UHMWPE球面层合板弹道侵彻性能研究

陈 昕，朱 锡，梅志远，王晓强

(海军工程大学 船舶与海洋工程系，武汉 430033)

超高分子量聚乙烯(UHMWPE)作为继碳纤维、芳纶之后出现的第三代高性能纤维，不仅比强度和比模量非常高，并且在冲击作用下表现出优异的能量吸收性能，在防弹、抗冲击领域已经得到了广泛的应用［1－5］。在将UHMWPE复合材料应用于例如防弹天线罩之类的防护结构时，经常需要将其制作成球面层合板的形式。UHMWPE球面层合板作为具有初始曲率的层合壳结构，其曲率会对抗侵彻能力带来一定的影响。目前有关复合材料层合壳的冲击响应研究主要集中在低速冲击时壳体的损伤和应力分布等方面［6－8］，而对UHMWPE复合材料的弹道侵彻研究也都只局限于平面结构。

本文通过实验对UHMWPE层合平板和球面板的弹道侵彻性能进行了比较，初步分析了球面板抗弹能力下降的原因。在此基础上应用MSC/DYTRAN有限元软件对弹道侵彻过程进行了数值仿真，进一步研究了曲率对球面板抗侵彻能力的影响规律。

1 弹道侵彻实验

1.1 UHMWPE平面层合板弹道实验

UHMWPE平面层合板原料采用湖南中泰特种装备有限责任公司生产的ZT－75无纬布预浸料，基体为聚苯乙烯，含量约为20%。层合板尺寸为300mm×300mm，厚度 30.2mm，面密度30.8kg/m2，由372 层预浸料以0°/90°方式迭加后经加热模压制成，每层预浸料包含正交铺层的两层单向纤维。平面层合板的外观如图1所示。

图1 UHMWPE平面层合板Fig.1 UHMWPE plane laminate

弹道实验在海军工程大学舰船结构与强度实验室进行，弹丸为45#钢制成的立方体破片，边长7.5mm，质量为3.3 g，采用14.7mm滑膛弹道枪发射。实验结果如表1所示。由结果可知，当破片速度达到1667.8 m/s时，仍未能穿透层合板。(根据每次实验后层合板未被穿透的剩余厚度，近似认为吸能量与面密度成线性关系，估算出层合板的弹道极限为1789 m/s。)

表1 UHMWPE平面层合板弹道实验结果Tab.1 Ballistic test results of UHMWPE plane laminate

层合板受弹道冲击后的典型形态如图2所示。迎弹面为与破片尺寸相当的开孔，纤维表现为熔断和剪切破坏。背板出现直径210mm，高50mm的凸包，纤维产生大范围和拉伸变形，伴随着层间开裂和层间相对滑动。将层合板沿弹孔切开后，可以明显地看到纯剪切破坏、拉伸破坏和凸包形成三个过程。由实验现象可以看出，由于UHMWPE复合材料纤维与基体间的结合力非常弱，纤维与基体间、各层之间容易产生相对滑动，因此纤维的应变传递范围较大，使得纤维参与拉伸吸能的比例更大。

图2 UHMWPE平面层合板受弹道冲击后的形态Fig.2 Configuration of UHMWPE plane laminate after ballistic impact

图3 UHMWPE夹芯结构Fig.3 UHMWPE sandwich structures

表2 夹芯结构参数及弹道实验结果Tab.2 Sandwich structure parameters and ballistic test results

1.2 UHMWPE夹芯结构弹道实验

制作了三种以UHMWPE为防弹材料的C－夹芯结构进行弹道实验，夹芯结构外观如图3所示，中间为UHMWPE层合板，蒙皮为玻璃钢，中间层与蒙皮之间用硬质聚氨酯泡沫填充。对三种结构进行了弹道冲击实验，实验设施、破片均与平面层合板的实验相同。三种结构的主要参数和弹道实验结果见表2。

三种夹芯结构受弹道冲击后背弹面的典型形态如图4所示。1#夹芯结构在破片冲击速度达到1597.0 m/s时，仍未能穿透，背弹面的蒙皮没有产生明显变形和破坏，但从侧面可以看出UHMWPE层有明显的层间相对滑动现象，表明纤维拉伸变形的范围已经到达边缘，中部有较大的凸包产生。2#夹芯结构在速度为1564.0 m/s和1590.7 m/s时被击穿，背弹面的玻璃钢蒙皮单纯受破片侵彻作用破坏，没有产生大的变形。3#夹芯结构在破片冲击速度为1545.1 m/s时未被击穿，但背弹面的蒙皮已经产生明显的裂缝，可以判断UHMWPE层已经产生了较大变形和凸包。夹芯结构中泡沫材料均为低密度聚氨酯，强度仅为1.8 MPa，模量仅为68 MPa，。因此泡沫层对UHMWPE层在破片冲击作用下产生变形和凸包的限制作用很小。(忽略泡沫层对弹道侵彻性能的影响，结合2#结构与3#结构的实验结果，可以认为球面夹芯结构的弹道极限在1545.1 m/s～1564 m/s之间。)

图4 三种夹芯结构弹击后背弹面形态Fig.4 Back side configuration of sandwich structures after ballistic impact

1.3 实验结果分析

从UHMWPE平面层合板、平面夹芯结构(1#结构)与球面夹芯结构(2#、3#结构)弹道实验结果的对比可以看出，在UHMWPE层合板厚度相同的情况下，球面夹芯结构的弹道极限抗侵彻能力有明显下降。忽略泡沫和蒙皮的影响，经初步分析，本文认为引起弹道极限抗侵彻能力下降的主要原因是UHMWPE层合板采用球面结构以及破片从凸面入射。UHMWPE层合板在受到弹道冲击时，主要依靠大范围的纤维拉伸变形、产生大尺寸的凸包吸收冲击能量，当破片从球面层合板凸面入射时，背板凸包形成的方向正好与层合板凸面方向相反，层合板的初始曲率对凸包形成产生了限制作用。从微观层面分析，由于初始曲率的存在，纤维在凸包的边缘产生折点，应力波沿纤维轴向的传播在折点处受到阻碍而产生部分反射，造成局部应力较高而使纤维过早失效。

为验证这一观点，对2#夹芯结构从凹面方向进行了一次弹道冲击实验，入射速度为1585.0m/s时，夹芯结构未被穿透(见表2)。这一结果表明凹球面夹芯结构的弹道极限抗侵彻能力明显高于凸球面，从而验证了初始曲率对抗侵彻能力的影响是存在的。

2 数值仿真与分析

2.1 有限元模型

为进一步分析球面层合板曲率对抗侵彻能力的影响，采用DYTRAN软件对平面板以及不同半径球面板的弹道侵彻过程进行了数值仿真。由于实验中UHMWPE层合板由数百层纤维制成，并且纤维与基体间的作用非常复杂，目前还难以精确地模拟实际情况。因此将侵彻过程简化为薄板抗低速侵彻问题，着重分析球面板与平面板侵彻性能的差别以及半径的影响规律。

建立的四个有限元模型分别为平板和半径为500mm、2500mm、5000mm 的球面板，破片为边长 7.5mm的立方体，板的边长为破片边长的10倍。为模拟UHMWPE层合板在发生大变形时的层间相对滑动现象，将模型的边界条件设置为只限制弹道冲击方向的位移。忽略破片的变形，将破片定义为刚体。层合板模型由五层wedge6单元构成，其中三层为UHMWPE复合材料，每层厚度为1mm，两层为黏结层，厚度0.5mm，以模拟UHMWPE受剪切和拉伸破坏以及层间开裂情况。有限元模型如图5所示。

图5 不同曲率层合板弹道侵彻有限元模型Fig.5 Ballistic penetration FEM models of different curvature

表3 UHMWPE层主要材料参数Tab.3 Main material parameters of UHMWPE layer

UHMWPE层材料为三维各向正交异性弹性材料模式(DMATOR)，使用最大等效应力失效。由于UHMWPE复合材料的特殊属性，其力学参数难以通过实验测定，参考文献［9，10］进行了近似处理。UHMWPE的主要材料参数见表3。

黏结层材料为弹塑性材料模式(DMAT)，采用最大塑性应变失效，主要参数见表4。

表4 黏结层主要材料参数Tab.4 Main material parameters of adhesion layer

2.2 数值计算结果与分析

定义破片的初速度为250 m/s，球面板的入射方向为凸面入射，计算得到各模型中破片的速度－时间历程曲线，如图6所示。从图中可见，破片侵彻平面板后剩余速度最低，为103.5 m/s。半径5000mm的球面板剩余速度有所提高，为117.3 m/s。随着半径的减小，剩余速度随之增大，半径2500mm和500mm球面板的剩余速度分别为131.9 m/s和151.3 m/s，表明吸收的破片动能逐渐减少。从侵彻经历的时间看，平板的侵彻过程最长，随着半径减小(将平板的半径看作无穷大)，侵彻过程也逐渐缩短。因此从以上的结果可以看出，球面板抗侵彻性能会随着半径的减小而降低。

图6 破片速度－时间历程曲线Fig.6 Fragment velocity variation during impact

图7为各模型最后一层UHMWPE单元在开始失效前一时刻的应力分布和变形情况，从图中可以进一步分析球面板抗侵彻能力下降的原因。为了方便观察，将模型沿弹击点隐去一半。云图显示的是Mises应力分布情况，四个模型中各色阶对应的应力值完全相同。从各模型应力云图的对比可以看出，随着半径的减小，层合板中应力分布的范围也逐渐缩小，趋向于集中在弹击点周围的局部区域，导致局部应力过大而使材料失效。从变形情况看，平面板受弹击产生的凸包高度和直径最大，球面板半径越小，变形的范围和尺寸也越小，表明初始曲率对变形产生了限制作用，使材料参与拉伸吸能的比例下降。模型受弹击产生凸包变形后，边缘也呈现向中心收缩的现象。以各模型最后一层边缘中点处的位移进行比较，平面板产生的往模型中心方向的位移最大，为0.27mm，随着模型曲率的增大，边缘中点处的位移逐渐减小，R=500mm模型的位移为0.14mm。该现象也说明了初始曲率对模型的变形产生了限制作用，使变形集中在弹击点附近区域。

图7 UHMWPE层应力分布与变形情况Fig.7 Stress distribution and deformation of UHMWPE layer

3 结论

本文对UHMWPE平面层合板、平面夹芯结构以及球面夹芯结构进行了弹道侵彻实验，并采用DYTRAN软件对不同曲率层合板进行了数值仿真分析，得到以下结论:

(1)破片从UHMWPE球面层合板凸面入射时，层合板初始曲率会对抗侵彻能力产生不利影响。

(2)球面层合板抗弹道侵彻能力与其曲率有关，曲率越大(半径越小)，层合板吸收的破片动能越少，而且破片侵彻过程也越短。

(3)球面板初始曲率对变形产生的限制作用，以及导致应力集中在弹击点周围局部区域，是造成抗侵彻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］孙志杰，张佐光，沈建明，等.UD75防弹板工艺参数与弹道性能的初步研究［J］.复合材料学报，2001，18(2):46－49.

［5］梁子青，周 庆，邱冠雄，等.超高分子量聚乙烯纤维防弹复合材料的研究［J］.天津工业大学学报，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］赵桂平，赵钟斗.层压复合壳在冲击荷载作用下的应力分布［J］.西安建筑科技大学学报，1999，31(1):40－43.

［9］陈 晓，周 宏.叠层靶板弹击实验及弹道侵彻机理的数值模拟研究［J］.爆炸与冲击，2003，23(6):509－515.

［10］梅志远，朱 锡，刘燕红.混杂纤维增强材料板抗侵彻数值仿真及实验验证［J］.兵工学报，2003，24(3):373－377.