陶瓷/玻纖復合防護結構層間位置對抗破片侵徹性能的影響規律研究*

張雁思,徐豫新,任 杰,馬武偉,王志軍

(1 中北大學機電工程學院,太原 030051;2 北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室,北京 100081;3 中國船舶重工集團公司第725研究所,河南洛陽 471023)

陶瓷/玻纖復合防護結構層間位置對抗破片侵徹性能的影響規律研究*

張雁思1,徐豫新2,任 杰2,馬武偉3,王志軍1

(1 中北大學機電工程學院,太原 030051;2 北京理工大學爆炸科學與技術國家重點實驗室,北京 100081;3 中國船舶重工集團公司第725研究所,河南洛陽 471023)

為研究陶瓷/玻纖復合防護結構的層間位置對抗破片侵徹性能的影響規律,文中采用14.5 mm彈道槍加載方法進行了30 g破片對18 mm厚陶瓷(含有3 mm厚玻纖包裹層)/20 mm厚玻纖復合板的侵徹試驗,并獲得了破片的最小貫穿速度。同時,通過數值仿真進一步研究了復合板層間位置對抗破片侵徹性能的影響。結果表明,當靶板總厚度為38 mm左右,30 g破片以1 300 m/s的初始速度侵徹陶瓷/玻纖復合結構時,陶瓷板與玻纖板的厚度比在0.9.～1.7之間時其抗破片侵徹能力較好。

沖擊動力學;抗侵徹性能;陶瓷/玻纖復合防護結構

0 引言

裝甲對爆炸產生破片的防護一直是防護工程界研究的重點問題之一,而具有高防護性能的輕量化復合裝甲在軍事工程、航空航天、艦船結構等防護領域中的應用已成為關鍵。陶瓷材料以其高壓縮強度、高硬度、化學性質穩定等特點,與其它韌性材料(如鋁合金、鋼或高強度纖維等)的復合在國內外裝甲結構的應用范圍越來越廣泛[1-5]。Park和Goncalves等[1-2]通過理論計算和試驗研究了不同厚度的陶瓷/金屬復合靶之間的關系及彈丸侵徹靶板之后損失的質量及速度;井玉安等[3]對鋼/陶瓷/鋼復合裝甲結構進行了優化,并結合Florence模型建立了靶板的抗彈極限速度預測模型;杜忠華等[4]利用試驗(DOP)與理論分析建立了桿式穿甲彈垂直侵徹限厚陶瓷/玻纖/鋼板復合靶板的侵徹深度,并討論了靶板厚度變化對其抗侵徹性能的影響。區別于具有一定局限性的試驗研究會受到周期和測試手段等方面的限制與理論研究往往需要進行理想化的假設才能完成,利用數值仿真方法可較好的模擬出復雜的物理現象,并可得到侵徹過程中一些重要參量的變化規律。如劉水江等[5]利用LS-DYNA軟件研究了破片侵徹陶瓷/FRP復合靶板過程中靶板的破壞形式,并分析了侵徹過程中破片速度的變化。上述研究主要針對靶板的破壞機理與破壞模式進行,而目前國內外公開文獻中對復合板層間位置對其抗破片侵徹能力影響規律的研究較少。

文中通過試驗獲得了30 g破片侵徹18 mm厚陶瓷(含有3 mm厚玻纖包裹層)/20 mm厚玻纖復合靶的最小貫穿速度,分析研究了復合板的變形過程,同時基于試驗工況利用AutoDyn軟件對破片侵徹陶瓷/玻纖復合靶進行數值模擬,通過仿真結果研究了復合板層間位置對抗破片侵徹性能的影響規律,得到了單位面密度吸收能有最大值,并對靶板結構尺寸進行了優化。

1 試驗結果及分析

1.1 試驗結果

通過14.5 mm彈道槍驅動破片對陶瓷/玻纖復合靶進行了侵徹試驗,試驗在中北大學靶場進行,數據記錄采用六通道計時儀,共進行了3發試驗。試驗布置如圖1所示。試驗用復合板長×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度S玻纖[6],且纖維板厚度為20 mm,如圖2所示。其中針對陶瓷斷裂強度低且易發生脆性斷裂的特性,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生在局部的小塊區域,也有利于提高靶板抗多枚破片侵徹效果。試驗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,對鋼棒料加工成質量為30 g的Φ11.2 mm×40 mm的圓柱體破片,再經過二次淬火加一次低溫回火[7]的熱處理后,試驗前進行了兩組拉伸力學性能測試,試驗依據GB/T 228.1—2010 金屬材料-拉伸試驗 第1部分:室溫試驗方法,所得斷后延伸率為9.12%(標準差:0.08),屈服強度為1 367.6 MPa(標準差:13.3 MPa),抗拉強度為1 689.7 MPa(標準差:6.6 MPa)。試驗中復合靶采用層合結構,前置面板為陶瓷板,后置背板為玻纖板,同時通過改變發射藥量來調整破片的拋射速度。試驗結果見表1,復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 試驗布置示意圖

圖2 靶板示意圖

復合靶結構破片著靶速度/(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,貫穿沒有測到

表1中第二組破片著靶速度是試驗所得破片侵徹復合板的最小貫穿速度,已非常接近破片的彈道極限[8],其數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、破片質量m,靶板吸能量為:

(1)

當νr=0時,破片臨界貫穿靶板時的靶板吸能量為:

(2)

假定E=Ecr,此時可求出破片的彈道極限ν50≈1 226.3 m/s。

1.2 吸能機理分析

試驗后,對試驗第二組陶瓷板進行的CT掃描照片(由中船重工第七二五所提供)如圖4所示,圖中所標孔徑為67.881 mm,陶瓷板損傷區域集中在中心陶瓷片,相鄰的陶瓷片沒有發生明顯破碎,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,陶瓷板內部會形成陶瓷碎裂錐[9],產生大量的陶瓷碎片。同時有玻纖背板的支撐,這些陶瓷碎片只能往破片侵徹的反方向運動,而破片在這破碎侵蝕過程中速度會迅速降低,其動能也會大量轉換成靶體的內能及破片和陶瓷碎片的動能。陶瓷板破碎狀況如圖3(a)所示。當破片侵徹到玻纖背板時,會導致玻纖板產生層裂、拉伸破壞及剪切斷裂等破壞形式(如圖3(b)所示),吸收從破片傳遞過來的能量,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。試驗所得剩余破片如圖5所示,破片的剩余質量為18.45 g,剩余長度約為25 mm,可以看出破片前端發生了較大的塑性變形,說明試驗所用陶瓷板因其高硬度和高抗壓強度,對在破片侵徹復合板時產生的磨損破裂起到了極大的作用。

圖3 復合靶中陶瓷板和玻纖板正面及背面的破壞形貌

2 數值仿真

2.1 仿真模型

破片侵徹有限元分析模型是在侵徹試驗的基礎上建立的實體模型。數值仿真中在兩層板和破片之間設置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稱性,簡化計算模型,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,靶板網格尺寸皆劃分為1.0 mm。破片網格尺寸為0.5 mm,通過TrueGrid軟件建立數值仿真幾何模型離散化后導入AutoDyn程序中,其1/4網格模型如圖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)設為平均(average)模式,破片施加初始速度后進行仿真計算。彈、靶有限元模型見圖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 破片網格模型

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

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材料的強度、壓力和損傷的變化關系的描述,通過這3部分關系的耦合,可以描述無損材料和損傷材料在載荷作用下的響應。

2.2 數值仿真結果及試驗驗證

基于第二組試驗工況進行了數值仿真,破片初速為1 226.37 m/s,獲得破片侵徹過程見圖8。同時以兩者彈道極限為對比對試驗與數值仿真結果進行驗證,見表2。

圖8 破片侵徹復合靶仿真過程

復合靶結構類別彈道極限/(m·s-1)誤差1.5mm玻纖/15mm陶瓷/1.5mm玻纖/20mm玻纖試驗1226.3數值仿真1147.51226.3-1147.51226.3=6.42%

試驗中破片的剩余質量為18.45 g,剩余長度為25 mm,仿真中破片的剩余質量為21.16 g,剩余長度約為27 mm,有一些差異,這是因為試驗所用破片在高速侵徹中材料的動態強度會發生改變。由上文可知試驗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,但破片也會在“彈-靶”作用過程中對陶瓷板的破裂造成一定影響,這就需要以后工作來進一步優化。陶瓷板仿真損傷情況見圖9,可以看出陶瓷破碎區域主要集中在靶孔周圍,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,彈道極限仿真結果相較于試驗結果的誤差為6.42%,有較好的一致性,可以為進一步的數值仿真做準備。

圖9 陶瓷板損傷數值仿真

2.3 陶瓷/玻纖復合靶層間位置對抗破片侵徹性能影響

為探討陶瓷/玻纖復合靶層間位置對抗破片侵徹性能的影響規律,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的靶體結構,在不改變靶板總厚度的基礎上,選取5種不同厚度的復合板的結構組合(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合靶,并就仿真結果采用單位面密度吸收能Eα來表征靶板的抗侵徹能力,其計算公式如下:

(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種靶體結構仿真計算出的具體結果見表3。所得破片剩余速度隨靶體結構變化規律見圖10,單位面密度吸收能隨靶體結構變化規律見圖11,不同靶體結構下破片速度隨侵徹時間的變化規律見圖12,由圖12求導所得破片阻力加速度隨侵徹時間的變化規律見圖13。

表3 不同靶體結構下復合靶的單位面密度吸收能

圖10 破片剩余速度隨靶體結構變化規律

由圖10可知,在陶瓷復合靶總厚度和破片初始速度不變的基礎上,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性減小,當陶瓷板大于18 mm且纖維板小于20 mm時,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破片剩余速度的影響很大,但當陶瓷板增加到一定厚度時對破片侵徹速度的影響開始減弱;由圖11可知,靶板的單位面密度吸收能開始隨著陶瓷板和玻纖板厚度的變化而迅速增加,在靶體結構為18 mm+20 mm時達到最大值,之后又緩慢減小,可以看出當復合靶的面板和背板厚度的組合在一定范圍之內時才能更好地體現出其抗侵徹能力。

圖11 單位面密度吸收能隨靶體結構變化規律

由圖12可知,破片侵徹不同層間位置的復合板時,初期的速度都在急速下降,由圖13可知侵徹阻力的減小導致破片速度下降變緩,隨著侵徹發展,當破片侵徹至陶瓷面板與玻纖背板的接觸面時,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。當玻纖板出現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,破片作用靶板的時間隨之增加,但除了6 mm+32 mm和12 mm+26 mm這兩種靶體結構情況下破片侵徹速度隨著陶瓷板厚度的增加明顯變化,當陶瓷板厚度為18 mm、24 mm和30 mm時,在破片侵徹至玻纖板之前,破片速度及加速度隨時間的變化規律相差不大,說明陶瓷板厚度增加到18 mm之后對破片速度的影響已不大,只是延長了侵徹時間;破片侵徹至面板和背板接觸面時(陶瓷板厚度由小到大的結構的時間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厚時可明顯看出破片速度下降變大,所受阻力也較高,說明了玻纖板相對于陶瓷板的厚度在一定范圍之內才能更好的發揮其抗侵徹能力。

圖12 破片速度隨時間變化規律

圖13 破片阻力加速度隨侵徹時間的變化規律

復合靶板各層厚度的設置十分重要,陶瓷板厚度直接影響到復合靶整體的抗侵徹能力,同時玻纖背板的抗沖擊韌性和對陶瓷板的支撐作用也很關鍵。由以上分析可知陶瓷板厚度較薄會導致復合靶抗侵徹能力下降,而陶瓷板厚度較大時對破片侵徹速度影響減小且相應增加了復合靶的面密度;玻纖板厚度也不應過厚,能防止陶瓷碎片反向噴出繼續作用于背板即可,過薄則不能充分發揮在抗侵徹中的優勢。因此在針對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/玻纖復合靶時,陶瓷面板與玻纖背板的厚度比在0.9～1.7之間時復合靶的抗侵徹能力較好。

3 結論

1)采用彈道槍加載進行了30 g破片對陶瓷/玻纖復合板的侵徹試驗,通過試驗獲得了破片的最小貫穿速度,且采用玻纖包裹的多個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)基于試驗工況進行了數值仿真,所得破片彈道極限與試驗結果誤差為6.42%,有較好的一致性,所得破片剩余質量及陶瓷板孔徑大小與試驗所得有一定差距,需要下一步工作繼續優化。

3)在破片初始速度一定的基礎上,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,當陶瓷板增加到一定厚度時對破片侵徹速度的影響開始減弱;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時達到最大值。針對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/玻纖復合靶時,陶瓷面板與玻纖背板的厚度比在0.9～1.7之間時復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

國家自然科學基金(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，通訊作者：徐豫新，講師，博士，E-mail:xuyuxin@bit.edu.cn。

TJ012.4

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