力学变梯度陶瓷/高熵合金复合材料抗侵彻性能与机理

张佳明; 王文瑞; 周似冰; 王朝阳

doi:10.12404/j.issn.1671-1815.2506337

科学技术与工程 ›› 2026, Vol. 26 ›› Issue (18) :7572-7582 DOI: 10.12404/j.issn.1671-1815.2506337

力学

力学变梯度陶瓷/高熵合金复合材料抗侵彻性能与机理

张佳明 ¹^,² ,
王文瑞 ¹^,²^,^* ,
周似冰 ³ ,
王朝阳 ¹

作者信息 +

Penetration Resistance and Mechanism of Varied-gradient Ceramic/High-entropy Alloy Composites

ZHANG Jia-ming ¹^,² ,
WANG Wen-rui ¹^,²^,^* ,
ZHOU Si-bing ³ ,
WANG Chao-yang ¹

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摘要

为了支撑陶瓷/金属复合装甲的结构设计,研究不同基体材料与分布梯度陶瓷/金属复合装甲的抗侵彻性能与冲击能量耗散原理。采用超重力场辅助燃烧合成法制备了一种变梯度陶瓷/高熵合金复合材料,通过X射线衍射分析(X-ray diffraction analysis, XRD)和扫描电子显微镜(scanning electron microscope, SEM)测试验证了陶瓷分布呈现变梯度状态。模拟了变梯度陶瓷/高熵合金复合材料对抗侵彻性能与应力波传递的影响规律并通过打靶试验得到了验证。研究发现,陶瓷的分布梯度越大、金属基体的屈服强度越高,靶板的抗侵彻性能越好。梯度复合材料沿厚度方向变化的材料特性,导致应力波传播的发散性,从而降低应力波的强度、延迟反射拉伸波到达峰值的时间,从而增加了弹丸与靶体之间的相互作用时间,提高了复合材料耗散弹丸动能的能力。

Abstract

To support the structural design of ceramic/metal composite armor, the anti-penetration performance and energy dissipation mechanisms of ceramic/metal composite armor under different base materials and distribution gradients was studied to optimize the structural design of the armor. A varied-gradient ceramic/high-entropy alloy composite material was prepared using combustion synthesis method assisted by an ultra-high gravity field, XRD (X-ray diffraction analysis) and SEM (scanning electron microscope) tests confirmed the varied-gradient distribution of the ceramics. The influence of the varied-gradient ceramic/high-entropy alloy composite on penetration resistance and stress wave propagation was simulated and subsequently verified through target tests. It is found that the greater the distribution gradient of the ceramic and the higher the yield strength of the metal matrix, the better the penetration resistance of the target plate. Stress waves propagated in a divergent manner due to the varying material properties of gradient composite materials along the thickness direction, which reducing the intensity of the stress wave and delaying reflection tensile wave to reach the peak, thereby increasing the interaction time between the projectile and the target, and improving the ability of the composite material to dissipate the kinetic energy of the projectile.

Graphical abstract

关键词

变梯度复合材料 / 陶瓷 / 高熵合金 / 抗侵彻 / 应力波

Key words

varied-gradient composites / ceramics / high-entropy alloys / anti-penetration / stress waves

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张佳明, 王文瑞, 周似冰, 王朝阳. 力学变梯度陶瓷/高熵合金复合材料抗侵彻性能与机理[J]. 科学技术与工程, 2026, 26(18): 7572-7582 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506337

ZHANG Jia-ming, WANG Wen-rui, ZHOU Si-bing, WANG Chao-yang. Penetration Resistance and Mechanism of Varied-gradient Ceramic/High-entropy Alloy Composites[J]. Science Technology and Engineering, 2026, 26(18): 7572-7582 DOI:10.12404/j.issn.1671-1815.2506337

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在现代战争与防护工程中,高效能防护材料对抗高速弹丸和破片的侵彻已成为关键技术挑战之一。材料的抗侵彻性能,及其在受到高速冲击载荷作用下抵抗穿透破坏的能力,是评估其防护效能的重要指标^[1]。传统单一材料难以同时兼顾高硬度与高韧性,难以满足复杂冲击环境下对结构完整性与能量耗散能力的双重需求。因此,复合材料,尤其是梯度结构材料与多相协同体系,逐渐成为研究热点。

近年来,功能梯度陶瓷/高熵合金复合材料因其优异的界面匹配性、力学协同性以及多重能量耗散机制,显示出良好的抗侵彻潜力^[2]。深入揭示材料在高速冲击载荷作用下的动态响应规律、损伤演化过程及主要抗侵彻机理,对于新型防护结构的优化设计与高性能复合材料的开发具有重要理论意义与工程价值^[3]。谢钟洋等^[4]研究三周极小曲面(triple periodic minimal surface, TPMS)结构的抗侵彻性能,建立了Gyroid型的点阵结构模型,通过仿真证明了将Gyroid结构的厚度提升50%后,靶板吸收的能量提升78.26%。Wu等^[5]和Yu等^[6]通过实验和模拟检验了陶瓷/金属复合材料的抗侵彻性能,结果证明了高断裂韧性可提升较厚陶瓷的抗侵彻性能,并且根据断口形貌和碎片尺寸分布,建立了陶瓷锥体的简化模型。

Cao等^[7]研究了超高分子量聚乙烯(ultra-high molecular weight polyethylene, UHMWPE)层压板的抗侵彻性能与机理,证明了其阶段性失效模式主要取决于分层和背面变形(back face deformation, BFD)的程度,随着层压板厚度的增加,抗侵彻性几乎呈现直线增加。傅国峰等^[8]研究了不同结构B₄C/Al复合材料抗侵彻性能,证明了复合材料的厚度对整体抗侵彻性能具有决定性的影响,并且在相同厚度下B₄C陶瓷作为面板时抗冲击能力强。毛柳伟等^[9]、Sun等^[10]和Jiang等^[11]研究了低硬度聚脲/钢板复合结构的侵彻破坏模式和抗弹性能,证明保持总面密度相同的情形下,前聚脲层能够提升后钢板层的抗弹耗能效率。Zou等^[12]研究了PUE/蜂窝铝基复合材料结构抗侵彻性能,发现HC/PUE-S结构的抗侵彻性能最好,HC/PUE-C-D结构的抗侵彻性能最差。Shen等^[13]对钢/尼龙夹层板抗侵彻性能进行研究,结果证明面板厚度的增加能提高夹层板的整体弹道极限,夹层板的弹道极限速度随其重量的增加而逐渐增大。Cai等^[14]研究了不同复合材料层压结构在冲击载荷下的抗侵彻响应,研究了复合材料层合结构层间内聚力单元的损伤模式,揭示了高冲击环境下的损伤机理。陈长海等^[15]研究了陶瓷/薄钢板复合结构靶板抗高速侵彻性能并建立了陶瓷钢板(ceramic steel, CS)靶板抗高速侵彻理论分析模型。综上所述,现有研究在不同材料体系、结构设计及抗侵彻性能方面取得了丰富成果,但关于功能梯度陶瓷/高熵合金复合材料在高速冲击下的动态响应行为、应力波传播特性仍缺乏系统研究。

为此,基于ANSYS/LS-DYNA平台,现建立功能梯度陶瓷/高熵合金复合靶板模型,系统探讨其在高速弹体撞击下的应力波演化与抗侵彻性能,并研究不同基体材料以及陶瓷分布状态对其抗侵彻性能的影响,为功能梯度陶瓷/高熵合金防护复合材料的结构优化与工程应用提供理论依据与数据支撑,也为新一代轻量化、高性能抗侵彻防护材料的研发设计提供新思路与参考。

1 变梯度陶瓷/高熵合金复合材料制备

1.1 制备工艺

为了让复合材料具有金属材料的高韧性和陶瓷材料的高硬度,并具有可变梯度结构,采用超重力场辅助燃烧合成法制备一种变梯度陶瓷/高熵合金复合材料,使用纯度99.5%的NiO、Cr₂O₃、Fe₂O₃、Co₂O₃、Ti,纯度97%的B₄C,以及纯度99.9%的Al粉体作为原材料,按比例[式(1)]配置原材料粉末并压坯[图1(a)]、装入石墨反应坩埚[图1(b)]、安装在超重力场反应装置上[图1(c)]施加约G=1 500g超重力系数,其中g为重力加速度,通过钨丝激发铝热反应[图1(d)],化学反应方程式为

(1)

$\left\{\begin{array}{l}2\mathrm{A}\mathrm{l}+\mathrm{F}{\mathrm{e}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}=\mathrm{A}{\mathrm{l}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}+2\mathrm{F}\mathrm{e}\\ 2\mathrm{A}\mathrm{l}+\mathrm{C}{\mathrm{r}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}=\mathrm{A}{\mathrm{l}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}+2\mathrm{C}\mathrm{r}\\ 2\mathrm{A}\mathrm{l}+3\mathrm{N}\mathrm{i}\mathrm{O}=\mathrm{A}{\mathrm{l}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}+3\mathrm{N}\mathrm{i}\\ 2\mathrm{A}\mathrm{l}+\mathrm{C}{\mathrm{o}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}=\mathrm{A}{\mathrm{l}}_{2}{\mathrm{O}}_{3}+2\mathrm{C}\mathrm{o}\\ 3\mathrm{T}\mathrm{i}+{\mathrm{B}}_{4}\mathrm{C}=\mathrm{T}\mathrm{i}\mathrm{C}+2\mathrm{T}\mathrm{i}{\mathrm{B}}_{2}\end{array}\right.$

上述反应生成物为Co、Cr、Fe、Ni、TiC、TiB₂、Al₂O₃,当预先加入反应物中铝粉过量时,得到的生成物中还会留有少量的铝粉。该反应会释放大量的热,温度可达3 000 K以上,各生成物彼此反应,主要生成3种物质:Al₂O₃、TiC-TiB₂陶瓷和高熵合金(Al_0.3CoCrFeNi或CoCrFeNi),三者之间密度相差明显。在超重力场作用下,各生成物依据密度从大到小的顺序依次沉积,沿着重力场方向自上到下依次是Al₂O₃、TiC-TiB₂陶瓷和高熵合金(Al_0.3CoCrFeNi或CoCrFeNi)。

如图2所示,由于Al₂O₃密度远低于其他生成物且自身润湿性极差,在反应后期完全聚集在一侧,冷却后很容易分离;而高熵合金与TiC-TiB₂润湿性较好,TiC-TiB₂在化学反应中原位生成且整个反应的时间较短,TiC-TiB₂与高熵合金并未完全偏析分离,在超重力场作用下陶瓷颗粒的含量呈现过渡变化。因此下文所研究的对象,均表示与氧化铝分离后的梯度合金部分。

1.2 微观组织表征

使用XRD设备在试样4个点上检测相组成,如图3所示,上层主要相为Al₂O₃(①区),②区、③区、④区主要由TiC、TiB₂和具有FCC结构的高熵合金组成。由于检测到了(Cr,Fe)B硼化物相的衍射峰,表明该区域是高熵合金和陶瓷组成的复合结构。沿着超重力场方向,陶瓷材料(TiC-TiB₂)相应的衍射峰强度逐渐减弱,而金属相的强度逐渐增大,说明该材料组分构成与设计要求吻合,并且形成了沿厚度方向梯度分布的状态。

图4所示为材料截面沿重力方向的微观形貌分布示意图,可以看出,沿着重力方向,陶瓷颗粒的分布密度逐渐降低,上部区域的陶瓷含量较高,中部区域仍能观察到部分陶瓷颗粒但含量有所下降,下部靠近金属背板区域仅有少量陶瓷颗粒,陶瓷的整体分布呈现梯度渐变状态,金属密度较大,与陶瓷分布规律相反。

2 复合材料抗侵彻理论模型

2.1 复合材料冲击作用本构模型

陶瓷/金属复合材料同时包含陶瓷相和金属相,属于两相复合材料。目前对于双相复合材料的研究多是基于复合材料中第二相的体积分数,且已经建立了许多理论模型来预测复合材料的弹性性质随组分中体积分数改变的函数。Hashin-Shtrikman使用渐进原理来推导复合材料的弹性性质,根据分析第二相材料加入基体时所导致的应变能变化,来推导复合材料的弹性系数的上限和下限范围,由Hashin-Shtrikman下边界条件推导出的复合材料弹性系数表达式^[16]为

(2)

${\mathit{K}}_{\mathrm{c}}={\mathit{K}}_{\mathrm{m}}+\frac{{\mathit{V}}_{\mathrm{p}}}{\frac{1}{{\mathit{K}}_{\mathrm{p}}-{\mathit{K}}_{\mathrm{m}}}+\frac{3{\mathit{V}}_{\mathrm{m}}}{3{\mathit{K}}_{\mathrm{m}}+4{\mathit{G}}_{\mathrm{m}}}}$

(3)

${\mathit{G}}_{\mathrm{c}}={\mathit{G}}_{\mathrm{m}}+\frac{{\mathit{V}}_{\mathrm{p}}}{\frac{1}{{\mathit{G}}_{\mathrm{p}}-{\mathit{G}}_{\mathrm{m}}}+\frac{6({\mathit{K}}_{\mathrm{m}}+2{\mathit{G}}_{\mathrm{m}}){\mathit{V}}_{\mathrm{m}}}{5{\mathit{G}}_{\mathrm{m}}(3{\mathit{K}}_{\mathrm{m}}+4{\mathit{G}}_{\mathrm{m}})}}$

式中:K_c为复合材料的体积模量;G_c为复合材料的剪切模量;K_m为基体材料的体积模量;G_m为基体材料的剪切模量;K_p为增强相的体积模量;G_p为增强相的剪切模量;V_p为增强相的体积;V_m基体材料的体积。

陶瓷增强金属基复合材料可以看作是弹/黏塑性材料^[17],所研究的变梯度陶瓷/高熵合金材料也属于这一类别,在考虑陶瓷颗粒的体积分数以及应变率效应时,建立该复合材料的分析模型。

陶瓷体积含量对复合材料屈服应力的影响如式(4)和式(5)所示^[18]。

(4)

$\mathit{g}\left(\mathit{f}\right)=1+1.17\mathit{f}+2.28\mathit{f}{}^{2}+21\mathit{f}{}^{3}$

(5)

${\mathit{\sigma }}_{\mathrm{s}}={\mathit{\sigma }}_{0}\mathit{g}\left(\mathit{f}\right)$

式中:f为陶瓷的体积含量;σ_s和σ₀为复合材料和金属集体在准静态条件下的屈服应力。

本次研究属低速侵彻范畴,子弹和靶材发生的破坏属于弹塑性变形范围,在ANSYS/LS-DYNA材料库中选择了塑性-动力学模型(P-K模型),该模型考虑了应变率效应的各向同性和随动硬化效应,适用于所分析的冲击情况。

复合材料的失效应变计算式^[19]为

(6)

${\mathit{\sigma }}_{\mathrm{f}}=\frac{{\mathit{\sigma }}_{0\_\mathrm{F}\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{l}\mathrm{i}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}}{1+1.17\mathit{f}+2.28\mathit{f}{}^{2}+21\mathit{f}{}^{3}}$

式(6)中:

${\mathit{\sigma }}_{0\_\mathrm{F}\mathrm{a}\mathrm{i}\mathrm{l}\mathrm{i}\mathrm{u}\mathrm{r}\mathrm{e}}$

和σ_f为金属基材和复合材料的失效应变。

因此,对于陶瓷增强金属复合材料,当陶瓷增强相与金属基体的弹性模量、剪切模量、泊松比、密度、屈服应力均已知时,通过式(2)~式(6)可获得P-K模型所需的材料参数,并代入数值模拟计算用,如表1和表2所示。

2.2 应力波在固体内的传播理论

当固体材料受到冲击载荷时,由于材料内部的惯性作用,各部分突加载荷造成的扰动不可能同时发生,需要经过一个过程,从局部的扰动区逐步传播到未扰动区,这种现象称为应力波的传播^[20]。弹体侵彻靶板属于高速、高频冲击过程,子弹高速撞击靶板瞬间,在接触位置产生了巨大的接触应力,必然有应力波在弹体和靶内的传递,梯度材料在高速冲击下动态响应规律与内部损伤演化机理密切相关。

在固体介质中传播的波主要有纵波和横波,若波的传播方向与质点运动方向相同则为纵波,若方向垂直则为横波,其中纵波又分为压缩波和拉伸波,质点的运动方向与波的传播方向相同即为压缩波,若相反则为拉伸波。

在弹性变形阶段,固体中横波和纵波的传播速度为

(7)

$\left\{\begin{array}{l}{\mathit{C}}_{1}=\sqrt{\frac{1-\mathit{\mu }}{(1+\mathit{\mu })(1-2\mathit{\mu })}\frac{\mathit{E}}{\mathit{\rho }}}\\ {\mathit{C}}_{2}=\sqrt{\frac{1}{2(1+\mathit{\mu })}\frac{\mathit{E}}{\mathit{\rho }}}\end{array}\right.$

式(7)中:C₁、C₂分别为纵波、横波波速,m/s;ρ为密度,kg/m³;E为弹性模量, Pa;μ为泊松比。

弹体撞击靶板时,靶板在径向方向相当于无限延伸的,而厚度尺寸有限。因而此处主要考虑应力波沿着靶板厚度方向的传递规律,进而可将靶板内的应力波简化为一维应力波。应力波到达自由表面时,将会发生反射而且反射波将继续在材料内传播。如图5所示,当应力波到达自由端时,应力值减为0,而质点的速度增为入射波质点的2倍,波的性质发生改变,即由压缩波(拉伸波)变为拉伸波(压缩波),波形保持不变^[21]。

弹体高速侵彻靶板期间,应力波的传播特性与材料特性、尺寸形状和连接方式密切相关,梯度复合材料沿着材料的厚度方向的E、ρ、μ等参数均连续变化,应力波的传递方式也更为复杂。由式(7)可以看出纵波和横波的速度与材料的弹性模量、密度和泊松比密切相关。因此,将靶板简化,以应力波中最常见的横波和纵波的基本特性出发,讨论侵彻过程中,考虑应力波在梯度复合材料中的传播速度、应力波幅值等方面的差异。

3 抗侵彻机理仿真分析

3.1 陶瓷分布状态对靶板抗侵彻性能的影响

子弹和靶板尺寸如图6(a)所示,弹体总长50 mm,直径10 mm,头部半径34.85 mm,子弹头部顶尖做圆弧处理,圆弧半径0.8 mm,子弹材料为35CrMnSi,子弹净重26.45 g,弹速为220 m/s。靶板直径40 mm,厚度12.1 mm。子弹与靶板留有初始间隙,弹体垂直侵彻靶板中心,靶板周边侧面固定约束,初始位移、初始应力、初始应变均为0。该模型具有对称性,为了提高计算效率,在仿真计算时采用1/4分析模型,在对称面设置对称约束条件,有限元模型及网格划分如图6(b)所示。

本文模型全部采用结构化网格,共划分459 600个单元,其中子弹划分21 500个单元,靶板的中心区域是主要变形破坏区,因此要对靶板中心区域1倍的弹体直径区域进一步加密细化,使弹体和靶板的网格得到良好的匹配。在LS-DYNA程序中,设定弹体与材料之间为面面侵蚀接触*CONTROL_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE,*CONTROL_CONTACT对惩罚函数因子进行放大,以免发生网格穿透现象。材料的破坏通过控制单元失效实现,当单元失效参数到达设定上限时,单元发生破坏,LS-DYNA程序随即删除相关单元和节点,为提高计算效率并避免因删除单元网格导致的能量损失,程序采用单点积分和沙漏控制。

对于靶板模型,沿厚度方向分为12层(每一层厚度约1 mm),认为各层都是均匀的各向同性材料,建立图7(a)所示坐标系,重力场方向与Z轴相反,陶瓷体积含量沿着靶板厚度方向连续变化,含量分布公式为

(8)

$\mathit{f}\left(\mathit{z}\right)=\mathit{A}{\left(\frac{\mathit{z}}{\mathit{H}}\right)}^{\mathit{b}}$

式(8)中:f为陶瓷的体积含量;H为靶板的总厚度;z为坐标;b和A为分布参数,其中b影响陶瓷体积含量沿着靶板厚度方向变化的快慢程度,A影响陶瓷平均体积含量的大小。

为了研究陶瓷的分布状态对材料的抗侵彻性能的影响,分别取b=0、1、1.1、1.2、1.3、1.4,陶瓷体积含量沿Z方向分布曲线如图8所示,根据b的取值大小相应调整A的数值,使靶板的陶瓷平均体积含量保持25%,陶瓷体积含量随厚度变化如图8所示。

为了便于对比,模拟了弹体对同等尺寸、陶瓷金属层间复合结构的侵彻过程,这种复合靶板也是当前防护装甲的主要结构形式。陶瓷总体积含量仍为25%,陶瓷与金属的厚度之比为1∶3,复合效果如图7(b)所示。将子弹速度设置为220 m/s,数值模拟结果如图9和图10所示。

弹体侵彻靶板的应力变化过程,子弹速度为220 m/s时均没有贯穿靶板。b越大,陶瓷颗粒分布越不均匀,弹体侵彻靶板瞬间产生的接触应力越高,子弹头部迅速损坏,对靶板形成了不同深度的弹坑。

子弹对靶板的侵彻深度结果如图11所示,当陶瓷的总体积含量一定时,b越大,子弹对靶板的侵彻深度越小。其原因在于,b的大小决定了靶板内陶瓷材料分布的不均匀程度,靶板表面的陶瓷含量越高,材料的弹性模量,屈服应力也越大,弹体与靶板相互作用时,弹体所受的阻力也越大,弹体头部破碎镦粗更严重,弹、靶接触面积随之增加,进一步增加子弹与靶板之间的阻力,靶板表现出更高的抗侵彻性能。

3.2 金属基体材料对靶板抗侵彻性能的影响

在制备变梯度陶瓷/金属复合材料时,可以通过Al粉的量来调节反应生成的高熵合金基体是Al_0.3CoCrFeNi或CoCrFeNi。为了研究基体材料对靶板抗侵彻性能的影响规律,对尺寸相同的65%Al_0.3CoCrFeNi+35% TiB₂-TiC、75% Al_0.3CoCrFeNi+25%TiB₂-TiC、65%CoCrFeNi+35%TiB₂-TiC、75%CoCrFeNi+25%TiB₂-TiC共4种靶板,在相同弹速下的抗侵彻过程进行了分析,所有靶板的陶瓷颗粒都以式(8)所示指数分布,取b=1.4。

图12所示为侵彻后期的同一时刻(t=150 μs)子弹侵彻4种靶板的应力状态对比图,金属基体材料为CoCrFeNi时,靶板背板塑性变形更大,出现了稍微的隆起,而以Al_0.3CoCrFeNi为基体的靶板侵彻深度较小。

图13和图14所示为弹体侵彻靶板的速度时程曲线和弹体对靶板的侵彻深度柱状图,可知65%Al_0.3CoCrFeNi+35%陶瓷的靶板侵彻深度仅为3.91 mm,抗弹性能最佳。当靶板中陶瓷与金属体积含量相同,CoCrFeNi为基体的靶板弹坑更深,弹速降为零用时较长。分析其原因,CoCrFeNi虽然有较高的极限应变,韧性变形能力高于Al_0.3CoCrFeNi,但是强度较低,与陶瓷复合后的材料整体强度不足,抵抗子弹的侵入能力稍逊。这说明复合材料中金属基体的屈服强度对梯度复合材料整体的力学性能影响更大,对材料抗弹性能的影响更高。

3.3 梯度材料对应力波传递的影响规律

两种靶板的分层模型如图15所示,靶板的尺寸和弹体侵彻速度完全相同。沿着靶板厚度方向,材料的密度、失效应变、泊松比逐渐增大,而弹性模量、屈服应力则逐渐减小。为了研究梯度复合材料在提高结合强度和降低应力集中方面的作用,选择了非破坏区各层之间相邻的单元作为监测点,并提取了相邻两个单元沿厚度方向的应力变化曲线,梯度复合材料一共分12层,共有11个接触面。

图16所示为层间复合材料层间应力变化曲线,应力波从弹、靶接触位置产生,沿着厚度方向依次穿过陶瓷层和金属层,在侵彻早期应力波在过渡单元之间表现出了同步协调性,相邻单元的波动趋势和峰值基本重合,但是自t=45 μs左右开始,两个相邻单元的应力峰值明显差别过大,无法形成协调变化。这是因为在陶瓷与金属界面两侧材料属性差异过大,出现了严重的波阻抗失衡,应力波在穿过分界面时产生了反射拉伸波和投射波,并且陶瓷材料自身的抗拉伸能力差的特性,反射拉伸波很容易造成了陶瓷材料的失效,此时陶瓷层与金属层的结合位置有明显的应力集中,结合强度迅速降低,陶瓷层容易碎裂解体。

对于梯度复合材料,如图17所示,相邻层过渡单元的应力波表现出良好的协调同步变化,相邻单元同一方向的应力大小和变化趋势基本吻合,没有出现应力集中现象。这也说明梯度复合材料由于材料特性参数的连续变化降低了材料内部波阻抗的失衡,降低了应力集中效应。

3.4 梯度结构对能量传递的影响规律

材料的等效塑性变形可以很好地度量材料内部由于动态载荷而产生的变形程度。因此,选择靶板的非破坏区沿着厚度方向的一条路径,每一层选择一个网格单元作为监测点,观察子弹侵彻靶板的整个期间,各梯度层等效塑性变形的变化情况,如图18所示。前50 μs内,子弹尚未接触靶板,靶板各层的变形均为0,随着侵彻的进行,各梯度层由表及里陆续发生塑性变形,在经历了一系列的上升之后,最终趋于稳定状态。每条曲线在变化时显示出台阶式、跳跃式的变化,其原因在于当前监测的单元,受应力波的传递影响较大,应力波在靶体内反复传递,使得单元受到类似脉冲冲击信号,因而表现出跳跃性的上升趋势。

由图19可以看出,在当前分析工况下(V=220 m/s),梯度复合靶板各层的等效塑性变形呈现出先大后小,随后再变大,最后减小的变化趋势。分析其原因在于,当前工况下,弹体并没有击穿靶板,仅形成了约靶板厚度一半的弹坑,靶板的上表面承受拉伸载荷,因而等效塑性应变数值较大,而从第3层至第10层,金属含量逐渐增加,材料自身的变形能力得到加强,同时子弹由于持续的侵入,中间区域吸收了弹体的动能,应力波不断地从弹、靶接触位置向靶体内部传递并积蓄能量,因此靶板产生的变形程度更大,最后靠近背板的两层,由于当前弹体的侵彻深度较低,背板处并没有出现明显的凸起或隆起,因此背板处的塑性变形出现了下降的趋势,但是仍然有一定程度的变形。为检验这一推论的正确性,将子弹的侵彻速度由220 m/s改为500 m/s,此时弹丸完全击穿了靶板,如图20所示。

在当前速度下,子弹完全击穿了靶板,出现明显的冲塞阶段,背板部分材料随弹体一同冲出。如图21所示,各梯度层的等效塑性变形呈现逐渐增加的规律变化,主要是因为整个靶板被击穿的情况下,背部承受了很大的拉伸应力,因而各网格单元都有较大的塑性变形,越靠近背部,趋势越明显,这与上述推论的结果是吻合的。继续分析上述工况下(V=500 m/s)各梯度层的能量变化过程,此处监测各层的动能与内能之和,不考虑系统的耗散能,结果如图22所示。

由图22可以看出,在弹体接触靶板之后,各梯度层在很短的时间内能量迅速升高,此时子弹的动能陆续转化为靶板的内能和动能,能量在某一时刻到达顶峰之后再迅速地下降,下降的原因既有能量穿过本层进入下一层的传递导致的耗散,也包含因载荷超过强度材料极限,单元网格被删除而产生的能量损失;各曲线初始变化时间和达到各自峰值的时间也有明显的延后,这也符合能量的传递规律。随着层数的增加,各梯度层的能量峰值以及经过衰减后的稳定值都明显更高,这说明了能量在传递的过程中出现了明显的能量累计,越靠近背板处,能量越高。因此,背板处的网格单元受到的作用力更高,网格单元的变形程度更大。

可见,由于梯度复合材料沿着厚度方向存在变化的材料特性,应力波在传播时出现发散性。同时,应力波的传播会促使界面上金属产生耗散能量的作用,从而降低应力波的强度;另外,由于界面上存在着复杂的应力波反射、透射行为,也会延迟反射拉伸波到达峰值的时间,从而增加了弹丸与靶体之间的相互作用时间,提高了复合材料耗散弹丸动能的能力。

4 抗侵彻性能验证试验

为了验证变梯度陶瓷/高熵合金复合材料抗侵彻性能,使用60 mm口径轻气炮开展打靶试验,如图23(a)所示,轻气炮以压缩氮气驱动高密度泡沫弹托和弹体在炮膛内加速,通过调节氮气压力使其达到试验目标速度220 m/s,弹托经脱壳器阻挡作用,金属弹体与弹托分离后飞出炮膛,通过高速摄像机拍摄弹体出膛后的位移与时间间隔计算得到弹体速度,如图23(b)和图23(c)所示,高速摄像机为日本活图隆生产的Photron SA4型号,最高每秒可记录20 000帧。子弹材料为35CrMnSi,长度50 mm,如图23(d)所示,靶板厚度为10 mm,材料选择4种不同规格的陶瓷/金属复合材料和1种纯金属材料,靶板材料规格与试验结果如表3所示。

抗侵彻验证试验结果如表3所示,子弹侵彻45钢靶板时,弹体头部发生明显损坏,长度由50.0 mm变为40.0 mm,靶板侵彻深度为9.8 mm。子弹侵彻陶瓷/金属复合材料靶板时,子弹变形量和靶板侵彻深度均有所降低,变化规律与图14所示仿真结果所表现趋势是一致的,验证了本文结果的正确性。分析上述现象,子弹变形量降低的原因是:侵彻45钢靶板时,子弹与靶板材料的强度相当,子弹垂直击中靶板,二者接触时间长导致子弹变形明显;而侵彻陶瓷/金属复合材料时,坚硬的陶瓷面板能够有效抵抗子弹的入侵,并且使子弹与陶瓷面板接触过受力不均而产生偏转。靶板侵彻量降低的原因是:面板陶瓷含量高、硬度高,能够抵抗子弹入侵,背板金属含量高、韧性高,能够吸收子弹的冲击,两方面共同作用使靶板表现出更优的抗侵彻性能。进一步分析1号~4号靶板侵彻深度数据可知,在一定范围内提高陶瓷含量或金属材料强度能够有效提高靶板的抗侵彻性能,而提高金属强度具有更明显的效果。分析其原因在于,提高金属材料强度增强了靶板对应力波的耗散作用,进而显著降低了侵彻深度。

5 结论

(1)利用超重力燃烧合成方法,实现了变梯度陶瓷/金属复合材料的一体化制备,验证了工艺方法的可行性。

(2)变梯度陶瓷高熵合金复合材料中陶瓷的分布越不均匀,弹体与靶板相互作用时,弹体所受的阻力也越大,弹体头部破碎镦粗更严重,弹、靶接触面积随之增加,进一步增加子弹与靶板之间的阻力,靶板表现出更高的抗侵彻性能。

(3)变梯度陶瓷高熵合金复合材料中,提高金属基体的屈服强度能够明显提高复合材料整体的力学性能,增强复核材料的抗弹性能。

(4)梯度复合材料没有明显的梯度层,内部不规则的结合面导致应力波的发散性,促使内部金属发生塑性变形从而耗散能量。陶瓷与金属的“过渡界面”上存在着复杂的应力波反射、透射行为,会延迟反射拉伸波到达峰值的时间,提高了复合材料耗散弹丸动能的能力。

参考文献

原文顺序 | 出版日期 | 本文引用

[1]	鲁明远, 韩保红, 赫万恒, 等. 陶瓷/金属抗侵彻冲击材料研究进展[J]. 飞航导弹, 2021(11): 142-149.

[2]	Lu Mingyuan, Han Baohong, He Wanheng, et al. Research progress of ceramic/metal penetrating impact materials[J]. Aeronautical Missile, 2021(11): 142-149.

[3]	张振, 周玖, 周婕, 等. 金属陶瓷层状复合材料制备工艺与失效机制研究进展[J]. 航空材料学报, 2020, 40(6): 33-44.

[4]	Zhang Zhen, Zhou Jiu, Zhou Jie, et al. Research progress on prepa-ration process and failure mechanism of metal-ceramic layered composites[J]. Journal of Aeronautical Materials, 2020, 40(6): 33-44.

[5]	孙昕, 田超, 孙启添, 等. 金属封装多层陶瓷复合结构抗侵彻性能[J]. 兵工学报, 2020, 41(S2): 69-75.

[6]	Sun Xin, Tian Chao, Sun Qitian, et al. Anti-penetration performa-nce of metal-encapsulated multilayer ceramic composite structures[J]. Acta Armamentarii, 2020, 41(S2): 69-75.

[7]	谢钟洋, 杨春浩, 马吴宁. TPMS结构抗侵彻性能数值研究[J]. 弹道学报, 2025, 37(1): 104-112.

[8]	Xie Zhongyang, Yang Chunhao, Ma Wuning. Numerical study on penetration resistance of TPMS structure[J]. Journal of Ballistics, 2025, 37(1): 104-112.

[9]	Wu Y, Wang X, Ma M, et al. Research on the anti-penetration behavior and failure mode analysis of different ceramics[J]. Ceramics International, 2023, 49(24): 39800-39814.

[10]	Yu Y, Wu Y, Ma M, et al. Fracture mechanics of ceramiclayers in composite armor: effects of impact velocity[J]. International Journal of Impact Engineering, 2025, 198: 105211.

[11]	Cao M, Zhou D, Wang Z, et al. An experimental study of the penetration resistance of UHMWPE laminates with limited thickness[J]. Thin-Walled Structures, 2024, 196: 111438.

[12]	傅国峰, 张鏖, 梅勇, 等. 不同结构B₄C/Al复合材料抗侵彻性能研究[J]. 防护工程, 2024, 46(6): 1-8.

[13]	Fu Guofeng, Zhang Ao, Mei Yong, et al. Research on penetration resistance of B₄C/Al composites with different structures[J]. Protection Engineering, 2024, 46(6): 1-8.

[14]	毛柳伟, 万昌召, 陈长海, 等. 低硬度聚脲/钢板复合结构抗高速破片侵彻机理试验[J]. 北京理工大学学报, 2022, 42(10): 1017-1025.

[15]	Mao Liuwei, Wan Changzhao, Chen Changhai, et al. Mechanism test on resistance to high-speed fragmentation of low-hardness polyurea/steel plate composite structure[J]. Transactions of Beijing institute of Technology, 2022, 42(10): 1017-1025.

[16]	Sun Y, Wang X, Ji C, et al. Experimental investigation on anti-penetration performance of polyurea-coated ASTM1045 steel plate subjected to projectile impact[J]. Defense Technology, 2021, 17(4): 1496-1513.

[17]	Jiang Y, Zhang B, Wei J, et al. Study on the impact resistance of polyurea-steel composite plates to low velocity impact[J]. International Journal of Impact Engineering, 2019, 133: 103357.

[18]	Zou G, Yang Y, Chang Z, et al. Analytical and numerical investigation on the penetration resistance of PUE/honeycomb aluminum composite structures[J]. Acta Mechanical Solida Sinica, 2024, 37(5): 771-785.

[19]	Shen C, Liu L, Cai X, et al. Investigation on the anti-penetration performance of the steel/nylon sandwich plate[J]. Science and Engineering of Composite Materials, 2021, 28(1): 128-138.

[20]	Cai X, Zhang W, Wang J, et al. Anti-penetration response and response mechanism of laminated structures made of different composite materials under impact load[J]. Thin-Walled Structures, 2024, 199: 111840.

[21]	陈长海, 万昌召, 张瑞刚, 等. 陶瓷/薄钢板复合结构靶板抗高速侵彻性能研究[J]. 国防科技大学学报, 2022, 44(5): 193-200.

[22]	Chen Changhai, Wan Changzhao, Zhang Ruigang, et al. Research on high-speed penetration resistance of ceramic/thin steel plate composite structure target plate[J]. Journal of National University of Defense Technology, 2022, 44(5): 193-200.

[23]	Hashin Z. Analysis of composite materials: a survey[J]. Journal of Applied Mechanics, 1983, 50(2): 481-505.

[24]	Li Y, Ramesh K, Chin E. Dynamic characterization of layered and graded structures under impulsive loading[J]. International Journal of Solids and Structures, 2001, 38(34): 6045-6061.

[25]	Murtry B, Yeh J W, Ranganathan S. High-entropy alloys[M]. Oxford: Butterworth-Heinemann, 2014.

[26]	虞青俊, 李玉龙, 邓琼, 等. SiCp/Al 功能梯度装甲板抗侵彻性能的试验与数值模拟[J]. 复合材料学报, 2007, 24(5): 6-12

[27]	Yu Qingjun, Li Yulong, Deng Qiong, et al. Experimental and numerical simulation of anti-penetration performance of SiCp/Al functionally graded armor plates[J]. Journal of Composite Mate-rials, 2007, 24(5): 6-12.

[28]	丁铭, 刘永寿, 张宇, 等. 破片侵彻下装甲结构多损伤模式毁伤概率分析[J]. 科学技术与工程, 2024, 24(36): 15447-15456.

[29]	Ding Ming, Liu Yongshou, Zhang Yu, et al. Damage probability analysis of armor structure with multiple damage modes under fragment penetration[J]. Science Technology and Engineering, 2024, 24(36): 15447-15456.

[30]	王猛, 丁羽波. 弹体高速侵彻厚钢筋混凝土靶的数值模拟[J]. 科学技术与工程, 2022, 22(16): 6506-6514.

[31]	Wang Meng, Ding Yubo. Numerical simulation of projectile penetrating thick reinforced concrete target at high speed[J]. Science Technology and Engineering, 2022, 22(16): 6506-6514.