Research on ceramic fragmentation behavior of lightweight ceramic/metal composite armor during vertical penetration
-
摘要: 为探讨轻型陶瓷复合装甲抗侵彻过程中陶瓷的碎裂行为，采用12.7 mm穿燃弹对不同背板厚度及陶瓷厚度下陶瓷/金属复合装甲进行弹道冲击试验。通过观测回收的靶体陶瓷宏观破坏特征，分析不同厚度组合与陶瓷主要破坏特征之间的关系；并通过对陶瓷碎块的多级筛分称重，分析不同厚度组合下陶瓷面板的碎块尺度分布规律。结果表明，陶瓷锥是陶瓷面板的主要破坏形态，其宏观裂纹主要有：径向裂纹、环向裂纹和锥形裂纹。陶瓷锥内可细分为由高压缩应力引起的粉末状较小陶瓷碎块组成的陶瓷粉碎锥和由应力波造成的较大片状陶瓷碎块组成的陶瓷破碎锥。冲击后陶瓷锥内陶瓷碎片尺度分布满足Rosin-Rammler分布模型，当背板厚度增大时，陶瓷半锥角增大，导致陶瓷锥整体体积增大，破碎区占比亦增大，产生的陶瓷碎块以大粒径碎块为主，陶瓷锥内整体破碎尺度增大。当陶瓷厚度增大时，陶瓷锥半锥角及径向裂纹数量基本不变，陶瓷锥内粉碎区占比增大，整体破碎尺度减小。
-
关键词:
- 轻型陶瓷复合装甲 /
- 碎块尺度 /
- 陶瓷锥 /
- 12.7 mm穿燃弹 /
- SiC陶瓷
Abstract: In order to investigate the ceramic fragmentation behavior of light ceramic composite armors in the process of anti-penetration, ballistic impact tests of ceramic/metal composite armors with different back cover and ceramic thicknesses using a penetrating projectile of 12.7 mm in diameter was carried out. The target was installed in a recycling bin, and the recovery rate of ceramic fragments was above 95%. By observing the macroscopic failure characteristics of the recovered target ceramics, the relationship between different thickness combinations of the ceramics and the main failure characteristics was analyzed. And through the multi-stage screening and weighing of the ceramic fragments, the size distribution law of the ceramic fragments with different thickness combinations was analyzed. The results show that the fracture cone of the ceramic was the main failure characteristic of the ceramic panel, and the macroscopic cracks mainly include radial cracks, ring cracks and conical cracks. The ceramic cone can be subdivided into a crushing zone composed of small powdered ceramic fragments caused by high compressive stress and a broken zone composed of large ceramic fragments caused by stress waves. The size distribution of the ceramic fragments in the ceramic cone after impact satisfies the Rosin-Rammler distribution model. With the increase of the back plate thickness, the half conical angle of the ceramic cone increases, which leads to increases in the overall volume of the ceramic cone and the proportion of the broken zone. The resulting ceramic fragments are mainly large size fragments, and the overall broken size in the ceramic cone increases. When the ceramic thickness increases, the half conical angle and the number of radial cracks remain basically unchanged, the proportion of the crushing zone in the ceramic cone increases, and the overall crushing size decreases. -
为提高桥梁的抗爆能力，重要桥梁工程结构和构件的抗爆性能亟待提高。关于桥梁的抗爆性能已有较多研究[1-2]。张宇等[3]在总结桥梁结构抗爆的基础上，认为起主要支撑作用的桥墩对爆炸冲击的敏感性较大。Suthar[4]通过对比地震作用与爆炸冲击作用下桥墩的破坏模式，发现桥墩在爆炸冲击作用下会发生局部破坏，但不会产生较大水平位移。Williams等[5]基于整体现浇桥墩的受爆实验，认为在桥墩抗爆性能中抗剪设计比抗弯设计更重要。在一些大型桥梁中，预制拼装桥墩已被一定程度地应用[6-7]。王震等[8]、Bu等[9]、Zhang等[10]对其地震作用和冲击荷载展开了理论分析、实验研究及数值模拟工作。但爆炸冲击不同于低速冲击和地震作用，其瞬时冲击会对桥墩造成巨大的剪切效应，且预制拼装桥墩由于墩身不连续而抗剪能力较弱，故有必要深入研究预制节段桥墩在爆炸作用下的响应及其抗爆性能。
本文中基于ANSYS/LS-DYNA建立圆形截面预制节段拼装桥墩的三维实体分离式模型，结合实验数据验证该三维分离式模型的准确性；在此基础上，讨论节段长细比、初始预应力水平和桥墩体系类型3种关键设计因素对圆形截面预制节段拼装桥墩的爆炸响应及损伤影响；通过对爆炸冲击作用下各预制拼装桥墩动态响应与损伤结果的对比分析，研究此类桥墩的抗爆性能及其关键影响因素，以期为今后预制装配式桥墩的抗爆设计与研究提供参考。
1. 有限元模型
1.1 模型介绍
基于Rutner等[11]对桥墩的调查，选取的桥墩结构原型如图1所示。有限元模型取桥墩的主要部分，如图2(a)所示。目前对节段拼装桥墩的抗爆试验还没有统一的尺寸标准，但根据美国太平洋地震工程研究中心（PEER）[12]的桥墩尺寸统计，抗震试验桥墩直径多为40～50 cm。本文中取墩高为3 m，圆形截面直径为0.5 m。按规范JTG D62—2004[13]对墩身进行配筋。纵筋采用10根
∅ 16 mm钢筋，截面配筋率1.02%，箍筋采用∅ 8 mm钢筋，箍筋间距10 cm，混凝土保护层厚度取4 cm。采用共节点法来假设钢筋和混凝土之间位移完全协调[14]，如图2(b)所示。不同炸药当量可换算为TNT炸药当量[15]，鉴于恐怖炸弹规模的推算[16]及本文研究重点，炸药当量拟取52 kg TNT，爆炸中心离墩身表面2 m。炸药高度按文献[1]对不同车型的汽车炸弹TNT当量及爆炸高度大致范围的统计结果，取爆炸中心离地面0.2 m。
混凝土、空气及炸药采用Solid164单元，钢筋采用Beam161单元。通过网格收敛性分析，对于桥墩节段，混凝土网格边长约为2.5 cm，钢筋网格边长3 cm，空气网格2.5 cm。采用ALE (arbitrary Lagrange-Euler) 算法实现流固耦合动态分析，空气四周设置为无边界反射条件。
模拟中，桥梁结构上部恒载考虑为墩身设计轴压的20%，在模拟过程中保持不变。在预制节段拼装桥墩中，对墩身施加预应力，一般设置初始预应力值使得初始轴压比为10%（即初始预应力水平为10%）。
为模拟节段拼装桥墩的边界条件，模型中采用简化的盖梁与基础，根据文献[17]对船撞击桥墩的模拟结果，在模拟中对基础施加固定边界。为防止节段间混凝土的相互渗透，节段间采用面面自动接触算法控制。根据文献[18]的建议，节段间静摩擦因数取1.0，动摩擦因数取0.8，指数衰减因数取0.5。
1.2 材料参数及破坏控制
正确选取材料的本构模型是模拟的关键。LS-DYNA对空气及TNT炸药提供了不同的材料，并与状态方程联用描述其压力-体积关系。空气和TNT炸药的材料模型、状态方程及主要参数见表1。
表 1 空气及TNT炸药材料模型及主要参数Table 1. Material model and main parameters of air and TNT explosive材料 材料定义 状态方程 主要参数 空气 *MAT_NULL *EOS_LINEAR_
POLYNOMINALρ0/(kg·m−3） C0~C3, C6 C4, C5 E0/(μJ·m−3) 1.3 0 0.4 2.5 TNT炸药 *MAT_HIGH_EXPLOSIVE_
BURN*EOS_JWL ρ0/(kg·m−3） D/(km·s−1) pCJ/GPa A/GPa B/GPa 1.654 6.93 21 371.2 3.231 注：ρ0为材料密度；E0为空气的单位体积初始内能；D为炸药爆速；pCJ为炸药爆压；C0～C6为状态方程系数；A、B为实验确定常数。 对于钢筋，考虑其应变率效应，采用*MAT_PLASTIC_KINEMATIC进行定义，应变率用Cowper-Symonds模型来考虑。材料参数见表2。
表 2 钢筋材料主要参数Table 2. Main material parameters of steelρ0/(kg·m−3) E/GPa ν σy/MPa ηN/GPa C P 7 850 200 0.2 550 2.1 40 5 注：E为弹性模型，ν为泊松比，σy为屈服强度，ηN为切线模量，C和P为Cowper-Symonds应变率参数。 *MAT_JOHNSON_HOLMQUIST_CONCRETE (HJC)材料模型被广泛用于大应变、高应变速率和高压下混凝土的模拟。预制节段拼装桥墩属于装配式混凝土结构，根据装配式混凝土结构技术规程[19]，桥墩材料取C50混凝土，参数见表3。
表 3 C50混凝土主要参数Table 3. Main parameters of C50 concreteρ0/(kg·m−3) G/GPa FC/MPa T/MPa pC/GPa εC 2.314 33.85 50 5 0.16 0.001 注：G为剪切模量，FC为准静态单轴抗压强度，T为抗拉强度，PC为破碎压力，εC为破碎体积应变。 为了准确控制混凝土的破坏对模拟结果的影响，在模型试算时，提取了迎爆面中心的混凝土应变率，约为200 s−1。根据2组经验公式[20-22]计算混凝土材料的动力增强系数。经计算对比，取抗压动力增强系数为2.2，抗拉动力增强系数为4，即考虑动力增强系数后混凝土极限抗压强度为110 MPa，混凝土极限抗拉强度为16 MPa。此计算值作为*MAT_ADD_EROSION控制混凝土的抗压与抗拉破坏的准则。另外，静力荷载下的典型混凝土极限拉应变为2×10−4（约为极限压应变的1/10），考虑到软化段、应变率的影响，同时防止计算中过多的单元删除，在破坏准则中设置最大主应变为0.02。
1.3 模拟工况
节段长细比（λ）、初始预应力水平和桥墩体系是影响预制节段拼装桥墩爆炸动态响应与损伤的重要因素，因此通过建立不同的有限元模型研究上述因素对其动态响应与损伤的影响。计算工况见表4。
表 4 计算工况Table 4. Calculation cases工况 墩身直径/m 节段长度/m λ 初始预应力水平 桥墩体系 1 0.5 3 6 10% S 2 0.5 1 2 10% S 3 0.5 0.75 1.5 10% S 4 0.5 0.5 1 10% S 5 0.4 0.75 1.875 10% S 6 0.6 0.75 1.25 10% S 7 0.5 0.75 1.5 5% S 8 0.5 0.75 1.5 15% S 9 0.5 0.5 1 5% S 10 0.5 0.5 1 15% S 11 0.5 0.75 M 12 0.5 0.75 10% H 注：S表示预制节段拼装桥墩，M表示整体现浇桥墩，H表示混合体系桥墩。 通过对比工况1~4研究节段长细比中节段高度的变化对结果的影响，通过对比工况3、5、6研究节段长细比中节段直径的变化对结果的影响；通过对比3、4、7~10研究不同初始预应力水平下的动态响应；通过对比工况3、11、12研究不同桥墩体系受爆下的损伤。
2. 模型验证
为了检验本文中模拟方法的准确性，采用相同模拟方法，选取文献[23]中U2B的实验结果进行比较，实验布置见图3。在验证模型中，混凝土柱尺寸和实验相同，见图4。混凝土柱采用纤维含量为2.5%的超高性能纤维增强混凝土（UHPFRC）。纵筋直径16 mm，箍筋直径8 mm。具体材料参数见文献[23]。炸药质量按实验配置采用17.5 kg，爆炸中心距混凝土柱表面1.5 m。在模拟中，混凝土柱一端采用固定约束，另一端不约束柱轴向。轴压为1 000 kN。
在没有初始预应力的条件下，得到了跨中位移时间曲线，如图5所示，柱中最大位移量为30.3 mm，与实验测试结果29.3 mm相差3.4%。破坏状态如图6所示。破坏状态在迎爆面略偏大，在背爆面出现轻微裂缝，破坏状态与实验结果基本一致。这说明本数值模拟是可靠的。
3. 结果分析及讨论
3.1 节段长细比的影响
对于不同高度的节段拼装桥墩，节段长细比λ（节段高度与其直径的比值）是影响节段拼装桥墩抗震破坏的重要因素。故本文中考虑爆炸冲击作用下节段长细比对节段拼装桥墩动态响应及损伤的影响。
对比工况1～4的模拟结果，各墩身底面位移时程曲线如图7所示。可以看出，在桥墩直径相同的情况下，随着节段长细比的减小，桥墩底面的位移逐渐减小。爆炸冲击结束时，桥墩整体位移曲线如图8所示。当1≤λ≤2时，随着节段高度减小，对应的节段间最大相对位移减小，分别为2.07、1.52、0.58 mm。桥墩整体及局部破坏如图9所示，当节段长细比λ=6时，墩身中出现剪切裂缝，表现为剪切破坏；当λ≤2时，墩身主要表现为节段间的相对位移及迎爆面的局部破坏。当λ=2变为λ=1时，局部破坏的面积减少；当λ=1时，底部节段上方接缝混凝土发生破坏，主要是底部节段的微小转角导致接缝混凝土的受压破坏和空气超压导致混凝土受压破坏。墩身由相对位移产生的耗能及底部节段相对位移产生耗能的占比如图10所示，长细比越小，节段越多，由相对位移产生的耗能越多。值得注意的是，当λ由1增加到1.5的过程中，相对位移产生的耗能并没有显著提升。
图 9 不同长细比桥墩的最终破坏及局部放大图Figure 9. Final damage of piers with different slender ratios and their partial
图 10 相对位移的耗能（Ec）曲线Figure 10. Energy consumption (Ec) curve of inter-segment displacement对比工况3、5、6，节段长度不变，节段直径分别为40、50、60 cm，桥墩的整体位移曲线见图8（b）。墩身破坏主要是节段间的相对位移及变形。当λ=1.875时，墩身最大侧移为13.1 mm。当λ=1.25时，墩身最大侧移为5.7 mm。说明当节段高度不变时，增加墩身直径、减小节段长细比可以提升预制节段拼装桥墩的抗爆性能。
综合分析工况1~6：一方面，节段直径不变时，节段长细比减小使墩身由剪切破坏变为节段间相对位移；另一方面，节段高度不变时，节段长细比减小能有效减小墩身的整体位移。说明减小节段长细比可以提升预制节段拼装桥墩的抗爆性能。
3.2 初始预应力水平的影响
在预应力无粘结节段拼装桥墩中，初始预应力一般取初始轴压比的10%。本文中进一步考虑了不同初始预应力水平对爆炸冲击的影响。在模拟中，对λ=1.5（4节段）和λ=1（6节段）两种桥墩分别施加5%、10%、15%的初始预应力。
距离52 kg TNT炸药中心2 m，距离桥墩底部0.2 m（迎爆面中心）的位移-时间曲线见图11。可以看出，随着初始预应力的增加，桥墩的侧移明显减小。对比工况3、7、8可知，4节段桥墩在5%、10%、15%初始预应力下的位移分别为5.5、4.4、3.4 mm，10%、15%初始预应力下的桥墩位移相比5%初始预应力水平侧移减小了20%、22.7%；对比工况4、9、10可知，6节段桥墩在5%、10%、15%初始预应力下的位移分别为5.2、4.0、3.3 mm，10%、15%初始预应力下的桥墩位移相比5%初始预应力水平侧移减小了24%、17.5%。模拟结束时，4节段和6节段桥墩的整体变形曲线如图12所示，可以看出：桥墩整体变形随初始预应力水平的增加而减小，并且节段间的相对位移主要集中在桥墩的下半段。这是因为，节段拼装桥墩产生侧移需要节段间的相对滑动，初始预应力的增加能增加节段间的摩擦力，提升耗能能力；而爆炸产生的冲击破坏是局部的，随着距离的增加，爆炸产生的能量迅速衰减，对远离爆炸中心的地方产生的影响较小。
图 11 迎爆面中心位移-时间曲线Figure 11. Time history of displacement in the center of blast surface
图 12 不同预应力水平时桥墩整体位移曲线Figure 12. Lateral displacement of piers with different initial post-tensioning level3.3 桥墩体系的影响
混合体系是将桥墩的底部节段与基础现浇，再与上部节段拼装的一类桥墩，如图13所示。对混合体系桥墩的抗震性能，已有一些研究[24]。但预制拼装桥墩、整体现浇桥墩及混合体系桥墩在相同爆炸冲击下的动态响应与损伤特性的研究比较有限。
本文中在截面形状、纵筋配筋率、混凝土强度以及爆炸冲击相同的条件下，分析不同桥墩体系对爆炸荷载的响应。另外，因为整体现浇桥墩一般不设置初始预应力，所以只对预制拼装桥墩和混合体系桥墩施加初始预应力，但保证构件恒载相同。
桥身距离底部75 cm处（接缝位置）的位移-时间曲线如图14所示。预制拼装桥墩由于底部节段的整体位移，使底部节段产生较大的滑移（6.4 mm）；而整体现浇桥墩由于墩身的整体弯曲，使该处位移较大（5.8 mm）；混合体系桥墩由于底部节段固结的特点，在该处位移最小（3.2 mm），相比预制拼装桥墩和整体现浇桥墩，位移分别减小了50%、44.8%。
模拟结束时，桥墩整体位移如图15所示，混合体系桥墩与节段拼装桥墩在上部的位移基本相同，节段部分并没有出现破坏，但是出现了节段间的相对位移。图16给出了不同体系桥墩的破坏情况，可以看出，混合桥墩体系的底部节段与基础连接处出现裂缝，与整体现浇桥墩的破坏相同，如图16所示，破坏主要是因为节段接缝处的摩擦和空气超压引起的剪力和弯矩。从总体上说，在爆炸冲击作用下，混合体系桥墩具有预制节段拼装桥墩及整体现浇桥墩的综合特点。
4. 结 论
采用ANSYS/LS-DYNA有限元软件，建立圆形截面预制节段拼装桥墩受爆的三维实体分离式模型。在验证模拟方法可靠的基础上，研究了圆形截面预制节段拼装桥墩在爆炸冲击作用下的动态响应和损伤。研究结果表明：（1）炸药为52 kg TNT，爆炸距离为2 m，爆炸高度为0.2 m，在节段直径不变的情况下，节段长细比λ=6时，预制墩身主要表现为剪切破坏；λ≤2时，底部节段响应表现为局部破坏，墩身响应主要表现为节段间相对位移；在节段高度不变的情况下，节段直径越大，节段最大水平位移越小，墩身整体侧移减小；综合比较表明节段长细比减小有利于提升节段拼装桥墩的抗爆性能；（2）增加初始预应力水平可以减小墩身的侧向位移，从而在一定程度上提高桥墩的抗爆性能；（3）混合体系桥墩在现浇部分表现出弯剪破坏，在节段部分表现出节段间相对位移，总体兼具完全节段桥墩与整体现浇桥墩的破坏特点。
-
图 2 陶瓷/金属复合靶板和回收箱
Figure 2. Schematic of ceramic/metal composite target plate structure and recovery box
图 3 陶瓷面板破坏形貌（试验C12-B5-1）
Figure 3. Destruction morphology of a ceramic panel (test C12-B5-1)
图 4 背板厚度对陶瓷半锥角及径向裂纹的影响
Figure 4. Effect of back plate thickness on the fracture cone angle and the numbers of radial cracks of ceramics
图 5 陶瓷厚度对陶瓷半锥角及径向裂纹的影响
Figure 5. Effect of ceramic thickness on the fracture cone angle and the number of radial cracks of ceramic
图 8 不同背板厚度下陶瓷碎块粒径质量分布
Figure 8. Mass distribution of ceramic fragment sizes under different back plate thicknesses
图 10 不同背板厚度下碎块累计质量分布
Figure 10. Accumulated mass distribution of fragments under different back plate thicknesses
图 11 不同背板厚度下碎块平均特征尺寸和幂指数系数
Figure 11. Average characteristic size and power-exponential coefficient of fragments under different back plate thicknesses
图 9 不同背板厚度下陶瓷碎块粒径质量分布百分比
Figure 9. Mass percentage distribution of ceramic fragment sizes under different back plate thicknesses
图 12 不同陶瓷厚度下陶瓷碎块粒径质量分布百分比
Figure 12. Mass percentage distribution of ceramic fragment size under different ceramic thicknesses
图 13 不同陶瓷厚度下碎块累计质量分布
Figure 13. Accumulated mass distribution of fragments under different ceramic thicknesses
图 14 不同陶瓷厚度下碎块平均特征尺寸和幂指数系数
Figure 14. Average characteristic size and power-exponential coefficient of fragments under different ceramic thicknesses
表 1 弹体和背板材料力学性能
Table 1. Mechanical properties of the projectile and backplane materials
材料 弹性模量/GPa 密度/（kg·m−3） 泊松比 屈服强度/MPa T12A钢 197.57 7830 0.295 3 544 2024铝合金 72.80 2704 0.300 224 
下载: 导出CSV
表 2 SiC陶瓷材料性能
Table 2. Properties of the SiC ceramic
密度/（kg·m−3） 弹性模量/GPa 剪切模量/GPa 泊松比 努氏硬度 断裂韧性/（MPa·m1/2） 3196 420 179.5 0.17 2500 5.3
下载: 导出CSV
表 3 试验靶板结构及主要试验结果
Table 3. Target structure and main test results
试验编号 靶板厚度/mm 初始弹体 毁伤状况 SiC陶瓷面板 2024铝合金背板 质量/g 着靶速度/（m·s−1） C12-B4-1 12 4 48.41 492.8±2 完全穿透 C12-B5-1 12 5 48.32 505.3±2 完全穿透 C12-B6-1 12 6 48.28 495.6±2 完全穿透 C12-B8-1 12 8 48.22 486.9±2 未穿透 C8-B5-1 8 5 48.28 459.6±2 完全穿透 C10-B5-1 10 5 48.37 466.5±2 完全穿透 C12-B5-2 12 5 48.26 479.2±2 完全穿透 C15-B5-1 15 5 48.35 480.2±2 未穿透
下载: 导出CSV
表 4 影响陶瓷半锥角及径向裂纹的各因素数理统计结果
Table 4. Mathematical statistics of the factors affecting the fracture cone angle of ceramics and radial cracks
影响因素 试验编号 锥顶部直径D1/mm 锥底部直径D2/mm 半锥角/(°) 径向裂纹数 样本数量 样本均值−θ 测量不确定度max{|ˉθ−θ|} 背板厚度 C12-B4-1 33.6±0.2 98.5±0.2 10 69.71 2.13 13 C12-B5-1 32.1±0.2 104.2±0.2 12 71.57 1.56 10 C12-B6-1 33.7±0.2 113.6±0.2 14 73.28 1.29 9 C12-B8-1 32.3±0.2 115.8±0.2 19 73.87 3.08 陶瓷厚度 C8-B5-1 31.3±0.2 82.2±0.2 11 72.57 2.34 10 C10-B5-1 31.8±0.2 93.6±0.2 13 72.08 1.83 11 C12-B5-2 32.0±0.2 104.3±0.2 12 71.57 2.38 10 C15-B5-1 31.5±0.2 126.2±0.2 11 72.43 1.57 10 注：试验C12-B8-1由于弹丸未穿透陶瓷复合装甲，导致陶瓷严重破碎，难以统计径向裂纹。
下载: 导出CSV
-
[1] LÓPEZ-PUENTE J, ARIAS A, ZAERA R, et al. The effect of the thickness of the adhesive layer on the ballistic limit of ceramic/metal armours: an experimental and numerical study [J]. International journal of impact engineering, 2005, 32(1−4): 321–336. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2005.07.014. [2] MA T, DU H, YAN Z L, et al. Mechanical property and ballistic performance of silicon carbide [J]. Key Engineering Materials, 2010, 434−435: 72–75. DOI: 10.4028/www.scientific.net/KEM.434-435.72. [3] CUI F, WU G, TIAN M, et al. Effect of ceramic properties and depth-of-penetration test parameters on the ballistic performance of armour ceramics [J]. Defence Science Journal, 2017, 67(3): 260. DOI: 10.14429/dsj.67.10664. [4] SAVIO S G, MADHU V, GOGIA A K. Ballistic performance of alumina and zirconia-toughened alumina against 7.62 armour piercing projectile [J]. Defence Science Journal, 2014, 64(5): 477. DOI: 10.14429/dsj.64.6745. [5] SAVIO S G, MADHU V. Ballistic performance evaluation of ceramic tiles with respect to projectile velocity against hard steel projectile using DOP test [J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 113: 161–167. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2017.11.020. [6] MEDVEDOVSKI E. Ballistic performance of armour ceramics: influence of design and structure: Part 1 [J]. Ceramics International, 2010, 36(7): 2103–2115. DOI: 10.1016/j.ceramint.2010.05.021. [7] MADHU V, RAMANJANEYULU K, BHAT T B, et al. An experimental study of penetration resistance of ceramic armour subjected to projectile impact [J]. International Journal of Impact Engineering, 2005, 32(1−4): 337–350. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2005.03.004. [8] NAIR N S, KUMAR C V S, NAIK N K. Ballistic impact performance of composite targets [J]. Materials & Design, 2013, 51: 833–846. [9] LIU W, CHEN Z, CHEN Z, et al. Influence of different back laminate layers on ballistic performance of ceramic composite armor [J]. Materials & Design, 2015, 87: 421–427. [10] 王文俊. 陶瓷复合装甲防弹机理及防弹性能 [J]. 北京理工大学学报, 1997, 17(2): 147–150.WANG W J. Bulletproof mechanism and bulletproof performance of ceramic composite armor [J]. Transaction of Beijing Institute of Technology, 1997, 17(2): 147–150. [11] 仲伟虹, 张佐光, 梁志勇. 轻质陶瓷/复合材料装甲抗弹机理的研究 [J]. 兵器材料科学与工程, 1998, 21(3): 19–22.ZHONG W H, ZHANG Z G, LIANG Z Y. Study on anti-ballistic mechanism of lightweight ceramic/composite armor [J]. Ordnance Material Science and Engineering, 1998, 21(3): 19–22. [12] HOGAN J D, FARBANIEC L, MALLICK D, et al. Fragmentation of an advanced ceramic under ballistic impact: mechanisms and microstructure [J]. International journal of impact engineering, 2017, 102: 47–54. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2016.12.008. [13] SAVIO S G, RAMANJANEYULU K, MADHU V, et al. An experimental study on ballistic performance of boron carbide tiles [J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38(7): 535–541. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2011.01.006. [14] AKELLA K, NAIK N K. Composite armour: a review [J]. Journal of the Indian Institute of Science, 2015, 95(3): 297–312. DOI: http://journal.iisc.ernet.in/index.php/iisc/article/view/4574/0. [15] 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 H L, ZHU X, LI W. Investigation on bullet proof mechanism of light ceramic/steel composite armor [J]. Acta Armamentarii, 2013, 34(1): 105–114. [16] 蒋志刚, 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 Z G, ZENG S Y, SHEN Z Q. Research progress on lightweight ceramic composite armor structure [J]. Acta Armamentarii, 2010, 31(5): 603–610. [17] 蒋志刚, 谭清华, 曾首义, 等. 陶瓷/金属复合靶板优化设计 [J]. 弹道学报, 2006(2): 69–71. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2006.02.017.JIANG Z G, TAN Q H, ZENG S Y, et al. Optimization of ceramic/metal composite targets [J]. Journal of Ballistics, 2006(2): 69–71. DOI: 10.3969/j.issn.1004-499X.2006.02.017. [18] CAO J, LAI J, ZHOU J, et al. Experiments and simulations of the ballistic response of ceramic composite armors [J]. Journal of Mechanical Science and Technology, 2020, 34(7): 2783–2793. DOI: 10.1007/s12206-020-0611-8. [19] JIUSTI J, KAMMER E H, NECKEL L, et al. Ballistic performance of Al2O3 mosaic armors with gap-filling materials [J]. Ceramics International, 2017, 43(2): 2697–2704. DOI: 10.1016/j.ceramint.2016.11.087. [20] GOEL R, KULKARNI M D, PANDYA K S, et al. Stress wave micro–macro attenuation in ceramic plates made of tiles during ballistic impact [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2014, 83: 30–37. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2014.03.020. [21] MIRKHALAF M, SUNESARA A, ASHRAFI B, et al. Toughness by segmentation: Fabrication, testing and micromechanics of architectured ceramic panels for impact applications [J]. International Journal of Solids and Structures, 2019, 158: 52–65. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2018.08.025. [22] SHOCKEY D A, MARCHAND A H, SKAGGS S R, et al. Failure phenomenology of confined ceramic targets and impacting rods [J]. International Journal of Impact Engineering, 1990, 9(3): 263–275. DOI: 10.1016/0734-743X(90)90002-D. [23] WHITWORTH M B, HUNTLEY J M, FIELD J E. High-speed photography of high-resolution moire patterns [C]// 19th Intl Congress on High-Speed Photography and Photonics. International Society for Optics and Photonics, 1991, 1358: 677−682. DOI: 10.1117/12.23951. [24] TRACY C, SLAVIN M, VIECHNICKI D. Ceramic fracture during ballistic impact [J]. Fractography of Glasses and Ceramics Westerville, 1988, 22(1): 295–306. [25] 余毅磊, 蒋招绣, 王晓东, 等. 背板对氧化铝陶瓷薄板断裂锥形态的影响[J/OL]. 北京理工大学学报, 2021(8): 1−8. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2020.107.YU Y L, JIANG Z X, WANG X D, et al. Effect of backing plate condition on fracture cone shape of alumina ceramic thin tiles [J/OL]. Transaction of Beijing Institute of Technology, 2021(8): 1−8. DOI: 10.15918/j.tbit1001-0645.2020.107. [26] MEYER JR H W, ABELN T, BINGERT S, et al. Crack behavior of ballistically impacted ceramic [J]. AIP Conference Proceedings, 2000, 505(1): 1109−1112. DOI: 10.1063/1.1303659. [27] 刘立胜, 张清杰. 冲击波在陶瓷与梯度材料界面上的传播特性 [J]. 武汉理工大学学报, 2003(8): 1–4. DOI: 10.3321/j.issn:1671-4431.2003.08.001.LIU L S, ZHANG Q J. Propagation characteristics of shock waves at the interface between ceramics and gradient materials [J]. Journal of Wuhan university of technology, 2003(8): 1–4. DOI: 10.3321/j.issn:1671-4431.2003.08.001. [28] GONZÁLEZ-TELLO P, CAMACHO F, VICARIA J M, et al. A modified Nukiyama-Tanasawa distribution function and a Rosin-Rammler model for the particle-size-distribution analysis [J]. Powder Technology, 2008, 186(3): 278–281. DOI: 10.1016/j.powtec.2007.12.011. 期刊类型引用(15)
1. 赵永青，余毅磊，高光发，王永刚，蒋招绣. 超高强钢弹侵彻陶瓷复合靶数值模拟研究. 宁波大学学报(理工版). 2025(01): 54-62 . 
百度学术2. 郑泽森，杨阳，贺璨，曹勇，董方栋，刘靖宇. 止裂层约束下陶瓷板低速冲击损伤行为. 包装工程. 2025(01): 240-248 . 百度学术3. 陆文成，武一丁，余毅磊，马铭辉，周玄，高光发. 不同厚度比的SiC陶瓷-纤维增强树脂基复合材料装甲的损伤失效及其抗弹性能. 复合材料学报. 2025(02): 1125-1139 . 百度学术4. 张涛，孙庆贞，张磊，李香梅. 舰艇复合结构在冲击防护中的研究进展. 水下无人系统学报. 2025(01): 173-182 . 百度学术5. 余毅磊，王晓东，任文科，高光发. 三层组合陶瓷复合装甲的抗侵彻性能及其损伤机制. 兵工学报. 2024(01): 44-57 . 百度学术6. 史安顺，洪晓文，秦超，樊雪飞，夏开朗，孙素杰. 爆炸载荷下拼接陶瓷板膨胀破碎行为及飞散特性研究. 火工品. 2024(01): 65-70 . 百度学术7. 洪晓文，史安顺，秦超，樊雪飞，夏开朗，尹飞. 爆轰驱动陶瓷面背板碎裂行为研究. 兵器装备工程学报. 2024(02): 188-196 . 百度学术8. 郑冰倩，强鹭升，宋萧彤，倪长也，张瑞. 陶瓷混杂点阵夹芯超结构的承载与抗多点侵彻性能. 应用数学和力学. 2024(08): 1037-1046 . 百度学术9. 邹有纯，熊超，殷军辉，范朝阳，朱秀杰，张飒. 陶瓷/钛合金复合装甲抗侵彻性能优化设计研究. 兵器装备工程学报. 2024(10): 69-74 . 百度学术10. 夏习持，李永清，侯海量，李典. 约束对陶瓷/钢复合靶板抗侵彻性能的影响. 高压物理学报. 2023(02): 143-158 . 百度学术11. 贾楠，焦亚男，周庆，何业茂，陈利，万喜莉. 碳化硼陶瓷/超高分子量聚乙烯复合装甲板抗12.7 mm穿甲弹侵彻过程中陶瓷的碎裂行为. 复合材料学报. 2023(06): 3571-3582 . 百度学术12. 武一丁，高光发，王晓东. 不同速度下B_4C陶瓷/铝合金轻型复合靶板抗侵彻行为研究. 南京理工大学学报. 2023(04): 503-513 . 百度学术13. 韩奇，杨阳，刘靖宇，王涛，李世强，曹勇. 止裂层对陶瓷复合防弹插板冲击损伤行为研究. 包装工程. 2023(21): 1-10 . 百度学术14. 马铭辉，武一丁，王晓东，余毅磊，周玄，高光发，褚庆国. Kevlar纤维及碳纤维背衬下SiC陶瓷和弹丸的破碎特性. 高压物理学报. 2023(06): 120-128 . 百度学术15. 张天星，余毅磊，蒋招绣，王晓东，高光发. 薄板氧化铝陶瓷复合装甲抗侵彻行为规律研究. 兵器材料科学与工程. 2022(04): 24-29 . 百度学术其他类型引用(8)
-
下载:
百度学术
计量
- 文章访问数: 558
- HTML全文浏览量: 230
- PDF下载量: 143
- 被引次数: 23