组合间隙对纤维_陶瓷复合板抗弹性能的影响

材料学中的纤维增强陶瓷复合材料研究纤维增强陶瓷复合材料（Fiber Reinforced Ceramic Composites, FRCCs）是材料学中的一种重要研究领域。

该类型的复合材料以高强度的纤维材料作为增强体，以陶瓷基质为主体，具有优异的力学性能和耐腐蚀性能。

在本文中，我们将介绍纤维增强陶瓷复合材料的研究进展和应用前景。

1. 纤维增强陶瓷复合材料的概述纤维增强陶瓷复合材料由于其独特的结构和优良的性能，被广泛应用于航空航天、汽车、能源等领域。

这种复合材料的优势在于纤维的高强度和陶瓷的高温稳定性，使得复合材料具有出色的力学性能、抗磨损性和耐高温性能。

2. 纤维增强材料的选择在纤维增强陶瓷复合材料的研究中，选择合适的纤维材料是关键的一步。

常用的纤维材料包括碳纤维、玻璃纤维和陶瓷纤维。

碳纤维具有高强度和低密度的特点，常被用于要求高力学性能的应用中；玻璃纤维则具有良好的耐腐蚀性和电绝缘性能，常被应用于电子领域；陶瓷纤维则具有优异的耐高温性能和抗腐蚀性能。

3. 陶瓷基质的选择陶瓷基质作为纤维增强陶瓷复合材料的主体，对其力学性能和耐腐蚀性能有着重要影响。

常见的陶瓷基质材料包括氧化铝、氧化硼、硅碳化物等。

这些材料具有高硬度、高抗磨损性和抗高温的特点，在高温、高压和腐蚀环境中表现出色。

4. 纤维增强陶瓷复合材料的制备方法制备纤维增强陶瓷复合材料的方法多种多样，常用的方法包括热处理、化学气相沉积和热压等。

其中，热处理是一种常用的方法，通过高温处理可以使纤维和陶瓷基质之间形成结合层，提高材料的界面结合强度。

5. 纤维增强陶瓷复合材料的应用前景纤维增强陶瓷复合材料的优异性能使其在航空航天、汽车工业和能源领域等得到了广泛的应用。

例如，在航空航天领域，纤维增强陶瓷复合材料可用于制作发动机叶片和航天器构件，能够提高其耐磨损、耐高温和耐腐蚀性能。

在汽车工业中，纤维增强陶瓷复合材料可用于制造汽车刹车盘和发动机缸体等部件，具有良好的热传导性能和耐磨损性能，能够提高汽车的安全性和性能。

高强度纤维增强陶瓷复合材料的制备与力学性能研究近年来，随着科学技术的不断进步，高强度纤维增强陶瓷复合材料成为了材料领域的热门研究方向。

这种复合材料具备了陶瓷的高硬度、高温稳定性和化学惰性，同时也融合了纤维的高强度和良好的韧性，因此具有广阔的应用前景。

本文将探讨高强度纤维增强陶瓷复合材料的制备方法以及相关的力学性能研究。

首先，我们需要寻找一种适合的纤维和陶瓷基体材料。

一般来说，常用的纤维材料包括碳纤维、玻璃纤维和陶瓷纤维等，而陶瓷基体材料则可以选择氧化铝、氮化硅、碳化硅等。

不同的纤维和基体材料将影响复合材料的性能和应用范围。

例如，碳纤维和氧化铝基体材料的复合材料在航空航天领域具有广泛的应用，而陶瓷纤维和氮化硅基体材料的复合材料则更适用于高温环境下的应用。

其次，制备高强度纤维增强陶瓷复合材料需要采用适当的方法。

常用的制备方法包括层状堆积法、浸渍法、热压法和化学气相沉积法等。

在层状堆积法中，将纤维和陶瓷分层堆叠，然后进行烧结和热处理，最终得到复合材料。

浸渍法则是将纤维浸泡在陶瓷浆料中，通过多次浸渍和干燥的过程来增加纤维与基体的结合强度。

热压法是将预先制备好的纤维和陶瓷混合物放入模具中，进行高温高压处理，使得纤维与基体更加紧密结合。

化学气相沉积法则是通过化学气相反应沉积纤维和基体材料。

制备高强度纤维增强陶瓷复合材料后，需要对其力学性能进行研究。

首先，可以通过拉伸试验来评估材料的强度和韧性。

拉伸试验通过施加拉伸力，测量材料的拉伸应变和拉伸强度，以此来评估材料的性能。

其次，可以进行压缩试验来研究材料的抗压性能。

压缩试验通过施加压缩力，测量材料的压缩应变和抗压强度，以此来评估材料在受力时的变形和破坏行为。

此外，还可以进行硬度测试、断裂韧性测试以及疲劳寿命评估等试验来全面评估复合材料的力学性能。

高强度纤维增强陶瓷复合材料的制备与力学性能研究为材料领域的发展提供了重要的基础。

通过选择适当的纤维和陶瓷基体材料，并采用合适的制备方法，可以制备出具有优异力学性能的复合材料。

缝合对复合材料力学性能的影响作者：谈昆伦刘黎明刘千段跃新肇研罗辑李超来源：《纺织报告》 2012年第13期1谈昆伦 2刘黎明 3刘千 4段跃新 5肇研 6罗辑 7李超（1、2常州市宏发纵横新材料科技股份有限公司江苏常州 213135）（3、4、5北京航空航天大学材料科学与工程学院北京 100191）（6、7中航集团成都飞机工业有限公司四川成都 610092）[摘要]本文对锁式缝合、链式缝合、无缝合三种碳纤维复合材料进行了拉伸、弯曲、短梁剪强度研究，并分析了其破坏模式。

结果表明，较无缝合复合材料，锁式缝合、链式缝合两种缝合复合材料拉伸及弯曲强度下降，短梁剪强度上升。

[关键词]锁式缝合；链式缝合；拉伸强度；弯曲强度；短梁剪切强度[中图分类号]TS101.92+1先进树脂基复合材料具有强度高、可设计性等优异的特性，在军民用领域应用越来越广泛，但其层合结构导致其层间强度低、层间断裂韧性差、冲击损伤容限低等缺点。

在受到外力作用时，易发生层间开裂，缝合技术是提高复合材料层间性能的最有效途径之一[1-8]。

缝合技术又称缝纫技术是指采用缝合线使多层二维织物构成准三维立体织物或使分离的数块织物连接成整体结构的技术，采用缝合技术制备预成型体进而制备复合材料可以克服传统层合板层间性能差的缺点，但缝合线的引入会导致复合材料面内性能的降低。

本文针对碳纤维经编织物进行锁式缝合、链式缝合，比较两种缝合方式与无缝合复合材料的拉伸强度、弯曲强度及短梁剪强度，深入研究了缝合对复合材料面内及层间强度的影响规律，以及三种复合材料的破坏模式，为缝合复合材料结构件的应用提供科学及工艺基础。

1 实验部分1.1 原材料及设备原材料：两种缝合方式所用缝线均为杜邦公司Kevlar-29缝合线，复合材料树脂体系为CYTEC公司Cycom890树脂，碳纤维采用常州宏发纵横公司T700碳纤维经编织物，面密度为265g/m2。

设备：两种缝合设备分别为北京航空制造工程研究所锁式缝纫机与成都飞机制造有限公司链式缝纫机，拉伸强度、弯曲强度、短梁剪强度均采用Instron5982力学性能测试机。

陶瓷和纤维复合材料的动态性能及防护分析的开题报告一、选题背景随着科技的飞速发展，新材料的应用日趋广泛。

陶瓷和纤维复合材料作为新材料，因其具有高强度、高硬度和高耐磨性等特点，广泛应用于军事、航空航天、运动器材、汽车等领域。

然而，随着使用环境的改变，这些新材料也面临着各种挑战。

在高速冲击、爆炸、火灾等极端情况下，陶瓷和纤维复合材料的性能可能会受到影响，进而影响防护效果。

因此，对这些材料的动态性能和防护分析进行研究具有重要意义。

二、研究内容本研究拟以陶瓷和纤维复合材料为研究对象，重点研究其动态性能和防护分析。

具体研究内容如下：1. 陶瓷和纤维复合材料的动态性能测试。

采用冲击试验、爆炸试验等方法对材料进行测试，获得其动态性能参数，如变形、裂纹扩展、破裂韧性等指标。

2. 基于有限元模拟对陶瓷和纤维复合材料的动态响应进行数值模拟分析。

通过建立合适的有限元模型，模拟材料在各种动态负荷下的响应情况，探究不同材料参数（如组分比例、制备工艺等）对动态性能的影响。

3. 对陶瓷和纤维复合材料在高速冲击、爆炸、火灾等极端情况下的防护性能进行研究。

通过对不同动态负荷下的防护效果进行对比，评估材料对人和设备的防护能力，为实际应用提供科学依据。

三、研究意义本研究的意义在于：1. 全面了解陶瓷和纤维复合材料的动态性能，为材料的应用提供科学依据。

2. 探究不同材料制备工艺和组分比例对动态性能的影响，为材料优化提供参考。

3. 研究材料在高速冲击、爆炸、火灾等极端情况下的防护性能，为国防、安全等领域提供技术支持。

四、研究方法本研究主要采用试验和数值模拟相结合的方法进行研究。

具体操作步骤如下：1. 制备陶瓷和纤维复合材料试件，进行动态性能测试和力学性能测试。

2. 基于试验结果，建立合适的有限元模型，对材料进行数值模拟分析，探究不同参数对材料动态响应的影响。

3. 对不同动态负荷下的试验结果进行统计和分析，得出材料的动态性能参数。

4. 对各项参数进行对比和评估，研究材料在高速冲击、爆炸、火灾等极端情况下的防护性能。

钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能井玉安1,2)　果世驹1)　韩静涛1)1)北京科技大学材料科学与工程学院,北京100083　2)辽宁科技大学材料料科学与工程学院,鞍山114044摘　要　为优化设计钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板,结合薄板冲塞的极限速度方程与Florence 模型建立了钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板的抗弹极限速度预测模型.根据模型,分析了不同面板、背板及陶瓷厚度组合对钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹极限速度的影响,并通过7162mm 普通钢芯弹侵彻钢/Al 2O 3陶瓷/钢复合装甲板试样实验验证了该模型的正确性.结果表明,钢面板厚度小于110mm 时,复合板抗弹极限速度计算值和实验值之间的相对误差在15%以下,陶瓷芯与钢背板的厚度比保持在115～415之间比较合理.关键词　复合装甲;陶瓷;抗弹性能;极限速度;数学模型分类号　TJ 81+014收稿日期:20060109　修回日期:20060626基金项目:国家“863”计划资助项目(No.2002AA334070)作者简介:井玉安(1967—),男,副教授,博士研究生;果世驹(1946—),男,教授,博士生导师 陶瓷/金属复合轻型装甲板将高硬度的脆性材料和高强度的韧性材料结合在一起,具有良好的抗弹效果,在轻型装甲车辆、舰船、坦克以及直升飞机中具有很好的应用,至今已有众多学者对此进行了研究和论述[1-12].Zaera 等[1]利用Tate 和Alekscevskiis 模型对Al 2O 3陶瓷/铝合金复合靶板的抗弹性能进行了分析计算和实验研究,Ben 2Dor 、Lee 、Espinosa 和Wang 等[2-6]利用Florence ’s 模型对陶瓷/金属结构复合装甲的面/背板厚度比进行了优化设计,Park 和G oncalves 等[7-8]也通过理论计算和实验研究了不同厚度的陶瓷片与铝合金背板之间的关系,研究结果表明面/背板厚度比在115～615时复合板的抗弹性能较高.杜忠华等[9-10]对双层及三层陶瓷/金属(钢和铝合金)结构的复合板进行了模拟和实验研究,结果表明中间夹层可以提高靶板的抗弹性能.张晓晴、宋顺成等[11-12]采用模拟方法研究了装甲钢/陶瓷/陶瓷/陶瓷/装甲钢结构的靶板抗钨合金长杆弹的性能.本文结合薄板冲塞的极限速度方程与Florence ’s 模型,在一定的弹击速度和靶板面密度范围内,建立了冲击载荷作用下复合装甲的动态响应理论模型,即以7162mm 普通钢芯弹撞击钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板的模型,并运用该模型分析了靶板的抗弹极限速度、面密度和陶瓷/钢板厚度比之间的关系,最后通过靶试实验对模型进行了验证.1　模型建立将靶板制做成钢板/陶瓷/钢板的结构形式,陶瓷片为正六边形薄片,且中间正六边形陶瓷片夹放在钢蜂窝格孔内,以加强对碎裂的陶瓷片的约束作用.弹靶之间的相互作用是一个复杂的物理过程,当采用7162mm 普通钢芯弹(B2F )撞击钢/Al 2O 3陶瓷/钢复合装甲板时,弹体首先接触表面钢板,钢板被弹尖击穿.但由于中间陶瓷夹层的作用,钢芯弹的弹头很快被镦粗,随着弹体的进一步侵彻,陶瓷开始沿径向和环向产生裂纹并最终形成倒置的锥形.当陶瓷破碎时,变形的弹体连同形成的陶瓷锥一起作用在钢背板上,使钢背板产生鼓包变形或者穿透.据此,在建立模型时,可将钢/陶瓷/钢复合靶板看成是由单层薄板(面板)与陶瓷+背板组合而成的复合靶板(如图1).利用钝头弹垂直碰撞薄板冲塞的剩余速度方程计算出面板在一定初始速度条件下的剩余速度,将此剩余速度作为极限穿透速度代入弹体垂直撞击陶瓷复合靶板的计算公式———Florence 模型,由此计算出来的初始速度即可看作是钢/陶瓷/钢复合靶板的极限穿透速度.根据文献[13]给出的钝头弹垂直碰撞薄钢板冲塞的极限速度方程:V cf=m f m p 4h f τψd f1+m p +m fm f 1+πd 3f 16τψ2m f (1)式中,m f 为弹体垂直穿透薄板时塞块的质量,kg ,m f =πd 2f h f ρf /4;m p 为弹体的质量,kg ,m p =第29卷第4期2007年4月北京科技大学学报Journal of U niversity of Science and T echnology B eijingV ol.29N o.4Apr.2007d p—弹体直径;l—弹体长度;h f—面板厚度;h c—陶瓷芯片的厚度;h b—背板厚度;a—陶瓷锥的底圆半径图1　钢/Al2O3陶瓷/钢复合装甲的简化模型Fig.1　Diagram of steel/ceramic/steel composite armor πd2p lρp/4;d f为弹体垂直穿透薄板时塞块的直径, m;τ是与靶板材料剪切强度有关的参数,通常取静态剪切强度的2～3倍;ψ为钢面板的阻抗系数,ψ=(ρf c f+ρp c p)/(ρf c fρp c p);ρf为钢面板的密度, kg・m-3;c f为钢面板中声波的传播速度,m・s-1;ρp为弹体的密度,kg・m-3;c p为弹体中声波的传播速度,m・s-1.钝头弹垂直碰撞薄板冲塞的剩余速度方程为:V rf=m pm p+m f(V250-V2cf)1/2(2)式中,V50为弹体撞击靶板的极限穿透速度, m・s-1.Zaera等[1]在研究陶瓷/金属复合靶板的抗弹性能时,给出弹体垂直撞击陶瓷/金属复合靶板的极限速度公式为:V c=εrσsbh b0191m p f(a)(3)式中,a为陶瓷锥的底圆半径,a=2h c+d p/2.f(a)=m p[m p+(h cρc+h bρb)πa2]πa2(4)其中,εr为背板材料的破坏应变;σsb为背板材料的屈服强度,MPa;ρc为陶瓷芯片的密度,kg・m-3;ρb 为背板材料的密度,kg・m-3.现假设弹体直径与塞块直径相等,即d p=d f;弹体密度与钢面板密度及钢背板密度相等,即ρp=ρf=ρb=ρ;将式(3)中的V c看作钝头弹垂直碰撞薄板冲塞的剩余速度,即V rf=V c,然后代入式(2)得到:εrσsb h b0191m p f(a)=(V250-V2cf)1+h fl(5)整理式(5),求解V50,则得到钢板/陶瓷/钢板复合靶板的极限速度为:V50=V2cf+1+h fl2εrσsb h b0191m p f(a)1/2(6)设复合板的面密度为A,则有:A=ρf h f+h bρb+h cρc(7)另设芯板与背板厚度比为k,则:k=h c/h b(8)联解式(7)和(8)可得到:h b=A-ρh fkρc+ρ(9)h c=k(A-ρh f)kρc+ρ(10)将式(9)和(10)分别代入方程(1)、(4)和(6),得到复合装甲板的抗弹极限速度V50与面密度A及厚度比k之间的函数关系:V50=V2cf+1+h fl2A-ρh fkρc+ρεrσsb0191m p・πa2+π2a4(A-ρh f)m p1/2(11) 2　模型分析根据式(11),采用Matlab软件可以得到面板厚度一定、面密度一定的情况下,复合装甲板的抗弹极限速度V50随厚度比k的变化关系,如图2所示,式中所用参数见表1.从图2中可以观察到以下规律:随面密度提高(图中曲线1～4),复合装甲的抗弹极限速度迅速提高;面密度一定,钢面板厚度减小时,复合装甲的抗弹极限速度提高;面密度一定时,复合装甲的抗弹极限速度随陶瓷芯/钢背板厚度比增加开始增加,达到一定程度后又开始缓慢减小.根据图2可知,为抵抗56式冲锋枪发射的7162mm普通钢芯弹,欲制作面密度在30kg・m-3以下(图2中曲线2～4),钢面板厚度应在015mm左右(图2(c,d)),陶瓷芯/钢背板厚度比应在3～6左右为佳.为进一步找出陶瓷芯和钢背板的具体厚度,根据式(6)可作出复合装甲板的极限穿透速度与面板厚度、背板厚度以及芯板厚度的关系,如图3所示.・34・第4期井玉安等:钢/Al2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能图2　复合装甲板的抗弹极限速度V 50随芯/背板厚度比的变化Fig.2　Curves of b allistic limit velocity V 50vs.the ratio of ceramic to steel b ack表1　理论计算及靶试实验所用材料及其参数T able 1　Materials and p arameters used in the model and experiments材料名称材质密度/(kg ・m -3)尺寸/mm波速/(m ・s -1)钢面板30CrMo 防弹钢78500125～1105840钢背板30CrMo 防弹钢78500175～2155840材料名称材质密度/(kg ・m -3)尺寸/mm 波速/(m ・s -1)Al 2O 3陶瓷片97瓷3750(310～610)×2595407162mm 弹芯B 2F 钢7850<5176×245560图3　复合装甲板的抗弹极限速度V 50随面板、芯板及背板厚度的变化Fig.3　Curves of b allistic limit velocity V 50vs.steel surface ,ceramic and steel b ack・404・北　京　科　技　大　学　学　报第29卷 从图3中可以看到:复合装甲板的抗弹极限速度随陶瓷芯厚度增加较快,这说明陶瓷芯的厚度对复合装甲板的抗弹极限速度影响较大;此外,钢背板厚度增加时(图中曲线1～4),复合装甲板的抗弹极限速度也迅速增加,但其影响的程度没有陶瓷芯厚度的影响程度大;从四个图的综合情况看,钢面板厚度的变化对复合装甲板的抗弹极限速度的影响不大.由此可见,在设计复合靶板时,应将靶板的质量集中在陶瓷芯和钢背板上,减小钢面板所占比例,以提高钢背板对陶瓷的支撑和约束作用.3　实验研究311　实验设备及方案根据上一节的理论分析,本文设计了靶试样品:靶板总体尺寸为200mm×200mm,钢面板和钢背板材质均为30CrMo装甲钢,厚度为013～215mm,夹层材料为正六边形Al2O3陶瓷片,边长25mm,厚度为3～6mm,钢面板、夹层陶瓷及钢背板之间采用302金属胶粘结而成.实验共制作了八种结构的靶板,对靶板的抗弹极限速度进行了测试,靶板的具体配置和实验结果如表2.实验采用56式步枪发射7162mm普通钢芯弹,钢芯质量为3152～3162g,弹头着靶方式为垂直侵彻.实验测试装置如图4所示,发射枪口距离靶板8m,测速靶间距离Δl为11575m,弹头通过铝箔靶网时将触发一个电脉冲信号,利用超动态示波器记录两个电脉冲信号之间的时间间隔Δt,再通过计算Δl/Δt的比值即可得到弹头撞击靶板的速度.表2　靶板的配置及实验结果T able2　Armor setting and experimental results试样号靶板配置面密度/(kg・m-2)陶瓷/背板厚比极限速度/(m・s-1)靶板的能量吸收/(J・m2・kg-1)实验值计算值误差实验值计算值装甲钢4123310—720——2812—1#110f+318c+0185b281941562640414351424141012 2#015f+318c+210b33181197196631171827142314 3#013f+310c+210b291311565947617271726171319 4#013f+318c+117b291921368957910151928162012 5#013f+610c+015b28181263456216111425111918 6#0f+318c+118b2814211664582191212271921157#0f+610c+115b3413410728817171212271835118#115f+310c+0175b28194104963081937171513519 注:靶板配置中“f”表示钢面板厚度,“c”表示陶瓷芯厚度,“b”表示钢背板厚度1—发射枪口;2—测速靶;3—基准孔;4—待测靶板;5—支撑架; 6—鉴证板;7—收弹器图4　靶试实验设备示意图Fig.4　Schem atic diagram of experimental set-up for projectile penetration into armor312　结果分析图5给出了复合装甲板的抗弹极限速度V50的计算值和实验测试值随面密度变化的情况.从图中可以看出,随面密度变化,计算值和实验测试值的变化趋势基本一致,相对误差在718%～3514%图5　复合装甲板的抗弹极限速度V50随面密度的变化Fig.5　Curves of b allistic limit velocity V50vs.face density之间,只有7#试样的计算值较实测值高,这说明采用式(11)计算抗弹极限速度V50具有一定可信度.此外,从图中还可以看出,抗弹极限速度V50随面密度的提高有增加的趋势.但当面密度为2819 kg・m-2(1#和8#试样)时,V50急剧减小.仔细研・54・第4期井玉安等:钢/Al2O3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能究1#和8#试样的结构配置后就会发现,这两块试样尽管面密度很高,但其背板相对较薄,这说明结构的配置对复合装甲板的抗弹极限速度有很大影响,即在装甲板的组合结构中,应使有效质量移向背板方向,而不应过多地增加面板的厚度.图6给出了复合装甲板的抗弹极限速度V 50的图6　抗弹极限速度V 50随装甲板总厚度的变化Fig.6　Curves of b allistic limit velocity V 50vs.whole thickness计算值和实验测试值随装甲板总厚度的变化规律.从图中可以看出,抗弹极限速度随装甲板总厚度没有明显的变化规律.2#试样尽管总厚度只有613mm ,但该点的计算值和实测值都比较高.#试样的计算值和实测值虽然也比较高,但其总厚度值达到715mm ,面密度为3413kg ・m -2,超出了均质装甲钢的面密度33kg ・m -2.8#试样的总厚度为5125mm ,该点的计算值和实测值较低.5#试样的总厚度为618mm ,虽然比2#试样的厚,但该点的计算值和实测值却比较低.上述分析可见,2#试样的结构配置比较合理.图7给出了面板厚度不同的情况下,复合装甲板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比.结合表2,从图7中可以看出,除1#、3#、8#的计算值和实验值之间相对误差较大外,其余误差较小,在7%～15%之内.其原因主要是在运用式(1)对钢面板抗弹极限速度进行计算时没有考虑陶瓷芯的支撑作用,因此使计算值偏低,误差增大.此外,按照Florence 模型计算陶瓷/钢复合板的抗弹极限速度时,只考虑了陶瓷反锥的作用,没有考虑陶瓷的性能、形状以及约束状况的影响,所以预测值也会偏低.另外,采用7162mm 普通钢芯弹侵彻靶板时,按式(1)～(6)计算复合板的抗弹极限速度没有考虑弹体的变形.而实际靶试后发现,由于钢芯弹头比较软,材质为B2F ,弹头在撞击瞬间被压缩变形成为蘑菇头形状,这与穿燃弹(材质为T12A )弹头的变形机制完全不同(撞击后弹头碎裂而不变形),因此当蘑菇头形状的弹头撞击到陶瓷/钢复合板上时,弹头与复合板的接触面积将大大增加,从而增大了钢背板的变形,提高了复合板的抗弹性能.图7　复合装甲板的抗弹极限速度的实验值与计算值之间的对比(曲线号对应表2中试样号;3、+和○均为实验数据点)Fig.7　Comp ariosn of the armor ’s b allistic limit velocity measured with calculated・604・北　京　科　技　大　学　学　报第29卷 此外,从表2中2#～4#、6#～7#的实验值及其靶板的能量吸收值以及图7还可以看出,对7162mm 普通钢芯弹来说,陶瓷与钢背板的厚度比在115～415之间时比较合理.这可能是因为普通钢芯弹撞击靶板后形成的蘑菇头形状增大了与靶板的接触面积,此时更需要背板具有高的强度、刚度和韧性,从而增强钢背板对陶瓷芯的支撑和约束作用.因此,当陶瓷在复合板中的比例增加时可能反而会降低复合板的抗弹性能.由此可见,在设计复合靶板时应注意钢面板不能过厚,只要能防止碎裂的陶瓷片反向喷出即可,中间陶瓷芯的厚度也不能过厚,前两者过厚相应增加了复合板的面密度,使得钢背板的厚度余量减小,所以应适当增加钢背板的厚度,减小钢面板和陶瓷芯的厚度.根据本次实验结果可知,如果采用99Al 2O 3陶瓷作夹芯,进一步优化结构后,在面密度不超过30kg ・m -2的情况下,可以防住10m 距离内56式冲锋枪发射的7162mm 普通钢芯弹.4　结论面密度相同时,陶瓷夹芯可以提高轻型复合装甲板的抗弹极限速度;即钢/陶瓷/钢结构形式的轻型复合装甲可在一定程度上降低装甲板的面密度.采用组合模型可以定性分析复合靶板的抗弹性能及其影响因素.针对7162mm 普通钢芯弹设计钢/陶瓷/钢轻型复合装甲时,钢面板厚度在015mm 左右时,陶瓷芯与钢背板的厚度比保持在115～415之间时复合装甲板的抗弹极限速度最佳.参　考　文　献[1]　Zaera R ,Sanchez 2galvez V.Analytical modelling of normal andoblique ballistic impact on ceramic 2metal lightweight armours.Int J Imp act E ng ,1998,21(3):133[2]　Ben 2Dor G ,Dubinsky A ,Elperin T ,et al.Optimization of twocomponent ceramic armor for a given impact velocity.Theor Appl Fract Mech ,2000,33(3):185[3]　Ben 2Dor G ,Dubinsky A ,Elperin T.Optimization of two 2compo 2nent composite armor against ballistic pos Struct ,2005,69(1):89[4]　Lee M ,Y oo Y H.Analysis of ceramic/metal armour systems.IntJ Imp act E ng ,2001,25(9):819[5]　Espinosa H D ,Brar N S ,Yuan G ,et al.Enhanced ballistic per 2formance of confined multi 2layered ceramic targets against long rod penetrators through interface defeat.Int J Solids Struct ,2000,37(36):4893[6]　Wang B ,Lu G.On the optimisation of two 2component plates a 2gainst ballistic impact.J Mater Process T echnol ,1996,57(1/2):141[7]　Park M ,Y oo J ,Chung D T.An optimization of a multi 2layeredplate under ballistic impact.Int J Solids Struct ,2005,42(1):123[8]　G oncalves D P ,de Melo F C L ,K lein A N ,et al.Analysis andinvestigation of ballistic impact on ceramic/metal composite ar 2mour.Int J Mach T ools Manuf ,2004,44(2/3):307[9]　杜忠华,赵国志,王晓鸣,等.双层陶瓷复合靶板抗弹性的研究.航空学报,2002,23(2):147[10]　杜忠华,赵国志,欧阳春.多层陶瓷复合轻装甲结构的抗弹性分析.南京理工大学学报,2002,26(2):148[11]　张晓晴,姚小虎,杨桂通,等.陶瓷/金属复合靶板侵彻问题的数值模拟.华南理工大学学报:自然科学版,2005,33(4):69[12]　宋顺成,王军,王建军.钨合金长杆弹侵彻陶瓷层合板的数值模拟.爆炸与冲击,2005,25(2):102[13]　张守中.爆炸与冲击动力学.北京:兵器工业出版社,1993:287Ballistic property of steel/ceramic/steel composite armorJ IN G Y u ’an 1,2),Guo S hij u 1),HA N Ji ngtao 1)1)Materials Science and Engineering School ,University of Science and Technology Beijing ,Beijing 100083,China 2)Materials Science and Engineering School ,University of Science and Technology Liaoning ,Anshan 114044,ChinaABSTRACT A model for predicting the ballistic limit velocity was developed by combining Florence ’s model with the plug equation for the projectile penetration into sheet.The effects of structure parameters ,including facesheet thickness ,ceramic core thickness and back plate thickness ,on the ballistic limit velocity of steel/ce 2ramic/steel composite armor against 7162mm plain steel projectiles was investigated to optimize the armor struc 2ture and identify the validity of the model analytically and experimentally.The results reveal that the model is in good agreement with experimental values ,with the relative error less than 15%,and it is optimum as the thick 2ness ratio of ceramic tile to steel back sheet is between 115to 415.KE Y WOR DS composite armor ;ceramic ;ballistic property ;limit velocity ;mathematical model・704・第4期井玉安等:钢/Al 2O 3陶瓷/钢轻型复合装甲板抗弹性能。

纤维排列方式对复合材料弹塑性性能的影响
许震宇;张若京
【期刊名称】《同济大学学报（自然科学版）》
【年(卷),期】2001(029)007
【摘要】应用一般化单胞方法(generalized method of cels,GMC)计算了纤维在规则排列和随机排列时对单向纤维加强金属基复合材料的总体弹塑性性能的影响.结果表明,纤维排列方式对金属基复合材料的总体弹性行为影响不大,而对总体横向弹塑性行为的影响较大.当纤维体积分数较小时(＜20%),纤维排列方式对于复合材料的本构关系影响不明显.当纤维体积分数较大时(＞20%),纤维排列方式对于复合材料的本构关系影响非常明显,而且纤维排列方式对金属基复合材料的塑性行为的影响顺序与对弹性行为的影响顺序相同.作者应用Bodner和Parton的粘塑性统一模型描述弹塑性相的本构关系,这一模型不假设存在屈服条件,也就不必指定加载和卸载条件,可以在加载和卸载的任何时刻使用相同的公式.
【总页数】5页(P784-788)
【作者】许震宇;张若京
【作者单位】同济大学;同济大学
【正文语种】中文
【中图分类】O344.3
【相关文献】
1.纤维增强复合材料弹塑性性能的细观研究 [J], 张华山;黄争鸣
2.晶须排列方式对复合材料力学性能的影响 [J], 王连生;王爱玲;朱丽梅;刘永姜
3.纤维排列方式对单向纤维加强复合材料弹性常数的影响 [J], 许震宇;张若京
4.纤维排列方式对复合材料总体粘弹性常数的影响 [J], 许震宇同济大学;张若京同济大学;何伟
5.不同排列方式碳纤维复合材料的电磁屏蔽性能 [J],
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纤维增强陶瓷基复合材料的力学性能研究复合材料是由两种或两种以上的材料组成的材料，通过它们的结合可以获得比单一材料更好的性能。

纤维增强陶瓷基复合材料是一种具有广泛应用前景的复合材料，它结合了纤维增强材料的高强度和陶瓷材料的高温稳定性。

本文将探讨纤维增强陶瓷基复合材料的力学性能研究。

首先，我们需要了解纤维增强材料的特点。

纤维增强材料是由纤维和基体材料组成的复合材料。

纤维通常是高强度、高模量的材料，如碳纤维、玻璃纤维等。

基体材料可以是金属、陶瓷或聚合物等。

纤维增强材料的优点在于纤维可以承担大部分的应力，而基体材料则起到固定和保护纤维的作用。

接下来，我们将重点讨论纤维增强陶瓷基复合材料的力学性能。

纤维增强陶瓷基复合材料具有高强度和高刚度的特点，这使得它们在航空航天、汽车制造和军事领域等高强度要求的应用中得到广泛应用。

此外，纤维增强陶瓷基复合材料还具有优异的耐磨性、耐腐蚀性和耐高温性能，这使得它们在航空发动机、燃气轮机和核能领域等高温环境下的应用成为可能。

为了研究纤维增强陶瓷基复合材料的力学性能，科研人员通常采用实验测试和数值模拟相结合的方法。

实验测试可以通过拉伸、压缩、弯曲等加载方式来评估复合材料的力学性能。

数值模拟则可以通过建立材料的力学模型，使用有限元分析等方法来预测和优化复合材料的性能。

在实验测试中，拉伸试验是最常用的方法之一。

通过在拉伸机上施加拉力，可以测量纤维增强陶瓷基复合材料的拉伸强度和断裂应变。

压缩试验和弯曲试验则可以评估复合材料在压缩和弯曲加载下的性能。

除了静态加载，疲劳试验也是研究复合材料力学性能的重要手段，可以模拟材料在长期使用过程中的疲劳破坏情况。

数值模拟方面，有限元分析是一种常用的方法。

通过将复合材料划分为小的有限元单元，并在每个单元上建立力学模型，可以计算复合材料在不同加载条件下的应力和应变分布。

这些模拟结果可以用来预测复合材料的破坏模式和寿命，并指导材料的设计和优化。

除了实验测试和数值模拟，纤维增强陶瓷基复合材料的力学性能还受到纤维体积分数、纤维取向、界面性能等因素的影响。