唐昌州，智小琦，郝春杰，范興華

（1.中北大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院，山西 太原 030051；2.晉西工業(yè)集團(tuán)，山西 太原 030027）

防彈衣是士兵生命安全的重要保障。近年來(lái)，隨著現(xiàn)代武器裝備的高速發(fā)展，反步兵武器毀傷能力大大增強(qiáng)，士兵面臨的生命威脅日益嚴(yán)重，因此對(duì)防彈衣的抗侵徹性能提出了更高要求。

迄今為止，針對(duì)防彈材料的抗侵徹性能研究，學(xué)者們已開展了大量的工作。例如：Flanagan 等[1]研究了凱夫拉（Kevlar）層合板在12 g 圓柱彈侵徹下的失效模式，發(fā)現(xiàn)層合板的失效模式與彈丸侵徹速度相關(guān)；Sikarwar 等[2]利用7.5 g 圓錐形彈丸侵徹玻璃/環(huán)氧復(fù)合材料層合板，研究了纖維方向?qū)骨謴匦阅艿挠绊?，發(fā)現(xiàn)當(dāng)采用[0°/90°]鋪層順序時(shí)，纖維層合板的抗彈性能最好；Naik 等[3]研究了E-玻璃纖維/環(huán)氧樹脂層合板抗2.8 g 圓柱彈的侵徹性能，結(jié)果表明，隨著厚度的增加，層合板的抗彈性能大致呈線性增加趨勢(shì)。Majzoobi等[4]、Jordan 等[5]以及鄧云飛等[6]分別研究了3.5、2.85和34.5 g 彈丸的頭部形狀對(duì)纖維層合板抗侵徹性能的影響，發(fā)現(xiàn)層合板的抗彈性能與彈丸頭部形狀相關(guān)，彈丸頭部越尖，層合板的抗彈性能越差。謝文波等[7]研究了碳纖維層合板在不同侵徹角度下抗1.72 g 鋼球的侵徹性能，結(jié)果表明，低速時(shí)，正侵徹下的靶板能量吸收率高于斜侵徹，層合板抗侵徹性能隨侵徹角度的增大而降低，高速時(shí)結(jié)論則相反。秦建兵等[8]利用數(shù)值模擬方法研究了同一厚度、不同層數(shù)的纖維層合板抗5.2 g彈丸的侵徹性能，發(fā)現(xiàn)當(dāng)初速遠(yuǎn)低于或遠(yuǎn)高于彈道極限時(shí)，層合板的抗彈性能幾乎不受纖維層數(shù)的影響；當(dāng)初速接近彈道極限時(shí)，纖維層數(shù)對(duì)層合板的抗彈性能影響顯著，可以通過(guò)適當(dāng)增加纖維層數(shù)的方式來(lái)提高層合板的抗彈性能。此外，針對(duì)纖維層的層間混雜效應(yīng)對(duì)纖維復(fù)合材料抗5.78 g 錐形彈[9]、7.62 mm[10]和12.7 mm[11]穿甲彈侵徹性能的影響問(wèn)題也作了相應(yīng)研究。

從上述研究現(xiàn)狀不難看出，防彈纖維的抗侵徹研究大多圍繞大質(zhì)量彈丸或標(biāo)準(zhǔn)槍彈展開，而關(guān)于抗小質(zhì)量破片的侵徹研究相對(duì)較少。根據(jù)美國(guó)陸軍軍醫(yī)局對(duì)第二次世界大戰(zhàn)后歷次現(xiàn)代戰(zhàn)爭(zhēng)的戰(zhàn)傷數(shù)據(jù)統(tǒng)計(jì)，80%以上的士兵傷亡是由手榴彈、迫擊彈和其他爆炸物的破片所致。美軍納蒂克研究所對(duì)不同彈種爆炸后形成破片的質(zhì)量分布統(tǒng)計(jì)則表明，不同彈丸爆炸后形成的破片質(zhì)量以1 g 以下居多[12]。因此針對(duì)防彈纖維開展抗小質(zhì)量破片侵徹研究具有一定的現(xiàn)實(shí)意義和實(shí)用價(jià)值。

由于鎢合金球形破片材料密度大、強(qiáng)度高、存速高，可有效提高殺傷威力，而Kevlar 目前廣泛應(yīng)用于防彈產(chǎn)品領(lǐng)域，因此，擬針對(duì)小鎢球侵徹Kevlar 軟質(zhì)防彈衣開展試驗(yàn)研究，在此基礎(chǔ)上，利用數(shù)值模擬方法對(duì)侵徹過(guò)程及小鎢球侵徹作用下防彈衣的破壞機(jī)理進(jìn)行研究，并探討不同防彈材料的層間混雜配比對(duì)防彈衣抗小鎢球侵徹性能的影響，以期為提高防護(hù)裝備的防護(hù)性能提供參考。

1 試 驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)布置

試驗(yàn)所用小鎢球的質(zhì)量為0.16 g，直徑為2.8 mm，靶板為FDY3R-01型三級(jí)軟質(zhì)防彈衣，防彈層材料為Kevlar，共45層，總厚度為9 mm。試驗(yàn)利用12.7 mm 滑膛彈道槍發(fā)射置于尼龍彈托中的小鎢球。發(fā)射后，在空氣阻力作用下，鎢球與彈托分離。為防止彈托上靶，在靶板前設(shè)置擋板，擋板上有比彈托小的孔。為測(cè)量小鎢球的著靶速度和剩余速度，在靶前及靶后分別設(shè)置梳妝通斷靶，測(cè)速裝置采用南京理工大學(xué)機(jī)械工程學(xué)院設(shè)計(jì)的NLG202-Z型六路測(cè)速儀，精度為0.1μs。圖1為試驗(yàn)所用的破片及彈托，圖2為試驗(yàn)布置示意圖。本次試驗(yàn)中的侵徹均為正侵徹。

圖1 破片及彈托Fig.1 Fragments and sabots

圖2 試驗(yàn)布置示意圖Fig.2 Schematic diagram of experimental set-up

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

表1給出了小鎢球侵徹防彈衣的試驗(yàn)數(shù)據(jù)。由表1可知，小鎢球侵徹防彈衣的彈道極限在725.3～732.7 m/s之間。由于兩者速度差在15 m/s以內(nèi)，彈道極限可取平均值[13]，故0.16 g 小鎢球侵徹三級(jí)Kevlar 軟質(zhì)防彈衣的彈道極限為729 m/s。

表1 試驗(yàn)數(shù)據(jù)Table 1 Experimental data

圖3給出了防彈纖維的典型破壞狀態(tài)。由圖3(a)可知，在小鎢球侵徹作用下，防彈衣的迎彈面纖維發(fā)生剪切破壞，并產(chǎn)生一個(gè)比鎢球稍大的彈孔，彈孔周圍存在一定的燒焦痕跡。這是由于在剪切過(guò)程中，小鎢球受到劇烈摩擦作用，溫度急劇上升導(dǎo)致彈孔附近發(fā)生一定的燒蝕，因而彈孔直徑比鎢球直徑稍大。而防彈衣的背彈面纖維則在小鎢球侵徹作用下發(fā)生拉伸斷裂破壞。這是由于在侵徹過(guò)程中，纖維將小鎢球的部分動(dòng)能吸收并轉(zhuǎn)化為自身的彈性勢(shì)能，宏觀表現(xiàn)為纖維的拉伸變形。當(dāng)拉伸強(qiáng)度超過(guò)纖維的彈性極限時(shí)，纖維發(fā)生塑性變形，背彈面局部區(qū)域發(fā)生鼓包現(xiàn)象，如圖3(b)、圖3(c)所示。隨著小鎢球的繼續(xù)深入，當(dāng)拉伸強(qiáng)度達(dá)到纖維的斷裂強(qiáng)度時(shí)，纖維發(fā)生斷裂破壞，小鎢球逐步完成穿孔，背彈面纖維與樹脂發(fā)生脫粘現(xiàn)象，如圖3(c)所示。

圖3 防彈纖維的典型破壞狀態(tài)Fig.3 Typical failure states of bulletproof fiber

2 數(shù)值模擬

為進(jìn)一步分析防彈衣在小鎢球侵徹作用下的損傷破壞機(jī)理，并探討不同防彈材料的層間混雜配比對(duì)防彈衣抗侵徹性能的影響，采用數(shù)值模擬方法對(duì)防彈衣抗小鎢球侵徹性能進(jìn)行研究。

2.1 有限元模型的建立

通過(guò)TrueGrid 軟件進(jìn)行建模和網(wǎng)格劃分，鎢球尺寸和防彈衣厚度與試驗(yàn)參數(shù)保持一致。防彈衣選用圓形靶并采用分層建模，每層0.2 mm，共45層，模型均采用8節(jié)點(diǎn)6面體單元。為減小邊界效應(yīng)對(duì)侵徹結(jié)果的影響，靶板直徑定為60 mm（大于鎢球直徑20倍以上）。為保證計(jì)算的時(shí)長(zhǎng)與精度，網(wǎng)格采用漸進(jìn)式。彈靶相互作用的主要區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密，網(wǎng)格尺寸控制在0.10～0.15 mm；其他區(qū)域網(wǎng)格向四周逐漸稀疏過(guò)渡，網(wǎng)格尺寸控制在0.15～1.27 mm；鎢球最小網(wǎng)格尺寸為0.01 mm。為節(jié)省計(jì)算時(shí)間，考慮到模型的對(duì)稱性，模型截取1/4，如圖4所示。

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

利用LS-DYNA 軟件進(jìn)行數(shù)值模擬，采用Lagrange 算法，系統(tǒng)單位制設(shè)定為cm-g-μs。根據(jù)模型結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，在對(duì)稱截面采用對(duì)稱邊界條件。為忽略邊界反射的影響，在靶板邊緣添加非反射邊界條件。彈靶之間的接觸定義為面面侵蝕接觸。防彈衣纖維層與層之間采用固連失效接觸，其失效準(zhǔn)則為

式中： σn為 法向應(yīng)力， σs為 切向應(yīng)力，σNL為層間法向強(qiáng)度， σSL為層間切向強(qiáng)度。參考文獻(xiàn)[14]，σNL設(shè)為25 MPa， σSL設(shè)為20 MPa。

鎢球采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型PLASTIC_KINEMATIC進(jìn)行描述，該模型利用Cowper-Symonds模型考慮了材料的應(yīng)變率效應(yīng)，表達(dá)式為

式中： σy為動(dòng)態(tài)屈服強(qiáng)度； ε˙為有效應(yīng)變率；C、P為應(yīng)變率參數(shù)； σ0為靜態(tài)屈服強(qiáng)度； β為硬化參數(shù)；E為彈性模量；Et為切線模量； εp為有效塑性應(yīng)變，模型采用最大塑性應(yīng)變失效準(zhǔn)則。本次模擬使用的鎢球材料模型參數(shù)[15]見表2，其中： ρ為密度， μ為泊松比， εf為失效應(yīng)變。

表2 鎢球材料模型參數(shù)Table 2 Material model parameters of tungsten sphere

由于防彈衣屬層合結(jié)構(gòu)且具有正交各向異性的特點(diǎn)，故防彈衣采用基于經(jīng)典層合理論和Chang-Chang失效準(zhǔn)則[16–17]的復(fù)合材料損傷本構(gòu)模型COMPOSITE_DAMAGE進(jìn)行描述。該模型能較好地模擬正交復(fù)合材料的失效，其應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系為

式中： ε和 γ為應(yīng)變， σ和 τ為應(yīng)力，G為剪切模量，下標(biāo)1、2、3表示材料的彈性主方向。

Chang-Chang 失效準(zhǔn)則將纖維的失效形式分為以下4種。

（1）纖維的拉伸失效

式中：XT為縱向拉伸強(qiáng)度，SC為面內(nèi)剪切強(qiáng)度， δ為失效參數(shù)。

（2）纖維的壓縮失效

式中：XC為縱向壓縮強(qiáng)度。

（3）基體的拉伸失效

式中：YT為橫向拉伸強(qiáng)度。

（4）基體的壓縮失效

式中：YC為橫向壓縮強(qiáng)度。

參考文獻(xiàn)[18]，根據(jù)試驗(yàn)結(jié)果對(duì)材料參數(shù)進(jìn)行微調(diào)，Kevlar 的材料模型參數(shù)如表3所示。其中：Kf為損壞材料的體積模量，α為非線性剪切應(yīng)力修正系數(shù)，SN為法向拉伸強(qiáng)度，S13和S23為橫向剪切強(qiáng)度。

表3 Kevlar 材料模型參數(shù)Table 3 Material model parameters of Kevlar

2.2 有限元模型的驗(yàn)證

利用上述有限元模型對(duì)各試驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果如表4所示。由表4可知，數(shù)值模擬得到的剩余速度及彈孔尺寸與試驗(yàn)結(jié)果相近，且彈道極限的相對(duì)誤差僅為0.41%，表明該有限元模型及其參數(shù)可靠。不過(guò)值得注意的是，模擬得到的彈孔尺寸均小于試驗(yàn)值。這是由于在數(shù)值模擬中并未考慮溫度對(duì)燒蝕的影響。

表4 仿真值與試驗(yàn)值的比較Table 4 Comparison between simulation results and experimental results

2.3 侵徹過(guò)程及破壞機(jī)理分析

圖5給出了不同著靶速度下防彈衣的破壞情況。由圖5可知，當(dāng)著靶速度v低于彈道極限時(shí)，防彈衣的破壞模式主要表現(xiàn)為迎彈面纖維的剪切破壞和背彈面纖維的拉伸斷裂破壞，并伴隨著一定程度的層間分層破壞，如圖5(a)、圖5(b)所示；當(dāng)著靶速度在彈道極限附近時(shí)，纖維的層間分層破壞顯著，如圖5(c)所示；當(dāng)著靶速度高于彈道極限時(shí)，隨著著靶速度的提高，纖維的拉伸和層間分層破壞程度下降，如圖5(d)、圖5(e)和圖5(f)所示。

圖5 不同著靶速度下防彈衣的破壞情況Fig.5 Failure modes of body armor at different impact velocities

以工況5為例，詳細(xì)分析彈靶相互作用機(jī)制，圖6給出了小鎢球侵徹防彈衣過(guò)程中的von-Mises應(yīng)力變化。由圖6可知：t= 1μs時(shí)，鎢球開始侵徹防彈衣，此時(shí)由于撞擊產(chǎn)生沿防彈衣厚度方向傳播的壓縮波，彈靶接觸區(qū)域的纖維層在壓縮波作用下發(fā)生壓縮變形，并獲得一定的速度，如圖6(a)所示。與此同時(shí)，由于彈靶接觸區(qū)域與非接觸區(qū)域的纖維存在較大的速度梯度，纖維層面內(nèi)產(chǎn)生面內(nèi)剪切波，當(dāng)剪切波強(qiáng)度超過(guò)應(yīng)力極限時(shí)，纖維發(fā)生剪切破壞，如圖6(b)所示。t=5μs時(shí)，壓縮波傳遞至纖維層背面，由于背面無(wú)約束，纖維層背面產(chǎn)生微小拉伸變形，如圖6(c)所示，并且壓縮波會(huì)在纖維層背面反射形成拉伸波，拉伸波沿侵徹方向相反的方向傳播。隨著侵徹的進(jìn)行，未被侵徹的纖維層拉伸變形加劇，纖維層的破壞模式逐漸由剪切破壞向拉伸變形破壞轉(zhuǎn)變，在此過(guò)程中，當(dāng)拉伸波強(qiáng)度超過(guò)纖維層間結(jié)合強(qiáng)度時(shí)，部分纖維發(fā)生分層破壞，如圖6(d)所示。t=20μs時(shí)，彈靶接觸區(qū)域的纖維層速度與鎢球速度基本相同，未被侵徹的纖維層在鎢球推動(dòng)作用下形成動(dòng)態(tài)變形錐，如圖6(e)所示。隨著鎢球的深入，變形錐錐角逐漸變大。t=26μs時(shí)，變形錐運(yùn)動(dòng)到極限位置，此時(shí)的纖維處于極限拉伸狀態(tài)，如圖6(f)所示。當(dāng)鎢球進(jìn)一步侵徹時(shí)，纖維開始逐層發(fā)生拉伸斷裂破壞，并且纖維的層間分層破壞也不斷加重，如圖6(g)所示。t= 64μs 時(shí)，鎢球貫穿纖維層，侵徹過(guò)程結(jié)束，如圖6(h)所示。

圖6 小鎢球侵徹防彈衣過(guò)程中的von-Mises 應(yīng)力變化（v =748.4 m/s）Fig.6 Von-Mises stressvariation of small tungsten sphere penetrating into body armor (v = 748.4 m/s)

圖7給出了纖維層面內(nèi)的von-Mises應(yīng)力變化。由圖7可知，纖維軸向上的波陣面形狀類似雙扭線，層面內(nèi)的剪切波在彈著點(diǎn)以“十”字形向四周擴(kuò)散。

圖7 纖維層面內(nèi)的von-Mises應(yīng)力變化（v = 748.4 m/s）Fig.7 Von-Misesstress variation on fiber layer (v = 748.4 m/s)

2.4 纖維混雜配比對(duì)防彈衣抗侵徹性能的影響

由2.3節(jié)中對(duì)破壞機(jī)理的分析可知，在小鎢球侵徹作用下，防彈衣的迎彈面發(fā)生纖維剪切破壞，背彈面發(fā)生纖維的拉伸斷裂和層間分層破壞。因此，為了提高防彈衣的抗侵徹性能，可以從提高迎彈面纖維材料的抗剪強(qiáng)度和背彈面纖維材料的抗拉強(qiáng)度兩方面考慮。目前，軟質(zhì)防彈衣大多采用Kevlar 或超高分子量聚乙烯（Ultra-high molecular weight polyethylene,UHMWPE）作為單一防彈材料，雖然后者的防彈性能相對(duì)較好，但價(jià)格相對(duì)昂貴，不如前者應(yīng)用廣泛。由文獻(xiàn)[19]可知，與Kevlar 相比，UHMWPE的密度較小，比強(qiáng)度和比模量較大，具有較高的延伸率和沖擊韌性，但抗剪切性能和耐高溫性能較差。因此，防彈衣迎彈面采用Kevlar、背彈面采用UHMWPE的設(shè)計(jì)既能提高抗侵徹性能，又能減輕防彈衣的重量。為研究在同一厚度下Kevlar 和UHMWPE的混雜效應(yīng)對(duì)防彈衣抗侵徹性能的影響，本研究對(duì)面板為Kevlar、背板為UHMWPE 的不同配比（厚度方向上不同纖維體積分?jǐn)?shù)的比值）的防彈衣抗小鎢球侵徹性能進(jìn)行數(shù)值模擬。

數(shù)值模擬中UHMWPE仍選用COMPOSITE_DAMAGE 本構(gòu)模型進(jìn)行描述，其具體材料模型參數(shù)[18]如表5所示。

表5 UHMWPE材料模型參數(shù)[18]Table5 Material model parameters of UHMWPE[18]

2.4.1混雜配比對(duì)彈道極限的影響

對(duì)小鎢球侵徹結(jié)構(gòu)分別為K1U1、K1U2和K1U4的防彈衣進(jìn)行數(shù)值模擬，結(jié)果如表6所示，其中：K 1U1表示面板Kevlar 與背板UHMWPE的體積配比為1∶1，K 1U2表示面板Kevlar 與背板UHMWPE 的體積配比為1∶2，K1U4表示面板Kevlar 與背板UHMWPE的體積配比為1∶4。

表6 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣彈道極限的仿真結(jié)果Table 6 Simulation results of ballistic limit of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures

圖8給出了小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣時(shí)的彈道極限。由圖8可知，與侵徹由單一Kevlar 制作的防彈衣（用K1U0表示）相比，小鎢球侵徹Kevlar/UHMWPE混雜結(jié)構(gòu)的防彈衣所需的彈道極限更大。當(dāng)Kevlar/UHMWPE 的體積配比分別為1∶1、1∶2和1∶4時(shí)，防彈衣的抗侵徹性能分別提升3.7%、5.3%和4.4%，質(zhì)量分別減少14.1%、18.8%和22.5%。從提高抗侵徹性能和減輕重量?jī)煞矫婵紤]，防彈衣采用Kevlar/UHMWPE纖維體積配比為1∶2的混雜結(jié)構(gòu)時(shí)，抗侵徹性能最佳。

表 7 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的仿真結(jié)果Table 7 Simulation results of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures

圖8 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的彈道極限Fig.8 Ballistic limit of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures

2.4.2混雜配比對(duì)剩余速度的影響

從圖9(b)中可以看出，小鎢球侵徹K1U0結(jié)構(gòu)防彈衣的負(fù)加速峰值最大，即阻力峰值最大。這是由于在0＜t＜7μs階段，纖維層主要以剪切破壞為主，纖維層的剪切強(qiáng)度對(duì)小鎢球侵徹阻力影響較大。由于K1U0、K1U1、K1U2、K1U4結(jié)構(gòu)中Kevlar 的體積分?jǐn)?shù)依次減小，因此對(duì)應(yīng)的防彈衣迎彈面的抗剪性能依次減弱，因而在該階段小鎢球侵徹上述4種結(jié)構(gòu)防彈衣的負(fù)加速度依次減小，即阻力依次減小。t＞7μs時(shí)，纖維層主要發(fā)生纖維斷裂和分層破壞，小鎢球的侵徹阻力受纖維拉伸強(qiáng)度影響較大。由于該階段纖維層的損傷破壞模式較復(fù)雜，且纖維層逐層破壞明顯，因而小鎢球的加速度曲線波動(dòng)較大。但從總體來(lái)看，K1U0、K1U1、K1U2和K1U4結(jié)構(gòu)中的UHMWPE數(shù)量依次增加，K1U0、K1U1、K1U2和K1U4結(jié)構(gòu)防彈衣的背彈面的抗拉性能依次增強(qiáng)，在該階段小鎢球侵徹上述4種結(jié)構(gòu)防彈衣的負(fù)加速度大致呈遞增趨勢(shì)，即阻力依次增大。

圖9 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的速度和加速度變化曲線（v = 775.0 m/s）Fig.9 Velocity and acceleration variation curves of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures (v = 775.0 m/s)

圖10給出了t=7μs時(shí)，小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的仿真結(jié)果。由圖10可以看出，t=7μs時(shí)，對(duì)于K1U1結(jié)構(gòu)的防彈衣，小鎢球還未開始侵徹UHMWPE；對(duì)于K1U4結(jié)構(gòu)的防彈衣，小鎢球已經(jīng)開始侵徹UHMWPE；而對(duì)于K1U2結(jié)構(gòu)的防彈衣，小鎢球剛開始侵徹UHMWPE。t=7μs時(shí)，K1U2結(jié)構(gòu)中Kevlar 的抗剪性能得到充分發(fā)揮，此后UHMWPE的抗拉性能也能得到充分發(fā)揮。因此在K 1U1、K1U2和K1U4結(jié)構(gòu)中，K1U2結(jié)構(gòu)的防彈衣能夠最有效地發(fā)揮Kevlar 和UHMWPE的協(xié)同作用，使得防彈衣的能量吸收最高，體現(xiàn)在鎢球剩余速度最小。

圖10 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的仿真結(jié)果（v =775.0 m/s,t = 7μs）Fig.10 Simulation results of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures(v = 775.0 m/s,t = 7μs)

圖11對(duì)比了小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的剩余速度。由圖11可以看出，在彈道極限附近時(shí)，Kevlar/UHMWPE混雜結(jié)構(gòu)比單一Kevlar 結(jié)構(gòu)的防彈衣的剩余速度要低，吸能效果較好。但隨著著靶速度的提高，兩種結(jié)構(gòu)剩余速度的差異逐漸減小，這主要與靶板的失效模式有關(guān)。當(dāng)著靶速度逐漸提高時(shí)，背部纖維的失效模式會(huì)逐漸從拉伸失效向剪切失效轉(zhuǎn)變。由此可以推測(cè)，在破片高速侵徹時(shí)，纖維混雜結(jié)構(gòu)與單一纖維結(jié)構(gòu)的防彈衣在抗侵徹方面并無(wú)太大差異。

圖11 小鎢球侵徹不同結(jié)構(gòu)防彈衣的剩余速度Fig.11 Residual velocity of small tungsten sphere penetrating into body armor with different structures

3 結(jié) 論

結(jié)合試驗(yàn)，利用數(shù)值模擬對(duì)0.16 g 小鎢球侵徹三級(jí)Kevlar 軟質(zhì)防彈衣的侵徹過(guò)程及破壞機(jī)理進(jìn)行了研究，并探討了Kevlar/UHMWPE混雜配比對(duì)防彈衣抗小鎢球侵徹性能的影響，得到以下結(jié)論。

（1）在小鎢球侵徹作用下，防彈衣迎彈面主要發(fā)生纖維的剪切破壞，而背彈面主要發(fā)生纖維的拉伸斷裂破壞，并伴隨著一定的纖維層間分層破壞。而且隨著著靶速度的提高，纖維的拉伸及分層破壞程度下降。

（2）與單一Kevlar 制作的防彈衣相比，采用面板Kevlar、背板UHMWPE混雜結(jié)構(gòu)的防彈衣抗侵徹性能更好。當(dāng)Kevlar/UHMWPE 的體積配比分別為1∶1、1∶2和1∶4時(shí)，防彈衣的抗侵徹性能分別提高3.7%、5.3%和4.4%，質(zhì)量分別減少14.1%、18.8%和22.5%。從提高抗侵徹性能和減輕重量?jī)煞矫婵紤]，防彈衣采用纖維配比為1∶2的Kevlar/UHMWPE 混雜結(jié)構(gòu)最佳。

（3）在彈道極限附近時(shí)，采用Kevlar/UHMWPE混雜結(jié)構(gòu)防彈衣的吸能效果優(yōu)于單一Kevlar 結(jié)構(gòu)。而隨著著靶速度的提高，兩者的吸能差異逐漸減小。