6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料抗弹性能和抗弹机理研究

6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料抗弹性能和抗弹机
理研究
胡勤;王进华;吕娟;邢志媛;吴岳壹
【摘要】采用挤压铸造浸渗成型的方法制备了6061铝合金约束直径为6 mm的Al2O3陶瓷球复合材料,并通过12.7 mm穿燃弹和30 mm穿甲弹打靶试验,验证了复合材料的抗弹性能,得到了靶体破坏与弹丸侵彻特征.结果表明:密度为3.3～3.4 g/cm3的复合材料其抗12.7 mm穿燃弹和30 mm穿甲弹的质量防护系数分别大于2.2和1.7.6061铝合金约束陶瓷球复合材料受力时相邻球体间发生碰撞将弹丸集中冲击载荷变成局部分布载荷,同时软质的合金与硬质的陶瓷球交替排布起到了分散能量和加快弹丸冲击力的激波反射,这是提高复合材料的抗弹性能的原因所在.【期刊名称】《振动与冲击》
【年(卷),期】2018(037)018
【总页数】6页(P165-169,183)
【关键词】复合材料;挤压铸造;金属约束陶瓷;抗弹性能
【作者】胡勤;王进华;吕娟;邢志媛;吴岳壹
【作者单位】中国兵器科学研究院宁波分院,浙江宁波315100;中国兵器科学研究院宁波分院,浙江宁波315100;中国兵器科学研究院宁波分院,浙江宁波315100;中国兵器科学研究院宁波分院,浙江宁波315100;中国兵器科学研究院宁波分院,浙江宁波315100
【正文语种】中文
【中图分类】TJ81+0.4
装甲车辆的发展趋势是“轻量化”，因此设计的防弹材料的密度要尽可能小。

目前世界各国都非常注重战车的机动性能，而战车的整体质量是影响这一性能的关键因素，要求研制的防弹材料具有更高的性能质量比。

轻质陶瓷装甲材料作为一种优良装甲防护材料的研制和推广应用受到各个国家的普遍重视。

目前世界各国研究机构都在进行金属/非金属约束陶瓷复合材料的研究工作，陶瓷颗粒增强的复合装甲材料是一种重要的发展趋势[1-3]。

各国研究机构以及装甲公司对金属或非金属约束陶瓷球复合材料的结构设计、制备工艺和材料性能等方面进行了多方面的研究，Wang等[4]对聚合物约束均质陶瓷球材料进行了设计和12.7 mm穿燃弹性能测试，该材料在重量较轻的情况下表现出优异的抗弹性能。

Zeng 等[5]研究了金属约束陶瓷复合材料的抗弹性能。

Jovicic等[6]以及蒋宝权等[7]研究了陶瓷颗粒分布规律对该类复合材料抗侵彻过程的影响。

刘桂武等[8]和晏麓晖等[9]综述了陶瓷/金属复合材料的制备方法及约束效应，表明综合约束效应对复合材料的性能具有明显影响。

Kim等[10]对非金属约束陶瓷球复合材料的制备方法进行了介绍。

Chin等[11]制备了金属/非金属约束的梯度陶瓷球复合材料。

侯海量等[12]和Shenllan等[13]研究了陶瓷/金属复合装甲材料的抗弹机理。

李聪[14]通过粉末冶金的方法制备了刚玉球/铝合金复合材料并对其抗弹性能进行了研究，表明该材料具有良好的抗弹性能同时重量较轻。

郭锐[15]等通过对陶瓷/金属点阵材料的抗弹测试验证了该材料具有良好的抗弹性能。

本文针对金属约束陶瓷球复合材料的制备方法、抗弹性能及抗弹机理研究，采用挤压铸造浸渗成型方法制备了6061铝合金约束的Al2O3陶瓷球复合材料，通过仿真模拟和抗弹测试结合的方法对其抗弹性能及抗弹机理进行了分析。

1 试验方案
1.1 试验材料及制备方法
挤压铸造6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料中使用的6061铝合金根据挤压铸造工艺以及考虑到铝合金与Al2O3陶瓷球的润湿性能，在6061合金成分的基础上设计了本试验中的成分。

设计的6061铝合金的成分(质量分数)为：
wMg=1.2%，wSi=0.6%，wCr=0.25%，wCu=0.3%，余量为Al。

使用的陶瓷材料为ZrO2增韧的Al2O3陶瓷球，其中ZrO2的质量分数为15%，陶瓷球的直径为6 mm。

陶瓷球在复合材料中所占的体积分数为40%～45%。

采用RZU-2000HC挤压铸造液态压机挤压铸造6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料。

主要的工艺过程为：铸型准备、陶瓷球预处理、浇注、合型加压、保压和开型取件。

主要工艺参数为：加压压力100 MPa，保压时间60 s，模具温度为200～300 ℃，浇注温度为720～740 ℃。

1.2 试验方案
抗弹测试是衡量装甲材料防护性能高低的一种手段。

靶板由复合材料和钢板组成，迎弹面为6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合板，背板为标准603钢。

两者之间的连接形式,如图1所示。

首先将金属阶梯块预制件镶铸于金属约束陶瓷复合材料中，再经钻孔、攻丝实现复合材料与钢板的连接。

复合板长度和宽度均为420 mm。

对复合靶板分别进行12.7 mm穿燃弹(钢壳，全弹质量为131 g，全长为147 mm)和30 mm穿甲弹(口径为30 mm×165 mm)进行射击试验，射距均为100 m，垂直入射。

采用抗弹测试后测量残余穿深，再计算靶板的质量防护系数的方法来评价复合靶板的抗弹性能。

图1 金属约束陶瓷球复合板与钢板连接方式1-603钢板； 2-金属约束陶瓷球复合材料；3-连接螺栓；4-预制件镶块Fig.1 The connection method of metal-confined ceramic composite material and steel board
1.3 仿真模拟
采用ANSYS/LS-DYNA模拟分析软件，模型的失效可以通过强度极限或应变极限来进行控制。

金属约束陶瓷球复合材料计算模型，如图2所示。

设定材料大小为127 mm×127 mm×25 mm，图片上方锥形部分为12.7 mm穿燃弹，下方复合材料中黑色部分为金属基体。

基体上分布的圆球为陶瓷球。

计算中穿燃弹和基体金属材料采用Jhonson-Cook模型，陶瓷球采用J-H模型。

金属约束陶瓷球复合材料的计算模型四边施加全约束，12.7 mm穿燃弹的初始速度设为820 m/s。

图2 金属约束陶瓷球复合材料计算模型Fig.2 The simulation analysis mold for composite material
2 试验结果与分析
2.1 仿真模拟结果分析
为了探寻金属约束陶瓷球复合材料抗弹能力的规律，对不同陶瓷球的大小和种类进行有限元分析计算，确定金属约束陶瓷球复合材料组合的最佳方案。

首先对不同陶瓷球尺寸的复合材料进行了抗弹能力的模拟分析，计算结果如表1所示。

表1 不同陶瓷球直径时的计算结果Tab.1 The results with different diameter 序号直径/mm子弹剩余动能/kJ子弹剩余速度/(m·s-
1)1209.708022159.397993109.10795468.90786558.90786
从表1可知，陶瓷球直径越大，金属约束陶瓷球复合材料对穿燃弹的抵抗能力就越小，所吸收的能量也越少。

而陶瓷球直径为5 mm与6 mm时，穿燃弹剩余动能及剩余速度相同。

在不考虑复合材料厚度变化的情况下，可认为6 mm陶瓷球为该厚度下的临界值，陶瓷球直径再小，对抗穿燃弹的作用已无增强效果。

不同陶瓷球种类的金属约束陶瓷球复合材料抗弹能力的模拟分析计算结果如表2所示。

计算时设定各种陶瓷球直径均为6 mm。

由表2中规律可知，不同的陶瓷材料对于复合材料的抗冲击能力的影响是不一样的，按照抗冲击能力由强到弱的排列顺序为SiC，B4C，AlN，Al2O3。

通过对仿真模拟结果的分析，虽然Al2O3陶
瓷球抗弹能力相对较弱，但结合实际情况，制备时选取直径为6 mm的ZrO2增韧Al2O3陶瓷球。

表2 不同陶瓷种类时的计算结果Tab.2 The results with different ceramic sphere序号陶瓷材料子弹穿甲后总能量/kJ子弹穿甲后内能/J子弹剩余动能/kJ子弹剩余速度/(m·s-
1)1Al2O39.051458.907862SiC8.683808.307593B4C8.812608.557704AlN8.92 2208.70778
在确定材料后，对穿燃弹冲击金属约束陶瓷球复合材料过程进行了仿真模拟，穿燃弹冲击金属约束陶瓷球复合材料时的破坏情况模拟结果，如图3所示。

复合材料在受到冲击时表现为逐层破坏形式，作用面积不断增大。

金属基体将陶瓷球包裹起来，对其进行约束和分隔，起到防止裂纹扩展的作用，金属基体和陶瓷球间的弹、塑性差别很大，可以在二者间出现大的波阻抗，产生强烈的波反射，从而降低了撞击产生的冲击波对整个复合材料造成的破坏。

2.2 试验结果
对厚度为28.5 mm的复合材料+15 mm厚603标准钢的复合靶进行12.7 mm穿燃弹射击测试。

试验参数和计算出来的相应的质量防护系数，如表3所示。

从表3可知，28.5 mm厚的复合材料板材其抗12.7 mm穿燃弹的质量防护系数超过了2.2。

这一数据要明显高于铝合金装甲和钢装甲，接近氧化铝陶瓷板复合装甲材料的质量防护系数。

图4为12.7 mm穿燃弹测试后复合材料弹坑的正反面图。

由于陶瓷球对冲击力的逐层分散使冲击力作用面积逐渐增大。

图3 穿燃弹冲击金属约束陶瓷球复合材料的破坏情况Fig.3 The simulation analysis for penetration process表3 复合材料抗12.7 mm穿燃弹试验结果Tab.3 Ballistic experiment of 12.7 mm AP
序号复合板厚/mm背板厚度/mm着速/(m·s-1)残余穿深/mm标准穿深/mm密度
/(g·cm-3)质量防护系数
Em128.58172.03.42.25228.5158252.5303.42.21328.58212.03.42.25
图4 12.7 mm穿燃弹测试后弹坑图Fig.4 Appearance of the 12.7 mm AP shot 对厚度为60 mm复合材料+40 mm厚603标准钢的复合靶进行30mm穿甲弹射击测试。

试验参数和计算出来的相应的质量防护系数，如表4所示。

从表4可知，6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料，在厚度为60 mm的条件下，其抗30 mm穿甲弹的质量防护系数超过了1.77。

这一数据表明这种材料抗30 mm穿甲
弹侵彻的防护能力要比同等质量的均质装甲钢强的多。

同时对比该材料抗12.7 mm穿燃弹的防护系数可以发现，两者之间的差距并不大，表明了这种材料对于
像30 mm穿甲弹这类小口径炮弹的防护能力较强。

表4 复合材料抗30 mm穿甲弹试验结果Tab.4 Ballistic experiment of 30 mm AP序号复合板厚/mm背板厚/mm弹速/(m·s-1)残余穿深/mm标准穿深/mm密度/(g·cm-3)质量防护系数Em160260401 128231 13325703.31.853.31.77
2.3 结果分析
陶瓷球在金属约束陶瓷球复合材料中的排列方式示意图，如图5所示。

为了分析
展示金属约束陶瓷球复合材料的受力传递分布状态。

根据弹丸对靶板冲击建立几何模型和力学模，假设弹丸撞击到金属约束陶瓷球复合材料的瞬间：①弹头正好击中一个陶瓷球，垂直作用力为F；②弹丸高速冲击下，假设金属基体发生塑性拉伸变形，忽略金属对陶瓷球冲击动力的约束阻力；③忽略陶瓷球碎裂和塑性变形吸能，假设陶瓷球能够将弹头冲击力均匀传递。

图5 陶瓷球在金属约束陶瓷球复合材料中的排列结构示意图Fig.5 The sketch map of the array mode of ceramic ball
在上述假设的基础上，即第一层1个球承受的作用力为F，传递到第二层时，则每个球承受的作用力为F/3。

依次类推，如金属约束陶瓷球复合材料中陶瓷球为十层，
则作用力传递到第十层时，每个球承受的作用力只有F/75，如考虑上述假设金属
基体的隔裂抗力和陶瓷球碎裂吸能，实际冲击作用力远小于F/75，作用力在传递
过程中逐层分散，单位面积的受力迅速减小。

金属约束陶瓷球复合材料的静态受力分析示意图，如图6所示。

图6 复合材料的静态受力分析示意图Fig.6 The schematic diagram of force analysis of metal-confined ceramic composite materials
穿甲试验中采用603标准装甲钢作为背板组合，钢背板在测试后的压痕呈现圆形
大面积压痕损伤，如图7所示。

验证了6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料
中陶瓷球受力传递均匀，与分布状态相似。

图7 复合靶板抗30 mm穿甲弹测试后钢背板弹坑形貌Fig.7 The deformation morphology of steel board
6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料侵彻过程的破坏形式主要包括重复开坑，陶瓷球粉碎、基体金属断裂，粉体沿侵彻的相反方向流动同时弹丸向靶板内推进几个过程。

从能量角度分析弹丸侵彻金属约束陶瓷球复合材料，弹丸从侵彻开始到终止，弹丸的初始动能全部转换为在金属约束陶瓷球复合材料中传播的冲击波、透射波和反射波能量，具体包括陶瓷球粉碎能量、基体金属变形与断裂能量、弹体与陶瓷、金属混合粉末反向移动摩擦热能、以及侧向挤压和反射波共同作用下金属约束陶瓷球复合材料反向锥形撕裂能量。

高速前进与旋转的弹头对装甲材料产生强烈的冲击、研磨及产生高温，导致装甲材料破坏，由于陶瓷球受金属基体紧凑约束，陶瓷良好的抗冲击、绝热性能和金属基体高强韧性能相结合，金属约束陶瓷球复合材料着弹后，随着弹头不断前行破碎陶瓷球，陶瓷破碎、粉末反向流动，不断磨蚀、磨损弹丸的质量消耗能量。

对陶瓷球施加三维约束，限制陶瓷在弹丸冲击作用下扩容与飞溅，不仅可以增加弹丸在陶瓷材料内的驻留时间，提高装甲抗弹能力，而且可以提高装甲抗重复打击性能。

在弹丸刚接触到靶板时，由于接触界面产生的接触应力大于复合材料的压缩强度，在着弹点陶瓷球形成一个碎裂的锥体，碎片和粉末在冲击载荷作用下，将产生横向和反冲击方向流动，弹体在进一步侵彻过程中将受到陶瓷碎块的进一步磨蚀而消耗动能，并使其头部形状变钝，弹丸的速度和能量都降低，直至能量消耗殆尽。

弹丸撞击靶板的同时会在靶板内产生压缩波和与弹丸反向传播的拉伸波。

一种是根据金属约束陶瓷球复合材料的排列顺序，压缩波沿着弹丸入射方向约45°角反向向外扩展，将弹丸冲击波向背板方向传递，由于承载面积迅速增大，对背板的冲击力迅速分散。

另一种是当这个压缩波到达靶板背面时将反射为拉伸波。

反射拉伸波与入射压缩波相互叠加产生的拉应力，导致基体金属裂纹形成并在拉应力作用下迅速扩展，随着弹丸的继续深入，参与反向流动的材料不断增多，作用力也急剧增大，形成与侵彻方向成约-45°角反向扩展破坏裂纹，并带有一定动能的蹦落物飞离靶板；基
体金属撕裂能有效吸收弹丸传递到靶板中的能量，此外破片的飞出也能带走大量动能从而消耗弹丸传递到靶板中的能量。

6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料
的抗弹破坏模式分析，如图8所示。

复合材料抗30 mm穿甲弹的破坏形貌，如图9所示。

这与前面仿真模拟得到的复合材料破坏形式相吻合。

对于金属约束陶瓷球复合材料，陶瓷球具有高强度、高硬度的特点，在与弹丸作用过程中钝化弹头；陶瓷球受力时与相邻球体发生碰撞，把弹丸的集中冲击载荷变成分布载荷，增大了弹丸作用面积；硬质陶瓷球与金属材料交替排布，抑制了冲击波对陶瓷损伤裂纹扩展，加快了弹丸的激波反射和衰减速率，达到了分散能量延长冲击波作用时间的优良效果。

陶瓷球层的曲面结构诱使弹丸在侵彻过程中易发生偏转，使金属约束陶瓷球复合材料具有更高的抗侵彻性能。

因此，金属约束陶瓷复合材料将具有优异的抗弹性能。

图8 复合靶板抗弹测试后复合材料弹坑形貌示意图Fig.8 Sketch map of deformation shape of composite target
图9 复合靶板抗30 mm穿甲弹测试后复合材料弹坑形貌Fig.9 Deformation condition of composite material target
3 结论
(1)通过挤压铸造浸渗成型的方法制备了6061铝合金约束直径为6 mm的Al2O3陶瓷球复合材料，解决了金属基体对多层陶瓷球的浸渗问题。

复合材料的密度为3.3～3.4 g/cm3，陶瓷球在复合材料中所占的体积分数为40%～45%。

(2)通过12.7 mm穿燃弹和30 mm穿甲弹对6061铝合金约束Al2O3陶瓷球复合材料进行了抗弹性能测试，结果表明复合材料抗12.7 mm穿燃弹的质量防护系数大于2.2，抗30 mm穿甲弹的质量防护系数大于1.7。

(3)金属约束陶瓷球复合材料能够约束陶瓷材料在外力作用下的变形及移动，提高了陶瓷材料破坏值，充分发挥了陶瓷材料高硬度及耐高温的优势，使高速弹丸消耗能量，产生自身碎裂，同时金属基体良好包裹陶瓷球时能发挥复合材料软硬相交替的多层增韧作用，大幅提高了材料的综合防护性能。

参考文献
【相关文献】
[ 1 ] 蒋志钢，曾首义，申志强. 轻型陶瓷复合装甲结构研究进展[J]. 兵工学报，2010, 31(5): 603-610.
JIANG Zhigang, ZENG Shouyi, SHEN Zhiqiang. Research progress on lightweight ceramic composite armor structure[J]. Acta Armamentarii, 2010, 31(5): 603-610.
[ 2 ] 刘薇，杨军. 装甲防护材料的研究现状及发展趋势[J]. 材料热处理技术，2011, 40(2): 108-111. LIU Wei, YANG Jun. Current status and development of armor protective material[J]. Material & Heat Treatment, 2011, 40(2): 108-111.
[ 3 ] 胡玉龙，蒋凡. 装甲陶瓷的发展现状和趋势[J]. 兵器材料科学与工程，1996, 19(5): 37-42.
HU Yulong, JIANG Fan. Development and current status of armor ceramics[J]. Ordnance Material Science and Engineering, 1996, 19(5): 37-42.
[ 4 ] WANG Q, CHEN Z H, CHEN Z F. Design and characteristics of hybrid composite armor subjected to projectile impact [J]. Materials and Design, 2013, 46(4): 634-639.
[ 5 ] ZENG H B, PATTOFATTO S, ZHAO H, et al. Perforation of sandwich plates with graded hollow sphere cores under impact loading[J]. International Journal of Impact Engineering, 2010, 37(11): 233-237.
[ 6 ] JOVICIC J, ZAVALIANGOS A, KO F. Modeling of the ballistic behavior of gradient design composite armors [J]. Composites: Part A, 2000, 31(8): 773-784.
[ 7 ] 蒋宝权，李玉龙，刘元镛，等. SiC增强颗粒分布规律对梯度装甲板抗侵彻过程的影响[J]. 爆炸与冲击，2005, 25(6): 493-498.
JIANG Baoquan, LI Yulong, LIU Yuanyong, et al. Effects of SiC particle reinforcement distribution on the penetration of functionally graded armour[J]. Explosion and Shock Waves, 2005, 25(6): 493-498.
[ 8 ] 刘桂武，倪长也，金峰，等. 陶瓷/金属复合装甲抗弹约束效应述评[J]. 西安交通大学学报，2011, 45(3): 7-24.
LIU Guiwu, NI Changye, JIN Feng, et al. Review of anti-ballistic confinement effects of ceramic-metal composite armor[J]. Journal of Xi’an Jiaotong University, 2011, 45(3): 7-24. [ 9 ] 晏麓晖，曾首义，蒋志刚，等. 陶瓷厚度与约束对陶瓷复合靶抗弹性能的影响[J]. 弹道学报，2009, 21(3): 15-22.
YAN Luhui, ZENG Shouyi, JIANG Zhigang, et al. Effects of ceramic thickness and confinement on performance of ceramic composite targets[J]. Journal of Ballistics, 2009, 21(3): 15-22.
[10] KIM I K, WANG H, WEISS S J, et al. Embedded wideband metaresonator antenna on a high-impedance ground plane for vehicular applications [J]. IEEE Transaction on Vehicular Technology, 2012, 61(4): 1665-1672.
[11] CHIN E S. Army focused research team on functionally graded armor composites [J]. Material Science & Engineering A, 1999, 259(2): 155-161.
[12] 侯海量，朱锡，李伟. 轻型陶瓷/金属复合装甲抗弹机理研究[J]. 兵工学报，2013, 34(1): 105-114.
HOU Hailiang, ZHU Xi, LI Wei. Investigation on bullet proof mechanism of light
ceramic/steel composite armor[J]. Acta Armamentarii, 2013, 34(1): 105-114.
[13] SHENLLAN D. Impact failure mechanisms in alumina tiles on finite thickness support and the effect of confinement [J]. International Journal of Impact Engineering, 2000, 24(3): 313-328.
[14] 李聪. 刚玉球/铝合金复合材料的制备及其抗弹性能研究[D]. 南京：南京航空航天大学，2008.
[15] 郭锐，南博华，周昊，等. 点阵金属夹层结构抗侵彻试验研究[J]. 振动与冲击，2016, 35(24): 45-50.
GUO Rui, NAN Bohua, ZHOU Hao, et al. Experiment assessment of the ballistic response
of a hybrid-cored sandwich structure[J]. Journal of Vibration and Shock, 2016, 35(24): 45-50.。