鋼/玻璃鋼組合結(jié)構(gòu)對高速彈丸的抗侵徹特性

張元豪，陳長海，朱錫

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

鋼/玻璃鋼組合結(jié)構(gòu)對高速彈丸的抗侵徹特性

張元豪，陳長海，朱錫

海軍工程大學(xué)艦船工程系，湖北武漢430033

為探究鋼與玻璃鋼的組合結(jié)構(gòu)形式對艦船艙壁復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗穿甲性能的影響，采用均質(zhì)鋼板前置和后置玻璃鋼來分別模擬艦船艙壁外設(shè)及內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，結(jié)合高速彈道沖擊實驗，分析、比較2種結(jié)構(gòu)形式組合靶板的穿甲破壞模式和抗彈吸能能力。在此基礎(chǔ)上，利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA開展高速立方體彈丸侵徹組合靶板的數(shù)值模擬計算，分析組合靶板的侵徹過程，并與實驗結(jié)果進(jìn)行比較。結(jié)果表明，數(shù)值計算結(jié)果與實驗結(jié)果較為吻合；2種組合靶板中復(fù)合裝甲板的破壞模式均主要為鋼板的剪切沖塞破壞和玻璃鋼的纖維剪切斷裂，后置組合靶板中玻璃鋼背層伴隨有纖維的拉伸破壞；前置組合靶板的抗彈吸能能力要稍大于后置組合靶板。

艦船艙壁；復(fù)合裝甲；抗彈性能；鋼/玻璃鋼組合結(jié)構(gòu)

0 引 言

隨著反艦導(dǎo)彈的不斷發(fā)展，掠海飛行的半穿甲反艦導(dǎo)彈由于具有突防能力強以及侵入舷側(cè)內(nèi)爆等特點，已成為現(xiàn)代水面艦船面臨的主要威脅。而戰(zhàn)斗部內(nèi)爆產(chǎn)生的高速破片會對艦船重要艙室造成二次毀傷，所以艦船艙壁的抗動能穿甲防護(hù)問題就顯得尤為突出。目前，對于高速破片的動能穿甲作用，工程中主要是通過增加艙壁板厚或設(shè)置復(fù)合裝甲的方式來盡可能減小對艙室的破壞。

針對半穿甲戰(zhàn)斗部內(nèi)爆產(chǎn)生的高速破片的動能穿甲作用，現(xiàn)代艦船艙室廣泛采用設(shè)置復(fù)合裝甲的結(jié)構(gòu)形式。纖維增強復(fù)合材料（Fiber Rein?forced Plastics，F(xiàn)RP）以其高比強度和比剛度等優(yōu)點，在艦船復(fù)合裝甲防護(hù)結(jié)構(gòu)中得到了廣泛的應(yīng)用［1-2］。但層合板結(jié)構(gòu)及材料特性的復(fù)雜性導(dǎo)致其彈道沖擊過程十分復(fù)雜，影響因素也較多，學(xué)者們致力于研究侵徹和穿透過程中復(fù)合靶板材料的動態(tài)力學(xué)變形機理。對于單一復(fù)合材料板或均質(zhì)鋼板的抗穿甲問題，國內(nèi)外開展了大量的研究［3-5］。針對FRP的抗侵徹性能研究，Greaves［6-7］利用平頭彈撞擊S2 Glass/Phenolic厚層合板靶板，研究了其彈道穿透過程中的破壞機理；Zhu等［8-9］對錐頭彈撞擊Kevlar-29/Polyester層合板的吸能機制進(jìn)行了研究；Wen等［10-12］提出了針對不同形狀彈體侵徹FRP層合板預(yù)測侵徹深度和彈道極限的公式。覃悅等［13］研究了卵形彈丸撞擊下FRP層合板的穿透性能；張穎軍等［14］介紹了FRP層合板損傷性能的表征方法；謝恒等［15］采用有限元方法對不同破片模擬彈侵徹玻璃鋼（Glass Fiber Reinforced Plas?tics，GFRP）層合板的動態(tài)響應(yīng)進(jìn)行了分析。而對于纖維復(fù)合材料板與均質(zhì)鋼板組合形成的結(jié)構(gòu)靶板的研究卻并不多見。

艦船艙壁結(jié)構(gòu)相對于高速破片而言屬于中厚板，所以高速破片對艦船艙壁結(jié)構(gòu)的侵徹可以認(rèn)為是中厚板結(jié)構(gòu)抗高速穿甲的問題。為探討艦船艙壁內(nèi)設(shè)和外設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)抗動能穿甲破壞機理的差異，比較內(nèi)設(shè)與外設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)的抗穿甲性能，本文將以均質(zhì)鋼板前置和后置玻璃鋼分別模擬艦船艙壁外設(shè)與內(nèi)設(shè)復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)，結(jié)合高速彈道沖擊實驗，分析、比較前置和后置組合靶板穿甲的破壞模式和抗彈性能。在此基礎(chǔ)上，利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA開展高速立方體彈丸侵徹組合靶板的數(shù)值模擬計算，分析組合靶板的侵徹過程和破壞模式，并與相應(yīng)的實驗結(jié)果進(jìn)行比較。

1 實驗及實驗主要結(jié)果

實驗采用14.5 mm口徑的滑膛彈道槍系統(tǒng)發(fā)射彈體，通過火藥推進(jìn)。為保證發(fā)射所必須的密封性和達(dá)到規(guī)定的速度，破片用特制的三瓣式鋁合金彈托包覆，破片出膛后彈托通過彈托回收器分離，同時保持破片的運動軌跡。該系統(tǒng)包括激光測速裝置。

采用邊長7.5 mm，設(shè)計質(zhì)量3.30 g的立方體彈，彈體由經(jīng)淬火處理的45#鋼加工而成。

鋼質(zhì)靶板采用Q235鋼，正方形靶板尺寸為400 mm×400 mm×5 mm，暴露面積為300 mm× 300 mm，面密度為39 kg/m2；玻璃鋼靶板采用SW220玻璃纖維布制作而成，尺寸為200 mm× 200 mm×5 mm，面密度為12 kg/m2。二者之間采用環(huán)氧樹脂粘接形成組合靶板。實驗采用靶架固定的形式，事先將靶架固定于滑道上，在實驗過程中，再將靶板固定在靶架上。

45#鋼、Q235鋼及SW220玻璃纖維的材料參數(shù)如表1和表2所示。

表1 鋼材料性能參數(shù)Table 1 Material properties of steel

表2 SW220玻璃鋼材料性能參數(shù)Table 2 Material properties of SW220 GFRP

2 有限元仿真結(jié)果

利用有限元軟件LS-DYNA，建立高速彈體侵徹組合結(jié)構(gòu)靶板的數(shù)值仿真模型。彈體和靶板均采用八節(jié)點拉格朗日（Lagrange）實體單元模擬，采用Lagrange網(wǎng)格建模，彈體各邊均八等分；在靶板中心選取正方形區(qū)域，其尺寸為50 mm×50 mm，對該撞擊區(qū)域進(jìn)行網(wǎng)格加密處理，各邊平分50等分，遠(yuǎn)離該區(qū)域網(wǎng)格向靶板四角稀疏過渡；靶板厚度方向10等分。網(wǎng)格模型如圖1所示。

圖1 立方體彈及鋼板/玻璃鋼組合靶板模型示意圖Fig.1 Sketch of finite element model for cube projectile and steel/GFRP compounded structure

彈體采用雙線性彈塑性本構(gòu)模型Plastic_ Kinematic，其應(yīng)變率效應(yīng)由Cowper-Symonds模型描述：

式中：σd為動態(tài)屈服強度；σ0為靜態(tài)屈服強度；E為彈性模量；Eh為硬化模量；εp為有效塑性應(yīng)變；ε?為等效塑性應(yīng)變率；D，N為常數(shù)，對于低碳鋼，通常取D=40.4 s-1，N=5。材料失效模型采用最大等效塑性應(yīng)變失效準(zhǔn)則。

彈體的材料參數(shù)［16］如表3所示。

表3 彈體的材料參數(shù)Table 3 Material parameters of projectile

鋼板材料采用Johnson-Cook本構(gòu)模型，該模型考慮了應(yīng)變率強化、由絕熱升溫引起的軟化效應(yīng)，能反映材料在高應(yīng)變率以及高溫情況下材料性質(zhì)的變化，其狀態(tài)方程為

式中：σy為鋼板材料的動態(tài)屈服強度；A為靜態(tài)屈服強度，取為235 MPa；B為應(yīng)變硬化模量，取為300 MPa；n為應(yīng)變硬化指數(shù)，取為0.26；c為應(yīng)變率系數(shù)，取為0.014；m為熱軟化指數(shù)，取為1.03；εp為等效塑性應(yīng)變；ε0為參考塑性應(yīng)變率，一般取1 s-1；Tm為材料的熔點，取為1 793 K；T0為參考溫度（取室溫），取為300 K。

由下述方程描述受沖擊區(qū)域材料的失效：

式中：D1～D5為材料常數(shù)；σeff為Mises等效應(yīng)力；σh為材料在三向應(yīng)力狀態(tài)下的靜水壓力；當(dāng)破壞參數(shù)時，材料發(fā)生失效。鋼板的材料參數(shù)［16］如表4所示，其中G為剪切模量。

表4 鋼板的材料參數(shù)Table 4 Material parameters of steel plate

玻璃鋼材料采用Johnson-Cook Composite-Damage本構(gòu)模型，該模型材料的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系為

式中：ε1，ε2，ε12分別為材料縱向、橫向的拉伸應(yīng)變和面內(nèi)剪應(yīng)變；σ1，σ2，τ12分別為材料縱向、橫向的拉伸應(yīng)力和面內(nèi)剪應(yīng)力；υ1，υ2分別為縱向和橫向泊松比；E1，E2，G12分別為縱向、橫向的拉伸模量和面內(nèi)剪切模量；α為非線性剪切應(yīng)力參數(shù)。

該模型采用的Chang-Chang失效準(zhǔn)則的3種失效準(zhǔn)則如下。

1）基體開裂失效準(zhǔn)則：

當(dāng)Fmatrix＞1時，產(chǎn)生基體開裂失效，材料常數(shù)E1，E2，υ1，υ2都設(shè)為0。

2）壓縮失效準(zhǔn)則：

當(dāng)Fcomp＞1時，發(fā)生材料壓縮失效，材料常數(shù)E2，υ1，υ2都設(shè)為0。

3）最終的失效模式是纖維斷裂。

當(dāng)Ffiber＞1時，發(fā)生纖維斷裂失效，材料常數(shù)E1,E2,G12,υ1,υ2都設(shè)為0。玻璃鋼的材料參數(shù)如表5所示。

表5 玻璃鋼的材料參數(shù)Table 5 Material parameters of GFRP

通過對實驗結(jié)果的觀察，表明彈體的侵徹為垂直于靶板的正侵徹。表6所示為彈道實驗與數(shù)值仿真結(jié)果以及相關(guān)參數(shù)。表中，靶板類型Ⅰ為5 mm玻璃鋼+5 mm鋼板組合靶板，靶板類型Ⅱ為5 mm鋼板+5 mm玻璃鋼組合靶板。

表6 實驗與有限元模擬結(jié)果Table 6 Results of finite element and experiment

3 實驗及計算結(jié)果分析

3.1 靶板侵徹過程及破壞模式分析

3.1.1靶板類型Ⅰ的實驗結(jié)果

工況1中，前置玻璃鋼和后置鋼板的破壞形貌如圖2所示。由圖可看出，前置玻璃鋼在彈體侵徹下，呈現(xiàn)出纖維脫膠現(xiàn)象，彈體穿甲破壞模式主要為纖維的剪切斷裂破壞，纖維的斷裂面較為齊整；而后置鋼板的穿甲破壞模式則主要是剪切沖塞破壞。由于彈體在穿透前置玻璃鋼后速度較低，破片未完全穿透后面的鋼板，剪切塞塊未脫離鋼板，導(dǎo)致鋼板在破片穿甲部位形成局部的隆起。

圖2 工況1靶板的破壞形貌Fig.2 Failure mode 1

圖3所示為對工況3的有限元模擬過程。由圖可看出，彈體在侵徹玻璃鋼的過程中使纖維層發(fā)生斷裂，對其產(chǎn)生了剪切破壞（圖3（a））。彈體繼續(xù)侵徹到鋼板，高速侵徹產(chǎn)生沖擊波，沖擊波反射造成彈體侵蝕，彈體因此進(jìn)一步墩粗且侵徹速度下降明顯，玻璃鋼在侵徹區(qū)出現(xiàn)局部的纖維脫膠現(xiàn)象（圖3（b））。鋼板的破壞模式為剪切破壞，并在整個彈體侵徹過程中不斷吸收彈體的侵徹能量，彈體速度因此持續(xù)下降。在后期的侵徹過程中，鋼板發(fā)生失效破壞，彈體也不斷出現(xiàn)鐓粗，直至穿透整個后置鋼板（圖3（d））。

工況3中彈體完全穿透了靶板，靶板的破壞形貌如圖4所示。由圖3（e）與圖4可看出，相比于工況1，前置玻璃鋼的穿甲部位除發(fā)生纖維剪切斷裂外，穿孔周圍還出現(xiàn)了大量的纖維脫膠以及纖維斷裂后的原纖維化現(xiàn)象。這主要是由于在速度較高的情形下，彈體在剪切穿甲過程中與纖維的摩擦作用更劇烈，摩擦產(chǎn)生的熱量更不容易傳遞，因而導(dǎo)致纖維被大量熔斷。通過觀察后置鋼板的破壞形貌及穿孔周圍靶材的顏色，并結(jié)合圖3（f）可知，其穿甲破壞模式主要是剪切沖塞，剪切沖塞穿孔的周圍也出現(xiàn)了一定程度的塑性變形。這主要是由于前置玻璃鋼的存在降低了彈體沖擊后置鋼板時的速度，同時斷裂的纖維附著在彈頭表面增大了彈體對后置鋼板的作用面積。

3.1.2靶板類型Ⅱ的實驗結(jié)果

圖3 工況3侵徹過程仿真Fig.3 Penetration process simulation of failure mode 3

圖4 工況3靶板的破壞形貌Fig.4 Failure mode 3

圖5所示為工況2中靶板的破壞形貌。由圖可知，前置鋼板在沖擊區(qū)邊緣存在明顯的剪切沖塞痕跡，沖擊區(qū)外圍存在大量的變形。由此可得，其主要破壞模式為剪切沖塞破壞。鋼板穿孔形狀近似為圓形，穿孔周圍有材料“反向溢出”現(xiàn)象，這是由彈體在穿甲過程中對近似流體狀靶板材料的擠壓作用造成的。而后置玻璃鋼則未被穿透，主要穿甲破壞形式為迎彈面的纖維剪切斷裂和背彈面的分層破壞，從后置玻璃鋼的破壞形貌可看出，其背層在穿孔附近出現(xiàn)了纖維脫膠現(xiàn)象，而背層未穿透的纖維層形成了分層和局部變形。

圖6所示為工況4的有限元模擬侵徹過程。由圖可知，彈體接觸鋼板對其進(jìn)行了剪切破壞，同時彈體出現(xiàn)墩粗（圖6（a））。鋼板失效后，將彈體的侵徹載荷傳遞到玻璃鋼，在侵徹載荷作用下，玻璃鋼背板纖維出現(xiàn)層裂且伴有纖維剪切與拉伸破壞，在整個侵徹過程中彈體侵徹能量不斷被吸收，導(dǎo)致其速度的持續(xù)下降（圖6（b））。而鋼板沖塞塊在彈體與玻璃鋼之間進(jìn)一步侵蝕彈體，背板纖維層完全破壞，失去防護(hù)能力，彈體攜帶鋼板和纖維板沖塞塊穿透靶板（圖6（d））。

圖5 工況2靶板的破壞形貌Fig.5 Failure mode 2

圖6 工況4侵徹過程仿真Fig.6 Penetration process simulation of failure mode 4

工況4靶板的破壞形貌如圖7所示，由圖可看出后置玻璃鋼的破壞較工況2更為嚴(yán)重，結(jié)合圖6（f）分析表明，其主要體現(xiàn)在背層未被穿透的纖維層的脫膠和纖維的原纖化現(xiàn)象上，并且伴隨有明顯的纖維拉伸破壞。由圖7（a）與圖6（e）可知，前置鋼板的破壞模式為剪切沖塞破壞。

圖7 工況4靶板的破壞形貌Fig.7 Failure mode 4

3.2 剩余速度結(jié)果比較

表6示出了實驗與有限元模擬剩余速度結(jié)果，有限元模擬中彈體初速與實驗工況一致。由表可知，當(dāng)初速較高時（工況3，4），實驗剩余速度與有限元模擬剩余速度的相對誤差較小，這說明數(shù)值仿真結(jié)果是可靠的。工況3與工況4中的彈體初速相差不大，而工況4彈體的剩余速度是工況3的近2倍。當(dāng)彈體初速在1 000 m/s左右時，由圖2（b）可知，后置鋼板凸包存在裂縫且僅有一小部分未脫離鋼板，處于臨界擊穿狀態(tài)；由圖5（b）觀察到，彈體已經(jīng)穿透至玻璃鋼最后一層的纖維層，所以通過分析實驗后板的變形破壞及有限元模擬，近似認(rèn)為靶板類型Ⅰ在v0=1 050 m/s時，靶板類型Ⅱ在v0=1 000 m/s時均達(dá)到了彈道極限狀態(tài)。

3.3 靶板抗侵徹性能對比分析

上節(jié)中提到本文認(rèn)為靶板類型Ⅰ、靶板類型Ⅱ的彈道極限分別約為1 050和1 000 m/s。因此，從彈道極限的角度來看，靶板類型Ⅰ要稍好于靶板類型Ⅱ。進(jìn)一步比較工況3和工況4可知，2種組合靶板在彈體初速相差不大的穿透情形下，前者的單位面密度吸能值為42.68（J·m2）/kg，后者的單位面密度吸能值為41.64（J·m2）/kg。由此可見，靶板類型Ⅰ的抗彈吸能較靶板類型Ⅱ要大。這主要是因為彈體侵徹玻璃鋼+鋼板組合靶板時，一方面鋼質(zhì)背板對玻璃鋼層有動支撐作用，增大了彈體在侵徹玻璃鋼層過程中的局部慣性質(zhì)量；另一方面，彈體在侵徹前置玻璃鋼時，彈體侵徹所產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力波傳播至后置鋼板，使得后置鋼板參與吸能并產(chǎn)生壓縮功。而彈體侵徹鋼板+玻璃鋼組合靶板時，彈體在侵徹前置鋼板過程中所產(chǎn)生的壓縮應(yīng)力波使玻璃鋼背層出現(xiàn)了輕微的層間脫膠現(xiàn)象（圖5（b）），這反而會降低后置玻璃鋼的抗侵徹能力，從而在一定程度上降低鋼板+玻璃鋼組合靶板的整體抗侵徹能力。

4 結(jié) 論

本文通過高速彈道沖擊實驗并利用有限元分析軟件ANSYS/LS-DYNA的數(shù)值模擬計算，分析、比較了2種結(jié)構(gòu)形式組合靶板的穿甲破壞模式和抗彈吸能能力，得出如下主要結(jié)論：

1）在高速立方體彈侵徹下，鋼板+玻璃鋼組合靶板結(jié)構(gòu)中鋼板的破壞模式為剪切沖塞破壞，玻璃鋼的破壞模式主要為纖維的剪切斷裂破壞，玻璃鋼背層伴隨有纖維的層間脫膠及拉伸破壞。

2）在高速立方體彈侵徹下，玻璃鋼+鋼板組合靶板結(jié)構(gòu)中鋼板的破壞模式為剪切沖塞破壞，玻璃鋼的破壞模式為纖維的剪切斷裂破壞。

3）在高速立方體彈侵徹下，由于鋼背板的支撐作用以及其壓縮應(yīng)力做功的影響，玻璃鋼+鋼板組合靶板的抗彈性能要稍強于鋼板+玻璃鋼的組合靶板。

［1］ 朱錫，梅志遠(yuǎn)，劉潤泉，等.艦用輕型復(fù)合裝甲結(jié)構(gòu)及其抗彈實驗研究［J］.爆炸與沖擊，2003，23（1）：61-66. ZHU X，MEI Z Y，LIU R Q，et al.Warship's light com?posite armor structure resistibility for ballistic impact［J］.Explosion and Shock Waves，2003，23（1）：61-66（in Chinese）.

［2］ 朱錫，侯海量，谷美邦，等.抵御小口徑火炮彈道侵徹裝甲防護(hù)模擬實驗研究［J］.爆炸與沖擊，2006，26（3）：262-268. ZHU X，HOU H L，GU M B，et al.Experimental study on armor protection against ballistic impact of small caliber artillery［J］.Explosion and Shock Waves，2006，26（3）：262-268（in Chinese）.

［3］ 梅志遠(yuǎn)，朱錫，劉燕紅，等.纖維增強復(fù)合材料層合板彈道沖擊研究進(jìn)展［J］.力學(xué)進(jìn)展，2003，33（3）：375-388. MEI Z Y，ZHU X，LIU Y H，et al.The developments of fibre-reinforced composite laminates under ballistic impact［J］.Advances in Mechanics，2003，33（3）：375-388（in Chinese）.

［4］ 王曉強，朱錫，梅志遠(yuǎn).纖維增強復(fù)合材料抗侵徹研究綜述［J］.玻璃鋼/復(fù)合材料，2008（5）：47-56. WANG X Q，ZHU X，MEI Z Y.The development of fi?ber-reinforced composites under ballistic impact［J］. FiberReinforced Plastics/Composites，2008（5）：47-56（in Chinese）.

［5］ 王曉強，朱錫.艦船用鋼的抗彈道沖擊性能研究進(jìn)展［J］.中國造船，2010，51（1）：227-236. WANG X Q，ZHU X.Review on ballistic impact resis?tance of ship building stee［lJ］.Shipbuilding of China，2010，51（1）：227-236（in Chinese）.

［6］ GREAVES L J.Failure mechanisms in GFRP armour［R］.UK：Unpublished UK DRA Report，1992.

［7］ GREAVES L J.Progress in modeling the perforation of GFRP by ballistic projectiles［R］.UK：Unpublished UK DRA Report，1994.

［8］ ZHU G Q，GOLDSMITH W，DHARAN C K H.Pene?tration of laminated Kevlar by projectiles-I.experimen?tal investigation［J］.International Journal of Solids and Structures，1992，29（4）：399-420.

［9］ ZHU G Q，GOLDSMITH W，DHARAN C K H.Pene?tration of laminated Kevlar by projectiles-II.analytical model［J］.International Journal of Solids and Struc?tures，1992，29（4）：421-436.

［10］ WEN H M，REDDY T Y，REID S R，et al.Indenta?tion，penetration and perforation of composite lami?nate and sandwich panels under quasi-static and pro?jectile loading［J］.Key Engineering Materials，1998，141/142/143：501-552.

［11］ REDDY T Y，WEN H M，REID S R，et al.Penetra?tion and perforation of composite sandwich panels by hemispherical and conical projectiles［J］.Journal of Pressure Vessel Technology， 1998， 120（2）：186-194.

［12］ REID S R，WEN H M，SODEN P D，et al.Response of single skin laminates and sandwich panels to pro?jectile impact［C］//WANG S S，WILLIAMS J J，LO K H.Composite materials for offshore operation-2.［S.l.］： American Bureau of Shipping， 1999：593-617.

［13］ 覃悅，文鶴鳴，何濤.卵形彈丸撞擊下FRP層合板的侵徹和穿透［J］.復(fù)合材料學(xué)報，2007，24（2）：131-136. QIN Y，WEN H M，HE T.Penetration and perfora?tion of FRP laminates under normal impact by ogi?val-nosed projectiles［J］.Acta Materiae Compositae Sinica，2007，24（2）：131-136（in Chinese）.

［14］ 張穎軍，梅志遠(yuǎn)，朱錫.FRP層合板低速沖擊損傷特性研究現(xiàn)狀與展望［J］.玻璃鋼/復(fù)合材料，2011（1）：52-58. ZHANG Y J，MEI Z Y，ZHU X.Current status and prospects of study on low velocity impact damaged characterization of fiber-reinforced composite lami?nates［J］.Fiber Reinforced Plastics/Composites，2011（1）：52-58（in Chinese）.

［15］ 謝恒，呂振華.破片侵徹纖維復(fù)合材料板的有限元數(shù)值模擬［J］.清華大學(xué)學(xué)報（自然科學(xué)版），2012，52（1）：96-101. XIE H，LV Z H.Finite element simulation of FRP plates impacted by fragments［J］.Journal of Tsinghua University（Science&Technology），2012，52（1）：96-101（in Chinese）.

［16］ 李茂，朱錫，侯海量，等.沖擊波和高速破片對固支方板的聯(lián)合作用數(shù)值模擬［J］.中國艦船研究，2015，10（6）：60-67. LI M，ZHU X，HOU H L，et al.Numerical simula?tion of steel plates subjected to the impact of both im?pact waves and fragments［J］.Chinese Journal of Ship Research，2015，10（6）：60-67（in Chinese）.

GFRP and steel compounded structure subjected to impact by high velocity projectiles

ZHANG Yuanhao，CHEN Changhai，ZHU Xi
Department of Naval Architecture Engineering，Naval University of Engineering，Wuhan 430033，China

To explore the influence of steel and GFRP structural configuration on the perforation-resis?tance of a composite armor system of warship bulkhead,a series of high velocity ballistic impact experi?ments are performed．The outer and inner composite armor systems of warship bulkhead are simulated us?ing homogeneous steel plates prefaced and backed with composite laminates,respectively.Failure modes and energy absorption for the two types of combined targets are analyzed and compared with each other. Based on the experimental results,the compounded structure subjected to the impact caused by cube pro?jectiles is simulated using finite element program ANSYS/LS-DYNA,where the process of penetration is investigated and compared with experiment results.It is observed that the numerical results are in good agreement with the experimental results;the failure modes for the composite armors in the two types of com?bined targets are mainly the shear punch failure of steel plates and the fiber shear fracture of GFRP,while the GFRP in the combined target consisted of front steel plates and composite backed armors also has ten?sile failure of fibers;the combined target consisted of front steel plates and composite backed armors ab?sorbs much more energy than that consisted of front composite armors and steel backed plates.

warship bulkhead；composite armor；ballistic performance；GFRP and steel compounded structure

U661.43；O344.7

A

10.3969/j.issn.1673-3185.2017.01.014

2016-03-16

2016-12-28 15:37

國家自然科學(xué)基金資助項目（51409253）

張元豪，男，1992年生，碩士生。研究方向：艦艇防護(hù)。E-mail：158241904@qq.com陳長海（通信作者），男，1985年生，博士，講師。研究方向：艦船結(jié)構(gòu)抗爆抗侵徹。E-mail：chenchanghai@126.com朱錫，男，1961年生，博士，教授。研究方向：材料結(jié)構(gòu)，復(fù)合材料，艦船結(jié)構(gòu)抗爆與防護(hù)。E-mail：zhuxi816@163.com

http://www.cnki.net/kcms/detail/42.1755.TJ.20161228.1537.014.html期刊網(wǎng)址：www.ship-research.com

張元豪，陳長海，朱錫.鋼/玻璃鋼組合結(jié)構(gòu)對高速彈丸的抗侵徹特性［J］.中國艦船研究，2017，12（1）：93-100. ZHANG Y H，CHEN C H，ZHU X.GFRP and steel compounded structure subjected to impact by high velocity projectiles［J］.Chinese Journal of Ship Research，2017，12（1）：93-100.