韓奇,楊陽,劉靖宇,王濤,李世強(qiáng),曹勇*
裝備沖擊防護(hù)
止裂層對(duì)陶瓷復(fù)合防彈插板沖擊損傷行為研究
韓奇1a,楊陽2,劉靖宇1a,王濤1b,c,李世強(qiáng)1a,曹勇1a*
(1.太原理工大學(xué) a.機(jī)械與運(yùn)載工程學(xué)院應(yīng)用力學(xué)研究所 b.先進(jìn)金屬復(fù)合材料成形技術(shù)與裝備教育部工程研究中心 c.中澳聯(lián)合研究中心,太原 030002;2.包頭北方嘉瑞防務(wù)科技有限公司,內(nèi)蒙古 包頭 014030)
研究沖擊載荷下迎彈面覆蓋止裂層的復(fù)合防彈插板陶瓷面板碎裂機(jī)理和抗侵徹性能。對(duì)所設(shè)計(jì)的復(fù)合防彈插板進(jìn)行空氣炮打靶試驗(yàn),構(gòu)建沖擊仿真有限元計(jì)算模型。結(jié)合試驗(yàn)和數(shù)值模擬,研究覆蓋環(huán)氧樹脂、凱夫拉平紋織物止裂層及無止裂層復(fù)合防彈插板的抗侵徹性能,分析不同沖擊速度下復(fù)合防彈插板陶瓷損傷失效過程。采用內(nèi)聚力單元對(duì)止裂層和陶瓷之間的黏結(jié)區(qū)域進(jìn)行建模,分析黏結(jié)程度對(duì)陶瓷損傷和失效的影響。止裂層表面約束的陶瓷在沖擊過程中產(chǎn)生的徑向裂紋隨著撞擊點(diǎn)附近的環(huán)向拉應(yīng)力波的傳播而延伸。止裂層黏結(jié)作用增強(qiáng)時(shí),陶瓷的沖擊缺口面積增大,但質(zhì)量損失基本不變;迎彈面止裂層未對(duì)侵徹過程中子彈動(dòng)能和復(fù)合防彈插板背凸情況產(chǎn)生顯著影響。止裂層在一定程度上能減少陶瓷質(zhì)量損失,但也會(huì)造成更多的損傷,這種現(xiàn)象在高速情況下較為明顯,且凱夫拉平紋織物止裂層所造成的損傷更多。相關(guān)研究工作可為陶瓷復(fù)合防彈板的設(shè)計(jì)提供參考。
止裂層;陶瓷復(fù)合防彈插板;抗侵徹性能;陶瓷損傷演化;有限元模擬
陶瓷復(fù)合防彈板已廣泛應(yīng)用于人體和特種車輛的防護(hù),典型的復(fù)合防彈板有陶瓷/UHMWPE和陶瓷/金屬復(fù)合結(jié)構(gòu)等[1-5]。陶瓷面板的高硬度特性可以有效鈍化子彈,并通過裂紋擴(kuò)展和粉碎來消耗子彈動(dòng)能。工程中通常會(huì)在陶瓷面板表面增加止裂層,以起到保護(hù)陶瓷表面、防止陶瓷濺射及改善彈道效率等作用。陶瓷表面的止裂層類似在陶瓷表面增加一種膜約束邊界,陶瓷面板的沖擊碎裂特征會(huì)受到膜約束邊界的影響[6-7],為此本文針對(duì)表面膜約束的陶瓷面板沖擊碎裂特征開展了試驗(yàn)與仿真方面的研究工作。
學(xué)者們針對(duì)具有表面膜約束的陶瓷復(fù)合防彈板沖擊彈道效率開展了研究。Rahbek等[7]研究了彈道沖擊過程中復(fù)合材料膜約束對(duì)陶瓷裂紋擴(kuò)展的影響,對(duì)比了玻璃纖維復(fù)合材料膜和無膜陶瓷板損傷演化過程,試驗(yàn)中發(fā)現(xiàn)陶瓷的破壞模式以徑向裂紋和錐形裂紋為主,并相互交錯(cuò)形成網(wǎng)狀結(jié)構(gòu),裂紋數(shù)量和分布范圍隨著沖擊速度的增加而增加。相對(duì)于無膜陶瓷,添加纖維復(fù)合材料膜后陶瓷的裂紋數(shù)量和分布范圍增加,作者認(rèn)為這是因?yàn)閺?fù)合材料膜的約束作用導(dǎo)致陶瓷在沖擊過程中出現(xiàn)更多的損傷。Naik等[8]建立了覆蓋復(fù)合材料膜的陶瓷復(fù)合防彈板彈道沖擊分析模型,分析了彈體侵蝕和變形耗能,陶瓷拉伸破壞、剪切沖塞和陶瓷粉碎耗能,復(fù)合材料背板的分層和基體開裂過程的能量耗散等問題,但該模型并未考慮膜約束作用對(duì)陶瓷碎裂的影響,僅將復(fù)合材料膜作為能量耗散結(jié)構(gòu)考慮。Sarva等[9]認(rèn)為在陶瓷迎彈面覆蓋復(fù)合材料或金屬板可以有效提高防護(hù)裝甲的抗彈性能即彈道效率,試驗(yàn)設(shè)置玻璃纖維復(fù)合材料、碳纖維復(fù)合材料和Ti-3%Al-2.5%V合金材料作為陶瓷迎彈面膜,使用鎢合金子彈以900 m/s速度進(jìn)行單發(fā)沖擊試驗(yàn)。結(jié)果表明,迎彈面膜能有效限制陶瓷碎屑向外的飛濺,并可以進(jìn)一步提高彈體沖擊過程中的侵徹阻力。膜的密度每增加3%,彈道效率增加25%,預(yù)計(jì)膜厚度在增加到臨界厚度時(shí),其約束作用會(huì)達(dá)到一個(gè)臨界值。Crouch等[10]表明在陶瓷面板上覆蓋芳綸纖維復(fù)合材料可以降低多次沖擊時(shí)的背板變形。研究中還觀察到芳綸纖維復(fù)合材料膜影響了陶瓷損傷演化,陶瓷徑向裂紋數(shù)量從沒有膜的平均11條增加到覆蓋膜的16條。Reddy等[11]還發(fā)現(xiàn)添加纖維復(fù)合材料膜后,撞擊過程中產(chǎn)生的陶瓷碎片尺寸分布向更小的碎尺寸變化,這可能會(huì)提供更高的侵徹阻力。理論上陶瓷迎彈面覆蓋膜,可以對(duì)陶瓷提供約束作用,從而可能會(huì)對(duì)沖擊載荷下陶瓷裂紋擴(kuò)展、碎裂造成影響,但其具體影響機(jī)制還需探討[12-13]。國內(nèi)學(xué)者歐陽科峰等[14-15]對(duì)復(fù)合防彈結(jié)構(gòu)迎彈面覆蓋止裂層,并進(jìn)行單發(fā)彈道沖擊試驗(yàn),試驗(yàn)采用7.62 mm 穿甲燃燒彈以808 m/s的速度測試四周固定的不同復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)。研究結(jié)果表明,對(duì)覆蓋止裂層的復(fù)合防護(hù)結(jié)構(gòu)來說,提高背板厚度更有利于提高整體防護(hù)能力,芳綸止裂層優(yōu)于UHMWPE纖維和聚脲止裂層。
綜上所述,現(xiàn)有研究表明纖維復(fù)合材料止裂層可作為一種能量耗散結(jié)構(gòu)增強(qiáng)陶瓷復(fù)合防彈板彈道效率,但陶瓷復(fù)合防彈板的抗侵徹能力主要依賴于陶瓷的失效機(jī)制和背板強(qiáng)度,止裂層對(duì)陶瓷破壞的影響研究較少。為了研究止裂層對(duì)陶瓷破碎機(jī)制的影響,本文提出一種不使用纖維織物類材料,直接使用樹脂覆蓋陶瓷面板的止裂層方案,對(duì)比2種結(jié)構(gòu)復(fù)合防彈插板陶瓷失效機(jī)制和彈道效率,研究止裂層對(duì)陶瓷破碎機(jī)制的影響??紤]到實(shí)際槍彈速度在侵徹過程中所產(chǎn)生的動(dòng)態(tài)影響,以槍彈速度為參考,對(duì)不同速度沖擊載荷下,覆蓋止裂層的陶瓷/UHMWPE復(fù)合防彈插板陶瓷損傷失效和抗侵徹性能問題進(jìn)行研究。設(shè)計(jì)覆蓋不同止裂層的胸部防護(hù)板,開展空氣炮打靶試驗(yàn),結(jié)合電子計(jì)算機(jī)斷層掃描技術(shù)(Computed Tomography,CT)所表征的裂紋擴(kuò)展形貌建立沖擊仿真模型,分析止裂層對(duì)復(fù)合防彈插板的陶瓷損傷失效過程和抗侵徹性能影響,為單兵復(fù)合防彈插板設(shè)計(jì)提供參考。
采用空氣炮裝置對(duì)不同止裂層陶瓷/UHMWPE復(fù)合防彈插板進(jìn)行單發(fā)沖擊試驗(yàn)。試驗(yàn)設(shè)備布置方案如圖1所示,從左到右依次為空氣炮發(fā)射裝置、光幕測速系統(tǒng)、陶瓷/UHMWPE復(fù)合防彈插板、支撐鋼板和試驗(yàn)固定裝置,測速系統(tǒng)誤差為±2 m/s。子彈的出膛速度為170 m/s,總質(zhì)量為16.8 g,材料為45號(hào)鋼。打靶測試中使用作者團(tuán)隊(duì)設(shè)計(jì)開發(fā)的陶瓷/UHMWPE復(fù)合防彈胸部插板開展試驗(yàn),其中陶瓷面板使用的是碳化硼陶瓷,密度為2.5 g/cm3,抗彎強(qiáng)度為300~500 MPa,由平板撞擊試驗(yàn)得到的Hugoniot極限為16~20 GPa[16]。背板是超高分子聚乙烯纖維復(fù)合材料,是采用多層UD布通過一定工藝壓制而成的復(fù)合板,纖維密度為0.97 g/cm3,抗拉強(qiáng)度為2.7 GPa。陶瓷和UHMWPE背板之間采用環(huán)氧樹脂黏接。防彈插板的設(shè)計(jì)結(jié)構(gòu)包括無止裂層(Nal)、單層環(huán)氧樹脂止裂層(Epoxy)、單層凱夫拉平紋編織結(jié)構(gòu)止裂層(Kevlar)。
圖1 試驗(yàn)方案示意圖
侵徹過程中陶瓷迎彈面最先和子彈接觸,產(chǎn)生的沖擊波向陶瓷面內(nèi)和面外方向傳播,在撞擊點(diǎn)附近形成高壓縮應(yīng)力區(qū)域,高壓縮應(yīng)力導(dǎo)致彈著點(diǎn)附近的陶瓷發(fā)生壓剪變形產(chǎn)生裂紋向背板延伸。由于陶瓷和背板波阻抗差異,入射波在黏結(jié)面反射形成的拉伸波會(huì)導(dǎo)致陶瓷裂紋延徑向和子彈入射方向生長,裂紋生長密集區(qū)域陶瓷塊脫落并受壓形成粉碎區(qū)域,其他區(qū)域則為裂紋區(qū)域[17-18]。由于入射波和反射波的疊加作用,粉碎的陶瓷會(huì)形成具有一定角度的錐形破壞缺口。試驗(yàn)結(jié)果如圖2所示,因?yàn)榍懈钸^程中會(huì)對(duì)陶瓷原有形貌造成破壞,所以選擇測量陶瓷外表面沖擊缺口和陶瓷與背板黏結(jié)面缺口面積表征陶瓷粉碎區(qū)域的形狀。黏結(jié)面缺口明顯大于沖擊缺口,這種錐形缺口形狀是具有背板支撐的陶瓷典型破壞形狀,即陶瓷錐。觀察試驗(yàn)中背凸情況,不同結(jié)構(gòu)下背凸無較大變化。CT掃描結(jié)果如圖3所示,徑向裂紋沿彈著點(diǎn)向外發(fā)散,環(huán)向裂紋以彈著點(diǎn)為圓心,徑向和環(huán)向裂紋相互交錯(cuò)呈網(wǎng)狀形貌。主要受損區(qū)域已表示出來,不同結(jié)構(gòu)受損區(qū)域輪廓無特殊性。表1詳細(xì)統(tǒng)計(jì)了陶瓷破壞數(shù)據(jù),無止裂層和單層環(huán)氧樹脂止裂層覆蓋下陶瓷的裂紋數(shù)量一致,但單層芳綸平紋編織結(jié)構(gòu)覆蓋下的陶瓷裂紋數(shù)量增多,說明單層芳綸布下的陶瓷受損程度更高。有學(xué)者解釋是因?yàn)槔w維布對(duì)陶瓷的約束作用,所以導(dǎo)致被覆蓋陶瓷產(chǎn)生更多損傷[9]。裂紋區(qū)域有大量碎片產(chǎn)生,添加止裂層后陶瓷裂紋區(qū)域損傷面積和背凸范圍均有減小。為了仔細(xì)討論不同止裂層下陶瓷的破碎和損傷行為,對(duì)這3種防護(hù)板做了相關(guān)的數(shù)值模擬。
覆蓋止裂層的陶瓷/UHMWPE 復(fù)合防彈插板主體防護(hù)結(jié)構(gòu)分為兩部分,分別為陶瓷面板和采用正交UD結(jié)構(gòu)的UHMWPE纖維背板,其1∶1有限元模型及尺寸如圖4所示。因Ls-dyna有限元軟件在爆炸和侵徹領(lǐng)域強(qiáng)大的動(dòng)態(tài)非線性計(jì)算能力,所以模擬采用Ls-dyna有限元軟件進(jìn)行計(jì)算。所有單元均采用Lagrange網(wǎng)格,并使用Lagrange算法來計(jì)算子彈與陶瓷/UHMWPE復(fù)合防彈插板侵徹的相互作用。
圖2 試驗(yàn)結(jié)果
圖3 胸部復(fù)合防彈插板CT掃描結(jié)果
表1 試驗(yàn)結(jié)果統(tǒng)計(jì)
Tab.1 Statistics of experiment results
圖4 有限元模型尺寸示意圖
為了更好地模擬復(fù)合防彈插板的實(shí)際作用,邊界條件采用支撐邊界,使用剛體材料MAT_20號(hào)作為人體骨骼支撐復(fù)合防彈插板,橡膠材料MAT_269號(hào)模擬防彈板和人體之間的緩沖空間。陶瓷面板采用Johnson-Holmquist Ⅱ本構(gòu)模型,該模型包含材料的完整狀態(tài)和斷裂狀態(tài),2種狀態(tài)之間通過損傷函數(shù)連接,考慮強(qiáng)度軟化狀態(tài),并考慮了應(yīng)變率影響下的動(dòng)態(tài)損傷過程。狀態(tài)方程采用多項(xiàng)式形式描述壓力-體積關(guān)系[19]。數(shù)值模擬中將正交UD結(jié)構(gòu)的UHMWPE纖維背板和凱夫拉平紋編織結(jié)構(gòu)止裂層等效成均勻正交各向異性材料,使用線彈性本構(gòu)并添加chang-chang失效準(zhǔn)則,在Ls-dyna中為MAT_22號(hào)材料[12]??紤]到止裂層相對(duì)陶瓷和背板等材料質(zhì)量很小,數(shù)值計(jì)算中忽略止裂層對(duì)子彈的能量耗散,設(shè)置等厚度的止裂層。樹脂止裂層采用隨動(dòng)硬化模型進(jìn)行模擬,用Cowper-Symonds模型來考慮應(yīng)變率效應(yīng)[20]。為了模擬止裂層與陶瓷之間的黏結(jié)作用,在止裂層和陶瓷之間添加一層內(nèi)聚力(Cohesive)單元。在Ls-dyna中選擇MAT-138號(hào)材料,該模型采用雙線性本構(gòu)模型和混合牽引-分離定律失效模型。在模擬中設(shè)置內(nèi)聚力單元是為了模擬止裂層和陶瓷之間的相互約束作用,參考相關(guān)文獻(xiàn)參數(shù)后通過現(xiàn)有試驗(yàn)對(duì)參數(shù)進(jìn)行反演修正,以其作為約束作用初始基準(zhǔn)改變內(nèi)聚力單元能量釋放率調(diào)控陶瓷和止裂層之間的相互作用能力[20-21]。相關(guān)材料參數(shù)如表2~4所示[22-23],其中陶瓷材料參數(shù)中為描述陶瓷完整狀態(tài)和斷裂狀態(tài)的材料參數(shù),1為體積模量,2和3是為了保證精度擬合陶瓷狀態(tài)方程所得到的高階體積模量。
表2 凱夫拉平紋編織材料參數(shù)
Tab.2 Parameters of Kevlar plain weave material
表3 超高分子聚乙烯纖維復(fù)合材料參數(shù)
Tab.3 Parameters of UHMWPE fiber reinforced composites
表4 碳化硼陶瓷材料參數(shù)
Tab.4 Parameters of boron carbide ceramic material
在復(fù)合防彈插板和橡膠之間添加面面接觸AUTOMATIC_SURFACE_TO_SURFACE,考慮彈體和復(fù)合防彈插板的侵徹作用,子彈和復(fù)合防彈板之間采用侵蝕接觸ERODING_SURFACE_TO_SURFACE。考慮到網(wǎng)格敏感性問題,對(duì)復(fù)合防彈板撞擊區(qū)域網(wǎng)格采用環(huán)狀加密方法,中心加密網(wǎng)格尺寸為0.2 mm,以提高有限元模擬的計(jì)算效率和精度。研究中使用的子彈直徑為11.8 mm,長為20.8 mm,材料為45號(hào)鋼,采用Johnson-Cook本構(gòu)模型,該模型強(qiáng)度采用金屬應(yīng)變硬化項(xiàng)、應(yīng)變率強(qiáng)化項(xiàng)和溫度軟化項(xiàng)以乘積的方式組合。斷裂應(yīng)變與應(yīng)變率、應(yīng)變硬化系數(shù)、溫度相關(guān),由損傷參數(shù)15定義。同時(shí)Johnson-Cook本構(gòu)模型也經(jīng)過了大量試驗(yàn)驗(yàn)證,被廣泛應(yīng)用于侵徹領(lǐng)域[24]。材料參數(shù)如表5所示,其中為金屬的屈服強(qiáng)度,為應(yīng)變強(qiáng)化系數(shù)。
表5 45#鋼材料參數(shù)
Tab.5 Parameters of 45# steel material
為了驗(yàn)證模擬結(jié)果的準(zhǔn)確性,將對(duì)試驗(yàn)結(jié)果與模擬結(jié)果進(jìn)行對(duì)比?;厥赵囼?yàn)后的復(fù)合防彈插板,背凸范圍已由記號(hào)筆圈出。圖5標(biāo)明了試驗(yàn)中背部的凸起高度,添加止裂層后背部的凸起高度有所減小,但不同止裂層之間差別較小,數(shù)值模擬中背部的凸起高度和試驗(yàn)結(jié)果一致,背凸形貌為圓盤狀并未呈現(xiàn)明顯的正交各向異性。圖6展示了陶瓷宏觀破碎和損傷形貌,在迎彈面一側(cè)可以觀察到有4條徑向主裂紋,但在CT掃描圖像中觀察到更多裂紋,說明陶瓷面板存在潛藏在面板內(nèi)部或背面的次級(jí)裂紋。根據(jù)破碎程度將撞擊區(qū)域分為粉碎區(qū)和裂紋區(qū),如圖6c所示。粉碎區(qū)陶瓷破碎程度高、碎片尺寸小,已完全脫離陶瓷面板,但裂紋區(qū)陶瓷受止裂層的黏接作用影響還保持一定形態(tài),這與數(shù)值模擬結(jié)果較為一致,如圖6d、e所示。陶瓷面板粉碎區(qū)單元已完全失效脫離,裂紋區(qū)由陶瓷徑向和環(huán)向損傷呈現(xiàn),并沿彈著點(diǎn)向外發(fā)散。這種破碎和損傷現(xiàn)象也被認(rèn)為是陶瓷消耗子彈動(dòng)能的主要因素[18]。
圖5 試驗(yàn)和模擬結(jié)果對(duì)比
圖6 陶瓷碎裂形貌
圖7 170 m/s速度下子彈沖擊過程的拉應(yīng)力云圖
不同沖擊速度下陶瓷的損傷情況如圖8所示,隨著速度的增大陶瓷損傷范圍逐漸增加,粉碎區(qū)域失效單元增多,沖擊缺口增大。在170 m/s的速度下,凱夫拉平紋織物止裂層覆蓋下陶瓷損傷相對(duì)較少,但隨著速度的增加陶瓷損傷逐漸增多,達(dá)到750 m/s速度時(shí),凱夫拉平紋織物止裂層覆蓋的陶瓷損傷明顯多于其他防護(hù)結(jié)構(gòu)。說明低速時(shí)凱夫卡平紋織物止裂層展現(xiàn)了較好的防護(hù)效果,但隨著速度的增加平紋織物止裂層的強(qiáng)約束作用造成了更多的陶瓷損傷[9]。對(duì)比樹脂止裂層覆蓋的陶瓷和凱夫拉平紋織物止裂層覆蓋的陶瓷,430 m/s時(shí)陶瓷損傷相對(duì)一致,但750 m/s時(shí)凱夫拉覆蓋的陶瓷損傷明顯增多,這表明凱夫拉平紋織物止裂層的強(qiáng)約束作用可能存在臨界值。采用二分法計(jì)算多組速度并記錄陶瓷損傷情況,預(yù)估該臨界值可能在490~550 m/s,小于該臨界值,則凱夫拉平紋織物止裂層相對(duì)優(yōu)于樹脂止裂層。模擬中陶瓷單元的失效和損傷行為很好地再現(xiàn)了試驗(yàn)中陶瓷破碎和損傷機(jī)制,并且與余毅磊等[18]的試驗(yàn)結(jié)論一致。
圖8 陶瓷損傷示意圖
統(tǒng)計(jì)不同沖擊速度陶瓷質(zhì)量損失情況,如圖9所示。不同沖擊速度下陶瓷均有質(zhì)量損失,添加止裂層后質(zhì)量損失相對(duì)減小。這是因?yàn)橹沽褜訒?huì)將碎裂陶瓷塊粘在一起,覆蓋在沖擊缺口處,并且有研究表明這種碎裂的陶瓷塊相對(duì)于整塊陶瓷具有更大的抗侵徹阻力,進(jìn)而發(fā)揮止裂層的防護(hù)作用[9]。隨著速度的增加,有止裂層覆蓋的陶瓷質(zhì)量損失和無止裂層覆蓋的陶瓷質(zhì)量損失之差逐漸減小。這意味著高速情況下止裂層會(huì)導(dǎo)致陶瓷質(zhì)量損失小范圍增長,相反止裂層在抗低速?zèng)_擊下展現(xiàn)了相對(duì)較好的防護(hù)作用。
圖9 不同速度下陶瓷的損失質(zhì)量
內(nèi)聚力(Cohesive)單元建模方法主要用于黏結(jié)區(qū)域或復(fù)合材料層間界面建模,利用基于能量的方法對(duì)防護(hù)裝甲中使用的黏合劑的強(qiáng)度和斷裂行為進(jìn)行數(shù)值表征。研究表明[25],使用雙線性或三線性混合-牽引分離定律可以很好地模擬陶瓷和復(fù)合材料之間的黏結(jié)作用,同時(shí)也可以考慮黏合劑的塑性變形和應(yīng)變率效應(yīng)。因此,可以通過改變雙線性模型中的能量釋放率來控制止裂層和陶瓷之間約束作用,研究其對(duì)陶瓷破碎和損傷的影響。如圖10所示,Cohesive單元的損傷沿陶瓷迎彈面損傷分布。凱夫拉平紋編織材料作為復(fù)合防彈插板止裂層時(shí),Cohesive單元損傷更為嚴(yán)重,并且在750 m/s的沖擊下?lián)p傷現(xiàn)象更為明顯。相較于樹脂材料,凱夫拉平紋編織材料止裂層在高速情況下對(duì)陶瓷的約束作用更強(qiáng),可以一定程度上阻礙陶瓷的質(zhì)量損失,但會(huì)造成更多的陶瓷損傷。
圖11展示了不同能量釋放率陶瓷最終損傷情況,由于凱夫拉止裂層的強(qiáng)約束作用在低速情況下表現(xiàn)出了積極的作用,樹脂覆蓋的陶瓷平均損傷范圍略大于凱夫拉止裂層覆蓋的陶瓷。隨著能量釋放率的增加約束作用增強(qiáng),在將能量釋放率放大10倍時(shí)凱夫拉止裂層覆蓋的陶瓷損傷明顯增多,這也印證了凱夫拉纖維編織材料的約束作用略強(qiáng)于樹脂的觀點(diǎn),并且強(qiáng)約束作用會(huì)造成更多的陶瓷損傷。但在樹脂止裂層覆蓋下陶瓷損傷隨著能量釋放率的增加出現(xiàn)減少的情況。
圖10 Cohesive單元損傷云圖
圖11 170 m/s速度下不同黏結(jié)性能陶瓷損傷
陶瓷損失質(zhì)量隨能量釋放率變化如圖12所示。添加止裂層后,陶瓷的損失質(zhì)量均小于未添加止裂層結(jié)構(gòu)的,但樹脂止裂層覆蓋的陶瓷的損失質(zhì)量高于凱夫拉止裂層覆蓋陶瓷的損失質(zhì)量,不同能量釋放率下陶瓷的損失質(zhì)量變化不大。結(jié)合圖13展示的沖擊缺口面積隨能量釋放率的變化,發(fā)現(xiàn)提高能量釋放率后沖擊缺口面積減小,但總損失質(zhì)量無明顯變化,表明黏結(jié)面缺口面積增加。考慮到陶瓷典型的錐形破壞模式,可以推斷陶瓷半錐角相應(yīng)減小,陶瓷的在破碎區(qū)的破壞可能更傾向于剪切破壞而不是壓縮破壞??偠灾?,止裂層的約束作用相對(duì)陶瓷的質(zhì)量損失來說,對(duì)陶瓷的損傷可能會(huì)造成更大的影響,即對(duì)約束作用更為敏感。
圖12 不同黏結(jié)性能下陶瓷的損失質(zhì)量
圖13 不同黏結(jié)性能沖擊缺口面積
研究復(fù)合裝甲的抗沖擊性能,通常需要各種標(biāo)準(zhǔn)參數(shù)來衡量。參考已有研究中的標(biāo)準(zhǔn)包括子彈在復(fù)合裝甲中的穿透深度、子彈的剩余速度、子彈在裝甲內(nèi)的持續(xù)時(shí)間和彈丸尖端在撞擊過程中的質(zhì)量損失或塑性變形[16,26]。非貫穿條件下,可以考慮背板的面外位移和侵徹過程動(dòng)能變化,采用這2種參數(shù)來衡量止裂層對(duì)復(fù)合防彈插板抗沖擊性能的影響。圖14展示了子彈動(dòng)能變化歷程,即不同速度撞擊無止裂層、樹脂止裂層和凱夫拉平紋織物止裂層復(fù)合防彈板時(shí)子彈質(zhì)心動(dòng)能。從0 μs到子彈和復(fù)合防彈板侵徹相互作用結(jié)束100 μs時(shí),覆蓋不同結(jié)構(gòu)止裂層和無止裂層子彈速度曲線幾乎相同。盡管止裂層能夠減小陶瓷的質(zhì)量損失,但這部分損失并不能有效影響子彈的侵徹過程。
圖14 子彈動(dòng)能時(shí)間歷程曲線
在子彈和背板相互作用過程中,背板變形面積增大,這有助于增加纖維相互作用的面積,吸收更多的能量,導(dǎo)致更低的背板撞擊點(diǎn)凸起位移和更長的相互作用時(shí)間。參考圖5背板凸起變形形貌,收集了3種結(jié)構(gòu)的截面變形輪廓,繪制背板的終點(diǎn)沖擊變形形貌。因?yàn)閳D5中展示的背板變形呈典型的圓形,并未出現(xiàn)明顯的正交特性,所以在繪制截面變形輪廓時(shí)只需要考慮一個(gè)方向的變形輪廓即可。以撞擊點(diǎn)為繪圖原點(diǎn)(0,0),收集原點(diǎn)左右兩側(cè)100 mm范圍內(nèi)的參考點(diǎn)位移,繪制的橫截面變形輪廓,如圖15所示。每條曲線對(duì)應(yīng)終點(diǎn)時(shí)刻背板的變形,即考慮了回彈階段的變形輪廓。在高速?zèng)_擊下形成了寬廣的位移平臺(tái),隨后兩側(cè)變形斜率迅速下降,中低速條件下未觀察到明顯的平臺(tái)現(xiàn)象。添加止裂層后背板最大變形有所減小,這可能是因?yàn)橹沽褜颖旧碜饔孟牧俗訌椀牟糠謩?dòng)能,表現(xiàn)出了積極的防護(hù)作用。但隨著速度的增長這種較薄的止裂層對(duì)子彈動(dòng)能的消耗不明顯,因此在高速?zèng)_擊下背板最大變形差別較小。
圖15 150 μs時(shí)UHMWPE背板參考點(diǎn)位移
本文詳細(xì)討論了樹脂止裂層對(duì)復(fù)合防彈插板抗彈能力和陶瓷破碎損傷特征的影響,對(duì)無止裂層、環(huán)氧樹脂止裂層和凱夫拉平紋織物止裂層復(fù)合防彈插板進(jìn)行了空氣炮打靶試驗(yàn)。在驗(yàn)證數(shù)值模擬有效性的基礎(chǔ)上,對(duì)覆蓋有不同材料類型止裂層的復(fù)合防彈插板的沖擊破壞特征進(jìn)行了探討,結(jié)論如下:
1)沖擊載荷下,覆蓋有止裂層陶瓷的主要破壞特征包括徑向裂紋和裂紋擴(kuò)展形成的陶瓷錐。陶瓷錐中的碎塊是由于撞擊區(qū)域高壓縮應(yīng)力引起的,從而導(dǎo)致了陶瓷的質(zhì)量損失,但在撞擊區(qū)域周圍形成的環(huán)向拉伸應(yīng)力區(qū)域是引起徑向裂紋的主要原因,即形成的裂紋區(qū)域,并且該環(huán)向拉伸應(yīng)力區(qū)域也會(huì)引起部分環(huán)向損傷。添加止裂層后陶瓷質(zhì)量損失有所減小,但在高速情況下減小得并不明顯。
2)止裂層的防護(hù)效果與沖擊速度有關(guān),其約束作用隨著速度的增加而增強(qiáng),且凱夫拉平紋織物止裂層的約束作用對(duì)速度更為敏感。凱夫拉平紋織物止裂層約束作用的速度臨界范圍為490~550 m/s。當(dāng)沖擊速度大于臨界值時(shí),凱夫拉平紋織物止裂層覆蓋下的陶瓷損傷多于樹脂覆蓋下的陶瓷損傷,反之則少于樹脂覆蓋下的陶瓷損傷。
3)隨著止裂層和陶瓷之間的黏結(jié)區(qū)域約束作用的增強(qiáng),陶瓷的沖擊缺口減小,但損失質(zhì)量變化較小,趨于穩(wěn)定狀態(tài)。這表明陶瓷錐半錐角減小,陶瓷趨向剪切破壞。此外,由于止裂層的薄層特性,添加止裂層后并未對(duì)子彈動(dòng)能和背板凸起情況產(chǎn)生顯著影響。
[1] SERJOUEI A, GOUR G, ZHANG X, et al. On improving Ballistic Limit of Bi-Layer Ceramic-Metal Armor[J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 105: 54-67.
[2] KRISHNAN K, SOCKALINGAM S, BANSAL S, et al. Numerical Simulation of Ceramic Composite Armor Subjected to Ballistic Impact[J]. Composites Part B: Engineering, 2010, 41(8): 583-593.
[3] HU D, ZHANG Y, SHEN Z, et al. Investigation on the Ballistic Behavior of Mosaic SiC/UHMWPE Composite Armor Systems[J]. Ceramics International, 2017, 43(13): 10368-10376.
[4] LIU W, CHEN Z, CHENG X, et al. Design and Ballistic Penetration of the Ceramic Composite Armor[J]. Composites Part B: Engineering, 2016, 84: 33-40.
[5] GOH W L, ZHENG Y, YUAN J, et al. Effects of Hardness of Steel on Ceramic Armour Module Against Long Rod Impact[J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 109: 419 -426.
[6] SAVIO S G, MADHU V. Ballistic Performance Evaluation of Ceramic Tiles with Respect to Projectile Velocity Against Hard Steel Projectile Using DOP Test[J]. International Journal of Impact Engineering, 2018, 113: 161-167.
[7] RAHBEK D B, SIMONS J W, JOHNSEN B B, et al. Effect of Composite Covering on Ballistic Fracture Damage Development in Ceramic Plates[J]. International Journal of Impact Engineering, 2017, 99: 58-68.
[8] NAIK N K, KUMAR S, RATNAVEER D, et al. An Energy-Based Model for Ballistic Impact Analysis of Ceramic-Composite Armors[J]. International Journal of Damage Mechanics, 2013, 22(2): 145-187.
[9] SARVA S, NEMAT-NASSER S, MCGEE J, et al. The Effect of Thin Membrane Restraint on the Ballistic Performance of armor Grade Ceramic Tiles[J]. International Journal of Impact Engineering, 2007, 34(2): 277-302.
[10] CROUCH IG. Effects of Cladding Ceramic and Its Influence on Ballistic Performance[C]// 28th International Symposium on Ballistics, 2014.
[11] REDDY P R S, MADHU V, RAMANJANEYULU K, et al. Influence of Polymer Restraint on Ballistic Performance of Alumina Ceramic Tiles[J]. Defence Science Journal, 2008, 58(2): 264.
[12] 曹勇, 張超. 薄層復(fù)合材料沖擊損傷行為研究進(jìn)展[J]. 航空學(xué)報(bào), 2022, 43(6): 147-163.
CAO Yong, ZHANG Chao. Impact Damage Behavior of Thin-Ply Composites: A Review[J]. Acta Aeronautica et Astronautica Sinica, 2022, 43(6): 147-163.
[13] LANKFORD J, ANDERSON C E, NAGY A J, et al. Inelastic Response of Confined Aluminium Oxide under Dynamic Loading Conditions[J]. Journal of Materials Science, 1998, 33: 1619-1625.
[14] 歐陽科峰, 姚新, 楊陽, 等. 迎彈面止裂層對(duì)陶瓷復(fù)合結(jié)構(gòu)抗侵徹性能影響試驗(yàn)研究[J]. 防護(hù)工程, 2021, 43(4): 6-10.
OUYANG Ke-feng, YAO Xin, YANG Yang, et al. Experimental Study on the Effect of Front-Side Crack Arrest Layer on the Anti-Penetration Performance of Ceramic Composite Structures[J]. Protective Engineering, 2021, 43(4): 6-10.
[15] 歐陽科峰, 姚新, 楊陽, 等. Al2O3陶瓷與超高分子量聚乙烯復(fù)合結(jié)構(gòu)抗穿甲燃燒彈侵徹性能試驗(yàn)研究[J]. 防護(hù)工程, 2021, 43(3): 13-18.
OUYANG Ke-feng, YAO Xin, YANG Yang, et al. Experimental Study on Anti-Penetration Performance of Armor-Piercing Incendiary Ammunition Against Composite Structures of Al2O3and UHMWPE[J]. Protective Engineering, 2021, 43(3): 13-18.
[16] 賈楠, 焦亞男, 周慶, 等. 碳化硼陶瓷/超高分子量聚乙烯復(fù)合裝甲板抗12.7 mm穿甲彈侵徹過程中陶瓷的碎裂行為[J]. 復(fù)合材料學(xué)報(bào), 2023, 40(6): 3571-3582.
JIA Nan, JIAO Ya-nan, ZHOU Qing, et al. Ceramic Fragmentation Behavior of B4C Ceramic/Ultra-High Molecular Weight Polyethylene Composite Armor Plate Impacted by 12.7 mm Armor Piercing Projectile[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2023, 40(6): 3571-3582.
[17] HOLMQUIST T J, JOHNSON G R. Characterization and Evaluation of Boron Carbide for Plate-impact Conditions[J]. Journal of Applied Physics, 2006, 100(9): 093525.
[18] 余毅磊, 蔣招繡, 王曉東, 等. 輕型陶瓷/金屬復(fù)合裝甲抗垂直侵徹過程中陶瓷碎裂行為研究[J]. 爆炸與沖擊, 2021, 41(11): 79-88.
YU Yi-lei, JIANG Zhao-xiu, WANG Xiao-dong, et al. Research on Ceramic Fragmentation Behavior of Lightweight Ceramic/Metal Composite Armor during Vertical Penetration[J]. Explosion and Shock Waves, 2021, 41(11): 79-88.
[19] SHERMAN D, BEN-SHUSHAN T. Quasi-Static Impact Damage in Confined Ceramic Tiles[J]. International Journal of Impact Engineering, 1998, 21(4): 245 -265.
[20] SASSI S, TARFAOUI M, NACHTANE M, et al. Strain Rate Effects on the Dynamic Compressive Response and the Failure Behavior of Polyester Matrix[J]. Composites Part B: Engineering, 2019, 174: 107040.
[21] LI?NER M, ALABORT E, CUI H, et al. On the Rate Dependent Behaviour of Epoxy Adhesive Joints: Experimental Characterisation and Modelling of Mode I Failure[J]. Composite Structures, 2018, 189: 286-303.
[22] AHMED A, CHOUHAN H, KARTIKEYA K, et al. Study on Low and High Strain Rate Behaviour of the Adhesive Bonds for Armour Application[J]. The Journal of Adhesion, 2020, 96(1-4): 345-358.
[23] 陳宗兵. 鋼/陶瓷/凱夫拉復(fù)合裝甲彈道沖擊響應(yīng)研究[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工程大學(xué), 2019.
CHEN Zong-bing. Numerical Investigation of Ballistic Response of Steel/Ceramic/Kevlar Composite Armor[D]. Harbin: Harbin Engineering University, 2019.
[24] 彭鴻博, 張宏建. 金屬材料本構(gòu)模型的研究進(jìn)展[J]. 機(jī)械工程材料, 2012, 36(3): 5-10,.
PENG Hong-bo, ZHANG Hong-jian. Research Development of the Constitutive Models of Metal Materials[J]. Materials for Mechanical Engineering, 2012, 36(3): 5-10.
[25] PISAVADIA H, TOUSSAINT G, DOLEZ P, et al. Cohesive Zone Failure Modeling of Polymeric Adhesives Used in Ceramic/Metal Armor[J]. International Journal of Impact Engineering, 2022, 170: 104364.
[26] RASHED A, YAZDANI M, BABALUO A A, et al. Investigation on High-Velocity Impact Performance of Multi-Layered Alumina Ceramic Armors with Polymeric Interlayers[J]. Journal of Composite Materials, 2016, 50(25): 3561-3576.
Thin Membrane Covering on Impact Damage Development in Ceramic Composite Bulletproof Plate
HAN Qi1a, YANG Yang2, LIU Jing-yu1a, WANG Tao1b,c, LI Shi-qiang1a, CAO Yong1a*
(1. a. Institute of Applied Mechanics College of Mechanical and Vehicle Engineering, b. Engineering Research Center of Advanced Metal Composites Forming Technology and Equipment Ministry of Education, c. China-Australia Joint Research Center, Taiyuan University of Technology, Taiyuan 030002, China; 2. Baotou Norinco Jiarui Defense Technology Co., Ltd., Inner Mongolia Baotou 014030, China)
The work aims to study the cracking mechanisms and penetration resistance of the ceramic panel of the composite bulletproof plate covered with thin membrane under the impact load. A gas gun experiment was carried out on the designed composite bulletproof plate, and a finite element model of impact was established. Combining experiments and numerical simulations, the penetration resistance of the composite bulletproof plate covered with epoxy resin, Kevlar plain weave composite and bare composite bulletproof plates were studied, and the ceramic damage and failure process of the composite bulletproof plate under different impact velocities was analyzed. The cohesive element was used to model the bonding area between the thin membrane and the ceramic. The effect of the bonding properties on the damage and failure of the ceramic was analyzed. The radial cracks produced in ceramics restrained by the thin membrane during the impact process were induced by the circumferential tensile stress area near the impact point. As the restraint of thin membrane increased, the impact gap area of the ceramic increased but the mass loss remained unchanged; The thin membrane did not have a significant impact on the kinetic energy of the bullet and the back convexity of the composite bulletproof plate during penetration. The thin membrane reduces the loss of ceramic mass to a certain extent, but also causes more damage, which is more pronounced at higher speeds and more damage caused by the Kevlar composite. The related research work can provide a reference for the design of ceramic composite bulletproof plates.
thin membrane; ceramic composite bulletproof plate; penetration resistance; ceramic damage evolution; finite element simulation
O385
A
1001-3563(2023)21-0001-10
10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.21.001
2023-09-28
國家自然科學(xué)基金(12002286);山西省科技創(chuàng)新人才團(tuán)隊(duì)(領(lǐng)軍)專項(xiàng)資助(202204051002006)
通信作者
責(zé)任編輯:曾鈺嬋