背板層間粘結性能對SiC/UHMWPE復合裝甲防彈性能影響的數值分析

汪勇峰,蔣培清,張 波,蔡俊東,張華鵬

(1.浙江理工大學紡織科學與工程學院(國際絲綢學院),杭州 310018; 2.浙江省現代紡織技術創新中心,浙江紹興 312030; 3.惠州學院旭日廣東服裝學院,廣東惠州 516007; 4.上海聯博安防器材股份有限公司,上海 201314)

近年來研究人員對輕型裝甲系統的防動能彈體侵徹性能進行了大量研究,一些輕型鋁合金、鈦合金、陶瓷和纖維增強復合材料等先進材料被用于輕型裝甲的研發上。超高分子量聚乙烯纖維(Ultra high molecular weight polyethylene fiber,UHMWPEF)是一種高強度纖維,其可制成低質量、高強度、抗沖擊的復合材料,但存在抗壓、抗剪性能低的局限性,這一局限性使得UHMWPE復合材料在某些情況下無法單獨作為防彈材料使用[1]。自Wilkins等[2]報道陶瓷復合裝甲的研究以來,有關陶瓷復合裝甲試驗及數值模擬的研究不斷拓展。陶瓷復合裝甲是將陶瓷與其他多層不同材料堆疊復合在一起,通過不同層與層之間及不同材料對動能彈體的抗侵徹作用,解決上述單一材料的問題[3]。因此以陶瓷材料作為面板與纖維增強復合材料作為背板組成的復合裝甲體系已經成為當前研究與應用的一個重要方向。王東哲等[4]通過實驗和數值模擬,系統研究了陶瓷/纖維復合裝甲各層對彈丸的作用機理,并驗證了數值模擬方法的可靠性。Hu等[5]系統研究了碳化硅(SiC)陶瓷形狀對SiC/UHMWPE復合裝甲抗穿甲彈的彈道性能影響,并詳細闡明了復合裝甲的彈道侵徹過程。劉迪等[6]將SiC陶瓷與超高分子量聚乙烯相結合,從試驗與數值模擬兩個層面研究了硬-軟結構復合裝甲的防護性能。

復合裝甲的抗侵徹性能不僅僅與裝甲自身材料性質相關,而且與材料間的粘結性能有關。Shen等[7]對SiC/UHMWPE復合裝甲的模擬分析數據表明,SiC陶瓷與UHMWPE背板之間的粘結對背板變形和裝甲防彈能力有明顯影響。近年來有關粘結性能對復合裝甲防護性能影響的相關研究中,以陶瓷與背板間粘結作用的研究報道為主[8-10],而復合材料背板的層間粘結作用鮮有系統研究報道。在纖維增強復合材料廣泛應用于復合裝甲設計使用的今天,對于纖維增強復合材料層合板層間粘結性能的研究具有愈發重要的意義。

本文以SiC陶瓷作為迎彈陶瓷層,UHMWPE纖維增強復合材料層合板為背板,設計并建立了SiC/UHMWPE纖維復合材料裝甲模型,利用有限元分析軟件LS-DYNA對不同層間粘結參數的UHMWPE層合板復合裝甲受7.62 mm穿甲燃燒彈沖擊侵徹過程進行數值模擬計算,分析探究了復合材料背板粘結參數對陶瓷基復合材料裝甲抗侵徹性能的影響。本文研究可以為復合材料作為背板的復合裝甲設計、材料選擇及粘結數值模擬提供參考。

1 數值模擬模型

1.1 模型建立

彈道數值模擬的模型包括彈丸和靶板兩個部分。彈丸采用53式7.62 mm穿甲燃燒彈,其彈頭由穿甲鋼芯、覆銅鋼被甲及鉛質襯套組成,其中穿甲鋼芯直徑6.2 mm,長27.6 mm,質量5.08 g,為減少計算量,對襯墊及被甲的頭部圓角進行了簡化,同時未考慮燃燒劑對實驗的影響。靶板迎彈面為陶瓷層,材料為碳化硅,厚度為10 mm;底層為背板層,由UHMWPE纖維單向(UD)熱塑性層壓復合材料制成,總厚度 10 mm。靶板總體外形尺寸為400 mm×350 mm,陶瓷層采用50 mm×50 mm正四邊形陶瓷片拼接而成。

模型采用拉格朗日算法,用8節點六面體實體單元對模型進行網格劃分,另將彈著點附近區域的網格細化,細化區域的單元尺寸大小設置為0.5 mm。在背板兩側邊緣施加固支邊界條件以限制其空間自由度,模擬靶板兩端固定的狀況。本模型中彈丸與靶板之間的接觸以及彈丸各部分之間的接觸均采用自動面面侵蝕接觸(AUTOMATIC_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE),當接觸單元失效刪除后可以自動建立新的接觸面。復合材料背板采用三維應力實體單元,由于單層厚度相當小,因此采用亞層(Sub_laminate)方式建模,復合材料背板層與層之間采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接觸來模擬層間粘結,該層間TIEBREAK接觸采用與Cohesive Zone Model[11]相同的層間變形、失效與破壞模型,即LS-DYNA中的MAT138(MAT_COHESIVE_MIXED_MODE)模型。陶瓷與UHMWPE復合材料背板之間的粘結采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接觸來模擬,采用環氧樹脂粘結性能參數[12]。采用考慮到材料的本構模型、荷載及約束均具有對稱性,為節約模擬計算的成本,采用1/2有限元模型進行侵徹過程計算,整體模型如圖1和圖2所示。

圖1 7.62 mm槍彈1/2模型Fig.1 1/2 model of 7.62 mm projectile

圖2 1/2 SiC/UHMWPE 復合裝甲1/2模型Fig.2 1/2 model ofSiC/UHMWPE composite armor

1.2 材料本構模型及參數

1.2.1 陶瓷材料模型及參數

陶瓷采用Johnson-Holmquist塑性損傷模型(JH-2),該模型考慮了脆性陶瓷材料的強度與靜水壓力相關性、應變率效應、損傷后可繼續承受靜水壓(損傷膨脹)特性以及塑性損傷累積效應[13],模型參數[14]見表1。

表1 SiC模型參數Tab.1 Model parameters of SiC

1.2.2 UHMWPE背板材料模型及參數

MAT_COMPOSITE_MSC是一種可用于單向和織物增強復合材料的漸進損傷模型,該模型通過改進Hashin復合材料失效準則可模擬分析纖維方向與橫向、厚度方向壓潰破壞和基體面內與層間破壞等七種破壞與失效模式,并考慮了材料的應變率效應和基于損傷力學的非線性漸進損傷效應[15],本文采用此模型來模擬UHMWPE纖維復合材料背板在彈丸高速沖擊下的響應,模型具體參數[16]如表2所示。

表2 UHMWPE模型參數Tab.2 Model parameters of UHMWPE

1.2.3 彈丸材料模型及參數

彈丸由穿甲鋼芯、鉛襯套及覆銅鋼被甲3個部件構成。穿甲鋼芯為彈丸的主要侵徹體和毀傷單元,采用修正的Johnson-Cook本構模型,并配合Cockcroft-Latham斷裂準則來模擬。鉛套及被甲對侵徹作用較小,考慮采用簡化的Johnson-Cook模型,簡化后的J-C模型忽略了熱軟化和損傷,且不需使用狀態方程,提高了模擬計算的工作效率。彈丸各部件材料參數[17-18]見表3、表4。

表3 彈丸鋼芯模型參數Tab.3 Model parameters of the projectile steel core

表4 彈丸被甲及鉛套模型參數

2 防彈性能影響規律的數值模擬

為了研究粘結性能對陶瓷復合裝甲抗侵徹性能的影響,在彈丸初速度878 m/s情況下,以上述有限元模型為基礎,共設計并建立了6組具有不同粘合力參數的有限元模型(粘結性能由模型1-6依次增大),得到6組對照試驗,具體如表5。在本節中,根據模擬仿真結果分析研究了SiC/UHMWPE纖維復合材料復合裝甲的彈道性能、彈道極限速度、能量吸收和損傷模式,并從以上各角度對比分析不同粘結性能復合裝甲的性能差異。

2.1 數值模型可靠性驗證

為了確保數值模擬結果的準確性,需基于試驗結果對數值模擬方法進行可靠性驗證。由于試驗樣品材料性質與上述模型1相近,選取模型1的數值模擬結果與試驗結果進行對比。圖3為背板背彈面的實驗與模擬結果對比圖,可見模擬所得結果中背板的形態以及鼓包均與試驗所得相符合。

模型1彈丸初速為878 m/s,彈丸未穿透。使用LS-PREPOST軟件提取模擬結果文件,使用MEASURE功能量取背板背彈面最大位移節點的位移量(鼓包高度),其結果為23.9 mm。對試驗樣品進行大量重復試驗,觀察其穿透情況并測量背板鼓包高度(通過測量復合裝甲背部設置的標準膠泥的最大凹陷深度而得),表6給出其中6次試驗結果。在彈速870～882 m/s范圍內,彈丸均未穿透,6次試驗的鼓包高度的平均值為25.6 mm。綜上,可以看出數值模擬結果與試驗結果相比誤差較小,證明了模型分析的可行性。

表6 穿透情況與背板鼓包高度的試驗結果Tab.6 Experimental results of the penetration and backface signature of the composite armor

2.2 彈道性能

圖4是彈丸的速度-時間歷程曲線,由圖4可知,彈丸接觸裝甲后,其速度開始以近似線性關系迅速下降;0.05 ms左右時,彈丸穿透陶瓷層達到與過渡層的接觸界面,彈丸速度下降趨勢放緩,在一個短暫的時間內速度幾乎維持不變;彈丸進入背板層后,隨著復合材料層合板的破壞逐漸加大,彈丸速度的下降趨勢逐漸放緩,速度曲線趨于平緩,直至穩定。對比圖4(a)—(d)發現,各模型彈丸速度降低至零所用時間不同且依次減小,粘結性能最弱時,所用時間最多,為0.1586 ms;而粘結性能最強時,所需時間最少,為0.1389 ms。可知,粘結性能在一定程度上影響了彈丸速度消耗的時間,但這種影響較小。同樣地,根據圖4(e)—(f),發現各模型彈丸穿透復合裝甲后的剩余速度依次增大,其中模型5,剩余速度僅為10 m/s;而模型6,彈丸剩余速度高達170 m/s。

圖4 彈丸的速度-時間歷程曲線Fig.4 Velocity-time history curves of the projectile

圖5為模型1―4背板背面最大撓度節點位移-時間歷程曲線,隨著彈丸侵徹不斷加深,節點發生位移,且在彈丸動能耗盡的瞬間達到最大值。對比發現各模型背板鼓包高度存在明顯差異,粘結性能越低的模型,其背板鼓包高度越大。

圖5 不同模型背板位移最大節點位移-時間歷程曲線Fig.5 Displacement-time history curve of the node with the maximum displacement of the backplate

綜上,可知在彈丸初速為878 m/s時,模型1―4均可抗彈丸侵徹穿透,其中模型4背板鼓包高度最小、彈丸速度降為零所需時間最少,而模型5、6抗侵徹性能較弱,又以模型6的性能表現最差。以上分析表明在一定粘結性能范圍內,復合裝甲抗侵徹表現均較好,當超過這一范圍時,其性能將急劇下降,以至于完全喪失對彈丸的攔截能力,此時粘結性能越強,抗侵徹性能越弱。

2.3 彈道極限速度

彈道極限速度被廣泛用于防彈材料的性能表征,對上述6個模型,在700～1200 m/s速度區間內以不同速度的梯度值作為彈丸初始速度建立若干模型,并進行數值模擬計算。記錄各個模型在一系列不同初速沖擊下的彈丸剩余速度,并對彈丸剩余速度-初始速度曲線進行擬合,最終得到彈道極限速度。本研究采用的初始速度-剩余速度經驗模型是Lambert-Jonas基于大量實驗結果提出的[1],形式如式(1):

(1)

式中:Vr、Vi、Vbl分別為彈丸剩余速度、初始速度及復合裝甲彈道極限速度,b為常數。

圖6給出彈丸初始速度-剩余速度模擬值,及在此基礎上根據式(1)得到的擬合曲線,該曲線與橫坐標(初始速度)的交點即為彈道極限速度Vbl。各模型的彈道極限速度如圖7所示。從圖7中可以看出,6個模型的彈道極限速度逐次降低,模型1的彈道極限速度最高,達955 m/s,模型6的彈道極限速度最低,僅為821 m/s。也即,粘結性能最小時,其相應模型的彈道極限速度最高,而粘結性能較大時,模型的彈道極限速度反而較小,且粘結參數相差較大時,彈道極限速度差距懸殊。比較說明,復合裝甲的彈道極限速度與粘結性能強弱呈負相關,復合材料背板層間粘結性能越強,則彈道極限速度越低。因此,可以總結出復合裝甲的抗侵徹性能與復合材料背板層間粘結性能同樣呈現負相關,較低的粘結性能反而能夠提高復合裝甲的抗侵徹性能。

圖6 彈道極限速度擬合曲線Fig.6 Fitting curves of the ballistic limit velocity

圖7 彈道極限速度比較Fig.7 Ballistic limit velocity comparison

2.4 能量吸收率

根據能量守恒,整個數值模擬過程中的能量是守恒的,裝甲系統的破壞作用所需要的能量都來自于彈丸的動能變化,將彈丸動能減少量與彈丸動能初始值的比值作為復合裝甲模型的能量吸收率。在878 m/s基礎上,以25 m/s的增量得到新的初始速度903、928 m/s,以此對模型1～6中的參數進行修改并重新進行數值模擬計算,得到不同速度條件下6個模型的能量吸收率如圖8所示。

在圖8中對比裝甲的總能量吸收率數值,可以發現在878 m/s速度條件下模型1、2、3、4的總能量吸收率達到100%,而模型5、6均不足100%,且逐次遞減。這一發現說明模型1、2、3、4達到了攔截彈丸的目的,防彈性能明顯優于其余2種模型,且模型5、6中又以模型6的防彈性能最弱。同樣地,在903、928 m/s速度條件下,此規律同樣適用。背板材料間的粘結性能在一定程度上影響著復合裝甲的吸能性能,當粘結性能在適當的范圍內,復合裝甲吸能作用性能較好,但超過這一范圍時,其吸能作用性能急劇下降,且粘結越強彈丸動能吸收能力越弱。

圖8 各模型在不同速度條件下的能量吸收率Fig.8 Energy absorption rates of each model under different velocity conditions

2.5 背板的損傷與破壞

UHMWPE復合材料背板在彈丸沖擊貫穿陶瓷過程中,由于沖塞作用而首先發生局部鼓包變形,如圖9(a)所示,此時對于較低層間粘結性能的背板,局部鼓包變形區域發生分層。在彈丸貫穿陶瓷后,剩余彈丸直接和背板接觸,背板通過拉伸、壓縮、剪切、分層損傷與破壞進一步吸收彈丸剩余動能,如 圖9(b) 所示。圖10為模型中心區域15 cm范圍內UHMWPE背板在不同沖擊時刻變形圖,可以看出,彈丸侵徹復合材料背板過程中,在背板背面厚度約1/3處發生主界面分層,且界面粘結性能較弱的模型,其主分層區域明顯大于粘結性能較強的模型。這是由于UHMWPE纖維及其復合材料的拉伸性能遠大于其剪切和壓縮性能,在彈丸橫向沖擊作用下,界面粘結性能較弱時,復合材料內局部的剪切和壓縮作用會轉變為纖維復合材料的拉伸斷裂[19],因此較弱的界面粘結會促使拉伸斷裂區域的擴大。同時較弱的層間粘結性能可以保證復合材料背板在分層后更多的未破壞材料通過拉伸作用參與變形,減弱受拉纖維及復合材料的應力集中[20],最大主應力出現相對更晚,可以吸收更多的彈丸動能。

圖9 模型1彈丸沖擊復合裝甲不同時間變形Fig.9 Deformation of the projectile impact on the composite armor of Model 1 at different times

圖10 UHMWPE背板變形Fig.10 Deformation results of the UHMWPE backplate

圖11為1/2模型UHMWPE背板第16界面(第1層為接近陶瓷層)分層損傷,當Nodal Contact Gap數值達到1時,完全脫粘。由圖11可以看出各模型背板的分層損傷情況不同,其中,模型1的分層程度最大而模型5分層區域較小。隨著背板復合材料層間粘結性能的增強,背板的分層區域逐漸減少。背板復合材料間的粘結性能通過影響背板的分層等來擴大或減弱背板的拉伸吸能作用,最后影響復合裝甲整體的防彈性能。綜上可以分析得到,當粘結性能過高時,背板幾乎不發生分層,復合裝甲防彈性能偏弱,且粘結越強、性能越弱;而粘結性能較低時,背板可以獲得較好的分層,背板吸收能量的能力得到提高,復合裝甲的防彈性能顯著增強。

圖11 UHMWPE背板中界面16分層形狀Fig.11 Delamination shapes of interface 16 in the UHMWPE backplate

3 結 論

利用顯示動力學分析軟件對SiC/UHMWPE復合裝甲受7.62 mm穿甲燃燒彈沖擊的侵徹過程進行了數值模擬研究,并根據模擬計算結果分析討論了UHMWPE背板不同粘結性能時復合裝甲的彈道性能、彈道極限速度、能量吸收和損傷模式,得到如下主要結論:

a)在同樣彈丸初速度條件下,彈丸未穿透復合裝甲時,彈丸停止所需時間隨粘合性能增加而減小,背板的鼓包高度隨粘結強度增強而降低;粘結性能過高時,彈丸穿透復合裝甲,穿透裝甲后的剩余速度隨粘結性能增強而增加。

b)復合裝甲的彈道極限速度隨粘結性能增加而降低,粘結性能較低時復合裝甲具有更優異的彈丸動能吸收能力和抗侵徹能力。

c)同樣彈丸初速,隨著背板粘結性能增強,復合裝甲模型對彈丸動能的吸收能力降低,且粘結性能在一定范圍內時,模型則能夠完全吸收彈丸全部動能。

d)粘結性能較弱時,UHMWPE背板分層區域更大,主分層面更明顯,減小了復合材料的應力集中區域,穿孔破壞部分減少,更多復合材料通過拉伸變形吸收彈體動能。