Study on resistance of UHMWPE thin panels to oblique penetration of small arms ammo
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摘要: 为解决高性能轻质防弹插板受轻武器杀伤元侵彻防护问题，对超高分子量聚乙烯（ultra-high molecular weight polyethylene，UHMWPE）层压薄板进行了侵彻实验，分析了侵彻后UHMWPE薄板的变形失效特征并对比了轻武器杀伤元的破坏形貌。利用有限元软件LS-DYNA建立了UHMWPE薄板抗轻武器杀伤元侵彻数值模型，通过靶板破坏形态、凹陷深度以及弹头变形的实验结果对数值模型的有效性进行了验证。在此基础上，通过数值模拟方法研究了UHMWPE薄板受弹体斜侵彻失效模式，揭示了3种轻武器杀伤元侵彻下入射角度对跳弹现象和UHMWPE薄板破坏形态的影响规律。结果表明：7.62 mm×25 mm的钢芯弹和7.62 mm×39 mm的普通弹（钢芯）斜侵彻UHMWPE薄板的跳弹角均位于45°~50°范围内；7.62 mm×25 mm的铅芯弹在入射角大于70°时才可完整跳出，其余均以破损弹片形式飞溅，弹体破坏会对跳弹状况产生影响；入射角较小时，斜侵彻子弹会产生面积较大且具有一定深度的弹坑，连续击发的下一枚子弹会更容易击穿弹坑薄弱处的纤维板，斜侵彻作用对薄板受二次侵彻产生不利影响；入射角较大时，子弹会较完整地发生跳弹并具有高剩余速度，会对人员产生二次杀伤。研究成果可为UHMWPE薄板用于轻量化军用防弹插板设计提供参考。Abstract: In order to solve the problem of high-performance lightweight bulletproof inserts protection of penetration of light weapon killing elements, this paper carried out penetration experiments on ultra-high molecular weight polyethylene (UHMWPE) laminated sheet, analyzed the deformation and failure characteristics of the UHMWPE sheet after penetration and compared the damage morphology of light weapon killing element. A numerical model of UHMWPE laminate against the penetration of light weapon killers was established by using the finite element software LS-DYNA, and the validity of the numerical model was verified by the experimental results of the damage morphology of the target plate, the depth of the depression and the deformation of the warhead. On this basis, the failure mode of the UHMWPE thin plate subjected to oblique penetration by the projectile is investigated by numerical methods, and the influence of the incidence angle on the ricochet phenomenon and the damage morphology of UHMWPE thin plate under the penetration of three kinds of light weapon killing elements is revealed. The results show that the ricochet angles of 7.62 mm×25 mm steel-core bullets and 7.62 mm×39 mm ordinary bullets (steel-core) obliquely penetrating UHMWPE plates are located in the range of 45°–50°; 7.62 mm×25 mm lead-core bullets can be completely ricocheted out when the angle of incidence is greater than 70°, and the rest of the bullets are in the form of broken shrapnel splinters, and the destruction of the bullet body has an effect on the ricochet condition; the oblique penetration bullets produce a large area and a large number of damage patterns at a smaller angle of incidence; the oblique penetration bullets produce a larger area and a larger number of damage patterns in the UHMWPE plates. When the angle of incidence is small, the oblique penetration bullet will produce a larger area and a certain depth of the crater, the next bullet will be easier to penetrate the crater weakness of the fiber plate, and the oblique penetration effect on the thin plate by the secondary penetration of the negative impact, the angle of incidence is larger, the bullet will be more complete ricochet and has a high residual velocity, which will produce a secondary killing of personnel. The research results can be used for UHMWPE thin plate for lightweight military bulletproof insert design to provide reference.
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Key words:
- UHMWPE thin panels /
- light weapon killing element /
- oblique penetration /
- failure mode /
- ricochet angle
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目前，反恐、人质解救等城市作战更加频繁，而城市建筑物坚固密集、街巷纵横交错，战场环境异常复杂，因此，作战行动机动性严重受阻。受地形限制，远距离火力、大规模杀伤武器难以有效应用；作战武器以手枪、冲锋枪和步枪等轻武器为主，对人员装甲要求轻质的同时还需具备优异的抗侵彻能力。近年来，超高分子量聚乙烯（ultra-high molecular weight polyethylene，UHMWPE）因其高比强度、低密度等特点备受关注，其纤维条带经铺层、热压复合制备而成的超高分子量聚乙烯层压板，具有轻质高强、抗弹片能力优异等特性，是高性能轻量化防弹插板、防弹头盔等人体装甲设计的优选防护材料[1-5]。UHMWPE薄板在子弹侵彻下的损伤失效呈多阶段渐进发生，轻武器子弹也会对人体装甲有较强的杀伤力，弹芯材质不同，弹体的破坏失效行为均有所差异。特别是城市作战中，战斗接触面小，子弹侵彻靶板时通常不是垂直入射，而是带入射角的非正规斜侵彻状态，且弹体着靶姿态恶劣时易发生跳弹等弹道失稳现象[6-7]；UHMWPE薄靶板受不同弹芯材质的弹体斜侵彻作用下的动态响应也有所不同，且跳弹的高剩余速度会对人体造成二次杀伤，这均会影响到UHMWPE人体装甲的保护效果。因此，研究不同弹芯材质和入射倾角对弹体侵彻UHMWPE薄板破坏结果的影响，对发展高性能轻质人体装甲具有重要的理论意义和工程应用价值。
当前，学者们对UHMWPE层压板的正侵彻作用过程及影响因素进行了一定研究，能够对子弹侵彻作用过程和UHMWPE靶板失效模式进行合理的描述[8-17]，例如：Cao等[18]采用7.62 mm×39 mm钢芯弹对中厚度UHMWPE薄膜层压板进行了侵彻试验，发现薄膜层压板弹道特性的关键在于层间黏聚力较弱，其多级渗透机理与纤维层压板明显不同，表明弹道分析方法存在差异；Qu等[19]开展了超高速弹丸侵彻试验，发现铝和UHMWPE组合靶板可以减小凹陷深度和凹直径，堆叠的多层铝和UHMWPE纤维层压板靶材比间隔的多层靶材表现出更好的抗穿透性能。现有研究多侧重于20 mm以上的中厚单一靶板或组合靶板，侵彻弹体较单一，且侵彻作用多为高速强穿透性弹体的正向侵彻，开展UHMWPE薄板对多种轻武器弹道防护性能的研究并发展适用于城市作战的轻质人体装甲是不可或缺的。
部分学者针对与UHMWPE层压板性能接近的一些纤维增强复合材料板抗子弹斜侵彻性能进行了研究[20-23]，例如：López-Puente等[24]对碳纤维增强复合材料板进行了0°和45°冲击实验，发现在弹道极限前后，复合材料板的破坏模式发生了改变，冲击速度低于弹道极限速度时，复合材料板的主要损伤形式为分层损伤，而冲击速度高于弹道极限时则出现了穿透型损伤；Hazell等[25]开展了纤维增强复合材料板抗弹丸斜侵彻性能研究，发现复合材料板在高速斜侵彻情况下，与正侵彻相比，由于弹丸入射角度的影响，靶板能量耗散和破坏形态均发生了显著变化；Fawaz等[26]对陶瓷复合材料靶板斜侵彻性能进行了数值模拟，发现斜侵彻下陶瓷复合材料界面层间应力和弹丸-陶瓷复合材料接触面力数值均显著大于正侵彻下的数值。现有对纤维增强复合材料板高速斜侵彻损伤的研究表明，不同类型复合材料板在高速斜侵彻作用下的吸能机理和破坏模式复杂多样，且与高速正侵彻作用下相比存在明显差别，因此，研究子弹以一定入射角度斜侵彻UHMWPE层压板的力学性能和破坏模式是十分必要的。
鉴于目前研究现状，本文中，采用7.62 mm×25 mm手枪铅芯弹、7.62 mm×25 mm冲锋枪钢芯弹和7.62 mm×39 mm普通步枪弹，对UHMWPE薄靶板进行射击实验，分析UHMWPE层压板在3种子弹高速正侵彻下的破坏形态和失效机制。利用有限元软件LS-DYNA建立弹体侵彻UHMWPE靶板数值模型，通过UHMWPE薄板破坏形态及模式、凹陷深度以及子弹变形的数值模拟和实验结果对比，验证数值模型的有效性。在此基础上，讨论子弹斜侵彻UHMWPE靶板的跳弹角和失效模式，对比分析UHMWPE薄板遭受不同入射角度、不同弹芯材质子弹侵彻后的破坏特征。
1. UHMWPE薄板抗侵彻性能测试
1.1 实验设计
为研究不同面密度UHMWPE靶板的抗弹性能，进行3种防护等级标准下的常温实弹射击实验，分别对各板的不同位置进行6次射击，具体工况如表1所示。
表 1 侵彻实验工况Table 1. Penetration experiment conditions工况 靶板尺寸/mm 靶板面密度/(kg·m−2) 子弹规格 子弹初速/(m·s−1) 1 299×249×6.21 6.12 51式7.62 mm×25 mm手枪铅芯弹 445±10 2 303×250×10.31 10.26 51-B式7.62 mm×25 mm冲锋枪钢芯弹 515±10 3 303×250×19.45 19.18 56式7.62 mm×39 mm步枪普通弹 725±10 将试样紧贴橡皮泥背衬材料并用50 mm宽缚带固定，靶板表面涂覆聚脲以满足防水和耐磨需求，UHMWPE靶板迎弹面均分6个着弹点并刷涂白漆，按照表1中的子弹初速射击板材，射击数6发，入射角均为0°，要求样品在有效命中的情况下应阻断弹头，实验布置如图1所示。
1.2 实验结果与分析
对各面密度的靶板分别开展6次对应防护等级下的实弹射击，结果均为未穿透，表明UHMWPE薄板比现有防弹材料面密度更低，同时其抗侵彻能力也能满足对应防护等级的要求，测量各靶板侵彻后的凹陷深度，如图2所示，每个防护等级6处凹陷深度的结果如表2所示。
图 2 各靶板迎弹面着弹与背弹面凹陷情况Figure 2. Depression situation of each target plate shown from the back surface表 2 靶板凹陷深度Table 2. Depression depth of target plate射序 靶板凹陷深度/mm 工况1 工况2 工况3 1 16 14 16 2 20 9 9 3 16 10 20 4 17 11 4 5 18 12 18 6 20 14 18 子弹侵彻时，在达到弹道极限之前存在渐进穿透[27]，对于未完全贯穿的UHMWPE薄板，其侵彻失效破坏过程可分为3个阶段。第1阶段为压缩冲剪的初始侵蚀阶段，在弹体极高的接触速度与弹头形状的共同作用下，表面纤维以剪切破坏为主要损伤形式，子弹接触靶板产生压缩波沿着面法方向传播至板底并反射回稀疏波，弹靶接触面与压缩波波阵面间形成“塑性区”，弹体开始发生变形[28]，且高速弹体与表面纤维层存在很大的速度差，两者相对运动产生剪切波，弹体极强冲切力瞬间破坏UHMWPE薄板表面纤维层，如图3(a)~(b)所示。
第2阶段为纤维层初步拉伸并伴随剪切的混合侵彻阶段，随着侵彻渐进，弹头变形使子弹对基体的剪切作用削弱，在弹体剩余速度作用下，纤维层被初步拉伸。由于51式7.62 mm×25 mm铅芯弹护套与弹芯材质的强度存在差异，使护套在侵彻初期就开始破坏，失去对弹芯的环向围压作用，铅材质的弹芯在高速碰撞中呈现高密度流体状，弹体镦粗变形快速积累从而迅速失去剪切能力。如图4(a)～(b)所示，弹体对纤维层由纯剪切作用转化为纯拉伸作用的过程很短，未穿透靶板的破坏近乎呈二元模式，即迎弹面纤维层呈剪切断裂破坏，而背弹面纤维层呈拉伸分层鼓包破坏。51-B式7.62 mm×25 mm钢芯弹的整个弹头为实心软钢柱，弹头形状较尖锐且强度较高，与普通弹托卡列夫弹相比，圆柱部分明显加长，具有更好的侵彻性能，其护套与弹芯的变形具有较好的一致性，侵彻中护套未发生明显破坏，在侵彻中镦粗变形积累较慢，会持续保持对纤维层较好的剪切能力，如图4(c)所示，UHMWPE薄板有明显的拉剪混合破坏区域，这一混合失效模式会一直持续直到弹头变形呈扁平状失去剪切能力。7.62 mm×39 mm普通弹（钢芯）为初速较高、弹头更尖锐的步枪弹，外层包裹镀铜钢护套，弹芯为软钢弹芯，内部用铅进行填充。该弹体比另外2种弹体的侵彻剪切能力更强，表现在靶板具有更大的剪切深度，同时由于软钢弹芯和铅材料主要填充于弹尖，高速作用下，变形累积和材料破坏发生更快，瞬间从剪切作用转变为对纤维层的拉伸作用，表现在靶板拉剪破坏的纤维层厚度较小。图4中的3块UHMWPE薄板受侵彻后，弹体前端均不会形成剪切材料塞，第2侵彻阶段实际上是破坏模式的转换过渡，是由剪切为主削弱弹体动能转变为纤维层受拉阻止子弹进一步侵彻的过程。
图 4 UHMWPE靶板受子弹侵彻后剖面Figure 4. Cross sections of UHMWPE target plates after bullet penetration当弹头剪切作用近乎消失，在剩余速度作用下，变形弹头会推动未破坏纤维层受拉，进入第3阶段，即纤维层受拉破坏与层间黏聚力失效的拉伸分层破坏阶段。如图5所示，51-B式7.62 mm×25 mm钢芯弹护套在侵彻后未出现明显损伤，对软钢弹芯的保护作用贯穿整个侵彻过程，并限制软钢弹芯因高速碰撞而产生大变形，使弹头保有较好的侵彻能力。弹体呈蘑菇状变形，且多累积于弹尖位置。而51式7.62 mm×25 mm铅芯弹护套发生严重撕裂破坏，过软的铅材质弹芯失去护套的保护和限制作用，高剩余速度作用下，挤压成扁平状的铅弹芯包覆破裂护套向后延伸变形并发生边缘破碎，弹体最终以片状主弹体和破碎零星单片完成侵彻，如图6所示。7.62 mm×39 mm普通弹（钢芯）则破坏最严重，镀铜钢护套呈瓣状破坏，部分护套和铅壳在侵彻过程破坏为碎渣，钢弹芯呈蘑菇状变形，变形大多累积于弹芯顶部，如图7所示。这一阶段UHMWPE薄板的剪切破坏几乎不存在，纤维层以拉伸失效模式继续削弱弹体剩余速度直至为零。如图8所示，UHMWPE基体受拉破坏时为弹塑性变化，塑性应变累积造成鼓包现象，在3组靶板中均存在上述现象。
图 5 51-B式7.62 mm×25 mm钢芯弹侵彻后的破坏形态Figure 5. Damage patterns of type 51-B 7.62 mm×25 mm steel core projectiles after penetration
图 6 51式7.62 mm×25 mm铅芯弹侵彻后的破坏形态Figure 6. Damage patterns of type 51 7.62 mm×25 mm lead core projectiles after penetration
图 7 7.62 mm×39 mm普通弹（钢芯）侵彻后的破坏形态Figure 7. Destruction pattern of 7.62 mm×39 mm ordinary ammunitions (steel core) after penetration
图 8 3组UHMWPE薄板侵彻后背弹面的鼓包变形Figure 8. Three sets of UHMWPE thin panels with bulging deformation on the back surface after penetration2. UHMWPE薄板抗弹体正侵彻数值模拟
受限于UHMWPE薄板抗弹体斜侵彻实验的难度，在第1节子弹正侵彻UHMWPE薄板实验的基础上，通过数值模拟研究2种子弹斜侵彻UHMWPE薄板的破坏形态。数值建模过程中，首先对子弹和靶板进行3D建模，并使用Hypermesh进行固体连续单元网格划分，在层间相邻网格间用壳单元进行位置标记，将该模型导入LS-PrePost中生成对应位置的零厚度八节点内聚力单元。固体单元铺层模拟UHMWPE层压板由无数纤维层叠合而来的物理特性，零厚度的内聚力单元拟合层间的黏结失效行为。按实物1 : 1建立弹头，2种7.62 mm×25 mm弹头均由护套和弹芯两部分组成，7.62 mm×39 mm步枪弹头由护套、铅壳和钢芯3部分组成，模型使用LS-DYNA进行运算并得出最终结果。
2.1 数值模型
UHMWPE薄板采用基于Chang-Chang失效准则的正交各向异性复合材料损伤本构卡片MAT_COMPOSITE_DAMAGE[29-30]，其中Ea、Eb分别为纤维方向的弹性模量，Ec为纤维横向的弹性模量，νba、νca、νcb分别为下标所在面内的泊松比，Gab、Gbc、Gca分别为下标所在面内的剪切模量，XT为基体a方向的抗拉强度，YT为基体b方向的抗拉强度，SN为一般拉伸强度，SYZ、SZX为法向剪切强度，
α 为非线性项的剪应力参数，其他具体参数如表3所示。通过对本构关系外加损伤，定义破坏时的最大等效应变εeff 和最大剪切应变εeps 来保证准确描述UHMWPE薄板的破坏行为。对于纤维层以[0°/90°]n方向复合形成UHMWPE层压板，本文中通过定义固体单元纤维朝向模拟纤维正交铺层效果。定义本构材料轴选项η=0 ，采用单元坐标系。在任意八节点固体单元中，定义从单元点1指向点4作为向量a朝向，b向量与a向量法平面正交，c向量朝向与法向量相同，如图9(a)所示。正交铺层模型如图9(b)所示，相邻纤维层材料朝向正交。建立的模型实现了纤维层正交叠合与UHMWPE薄板多层结构。为描述UHMWPE薄板侵彻时分层破坏效应，在单层纤维模型间建立零厚度内聚力单元，该单元基于材料强度、断裂性能并考虑能量耗散的脱粘破坏准则来模拟双侧接触面间的黏聚行为。本文中选取双线性内聚模型来描述UHMWPE靶板层间分层和基体开裂，并考虑了二次混合模式分层准则的双线性牵引分离定律和损伤公式[31-32]，对纤维板材进行层压件制作，参考Zhu等[22]的工作采用霍普金森杆对其进行侧向冲击实验，并建立数值模拟模型，其中用内聚力单元表现纤维层黏聚行为，GⅠC 、GⅡC 为模式Ⅰ和模式Ⅱ下的临界能量释放率，T和S为法向和切向强度，UHMWPE纤维试件所用参数与靶板参数一致，通过实验所得数据进行模型标定，如图10所示，具体参数如表4所示。Ea/GPa Eb/GPa Ec/GPa νba νca νcb Gab/MPa Gbc/MPa Gca/MPa 30.7 30.7 1.97 0.008 0.044 0.044 670 1 970 670 η XT/GPa YT/GPa YC/GPa SN/MPa SYZ/MPa SZX/MPa α 0 3 3 2.5 950 950 950 0.5 
图 9 UHMWPE靶板数值模拟正交铺层单元与整体模型Figure 9. Orthogonal layup unit and global model of UHMWPE target plate in numerical simulation
图 10 霍普金森杆实验与对应模拟模型标定的内聚力单元参数Figure 10. Hopkinson rod experiments and corresponding simulations to calibrate cohesion unit parameters表 4 内聚力单元参数Table 4. Parameters of cohesion unit密度/(g·cm−3) 法向刚度/(N·mm−3) 面内刚度/(N·mm−3) GⅠC/(J·mm−2) GⅡC/(J·mm−2) T S 2.0 1.0×106 1.0×106 0.28 0.495 62 110 按照弹头实体进行1∶1建模，其中7.62 mm×25 mm手枪弹和冲锋枪弹分别由覆铜钢护套、钢或铅弹芯两部分组成，7.62 mm×39 mm普通弹头由覆铜钢护套、铅壳和钢弹芯3部分构成，如图11所示。子弹材料均采用Johnson-Cook本构模型，其中A为弹头材料参考应变率下的初始屈服应力，B和n分别定义材料应变硬化行为，c为材料应变率增强系数，m为材料热软化系数，d1～d5为失效参数，具体参数如表5所示。弹头各部分之间网格采用共节点，并使用基于强度的黏聚接触进行粘合。当满足下列条件时，黏聚接触将失效：
图 11 7.62 mm×25 mm钢、铅芯弹与7.62 mm×39 mm普通弹模型与实弹对比Figure 11. Comparison between model and live ammunition of 7.62 mm×25 mm steel and lead-core bullets and 7.62 mm×39 mm ordinary bullets表 5 侵彻弹丸各部分材料的Johnson-Cook本构参数Table 5. Johnson-Cook constitutive parameters of materials of the penetrating projectile parts弹头构成 密度/(g·cm−3) 弹性模量/GPa 泊松比 A/MPa B/MPa n c 镀铜钢护套 7.85 210 0.31 448.20 303.4 0.15 0.003 33 钢弹芯 7.85 210 0.31 234.34 413.8 0.25 0.110 00 铅弹芯/铅壳 10.10 13.8 0.42 10.30 41.3 0.21 0.003 33 弹头构成 m d1 d2 d3 d4 d5 镀铜钢护套 1.03 2.250 0.000 5 −3.6 −0.012 3 0 钢弹芯 1.03 5.625 0.3 −7.2 −0.012 3 0 铅弹芯/铅壳 1.03 2.500 0 0 0 0 (|σn|σNFLS)2+(|σs|σSFLS)2≥1 (1) 式中：σn和σs分别为正应力和剪应力，σNFLS和σSFLS分别为层间法向强度和剪切强度。子弹与UHMWPE靶板接触采用侵蚀接触，设置惩罚比例因子控制接触刚度。
2.2 敏感性分析
UHMWPE靶板的网格尺寸和靶板层数均会对模拟结果产生影响，经模拟验算，靶板层数应与靶板厚度相匹配，当各厚度的靶板层数超过一定值时，侵彻结果将不会发生改变；当网格尺寸小于0.3 mm时，对侵彻结果也不会产生显著影响，表6给出了5级靶板6号弹着点凹陷深度的验算结果。多层数会优化靶板的破坏形貌，但靶板采用多层建模方式，每层纤维模型在法向上只存在一层网格，即纤维单层厚度与网格厚度尺寸相同，增加层数会大幅增加网格数量进而增大运算量，在简化运算任务和满足网格尺寸的前提下，应尽可能增多层数划分。因此，靶板采用1/2建模方式，对于厚度较小的靶板采用0.2 mm网格，厚度较大的靶板采用0.3 mm网格，2级靶板层数为31层，4级靶板层数为34层，5级靶板层数为63层。
表 6 网格尺寸敏感性验算Table 6. Mesh size sensitivity calculation网格尺寸/mm 实验结果/mm 模拟结果/mm 1.0 18.00 10.32 0.5 18.00 16.31 0.4 18.00 17.03 0.3 18.00 17.17 0.2 18.00 17.21 2.3 模拟验证
数值模拟中，7.62 mm×25 mm铅芯弹的速度为445 m/s、7.62 mm×25 mm钢芯弹的速度为520 m/s、7.62 mm×39 mm普通弹的速度为730 m/s，分别侵彻对应工况的UHMWPE靶板，对子弹侵彻后UHMWPE薄板着弹处进行横向对称剖切。实验结果和模拟结果均出现了侵彻破坏的3个阶段，分别对应图12中标记的3个区域。区域Ⅰ为压缩剪切阶段，表现为剪切UHMWPE纤维层与上部纤维层发生界面滑移。区域Ⅱ为拉伸和剪切混合阶段，表现为区域Ⅱ内下侧纤维层以剪切破坏为主，与区域Ⅰ纤维层的破坏形貌相似。如图12(a)所示，7.62 mm×25 mm钢芯弹对纤维层由剪切为主转化拉伸为主的过程是渐进的，中部纤维拉伸破坏会逐渐增多，上部纤维层以受拉破坏为主开始随弹头侵彻深度向上隆起。而7.62 mm×25 mm铅芯弹由于护套被破坏，高剩余速度加快变形累积，迅速失去对纤维层的剪切能力，表现为受拉剪破坏的纤维层较少，上部纤维层隆起后形成侵彻空腔，如图12(b)所示，区域Ⅲ处破坏形貌表现为纤维层分层变厚，并向上凸起变形。7.62 mm×39 mm普通弹由于弹速较高，弹头处形状尖锐，剪切能力更好，但由于铅材料填充于弹头处，镀铜钢护套被破坏后，铅壳迅速破碎，侵彻弹尖破坏和钢弹芯变形在瞬间完成，表现在靶板具有更厚的纯剪切破坏纤维层和较薄的拉剪破坏纤维层，形成倒三角状的侵彻空洞，如图12(c)所示。3组UHMWPE薄板侵彻后着弹点处的凹陷深度数值模拟结果与实验结果的误差如表7所示，其中5级靶板2、4号着弹点凹陷深度异常，剔除差异较大的数据后取平均值进行验证。可以看出，靶板侵彻后凹陷深度模拟结果与实验结果相近。靶板破坏形态对比分析表明，数值模拟结果与实验结果具有较好的一致性，证实了数值模型的有效性。
图 12 靶板着弹处数值模拟与实验剖面破坏形态的对比Figure 12. Comparison of simulation and experimental section destruction at the impact point of the target plate表 7 UHMWPE靶弹着点凹深数值模拟结果与实验结果的对比Table 7. Comparison between simulation and experimental results of concave depth at the impact point of UHMWPE target靶板类型 实验平均凹陷深度/mm 模拟平均凹陷深度/mm 误差/% GA141 2级靶板 17.83 16.61 6.8 GA141 4级靶板 11.67 11.33 2.9 GA141 5级靶板 18.00 17.17 4.6 将实验侵彻后的弹头（左）与数值模拟侵彻后的弹头（右）进行对比，如图13所示，7.62 mm×25 mm钢芯弹侵彻后子弹未发生破坏，以弹尖处蘑菇状变形为主。铅芯弹侵彻后护套产生撕裂破坏，7.62 mm×25 mm弹芯被压扁包覆破碎弹壳呈扁平状变形，7.62 mm×39 mm普通弹的弹芯顶部呈蘑菇状变形，镀铜钢护套破坏成大瓣状碎片，铅壳破坏为碎渣。实验结果与数值模拟结果具有较好的一致性，进一步验证了数值模型的可靠性。
图 13 实验（左）与数值模拟（右）侵彻后的弹头变形破坏情况对比Figure 13. Comparison of experimental (left) and numerical simulation (right) of warhead deformation damage after penetration3. UHMWPE薄板抗弹体斜侵彻性能
受限于UHMWPE薄板抗弹体斜侵彻实验的难度，在第2节子弹正侵彻UHMWPE薄板实验的基础上，通过数值模拟研究了2种子弹斜侵彻UHMWPE薄板的破坏形态。数值建模过程中，首先对子弹和靶板进行3D建模，固体单元铺层来模拟UHMWPE层压板由无数纤维层叠合而来的物理特性，零厚度的内聚力单元拟合层间的黏结失效行为，按与实物1∶1建立3种弹头模型，改变弹头侵彻方向并进行速度分解，侵彻方位与纤维正交方向相同。
3.1 跳弹角
弹头以高速侵彻靶板并与板面法线成大倾角即大入射角，在弹头速度降为零和不穿透靶板的情况下，改变弹体原有飞行方向远离靶面形成跳弹现象[33]。大量研究表明，在入射角小于30°时，弹体带一定入射角度的侵彻方式对靶板削弱侵彻弹体速度的影响很小[34-35]。本文中，7.62 mm×25 mm铅芯弹、7.62 mm×25 mm钢芯弹和7.62 mm×39 mm普通弹的侵彻弹速分别为445、520和730 m/s，以30°入射角作为起始侵彻角度，每偏转5°作为一个工况，通过逐渐增大弹体入射角来研究子弹侵彻UHMWPE薄板的跳弹现象。对于7.62 mm×25 mm钢芯弹和7.62 mm×39 mm普通弹，跳弹角范围为45°～50°，相比于金属类硬质靶板，跳弹角偏大，7.62 mm×25 mm钢芯弹侵彻过程中弹体未发生破坏，多以触靶侧变形为主；如图14(a)所示，UHMWPE薄板在面内方向的速度削弱主要依赖于面内纤维层间的黏聚强度，法线方向的速度削弱主要依赖于纤维层的抗剪强度和抗拉强度；纤维层的抗剪强度和抗拉强度大于纤维层间的黏聚强度，因此，靶面法线方向速度衰减更快，纤维层在法向与面内方向速度的双重作用下更容易失衡，弹体翻滚是跳弹角偏大的主要原因。对于7.62 mm×39 mm普通弹，在未跳出靶板前，其镀铜钢护套破坏剥离，靶板接触侧破坏更严重，弹尖处铅材料填充部分破坏为碎渣，相比7.62 mm×25 mm钢芯弹，普通弹的钢弹芯长度更长，在靶板反作用下产生弯曲变形，逐渐跳离靶板后，护套的损伤程度减小，钢弹芯的弯曲变形也减少，在入射角为70°时，只有弹尖产生较严重的变形。而7.62 mm×25 mm铅芯弹在入射角小于70°时均发生弹体破坏，子弹以破片形式飞溅，部分嵌入纤维层间，部分跳离靶板；在入射角大于70°时，弹体才会完整跳出，且具有较高的剩余速度，此时的跳弹具有较强的二次杀伤能力。
图 14 不同入射角下3种仿真子弹的破坏形貌Figure 14. Simulated damage morphology of three kinds of bullets at different angles of incidence3.2 入射角对靶板破坏形态的影响
UHMWPE靶板在3种子弹的入射角分别为30°、45°、60°、75°侵彻时的典型破坏过程如图15～17所示。当入射角为30°时，弹体靶面法向的速度分量大于其面内方向的速度分量，弹体沿靶面法向的侵入位移仍较大，7.62 mm×25 mm钢芯弹的弹芯材质于护套材质性能接近，侵彻中变形行为协同性好，并未发生护套和弹芯的破坏，由于整体强度较高，靶板纤维层的反作用力使7.62 mm×25 mm钢芯弹头发生部分变形并在侵彻中发生了明显翻滚，且弹体在30°入射角下面内方向的速度分量相对较低，不足以穿透靶面法线负方向的纤维层，UHMWPE薄板破坏形态以较多的纤维层间脱粘和堆叠挤压为主；7.62 mm×25 mm铅芯弹由于弹芯材料强度较低，其弹性模量、强度和应变硬化、应变率强化效应与外侧镀铜钢护套相比均存在较大差异，在铅芯弹侵彻初期，镀铜钢护套对弹芯起到很好的保护作用，但随着侵彻的深入，纤维层的挤压作用使弹体产生了大变形，外侧护套开始破坏，铅弹芯的大变形行为削弱了靶板对弹体侵彻方向的改变作用，在入射角分别为30°和45°时，子弹最终的侵彻方向与入射方向基本一致，如图16(a)~(b)所示。7.62 mm×25 mm钢芯弹在入射角分别为30°和45°时，子弹最终侵彻方向与入射方向相比发生极大变化，如图15(a)~(b)所示。这使得弹体能较好地保持侵彻效益，弹体没有发生明显翻滚，在未达到跳弹条件前仍可以对靶板造成较大的侵深。7.62 mm×39 mm普通弹在入射角为30°时，侵彻前期仍表现出较强的剪切能力，当弹尖破坏和钢弹芯变形累积后，对纤维层由剪切作用转为拉伸作用，但此时弹体仍具有较高的剩余速度，靶板的反作用力使裸露的钢弹芯沿背离靶板方向弯曲，最终使弹体的侵彻方向转变为水平方向，如图17(a)所示。而当入射角为45°时，水平方向速度分量与法线方向相同，复合材料靶板的法向基体强度远高于水平面内强度，法向速度衰减更快，如图18所示。当弹尖破坏后，弹体仍有较高的剩余速度，此时靶板作用使钢弹芯产生弯曲变形并改变其后续侵彻方向。
图 15 4种典型入射角下 GA141 2 级靶板的破坏形貌Figure 15. Damage morphology of GA141 grade 2 target plate at four incidence angles
图 16 4种典型入射角下 GA141 4 级靶板的破坏形貌Figure 16. Damage morphology of GA141 grade 4 target plate at four angles of incidence
图 17 4种典型入射角下 GA141 5 级靶板的破坏形貌Figure 17. Damage morphology of GA141 grade 5 target plate at four angles of incidence
图 18 入射角为45°时7.62 mm×39 mm普通弹水平与法向速度分量衰减Figure 18. Decay of the horizontal and normal velocity components of a 7.62 mm×39 mm rifle bullet at an angle of incidence of 45°当子弹入射角为60°时，弹体面内方向的速度分量大于其沿靶面法向的速度分量，7.62 mm×25 mm钢芯弹体在靶板内旋转速度加快，其沿入射角方面冲剪UHMWPE薄板的时间缩短，弹体沿靶面法向的侵入位移进一步减小；7.62 mm×25 mm铅芯弹的剪切能力进一步下降，只破坏靶板表层纤维，鼓包面积和侵彻深度均减小。此时过大的侵彻角度会使其护套破坏行为延迟，靶板反作用力更容易改变弹体侵彻方向。对于7.62 mm×39 mm钢芯弹，侵彻角度越大，对其侵彻能力的衰减越强，当侵彻角度大于45°后，法向的速度分量开始小于水平分量，弹尖更早破坏，护套破坏剥离提前，较长的钢弹芯会更快速弯曲变形，导致侵彻深度减小，如图19所示。入射角为75°时，7.62 mm×25 mm钢芯弹一侵入靶板便立即跳出，其撞击作用使靶板发生轻微分层和背弹面鼓包，侵彻模式从压缩冲剪阶段直接进入纤维层受拉与层间失效破坏阶段，且第3阶段持续时间变短；7.62 mm×25 mm铅芯弹在大偏转角度作用下，由于其剪切能力完全消失，UHMWPE靶板未发生破坏，侵彻模式只存在第3阶段，靶板在撞击力作用下产生轻微鼓包；而对于7.62 mm×39 mm普通弹，大偏转角使其尖锐弹体不能正向剪切纤维层，弹尖被破坏后，由于钢芯弹体较长，其法向速度在弹身撞击靶板后快速衰减，所受的反作用力改变了弹体的侵彻方向，从而使弹体跳离靶板。
图 19 入射角为50°时7.62 mm×39 mm普通弹跳出靶板过程Figure 19. Process of a 7.62 mm×39 mm ordinary bullet bouncing off the target plate at an angle of incidence of 50°4. 结 论
利用7.62 mm×25 mm铅芯弹、7.62 mm×25 mm钢芯弹和7.62 mm×39 mm普通弹，对UHMWPE靶板进行了高速正侵彻实验，研究了弹体与靶板的作用机制和变形失效特征。通过与实验数据对比，建立了子弹侵彻UHMWPE薄板的有限元分析模型，开展了UHMWPE薄板抗弹体斜侵彻性能研究，得到以下主要结论。
(1) UHMWPE薄板在子弹高速侵彻下的凹陷深度均小于规范GA141—2010规定的限值，具有优良的抗侵彻性能。UHMWPE薄板受子弹正侵彻后首先发生纤维层的剪切破坏，侵彻后期出现纤维叠合层受拉破损和层间黏聚力失效的拉伸分层破坏。2种破坏模式转变主要受弹体初速和弹头形状、强度的影响。7.62 mm×25 mm钢芯弹在侵彻中弹头形变累积，逐渐镦粗后呈蘑菇状向后延展变形；7.62 mm×25 mm铅芯弹在侵彻中产生大变形并发生严重破坏，以变形弹芯包覆破坏护套，挤压形成扁平状弹片，完成侵彻过程；7.62 mm×39 mm普通弹在侵彻中护套呈瓣状破裂，铅壳破碎严重，钢弹芯呈蘑菇状变形。
(2) 7.62 mm×25 mm钢芯弹与7.62 mm×39 mm普通弹斜侵彻UHMWPE靶板的跳弹角在45°～50°范围内，过度翻滚和钢弹芯过度弯曲使弹体侵彻方向过度改变是造成两者跳弹角较大的主要原因，其斜侵彻下的失效模式为靠近迎弹面纤维层的剪切断裂失效、靠近背弹面的纤维层受拉及层间黏聚力失效。7.62 mm×25 mm铅芯弹的大变形能力使得其在入射角较小时能很好地保持侵彻方向，但在入射角小于70°时，铅芯弹均以破片形式飞溅；入射角大于70°时，子弹近乎失去冲剪能力，发生完整跳出，弹体破碎会极大地影响跳弹结果。
(3) 当子弹入射角较小时，钢弹芯变形后推动UHMWPE薄板背弹面纤维层的拉伸变形较大，侵彻后靶板背弹面鼓包损伤面积较大。随着入射角的增大，弹体面内方向的速度分量逐渐超过靶面法向的速度分量，弹体在靶板内旋转速度加快，最终穿透靶板法线负方向的纤维层跳出靶面，靶板背弹面鼓包损伤面积逐渐减小。而铅芯弹在弹体破碎和大偏转角度作用下，冲剪能力被严重削弱，侵彻深度和靶板背弹面鼓包面积均随入射角的偏转而持续减小。
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图 2 各靶板迎弹面着弹与背弹面凹陷情况
Figure 2. Depression situation of each target plate shown from the back surface
图 4 UHMWPE靶板受子弹侵彻后剖面
Figure 4. Cross sections of UHMWPE target plates after bullet penetration
图 5 51-B式7.62 mm×25 mm钢芯弹侵彻后的破坏形态
Figure 5. Damage patterns of type 51-B 7.62 mm×25 mm steel core projectiles after penetration
图 6 51式7.62 mm×25 mm铅芯弹侵彻后的破坏形态
Figure 6. Damage patterns of type 51 7.62 mm×25 mm lead core projectiles after penetration
图 7 7.62 mm×39 mm普通弹（钢芯）侵彻后的破坏形态
Figure 7. Destruction pattern of 7.62 mm×39 mm ordinary ammunitions (steel core) after penetration
图 8 3组UHMWPE薄板侵彻后背弹面的鼓包变形
Figure 8. Three sets of UHMWPE thin panels with bulging deformation on the back surface after penetration
图 9 UHMWPE靶板数值模拟正交铺层单元与整体模型
Figure 9. Orthogonal layup unit and global model of UHMWPE target plate in numerical simulation
图 10 霍普金森杆实验与对应模拟模型标定的内聚力单元参数
Figure 10. Hopkinson rod experiments and corresponding simulations to calibrate cohesion unit parameters
图 11 7.62 mm×25 mm钢、铅芯弹与7.62 mm×39 mm普通弹模型与实弹对比
Figure 11. Comparison between model and live ammunition of 7.62 mm×25 mm steel and lead-core bullets and 7.62 mm×39 mm ordinary bullets
图 12 靶板着弹处数值模拟与实验剖面破坏形态的对比
Figure 12. Comparison of simulation and experimental section destruction at the impact point of the target plate
图 13 实验（左）与数值模拟（右）侵彻后的弹头变形破坏情况对比
Figure 13. Comparison of experimental (left) and numerical simulation (right) of warhead deformation damage after penetration
图 14 不同入射角下3种仿真子弹的破坏形貌
Figure 14. Simulated damage morphology of three kinds of bullets at different angles of incidence
图 15 4种典型入射角下 GA141 2 级靶板的破坏形貌
Figure 15. Damage morphology of GA141 grade 2 target plate at four incidence angles
图 16 4种典型入射角下 GA141 4 级靶板的破坏形貌
Figure 16. Damage morphology of GA141 grade 4 target plate at four angles of incidence
图 17 4种典型入射角下 GA141 5 级靶板的破坏形貌
Figure 17. Damage morphology of GA141 grade 5 target plate at four angles of incidence
图 18 入射角为45°时7.62 mm×39 mm普通弹水平与法向速度分量衰减
Figure 18. Decay of the horizontal and normal velocity components of a 7.62 mm×39 mm rifle bullet at an angle of incidence of 45°
图 19 入射角为50°时7.62 mm×39 mm普通弹跳出靶板过程
Figure 19. Process of a 7.62 mm×39 mm ordinary bullet bouncing off the target plate at an angle of incidence of 50°
表 1 侵彻实验工况
Table 1. Penetration experiment conditions
工况 靶板尺寸/mm 靶板面密度/(kg·m−2) 子弹规格 子弹初速/(m·s−1) 1 299×249×6.21 6.12 51式7.62 mm×25 mm手枪铅芯弹 445±10 2 303×250×10.31 10.26 51-B式7.62 mm×25 mm冲锋枪钢芯弹 515±10 3 303×250×19.45 19.18 56式7.62 mm×39 mm步枪普通弹 725±10 
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表 2 靶板凹陷深度
Table 2. Depression depth of target plate
射序 靶板凹陷深度/mm 工况1 工况2 工况3 1 16 14 16 2 20 9 9 3 16 10 20 4 17 11 4 5 18 12 18 6 20 14 18
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Ea/GPa Eb/GPa Ec/GPa νba νca νcb Gab/MPa Gbc/MPa Gca/MPa 30.7 30.7 1.97 0.008 0.044 0.044 670 1 970 670 η XT/GPa YT/GPa YC/GPa SN/MPa SYZ/MPa SZX/MPa α 0 3 3 2.5 950 950 950 0.5
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表 4 内聚力单元参数
Table 4. Parameters of cohesion unit
密度/(g·cm−3) 法向刚度/(N·mm−3) 面内刚度/(N·mm−3) GⅠC/(J·mm−2) GⅡC/(J·mm−2) T S 2.0 1.0×106 1.0×106 0.28 0.495 62 110
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表 5 侵彻弹丸各部分材料的Johnson-Cook本构参数
Table 5. Johnson-Cook constitutive parameters of materials of the penetrating projectile parts
弹头构成 密度/(g·cm−3) 弹性模量/GPa 泊松比 A/MPa B/MPa n c 镀铜钢护套 7.85 210 0.31 448.20 303.4 0.15 0.003 33 钢弹芯 7.85 210 0.31 234.34 413.8 0.25 0.110 00 铅弹芯/铅壳 10.10 13.8 0.42 10.30 41.3 0.21 0.003 33 弹头构成 m d1 d2 d3 d4 d5 镀铜钢护套 1.03 2.250 0.000 5 −3.6 −0.012 3 0 钢弹芯 1.03 5.625 0.3 −7.2 −0.012 3 0 铅弹芯/铅壳 1.03 2.500 0 0 0 0
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表 6 网格尺寸敏感性验算
Table 6. Mesh size sensitivity calculation
网格尺寸/mm 实验结果/mm 模拟结果/mm 1.0 18.00 10.32 0.5 18.00 16.31 0.4 18.00 17.03 0.3 18.00 17.17 0.2 18.00 17.21
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表 7 UHMWPE靶弹着点凹深数值模拟结果与实验结果的对比
Table 7. Comparison between simulation and experimental results of concave depth at the impact point of UHMWPE target
靶板类型 实验平均凹陷深度/mm 模拟平均凹陷深度/mm 误差/% GA141 2级靶板 17.83 16.61 6.8 GA141 4级靶板 11.67 11.33 2.9 GA141 5级靶板 18.00 17.17 4.6
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[1] 赵美琪, 张乐天, 叶纯麟, 等. 超高分子量聚乙烯高抗冲性能优化研究及进展 [J]. 化工新型材料, 2021, 49(10): 53–57, 62. DOI: 10.19817/j.cnki.issn1006-3536.2021.10.011.ZHAO M Q, ZHANG L T, YE C L, et al. Progress on optimization of high impact resistance of UHMWPE [J]. New Chemical Materials, 2021, 49(10): 53–57, 62. DOI: 10.19817/j.cnki.issn1006-3536.2021.10.011. [2] 叶卓然, 罗靓, 潘海燕, 等. 超高分子量聚乙烯纤维及其复合材料的研究现状与分析 [J]. 复合材料学报, 2022, 39(9): 4286–4309. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20220803.002.YE Z R, LUO L, PAN H Y, et al. Research status and analysis of ultra-high molecular weight polyethylene fiber and its composites [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2022, 39(9): 4286–4309. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20220803.002. [3] PEINADO J, LIU L J, OLMEDO Á, et al. Influence of stacking sequence on the impact behaviour of UHMWPE soft armor panels [J]. Composite Structures, 2022, 286: 115365. DOI: 10.1016/j.compstruct.2022.115365. [4] 付杰, 李伟萍, 黄献聪, 等. 新型超高分子量聚乙烯膜材料防弹性能及机理 [J]. 兵工学报, 2021, 42(11): 2453–2464. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2021.11.019.FU J, LI W P, HUANG X C, et al. Bullet-proof performance and mechanism of new ultra-high molecular weight polyethylene film [J]. Acta Armamentarii, 2021, 42(11): 2453–2464. DOI: 10.3969/j.issn.1000-1093.2021.11.019. [5] 董彬, 魏汝斌, 王小伟, 等. 高性能有机纤维在防弹复合材料领域应用研究现状 [J]. 复合材料科学与工程, 2023(1): 116–123. DOI: 10.19936/j.cnki.2096-8000.20230128.015.DONG B, WEI R B, WANG X W, et al. Review of high performance organic fibers in ballistic composite fields [J]. Composites Science and Engineering, 2023(1): 116–123. DOI: 10.19936/j.cnki.2096-8000.20230128.015. [6] GOLDSMITH W. Non-ideal projectile impact on targets [J]. International Journal of Impact Engineering, 1999, 22(2/3): 95–395. DOI: 10.1016/S0734-743X(98)00031-1. [7] WEI H Y, ZHANG X F, LIU C, et al. Oblique penetration of ogive-nosed projectile into aluminum alloy targets [J]. International Journal of Impact Engineering, 2021, 148: 103745. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2020.103745. [8] CAO M J, CHEN L, FANG Q. Penetration and perforation characteristics of the novel UHMWPE film laminates by the 7.62 mm standard bullet [J]. Composite Structures, 2023, 308: 116669. DOI: 10.1016/j.compstruct.2023.116669. [9] 王晓强, 朱锡, 梅志远, 等. 超高分子量聚乙烯纤维增强层合厚板抗弹性能实验研究 [J]. 爆炸与冲击, 2009, 29(1): 29–34. DOI: 10.11883/1001-1455(2009)01-0029-06.WANG X Q, ZHU X, MEI Z Y, et al. Ballistic performances of ultra-high molecular weight polyethylene fiber-reinforced thick laminated plates [J]. Explosion and Shock Waves, 2009, 29(1): 29–34. DOI: 10.11883/1001-1455(2009)01-0029-06. [10] 王智, 常利军, 黄星源, 等. 爆炸冲击波与破片联合作用下防弹衣复合结构防护效果的数值模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(6): 063202. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0515.WANG Z, CHANG L J, HUANG X Y, et al. Simulation on the defending effect of composite structure of body armor under the combined action of blast wave and fragments [J]. Explosion and Shock Waves, 2023, 43(6): 063202. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0515. [11] ZHU Y H, LIU K, WEN Y K, et al. Experimental and numerical study on the ballistic performance of ultrahigh molecular weight polyethylene laminate [J]. Polymer Composites, 2021, 42(10): 5168–5198. DOI: 10.1002/PC.26214. [12] ZHANG R, HAN B, ZHOU Y, et al. Mechanism-driven analytical modelling of UHMWPE laminates under ballistic impact [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 2023, 245: 108132. DOI: 10.1016/j.ijmecsci.2023.108132. [13] 贾楠, 焦亚男, 周庆, 等. 碳化硅-超高分子量聚乙烯纤维增强树脂基复合材料复合装甲板的抗穿甲弹侵彻性能及其损伤机制 [J]. 复合材料学报, 2022, 39(10): 4908–4917. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210928.002.JIA N, JIAO Y N, ZHOU Q, et al. Anti-penetration performance of SiC-ultra-high molecular weight polyethylene fiber reinforced resin matrix composite armor plate against armor piercing projectile and its damage mechanism [J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2022, 39(10): 4908–4917. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210928.002. [14] 张元豪, 程忠庆, 侯海量, 等. 结构间隙对夹芯式复合装甲结构抗侵彻性能的影响 [J]. 爆炸与冲击, 2019, 39(12): 125104. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0270.ZHANG Y H, CHENG Z Q, HOU H L, et al. Influence of structural interspace on anti-penetration performance of sandwich composite armor system [J]. Explosion and Shock Waves, 2019, 39(12): 125104. DOI: 10.11883/bzycj-2019-0270. [15] MO G L, MA Q W, JIN Y X, et al. Delamination process in cross-ply UHMWPE laminates under ballistic penetration [J]. Defence Technology, 2021, 17(1): 278–286. DOI: 10.1016/j.dt.2020.05.001. [16] 刘迪, 肖依, 江旭伟, 等. SiC/UHMWPE复合装甲板抗侵彻性能的试验与数值模拟 [J]. 上海大学学报(自然科学版), 2020, 26(2): 234–243. DOI: 10.12066/j.issn.1007-2861.2037.LIU D, XIAO Y, JIANG X W, et al. Anti-penetration capability of SiC/UHMWPE composite armour plates through experimental and numerical simulation [J]. Journal of Shanghai University (Natural Science Edition), 2020, 26(2): 234–243. DOI: 10.12066/j.issn.1007-2861.2037. [17] HU P C, YANG H F, ZHANG P, et al. Experimental and numerical investigations into the ballistic performance of ultra-high molecular weight polyethylene fiber-reinforced laminates [J]. Composite Structures, 2022, 290: 115499. DOI: 10.1016/j.compstruct.2022.115499. [18] CAO M J, CHEN L, XU R Z, et al. Effect of the temperature on ballistic performance of UHMWPE laminate with limited thickness [J]. Composite Structures, 2021, 277: 114638. DOI: 10.1016/j.compstruct.2021.114638. [19] QU K F, WU C Q, LIU J, et al. Ballistic performance of multi-layered aluminium and UHMWPE fibre laminate targets subjected to hypervelocity impact by tungsten alloy ball [J]. Composite Structures, 2020, 253: 112785. DOI: 10.1016/j.compstruct.2020.112785. [20] 季海波, 王昕, 赵振宇, 等. 带攻角平头弹侵彻不同厚度芳纶层合板的数值模拟 [J]. 爆炸与冲击, 2023, 43(6): 063302. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0231.JI H B, WANG X, ZHAO Z Y, et al. Simulation on penetration of a flat-nosed projectile with attack angle into aramid laminates having varying thickness [J]. Explosion and Shock Waves, 2023, 43(6): 063302. DOI: 10.11883/bzycj-2022-0231. [21] MEYER C S, CATUGAS I G, GILLESPIE J W JR, et al. Investigation of normal, lateral, and oblique impact of microscale projectiles into unidirectional glass/epoxy composites [J]. Defence Technology, 2022, 18(11): 1960–1978. DOI: 10.1016/j.dt.2021.08.012. [22] ZHU Y H, ZHANG X Y, XUE B Y, et al. High-strain-rate compressive behavior of UHMWPE fiber laminate [J]. Applied Sciences, 2020, 10(4): 1505. DOI: 10.3390/app10041505. [23] CARRASCO-BALTASAR D, GARCÍA-CASTILLO S, IVAÑEZ I, et al. Modelling of woven CFRP plates subjected to oblique high-velocity impact and membrane loads [J]. Composite Structures, 2023, 303: 116344. DOI: 10.1016/j.compstruct.2022.116344. [24] LÓPEZ-PUENTE J, ZAERA R, NAVARRO C. Experimental and numerical analysis of normal and oblique ballistic impacts on thin carbon/epoxy woven laminates [J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2008, 39(2): 374–387. DOI: 10.1016/j.compositesa.2007.10.004. [25] HAZELL P J, KISTER G, STENNETT C, et al. Normal and oblique penetration of woven CFRP laminates by a high velocity steel sphere [J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2008, 39(5): 866–874. DOI: 10.1016/j.compositesa.2008.01.007. [26] FAWAZ Z, ZHENG W, BEHDINAN K. Numerical simulation of normal and oblique ballistic impact on ceramic composite armours [J]. Composite Structures, 2004, 63(3/4): 387–395. DOI: 10.1016/S0263-8223(3)00187-9. [27] O’MASTA M R, CRAYTON D H, DESHPANDE V S, et al. Mechanisms of penetration in polyethylene reinforced cross-ply laminates [J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 86: 249–264. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2015.08.012. [28] 胡年明, 朱锡, 侯海量, 等. 高速破片侵彻下高分子聚乙烯层合板的弹道极限估算方法 [J]. 中国舰船研究, 2014, 9(4): 55–62. DOI: 10.3969/j.issn.1673-3185.2014.04.009.HU N M, ZHU X, HOU H L, et al. Estimating method for the ballistic limit of ultra-high molecular weight polyethylene fiber-reinforced laminates under high-velocity fragment penetration [J]. Chinese Journal of Ship Research, 2014, 9(4): 55–62. DOI: 10.3969/j.issn.1673-3185.2014.04.009. [29] XIE Y, WANG T, WANG L M, et al. Numerical investigation of ballistic performance of SiC/TC4/UHMWPE composite armor against 7.62 mm AP projectile [J]. Ceramics International, 2022, 48(16): 24079–24090. DOI: 10.1016/j.ceramint.2022.05.088. [30] LÄSSIG T, NGUYEN L, MAY M, et al. A non-linear orthotropic hydrocode model for ultra-high molecular weight polyethylene in impact simulations [J]. International Journal of Impact Engineering, 2015, 75: 110–122. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2014.07.004. [31] MALIK M A A. Experimental and numerical study on the mechanical properties of adhesive joints under impact loads using Ls-Dyna [D]. Di Torino: Politecnico di Torino, 2021: 17–30. [32] CAO D F, DUAN Q F, HU H X, et al. Computational investigation of both intra-laminar matrix cracking and inter-laminar delamination of curved composite components with cohesive elements [J]. Composite Structures, 2018, 192: 300–309. DOI: 10.1016/j.compstruct.2018.02.072. [33] JOHNSON W, SENGUPTA A K, GHOSH S K. High velocity oblique impact and ricochet mainly of long rod projectiles: an overview [J]. International Journal of Mechanical Sciences, 1982, 24(7): 425–436. DOI: 10.1016/0020-7403(82)90052-2. [34] BØRVIK T, OLOVSSON L, DEY S, et al. Normal and oblique impact of small arms bullets on AA6082-T4 aluminium protective plates [J]. International Journal of Impact Engineering, 2011, 38(7): 577–589. DOI: 10.1016/j.ijimpeng.2011.02.001. [35] IQBAL M A, GUPTA G, GUPTA N K. 3D numerical simulations of ductile targets subjected to oblique impact by sharp nosed projectiles [J]. International Journal of Solids and Structures, 2010, 47(2): 224–237. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2009.09.032. -
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