支撐作用下降；另一方面陶瓷裂紋擴展存在一定隨機性，前序射擊的裂紋會嚴重降低后續射擊的裂紋擴展速率從而導致殘余碎裂吸能的陶瓷體積降低。特別是單相碳化硼陶瓷插板，經過多發打擊后已不能在膠黏界面捕捉到相對完整的破碎錐，這是因為單相碳化硼陶瓷和復相增韌陶瓷相比硬度更高但韌性較差，裂紋擴展速率高，雖然單發彈丸吸能具有一定優勢，但多發射擊時，后續射擊擊中的已經是碎裂后的陶瓷，因此表現出，隨著射序遞增，背凸嚴重遞增，甚至擊穿的現象。所以，單相碳化硼陶瓷插板的抗多發彈性能相對較差。

將殘留在插板中的殘余彈體取出，靶試后的殘余彈體形貌如圖8、圖9所示，53式7.62 mm穿甲燃燒彈著靶后在插板中找到殘余銅皮和鋼芯。經稱量，#2單相碳化硼陶瓷插板找到的殘余彈體分別重3.9 g、2.8 g、3.2 g、6.6 g，#4單相碳化硼碳化硼陶瓷插板找到的殘余彈體分別重1.9 g、6.8 g、5.2 g、5.6 g。這是由于單相碳化硼陶瓷具有較高的硬度，首發彈擊時使得彈丸幾乎完全粉碎。

圖8 #2單相碳化硼陶瓷插板殘余彈丸形貌Fig.8 Residual projectile morphology of #2 single-phase boron carbide ceramics inserts

圖9 4#復相增韌碳化硼陶瓷插板殘余彈丸形貌Fig.9 Residual projectile morphology of #4 multi-phase boron carbide ceramics inserts

但單相碳化硼和增韌碳化硼陶瓷插板的后續射擊彈丸粉碎情況均相對較差，因此能量損耗較前序射擊較低，導致背板需消耗更高的剩余動能。因此，兩型插板的多發射擊都存在背BFS增大甚至擊穿的趨勢。

綜上可知，單相碳化硼陶瓷在防御第1發射擊時，相比增韌的復相增韌陶瓷具有一定優勢。

3.3 抗多發彈原理分析

本文采用XRD分析了復相增韌陶瓷的表面物相，XRD圖譜如圖10，結果表明陶瓷的主要物相為碳化硼、二硼化鈦和碳化硅。已有文獻表明碳-硼化合物有一個從BC到BC的很寬的均相區，游離SiC雖然會輕微降低陶瓷的強度，但能量吸收能力能有一定程度提高,通過優化TiB的尺寸和含量，利用過渡族金屬硼化物的熱膨脹系數和各向異性所造成的裂紋傾轉效應,可顯著提高材料的斷裂韌性。有效降低裂紋擴展速率從而提高抗多發彈能力。采用光學金相顯微鏡分析了顯微組織，復相增韌陶瓷顯微組織如圖11所示，結果表明組織均勻性差，側面和迎彈面組織差異很大，采用維氏硬度儀測量同一塊復相增韌陶瓷,不同著彈位置附近各12個點位的斷裂韌性如表4所示。

圖10 復相增韌陶瓷XRD圖譜Fig.10 The XRD pattern of multiphase toughened ceramics

圖11 復相增韌陶瓷顯微組織Fig.11 SEM morphologies of multiphase toughened ceramics

表4 復相增韌陶瓷斷裂韌性Table 4 Fracture toughness of multiphase toughened ceramics

由此可知，該塊復相增韌陶瓷斷裂韌性為3.1～4.4 MPa·m，高于常規單相陶瓷的斷裂韌性3～3.5 MPa·m，存在組織不均勻的缺陷。雖然從微觀層面上復相增韌陶瓷均勻性較差，但是插板在受到彈道侵徹沖擊時通過對沖擊形貌的觀察彈道侵徹的響應主要是局部效應，對于直徑約6 mm的穿甲彈鋼芯而言，在宏觀層面上抗彈性能并無明顯差異。

復相增韌陶瓷裂紋寬度測試如圖12所示，采用NOVO高精度X射線探傷儀器對復相增韌插板陶瓷彈擊后裂紋寬度進行測試，結果表明該裂紋僅0.8 mm與常規拼接式復合裝甲陶瓷接縫尺寸相近。因此，可以推測該類徑向裂紋不會對后續防彈性能產生致命影響。

圖12 復相增韌陶瓷裂紋寬度測試圖Fig.12 Crack width measurement of composite toughened ceramics

4 結論

1) 復相增韌碳化硼和傳統單相碳化硼相比，雖然硬度較低，但斷裂韌性較高，防多發彈具有優勢。

2) 單塊插板經過7.62 mm穿燃彈的多發射擊，產生的陶瓷破碎錐直徑逐漸減小，說明后序射擊比前序射擊陶瓷吸收的動能偏小，因此對背板的防護性能有更高的要求，從而導致背凸遞增。

3) 同等面密度的單相碳化硼陶瓷抗單發彈吸能效果優于復相增韌碳化硼陶瓷。