張雁思,徐豫新,任 杰,馬武偉,王志軍

(1 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,太原 030051;2 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100081;3 中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第725研究所,河南洛陽(yáng) 471023)

陶瓷/玻纖復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)層間位置對(duì)抗破片侵徹性能的影響規(guī)律研究*

張雁思1,徐豫新2,任 杰2,馬武偉3,王志軍1

(1 中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院,太原 030051;2 北京理工大學(xué)爆炸科學(xué)與技術(shù)國(guó)家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,北京 100081;3 中國(guó)船舶重工集團(tuán)公司第725研究所,河南洛陽(yáng) 471023)

為研究陶瓷/玻纖復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)的層間位置對(duì)抗破片侵徹性能的影響規(guī)律,文中采用14.5 mm彈道槍加載方法進(jìn)行了30 g破片對(duì)18 mm厚陶瓷(含有3 mm厚玻纖包裹層)/20 mm厚玻纖復(fù)合板的侵徹試驗(yàn),并獲得了破片的最小貫穿速度。同時(shí),通過(guò)數(shù)值仿真進(jìn)一步研究了復(fù)合板層間位置對(duì)抗破片侵徹性能的影響。結(jié)果表明,當(dāng)靶板總厚度為38 mm左右,30 g破片以1 300 m/s的初始速度侵徹陶瓷/玻纖復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí),陶瓷板與玻纖板的厚度比在0.9.～1.7之間時(shí)其抗破片侵徹能力較好。

沖擊動(dòng)力學(xué);抗侵徹性能;陶瓷/玻纖復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)

0 引言

裝甲對(duì)爆炸產(chǎn)生破片的防護(hù)一直是防護(hù)工程界研究的重點(diǎn)問(wèn)題之一,而具有高防護(hù)性能的輕量化復(fù)合裝甲在軍事工程、航空航天、艦船結(jié)構(gòu)等防護(hù)領(lǐng)域中的應(yīng)用已成為關(guān)鍵。陶瓷材料以其高壓縮強(qiáng)度、高硬度、化學(xué)性質(zhì)穩(wěn)定等特點(diǎn),與其它韌性材料(如鋁合金、鋼或高強(qiáng)度纖維等)的復(fù)合在國(guó)內(nèi)外裝甲結(jié)構(gòu)的應(yīng)用范圍越來(lái)越廣泛[1-5]。Park和Goncalves等[1-2]通過(guò)理論計(jì)算和試驗(yàn)研究了不同厚度的陶瓷/金屬?gòu)?fù)合靶之間的關(guān)系及彈丸侵徹靶板之后損失的質(zhì)量及速度;井玉安等[3]對(duì)鋼/陶瓷/鋼復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)進(jìn)行了優(yōu)化,并結(jié)合Florence模型建立了靶板的抗彈極限速度預(yù)測(cè)模型;杜忠華等[4]利用試驗(yàn)(DOP)與理論分析建立了桿式穿甲彈垂直侵徹限厚陶瓷/玻纖/鋼板復(fù)合靶板的侵徹深度,并討論了靶板厚度變化對(duì)其抗侵徹性能的影響。區(qū)別于具有一定局限性的試驗(yàn)研究會(huì)受到周期和測(cè)試手段等方面的限制與理論研究往往需要進(jìn)行理想化的假設(shè)才能完成,利用數(shù)值仿真方法可較好的模擬出復(fù)雜的物理現(xiàn)象,并可得到侵徹過(guò)程中一些重要參量的變化規(guī)律。如劉水江等[5]利用LS-DYNA軟件研究了破片侵徹陶瓷/FRP復(fù)合靶板過(guò)程中靶板的破壞形式,并分析了侵徹過(guò)程中破片速度的變化。上述研究主要針對(duì)靶板的破壞機(jī)理與破壞模式進(jìn)行,而目前國(guó)內(nèi)外公開(kāi)文獻(xiàn)中對(duì)復(fù)合板層間位置對(duì)其抗破片侵徹能力影響規(guī)律的研究較少。

文中通過(guò)試驗(yàn)獲得了30 g破片侵徹18 mm厚陶瓷(含有3 mm厚玻纖包裹層)/20 mm厚玻纖復(fù)合靶的最小貫穿速度,分析研究了復(fù)合板的變形過(guò)程,同時(shí)基于試驗(yàn)工況利用AutoDyn軟件對(duì)破片侵徹陶瓷/玻纖復(fù)合靶進(jìn)行數(shù)值模擬,通過(guò)仿真結(jié)果研究了復(fù)合板層間位置對(duì)抗破片侵徹性能的影響規(guī)律,得到了單位面密度吸收能有最大值,并對(duì)靶板結(jié)構(gòu)尺寸進(jìn)行了優(yōu)化。

1 試驗(yàn)結(jié)果及分析

1.1 試驗(yàn)結(jié)果

通過(guò)14.5 mm彈道槍驅(qū)動(dòng)破片對(duì)陶瓷/玻纖復(fù)合靶進(jìn)行了侵徹試驗(yàn),試驗(yàn)在中北大學(xué)靶場(chǎng)進(jìn)行,數(shù)據(jù)記錄采用六通道計(jì)時(shí)儀,共進(jìn)行了3發(fā)試驗(yàn)。試驗(yàn)布置如圖1所示。試驗(yàn)用復(fù)合板長(zhǎng)×寬為300 mm×300 mm,陶瓷板材料為Al2O3,板厚度為15 mm,被厚度約為1.5 mm的玻纖包裹,包裹材料與纖維板材料為高強(qiáng)度S玻纖[6],且纖維板厚度為20 mm,如圖2所示。其中針對(duì)陶瓷斷裂強(qiáng)度低且易發(fā)生脆性斷裂的特性,陶瓷板由36塊50 mm×50 mm小塊陶瓷粘接而成,這樣可以使陶瓷板的破壞只發(fā)生在局部的小塊區(qū)域,也有利于提高靶板抗多枚破片侵徹效果。試驗(yàn)所用靶板都由中船重工第七二五所提供。彈體原材料為35CrMnSiA鋼,對(duì)鋼棒料加工成質(zhì)量為30 g的Φ11.2 mm×40 mm的圓柱體破片,再經(jīng)過(guò)二次淬火加一次低溫回火[7]的熱處理后,試驗(yàn)前進(jìn)行了兩組拉伸力學(xué)性能測(cè)試,試驗(yàn)依據(jù)GB/T 228.1—2010 金屬材料-拉伸試驗(yàn) 第1部分:室溫試驗(yàn)方法,所得斷后延伸率為9.12%(標(biāo)準(zhǔn)差:0.08),屈服強(qiáng)度為1 367.6 MPa(標(biāo)準(zhǔn)差:13.3 MPa),抗拉強(qiáng)度為1 689.7 MPa(標(biāo)準(zhǔn)差:6.6 MPa)。試驗(yàn)中復(fù)合靶采用層合結(jié)構(gòu),前置面板為陶瓷板,后置背板為玻纖板,同時(shí)通過(guò)改變發(fā)射藥量來(lái)調(diào)整破片的拋射速度。試驗(yàn)結(jié)果見(jiàn)表1,復(fù)合靶中陶瓷板和玻纖板正面及背面破壞形貌如圖3所示。

圖1 試驗(yàn)布置示意圖

圖2 靶板示意圖

復(fù)合靶結(jié)構(gòu)破片著靶速度/(m·s-1)穿透情況破片剩余速度/(m·s-1)1.5mm玻纖/15mm陶瓷/1.5mm玻纖/20mm玻纖1083.79嵌入01226.37正著靶,貫穿11.431446.94正著靶,貫穿沒(méi)有測(cè)到

表1中第二組破片著靶速度是試驗(yàn)所得破片侵徹復(fù)合板的最小貫穿速度,已非常接近破片的彈道極限[8],其數(shù)值可利用靶板吸能量E得出。已知破片著靶速度ν0、破片剩余速度νr、破片質(zhì)量m,靶板吸能量為:

(1)

當(dāng)νr=0時(shí),破片臨界貫穿靶板時(shí)的靶板吸能量為:

(2)

假定E=Ecr,此時(shí)可求出破片的彈道極限ν50≈1 226.3 m/s。

1.2 吸能機(jī)理分析

試驗(yàn)后,對(duì)試驗(yàn)第二組陶瓷板進(jìn)行的CT掃描照片(由中船重工第七二五所提供)如圖4所示,圖中所標(biāo)孔徑為67.881 mm,陶瓷板損傷區(qū)域集中在中心陶瓷片,相鄰的陶瓷片沒(méi)有發(fā)生明顯破碎,這樣使靶板具有良好的二次防彈效果。破片高速穿透玻纖包裹層撞擊到陶瓷面板上后,迅速墩粗破裂,陶瓷板內(nèi)部會(huì)形成陶瓷碎裂錐[9],產(chǎn)生大量的陶瓷碎片。同時(shí)有玻纖背板的支撐,這些陶瓷碎片只能往破片侵徹的反方向運(yùn)動(dòng),而破片在這破碎侵蝕過(guò)程中速度會(huì)迅速降低,其動(dòng)能也會(huì)大量轉(zhuǎn)換成靶體的內(nèi)能及破片和陶瓷碎片的動(dòng)能。陶瓷板破碎狀況如圖3(a)所示。當(dāng)破片侵徹到玻纖背板時(shí),會(huì)導(dǎo)致玻纖板產(chǎn)生層裂、拉伸破壞及剪切斷裂等破壞形式(如圖3(b)所示),吸收從破片傳遞過(guò)來(lái)的能量,直至破片攜帶破片及陶瓷碎片和纖維板沖賽塊一起穿透靶體,玻纖背板完全破壞。試驗(yàn)所得剩余破片如圖5所示,破片的剩余質(zhì)量為18.45 g,剩余長(zhǎng)度約為25 mm,可以看出破片前端發(fā)生了較大的塑性變形,說(shuō)明試驗(yàn)所用陶瓷板因其高硬度和高抗壓強(qiáng)度,對(duì)在破片侵徹復(fù)合板時(shí)產(chǎn)生的磨損破裂起到了極大的作用。

圖3 復(fù)合靶中陶瓷板和玻纖板正面及背面的破壞形貌

2 數(shù)值仿真

2.1 仿真模型

破片侵徹有限元分析模型是在侵徹試驗(yàn)的基礎(chǔ)上建立的實(shí)體模型。數(shù)值仿真中在兩層板和破片之間設(shè)置Lagrange/Lagrange耦合接觸。仿真模型單位制為cm-μs-g-GPa,考慮到破片與靶板幾何形狀的對(duì)稱(chēng)性,簡(jiǎn)化計(jì)算模型,采用1/4模型建模,模型中每層靶板間隙為0.1 mm,玻纖包裹層及玻纖背板尺寸為100 mm×100 mm,而陶瓷板由4塊50 mm×50 mm小陶瓷板組成,每塊間隔為0.1 mm,玻纖包裹層厚度為1.5 mm,陶瓷面板厚度為15 mm,玻纖背板厚度為20 mm,靶板網(wǎng)格尺寸皆劃分為1.0 mm。破片網(wǎng)格尺寸為0.5 mm,通過(guò)TrueGrid軟件建立數(shù)值仿真幾何模型離散化后導(dǎo)入AutoDyn程序中,其1/4網(wǎng)格模型如圖6所示。靶板四周施加固定邊界條件(Z-velocity為0),工作單元尺寸(work unit size)設(shè)為平均(average)模式,破片施加初始速度后進(jìn)行仿真計(jì)算。彈、靶有限元模型見(jiàn)圖7。

圖4 陶瓷板CT損傷照片

圖5 破片穿透靶板后的破壞形貌

圖6 破片網(wǎng)格模型

根據(jù)AutoDyn自帶的材料庫(kù),文中破片采用Von Mises強(qiáng)度模型,Linear模型描述其材料狀態(tài)變化,失效和侵蝕采用Plastic Strain模型[10],背板材料玻纖參照文獻(xiàn)[11]的研究結(jié)果,用Puff模型描述纖維材料狀態(tài),采用Von Mises強(qiáng)度模型。

圖7 有限元模型

陶瓷的材料模型采用JH-2[12]陶瓷損傷模型。該模型主要包括了對(duì)材料的強(qiáng)度、壓力和損傷的變化關(guān)系的描述,通過(guò)這3部分關(guān)系的耦合,可以描述無(wú)損材料和損傷材料在載荷作用下的響應(yīng)。

2.2 數(shù)值仿真結(jié)果及試驗(yàn)驗(yàn)證

基于第二組試驗(yàn)工況進(jìn)行了數(shù)值仿真,破片初速為1 226.37 m/s,獲得破片侵徹過(guò)程見(jiàn)圖8。同時(shí)以?xún)烧邚椀罉O限為對(duì)比對(duì)試驗(yàn)與數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行驗(yàn)證,見(jiàn)表2。

圖8 破片侵徹復(fù)合靶仿真過(guò)程

復(fù)合靶結(jié)構(gòu)類(lèi)別彈道極限/(m·s-1)誤差1.5mm玻纖/15mm陶瓷/1.5mm玻纖/20mm玻纖試驗(yàn)1226.3數(shù)值仿真1147.51226.3-1147.51226.3=6.42%

試驗(yàn)中破片的剩余質(zhì)量為18.45 g,剩余長(zhǎng)度為25 mm,仿真中破片的剩余質(zhì)量為21.16 g,剩余長(zhǎng)度約為27 mm,有一些差異,這是因?yàn)樵囼?yàn)所用破片在高速侵徹中材料的動(dòng)態(tài)強(qiáng)度會(huì)發(fā)生改變。由上文可知試驗(yàn)回收陶瓷板的孔徑大小為67.881 mm,而仿真中陶瓷板孔徑大小為51.802 mm,有一定差距,但破片也會(huì)在“彈-靶”作用過(guò)程中對(duì)陶瓷板的破裂造成一定影響,這就需要以后工作來(lái)進(jìn)一步優(yōu)化。陶瓷板仿真損傷情況見(jiàn)圖9,可以看出陶瓷破碎區(qū)域主要集中在靶孔周?chē)?相鄰陶瓷有些許裂縫,具有抗二次侵徹的能力,與圖4較吻合。由表2可以看出,彈道極限仿真結(jié)果相較于試驗(yàn)結(jié)果的誤差為6.42%,有較好的一致性,可以為進(jìn)一步的數(shù)值仿真做準(zhǔn)備。

圖9 陶瓷板損傷數(shù)值仿真

2.3 陶瓷/玻纖復(fù)合靶層間位置對(duì)抗破片侵徹性能影響

為探討陶瓷/玻纖復(fù)合靶層間位置對(duì)抗破片侵徹性能的影響規(guī)律,基于以上1.5 mm玻纖層+15 mm陶瓷板+1.5 mm玻纖層+20 mm玻纖板總厚度為38 mm的靶體結(jié)構(gòu),在不改變靶板總厚度的基礎(chǔ)上,選取5種不同厚度的復(fù)合板的結(jié)構(gòu)組合(陶瓷面板+玻纖背版):6 mm+32 mm、12 mm+26 mm、18 mm+20 mm、24 mm+14 mm和30 mm+8 mm,破片以1 300 m/s的初始速度分別侵徹這5種不同層間位置的復(fù)合靶,并就仿真結(jié)果采用單位面密度吸收能Eα來(lái)表征靶板的抗侵徹能力,其計(jì)算公式如下:

(3)

式中:ρ1為陶瓷板密度;ρ2為玻纖板密度;H1為陶瓷板厚度;H2為玻纖板厚度。5種靶體結(jié)構(gòu)仿真計(jì)算出的具體結(jié)果見(jiàn)表3。所得破片剩余速度隨靶體結(jié)構(gòu)變化規(guī)律見(jiàn)圖10,單位面密度吸收能隨靶體結(jié)構(gòu)變化規(guī)律見(jiàn)圖11,不同靶體結(jié)構(gòu)下破片速度隨侵徹時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖12,由圖12求導(dǎo)所得破片阻力加速度隨侵徹時(shí)間的變化規(guī)律見(jiàn)圖13。

表3 不同靶體結(jié)構(gòu)下復(fù)合靶的單位面密度吸收能

圖10 破片剩余速度隨靶體結(jié)構(gòu)變化規(guī)律

由圖10可知,在陶瓷復(fù)合靶總厚度和破片初始速度不變的基礎(chǔ)上,隨著陶瓷面板厚度的增加和玻纖背板厚度的減小,破片貫穿靶板后的剩余速度先是隨之近似于線(xiàn)性減小,當(dāng)陶瓷板大于18 mm且纖維板小于20 mm時(shí),破片剩余速度減小變緩,由此可以看出陶瓷面板厚度的變化對(duì)破片剩余速度的影響很大,但當(dāng)陶瓷板增加到一定厚度時(shí)對(duì)破片侵徹速度的影響開(kāi)始減弱;由圖11可知,靶板的單位面密度吸收能開(kāi)始隨著陶瓷板和玻纖板厚度的變化而迅速增加,在靶體結(jié)構(gòu)為18 mm+20 mm時(shí)達(dá)到最大值,之后又緩慢減小,可以看出當(dāng)復(fù)合靶的面板和背板厚度的組合在一定范圍之內(nèi)時(shí)才能更好地體現(xiàn)出其抗侵徹能力。

圖11 單位面密度吸收能隨靶體結(jié)構(gòu)變化規(guī)律

由圖12可知,破片侵徹不同層間位置的復(fù)合板時(shí),初期的速度都在急速下降,由圖13可知侵徹阻力的減小導(dǎo)致破片速度下降變緩,隨著侵徹發(fā)展,當(dāng)破片侵徹至陶瓷面板與玻纖背板的接觸面時(shí),因背板的支撐使破片侵徹反向加速度增加,所受阻力增大,破片速度下降增快。當(dāng)玻纖板出現(xiàn)剪切帶之后破片侵徹速度減小變緩,反向加速度減小,之后基本變化很小,直至破片完全貫穿。

隨著陶瓷板厚度的增加和玻纖板厚度的減小,破片作用靶板的時(shí)間隨之增加,但除了6 mm+32 mm和12 mm+26 mm這兩種靶體結(jié)構(gòu)情況下破片侵徹速度隨著陶瓷板厚度的增加明顯變化,當(dāng)陶瓷板厚度為18 mm、24 mm和30 mm時(shí),在破片侵徹至玻纖板之前,破片速度及加速度隨時(shí)間的變化規(guī)律相差不大,說(shuō)明陶瓷板厚度增加到18 mm之后對(duì)破片速度的影響已不大,只是延長(zhǎng)了侵徹時(shí)間;破片侵徹至面板和背板接觸面時(shí)(陶瓷板厚度由小到大的結(jié)構(gòu)的時(shí)間t分別約為:20 μs、28 μs、45 μs、50 μs和62 μs),只有玻纖板為20 mm和14 mm厚時(shí)可明顯看出破片速度下降變大,所受阻力也較高,說(shuō)明了玻纖板相對(duì)于陶瓷板的厚度在一定范圍之內(nèi)才能更好的發(fā)揮其抗侵徹能力。

圖12 破片速度隨時(shí)間變化規(guī)律

圖13 破片阻力加速度隨侵徹時(shí)間的變化規(guī)律

復(fù)合靶板各層厚度的設(shè)置十分重要,陶瓷板厚度直接影響到復(fù)合靶整體的抗侵徹能力,同時(shí)玻纖背板的抗沖擊韌性和對(duì)陶瓷板的支撐作用也很關(guān)鍵。由以上分析可知陶瓷板厚度較薄會(huì)導(dǎo)致復(fù)合靶抗侵徹能力下降,而陶瓷板厚度較大時(shí)對(duì)破片侵徹速度影響減小且相應(yīng)增加了復(fù)合靶的面密度;玻纖板厚度也不應(yīng)過(guò)厚,能防止陶瓷碎片反向噴出繼續(xù)作用于背板即可,過(guò)薄則不能充分發(fā)揮在抗侵徹中的優(yōu)勢(shì)。因此在針對(duì)30 g破片以1 300 m/s的速度侵徹總厚度為38 mm左右的陶瓷/玻纖復(fù)合靶時(shí),陶瓷面板與玻纖背板的厚度比在0.9～1.7之間時(shí)復(fù)合靶的抗侵徹能力較好。

3 結(jié)論

1)采用彈道槍加載進(jìn)行了30 g破片對(duì)陶瓷/玻纖復(fù)合板的侵徹試驗(yàn),通過(guò)試驗(yàn)獲得了破片的最小貫穿速度,且采用玻纖包裹的多個(gè)小塊陶瓷粘接的陶瓷板能阻止靶板的整體破裂,起到防多次破片打擊的能力。

2)基于試驗(yàn)工況進(jìn)行了數(shù)值仿真,所得破片彈道極限與試驗(yàn)結(jié)果誤差為6.42%,有較好的一致性,所得破片剩余質(zhì)量及陶瓷板孔徑大小與試驗(yàn)所得有一定差距,需要下一步工作繼續(xù)優(yōu)化。

3)在破片初始速度一定的基礎(chǔ)上,破片剩余速度隨著陶瓷面板厚度的增加和玻纖背板厚度的減小而減小,當(dāng)陶瓷板增加到一定厚度時(shí)對(duì)破片侵徹速度的影響開(kāi)始減弱;靶板的單位面密度吸收能在陶瓷板厚度為18 mm且玻纖板厚度為20 mm時(shí)達(dá)到最大值。針對(duì)30 g破片以1 300 m/s的速度侵徹總厚度為38 mm左右的陶瓷/玻纖復(fù)合靶時(shí),陶瓷面板與玻纖背板的厚度比在0.9～1.7之間時(shí)復(fù)合靶的抗侵徹能力較好。

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Research on the Influence of Ceramic/glass Fiber Composite Protective Structure Interlayer Position on Anti-penetration Performance

ZHANG Yansi1,XU Yuxin2,REN Jie2,MA Wuwei3,WANG Zhijun1

(1 School of Mechatronics Engineering, North University of China, Taiyuan 030051, China;2 State Key Laboratory of Explosion Science and Technology, Beijing Institute of Technology, Beijing 100081, China;3 No. 725 Research Institute, CSIC, Henan Luoyang 471023, China)

In order to research the influence ceramic/glass fiber composite structure interlayer position on fragment penetration performance, in this paper, the penetration test of 30 g fragment to 18 mm ceramic(Containing 3 mm thick glass fiber coating layer)/20 mm thick glass fiber composite structure was done using 14.5 mm ballistic gun load method and the minimum penetration rate of fragment was obtained. At the same time, the influence of composite plate location on the anti-penetration performance of fragment was studied by numerical simulation. The results showed that, while the tatal thickness of target panel was about 38 mm, and 30 g fragment penetrated ceramic/glass fiber composite structure with 1 300 m/s initial velocity, and the thickness ratio between the ceramic plate and the glass fiber board was between 0.9 and 1.7, the anti-penetration performance of fragment was better.

shock dynamics; anti-penetration performance; ceramic/glass fiber composite protective structure

2015-12-07

國(guó)家自然科學(xué)基金(11402027)資助

張雁思(1991-),女,北京人,碩士研究生,研究方向:彈藥工程與毀傷技術(shù)，通訊作者：徐豫新，講師，博士，E-mail:xuyuxin@bit.edu.cn。

TJ012.4

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