吳 偉，李 典，侯海量，李永清，姜安邦，朱 錫

(海軍工程大學艦船與海洋學院， 武漢 430033)

1 引言

復合材料層合板具有比強度高、比模量高、抗彈性能優(yōu)異等力學優(yōu)點，被廣泛應用于艦船防護結構中。但受生產條件、安裝工藝、使用維護的限制或需要，在大尺度結構中，層合板多采用多塊體組合、相互連接方式應用。目前，常用的連接方式有螺栓連接、膠粘連結和Z-Pin連接等，其中，膠粘連接方式因具有應力集中系數低、結構輕等優(yōu)點而被廣泛使用。研究表明，采用膠粘連接時，層合板連接處的拉伸、剪切強度明顯降低。為此，研究人員采用膠粘復合材料、金屬等材料補強片方式，以有效提高層合板連接處承載強度，其中，補強片厚度、范圍因素影響效果明顯。Wang認為補強片厚度應取層合板厚度一半，連接處荷載傳遞效果更好。在彈體橫向沖擊下，層合板連接處存在明顯抗彈性能薄弱區(qū)，但橫向高速沖擊下，纖維層間界面易發(fā)生分層破壞，導致膠粘界面破壞，從而削弱補強效果。

當前國內外針對破片高速沖擊下復合材料層合板接頭處抗彈性能補強研究較少，亟需開展相關研究工作。本文中以高強聚乙烯纖維層合板為研究對象，設計一種搭接補強結構形式。采用瞬態(tài)非線性有限元結合實驗驗證，對高強聚乙烯層合板拼接處進行抗彈性能補強研究，分析破片侵徹過程與結構破壞模式，并對典型高強聚乙烯層合板連接處抗彈性能進行補強設計。

2 有限元數值模型

2.1 幾何模型

層合板與補強層均選用高強聚乙烯復合板材料，彈體選用邊長為0.75 cm的立方體破片，質量為3.3 g，材料為45鋼。綜合拼縫兩側3倍彈徑范圍內的抗彈性能薄弱區(qū)，以及3.3 g破片侵徹下層合板尺寸大于100 mm時可以忽略靶板邊界和大小對靶板吸能影響，連接層合板由兩塊平面尺寸為150 mm×300 mm層合板構成，補強層平面尺寸為100 mm×300 mm。

利用有限元軟件MSC.PATRAN，建立破片侵徹數值計算模型。因實體單元較殼單元可更好地模擬復合材料層合板的破壞形貌與應力傳遞過程，破片和復合材料層合板采用Hex8實體單元，采用Lagrange網格建模，建立如圖1所示的一半有限元結構模型。立方體破片邊長為0.75 cm，等劃分為8份；層合板網格尺寸均為1 mm。補強層平面中心與拼縫重合。模型建立完成后，輸出模型文件，在LS-PrePost中完成材料參數等的設置。

圖1 靶板結構示意圖Fig.1 Schematic of the plate

僅約束層合板四周邊界方向的位移，補強層四周不設置約束。破片與層合板之間設置自動面面侵徹接觸。層合板層與層之間使用帶有固連作用的自動面面接觸。參照文獻對膠粘連接的數值建模方法，兩塊層合板連接位置和補強層與層合板之間，使用帶有固連作用的自動面面接觸，此接觸在層合板層間網格設置拉伸力與剪切力，當應力超過設置值時接觸失效，層間網格分開，形成分層。層合板的層間抗拉強度設為 13.2 MPa，抗剪強度設為42.6 MPa。

靶板類型如表1所示。改變層合板厚度、補強層厚度與范圍，探究對結構抗彈性能影響。撞擊點與拼縫距離分別為0、1、2、3、5、10，為破片邊長一半。破片初始速度有完整板的極限穿透速度和1 000 m/s兩種。根據前期計算，10 mm厚完整板極限穿透速度為720 m/s，15 mm厚完整板極限穿透速度為845 m/s。為清晰地表述撞擊點位置，采用如圖2所示的坐標位置規(guī)定。

表1 結構類型匯總Table 1 Summary of plate types

圖2 迎彈面撞擊點坐標示意圖Fig.2 Schematic of the impact point coordinates

2.2 材料屬性與本構模型

立方體破片材料為45鋼，采用雙線性彈塑性本構模型MAT_PLASTIC_KINEMATIC來描述，破片的材料參數見表2。

表2 破片材料參數Table 2 Material parameters of projectile

靶板材料為高強聚乙烯纖維，其本構模型為JOHNSON-COOK_COMPOSITE_DAMAGE，該模型應力應變關系為：

(1)

式中：、、分別為層合板的應變、正應力、剪應力；、、分別為層合板的彈性模量、剪切模量、泊松比。1、2為層合板面內方向的方向軸，3為層合板面外方向的方向軸。該模型失效判定準則為：

1) 拉伸失效：

(2)

2) 剪切失效：

(3)

3)壓縮失效：

(4)

式中：為層合板剪切強度；為層合板橫向壓縮強度；、分別為層合板縱向、法向拉伸強度；為層合板橫向壓縮強度，材料參數見表3。

表3 高強聚乙烯纖維板材料參數Table 3 Material parameters of UHMWPE plate

2.3 數值計算方法驗證

為驗證數值計算方法正確性，選取類型2和類型5結構進行彈道沖擊試驗。試驗使用14.5 mm口徑滑膛槍，采用發(fā)射藥推動破片。為確保破片飛行姿態(tài)平穩(wěn)，使用三瓣式彈托托住破片。破片靶前速度由激光幕靶測速系統(tǒng)測得，靶后速度由靶網計時器系統(tǒng)測得。使用G型夾固定結構，且補強層與固定支座無接觸，如圖3所示。

圖3 靶板固定示意圖Fig.3 The fixed method of target plate

層合板與補強層均使用高強聚乙烯纖維增強復合纖維，基體材料為熱塑性聚氨酯樹脂，含膠量約為15%，由常熟永利堅新材料有限公司生產，層合板平面尺寸為300 mm×300 mm。所用膠結劑為HW-651，其抗拉強度大于40 MPa，壓縮強度大于70 MPa，抗剪強度大于20 MPa，延伸率大于1.3%，由咸寧海威復合材料有限公司提供。破片為45鋼制成的立方體，質量為3.3 g。

圖4為試驗與數值計算的破片變形情況，破片前端輕微鈍粗，鈍粗區(qū)域對稱，如圖 4(a)所示。比較試驗與數值計算結果，破片破壞形貌與鈍粗后的尺寸吻合較好。破片剩余速度誤差均小于10%，如表4所示。

表4 試驗與數值計算結果Table 4 Comparison of test and numerical results

圖4 破片變形情況圖Fig.4 Comparison of fragment deformation

試驗中補強層與層合板脫粘，圖5和圖6為層合板背彈面和補強層破壞形貌對比。試驗1中，撞擊點坐標為(4.0 cm，0.5 cm)，層合板彈孔齊整，破口周圍纖維抽出，凸起呈橢圓形，拼縫處纖維層向彈孔方向收縮，如圖5(a)所示；補強層與層合板脫離，呈現(xiàn)單邊翻起的破壞特征，邊緣處有一彈孔，如圖6(a)所示。試驗3中，撞擊點坐標為(0.0 cm，-1.5 cm)，層合板彈孔齊整，凸起沿拼縫方向拓展，呈長錐型，如圖5(b)所示；補強層與層合板脫離，呈現(xiàn)中間凹、兩頭凸的背凸形狀。

圖5 層合板背彈面破壞形貌圖(俯視)Fig.5 Comparison of damage morphology of back elastic surface of laminate(Top view)

圖6 補強層破壞形貌圖(俯視)Fig.6 Comparison of reinforcement structure failure morphology(Top view)

比較試驗與數值計算結果，破片變形、剩余速度以及層合板、補強層的破壞形貌吻合良好，可以驗證數值計算方法的正確性。

3 計算結果與分析

3.1 搭接補強區(qū)侵徹過程

選取類型5結構、=720 m/s、=0這一工況，為清晰表現(xiàn)搭接補強區(qū)的侵徹過程，沿對稱面將結構隱藏一半，如圖7所示。

圖7 破片侵徹類型5靶板過程示意圖Fig.7 The process of fragment penetrating type 5 target

侵徹初期，迎彈面纖維層發(fā)生壓剪破壞，拼縫與補強層未發(fā)生破壞，如圖7(a)所示。彈靶接觸產生的壓縮傳遞到背彈面，反射形成拉伸波，層合板背彈面與補強層纖維被壓縮，發(fā)生局部分層破壞，如圖7(b)所示。根據侵徹階段理論，反射拉伸波與彈體相遇后，拉剪階段開始，背彈面纖維拉伸。但因拼縫為強度薄弱區(qū)，拼縫處受拉破壞并產生間隙；膠粘層處于拉剪狀態(tài)，邊緣處纖維層皺縮，發(fā)生剪切破壞，部分脫粘，如圖7(c)所示。隨后，破片推動補強層向后運動，補強層與層合板間隙從撞擊點向四周拓展，邊緣處纖維層滑移范圍增大，如圖7(d)所示。隨著滑移范圍持續(xù)增大、間隙持續(xù)拓展，補強層與層合板完全分離，破片動能轉化為補強層動能，破片侵徹能力下降，發(fā)生彈靶分離現(xiàn)象，如圖7(e)所示。

3.2 搭接補強處破壞模式

圖8為層合板連接處破壞形貌。由圖可知，撞擊點位置不同時，連接處纖維分別產生剪切翻起破壞、拉剪破壞。撞擊點位置=0 mm時，層合板破壞形貌為剪切翻起破壞，如圖8(a)所示。這是因為破片侵徹層合板時，產生的壓縮波使背彈面纖維層產生拉伸變形，連接處處于拉剪混合受力狀態(tài)，發(fā)生膠結失效，形成自由邊界。侵徹產生的面內剪切波自著靶點處向四周傳播，使其平行拼縫方向產生背凸變形，而在垂直拼縫方向受自由邊界反射形成面內卸載波影響，背彈面未產生明顯凸起變形，最終在連接處形成長錐型背凸變形。=3.5 cm，層合板呈現(xiàn)迎彈面剪切破壞、背彈面拉伸斷裂和分層破壞，如圖8(b)所示。此時，面內剪切波從撞擊點傳播到拼縫位置，膠粘立即失效，應力波無法傳播到另一塊層合板，背彈面凸起停止拓展，背凸形狀與撞擊點位置有關。

圖8 層合板連接處破壞形貌圖Fig.8 The failure morphology of plate

圖9為補強層破壞形貌。補強層范圍=10 cm、撞擊點=0 mm、破片初速=853.6 m/s時，破片穿透補強層，補強層脫粘向后飛離，呈現(xiàn)兩頭凸、中間凹的花生形破壞形貌，如圖9(a)所示。這是因為破片侵徹層合板時，彈靶接觸區(qū)產生的應力波使補強層與層合板連接界面破壞，發(fā)生部分脫粘；破片穿透層合板后繼續(xù)侵徹補強層，連接界面破壞從彈靶接觸區(qū)以相同速度向四周拓展，形成背凸。背凸區(qū)域拓展率先到達補強層短邊方向邊緣，拓展隨即停止；而此時長邊方向仍有纖維層參與背凸拓展。破片持續(xù)侵徹補強層，背凸持續(xù)隆起，補強層短邊方向纖維持續(xù)內凹，長邊方向背凸持續(xù)拓展，因此呈現(xiàn)兩頭凸、中間凹的背凸形貌。又因為破片初速大于極限穿透速度，造成沖孔破壞。補強層范圍=10 cm、撞擊點=4 cm、破片初速=988.4 m/s時，補強層呈現(xiàn)單邊翻起的破壞形貌，如圖9(b)所示。這是因為撞擊點靠近補強層邊緣，破片穿透層合板后掠過補強層邊緣，背凸只能單方向拓展。撞擊點=0 mm、破片初速為極限穿透速度時，補強層范圍增加，更多纖維參與補強層短邊方向背凸拓展，背凸形狀從橢圓過渡到近似圓形，有效連接界面面積也增大(圖中光滑區(qū)域)，如圖9(c)和圖9(e)所示。彈點=0 mm、破片初速大于極限穿透速度時，背凸隆起更高，參與變形的纖維區(qū)域更大，補強層皺縮更明顯，出現(xiàn)穿孔破壞，如圖9(d)和圖9(f)所示。

圖9 補強層破壞形貌圖Fig.9 The failure morphology of reinforcement plate

圖10為補強層破壞模式示意圖，補強層脫粘破壞分為2個方向，沿拼縫方向和垂直于拼縫方向，圖示視角為平行于拼縫方向。在本節(jié)分析中，補強層在平行于拼縫方向的長度為30 cm。

小于層合板極限穿透速度、b值較小、撞擊點遠離補強層邊緣時，補強層發(fā)生雙向拉剪破壞，如圖10(a)所示。膠粘面從撞擊點向四周發(fā)生拉伸破壞，當剩余連接區(qū)無法提供短邊方向承載力，界面發(fā)生整體剪切破壞，短邊方向纖維層開始滑移；因補強層范圍較小，導致長邊方向剩余連接區(qū)亦無法提供長邊方向承載力，發(fā)生整體剪切破壞。增加，破片將穿透補強層，如圖10(b)所示。但此時需能使破片與補強層有可以發(fā)生穿孔破壞的速度差。小于極限穿透速度、b值不大、撞擊點遠離補強層邊緣時，發(fā)生單向拉剪破壞。b增加，長邊方向剩余有效連接面積增大，長邊方向承載力提高，僅發(fā)生拉伸破壞，如圖10(c)所示。同樣，有單向拉剪-穿孔破壞，如圖10(d)所示。小于極限穿透速度、b值較大、撞擊點遠離補強層邊緣時，發(fā)生拉伸破壞，如圖10(e)所示，此時補強層無長邊短邊區(qū)分。同樣，有拉伸-穿孔破壞，如圖10(f)所示。當撞擊點與補強層邊緣較近時，發(fā)生單邊拉伸破壞，如圖10(g)所示。補強層僅單邊承受破片沖擊，連接界面發(fā)生拉伸破壞，破片初速越大，破壞的范圍越大。因撞擊點靠近補強層邊緣，破片擦過補強層邊緣，無法造成穿孔破壞。

圖10 補強層破壞模式示意圖Fig.10 The failure morphology of reinforcement plate

層合板破壞模式為剪切翻起破壞、拉剪破壞2種，如圖11所示。較小時，發(fā)生剪切翻起破壞，如圖11(a)所示。迎彈面纖維層發(fā)生壓剪破壞，背彈面纖維層翻起，呈長錐型。較大時，發(fā)生拉剪破壞，如圖11(b)所示。迎彈面纖維層發(fā)生壓剪破壞，背彈面纖維層發(fā)生分層與拉伸破壞，凸起面積受拼縫限制，凸起形狀為不完整圓弧形。

圖11 層合板破壞模式示意圖Fig.11 The failure morphology of plate

3.3 連接處抗彈性能補強

結構破壞形貌受補強層厚度與范圍影響，進而影響抗彈性能。下文以連接結構等效防護為目標，探究各因素對層合板搭接補強結構抗彈性能的影響。由上文可知層合板拼縫處抗彈性能最弱，因此圍繞此處進行補強層研究。

為探究補強層最小補強厚度，設置為極限穿透速度、=0、=30 cm的工況，削弱補強層范圍對抗彈性能的影響。層合板厚度=10 mm時，補強層厚度=1 mm、2 mm，破片穿透結構，剩余速度不為零；=3 mm時，破片未穿透結構，剩余速度為零。層合板厚度=15 mm時，結果同上，如圖12所示。因此，為實現(xiàn)結構抗彈薄弱區(qū)補強，補強層厚度應大于層合板厚度的3/10。

圖12 不同厚度補強層的破壞形貌圖Fig.12 The reinforcement layer failure morphology with different thickness

為探究結構最小補強范圍，設置破片初速為極限穿透速度，=0，=3 cm工況，削弱補強層范圍對抗彈性能的影響。補強層范圍=10 cm時，破片未穿透補強層，但補強層已完全脫粘，如圖13(a)所示。破片仍有剩余動能推動補強層向后運動，為無效補強。當=30 cm時，補強層不再出現(xiàn)完全脫粘，如圖13(c)所示。因此，為實現(xiàn)結構抗彈薄弱區(qū)補強，補強層范圍應大于拼縫兩邊40倍彈徑。

圖13 不同補強范圍下結構破壞形貌圖Fig.13 The plate failure morphology with different range of reinforcement layer

4 結論

本文利用有限元軟件ANSYS/LS-DYNA進行了高速破片侵徹搭接補強層合板的數值計算，并結合彈道沖擊試驗進行方法驗證，總結了結構的破壞模式，并分析了撞擊點位置、補強結構厚度與范圍對連接結構抗彈性能的影響，得到如下結論：

1) 典型平板膠接接頭抗彈失效模式可分為3個階段：局部分層、漸進拉伸破壞、整體剪切破壞；

2) 接頭補強層的失效機理主要為剪切穿孔破壞、雙向拉剪破壞以及拉伸破壞；

3) 通過背襯補強層的方式可實現(xiàn)高強聚乙烯層合板膠接接頭抗彈性能的等效防護設計，其補強層厚度不得小于0.3倍層合板厚度，拼縫兩側補強寬度范圍不得小于40倍彈徑。