李永鵬，徐豫新，2，3，4，張健，花培鑫，趙曉旭

(1.北京理工大學(xué) 爆炸科學(xué)與技術(shù)國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；2.高能量密度材料教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，北京 100081；3.北京理工大學(xué) 北京理工大學(xué)重慶創(chuàng)新中心，重慶 401120；4.北京理工大學(xué) 唐山研究院，河北 唐山 063000；5.北京理工大學(xué) 機(jī)電學(xué)院，北京 100081；6.首都師范大學(xué) 信息工程學(xué)院，北京 100048)

0 引言

防護(hù)結(jié)構(gòu)輕量化是武器裝備的一個(gè)重要發(fā)展方向，高強(qiáng)、低密度材料的應(yīng)用及結(jié)構(gòu)整體的優(yōu)化設(shè)計(jì)是實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)輕量化的主要途徑。目前輕金屬合金、陶瓷、纖維增強(qiáng)復(fù)合材料等輕質(zhì)材料廣泛應(yīng)用于抗彈結(jié)構(gòu)。通常通過對(duì)上述輕質(zhì)材料組成復(fù)合結(jié)構(gòu)的合理設(shè)計(jì)，充分發(fā)揮不同材料各自的優(yōu)勢(shì)，實(shí)現(xiàn)結(jié)構(gòu)整體抗彈體侵徹性能的提升。

長期以來，國內(nèi)外就輕金屬合金、陶瓷和纖維增強(qiáng)復(fù)合材料組合而成的防護(hù)結(jié)構(gòu)抗彈性能及機(jī)理進(jìn)行了大量研究。Zou等、Wang等、Gao等和劉國繁等通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真研究了陶瓷、超高分子量聚乙烯(UHMWPE)及TC4鈦合金組合而成復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈吸能機(jī)制，并研究了各組元厚度對(duì)結(jié)構(gòu)整體抗彈性能的影響規(guī)律。Shen等通過試驗(yàn)和數(shù)值仿真，系統(tǒng)研究了彈體形狀對(duì)UHMWPE抗侵徹性能的影響，并詳細(xì)分析了不同形狀彈體侵徹下UHMWPE的變形過程、失效機(jī)制和吸能性能。陳智勇等研究了SiC木質(zhì)陶瓷厚度、形狀、尺寸和布局等對(duì)SiC陶瓷/UHMWPE纖維復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響規(guī)律。劉桂武等通過侵徹試驗(yàn)研究了約束方式對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹性能的影響規(guī)律。胡麗萍等研究了陶瓷厚度、傾角和約束條件等對(duì)大傾角陶瓷復(fù)合裝甲抗彈性能的影響規(guī)律。Hu等研究了彈體侵徹下韌性金屬/陶瓷/UHMWPE/韌性金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞模式以及陶瓷層布置、陶瓷層與UHMWPE層間質(zhì)量分配對(duì)彈道性能的影響。

綜上所述，現(xiàn)有彈體對(duì)陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)的侵徹研究主要集中在復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞模式以及陶瓷板約束方式、動(dòng)能彈侵徹角度、陶瓷塊形狀和面積等對(duì)抗侵徹性能影響規(guī)律方面，對(duì)于組元厚度比對(duì)其抗彈性能影響的研究鮮有報(bào)道。

本文針對(duì)SiC陶瓷板、UHMWPE纖維板層合而成的復(fù)合結(jié)構(gòu)，進(jìn)行12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹試驗(yàn)，獲得不同侵徹速度下復(fù)合結(jié)構(gòu)的防護(hù)效果。建立了彈體對(duì)SiC陶瓷/UHMWPE纖維復(fù)合結(jié)構(gòu)侵徹有限元計(jì)算模型，通過試驗(yàn)結(jié)合數(shù)值仿真，分析復(fù)合結(jié)構(gòu)的破壞機(jī)制，掌握SiC陶瓷板、UHMWPE纖維板厚度對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響規(guī)律，為SiC陶瓷/UHMWPE纖維復(fù)合結(jié)構(gòu)優(yōu)化設(shè)計(jì)提供支撐。

1 彈體侵徹試驗(yàn)

1.1 試驗(yàn)系統(tǒng)及彈、靶材料

采用12.7 mm彈道槍加載彈體對(duì)SiC陶瓷/UHMWPE纖維復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行侵徹試驗(yàn)，試驗(yàn)系統(tǒng)及現(xiàn)場(chǎng)布置如圖1所示。SiC陶瓷與UHMWPE纖維板通過固化粘合劑進(jìn)行粘結(jié)后，采用工字夾固定于靶架，靶前后放置通斷測(cè)速靶，用于測(cè)量著靶速度和彈體穿透靶板后的剩余速度，并采用高速攝影機(jī)捕獲彈體對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)侵徹過程。

圖1 彈道槍試驗(yàn)系統(tǒng)及現(xiàn)場(chǎng)照片F(xiàn)ig.1 Testing system and site for for ballistic rifle

試驗(yàn)所用復(fù)合結(jié)構(gòu)如圖2所示。其中，SiC陶瓷板為迎彈面，密度為3.13 g/cm，尺寸為100 mm×100 mm×6 mm。UHMWPE纖維板為背彈面，UHMWPE纖維板由UD布疊層壓制，密度為0.97 g/cm，纖維板尺寸為150 mm×150 mm×10 mm。

圖2 試驗(yàn)用復(fù)合結(jié)構(gòu)Fig.2 Composite structure for test

1.2 試驗(yàn)結(jié)果及分析

試驗(yàn)通過改變發(fā)射藥量調(diào)整彈體發(fā)射速度，共進(jìn)行10發(fā)，試驗(yàn)結(jié)果列于表1中。

表1 試驗(yàn)結(jié)果Tab.1 Test results

試驗(yàn)8(335.57 m/s撞擊速度)彈體侵徹靶板過程如圖3所示，試驗(yàn)后UHMWPE纖維板破壞形貌如圖4所示。由圖3可見，彈體在穿透靶板后向下偏轉(zhuǎn)，同時(shí)陶瓷板破碎，形成碎塊向前飛濺。結(jié)合圖4可知，UHMWPE纖維板因受到彈體沖擊向后彎曲并凸起，在此過程中粘結(jié)層逐漸失效，剝離面積增大，形成分層破壞。同時(shí)，彈體著靶時(shí)燃燒劑引燃纖維絲，降低了纖維板的抗侵徹能力。彈體貫穿靶板過程中，被引燃的纖維板中心由于彈體剪切作用形成方形破口，纖維板四周由于纖維層凸起而向內(nèi)緊縮，此現(xiàn)象與文獻(xiàn)[11]中的現(xiàn)象一致。

圖3 彈體侵徹靶板歷程(v=335.57 m/s)Fig.3 Process of projectilepenetrating into the target (v=335.57 m/s)

圖4 UHMWPE纖維板典型破壞形貌(v=335.57 m/s)Fig.4 Typical damage morphology of UHMWPE fiberboard(v=335.57 m/s)

2 數(shù)值仿真

2.1 幾何模型及離散化

選用cm-g-μs-Mbar單位制建立彈靶系統(tǒng)1/4模型。彈體侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)時(shí)，由于披甲與彈芯迅速脫離，侵徹作用較小，彈芯起主要侵徹作用，仿真時(shí)只考慮彈芯對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)作用。彈芯頭部為尖卵形，詳細(xì)尺寸如圖5(a)所示，根據(jù)彈芯尺寸建立模型并進(jìn)行離散化，所建立模型的最小網(wǎng)格尺寸為0.3 mm，如圖5(b)所示。

圖5 12.7 mm穿甲燃燒彈彈芯尺寸及數(shù)值仿真模型Fig.5 Core size and numerical simulation model of 12.7 mm API projectile

采用8節(jié)點(diǎn)Solid164三維實(shí)體單元和4節(jié)點(diǎn)Shell163薄殼單元分別建立SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板數(shù)值仿真模型。為模擬纖維板分層失效，在建模時(shí)將整塊纖維板等效為多層板，設(shè)置每層厚為0.5 mm。為提升計(jì)算精度，對(duì)侵徹區(qū)域網(wǎng)格進(jìn)行局部加密，陶瓷和纖維板的最小網(wǎng)格尺寸分別為0.3 mm和0.6 mm。整體模型如圖6所示。

圖6 有限元模型Fig.6 Finite element model

2.2 材料模型及參數(shù)

彈芯材料為高強(qiáng)度合金鋼，選用Johnson-Cook材料模型和Grüneisen狀態(tài)方程予以描述，具體材料參數(shù)列于表2中。SiC陶瓷板采用JH-2模型予以描述，SiC陶瓷材料的強(qiáng)度、剛度屬性、損傷常數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)列于表3中。

表2 彈芯鋼材料參數(shù)Tab.2 Projectile core material parameters

表3 SiC陶瓷板材料參數(shù)[17]Tab.3 SiC ceramic material parameters[17]

UHMWPE纖維板屬于層合結(jié)構(gòu)，選用基于Chang-Chang失效準(zhǔn)則的Enhanced-Composite-Damage(MAT_054)材料模型予以描述，部分材料參數(shù)列于表4中。此外，設(shè)置Enhanced-Composite-Damage模型中APOT=3，并結(jié)合PART-COMPOSITE關(guān)鍵字來定義UHMWPE纖維板中的纖維方向，如圖7所示。

圖7 UHMWPE離散層的不同角度鋪層(藍(lán)色箭頭為單元方向，紅色箭頭為纖維方向)Fig.7 Different angles of UHMWPE discrete layer(blue arrow:grid direction；red arrow:fiber direction)

表4 UHMWPE纖維板材料參數(shù)[5]Tab.4 UHMWPE fiberboard material parameters[5]

彈體與各層靶板之間設(shè)置面面侵蝕接觸。SiC陶瓷板與UHMWPE纖維板之間、UHMWPE纖維板各層之間均設(shè)置固連失效自動(dòng)接觸，纖維板四周施加固定約束，彈體施加初始速度后進(jìn)行仿真計(jì)算。

2.3仿真結(jié)果及驗(yàn)證

為驗(yàn)證上述仿真方法的可靠性，對(duì)試驗(yàn)工況進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算，選取彈體正著靶的4發(fā)試驗(yàn)與仿真對(duì)比，列于表5中。由表5可見，采用上述模型計(jì)算出的彈體剩余速度與試驗(yàn)值誤差最小為-3.22%，最大為2.49%，說明數(shù)值仿真中參數(shù)設(shè)置合理，仿真結(jié)果可信。

表5 剩余速度仿真值與試驗(yàn)值對(duì)比Tab.5 Simulated and test values of residual speed

2.4 抗侵徹機(jī)理分析

將彈體侵徹中復(fù)合結(jié)構(gòu)破壞過程分為陶瓷裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展、纖維板剪切破壞和纖維板彎曲破壞3個(gè)階段，如圖8所示。

圖8 彈體侵徹復(fù)合結(jié)構(gòu)過程Fig.8 Process of projectile penetrating into composite structure

圖8(a)為陶瓷裂紋產(chǎn)生和擴(kuò)展階段。此階段彈體與陶瓷板相互作用，彈體動(dòng)能大幅減小，陶瓷在壓縮波作用下產(chǎn)生微裂紋。當(dāng)壓縮波傳遞到陶瓷板背部界面時(shí)，纖維板因受壓縮降低了對(duì)陶瓷板的支撐作用，陶瓷板內(nèi)部的壓縮波變?yōu)槔觳?，微裂紋逐漸擴(kuò)展成宏觀裂紋。同時(shí)，剪應(yīng)力和拉應(yīng)力的共同作用使陶瓷沿著約70°方向破碎形成陶瓷錐，如圖9所示。陶瓷錐可增大彈體對(duì)纖維板作用面積，避免纖維板的受力集中。

圖9 陶瓷裂紋擴(kuò)展及陶瓷錐的形成Fig.9 Ceramic crack propagation and ceramic cone formation

圖8(b)為UHMWPE纖維板剪切破壞階段。此階段纖維板在應(yīng)力波和陶瓷錐作用下已具一定初始速度和初始變形。彈體接觸區(qū)和周圍協(xié)變區(qū)之間存在明顯速度差，迎彈面發(fā)生剪切破壞。各層纖維在彈體和陶瓷錐共同作用下發(fā)生彎曲變形，當(dāng)應(yīng)力大于纖維的極限應(yīng)力時(shí)纖維層斷裂。由于纖維板為正交鋪層，背彈面表面形成沿纖維方向的近十字形凸起，如圖10所示。

圖10 UHMWPE纖維板背彈面的近十字形凸起Fig.10 “Cross-shaped” protrusions on the back surface of UHMWPE fiberboard

圖8(c)為UHMWPE纖維板彎曲破壞階段。該階段彈體速度繼續(xù)減小，迎彈面纖維板由于吸收彈體動(dòng)能，速度逐漸增加，彈體和靶板之間速度差逐漸減小，相互作用時(shí)間增長，剪切作用逐漸減弱，纖維板的主要破壞模式由剪切破壞過渡為彎曲變形。另外，陶瓷錐的作用使纖維板受力面積不斷增大，彎曲變形范圍逐漸增大。纖維板大范圍變形的同時(shí)，層間分層范圍逐漸增大，形成明顯的層裂現(xiàn)象，如圖11所示。彈體持續(xù)侵入纖維板向前運(yùn)動(dòng)使凸起區(qū)域纖維層達(dá)到強(qiáng)度極限而斷裂，直至貫穿纖維板。

圖11 UHMWPE纖維板的分層破壞Fig.11 Delamination failure of UHMWPE fiberboard

3 復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能影響規(guī)律分析

3.1 復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能與組元厚度相關(guān)性

復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能與組元厚度密切相關(guān)。為研究復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能與組元厚度的相關(guān)性，設(shè)計(jì)16組工況進(jìn)行仿真，通過數(shù)值仿真研究彈道極限速度隨SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度變化規(guī)律。計(jì)算結(jié)果列于表6中，其中和分別為SiC陶瓷板及UHMWPE纖維板的厚度。

表6 彈體對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)侵徹的彈道極限仿真計(jì)算結(jié)果Tab.6 Simulated results of ballistic limit velocity of projectile penetrating into composite structure

根據(jù)表6中數(shù)據(jù)，得到彈道極限速度隨SiC陶瓷板厚度和UHMWPE纖維板厚度曲線如圖12所示。由圖12可見，12.7 mm穿甲燃燒彈對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)的彈道極限速度分別隨SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度的增加線性增加。用和分別表示圖12中彈道極限速度與SiC陶瓷板厚度和UHMWPE纖維板厚度的比值，得到和隨SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度增加的衰減規(guī)律曲線如圖13所示。由圖13可見：和隨SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度的增加而逐漸減小，但二者的變化趨勢(shì)存在明顯差異；當(dāng)SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度相同時(shí)，SiC陶瓷對(duì)復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能的影響較UHMWPE纖維板大。

圖12 彈道極限速度與各組元厚度關(guān)系Fig.12 Relationship between ballistic limit velocity and thickness of SiC ceramic layer

圖13 彈道極限速度/厚度比值隨SiC和UHMWPE厚度增加的衰減規(guī)律Fig.13 Attenuation law of ballistic limit velocity/thickness ratio with the increasein SiC and UHMWPE thickness

3.2 復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能與組元厚度比相關(guān)性

為研究不同面密度下復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈性能與組元厚度比的相關(guān)性，設(shè)置彈體初速度為620 m/s，選取5種不同面密度復(fù)合結(jié)構(gòu)，共27組工況進(jìn)行數(shù)值仿真計(jì)算。復(fù)合結(jié)構(gòu)的吸能性能可用單位面密度吸收能來表征，

(1)

式中：為復(fù)合結(jié)構(gòu)吸收能，本文中用彈體動(dòng)能差來表征；為復(fù)合結(jié)構(gòu)總面密度，=+，和分別為SiC陶瓷和UHMWPE纖維的密度。

通過數(shù)值仿真計(jì)算不同面密度和不同厚度比條件下的彈體剩余速度，并根據(jù)(1)式計(jì)算復(fù)合結(jié)構(gòu)的，結(jié)果列于表7中。

根據(jù)表7中的數(shù)據(jù)，得到彈體剩余速度和單位面密度吸能隨復(fù)合結(jié)構(gòu)組元厚度比關(guān)系曲線如圖14和圖15所示。由圖14和圖15可見，隨著SiC陶瓷與UHMWPE纖維板厚度比的增加，不同面密度復(fù)合結(jié)構(gòu)彈體剩余速度均呈現(xiàn)出先減小后增大的趨勢(shì)，而復(fù)合結(jié)構(gòu)單位面密度吸能則均呈現(xiàn)出先增大后減小趨勢(shì)。由此可見，隨SiC陶瓷與UHMWPE纖維板厚度比的增加，復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈體侵徹性能先增強(qiáng)后減小，如圖14和圖15中藍(lán)色區(qū)域所示，當(dāng)厚度比在0.2～0.4之間時(shí)，復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈體侵徹性能最佳。

圖14 彈體剩余速度與復(fù)合結(jié)構(gòu)組元厚度比關(guān)系Fig.14 Relationship between the residual velocity of projectile and the thickness ratio of composite structure component

圖15 復(fù)合結(jié)構(gòu)單位面密度吸能與組元厚度比關(guān)系Fig.15 Relationship between energy absorption per unit area density and component thickness ratio of composite structure

表7 彈體對(duì)不同組元厚度比復(fù)合結(jié)構(gòu)侵徹的仿真計(jì)算結(jié)果Tab.7 Simulaed results of projectile penetrating into composite structures with different component thickness ratios

4 結(jié)論

本文采用彈道槍加載12.7 mm穿甲燃燒彈對(duì)SiC陶瓷板、UHMWPE纖維板層合而成的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了彈體侵徹試驗(yàn)，采用被驗(yàn)證的有限元計(jì)算模型對(duì)12.7 mm穿甲燃燒彈侵徹不同厚度組元的復(fù)合結(jié)構(gòu)進(jìn)行了仿真計(jì)算，基于試驗(yàn)和仿真結(jié)果，分析了復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹破壞機(jī)理。得到以下主要結(jié)論：

1) 本文所建立的有限元模型能夠可靠計(jì)算12.7 mm穿甲燃燒彈對(duì)SiC陶瓷/UHMWPE復(fù)合結(jié)構(gòu)的侵徹效應(yīng)，計(jì)算結(jié)果與試驗(yàn)誤差不大于5.71%。

2) 復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈性能分別隨SiC陶瓷板和UHMWPE纖維板厚度的增加呈線性增加，SiC陶瓷板對(duì)抗彈性能的影響較UHMWPE纖維板大。

3) 當(dāng)復(fù)合結(jié)構(gòu)面密度在20～40 kg/m區(qū)間、SiC陶瓷板與UHMWPE纖維板厚度比小于3.0時(shí)，隨組元厚度比的增加，復(fù)合結(jié)構(gòu)抗彈體侵徹性能先增強(qiáng)后減小，當(dāng)厚度比在0.2～0.4之間時(shí)，復(fù)合結(jié)構(gòu)的抗彈體侵徹性能最佳。