雙層串聯蜂窩夾芯復合材料板的抗高速沖擊性能研究

楊 中 陳 濤 徐志洪

（南京理工大學，江蘇 南京 210000）

0 引言

天線罩作為雷達系統的重要組成部分，是雷達的電磁窗口，也是用于保護天線或雷達系統的“防護眼鏡”。普通天線罩能為雷達提供環境適應性保障，因其制造材料不具備防彈能力，隨著戰場武器威力的不斷升級，天線罩防彈功能的需求越來越迫切［1］。因此，對天線罩抗高速沖擊性能研究很有必要。

NOMEX 紙蜂窩是由芳綸紙制成的輕質芯材，因此其作為芯子的蜂窩夾層結構具有出色的能量吸收能力，被廣泛用作緩沖吸能結構［2］。受蜂窩制造工藝的限制，單塊蜂窩的高度方向長度往往受限，吸收能量有限，當運動物體的動能較大時，必須使用多塊串聯蜂窩［3］。

國內外學者對復合材料蜂窩夾芯結構進行了深入研究，但大多局限在研究蜂窩夾芯結構的面內面外壓縮性能和低速沖擊及剩余強度分析，對雙層串聯蜂窩結構的高速沖擊鮮有研究。筆者主要研究GFRP 靶板和Kevlar 靶板的抗高速沖擊性能，得到不同材料的雙層蜂窩夾芯板的彈道極限速度V50和吸能情況，并與試驗結果進行比對。

1 試驗結果及討論

1.1 試件介紹

靶板尺寸為150 mm×150 mm。靶板材料分為兩種，一種蒙皮以Kevlar 纖維、NOMEX 為蜂窩芯的雙層夾芯蜂窩的靶板，另一種蒙皮以玻璃纖維的靶板。單個蜂窩孔為正六邊形，邊長為3 mm，單層蜂窩壁厚為0.1 mm，雙層壁厚為0.2 mm，高度h為19 mm。上下蒙皮厚度均為1 mm，中間層厚度為1.5 mm，靶板總厚度為41.5 mm，破片尺寸為4.76 mm立方塊，質量為0.84 g，雙層串聯蜂窩夾芯復合材料靶板試樣如圖1所示。

圖1 靶板試樣

1.2 破壞防護能力評估試驗方法參考標準

①MIL-STD-662F 1997 V50 Ballistic Test for Armor；②GJB 4300—2002 軍用防彈衣安全技術性能要求；③GJB 3196.30A—2005槍彈試驗方法。

1.3 試驗結果

4.76 mm 立方塊破片后普通靶板和防彈靶板毀傷試驗結果見表1。

表1 靶板破片毀傷試驗結果

通過對天線罩GFRP 板、Kevlar 板進行4.76 mm立方塊破片毀傷試驗可知，GFRP 板毀傷速度為240 m/s，Kevlar 板毀傷速度為331 m/s，Kevlar 板比GFRP板防彈能力提升38%。從吸能角度看，Kevlar板比GFRP板防彈能力提升90%。

2 有限元模擬

2.1 模型建立

將4.76 mm 立方塊沖擊GFRP 材料作為L4G組；Kevlar 纖維材料作為L4K 組。以第L4G 組為例，迎彈面和背彈面蒙皮的厚度為1 mm，間層蒙皮的厚度為1.5 mm，每層鋪層厚度為0.1 mm。迎彈面和背彈面鋪層角度為［45,90,-45,-90,45］S，中間層角度為［45,90,-45,-90,45,90,-45,-90］S，將子彈設為剛體。為有效模擬高速沖擊下復合材料層板的層間分層，建模過程中在復合材料層合板各單層之間引入Cohesive單元［4］，單元厚度為0.01 mm。NOMEX 蜂窩被定義為理想彈塑性型。考慮到高速沖擊問題的影響區主要集中在彈靶接觸區（一般為子彈橫截面邊長的4 倍左右），因此，選取中心點為圓心、半徑為15 mm 的范圍進行網格加密，這樣既保證了分析結果的精度，又提高了計算效率。網格劃分如圖2 所示。對有限元模型進行網格相關性分析，當計算網格達到約500 000 個單元時即可滿足計算精度的要求［5］。該工況的有限元模型的網格達到959 359個，可以滿足精度要求。

圖2 網格劃分

2.2 失效準則

復合材料層合板的層內損傷失效判定采用三維Hashin［6］失效準則。

纖維拉伸失效(σ11≥0 )見式（1）。

纖維壓縮失效(σ11≤0 )見式（2）。

基體拉伸失效(σ22+σ33≥0 )見式（3）。

基體壓縮失效(σ22+σ33≤0 )見式（4）。

其中，σ11、σ22、τ12分別為縱向主應力、橫向主應力和剪切應力；S12、S13、S23分別代表12 面內的剪切強度、13面內的剪切強度、23面內的剪切強度；Xt表示1 方向纖維的拉伸強度，XC表示1 方向纖維的壓縮強度；Yt表示垂直于纖維方向上的拉伸強度，YC表示垂直于纖維方向上的壓縮強度。

復合材料層合板的層間損傷失效準則采用二次名義應力準則，當各方向名義應力比的平方等于1時，損傷開始，具體見式（5）。

式中：σn、τs、τt分別代表層間正應力和層間剪應力；σ0n、τ0s、τ0t分別代表純Ⅰ型、純Ⅱ型和純Ⅲ型破壞的最大名義應力。

對于ABAQUS 中的損傷演化（Damage Evolution），本研究使用基于能量的二次能量釋放率準則來進行損傷演化規律描述，見式（6）。

式中：GⅠC、GⅡC和GⅢC分別對應內聚力單元在純Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ型載荷下的臨界斷裂能量釋放率，GⅠC、GⅡC和GⅢC為對應的斷裂能。當式（6）成立時，內聚力單元失效，裂紋開始擴展。

2.3 材料屬性

蜂窩芯的力學性能參數見表2，Cohesive 單元樹脂材料的力學性能參數見表3，蒙皮的力學性能參數見表4。

表2 蜂窩芯材料的力學性能參數

表3 Cohesive單元樹脂材料的力學性能參數

表4 蒙皮材料的力學性能參數

2.4 計算結果與試驗對比

彈道極限速度V50 是高速沖擊的一個重要表征參數，本節主要通過彈道極限速度V50 對模型進行有效性驗證。立方塊沖擊GFRP板和Kevlar板穿透與未穿透的速度位移曲線如圖3、圖4所示。

圖3 L4G組破片毀傷V50模擬結果

圖4 L4K組破片毀傷V50模擬結果

靶板的總厚度為41.5 mm，當子彈的位移大于41.5 mm時，可以確定靶板被穿透。

由表5可知，兩種靶板模擬的V50分別為235 m/s和323 m/s?，F將其與試驗結果進行對比，見表6。

表5 靶板破片毀傷模擬結果

表6 破片沖擊兩種板的V50結果

由表6 可知，V50 的模擬值與試驗值的誤差均超過3%。從速度角度分析，GFRP 靶板彈道極限速度的模擬值為235 m/s，Kevlar 靶板彈道極限速度為323 m/s，Kevlar 靶板比GFRP 靶板防彈能力提升37.4%。而表1 中試驗結果V50 提升了38%。從吸能角度分析，GFRP靶板毀傷動模擬值為23 195 mJ；Kevlar 靶板毀傷動能為43 818 mJ，Kevlar 靶板比GFRP 靶板防彈能力提升88.9%，而試驗結果提升了90%。綜上證明了該有限元模型的可靠性。

2.5 沖擊速度分析

本節主要探究子彈在穿透不同靶板時速度隨位移變化之間的關系。4.76 mm 立方塊正好穿透GFRP靶板和Kevlar靶板的速度—位移曲線如圖5、圖6 所示。子彈沖擊靶板各個部分的速度變化情況分別見表7、表8。

表7 子彈沖擊GFRP板各部分速度變化單位：m/s

表8 子彈沖擊Kevlar板各部分速度變化單位：m/s

圖5 破片穿透GFRP板速度—位移曲線

圖6 破片穿透防彈板速度—位移曲線

①由圖5 和圖6 可知，當子彈沖擊靶板的迎彈面和中間層蒙皮時，速度和位移基本上呈線性關系，但迎彈面的斜率要比中間層的斜率大一些。由表7 和表8 可知，子彈沖擊迎彈面時速度下降量比中間層蒙皮大，而迎彈面在厚度較小時，其抗沖擊能力比厚度較大的中間層蒙皮還要好，說明迎彈面的防彈性能比中間層蒙皮更強。因此在實際應用中，在進行高速沖擊的防彈設計時，當纖維總厚度一定，可以適當增加迎彈面蒙皮的厚度，以此使靶板獲得更高的抗沖擊性能。

②由圖5 和圖6 可知，在子彈沖擊第一層蜂窩芯時，曲線基本保持直線，而在沖擊第二層蜂窩芯時，速度和位移不再保持線性關系。由表7 和表8可知，子彈在穿透第二層蜂窩芯時速度比第一層下降較多。這是因為在沖擊第二層蜂窩芯時，子彈的姿態發生了較大傾斜。當子彈以高速沖擊蜂窩芯時，子彈的能量和動能較大，侵徹能力強。在沖擊第一層蜂窩芯時，運動姿態不會發生太大變化，在這個階段子彈的傾斜角度很小，子彈基本上沿著入射角為0°方向沖擊。當子彈在沖擊第二層蜂窩芯時，子彈速度小，侵徹能力降低，子彈的運動姿態發生變化，子彈的運動狀態發生了較大傾斜，導致子彈在穿透兩層蜂窩芯時速度變化的差別較大。

2.6 各部分吸能分析

本節主要探究子彈穿透GFRP 板和Kevlar板時各部分的吸能大小與占比。子彈沖擊GFRP 板和Kevlar板各部分的吸能值如圖7所示。各部分能量吸收百分比見表9。

表9 各部分能量吸收百分比單位：%

圖7 各部分吸能值

①由圖7 可知，Kevlar 板迎彈面蒙皮的能量吸收量比GFRP 板能量吸收量多16 418 mJ，而比中間層蒙皮的能量吸收量只多2 838 mJ。

②由表9 可知，吸能占比迎彈面最大，占50%以上；其次是中間層蒙皮，占20%左右；再次是第一層蜂窩芯，占12%左右；之后是第二層蜂窩芯，占7%，最后是背彈面蒙皮，不到1%。

③在實際應用中，在進行高速沖擊的防彈設計時，迎彈面蒙皮盡量選用防彈性能好的Kevlar 材料，并且適當增加迎彈面蒙皮的厚度，這樣更能發揮復合材料的優勢。

3 結論

①從速度角度看，Kevlar 板比GFRP 板的防彈能力提升37.4%；從吸能角度看，Kevlar 板比GFRP板的防彈能力提升90%。

②對于吸能占比，迎彈面最大，占50%以上，其次是中間層蒙皮，再次是第一層蜂窩芯，之后是第二層蜂窩芯，最后是背彈面蒙皮。

③破片在沖擊第一層蜂窩時速度下降比第二層的大，主要是因為在破片沖擊第二層蜂窩芯時，破片的姿態和運動方向發生了較大傾斜。