UHMWPE球面層合板彈道侵徹性能研究

陳 昕，朱 錫，梅志遠，王曉強

(海軍工程大學 船舶與海洋工程系，武漢 430033)

超高分子量聚乙烯(UHMWPE)作為繼碳纖維、芳綸之后出現的第三代高性能纖維，不僅比強度和比模量非常高，并且在沖擊作用下表現出優異的能量吸收性能，在防彈、抗沖擊領域已經得到了廣泛的應用［1－5］。在將UHMWPE復合材料應用于例如防彈天線罩之類的防護結構時，經常需要將其制作成球面層合板的形式。UHMWPE球面層合板作為具有初始曲率的層合殼結構，其曲率會對抗侵徹能力帶來一定的影響。目前有關復合材料層合殼的沖擊響應研究主要集中在低速沖擊時殼體的損傷和應力分布等方面［6－8］，而對UHMWPE復合材料的彈道侵徹研究也都只局限于平面結構。

本文通過實驗對UHMWPE層合平板和球面板的彈道侵徹性能進行了比較，初步分析了球面板抗彈能力下降的原因。在此基礎上應用MSC/DYTRAN有限元軟件對彈道侵徹過程進行了數值仿真，進一步研究了曲率對球面板抗侵徹能力的影響規律。

1 彈道侵徹實驗

1.1 UHMWPE平面層合板彈道實驗

UHMWPE平面層合板原料采用湖南中泰特種裝備有限責任公司生產的ZT－75無緯布預浸料，基體為聚苯乙烯，含量約為20%。層合板尺寸為300mm×300mm，厚度 30.2mm，面密度30.8kg/m2，由372 層預浸料以0°/90°方式迭加后經加熱模壓制成，每層預浸料包含正交鋪層的兩層單向纖維。平面層合板的外觀如圖1所示。

圖1 UHMWPE平面層合板Fig.1 UHMWPE plane laminate

彈道實驗在海軍工程大學艦船結構與強度實驗室進行，彈丸為45#鋼制成的立方體破片，邊長7.5mm，質量為3.3 g，采用14.7mm滑膛彈道槍發射。實驗結果如表1所示。由結果可知，當破片速度達到1667.8 m/s時，仍未能穿透層合板。(根據每次實驗后層合板未被穿透的剩余厚度，近似認為吸能量與面密度成線性關系，估算出層合板的彈道極限為1789 m/s。)

表1 UHMWPE平面層合板彈道實驗結果Tab.1 Ballistic test results of UHMWPE plane laminate

層合板受彈道沖擊后的典型形態如圖2所示。迎彈面為與破片尺寸相當的開孔，纖維表現為熔斷和剪切破壞。背板出現直徑210mm，高50mm的凸包，纖維產生大范圍和拉伸變形，伴隨著層間開裂和層間相對滑動。將層合板沿彈孔切開后，可以明顯地看到純剪切破壞、拉伸破壞和凸包形成三個過程。由實驗現象可以看出，由于UHMWPE復合材料纖維與基體間的結合力非常弱，纖維與基體間、各層之間容易產生相對滑動，因此纖維的應變傳遞范圍較大，使得纖維參與拉伸吸能的比例更大。

圖2 UHMWPE平面層合板受彈道沖擊后的形態Fig.2 Configuration of UHMWPE plane laminate after ballistic impact

圖3 UHMWPE夾芯結構Fig.3 UHMWPE sandwich structures

表2 夾芯結構參數及彈道實驗結果Tab.2 Sandwich structure parameters and ballistic test results

1.2 UHMWPE夾芯結構彈道實驗

制作了三種以UHMWPE為防彈材料的C－夾芯結構進行彈道實驗，夾芯結構外觀如圖3所示，中間為UHMWPE層合板，蒙皮為玻璃鋼，中間層與蒙皮之間用硬質聚氨酯泡沫填充。對三種結構進行了彈道沖擊實驗，實驗設施、破片均與平面層合板的實驗相同。三種結構的主要參數和彈道實驗結果見表2。

三種夾芯結構受彈道沖擊后背彈面的典型形態如圖4所示。1#夾芯結構在破片沖擊速度達到1597.0 m/s時，仍未能穿透，背彈面的蒙皮沒有產生明顯變形和破壞，但從側面可以看出UHMWPE層有明顯的層間相對滑動現象，表明纖維拉伸變形的范圍已經到達邊緣，中部有較大的凸包產生。2#夾芯結構在速度為1564.0 m/s和1590.7 m/s時被擊穿，背彈面的玻璃鋼蒙皮單純受破片侵徹作用破壞，沒有產生大的變形。3#夾芯結構在破片沖擊速度為1545.1 m/s時未被擊穿，但背彈面的蒙皮已經產生明顯的裂縫，可以判斷UHMWPE層已經產生了較大變形和凸包。夾芯結構中泡沫材料均為低密度聚氨酯，強度僅為1.8 MPa，模量僅為68 MPa，。因此泡沫層對UHMWPE層在破片沖擊作用下產生變形和凸包的限制作用很小。(忽略泡沫層對彈道侵徹性能的影響，結合2#結構與3#結構的實驗結果，可以認為球面夾芯結構的彈道極限在1545.1 m/s～1564 m/s之間。)

圖4 三種夾芯結構彈擊后背彈面形態Fig.4 Back side configuration of sandwich structures after ballistic impact

1.3 實驗結果分析

從UHMWPE平面層合板、平面夾芯結構(1#結構)與球面夾芯結構(2#、3#結構)彈道實驗結果的對比可以看出，在UHMWPE層合板厚度相同的情況下，球面夾芯結構的彈道極限抗侵徹能力有明顯下降。忽略泡沫和蒙皮的影響，經初步分析，本文認為引起彈道極限抗侵徹能力下降的主要原因是UHMWPE層合板采用球面結構以及破片從凸面入射。UHMWPE層合板在受到彈道沖擊時，主要依靠大范圍的纖維拉伸變形、產生大尺寸的凸包吸收沖擊能量，當破片從球面層合板凸面入射時，背板凸包形成的方向正好與層合板凸面方向相反，層合板的初始曲率對凸包形成產生了限制作用。從微觀層面分析，由于初始曲率的存在，纖維在凸包的邊緣產生折點，應力波沿纖維軸向的傳播在折點處受到阻礙而產生部分反射，造成局部應力較高而使纖維過早失效。

為驗證這一觀點，對2#夾芯結構從凹面方向進行了一次彈道沖擊實驗，入射速度為1585.0m/s時，夾芯結構未被穿透(見表2)。這一結果表明凹球面夾芯結構的彈道極限抗侵徹能力明顯高于凸球面，從而驗證了初始曲率對抗侵徹能力的影響是存在的。

2 數值仿真與分析

2.1 有限元模型

為進一步分析球面層合板曲率對抗侵徹能力的影響，采用DYTRAN軟件對平面板以及不同半徑球面板的彈道侵徹過程進行了數值仿真。由于實驗中UHMWPE層合板由數百層纖維制成，并且纖維與基體間的作用非常復雜，目前還難以精確地模擬實際情況。因此將侵徹過程簡化為薄板抗低速侵徹問題，著重分析球面板與平面板侵徹性能的差別以及半徑的影響規律。

建立的四個有限元模型分別為平板和半徑為500mm、2500mm、5000mm 的球面板，破片為邊長 7.5mm的立方體，板的邊長為破片邊長的10倍。為模擬UHMWPE層合板在發生大變形時的層間相對滑動現象，將模型的邊界條件設置為只限制彈道沖擊方向的位移。忽略破片的變形，將破片定義為剛體。層合板模型由五層wedge6單元構成，其中三層為UHMWPE復合材料，每層厚度為1mm，兩層為黏結層，厚度0.5mm，以模擬UHMWPE受剪切和拉伸破壞以及層間開裂情況。有限元模型如圖5所示。

圖5 不同曲率層合板彈道侵徹有限元模型Fig.5 Ballistic penetration FEM models of different curvature

表3 UHMWPE層主要材料參數Tab.3 Main material parameters of UHMWPE layer

UHMWPE層材料為三維各向正交異性彈性材料模式(DMATOR)，使用最大等效應力失效。由于UHMWPE復合材料的特殊屬性，其力學參數難以通過實驗測定，參考文獻［9，10］進行了近似處理。UHMWPE的主要材料參數見表3。

黏結層材料為彈塑性材料模式(DMAT)，采用最大塑性應變失效，主要參數見表4。

表4 黏結層主要材料參數Tab.4 Main material parameters of adhesion layer

2.2 數值計算結果與分析

定義破片的初速度為250 m/s，球面板的入射方向為凸面入射，計算得到各模型中破片的速度－時間歷程曲線，如圖6所示。從圖中可見，破片侵徹平面板后剩余速度最低，為103.5 m/s。半徑5000mm的球面板剩余速度有所提高，為117.3 m/s。隨著半徑的減小，剩余速度隨之增大，半徑2500mm和500mm球面板的剩余速度分別為131.9 m/s和151.3 m/s，表明吸收的破片動能逐漸減少。從侵徹經歷的時間看，平板的侵徹過程最長，隨著半徑減小(將平板的半徑看作無窮大)，侵徹過程也逐漸縮短。因此從以上的結果可以看出，球面板抗侵徹性能會隨著半徑的減小而降低。

圖6 破片速度－時間歷程曲線Fig.6 Fragment velocity variation during impact

圖7為各模型最后一層UHMWPE單元在開始失效前一時刻的應力分布和變形情況，從圖中可以進一步分析球面板抗侵徹能力下降的原因。為了方便觀察，將模型沿彈擊點隱去一半。云圖顯示的是Mises應力分布情況，四個模型中各色階對應的應力值完全相同。從各模型應力云圖的對比可以看出，隨著半徑的減小，層合板中應力分布的范圍也逐漸縮小，趨向于集中在彈擊點周圍的局部區域，導致局部應力過大而使材料失效。從變形情況看，平面板受彈擊產生的凸包高度和直徑最大，球面板半徑越小，變形的范圍和尺寸也越小，表明初始曲率對變形產生了限制作用，使材料參與拉伸吸能的比例下降。模型受彈擊產生凸包變形后，邊緣也呈現向中心收縮的現象。以各模型最后一層邊緣中點處的位移進行比較，平面板產生的往模型中心方向的位移最大，為0.27mm，隨著模型曲率的增大，邊緣中點處的位移逐漸減小，R=500mm模型的位移為0.14mm。該現象也說明了初始曲率對模型的變形產生了限制作用，使變形集中在彈擊點附近區域。

圖7 UHMWPE層應力分布與變形情況Fig.7 Stress distribution and deformation of UHMWPE layer

3 結論

本文對UHMWPE平面層合板、平面夾芯結構以及球面夾芯結構進行了彈道侵徹實驗，并采用DYTRAN軟件對不同曲率層合板進行了數值仿真分析，得到以下結論:

(1)破片從UHMWPE球面層合板凸面入射時，層合板初始曲率會對抗侵徹能力產生不利影響。

(2)球面層合板抗彈道侵徹能力與其曲率有關，曲率越大(半徑越小)，層合板吸收的破片動能越少，而且破片侵徹過程也越短。

(3)球面板初始曲率對變形產生的限制作用，以及導致應力集中在彈擊點周圍局部區域，是造成抗侵徹能力下降的主要原因。

［1］Tissington B，Pollard G，Ward I M.A study of the impact behaviour of ultra-high-modulus polyethylene fibre composites［J］.Composites Science and Technology，1992(44):197－208.

［2］Lee B L，Song J W，Ward J E.Failure of spectra polyethylene fiber-reinforced composites under ballistic impact loading［J］.Journal of Composite Materials，1994，28(13):1202－1226.

［3］Walsh T F，Lee B L，Song J W.Penetration failure of spectra polyethylene fiber-reinforced ballistic-grade composites［J］.Key Engineering Materials，1998(141－143):367－382.

［4］孫志杰，張佐光，沈建明，等.UD75防彈板工藝參數與彈道性能的初步研究［J］.復合材料學報，2001，18(2):46－49.

［5］梁子青，周 慶，邱冠雄，等.超高分子量聚乙烯纖維防彈復合材料的研究［J］.天津工業大學學報，2003，22(2):6－9.

［6］Ganapathy S，Rao K P.Interlaminar stresses in laminated composite plates，cylindrical/spherical shell panels damaged by low-velocity impact［J］. Composite Structures，1997(38):157－168.

［7］Ganapathy S，Rao K P. Failure analysis of laminated composite cylindrical/spherical shell panels subjected to lowvelocity impact［J］.Computers and Structures，1998(68):627－641.

［8］趙桂平，趙鐘斗.層壓復合殼在沖擊荷載作用下的應力分布［J］.西安建筑科技大學學報，1999，31(1):40－43.

［9］陳 曉，周 宏.疊層靶板彈擊實驗及彈道侵徹機理的數值模擬研究［J］.爆炸與沖擊，2003，23(6):509－515.

［10］梅志遠，朱 錫，劉燕紅.混雜纖維增強材料板抗侵徹數值仿真及實驗驗證［J］.兵工學報，2003，24(3):373－377.