鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)爆炸響應(yīng)數(shù)值分析

袁天，孔祥韶，吳衛(wèi)國(guó)

1武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北武漢430063

2武漢理工大學(xué)高性能艦船技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430063

鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)爆炸響應(yīng)數(shù)值分析

袁天1，2，孔祥韶1，2，吳衛(wèi)國(guó)1，2

1武漢理工大學(xué)交通學(xué)院，湖北武漢430063

2武漢理工大學(xué)高性能艦船技術(shù)教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，湖北武漢430063

復(fù)合材料層合板在防護(hù)結(jié)構(gòu)中得到了越來(lái)越廣泛的應(yīng)用，數(shù)值模擬是分析這類結(jié)構(gòu)在爆炸載荷作用下動(dòng)態(tài)響應(yīng)的有效方法之一?；贚S-DYNA軟件平臺(tái)，建立凱夫拉纖維細(xì)觀結(jié)構(gòu)有限元模型，通過(guò)彈體侵徹試驗(yàn)驗(yàn)證該建模方法的正確性，進(jìn)而采用所提出的建模方法建立鋼板/凱夫拉層合板的有限元模型，實(shí)現(xiàn)鋼板/凱夫拉纖維細(xì)觀結(jié)構(gòu)有限元模型爆炸響應(yīng)的數(shù)值模擬。研究表明：纖維材料細(xì)觀結(jié)構(gòu)有限元模型可以較好地模擬彈體侵徹過(guò)程以及層合板在爆炸載荷下的破壞模式。計(jì)算結(jié)果對(duì)比顯示凱夫拉層對(duì)鋼板的抗爆性能可起到明顯增強(qiáng)作用。

復(fù)合材料；侵徹；層合板；爆炸響應(yīng)

網(wǎng)絡(luò)出版地址：http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20160921.1327.016.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

引用格式：袁天，孔祥韶，吳衛(wèi)國(guó).鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)爆炸響應(yīng)數(shù)值分析［J］.中國(guó)艦船研究，2016，11（5）：84-90.

YUAN Tian，KONG Xiangshao，WU Weiguo.Numerical simulation of steel/Kevlar laminated structures under explosive load［J］.Chinese Journal of Ship Research，2016，11（5）：84-90.

0　引言

纖維增強(qiáng)樹(shù)脂基復(fù)合材料比強(qiáng)度大、比剛度高、比吸能高，具有良好的抗爆、抗侵徹性能，且有助于產(chǎn)品輕量化改進(jìn)，因而在抗爆防護(hù)結(jié)構(gòu)中得到了廣泛應(yīng)用［1］。凱夫拉纖維作為其中一種新型合成纖維，其強(qiáng)度是鋼絲的5～6倍，韌性是鋼絲的2倍，而重量卻僅為鋼絲的20%左右，且在高溫下仍能保持優(yōu)良的力學(xué)性能，已逐漸成為一種重要的防護(hù)材料。國(guó)內(nèi)外很多學(xué)者已對(duì)這類材料進(jìn)行了一系列的理論和試驗(yàn)研究。馬曉敏［2］開(kāi)展了凱夫拉纖維/環(huán)氧樹(shù)脂層合板和凱夫拉纖維—鋁合金層合板受彈體沖擊的試驗(yàn)，并使用數(shù)值方法進(jìn)行仿真，對(duì)凱夫拉纖維的抗侵徹性能進(jìn)行了分析；史春旭［3］以凱夫拉纖維的絲線為對(duì)象建立細(xì)觀結(jié)構(gòu)的有限元模型，研究了摩擦在彈體沖擊過(guò)程中所起到的作用；Park等［4-5］先開(kāi)展了凱夫拉纖維板和浸漬過(guò)剪切增稠液（Shear Thickening Fluid，STF）的凱夫拉纖維板在高速?gòu)楏w（1 021～1 763 m/s）沖擊下的損傷試驗(yàn)，而后使用絲線細(xì)觀形式建立有限元模型，分析了凱夫拉纖維的抗侵徹性能以及STF對(duì)抗侵徹性能的加強(qiáng)作用；為了研究凱夫拉層合板的抗爆性能，文獻(xiàn)［6-8］分別進(jìn)行了凱夫拉纖維和鋼板以及其他復(fù)合材料制成的層合板的抗爆試驗(yàn)；Ba?türk等［9］結(jié)合數(shù)值仿真，使用伽遼金方法從理論上推導(dǎo)了考慮阻尼效應(yīng)時(shí)凱夫拉/環(huán)氧樹(shù)脂復(fù)合板在爆炸載荷下的非線性動(dòng)態(tài)響應(yīng)。

由目前的研究進(jìn)展來(lái)看，從細(xì)觀角度對(duì)鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)的抗爆性能及其爆炸響應(yīng)進(jìn)行研究，可以更加深入地了解層合結(jié)構(gòu)的響應(yīng)機(jī)理，分析其破壞規(guī)律。本文將基于LS-DYNA顯式動(dòng)力學(xué)程序，首先建立凱夫拉纖維細(xì)觀結(jié)構(gòu)的有限元模型，并根據(jù)文獻(xiàn)［4］中的試驗(yàn)驗(yàn)證本文建模方法，計(jì)算凱夫拉纖維局部破壞響應(yīng)問(wèn)題的可靠性。然后，在此基礎(chǔ)上開(kāi)展鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)在爆炸載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)研究。

1　細(xì)觀結(jié)構(gòu)建模方法驗(yàn)證

凱夫拉纖維屬于平紋織物，由經(jīng)紗和緯紗上下相間交織而成［10］，其橫剖面和細(xì)觀結(jié)構(gòu)分別如圖1與圖2所示。為驗(yàn)證本文使用的細(xì)觀建模方法的正確性，首先使用文獻(xiàn)［4］中的試驗(yàn)進(jìn)行驗(yàn)證，并與文獻(xiàn)［5］中的數(shù)值仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比。

圖1　凱夫拉纖維平紋織物橫剖面圖Fig.1Transverse cross-section plan of Kevlar plain weave fabric

圖2　凱夫拉平紋織物細(xì)觀結(jié)構(gòu)圖Fig.2Meso-structure of Kevlar plain weave fabric

1.1模型結(jié)構(gòu)參數(shù)

文獻(xiàn)［4］中的試驗(yàn)靶板是由8層凱夫拉纖維布鋪設(shè)而成的層合結(jié)構(gòu)，單層凱夫拉纖維的厚度為0.22 mm，層合板尺寸為100 mm×100 mm。本文采用細(xì)觀建模方法建立試驗(yàn)靶板的有限元模型。如圖3所示，按照每層凱夫拉纖維實(shí)際的經(jīng)紗和緯紗交織方式來(lái)建立模型，為節(jié)約計(jì)算成本，凱夫拉纖維編織結(jié)構(gòu)中的每根紗線均使用Shell單元建立，Shell單元尺寸為0.25 mm×0.25 mm，厚度為0.11 mm。由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，故只需建立1/4比例模型，在對(duì)稱的兩條邊界處施加對(duì)稱邊界條件，其余兩邊施加完全固定邊界條件。在彈體侵徹區(qū)域，對(duì)網(wǎng)格按1∶9的比例進(jìn)行局部細(xì)化。經(jīng)紗和緯紗分別建立在2個(gè)部分中，共劃分92 110個(gè)Shell單元。彈體是直徑為5.56 mm的球體，共劃分1 000個(gè)Solid單元。

圖3　凱夫拉細(xì)觀結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.3Meso-structure finite element model of Kevlar

1.2模型材料參數(shù)

凱夫拉纖維采用Lagrange四邊形單元建模，采用2點(diǎn)積分。本構(gòu)關(guān)系采用LS-DYNA材料庫(kù)中正交各向異性的彈性材料進(jìn)行定義，并使用關(guān)鍵字*ADD_EROSION對(duì)材料添加失效。根據(jù)文獻(xiàn)［5］，按照表1所示定義凱夫拉纖維（KM2）紗線的具體參數(shù)，其中E11，E22和E33為纖維材料3個(gè)方向的楊氏模量，G13，G23和G12為3個(gè)方向的剪切模量。因?yàn)樵谇謴剡^(guò)程中，彈體的變形可以忽略不計(jì)，所以將彈體視作剛體，其材料為AL2017-T4，具體參數(shù)如表2所示，其中ρ為密度，E為楊氏模量。

表1　凱夫拉纖維（KM2）紗線材料參數(shù)Tab.1Material parameters of yarns of Kevlar fiber（KM2）

表2　AL2017-T4材料參數(shù)Tab.2Material parameters of AL2017-T4

1.3接觸設(shè)置

經(jīng)紗和緯紗之間以及纖維層與彈體之間的接觸均設(shè)置為Automatic_surface_to_surface，經(jīng)紗和緯紗間的動(dòng)摩擦系數(shù)為0.4，靜摩擦系數(shù)為0.2，指數(shù)衰減系數(shù)為1.23。纖維層與彈體之間的動(dòng)摩擦系數(shù)為0.26，靜摩擦系數(shù)為0.18，指數(shù)衰減系數(shù)為1.23，其中摩擦系數(shù)滿足式（1）［5］。使用基于節(jié)點(diǎn)質(zhì)量與穩(wěn)定求解時(shí)間步長(zhǎng)的方法計(jì)算接觸剛度。

式中：μc為接觸摩擦系數(shù)；FD為動(dòng)摩擦系數(shù)；FS為靜摩擦系數(shù)；DC*為指數(shù)衰減系數(shù)；Vrel為2個(gè)接觸物體的相對(duì)速度。

1.4計(jì)算結(jié)果

圖4為8層凱夫拉層合板試驗(yàn)和仿真得到的彈體穿孔形狀的對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)破孔的基本形式一致。圖5為不同初始速度的彈體穿透8層凱夫拉層合板后的剩余速度值。將試驗(yàn)數(shù)據(jù)、本文仿真結(jié)果與文獻(xiàn)［5］中仿真結(jié)果進(jìn)行對(duì)比，可以發(fā)現(xiàn)本文仿真結(jié)果與試驗(yàn)值吻合較好，從而驗(yàn)證了本文使用的細(xì)觀結(jié)構(gòu)建模方法的正確性。

2　鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)模型及材料參數(shù)

與彈體侵徹過(guò)程類似，在爆炸載荷下，鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)局部應(yīng)力較大區(qū)域會(huì)產(chǎn)生纖維斷裂、基體損傷、纖維層之間分層以及纖維層和鋼板之間分層等多種損傷形式，這些損傷會(huì)對(duì)層合結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能產(chǎn)生不利影響。而纖維的細(xì)觀有限元模型則可以較好地模擬以上損傷形式。本文將使用上述經(jīng)過(guò)驗(yàn)證的復(fù)合材料細(xì)觀結(jié)構(gòu)有限元模型對(duì)鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)在爆炸載荷下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值仿真分析，并與單層鋼板在相同載荷工況下的動(dòng)態(tài)響應(yīng)進(jìn)行對(duì)比。

圖4　8層凱夫拉層合板試驗(yàn)和仿真的彈體穿孔形狀對(duì)比Fig.4Comparison of perforation pattern between numerical and experimental results for 8 layer's Kevlar laminated plates

圖5　不同速度彈體穿透8層凱夫拉纖維的剩余速度Fig.5Residual velocities in relation to impact velocities for 8 layers Kevlar fiber

2.1層合板模型結(jié)構(gòu)參數(shù)

層合板結(jié)構(gòu)有限元模型如圖6所示。整塊板尺寸為400 mm×400 mm，最上面一層是鋼板，厚度為2 mm；中間層為環(huán)氧樹(shù)脂膠，厚度為0.1 mm；最下面一層為凱夫拉纖維布，厚度為0.22 mm。由于鋼板的密度為凱夫拉纖維密度的5～6倍，在層合板中，鋼板表面僅鋪設(shè)了一層0.22 mm厚的凱夫拉纖維布，中間粘結(jié)層（環(huán)氧樹(shù)脂）的厚度為0.1 mm，所以層合板的面密度較之單層鋼板的面密度改變甚微。由于結(jié)構(gòu)的對(duì)稱性，僅需建立1/4比例模型，分別采用對(duì)稱邊界和完全固定邊界。凱夫拉纖維的網(wǎng)格尺寸設(shè)置為0.5 mm×0.5 mm，共劃分321 602個(gè)Shell單元；鋼板也采用Shell單元建模，單元尺寸為0.5 mm×0.5 mm，共計(jì)160 801個(gè)單元；環(huán)氧樹(shù)脂膠采用Solid單元建模，單元尺寸為0.5 mm×0.5 mm，共劃分160 801個(gè)單元。單層鋼板有限元模型采用Shell單元建模，單元尺寸為0.5mm×0.5mm，1/4比例模型共劃分400個(gè)網(wǎng)格。

圖6　鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)有限元模型Fig.6Finite element model of steel/Kevlar laminated structure

2.2層合板材料參數(shù)

由于聚氨酯類粘合劑具有應(yīng)變率敏感性，所以可將其視作是一種粘彈性材料［11］。對(duì)于環(huán)氧樹(shù)脂的力學(xué)性能，可以使用如式（2）所示的Cowper-Symonds本構(gòu)模型［12］描述，具體材料參數(shù)如表3所示。

式中：σ0為初始屈服應(yīng)力；為應(yīng)變率；c'p為應(yīng)變率參數(shù)；為有效塑性應(yīng)變；β為塑性應(yīng)變參數(shù)；Ep為塑性硬化模量，并可由下式求出。

式中：Etan為切線模量。

表3　環(huán)氧樹(shù)脂Cowper-Symonds本構(gòu)模型材料參數(shù)Tab.3Parameters of the Cowper-Symonds model for epoxy resin

采用Johnson-Cook準(zhǔn)則描述Q235鋼板材料的本構(gòu)關(guān)系，采用Mie-Grüneisen作為其狀態(tài)方程。Johnson-Cook準(zhǔn)則由材料的本構(gòu)模型與失效模型2個(gè)部分組成，其本構(gòu)模型是一種經(jīng)驗(yàn)的粘塑性本構(gòu)模型，所采用的Von Mises等效應(yīng)力與材料的等效塑性應(yīng)變、等效塑性應(yīng)變率和溫度有關(guān)［13］。

其失效模型為：

表4　Q235鋼板Johnson-Cook本構(gòu)模型材料參數(shù)Tab.4Parameters of the Johnson-Cook model for steel

2.3粘結(jié)層的模擬與失效

在使用LS-DYNA計(jì)算復(fù)合材料層合板的爆炸響應(yīng)時(shí)，分層現(xiàn)象可使用tiebreak接觸進(jìn)行模擬。在模型中，tiebreak接觸起連接層的作用，可以像一根彈簧一樣將受到載荷沖擊之前連在一起的節(jié)點(diǎn)連接起來(lái)，當(dāng)兩層之間的正應(yīng)力σn和切應(yīng)力σs滿足式（6）時(shí)，發(fā)生分層現(xiàn)象，而后，層與層之間的接觸自動(dòng)調(diào)整為常規(guī)的SURFACE_TO_SURFACE接觸，防止層與層之間的穿透。

式中：NFLS為拉伸失效應(yīng)力；SFLS為剪切失效應(yīng)力。一般以環(huán)氧樹(shù)脂膠作為粘合劑的情況，可取NFLS=0.056 GPa，SFLS=0.044 GPa作為層間失效的參數(shù)［14］。

本文使用關(guān)鍵字*CONTACT_TIEBREAK_ SURFACE_TO_SURFACE建立鋼板與環(huán)氧樹(shù)脂之間的接觸，取鋼板為主面，環(huán)氧樹(shù)脂層為從面；使用關(guān)鍵字*CONTACT_TIE_SURFACE_TO_ SURFACE建立環(huán)氧樹(shù)脂與凱夫拉布之間的接觸；使用關(guān)鍵字*CONTACT_AUTOMATIC_SURFACE_ TO_SURFACE建立經(jīng)紗和緯紗之間的接觸。

2.4爆炸載荷模擬

目前，基于LS-DYNA平臺(tái)施加爆炸載荷的方法主要有3種［15］：

1）基于流固耦合方法。分別建立炸藥、空氣域和結(jié)構(gòu)模型，直接計(jì)算爆炸載荷和結(jié)構(gòu)之間的耦合作用，這種方法比較復(fù)雜，需要耗費(fèi)大量的計(jì)算資源。

2）CONWEP經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ?。將關(guān)鍵字*LOAD_BLAST與*LOAD_SEGMENT_SET，*SET_ SEGMENT和*DEFINE_CURVE結(jié)合使用，計(jì)算一定當(dāng)量TNT爆炸后的載荷分布情況，這種方法加載方便，無(wú)需建立空氣網(wǎng)格，所需計(jì)算時(shí)間較短。

3）使用關(guān)鍵字*DEFINE_CURVE定義載荷的時(shí)間歷程曲線，使用曲線加載。

上述3種方法中，CONWEP經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ褪敲绹?guó)軍方開(kāi)發(fā)的一種可高效計(jì)算爆炸載荷的算法，已由Randers-Pehrson等［16］集成于LS-DYNA中，用來(lái)模擬單爆源自由場(chǎng)爆炸沖擊載荷，具有計(jì)算時(shí)間短、精度較高的優(yōu)點(diǎn)［17］。本文也采用CONWEP經(jīng)驗(yàn)?zāi)Ｐ头椒▽?duì)鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)施加爆炸載荷。該方法需要定義TNT當(dāng)量、爆點(diǎn)坐標(biāo)、起爆時(shí)間以及單位轉(zhuǎn)換系數(shù)。

本文將鋼板一側(cè)設(shè)置為迎爆面，在距迎爆面幾何中心垂直距離為400 mm處設(shè)置0.3 kg當(dāng)量TNT，起爆時(shí)間為0 ms。具體關(guān)鍵字卡片如表5所示，其中，質(zhì)量單位為kg，長(zhǎng)度單位為mm，重力單位為kN，應(yīng)力單位為GPa。

表5中，WGT為TNT當(dāng)量；XBO，YBO，ZBO為爆點(diǎn)坐標(biāo)；TBO為起爆時(shí)間；IUNIT=5，表示用戶自定義單位制；ISURF=2，表示爆炸載荷為空爆載荷；CFM，CFL，CFT和CFP為相應(yīng)的單位轉(zhuǎn)換系數(shù)。

3　計(jì)算結(jié)果分析

為說(shuō)明鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)的抗爆性能，將從最終位移和能量吸收2個(gè)方面對(duì)板的響應(yīng)進(jìn)行分析。

3.1最終位移

圖7為2種結(jié)構(gòu)形式的板中心點(diǎn)位移對(duì)比，圖中紅線為純鋼板中心點(diǎn)處位移，黑線為背部貼有一層凱夫拉的鋼板中心點(diǎn)處位移，結(jié)果顯示凱夫拉纖維對(duì)增強(qiáng)鋼板的抗爆能力有著比較明顯的作用。凱夫拉纖維的抗拉伸性能較好，在發(fā)生大變形時(shí)，能通過(guò)自身變形吸能以及提供層間剪力的方式阻止鋼板的進(jìn)一步變形。

圖8　2種結(jié)構(gòu)形式中鋼板吸能對(duì)比Fig.8Comparison of energy absorption by steel in the different structures

3.2能量吸收

圖8為2種結(jié)構(gòu)形式的能量吸收對(duì)比，圖中實(shí)線為單層鋼板的吸能情況，虛線為鋼板/凱夫拉結(jié)構(gòu)中鋼板的吸能情況，由圖可知，鋼板/凱夫拉結(jié)構(gòu)中鋼板的吸能明顯降低。圖9為凱夫拉和環(huán)氧樹(shù)脂層的吸能情況。由圖9可知，1層凱夫拉吸收的能量不多，僅占鋼板吸收能量的0.7%，但是足以使鋼板的最大變形減小12.5%，可見(jiàn)如果在鋼板后面貼多層凱夫拉，鋼板的抗爆性能將會(huì)得到進(jìn)一步加強(qiáng)。

在鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)中，鋼板的剛度較大，可以對(duì)結(jié)構(gòu)起到良好的支撐作用，且韌性較好，可在失效前通過(guò)塑性變形的方式繼續(xù)吸收能量。凱夫拉纖維的抗拉強(qiáng)度很大，可以達(dá)到3.9 GPa。在沖擊載荷作用下，首先是鋼板和凱夫拉纖維都處于彈性階段，兩者同步變形，鋼板吸收大部分能量。經(jīng)過(guò)進(jìn)一步的變形，當(dāng)鋼板進(jìn)入塑性階段時(shí)，凱夫拉纖維仍處于彈性階段。由圖7可知，板在1 ms時(shí)達(dá)到最大變形，此時(shí)層合板中鋼板層的應(yīng)力云圖如圖10所示，由圖可見(jiàn)鋼板的大部分區(qū)域已進(jìn)入塑性變形階段。此時(shí)，凱夫拉纖維層的應(yīng)力云圖如圖11所示，由圖可見(jiàn)凱夫拉纖維層的應(yīng)力尚未達(dá)到彈性極限，纖維層仍屬于彈性變形。此時(shí)，凱夫拉纖維的彈性模量（84.62 GPa）遠(yuǎn)大于進(jìn)入塑性階段的鋼板的切線模量（6 GPa）［18］，在這個(gè)階段的同步變形過(guò)程中，凱夫拉纖維會(huì)對(duì)鋼板施加沿鋼板拉伸方向相反的面內(nèi)力，從而限制鋼板的進(jìn)一步變形，使結(jié)構(gòu)的最終變形減小。

圖9　凱夫拉和環(huán)氧樹(shù)脂層吸能情況Fig.9Energy absorption of Kevlar and epoxy resin

圖10　1ms時(shí)層合板中鋼板層應(yīng)力云圖Fig.10Stress contours of steel deck at 1 ms

圖11　1ms時(shí)層合板中凱夫拉層應(yīng)力云圖Fig.11Stress contours of Kevlar layer at 1 ms

4　結(jié)論

通過(guò)對(duì)凱夫拉層合板的侵徹試驗(yàn)和鋼板/凱夫拉層合結(jié)構(gòu)的爆炸響應(yīng)進(jìn)行數(shù)值模擬，得到以下結(jié)論：

1）使用細(xì)觀結(jié)構(gòu)建模方法建立平紋織物復(fù)合材料纖維可以較好地模擬材料的抗侵徹性能，在入射速度為1 000～1 800 m/s時(shí)，彈體穿透8層凱夫拉層合板剩余速度的計(jì)算值與實(shí)驗(yàn)值相比，偏差在2%左右。

2）在大變形情況下，鋼板的平面膜力效應(yīng)是吸能的主要方式，凱夫拉纖維材料的彈性模量較大，且具有較高的抗拉強(qiáng)度，為鋼板提供了變形抗力，使鋼板/凱夫拉纖維層合結(jié)構(gòu)的抗爆性能較單層鋼板明顯增強(qiáng)。

［1］王興業(yè).復(fù)合材料力學(xué)分析與設(shè)計(jì)［M］.長(zhǎng)沙：國(guó)防科技大學(xué)出版社，2000.

［2］馬小敏.芳綸纖維層合板的沖擊力學(xué)行為［D］.太原：太原理工大學(xué)，2015.

［3］史春旭.平頭彈沖擊織物過(guò)程中界面摩擦的作用［D］.太原：太原理工大學(xué)，2015.

［4］PARK Y，KIM Y H，BALUCH A H，et al.Empirical study of the high velocity impact energy absorption characteristics of shear thickening fluid（STF）impregnated Kevlar fabric［J］.International Journal of Impact Engineering，2014，72（4）：67-74.

［5］PARK Y，KIM Y，BALUCH A H，et al.Numerical simulation and empirical comparison of the high velocity impact of STF impregnated Kevlar fabric using friction effects［J］.Composite Structures，2015，125：520-529.

［6］楊小兵，程曉農(nóng)，楊娟，等.裝甲鋼/芳綸復(fù)合材料抗爆震性能研究［J］.化工新型材料，2007，35（8）：36-37. YANG Xiaobing，CHENG Xiaonong，YANG Juan，et al.Study on anti-detonation properties of armor plate/ Kevlar composites［J］.New Chemical Materials，2007，35（8）：36-37.

［7］曲志敏，金子明，遲華亭.裝甲鋼/芳綸復(fù)合材料防爆轟波性能研究［J］.工程塑料應(yīng)用，2006，34（6）：16-18. QU Zhimin，JIN Ziming，CHI Huating.Study on detonation wave resistance of armour steels/Kevlar composites［J］.Engineering Plastics Application，2006，34（6）：16-18.

［8］金子明，張菡英，王亞平.芳綸復(fù)合材料抗爆震性能研究［J］.纖維復(fù)合材料，2002，19（1）：10-13. JIN Ziming，ZHANG Hanying，WANG Yaping.A study of anti-detonation and anti-seismec of aramid composites［J］.Fiber Composites，2002，19（1）：10-13.

［9］BA?TüRK S，UYANIK H，KAZANCI Z.Nonlinear damped vibrations of a hybrid laminated composite plate subjected to blast load［J］.Procedia Engineering，2014，88：18-25.

［10］NILAKANTAN G，MERRILL R L，KEEFE M，et al. Experimental investigation of the role of frictional yarn pull-out and windowing on the probabilistic impact response of Kevlar fabrics［J］.Composites.Part B：Engineering，2015，68：215-229.

［11］ZAERA R，SáNCHEZ-SáEZ S，PéREZ-CASTELLANOS J L，et al.Modelling of the adhesive layer in mixed ceramic/metal armours subjected to impact［J］. Composites.Part A：Applied Science and Manufacturing，2000，31（8）：823-833.

［12］JONES N.Structural impact［J］.Science Progress，1995，78（2）：89-118.

［13］謝巖夢(mèng).爆炸載荷下復(fù)合材料金屬層合板的抗沖擊性能研究［D］.武漢：華中科技大學(xué)，2014.

［14］DOGAN F，HADAVINIA H，DONCHEV T，et al. Delamination of impacted composite structures by cohesive zone interface elements and tiebreak contact［J］.Central European Journal of Engineering，2012，2（4）：612-626.

［15］李楠，趙均海，吳賽，等.鋼纖維高強(qiáng)混凝土墻基于CONWEP的爆炸響應(yīng)［J］.西安建筑科技大學(xué)學(xué)報(bào)（自然科學(xué)版），2014，46（6）：833-838，855. LI Nan，ZHAO Junhai，WU Sai，et al.Blast response of steel fiber reinforced high strength concrete walls based on CONWEP［J］.Journal of Xi'an University of Architecture&Technology（Natural Science Edition），2014，46（6）：833-838，855.

［16］RANDERS-PEHRSON G，BANNISTER K A.Airblast loading model for DYNA2D and DYNA3D：ARBLTR-1310［R］.［S.l.］：U.S.Army Ballistic Research Laboratory，1997.

［17］倪晉峰.單層球面網(wǎng)殼基于CONWEP外爆響應(yīng)分析及試驗(yàn)設(shè)計(jì)［D］.哈爾濱：哈爾濱工業(yè)大學(xué)，2012.

［18］馮亮.基于強(qiáng)度穩(wěn)定綜合理論的船體結(jié)構(gòu)極限強(qiáng)度研究［D］.哈爾濱：哈爾濱工程大學(xué)，2012.

Numerical simulation of steel/Kevlar laminated structures under explosive load

YUAN Tian1，2，KONG Xiangshao1，2，WU Weiguo1，2
1 School of Transportation，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China
2 Key Laboratory of High Performance Ship Technology of Ministry of Education，Wuhan University of Technology，Wuhan 430063，China

Composite laminated plates are being increasingly applied in protective structures，and numerical simulation of the dynamic response of such structures under explosion load is highly effective and essential.Based on the LS-DYNA software platform，the meso-structure finite element model of Kevlar fiber is established，and the feasibility of the modeling method is verified through the projectile penetration test. Then，the steel plate/Kevlar finite element model is established using the presented modeling method，and the explosive response simulation of the steel/Kevlar meso-structure finite element model is conducted. The results show that the meso-structure finite element model for fiber material can successfully simulate the process of projectile penetration as well as the failure mode of laminated plates under explosion load. Furthermore，comparison analysis between the results shows that Kevlar provides significant enhancement on the antiknock performance for steel plates.

composite material；penetration；laminated plate；explosive response

U661.4

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2016.05.013

2016-02-29網(wǎng)絡(luò)出版時(shí)間：2016-9-21 13:27

國(guó)家部委基金資助項(xiàng)目；國(guó)家自然科學(xué)基金資助項(xiàng)目（51409202）

袁天，男，1993年生，碩士生。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)動(dòng)力響應(yīng)。E-mail：mailyt@126.com

孔祥韶（通信作者），男，1983年生，博士，講師。研究方向：艦船抗爆與抗沖擊。

E-mail：kongxs@whut.edu.cn

吳衛(wèi)國(guó)，男，1960年生，教授，博士生導(dǎo)師。研究方向：結(jié)構(gòu)動(dòng)力學(xué)。E-mail：mailjt@163.com