DO1：10.19936/jki.2096-8000.20210428.010
周越松，梁森*，王得盼，刘龙
(青岛理工大学机械与汽车工程学院，青岛266520)
摘要：提出一种由碳化硼陶瓷、UHMWPE层合板、阻尼材料构成的复合靶板。应用LS-DYNA动力学软件进行数值仿真分析，研究该靶板在12.7mm穿甲爆炸高速冲击下的性能，并通过实验对数值模拟进行可行性验证。进一步研究靶板抗侵彻性能随结构几何参数变化的关系，探究阻尼材料的最佳分布位置和最佳厚度。结果表明：随着陶瓷厚度增大，靶板吸收子弹动能和弹道性能指数呈线性增加；在UHMWPE层合板厚度较大时，增加其厚度对靶板抗侵彻性能的提升更明显；同等面密度条件下，与提高陶瓷或者UHMWPE层合板的厚度相比，涂刷1mm背层阻尼材料时，复合靶板弹道性能指数最高，抗高速侵彻性能最好，为阻尼材料作为减震层在抗高速冲击领域的广泛应用奠定了基础。 关键词：阻尼材料；复合靶板；数值仿真分析；高速冲击；复合材料
中图分类号：TB332文献标识码：A文章编号：2096-8000(2021)04-0066-09
1引言
随着科学技术的进步，反装甲武器毁伤效能不断提升，对防护装甲的“轻量级”与“防护性”要求越来越高［1］。因此，研发防护能力更好、更轻质的防弹靶板迫在眉睫。
目前关于防弹靶板的研究大多集中在防弹新材料和防弹靶板复合结构上。王亚进等［2］提出了陶瓷/芳纶纤维复合材料防弹板，通过数值模拟方法研究该防弹板抗子弹高速冲击的性能，并对该结构进行优化，为后续轻质复合装甲的研究设计提出了研究方向。甄建伟等［3］研究了阵列式陶瓷颗粒破片防护层的透波特性，通过采用数值模拟的方法，说明了这种特殊的结构具有降低冲击波破坏的作用。江怡等⑷用数值分析的方法探究了不同陶瓷种类的抗侵彻性能，深度剖析了陶瓷的抗侵彻原理，为复合靶板中陶瓷材料的选择提供了理论参考。过超强等［5］研究了不同构型靶板在侵彻过程中的吸能机理，提出了碳化硼陶瓷和凯夫拉纤维板层的最佳厚度比，尽可能地降低靶板面密度。
目前，复合装甲中应用最广泛的三种陶瓷材料是碳化硼、碳化硅和氧化铝陶瓷［6,7］。其中，碳化硼密度较小且防弹性能优越，更符合复合装甲的轻质化趋势，得到越来越广泛的应用冈。纤维复合材料作为复合装甲的背板，不仅自身优异的抗拉伸性能能起到很好的拦截子弹的作用，同时能够给陶瓷面板足够的刚度支撑，使陶瓷面板和复合材料背板的优异防弹性能都得到充分发挥［9-11］。
米鹏等［12］研究了嵌入式共固化复合材料阻尼结构抗低速冲击性能，结果表明添加阻尼后的复合材料的抗低速冲击性能远高于传统复合材料。本文所用的阻尼材料是自制的氢化橡胶胶浆，在不同
位置涂刷胶浆制作阻尼层，氢化橡胶具有抗压缩永久变形性能和强度高、抗撕裂性能强等特点［13］。
在保证复合靶板具有优良的抗高速侵彻性能的基础上，为了降低靶板面密度以满足其轻量化需求，本文提出了一种由碳化硼陶瓷、UHMWPE层合板和阻尼材料构成的防弹结构。其中，阻尼材料置于陶瓷外表面定义为面层阻尼，置于陶瓷板与UHMWPE板之间定义为芯层阻尼，置于UHMWPE板外定义为背层阻尼。在验证数值模拟的可行性后，通过有限元仿真分析，研究靶板结构的几何参数对其抗子弹高速冲击性能的影响规律，探究阻尼材料的最佳分布位置和最佳厚度。结果说明，同等面密度条件下，添加背层阻尼不仅可以显著提高靶板抗高速侵彻的性能，还可以作为缓冲减震层减轻弹冲击对人体造成的钝伤。
2复合靶板的抗侵彻原理
2.1陶瓷面板抗侵彻原理tolo
陶瓷的吸能方式主要以粉碎和断裂为主。在子
收稿日期：2020-11-03
基金项目：国家自然科学基金资助项目(52075280)；山东省自然科学基金资助项目(ZR2019MEE088)
作者简介：周越松(1996-)，男，硕士研究生，主要从事复合材料动力学方面的研究。
通讯作者：梁森(1962-)，男，博士，教授，主要从事复合材料动力学等方面的研究，**********************。
弹咼速冲击陶瓷面板时，因陶瓷的硬度远咼于子弹的硬度，子弹弹头会发生钝化变形，陶瓷表面也会粉碎为细小的颗粒，带走一部分冲击能，钝化的子弹继续侵彻陶瓷时，陶瓷内部主要发生剪切破坏。一方面陶瓷在子弹冲击产生的应力波作用下产生裂纹并破碎，吸收大部分冲击能，另一方面子弹被陶瓷碎片不断消磨质量，冲击速度也大大下降，子弹动能衰减严重。由于陶瓷脆性大，一般不单独作为防弹材料使用，常与其他复合材料背板组成复合防弹板。
2.2纤维复合材料背板抗侵彻原理
超高分子量聚乙烯(UHMWPE)纤维具有较高的比强度和比刚度，用超高分子量聚乙烯UD布热压制成的层合板一方面给陶瓷面板提供足够的支撑，充分发挥陶瓷面板优异的抗侵彻性能，一方面其断裂韧性好，在被子弹拉断之前可以吸收较多的子弹动能。当子弹穿过陶瓷、侵彻纤维复合材料时，子弹速度较低，此时材料内部主要发生拉伸破坏。纤维的断裂伸长率越高，其拉伸变形将子弹的动能转变为纤维的弹性势能就越多，当纤维变形高于断裂伸长率时会发生断裂破坏。
2.3阻尼材料的抗侵彻原理
氢化阻尼材料强度高、密度小、抗撕裂能力强，具有良好的吸收、扩散冲击能量的性能，并且具有优良的减震特点，作为减震层可以减轻弹冲击对人体造成的钝伤。
3数值模拟方法可行性验证
3.1实验方案及结果
用56式7.62mm钢芯弹垂直入射16mm厚UH-MWPE层合板，初速为710m/s，弹头长为26.8mm，弹头重为7.95g。子弹侵彻靶板深度为12mm，部镦粗，侵彻结果如图1所示。
(a)(b)
传播与文化产业图1靶板侵彻实验结果
Fig.1Experimental results of target penetration
3.2数值模拟方案
用ANSYS/LS-DYNA动力学软件建立有限元模型，计算网格采用Solid164实体单元,7.62mm普通弹及靶板采用Lagrange算法，用面面侵蚀接触算法定义二者之间的接触作用。为节约计算时间，对子弹几
何模型进行简化，将整体结构材料由钢芯材料代替，并适当加大材料密度，保障子弹总体质量不变，图2为有限元网格模型。子弹材料模型采用以GRUNEISEN 状态方程约束的JOHNSON-COOK塑性模型，性能参数如表1所示。纤维采用带损伤的复合模型(Com-posite Damage Model)，材料性能参数如表2所示。
图2有限元模型
Fig.2Finite element model
表1子弹材料参数
Table1Bullet material parameters
材料编号1
密度p/g・cm-37.83
剪切模量G°/GPa81.8
泊松比v0.3
比热/J・kg・K-1452
屈服应力参数力/MPa350
硬化系数3/MPa275
硬化指数n0.36
应变率系数c0.022
温度系数m 1.0
表2UHMWPE层合板材料参数
Table2UHMWPE laminate material parameters
材料编号3
密度/g・cm-30.96
弹性模量Q/GPa153
弹性模量E/GPa153
弹性模量乙/GPa113
泊松比v巧0.3
泊松比v血0.3
泊松比債0.4
剪切模量G x/GPa6项目管理技术
剪切模量G xz/GPa6
剪切模量Gp/GPa 3.6
纵向拉伸强度心/GPa 2.537
纵向压缩强度C X/GPa 1.58
横向拉伸强度©/GPa0.13
横向压缩强度C/GPa0.65
纵向剪切强度S x/GPa0.34
横向剪切强度Sp/GPa
0.18
将子弹侵彻深度为12.3mm的数值模拟结果与实验结果进行对比，其误差在允许范围内，子弹镦粗情况与实际情况相符，证明数值模拟方法是可行的，数据是可信的。其数值模拟结果如图3所示。
图37.62普通弹打靶有限元模拟结果
Fig.37.62Finite element simulation results
of ordinary projectile shooting
4防弹复合结构数值模拟
4.1几何模型
子弹选用12.7mm穿甲爆炸，钨合金弹芯，弹长为147mm，全弹质量为126g，弹丸质量为48g，初速为820m/s o防弹靶板由碳化硼陶瓷和UHMWPE 层合板以及阻尼材料构成，横向尺寸为50mmx60mm。对子弹和靶板分别建立几何模型，如图4所示。
子弹
面层阻尼
碳化硼陶瓷
芯层阻尼
UHMWPE层合板
背层阻尼
图4几何模型
Fig.4Geometrical model
4.2有限元模型及参数选取
子弹材料模型选用以GRUNE1SEN状态方程约束的JOHNSON-COOK塑性模型，JOHNSON-COOK 本构模型关系为:
"二(4+Be")(1+c ln e*)(1—F)(1)式中Q为应力;4、B、n、c、m分别为屈服应力参数、硬化系数、硬化指数、应变率系数、温度系数;e为塑 性应变;e*为等效塑性应变率;T*m=(T-F r)/(F m-r r),T为样品环境温
度，T r为环境温度，T m为材料熔化温度〔⑷。子弹的材料模型参数以及状态方程参数如表3所示。
表3子弹材料模型及状态方程参数
Table3Bullet material model and state equation parameters
材料编号1
密度p/g・cm-317.50
剪切模量G°/GPa120
泊松比v0.3
比热/J・kg・K-1134
屈服应力参数4/MPa1306
硬化系数B/MPa450
硬化指数n0.12
应变率系数c0.016
温度系数m 1.00
熔化温度Tm/K1723
环境温度T r/K300
截距C/m・s-14029
断裂准则 1.54
陶瓷选用碳化硼陶瓷，采用JH-2强度模型,JH-2模型是应用最广的描述陶瓷动态力学行为的本构模型，此模型可以准确地描述未损伤陶瓷强度和损伤陶瓷强度，未损伤陶瓷强度为：
*二4(P*+P；)"(1+C ln e*)(2)损伤陶瓷强度为:
歼=B(p*)气1+c ln e*)(3)式中：4为无损标准强度参数;B为断裂标准强度参数;"为无损强度指数;C为应变率相关系数;M为断裂强度指数;P*为等效静水压力；P*为静水压力［⑸。本文碳化硼陶瓷材料参数如表4所示。
表4碳化硼陶瓷JH-2模型参数［16］
Table4Jh-2model parameters of boron carbide ceramics［⑹
材料编号2
密度p/g・cm-3 2.51
状态方程参数(/GPa233
状态方程参数K2/GPa593
状态方程参数K3/GPa2800
拉伸强度T/MPa260
无损标准强度参数40.927
断裂标准强度参数B0.7
应变率相关系数c0.005
断裂强度指数M0.85
无损强度指数N0.67
最大标准化断裂强度0.5
体积膨胀因子0 1.0
Hugonio；弹性极限皿厶/GPa19
HEL处压力分量PHE£/GPa
8.71
纤维选用超高分子量聚乙烯纤维，材料模型选用带损伤的Composite Damage模型，该模型被广泛用于描述纤维复合材料的渐进损伤响应过程。其计算参数如表2所示。
阻尼材料为自己配制的氢化阻尼，采用Moo-ney-Rivlin不可压缩橡胶模型，其参数由实验测得，如表5所示。其中C01和C10为Mooney-Rivlin常数，用于定义变形能量密度函数。
表5氢化橡胶参数
Table5Hydrogenated nitrile rubber parameters
材料编号4
密度p/g・cm-3 1.00
泊松比v0.498
Mooney-Rivlin常数C010.924E+06
Mooney-Rivlin常数C100.231E+06
通过对以上各个材料赋予材料参数和数值模型，子弹和靶板建立有限元模型如图5所示。
图5有限元模型
Fig.5Finite element model
5仿真结果分析
5・1改变芯层阻尼厚度对靶板抗侵彻性能的影响股份制商业银行
将14mm厚碳化硼陶瓷和15mm厚UHMWPE 层合板组成防弹复合结构，并仅在陶瓷和UHMWPE 层合板之间涂刷不同厚度的阻尼材料，其抗侵彻性能分析结果和靶板等效应力云图如图6和图7所示。由仿真结果分析得知，当芯层阻尼厚度增加时，靶板吸收子弹动能值逐渐减少，且当芯层阻尼厚度较小时，随着芯层阻尼厚度增加，靶板抗侵彻性能效果下降更明显。此外也可由弹道性能指数判断其抗侵彻能力的强弱，弹道性能指数是指防弹结构单位面密度内吸收的能量，比值越高，越说明靶板能在较低面密度下吸收更多的能量。由弹道性能指数变化趋势可得，芯层阻尼越厚，靶板抗侵彻能力越低。比较图7(a)和图7(b)发现，涂刷芯层阻尼后，在即将形成陶瓷锥时，陶瓷的等效应力要远低于未涂刷阻尼时陶瓷的等效应力。这说明，芯层阻尼材料的添加，降低了背板对陶瓷的支撑作用，使陶瓷所能承受的最大冲击力降低，抗子弹侵彻的能力下降。在芯层阻尼厚度较小时，背板对陶瓷的支撑效果降
低更明显，而阻尼厚度较大时，陶瓷板破坏方式趋向于无背板支撑时的断裂方式，其吸收子弹动能值趋于稳定。由以上分析可知，在陶瓷与UHMWPE层合板之间涂刷阻尼材料是不可取的，选择合适的阻尼材料涂刷位置才能有效提高靶板的防弹性能。
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Damping thickness of core layer/mm
小
日•
一
•
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医疗机构抗菌药物管理办法O
P
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一OQUEUUqJJOd
09S
一
二E
m
(a)
Damping thickness of core layer/mm
(b)
图6不同芯层阻尼厚度的靶板抗侵彻性能
Fig.6Anti-penetration performance of target plate
with different core damping
thickness
Fringe levels
1.218e+10
1.096e+10
9.742e+09
8.525e+09
7.307e+09
6.089e+09
4.871e+09
3.653e+09
2.436e+09
1.218e+09
0.000e+00
(a)无阻尼靶板
(a)Undamped target plate
Fringe levels
7.791e+09_
7.012e+09.
6.233e+09j
5.454e+09_
4.675e+09.
3.896e+09_
3.116e+09_
2.337e+09.博士论文
1.558e+09.
7.791e+08.
0.000e+00.
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15000
16000
15800
15600
15200
0123
Damping thickness of surface layer/mm 310
300
290
(a)
0123
Damping thickness of surface layer/mm
小
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09S
一
二E
m
(b)添加2mm厚芯层阻尼靶板
(b)Target plate with thick middle core damping of2mm
图7靶板等效应力云图
Fig.7Target plate equivalent stress cloud diagram
5・2改变面层阻尼厚度对靶板抗侵彻性能的影响
探究不同阻尼层位置及阻尼厚度对靶板抗侵彻性能的影响。将14mm厚碳化硼陶瓷和15mm厚UHMWPE层合板组成防弹复合结构，并仅在陶瓷外表面涂刷不同厚度的阻尼材料，其抗侵彻性能分析结果和靶板等效应力云图如图8和图9所示。由仿真结果可知，随着面层阻尼厚度的不断增加，其能量吸收值和弹道性能指数都呈先增大后减小的趋势。阻尼材料本身具有优异的吸能特性，当阻尼厚度较小时，其吸收子弹动能呈递增趋势，随着阻尼厚度继续增加，吸收子弹动能达到峰值。较厚的阻尼材料会降低陶瓷板所受的冲击载荷峰值，比较图7(a)和图9发现，涂刷2mm厚面层阻尼后，在即将形成陶瓷锥时，陶瓷的等效应力要远低于未涂刷阻尼时陶瓷的等效应力，这说明面层阻尼较厚时，子弹对陶瓷的最大冲击力会降低，使陶瓷板无法充分破碎成细小的碎块或粉末，降低了陶瓷面板的抗侵彻能力。
(b)
图8不同面层阻尼厚度的靶板抗侵彻性能Fig.8Anti-penetration performance of target plate with
different surface damping thickness
Fringe levels
7.743e+09
6.194e+09
5.420e+09
4.646e+09
3.871e+09
3.097e+09
2.323e+09
1.549e+09
7.743e+08
0.000e+00
6.968e+09
图9添加2mm厚面层阻尼靶板等效应力云图
Fig.9Add2mm thick surface damping target
plate equivalent stress cloud diagram
由图6可得，在未涂刷阻尼时,14mm厚碳化硼陶瓷和15mm厚UHMWPE层合板组成的防弹复合结构吸收子弹动能值为15743.54J，弹道性能指数为317.8J/(kg・m-2)。相较于无阻尼靶板，涂刷1.5 mm厚面层阻尼后靶板的能量吸收值提高了0.8%，弹道性能指数却降低了2%。说明通过涂刷面层阻尼来提升靶板抗侵彻性能效果并不理想
。
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