C/SiC與TC4層合結構的斜侵徹破壞行為和機理

Oblique penetration failure behavior and mechanisms of C/SiC and TC4 layered structures

CHENG Ran，LI Tao，ZHU Zhiwu * （School of Mechanics and Aerospace Engineering， Southwest Jiaotong University， Sichuan Province Key Laboratory of Advanced Structural Materials Mechanical Behavior and Service Safety，Chengdu 611756）

Abstract：Toinvestigatethemesostructural response，failure modes，and failure mechanismsof thelayered structurecomposed of composite material （C/SiC）and titanium aloy（TC4）during oblique penetration，aswell as theirdependenceon penetration velocityandobliquity，experimentaland numerical studies wereconductedontheoblique penetrationof spherical projectiles into this structure at velocities ranging from 35O to 550 m/sand obliquity angles between 30^° and 60^° . Amesoscopicmodel ofthe C/SiCcompositewas developed，incorporating microvoids，a SiC matrix，and transverse/longitudinal fiber bundles.The Hashin criterion was employed to assess damage in thecomposite material.During penetration，the strong attenuation efectofC/SiConshock waves prevented spalltiononthebackofthe target.DelaminationandfiberfractureoccurredinthecentralregionoftheC/SiCfrontplate，formingcracksthatpropagatedobliquelytowardtherear.SignificantbendingdeformationoftheTC4rearplateonlyoccurreduponcontact with the projectile，eventuallyleading toperforation.Thepenetrationfailure modesofthislayered structureincludefiberbundlefracture，microvoidcolapse，internal delamination ofthecomposite，andinterfacedelaminationbetween C/SiCandTC4.Asthepenetrationvelocityincreases，the riseinshearstresscausesthefailuremodeoftheC/SiCcompositetoshiftfromdelaminationtofibershearfracture，withan increase in the inclinationangleand propagationdistance of obliquecracks.Asthe penetration obliquity increases，theout -of-plane velocitycomponent of the projectile decreases，reducing the bending deformation of the TC4 rear plate.Meanwhile，theinitiationof interfacedelaminationbetween C/SiCandTC4isdelayed，butthedelaminationareaincreases. Keywords： C/SiC and TC4 layered structure；oblique penetration；failure mode；failure mechanisms

1引言

超高速飛行器在高馬赫數飛行時，氣動熱導致其局部表面達到 1000‰ 以上的高溫，這些局部高溫區域通常采用耐高溫表面層（C/SiC、C/C、SiC/SiC 等）和金屬底襯層（鈦合金、鎳基合金等）的層合結構[1-2]。C/SiC 復合材料與TC4 鈦合金層合結構中，C/SiC復合材料表面層和鈦合金（TC4）底襯層一般通過釬焊進行連接[3-4]。該類層合結構在服役中不可避免地受到外物沖擊，導致其發生損傷或破壞，甚至引發嚴重安全事故[5]。目前，針對C/SiC與TC4層合結構侵徹行為的研究還較為缺乏，因此研究C/SiC復合材料與TC4鈦合金層合結構的斜侵徹破壞行為和失效機理具有重要的科學意義和工程價值。

近年來，陶瓷基復合材料的侵徹力學行為引起了國內外學者的廣泛關注。Liu等使用一級氣炮將直徑 2mm 鋼球加速到 177.5～252.7m/s 并對EBC-SiC/SiC復合材料靶板進行沖擊，使用CT技術檢測試樣內部破壞形態，利用SEM觀測靶板斷口形貌，分析了纖維損傷演化與氧化物附著量的依賴關系。Han等[7]使用直徑 3mm 鋼球以 150～350 m/s 速度侵徹平紋編織SiC/SiC復合材料靶板，然后利用CT技術對回收試樣進行3D重構，研究了材料細觀破壞行為和失效機理。Han等[8]使用二級輕氣炮對C/SiC復合材料板進行了 1.35～3.5km/s 的超高速侵徹試驗，測量了彈孔和靶材背面環形斷裂帶的外周直徑，分析了C/SiC板的損傷形貌以及侵徹速度對靶板破壞特性的影響規律。Ramakrishna等[9]使用直徑為 1.59mm 的鋼球以 115～400m/s 的速度在室溫和 1316‰ 高溫環境中對二維SiC/SiC進行了侵徹試驗測試。采用光學和掃描電子顯微鏡、脈沖熱成像和計算機斷層掃描等檢測方法對不同侵徹速度下材料的破壞形貌進行重構和分析。楊等[0]對編織復合材料進行了不同能量的沖擊測試，然后通過掃描儀觀測凹坑的表面形貌，并使用C掃描系統表征試樣內部損傷形態，研究了不同能量下該材料的沖擊失效機理。然而，針對不同侵徹速度和傾角下熱防護層合結構破壞行為和失效機理的研究很少。

高速侵徹過程極短，試驗難以測量材料的侵徹變形和破壞過程。目前，已有部分學者使用數值仿真方法對纖維編織復合材料、陶瓷基復合材料或陶瓷復合層板的侵徹動力學響應進行研究。Li 等[]基于C/SiC復合材料的SEM表征構建了二維細觀結構模型并進行低速侵徹仿真，研究了沖擊速度、彈丸形狀和硬度對材料宏觀侵徹行為的影響規律，并基于纖維束、基體、孔洞等細觀結構的力學響應分析了材料的細觀破壞模式和機理。Yang等[]設計三種柱狀陶瓷/纖維層壓復合裝甲并測試了其對7.62mm 穿甲彈的抗侵徹能力，結合數值仿真分析了侵徹速度對靶板損傷（剪切、拉伸）轉變行為影響規律和機理。Tian等[13]針對陶瓷－鈦合金層合結構的侵徹破壞行為進行了數值仿真，分析了侵徹過程中靶板失效、子彈駐留時間及耗能特征，研究了子彈速度、彈頭形狀和背板厚度對子彈駐留效應及抗侵徹性能的影響規律。Zhao等[14]將三維Hash-in破壞準則和內聚力單元運用到CFRP層合板侵徹行為的數值仿真，通過對比試驗和仿真獲得的失效模式和彈道極限速度，驗證了仿真的有效性和準確性。Zeng等[15]基于2D和2.5D編織SiC/SiC復合材料的CT重構圖像，使用深度學習（DL）方法開發了復合材料內部細觀結構的3D模型，該模型能準確預測其損傷行為和強度。張等[16]以平紋編織復合材料為對象，開展了對預制體細觀建模方法的研究：利用離散三角單元網格表示任意復雜鋪層曲面，基于優化Dijkstra算法、測地線延長算法、曲線等距算法，建立了平紋編織CMC鋪層曲面的紗線路徑模擬方法，并將該方法用于葉片結構仿真。相較于宏觀均質模型，包含材料細觀結構的模型能模擬纖維斷裂、界面脫粘、基體開裂和孔洞塌陷等損傷和失效行為。然而，現有研究多采用宏觀均質模型進行數值仿真，將包含材料細觀結構的幾何模型應用于C/SiC與TC4層合結構斜侵徹數值仿真的研究很少。

已有若干文獻研究了侵徹載荷作用下編織陶瓷基復合材料或陶瓷復合層板的變形和破壞行為。Han等[基于CMCs的侵徹破壞過程中裂紋的起裂和擴展行為研究了材料的損傷模式和破壞機制。侵徹過程中，球形子彈前方會持續形成大量錐形剪切裂紋，但剪切裂紋擴展至孔隙處就終止，最終形成包含大量裂紋的損傷帶并導致材料失效。Tian等[13研究了子彈斜侵徹陶瓷/金屬復合結構的力學響應：侵徹初期子彈出現駐留； 18μs 時，子彈頭部發生嚴重塑性變形，但陶瓷未發生顯著破壞；33μs 時形成了半錐角為 63^° 的損傷區，陶瓷直接受壓范圍達1.5倍彈徑； 72μs 時，背板變形區域的直徑達到約 30mm ，并觀測到材料失效。Goda等[17]采用非線性有限元方法對陶瓷－復合材料結構進行了侵徹仿真，分析了不同侵徹速度下復合層板材料的破壞模式：當侵徹速度較小時，彈體雖未能穿透陶瓷前板，但沖擊波的反射拉伸導致復合材料后板出現層裂；隨著侵徹速度增大，反射拉伸裂紋向前表面擴展，最終形成貫通的彈孔和大量碎片。

雖然已有部分文獻研究了侵徹作用下編織陶瓷基復合材料或陶瓷復合層板的力學行為，但陶瓷復合材料-金屬板層合結構的侵徹破壞模式和失效機理仍未完全被揭示。Liu等對陶瓷復合材料侵徹回收靶板進行了CT重構，彈丸前方材料的主要失效模式為纖維束和基體的壓縮破壞或剪切斷裂，而彈丸兩側材料的主要失效模式為基體開裂和分層。Han等使用CT對不同毀傷程度（表面損傷、臨界侵徹、完全侵徹）的陶瓷基復合材料侵徹回收靶板進行3D重構，分析了剪切開裂、分層破壞、纖維斷裂和彎曲等侵徹破壞模式及其形成機制。Hu等[18]研究了低速沖擊加載下2D-C/SiC靶板背面的兩種典型纖維束破壞模式：當靶板背面的反射拉伸波與入射壓縮波相互疊加時，拉伸應力超過材料的面外拉伸強度，并導致纖維層剝離、纖維束彎曲和斷裂依次發生。

本文使用一級氣炮對C/SiC復合材料靶板進行不同速度（ 350～550m/s ）和傾角（ 30～60^° ）的高速侵徹試驗。然后，構建復合材料-鈦合金板層合結構的幾何模型（包含C/SiC細觀結構），采用2D哈希準則進行損傷判定，并實施與試驗工況相同的的數值仿真。基于試驗和數值仿真結果，分析了侵徹過程中裂紋的起裂和擴展、復合材料內部分層、復合材料/金屬界面開裂等細觀結構響應，并討論了破壞模式和機理及其與侵徹速度和傾角的依賴關系。

2 試驗和數值仿真

2.1C/SiC復合材料板斜侵徹試驗

侵徹試驗系統由一級氣炮、夾具、測速系統、彈托、脫彈器和高速相機組成，如圖1所示。試驗準備階段，儲氣瓶A中的高壓氮氣通過氣管B向氣室C中注氣，當氣室中壓力達到設定值（試驗速度、溫度、濕度、大氣壓、氣體成分綜合決定）后注氣停止。試驗開始時，控制系統D向加載閥E發送開啟指令，氣室中的高壓氣體進入炮管F（長度5m 、內徑 25mm ）并推動鋁合金彈托-不銹鋼彈丸組合體G向炮口加速運動。當彈托－彈丸組合體到達炮口時，脫彈器H將彈丸與彈托分離，僅有彈丸繼續向支座夾具J飛行并對C/SiC靶板K進行侵徹。當彈丸經過激光測速儀L時，其速度被測量并由控制系統記錄，然后控制系統延遲觸發高速相機M對侵徹過程進行拍攝。

此外，為了減輕鋁合金彈托的重量和增加其飛行穩定性，彈托被設計成空心結構；彈托外表面設置有0形密封圈，用以阻止炮管中的高壓氣體進入真空靶室；夾具L的角度可調節，以實現不同傾角的侵徹試驗；利用蓋板將靶板K固定在夾具J的背面以實現靶板的四邊固支約束，同時能使高速相機L捕捉到靶板后表面碎片云的形成和擴散過程。

采用正交試驗原理設置斜侵徹工況，如表1所示。將侵徹速度矢量與靶板法線的夾角定義為侵徹傾角。當侵徹傾角恒為 45^° 時，在 350～550m/s 范圍內每間隔 100m/s 設置一個試驗工況，用于研究侵徹速度的影響規律；當侵徹速度恒為 550ms 時，在 0～60^° 范圍內每間隔 15^° 設置一個試驗工況，用于研究侵徹傾角的影響。

2.2C/SiC與TC4層合結構斜侵徹數值仿真

C/SiC與TC4層合結構斜侵徹數值仿真的建模過程分為三個步驟，如圖2所示

步驟1：統計C/SiC復合材料細觀組分的形狀和尺寸。采用CVI工藝制備的C/SiC復合材料的顯微結構如圖2（a）所示，其細觀組分包含經向（灰，A）/緯向（灰，B）纖維束、微孔洞（黑，C）、SiC基體（白，D）。經向纖維束A平均高度0.1mm ，其中心線近似呈正弦波形（波長約1.8mm ，高度約 0.21mm ）。緯向纖維束B上下邊界近似為圓弧形，平均寬度和高度分別為 0.74mm 和0.1mm 。微孔洞C平均長度 0.42mm ，平均高度0.09mm 。SiC 基體平均厚度約 0.01mm 。

步驟2：構建C/SiC細觀結構模型并劃分網格。依據C/SiC細觀組分形狀和尺寸的統計數據建立單胞模型，然后將胞元模型水平陣列構建單層編織模型，接著將單層編織模型沿面外方向堆疊，并將每個單層編織模型在面內方向隨機平移，最終得到微孔洞隨機分布的二維C/SiC細觀幾何模型。由于模型較為復雜，采用三角形單元（邊長 0.025mm ）進行自由網格劃分如圖2（b）所示。

步驟3：構建侵徹仿真模型，并施加載荷和邊界條件。該層合結構的前板為C/SiC復合材料（厚度 3.5mm ，長度 ），后板為TC4鈦合金（厚度 1mm ，長度 200mm ），直徑 5mm 的球形彈丸從C/SiC復合材料前板一側進行侵徹，如圖2（c）所示。由于侵徹破壞區域的局部性（遠離侵徹位置的靶板區域未發生破壞），因此侵徹點附近40mm區域內（E）的C/SiC復合材料構建了其細觀結構，其余區域的復合材料采用正交各向異性均質模型（F）。此外，和彈丸和鈦合金后板（G）均采用均勻各向同性模型。靶板內的E、F和G區域之間使用Tie接觸，彈丸網格和靶板模型節點采用點面接觸，靶板網格內部設置自接觸，靶板端面采用固支約束（H）。

經向纖維束中纖維絲呈連續分布（圖2（a），A），因此數值仿真中將經向纖維束設定為正交各向異性材料。緯向纖維束內的SiC基體和纖維絲呈均勻分布（圖2（a），B），在數值仿真中將緯向纖維束設定為各向同性材料。依據相關參考文獻[21-22]和補充試驗測試，C/SiC及其組分的材料常數如表2所示。選取2D-Hashin準則作為纖維束的損傷和失效判據[20]，具體參數如表3所示。

在侵徹過程中，金屬材料會出現劇烈的塑性變形，數值仿真采用的材料本構模型還必須要考慮塑性應變硬化效應和應變率效應。因此，選用帶應變硬化和應變率敏感系數的Johnson-Cook模型作為TC4鈦合金后板的本構模型。依據相關參考文獻[24]，TC4鈦合金J-C 本構模型的材料常數和損傷參數如表4所示。

侵徹速度（ 450m/s ）和傾角（ 45^° ）均相同時，球形彈丸斜侵徹C/SiC靶板的試驗和數值仿真斷口形貌如圖3所示。試驗和數值仿真獲得的斷口在宏觀形貌和細觀破壞模式（纖維束斷裂和拔出）等方面吻合。此外，數值仿真還重現了斜侵徹過程中靶板碎片云的形成和擴散過程，也與試驗結果一致。因此，該C/SiC復合材料的細觀結構幾何模型、本構模型及材料常數均具有較高的準確性，能用于C/SiC復合材料與TC4層合結構侵徹破壞行為的數值仿真。

3 結果與討論

3.1 斜侵徹過程分析

當侵徹速度和傾角分別為 550m/s 和 45^° 時，侵徹過程中C/SiC復合材料與TC4鈦合金復合層板的細觀結構響應如圖4所示。當 Δt=0μs 時，彈丸以 45^° 傾角圖4（a）與靶板前表面的C/SiC復合材料發生碰撞，侵徹過程開始。沖擊波在彈-靶接觸點產生并向靶板內部傳播。沖擊速度為 550m/s ，根據沖擊波理論估算出沖擊波的強度約 2.4GPa 遠高于C/SiC復合材料的強度，導致彈-靶接觸點立即出現材料破碎（圖4（a）），開坑階段開始。該復合材料內部存在大量形狀、尺寸、位置均隨機分布的微孔洞，沖擊波在微孔洞表面反射并相互疊加，導致沖擊波幅值降低。相比于致密金屬材料的侵徹過程，沖擊波上升沿更平緩，其強度衰減更快。當沖擊波傳播到C/SiC復合材料的中部（圖4（a），A點）時，沖擊波的強度約 1.8GPa （衰減25% ）。

隨著斜侵徹的進行，C/SiC復合材料前表面彈坑的非對稱性逐漸凸顯。左側斷口的上部分（圖4（b），區域B）材料開始與彈丸脫離接觸，該部分材料的應力顯著降低，不再發生破壞。在 時，侵徹深度超過彈丸半徑，侵徹開坑過程結束。在后續的貫穿過程中，彈丸速度持續降低，沖擊波的應力幅值下降；然而，彈丸與TC4后板距離的縮短降低了沖擊波傳播過程中的強度衰減。因此，在TC4板背面觀測到一個應力逐漸增大的區域C，但此時材料未發生顯著的變形和破壞。整個彈丸貫穿過程中，彈丸前端的材料在沖擊波壓縮作用下大量破碎。由于C/SiC復合材料為典型脆性材料，無塑性流動特性。彈丸前端的C/SiC碎片不能像金屬靶板那樣通過塑性流動排出，因此堆積并形成一個帽形致密區（圖4（b），區域D）。隨后，帽形致密區在 t=11.5μs 時刻與TC4鈦合金后板接觸，彈丸貫穿過程結束。

在侵徹后期的TC4鈦合金板顯著變形階段，材料內部的應力分布和裂紋擴展如圖4（c）和圖4（d）所示。當 t=12μs 時，彈丸已經與TC4鈦合金后板接觸，后板開始出現明顯的彎曲變形，彎曲導致鈦合金板前后表面各形成了一個高應力區域（圖4（c），區域E，峰值拉伸應力 1480MPa 。同時，由于鈦合金具有較好的塑性，而C/SiC復合材料為脆性材料，兩種材料破壞應變的不匹配導致C/SiC與TC4的界面發生分層。隨著侵徹過程的進行，后板彎曲變形加劇，界面分層區域隨之擴大。在 t=16.5μs 時刻，彎曲導致的拉應力超過了鈦合金的拉伸強度，裂紋在鈦合金板背面起裂和擴展，直至貫穿整個后板（圖4（d））。此外，由于斜侵徹過程中彈丸左右兩側的載荷存在差異，彈丸內彈道出現小幅的彎曲。

貫穿整個后板。此外，由于斜侵徹過程中彈丸左右兩側的載荷存在差異，彈丸內彈道出現小幅的彎曲（圖4（d））。

為研究侵徹過程中的能量耗散規律，在彈丸內均勻選取13個特征點（圖5內插圖），并提取每個特征點的速度歷程曲線，如圖5所示。由于C/SiC復合材料為多孔材料，與金屬等致密材料不同，侵徹過程中彈丸與靶板呈多點接觸狀態。每個接觸點均可視為獨立的點波源，一系列點波源發射球面應力波在彈丸邊緣反射并在其內部疊加，導致侵徹過程中彈丸內部各點處的速度存在幅值約 25m/s 的波動。因此，對13個特征點的速度歷程曲線取平均，作為彈丸速度歷程。在侵徹的開坑階段（圖5，O-A段），由于彈丸與C/SiC復合材料前板的接觸面積持續增加，侵徹阻力隨之增加，彈丸速度呈現加速衰減趨勢。開坑過程在 時結束，彈丸速度約 512m/s ，開坑過程中彈丸平均加速度為 64.6×10⁴g 。在彈丸的貫穿階段（圖5，A-B段），彈丸與靶板的接觸面積幾乎保持恒定（阻力不變），該階段彈丸以恒定加速度（ 171×10⁴g） 運動。當 t=11.5μs 時，彈丸以 411m/s 的速度與TC4后板接觸，貫穿過程結束。由于鈦合金板波阻抗遠大于C/SiC復合材料，彈丸的侵徹阻力再次增加，B-C階段平均加速度為 275×10⁴g 。鈦合金后板在 16.5μs 時發生破壞，彈丸在后續擴孔階段（C-D）的阻力最小，平均加速度降低到 5×10⁴g_? （204號

3.2 失效模式和機理

在 Δt=0 時，彈丸以 550m/s 速度與C/SiC復合材料前板發生 45^° 斜侵徹，開坑階段開始。在開坑階段的前期，由于沖擊波在靶板前自由表面發生反射拉伸，靶板材料在區域A（圖6（a））出現破壞并向后飛濺。當 t=1.7μs 時，壓縮沖擊波到達 c SiC與TC4界面處。TC4的波阻抗約為C/SiC的5倍，TC4后板向C/SiC前板反射壓縮沖擊。因此，與無TC4后板的純C/SiC靶板不同，C/SiC復合材料背面未出現沖擊波反射拉伸引起的分層。同時，由于C/SiC復合材料對沖擊波具有強烈的衰減作用，沖擊波強度僅為 1.45GPa （降低約 45% ），因此在TC4后板的背面也未觀測到層裂。

注：侵徹速度和傾角分別為 550m/s 和 45^° ；圖（b）對應圖（a）中區域C

在開坑階段的中期，彈丸前端（圖6（a），區域B）的C/SiC復合材料受到壓縮沖擊波作用。沖擊波在微孔洞自由表面反射拉伸，引起SiC基體的破壞，繼而引起微孔洞的塌陷和纖維束的剝離。編織C/SiC復合材料中C纖維束呈彎曲狀，纖維束發生剝離后，纖維束具有一定的柔性。因此，纖維束不會立刻被壓縮破壞，而是被彈丸推著向前運動。隨著運動距離的增加，纖維束的彎曲變形加劇。當t=2.5μs 時，單根纖維束中靠近彈丸一側的材料承受壓縮沖擊載荷（ -550MPa， ，而遠離彈丸一側的區域受拉伸載荷（ 1430MPa ）。隨著侵徹的進行（ t=3μs ），纖維束中遠離彈丸一側的拉伸應力超過其強度，纖維束發生拉伸斷裂。纖維束斷裂后堆積在彈丸前表面，和破碎的SiC基體一同形成壓縮致密區。當侵徹過程結束時，壓縮致密區中破碎的基體和纖維束從彈孔噴出，形成碎片云。因此，在回收靶板的彈孔斷口處觀測不到纖維束的拉伸斷裂現象。

彈丸對其前端的C/SiC材料施加沖擊壓縮的同時，也對其兩側的纖維束施加與彈丸速度方向平行的沖擊載荷。由于沖擊載荷方向與纖維束軸向存在45^° 傾角，因此纖維束受到較強的剪切作用。在彈丸左側，纖維束變形的偏轉方向與侵徹方向相同，變形容易協調，負剪切應力幅值較低；彈丸右側，纖維變形的偏轉方向與侵徹方向相反，正剪應力幅值遠大于左側區域的（約4倍）。當 t=3μs 時，剪切應力的增加導致彈丸兩側的區域C和D開始出現平行于其速度方向的明顯剪切破壞（圖6（a））。在與區域C對應的回收靶板斷口位置，纖維束的破壞形態如圖6（b）所示。纖維束斷面呈 45^° 傾角，與侵徹方向一致。由于沖擊速度較高，裂紋擴展時間短，纖維束斷裂面光滑，無纖維的拔出。因此，在斷口的上半部分，C/SiC復合材料的破壞模式主要為纖維束的剪切斷裂，斷口較為平整。

侵徹速度和傾角分別為 550m/s 和 45^° 時，侵徹過程后期靶板的破壞形貌如圖7所示。隨著侵徹的進行，C/SiC復合材料前板出現貫穿， t=9.5μs 時彈丸前端的壓縮致密區（圖7（a），區域A）開始與鈦合金接觸。壓縮致密區的應力水平較高（平均應力約 1683MPa ），因而TC4鈦合金板承受較大的面外載荷，導致其開始出現明顯的彎曲變形。鈦合金后板的彎曲變形導致彈丸左側的復合材料-金屬界面承受拉伸載荷；同時，壓縮致密區會對復合材料-金屬界面施加壓縮載荷。拉伸載荷與壓縮載荷相互疊加，導致復合材料-金屬界面上B點處（距離區域A約 5mm ）的拉伸應力最大。由于復合材料材-金屬界面的強度高于C/SiC復合材料的強度[2]，而且C/SiC復合材料破壞應變（約 0.1% ）

遠低于TC4鈦合金后板（約 10% ）。因此，隨著鈦合金后板彎曲變形的加劇， t=10μs 時C/SiC復合材料在B點（圖7（a））發生脆性斷裂，彈丸左側的復合材料－金屬界面開始發生分層，分層裂紋沿著復合材料-金屬界面向左擴展（方向C）。同時，由于彈丸的壓縮作用導致B區域的C/SiC復合材料跟隨TC4板一同向下彎曲。另一條裂紋從從B點起裂，然后沿著與水平面呈 28^° 傾角的方向D（圖7（a））向右上方擴展。當 t=10.2μs 時，該裂紋擴展到彈孔斷面（圖7（b）），并導致靶板左側 C SiC復合材料板對鈦合金板彎曲變形的約束降低；隨著分層裂紋的擴展，其裂尖處鈦合金板的彎曲變形量減小，裂尖區域拉應力水平也隨即降低，導致分層裂紋擴展速率逐漸下降。因此，分層裂紋的擴展速度呈現先上升后下降的趨勢： 9.5～10μs 時間段、 10～11μs 時間段和 11～13μs 時間段分層裂紋的擴展速度分別為 、 （增加82.3% ）和 635m/s （降低 48.8% ）。

由于沖擊載荷方向與編織層平面存在 45^° 傾角，靶板右側比其左側承受更大的沖擊載荷，導致相同時刻TC4鈦合金板右側的彎曲變形更劇烈。在 t=? 8.9μs 時，靶板右側的復合材料與金屬界面在E點出現分層（圖7（a）），比彈丸左側提前了 1.1μs 。和左側分層裂紋相似，右側分層裂紋也沿著復合材料-金屬界面向右擴展，同時另一條斜裂紋沿著方向F（圖7（a））向左上方擴展。相較于彈丸左側區域，彈丸右側纖維束的彎曲變形更大，因此該裂紋擴展路徑的傾角為 41^° ，比左側增加 31.7% 。雖然，彈丸右側TC4鈦合金板彎曲變形比左側劇烈，分層裂紋裂尖區域的拉應力高，裂紋擴展速度快（約 1327m/s ）；但是，斜侵徹彈孔向右約 45^° 傾斜，侵徹彈孔破壞了靠近彈丸處的復合材料-金屬界面分層斷口。因此，彈孔左側的界面分層裂紋長度（ d₁=9.1mm ）是其右側的2.1倍（圖7（b），d₂=4.3mm ）。此外，相同侵徹速度和傾角下 c SiC復合材料斜侵徹回收靶板斷口左側和右側的破壞形貌如圖7（c）和7（d）所示，試驗與數值模擬的斷口形貌和破壞模式吻合。

3.3侵徹速度和傾角的影響機理

當侵徹傾角恒為 45^° 時，在 350～550m/s 侵徹速度范圍內實施C/SiC與TC4層合結構侵徹行為的數值仿真。當侵徹速度為 350m/s 時，靶板左側區域在 t=7.2μs 時刻出現C/SiC復合材料分層裂紋A，然后沿著層間薄弱區域水平向左擴展（圖8（a））。同時，在彈丸右側區域的C/SiC復合材料出現大量微裂紋。由于侵徹速度較低，彈丸前方的微裂紋有足夠時間擴展和合并，最終形成斜裂紋B。當侵徹速度增加到 450m/s ，垂直于靶板法向的速度分量增加。根據沖擊動力學理論（應力與速度呈正比），侵徹過程中彈丸對其左側區域施加的沖擊載荷增加，該區域中纖維束的剪應力也隨之增加，導致纖維束開始出現斷裂。因此， t=10.4μs 時 c SiC復合材料同時出現分層和纖維束剪切斷裂，最終形成向下傾斜的宏觀裂紋C（圖8（b））。同時，侵徹速度的增加導致彈丸前方的材料出現大面積粉碎性破壞，在靶板右側未觀測到明顯的斜裂紋。當侵徹速度進一步增加到 550m/s 時，C/SiC復合材料內部出現分層前纖維束已經剪切斷裂。因此，相同時刻彈丸左右兩側區域均未觀測到明顯的宏觀裂紋（圖7（a））。

注：侵徹速度和傾角分別為 550m/s 和 45^° ；圖（c）和圖（d）分別為C/SiC復合材料板斜侵徹彈孔左側和右側的斷口形貌

侵徹速度為 350m/s 時，宏觀裂紋A附近區域開始與彈丸脫離接觸，繼而該區域的應力水平快速降低，導致宏觀裂紋A擴展減慢并最終停止擴展（圖8（c））。當侵徹速度從 350m/s 增加到 450m/ s時，由于侵徹速度的增加導致彈丸左側區域的應力水平高，裂紋C擴展速度快。因此，裂紋C朝左下方擴展到接近復合材料－金屬界面處才停止，其裂紋長度比裂紋A增加了 97.1% 。當彈丸前方的致密區與鈦合金后板接觸，鈦合金板出現彎曲，并引起復合材料-金屬界面分層。分層裂紋沿界面向左擴展的同時，分層裂紋起裂點還出現另一條裂紋D沿著與水平面成 17^° 的傾斜路徑向彈孔斷面擴展（圖8（c））。隨著侵徹速度增加到 450m/s ，鈦合金后板的彎曲變形加劇，纖維束彎曲程度也隨之增加。相較于侵徹速度 350ms 時的裂紋D，裂紋E擴展路徑的傾角增加到 24^° （圖8（d））。

當侵徹速度恒為 550m/s 時，在 30^°～60^° 侵徹角度范圍內開展C/SiC與TC4層合結構斜侵徹行為的數值仿真。復合材料－金屬界面分層裂紋起裂時，侵徹傾角 30^° 和 60^° 下該結構等效應力分布和裂紋擴展形態分別如圖9（a）、圖9（b）所示。侵徹角度 30^° 時，復合材料-金屬界面分層裂紋在 t=? 6.9μs 時刻從A點起裂（圖9（a））。隨著侵徹傾角從 30^° 依次增大到 45^° 和 60^° 時，彈丸在靶板面外方向的速度分量分別降低了 18.4% 和 42.3% ，面外方向沖擊載荷也隨之降低，導致纖維束彎曲變形的出現時刻滯后。當侵徹傾角分別為 45^° 和 60^° 時，復合材料-金屬界面分層裂紋分別延遲到 t=8.9 μs 和 t=11.0μs 時起裂（圖9（b），B）。此外，侵徹傾角增大會導致彈丸沿靶板面外方向的速度分量降低，致使鈦合金后板出現擊穿的時刻延后，復合材料-金屬界面分層裂紋的擴展時間延長、擴展范圍顯著增大。

當侵徹速度和傾角分別為 550m/s 和 30^° 時，t=10.2μs 時TC4鈦合金板背面的區域C出現裂紋，隨即鈦合金后板出現貫穿（圖9（c））。當侵徹速度為 550m/s ，侵徹傾角從 30^° 增大到 60^° 時：當彈丸到達TC4后板時，其侵徹距離增加了約70% ，彈丸速度降低了約 15.2% ；彈丸沿靶板面外方向的速度分量降低了 42.3% ；復合材料-金屬界面分層裂紋的擴展距離增加，導致TC4后板的支撐剛度降低。因此，侵徹傾角從 30^° 依次增加到45^° 和 60^° 時，鈦合金后板的裂紋起裂時刻分別延遲到 16.5μs 和 35.9μs （圖9（d），區域D）。此外，隨著侵徹傾角的增加，TC4后板在失效前的彎曲變形量增加，能量吸收有所增加。

4結語

在 350～550m/s 速度和 30^°～60^° 傾角范圍對侵徹C/SiC與TC4層合結構進行試驗和數值仿真，并對回收靶板的彈孔斷口形貌進行顯微觀測，在侵徹試驗基礎上建立了基于細觀結構的C/SiC與TC4層合結構計算模型，分析了斜侵徹過程中靶板內部的裂紋擴展、材料破壞模式、失效機理及其與侵徹速度和傾角的依賴關系。主要結論如下：

（1）侵徹過程中，由于C/SiC中微孔洞對沖擊波的強烈衰減作用，靶板背面未出現層裂；球形彈丸對其兩側靶板材料施加沖擊載荷，導致微裂紋匯合并沿薄弱區域向背面傾斜擴展，同時，彈丸前端纖維束彎曲失效形成致密區；雖然貫通階段纖維束的彎曲變形已經引起C/SiC與TC4界面分層裂紋起裂，但直到致密區（平均應力約 1683MPa ）與TC4后板接觸后，該板才出現顯著彎曲變形繼而被擊穿。

（2）該層合結構的侵徹破壞模式包括：彈丸沖擊載荷對兩側C/SiC的剪切作用與對前端C/SiC的壓潰作用導致的纖維束斷裂；基體破壞之后，彎曲的纖維束剝離而具有一定柔性，基體與纖維的先后失效造成彈丸前端出現的孔洞塌陷；沖擊載荷下微裂紋沿層間薄弱區域擴展匯合形成的復合材料內部分層裂紋、纖維束彎曲時C/SiC與TC4材料破壞應變不匹配引發的界面分層。

（3）當侵徹角度恒為 45^° 時，隨著侵徹速度的增大，剪應力的增加導致C/SiC復合材料的破壞模式從分層向纖維剪切斷裂轉變。侵徹速度增加到450m/s 時，相同位置處傾斜裂紋長度增加97.1% ，裂紋傾角增大 7^° ；侵徹速度增加到550m/s 時，靶板傾斜裂紋起裂位置更靠近靶板背面（與 350m/s 時相比距離縮短 59.4% ）。

（4）當侵徹速度恒為 550m/s 、侵徹傾角從30^° 增加到 60^° 時，隨著侵徹傾角的增大，彈丸面外方向的速度分量降低，TC4后板的彎曲變形量減少，C/SiC與TC4界面分層裂紋的起裂時刻延遲（ 45^° 和 60^° 時分別延后了 1.9μs 和 2.1μs ），而分層面積增加。

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