背板层间粘结性能对SiC/UHMWPE复合装甲防弹性能影响的数值分析

汪勇峰,蒋培清,张 波,蔡俊东,张华鹏

(1.浙江理工大学纺织科学与工程学院(国际丝绸学院),杭州 310018; 2.浙江省现代纺织技术创新中心,浙江绍兴 312030; 3.惠州学院旭日广东服装学院,广东惠州 516007; 4.上海联博安防器材股份有限公司,上海 201314)

近年来研究人员对轻型装甲系统的防动能弹体侵彻性能进行了大量研究,一些轻型铝合金、钛合金、陶瓷和纤维增强复合材料等先进材料被用于轻型装甲的研发上。超高分子量聚乙烯纤维(Ultra high molecular weight polyethylene fiber,UHMWPEF)是一种高强度纤维,其可制成低质量、高强度、抗冲击的复合材料,但存在抗压、抗剪性能低的局限性,这一局限性使得UHMWPE复合材料在某些情况下无法单独作为防弹材料使用[1]。自Wilkins等[2]报道陶瓷复合装甲的研究以来,有关陶瓷复合装甲试验及数值模拟的研究不断拓展。陶瓷复合装甲是将陶瓷与其他多层不同材料堆叠复合在一起,通过不同层与层之间及不同材料对动能弹体的抗侵彻作用,解决上述单一材料的问题[3]。因此以陶瓷材料作为面板与纤维增强复合材料作为背板组成的复合装甲体系已经成为当前研究与应用的一个重要方向。王东哲等[4]通过实验和数值模拟,系统研究了陶瓷/纤维复合装甲各层对弹丸的作用机理,并验证了数值模拟方法的可靠性。Hu等[5]系统研究了碳化硅(SiC)陶瓷形状对SiC/UHMWPE复合装甲抗穿甲弹的弹道性能影响,并详细阐明了复合装甲的弹道侵彻过程。刘迪等[6]将SiC陶瓷与超高分子量聚乙烯相结合,从试验与数值模拟两个层面研究了硬-软结构复合装甲的防护性能。

复合装甲的抗侵彻性能不仅仅与装甲自身材料性质相关,而且与材料间的粘结性能有关。Shen等[7]对SiC/UHMWPE复合装甲的模拟分析数据表明,SiC陶瓷与UHMWPE背板之间的粘结对背板变形和装甲防弹能力有明显影响。近年来有关粘结性能对复合装甲防护性能影响的相关研究中,以陶瓷与背板间粘结作用的研究报道为主[8-10],而复合材料背板的层间粘结作用鲜有系统研究报道。在纤维增强复合材料广泛应用于复合装甲设计使用的今天,对于纤维增强复合材料层合板层间粘结性能的研究具有愈发重要的意义。

本文以SiC陶瓷作为迎弹陶瓷层,UHMWPE纤维增强复合材料层合板为背板,设计并建立了SiC/UHMWPE纤维复合材料装甲模型,利用有限元分析软件LS-DYNA对不同层间粘结参数的UHMWPE层合板复合装甲受7.62 mm穿甲燃烧弹冲击侵彻过程进行数值模拟计算,分析探究了复合材料背板粘结参数对陶瓷基复合材料装甲抗侵彻性能的影响。本文研究可以为复合材料作为背板的复合装甲设计、材料选择及粘结数值模拟提供参考。

1 数值模拟模型

1.1 模型建立

弹道数值模拟的模型包括弹丸和靶板两个部分。弹丸采用53式7.62 mm穿甲燃烧弹,其弹头由穿甲钢芯、覆铜钢被甲及铅质衬套组成,其中穿甲钢芯直径6.2 mm,长27.6 mm,质量5.08 g,为减少计算量,对衬垫及被甲的头部圆角进行了简化,同时未考虑燃烧剂对实验的影响。靶板迎弹面为陶瓷层,材料为碳化硅,厚度为10 mm;底层为背板层,由UHMWPE纤维单向(UD)热塑性层压复合材料制成,总厚度 10 mm。靶板总体外形尺寸为400 mm×350 mm,陶瓷层采用50 mm×50 mm正四边形陶瓷片拼接而成。

模型采用拉格朗日算法,用8节点六面体实体单元对模型进行网格划分,另将弹着点附近区域的网格细化,细化区域的单元尺寸大小设置为0.5 mm。在背板两侧边缘施加固支边界条件以限制其空间自由度,模拟靶板两端固定的状况。本模型中弹丸与靶板之间的接触以及弹丸各部分之间的接触均采用自动面面侵蚀接触(AUTOMATIC_ERODING_SURFACE_TO_SURFACE),当接触单元失效删除后可以自动建立新的接触面。复合材料背板采用三维应力实体单元,由于单层厚度相当小,因此采用亚层(Sub_laminate)方式建模,复合材料背板层与层之间采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接触来模拟层间粘结,该层间TIEBREAK接触采用与Cohesive Zone Model[11]相同的层间变形、失效与破坏模型,即LS-DYNA中的MAT138(MAT_COHESIVE_MIXED_MODE)模型。陶瓷与UHMWPE复合材料背板之间的粘结采用AUTOMATIC_ONE_WAY_SURFACE_TO_SURFACE_TIEBREAK OPTION=9接触来模拟,采用环氧树脂粘结性能参数[12]。采用考虑到材料的本构模型、荷载及约束均具有对称性,为节约模拟计算的成本,采用1/2有限元模型进行侵彻过程计算,整体模型如图1和图2所示。

图1 7.62 mm枪弹1/2模型Fig.1 1/2 model of 7.62 mm projectile

图2 1/2 SiC/UHMWPE 复合装甲1/2模型Fig.2 1/2 model ofSiC/UHMWPE composite armor

1.2 材料本构模型及参数

1.2.1 陶瓷材料模型及参数

陶瓷采用Johnson-Holmquist塑性损伤模型(JH-2),该模型考虑了脆性陶瓷材料的强度与静水压力相关性、应变率效应、损伤后可继续承受静水压(损伤膨胀)特性以及塑性损伤累积效应[13],模型参数[14]见表1。

表1 SiC模型参数Tab.1 Model parameters of SiC

1.2.2 UHMWPE背板材料模型及参数

MAT_COMPOSITE_MSC是一种可用于单向和织物增强复合材料的渐进损伤模型,该模型通过改进Hashin复合材料失效准则可模拟分析纤维方向与横向、厚度方向压溃破坏和基体面内与层间破坏等七种破坏与失效模式,并考虑了材料的应变率效应和基于损伤力学的非线性渐进损伤效应[15],本文采用此模型来模拟UHMWPE纤维复合材料背板在弹丸高速冲击下的响应,模型具体参数[16]如表2所示。

表2 UHMWPE模型参数Tab.2 Model parameters of UHMWPE

1.2.3 弹丸材料模型及参数

弹丸由穿甲钢芯、铅衬套及覆铜钢被甲3个部件构成。穿甲钢芯为弹丸的主要侵彻体和毁伤单元,采用修正的Johnson-Cook本构模型,并配合Cockcroft-Latham断裂准则来模拟。铅套及被甲对侵彻作用较小,考虑采用简化的Johnson-Cook模型,简化后的J-C模型忽略了热软化和损伤,且不需使用状态方程,提高了模拟计算的工作效率。弹丸各部件材料参数[17-18]见表3、表4。

表3 弹丸钢芯模型参数Tab.3 Model parameters of the projectile steel core

表4 弹丸被甲及铅套模型参数

2 防弹性能影响规律的数值模拟

为了研究粘结性能对陶瓷复合装甲抗侵彻性能的影响,在弹丸初速度878 m/s情况下,以上述有限元模型为基础,共设计并建立了6组具有不同粘合力参数的有限元模型(粘结性能由模型1-6依次增大),得到6组对照试验,具体如表5。在本节中,根据模拟仿真结果分析研究了SiC/UHMWPE纤维复合材料复合装甲的弹道性能、弹道极限速度、能量吸收和损伤模式,并从以上各角度对比分析不同粘结性能复合装甲的性能差异。

2.1 数值模型可靠性验证

为了确保数值模拟结果的准确性,需基于试验结果对数值模拟方法进行可靠性验证。由于试验样品材料性质与上述模型1相近,选取模型1的数值模拟结果与试验结果进行对比。图3为背板背弹面的实验与模拟结果对比图,可见模拟所得结果中背板的形态以及鼓包均与试验所得相符合。

模型1弹丸初速为878 m/s,弹丸未穿透。使用LS-PREPOST软件提取模拟结果文件,使用MEASURE功能量取背板背弹面最大位移节点的位移量(鼓包高度),其结果为23.9 mm。对试验样品进行大量重复试验,观察其穿透情况并测量背板鼓包高度(通过测量复合装甲背部设置的标准胶泥的最大凹陷深度而得),表6给出其中6次试验结果。在弹速870～882 m/s范围内,弹丸均未穿透,6次试验的鼓包高度的平均值为25.6 mm。综上,可以看出数值模拟结果与试验结果相比误差较小,证明了模型分析的可行性。

表6 穿透情况与背板鼓包高度的试验结果Tab.6 Experimental results of the penetration and backface signature of the composite armor

2.2 弹道性能

图4是弹丸的速度-时间历程曲线,由图4可知,弹丸接触装甲后,其速度开始以近似线性关系迅速下降;0.05 ms左右时,弹丸穿透陶瓷层达到与过渡层的接触界面,弹丸速度下降趋势放缓,在一个短暂的时间内速度几乎维持不变;弹丸进入背板层后,随着复合材料层合板的破坏逐渐加大,弹丸速度的下降趋势逐渐放缓,速度曲线趋于平缓,直至稳定。对比图4(a)—(d)发现,各模型弹丸速度降低至零所用时间不同且依次减小,粘结性能最弱时,所用时间最多,为0.1586 ms;而粘结性能最强时,所需时间最少,为0.1389 ms。可知,粘结性能在一定程度上影响了弹丸速度消耗的时间,但这种影响较小。同样地,根据图4(e)—(f),发现各模型弹丸穿透复合装甲后的剩余速度依次增大,其中模型5,剩余速度仅为10 m/s;而模型6,弹丸剩余速度高达170 m/s。

图4 弹丸的速度-时间历程曲线Fig.4 Velocity-time history curves of the projectile

图5为模型1―4背板背面最大挠度节点位移-时间历程曲线,随着弹丸侵彻不断加深,节点发生位移,且在弹丸动能耗尽的瞬间达到最大值。对比发现各模型背板鼓包高度存在明显差异,粘结性能越低的模型,其背板鼓包高度越大。

图5 不同模型背板位移最大节点位移-时间历程曲线Fig.5 Displacement-time history curve of the node with the maximum displacement of the backplate

综上,可知在弹丸初速为878 m/s时,模型1―4均可抗弹丸侵彻穿透,其中模型4背板鼓包高度最小、弹丸速度降为零所需时间最少,而模型5、6抗侵彻性能较弱,又以模型6的性能表现最差。以上分析表明在一定粘结性能范围内,复合装甲抗侵彻表现均较好,当超过这一范围时,其性能将急剧下降,以至于完全丧失对弹丸的拦截能力,此时粘结性能越强,抗侵彻性能越弱。

2.3 弹道极限速度

弹道极限速度被广泛用于防弹材料的性能表征,对上述6个模型,在700～1200 m/s速度区间内以不同速度的梯度值作为弹丸初始速度建立若干模型,并进行数值模拟计算。记录各个模型在一系列不同初速冲击下的弹丸剩余速度,并对弹丸剩余速度-初始速度曲线进行拟合,最终得到弹道极限速度。本研究采用的初始速度-剩余速度经验模型是Lambert-Jonas基于大量实验结果提出的[1],形式如式(1):

(1)

式中:Vr、Vi、Vbl分别为弹丸剩余速度、初始速度及复合装甲弹道极限速度,b为常数。

图6给出弹丸初始速度-剩余速度模拟值,及在此基础上根据式(1)得到的拟合曲线,该曲线与横坐标(初始速度)的交点即为弹道极限速度Vbl。各模型的弹道极限速度如图7所示。从图7中可以看出,6个模型的弹道极限速度逐次降低,模型1的弹道极限速度最高,达955 m/s,模型6的弹道极限速度最低,仅为821 m/s。也即,粘结性能最小时,其相应模型的弹道极限速度最高,而粘结性能较大时,模型的弹道极限速度反而较小,且粘结参数相差较大时,弹道极限速度差距悬殊。比较说明,复合装甲的弹道极限速度与粘结性能强弱呈负相关,复合材料背板层间粘结性能越强,则弹道极限速度越低。因此,可以总结出复合装甲的抗侵彻性能与复合材料背板层间粘结性能同样呈现负相关,较低的粘结性能反而能够提高复合装甲的抗侵彻性能。

图6 弹道极限速度拟合曲线Fig.6 Fitting curves of the ballistic limit velocity

图7 弹道极限速度比较Fig.7 Ballistic limit velocity comparison

2.4 能量吸收率

根据能量守恒,整个数值模拟过程中的能量是守恒的,装甲系统的破坏作用所需要的能量都来自于弹丸的动能变化,将弹丸动能减少量与弹丸动能初始值的比值作为复合装甲模型的能量吸收率。在878 m/s基础上,以25 m/s的增量得到新的初始速度903、928 m/s,以此对模型1～6中的参数进行修改并重新进行数值模拟计算,得到不同速度条件下6个模型的能量吸收率如图8所示。

在图8中对比装甲的总能量吸收率数值,可以发现在878 m/s速度条件下模型1、2、3、4的总能量吸收率达到100%,而模型5、6均不足100%,且逐次递减。这一发现说明模型1、2、3、4达到了拦截弹丸的目的,防弹性能明显优于其余2种模型,且模型5、6中又以模型6的防弹性能最弱。同样地,在903、928 m/s速度条件下,此规律同样适用。背板材料间的粘结性能在一定程度上影响着复合装甲的吸能性能,当粘结性能在适当的范围内,复合装甲吸能作用性能较好,但超过这一范围时,其吸能作用性能急剧下降,且粘结越强弹丸动能吸收能力越弱。

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

2.5 背板的损伤与破坏

UHMWPE复合材料背板在弹丸冲击贯穿陶瓷过程中,由于冲塞作用而首先发生局部鼓包变形,如图9(a)所示,此时对于较低层间粘结性能的背板,局部鼓包变形区域发生分层。在弹丸贯穿陶瓷后,剩余弹丸直接和背板接触,背板通过拉伸、压缩、剪切、分层损伤与破坏进一步吸收弹丸剩余动能,如 图9(b) 所示。图10为模型中心区域15 cm范围内UHMWPE背板在不同冲击时刻变形图,可以看出,弹丸侵彻复合材料背板过程中,在背板背面厚度约1/3处发生主界面分层,且界面粘结性能较弱的模型,其主分层区域明显大于粘结性能较强的模型。这是由于UHMWPE纤维及其复合材料的拉伸性能远大于其剪切和压缩性能,在弹丸横向冲击作用下,界面粘结性能较弱时,复合材料内局部的剪切和压缩作用会转变为纤维复合材料的拉伸断裂[19],因此较弱的界面粘结会促使拉伸断裂区域的扩大。同时较弱的层间粘结性能可以保证复合材料背板在分层后更多的未破坏材料通过拉伸作用参与变形,减弱受拉纤维及复合材料的应力集中[20],最大主应力出现相对更晚,可以吸收更多的弹丸动能。

图9 模型1弹丸冲击复合装甲不同时间变形Fig.9 Deformation of the projectile impact on the composite armor of Model 1 at different times

图10 UHMWPE背板变形Fig.10 Deformation results of the UHMWPE backplate

图11为1/2模型UHMWPE背板第16界面(第1层为接近陶瓷层)分层损伤,当Nodal Contact Gap数值达到1时,完全脱粘。由图11可以看出各模型背板的分层损伤情况不同,其中,模型1的分层程度最大而模型5分层区域较小。随着背板复合材料层间粘结性能的增强,背板的分层区域逐渐减少。背板复合材料间的粘结性能通过影响背板的分层等来扩大或减弱背板的拉伸吸能作用,最后影响复合装甲整体的防弹性能。综上可以分析得到,当粘结性能过高时,背板几乎不发生分层,复合装甲防弹性能偏弱,且粘结越强、性能越弱;而粘结性能较低时,背板可以获得较好的分层,背板吸收能量的能力得到提高,复合装甲的防弹性能显著增强。

图11 UHMWPE背板中界面16分层形状Fig.11 Delamination shapes of interface 16 in the UHMWPE backplate

3 结 论

利用显示动力学分析软件对SiC/UHMWPE复合装甲受7.62 mm穿甲燃烧弹冲击的侵彻过程进行了数值模拟研究,并根据模拟计算结果分析讨论了UHMWPE背板不同粘结性能时复合装甲的弹道性能、弹道极限速度、能量吸收和损伤模式,得到如下主要结论:

a)在同样弹丸初速度条件下,弹丸未穿透复合装甲时,弹丸停止所需时间随粘合性能增加而减小,背板的鼓包高度随粘结强度增强而降低;粘结性能过高时,弹丸穿透复合装甲,穿透装甲后的剩余速度随粘结性能增强而增加。

b)复合装甲的弹道极限速度随粘结性能增加而降低,粘结性能较低时复合装甲具有更优异的弹丸动能吸收能力和抗侵彻能力。

c)同样弹丸初速,随着背板粘结性能增强,复合装甲模型对弹丸动能的吸收能力降低,且粘结性能在一定范围内时,模型则能够完全吸收弹丸全部动能。

d)粘结性能较弱时,UHMWPE背板分层区域更大,主分层面更明显,减小了复合材料的应力集中区域,穿孔破坏部分减少,更多复合材料通过拉伸变形吸收弹体动能。