Содержание к диссертации
Введение
1 Современные материалы и бронеструктуры для защиты от пуль стрелкового оружия, подходы к их выбору и анализу поведения при ударе 12
1.1 Основные этапы развития средств индивидуального бронирования, современные материалы для защиты от пуль стрелкового оружия и критерии их выбора 12
1.2 Подходы, применяемые для моделирования процессов деформирования и разрушения керамо-композитных панелей при высокоскоростном ударе, методы идентификации параметров расчетных моделей 21
Выводы по главе 31
2 Расчетно-экспериментальное исследование деформирования и разрушения керамического материала при квазистатическом и ударном нагружениях 33
2.1 Экспериментальное исследование прочности керамики различной пористости 33
2.1.1 Квазистатические испытания до разрушения дисковых образцов из алюмооксидной керамики различной пористости 36
2.1.2 Баллистические испытания образцов из алюмооксидной керамики 42
2.2 Разработка методики идентификации основных параметров расчетной модели для керамического материала 46
2.2.1 Определение величины параметра, отвечающего за количество связей для каждого дискретного элемента 47
2.2.2 Определение прочности невесомых идеально упругих связей 51
2.3 Оценка применимости метода дискретных элементов для моделирования взаимодействия керамического материала и высокоскоростного ударника 54
Выводы по главе 59
3 Расчетно-экспериментальное исследование деформирования и разрушения волокнистых композитных материалов с термопластичной матрицей при баллистическом нагружении 60
3.1 Экспериментальное исследование арамидных нитей 60
3.2 Экспериментальное исследование деформирования и разрушения композитов с термопластичной матрицей при баллистическом нагружении 64
3.3 Разработка расчетных малопараметрических моделей композитов с термопластичной матрицей для расчетов ударного взаимодействия
3.3.1 Разработка геометрических мезоуровневых моделей композитов с термопластичной матрицей 71
3.3.2 Выбор моделей материалов, определение их параметров и задание контактных алгоритмов 74
3.3.3 Верификация расчетных малопараметрических моделей композитных материалов с термопластичной матрицей 76
Выводы по главе 80
4 Расчетное исследование защитных структур с различными конфигурациями лицевого керамического слоя и подложки, методика оценки качества керамических материалов в готовых изделиях 82
4.1 Идентификация параметров расчетной DEM-модели алюмооксидной бронекерамики 82
4.1.1 Определение прочности идеально-упругих связей 83
4.1.2 Определение коэффициентов трения между дискретными элементами в расчетной модели 85
4.2 Расчетное исследование бронеструктур различной конфигурации 93
4.2.1 Описание расчетных случаев 93
4.2.2 Анализ результатов расчетов 94
4.3 Методика контроля прочности керамики в готовых изделиях 102
Выводы по главе 106
Заключение 107
Список литературы
- Подходы, применяемые для моделирования процессов деформирования и разрушения керамо-композитных панелей при высокоскоростном ударе, методы идентификации параметров расчетных моделей
- Баллистические испытания образцов из алюмооксидной керамики
- Экспериментальное исследование деформирования и разрушения композитов с термопластичной матрицей при баллистическом нагружении
- Определение коэффициентов трения между дискретными элементами в расчетной модели
Введение к работе
Актуальность темы. В настоящее время для производства средств
индивидуального бронирования (СИБ или бронежилетов) и защитных панелей
для техники используется широкий спектр материалов, включающий в себя
металлы и волокнистые композиты на основе высокопрочных арамидных или
полиэтиленовых волокон. Современные высокие требования к весу
бронепанели, увеличение доли бронебойных снарядов, снабженных
сердечниками из твердых сталей и сплавов, требуют также применения в защитной конструкции дополнительного лицевого слоя из технической керамики.
Вплоть до сегодняшнего дня основным методом разработки новых типов бронежилетов служит эксперимент. Высокая стоимость материалов, большой объем варьируемых параметров приводят к значительным затратам средств и времени при создании новой конструкции. В связи с этим возрастает потребность в аналитических и численных методах, позволяющих выполнять достоверный анализ динамических процессов, связанных с пробиванием преград со сложной структурой, и прогнозировать поведение всей защитной конструкции.
Существует значительное количество работ, посвященных исследованиям
процессов деформирования и разрушения керамических и композитных
материалов при высокоскоростном нагружении. Известны работы
отечественных исследователей: В.Н. Аптукова, Н.Н. Белова, А.В. Герасимова, В.П. Глазырина, В.А. Григоряна, Ю.И. Димитриенко, П.А. Моссаковского, О.Б. Наймарка, С.Б. Сапожникова, В.А. Скрипняка и Е.Ф. Харченко. Среди зарубежных исследований следует отметить работы С. Абрата, Г. Бен-Дора, М.Л. Уилкинса, М. Гружича, С. Кохрона, Н.К. Наика, А.Л. Флоренса, П.Дж. Хезелла, Т.Дж. Холмквиста и Дж.Р. Джонсона.
Аналитические модели, описывающие поведение керамо-композитных или
керамо-металлических структур, позволяют проводить как оценку
эффективности различных вариантов бронеструктуры, так и оптимизационные процедуры при минимальных вычислительных затратах. Однако аналитические модели требуют задания корректных механизмов разрушения и рассматривают только самые простые варианты конструкции, например, плоскую двухслойную пластину, что делает их малоэффективными при анализе поведения многослойных панелей со сложной геометрией. Этого недостатка лишены современные численные методы, учитывающие геометрические особенности снаряда и бронепанели, а также их изменение в процессе взаимодействия.
При численном анализе деформирования и разрушения керамо-композитных панелей при баллистическом ударе традиционно используют континуальный подход. Керамику или волокнистый композит считают однородными, а нелинейное поведение задается соответствующими моделями деформирования и разрушения материала. Общим недостатком этих моделей является необходимость идентификации большого числа параметров (их число может достигать нескольких десятков). Во многих случаях эти параметры не
могут быть найдены экспериментально. Именно поэтому актуальной является разработка комплексных численных моделей керамических и композитных материалов, в которых учтены геометрические особенности внутренней структуры, что позволяет использовать более простые модели деформируемого твердого тела с минимальным числом экспериментально определяемых параметров (малопараметрические модели).
Целью диссертационной работы является разработка расчетных малопараметрических моделей, описывающих деформирование и разрушение многослойных керамо-композитных пластин (защитных преград) при взаимодействии с высокоскоростными ударниками.
Задачи работы:
-
Разработать расчетную численную малопараметрическую модель керамического материала, адекватно описывающую его деформирование и разрушение при ударном нагружении.
-
Разработать расчетно-экспериментальные методы определения механических свойств керамического материала в готовых изделиях и параметров его расчетной малопараметрической модели.
-
Разработать и провести экспериментальную верификацию численных мезоуровневых малопараметрических моделей композитных материалов с высокой противоосколочной стойкостью, учитывающих характер переплетения нитей и возможность расслоения при ударе.
-
Провести численный анализ эффективности керамо-композитных структур различной конфигурации при ударе пули реального стрелкового оружия с применением разработанных малопараметрических моделей.
Научная новизна представленной работы заключается в следующем:
-
Впервые в расчетной модели, описывающей деформирование и разрушение технической керамики при высокоскоростном ударе, с помощью метода связанных дискретных элементов с разрушаемыми невесомыми связями явно учтено наличие фрикционных контактов в раздробленном материале под ударником.
-
Разработаны новые расчетно-экспериментальные методики определения параметров численной DEM-модели керамического материала на основе квазистатических и ударных испытаний готовых изделий.
-
Предложены оригинальные расчетные малопараметрические мезомодели волокнистых композитов с термопластичной матрицей, учитывающие переплетение нитей и фрикционные контакты между ними, отличающиеся высокой численной эффективностью.
Практическая ценность работы. Разработанные расчетные модели использованы при проектировании современных средств индивидуального бронирования, защитных панелей бронеавтомобилей и других противопульных структур, работающих с ударниками высокой твердости на скоростях до 900 м/с. Методика контроля статической прочности керамики в изделиях успешно применяется при оценке качества противопульного материала. Получена справка о внедрении результатов научной работы на предприятии АО «ФОРТ Технология» (г. Москва).
Достоверность полученных результатов обеспечивается корректным использованием подходов механики деформируемого твердого тела, выбором сертифицированных программных пакетов, реализующих методы конечных и дискретных элементов, использованием современного поверенного испытательного оборудования научно-исследовательской лаборатории «Экспериментальная механика» ЮУрГУ. Достоверность также подтверждается сравнением расчетных и экспериментальных результатов исследований с известными данными, полученными другими авторами.
На защиту выносятся разработанные расчетные малопараметрические мезомодели волокнистых композитов с термопластичной матрицей и керамических материалов, методики идентификации параметров этих моделей, методика контроля статической прочности керамики в готовых изделиях, результаты расчетного анализа деформирования и разрушения керамо-композитной преграды при высокоскоростном ударе при различных конфигурациях лицевого керамического слоя и подложки.
Апробация работы. Основные положения диссертационной работы докладывались и обсуждались на международных и региональных конференциях: на 12 международной научно-практической конференции «Новейшие тенденции в области конструирования и применения баллистических материалов и средств защиты» (Москва, 18-19 октября 2012), 4 международной конференции «HighMatTech-2013» (Киев, 7-11 октября 2013), 18 международной конференции «Mechanics of Composite Materials» (Рига, 2-6 июня 2014), конференциях аспирантов и докторантов ЮУрГУ (Челябинск, 2014, 2015, 2016).
Полностью диссертация обсуждалась на научных семинарах:
кафедры «Техническая механика» Южно-Уральского государственного университета (национального исследовательского университета). Руководитель - доктор технических наук, профессор СБ. Сапожников;
кафедры «Механика композиционных материалов и конструкций» Пермского национального исследовательского политехнического университета. Руководитель - доктор технических наук, профессор А.Н. Аношкин;
Института механики сплошных сред УрО РАН. Руководитель - академик РАН, доктор технических наук, профессор В.П. Матвеенко.
Результаты диссертационной работы использованы при выполнении научно-исследовательских работ по гранту Российского научного фонда (проект № 14-19-00327) и ряда хозяйственных договоров с промышленными предприятиями.
Публикации. Результаты исследований по теме диссертационной работы отражены в 10 публикациях, в том числе 7 статей опубликованы в ведущих рецензируемых научных изданиях, включая 6 публикаций в изданиях, индексируемых Scopus [2-6], из которых 4 публикации в изданиях, индексируемых Web of Science [2-4, 7].
Структура и объем работы. Диссертационная работа состоит из введения, четырех глав, заключения и списка использованной литературы. Работа
содержит 50 рисунков, 20 таблиц. Общий объем диссертационной работы составляет 125 страниц, список литературы включает 154 источника.
Подходы, применяемые для моделирования процессов деформирования и разрушения керамо-композитных панелей при высокоскоростном ударе, методы идентификации параметров расчетных моделей
Вплоть до середины XX века наиболее распространенными материалом для создания средств индивидуального бронирования являлась сталь. Однако стальные кирасы, применявшаяся в Первой и Второй мировых войнах имели три существенных недостатка: большой вес, неудобство при движении, а при попадании пули – откалывающиеся осколки стали и брызги свинца, приводящие к дополнительному травмированию.
Избавиться от них удалось благодаря использованию в качестве бронематериала ткани из прочных синтетических волокон. Одними из первых новое средство защиты создали в США. Во время Корейской войны они снабдили своих солдат жилетами из многослойного баллистического нейлона. Их было несколько видов (М-1951, М-1952, М-12 и др.) [147]. Первоначально жилеты предназначались для защиты экипажей боевой техники от осколков и не были способны остановить пулю.
Анализ потерь американской армии показал, что 70–75% ранений являются осколочными, причем большинство — в туловище [147]. В связи с этим первоначальную модель удлинили и добавили защитные воротники. Кроме того, для усиления защиты, внутрь бронежилета стали помещать (вшивать или вкладывать в специальные карманы) металлические пластины. Эти же бронежилеты использовались американскими вооруженными силами и в войне во Вьетнаме. В СССР в этот период в ВИАМ был разработан противоосколочный бронежилет 6Б1, принятый на снабжение в 1957 году, но изготовленный малой серией [26]. Бронежилет имел различные уровни защиты груди, живота и спины. Разработчики учли опыт Великой Отечественной войны и зарубежный опыт применения бронежилетов в Корее. В итоге защитная композиция состояла из бронепанелей, выполненных из мягкого алюминия (сплав АМг7), и тыльного подпора из ткани авизент (аналог нейлона).
Изыскания в области защиты личного состава от пуль противника активно продолжались, что вскоре привело к созданию особо прочного арамидного волокна (Kevlar), разработанного в 1960 году американской компанией DuPont [34]. Аналогичные материалы отечественного производства были получены ВНИИИВ в 1970 году.
В 1979 году НИИ Стали представил бронежилет 6Б2, который был легче предшественника 6Б1. При его разработке была поставлена задача при той же площади и уровне защиты сократить массу жилета на 10...15 %. Его защитная структура включала в себя бронепанели из титанового сплава и пакет из арамидной ткани СВМ. В 1984-1988 годах была выпущена целая серия подобных изделий (6Б3ТМ, 6Б4, 6Б5), отличавшихся защитной противопульной структурой (сталь, титан или керамика на основе карбида бора на подложке из прессованной ткани СВМ), зонами усиленной защиты. Конструкция защиты бронежилетов была сходной. Она представляла собой комплект грудной и спинной противоосколочных текстильных панелей из ткани СВМ, усиленных дополнительными противопульными или противоосколочными бронепанелями. Ткань СВМ, выполненная из высокопрочного арамидного волокна, обладала значительно более высокими защитными баллистическими характеристиками по сравнению с тканями на основе полиамидного волокна (авизент, нейлон). Ее применение позволило уменьшить массу противоосколочного текстильного пакета в несколько раз. Бронепанели располагались в карманах чехла жилета в несколько рядов с перекрытием. Бронежилет 6Б4 имел керамические бронепанели усиления, а бронежилет 6Б5 в зависимости от варианта исполнения мог комплектоваться противоосколочными титановыми панелями, или противопульными титановыми, стальными или керамическими бронепанелями усиления.
В конце 1980-х годов зарубежными учеными был разработан новый материал – сверхвысокомолекулярный полиэтилен (СВМПЭ) – и высокопрочные волокна на его основе [35, 114]. Применение этих волокон в прессованных перекрестно армированных композитных материалах позволило ощутимо снизить массу противопульных панелей усиления даже по сравнению с органопластиками.
Необходимость применения наружного керамического слоя в бронежилетах высоких классов защиты обусловлена малой эффективностью бронепанелей, полностью выполненных из прессованного СВМПЭ или композитов на основе арамидных волокон. Бронебойные сердечники современных пуль типа 7,6254 мм Б32 легко проникают сквозь композитные пакеты. Использование в качестве лицевого слоя технической керамики позволяет решить эту проблему. При ударе пули о керамическую плитку бронебойный сердечник притупляется и частично разрушается, теряя свою проникающую способность. Керамический материал также помогает распределить нагрузку от снаряда на значительную область подложки за счет формирования характерного коноида разрушения (конус Герца) перед снарядом в процессе его проникновения в мишень [34]. Остатки сердечника, оболочка пули и осколки керамики удерживаются подложкой [25, 34]. Современные бронежилеты изготавливаются из различных материалов, исходя из требований к весу, стоимости и классу защиты в соответствии с ГОСТ Р 50744-95 [8]. Однако, для бронежилетов высших классов защиты (Бр4 и Бр5 в соответствии с [8]) в настоящее время используется только техническая керамика и композитные материалы на основе высокопрочных арамидных и полиэтиленовых волокон по соображениям наивысшей весовой эффективности [35, 114].
Баллистические испытания образцов из алюмооксидной керамики
На основании уравнений (2.3) и (2.4) для пятой группы образцов с относительной пористостью 13% были найдены модуль упругости и предел прочности при растяжении, равные 283 ГПа и 298 МПа соответственно. Прогноз нагрузки разрушения для пятой группы образцов F=3140 Н был сделан с помощью расчета в пакете ANSYS. Нагрузку подбирали таким образом, чтобы максимально напряжение в образце численно равнялось величине предела прочности.
Для проведения баллистических испытаний был использован пороховой разгонный стенд [27] (рисунок 2.8). В качестве снаряда использовали стальной сферический ударник диаметром 6,35 мм и массой 1,05 г, изготовленный из стали ШХ15.
Начальную скорость ударника определяли на срезе ствола с помощью оптического хронографа. Для оценки остаточной скорости ударника применяли фрикционную ловушку весом 665 г, которая могла двигаться по направляющей (рисунок 2.8). Соударение ловушки с ударником считали абсолютно неупругим. Коэффициент трения между ловушкой и направляющей был определен экспериментально и составлял 0,27. Остаточную скорость ударника определяли по формуле, основанной на законах сохранения энергии и импульса: + M В формуле (2.5) S – путь ловушки после попадания в нее снаряда и осколков керамики, mP – масса снаряда и осколков, M – масса ловушки, f – коэффициент трения скольжения между направляющей и ловушкой, g – ускорение свободного падения. При выводе формул было использовано допущение о том, что скорость осколков керамики была равна скорости ударника после пробоя V. Предварительные испытания показали, что ошибка измерения остаточной скорости не превышала ±10 м/с. В процессе испытаний фрикционная ловушка взвешивалась до и после каждого выстрела с целью определения массы осколков.
Испытаниям были подвергнуты образцы из пятой группы с относительной пористостью 13%. Дисковые образцы были обернуты прозрачной клейкой лентой для оценки фрагментирования образца после пробоя. Образцы подвешивали за края клейкой ленты в специальную рамку (рисунок 2.8). На рисунке 2.9 представлен керамический образец, пробитый при скорости 131 м/с.
Для аппроксимации экспериментальных точек и получения баллистической кривой была использована зависимость, предложенная Ламбертом и Джонасом [148], Г0 if V V 50 V =\ , (2.6) r {A-(Vi m-V5 m 0fm ifVi V50 где A, V50 and m - параметры зависимости, VTи V[- остаточная и начальная скорости ударника соответственно. Величины параметров A = 0,72, m = 3,3 и Vso = 124 м/с были найдены с помощью метода наименьших квадратов. Величина Vso является оценкой баллистического предела - скорости ударника, для которой вероятность сквозного пробоя преграды составляет 50%. Зная параметры зависимости Ламберта-Джонаса, можно построить баллистическую кривую, которая позволяет оценивать остаточную скорость ударника при заданной начальной скорости. На рисунке 2.10 показана зависимость конечной скорости ударника от его начальной скорости. Пунктирная линия соответствует отсутствию мишени (начальная и конечная скорость ударника совпадают). Приближение баллистической кривой к этой линии означает минимальное поглощение энергии ударника мишенью в процессе пробоя. Такое поведение характерно для тканевых и войлочных материалов [14, 76].
Для испытанных керамических образцов такой тенденции не наблюдали (рисунок 2.11). Количество энергии, поглощенной образцом, увеличивалось практически линейно с увеличением скорости ударника. Это было связано, в первую очередь, с увеличением массы осколков и их кинетической энергии. Это подтверждается данными, полученными другими исследователями. Например, в работах [19, 51] авторы в ходе баллистических испытаний установили, что на разрушение керамики расходуется лишь незначительная доля энергии.
Зависимость количества поглощенной преградой энергии от начальной энергии снаряда Для проведения анализа ударного взаимодействия керамических элементов и высокоскоростных ударников было решено применять модифицированный метод дискретных элементов (DEM), встроенный в программный пакет LS-DYNA начиная с версии R7.0 [116], который позволяет связывать дискретные элементы между собой. Для создания невесомых идеально упругих связей использовали команду DEFINE_DE_BOND.
Процедура идентификации основных параметров расчетной модели керамического материала была проведена для образцов из пятой группы. Полученные данные будут использованы ниже для моделирования баллистических испытаний этих образцов. При расчетах ряд параметров, определяющих поведение дискретных элементов при контакте друг с другом (команда
CONTROL_DISCRETE_ELEMENT), задавали в соответствии с рекомендациями разработчиков [105, 116]: параметр NormK=0,01 для масштабирования жесткости в контакте, параметр для определения сдвиговой жесткости ShearK=0,286, параметры для определения демпфирования NDAMP=0,7 и TDAMP=0,4. С целью оценки влияния размера дискретного элемента на результаты расчетов были рассмотрены четыре возможных радиуса частиц: 0,30, 0,25, 0,20 и 0,15 мм. Для создания моделей использовали LS-PrePost v.4.3. Встроенный алгоритм разбиения на дискретные элементы обеспечивал случайный порядок частиц и изотропию материала. Средняя плотность упаковки сфер варьировалась от 49% до 53% для наибольшего и наименьшего размеров соответственно. По этой причине масса дискретных элементов была увеличена для сохранения общей плотности на одном уровне с реальным материалом.
При использовании связанных дискретных элементов в команде DEFINE_DE_BOND необходимо определить величину параметра SFA (задается в единицах длины), который определяет радиус зоны влияния для каждого дискретного элемента (ДЭ) – количество соседних дискретных элементов, с которыми он соединен связями. С увеличением этого параметра увеличивается количество связей и общая жесткость моделируемого материала. Для определения величины этого параметра при каждом размере ДЭ было проведено моделирование процесса растяжения цилиндрического образца (диаметр 10 мм, высота 10 мм) силой 10 кН.
Экспериментальное исследование деформирования и разрушения композитов с термопластичной матрицей при баллистическом нагружении
Одними из самых распространённых материалов для армирования композитов, которые используются в защитных конструкциях, являются арамидные волокна и ткани на их основе. В данной работе были рассмотрены несколько арамидных тканей российского и зарубежного производства, которые используются для производства бронеструктур: КВ110П, КВ110СМ, КВ125С, КВ145АМ, СВМ 56334, Twaron 613, Twaron 709, Twaron Microflex. Ниже представлены результаты исследования упругих и прочностных характеристик нитей этих тканей, которые в дальнейшем будут использованы для анализа данных баллистических испытаний и численного моделирования (в качестве исходных данных).
На рисунке 3.1 представлена фотография поверхности арамидных тканей, используемых в данной работе. Рисунок 3.1. Структура тканей: а – Twaron Microflex; б – Twaron 613; в – СВМ 56334; г – Twaron 709; д – КВ110СМ; е – КВ110П; ж – КВ145АМ; з – КВ125С Поскольку свойства композитных материалов зависят в первую очередь от свойств волокон, на малогабаритной испытательной машине INSTRON 5942 были проведены статические испытания нитей тканей на растяжение для определения их упругих и прочностных характеристик. Чтобы исключить влияние жесткости машины на определяемую величину модуля упругости, использовали максимально возможную длину нити - 450 мм. Измерения модуля упругости проводили при разгрузке с напряжения, составляющего 50% от разрушающего (начальное состояние нити после вытягивания из ткани характеризуется извитостью).
Для испытаний нитей на прочность использовали специальные захваты INSTRON SG-1, где нити накручивались на барабаны диаметром 51 мм, а концы зажимали в микротисках. Трение на барабанах позволяло разгрузить зону зажима и получить разрушение в рабочем промежутке.
В таблице 3.1 приведены результаты испытаний отдельных нитей (серии из 10 шт. вдоль основы и утка) из всех исследованных тканых материалов. Здесь Е, сгВ, В – средние значения модуля упругости, предела прочности и разрушающей деформации. Плотность материала была принята равной 1,44 г/см3 [34, 114].
В ходе испытаний было установлено, что модули упругости варьировались очень незначительно, в пределах 1-2% (максимум 5% у Twaron 613). Разброс прочностных свойств мог достигать 8-13%. Наивысшей прочностью обладали волокна из ткани СВМ 56334 – около 3,5 ГПа. Российские арамидные нити в целом оказались прочнее зарубежных. По предварительным оценкам скорость звука в них в среднем должна быть выше на 20%. Это дает преимущества при ударном нагружении.
Известно, что трение между нитями существенно влияет на эффективность поглощения энергии многослойными композитами с термопластичной матрицей при высокоскоростном ударе. Для сравнения сил трения в различных арамидных тканях были проведены эксперименты по вытягиванию нитей. Для испытаний использовали испытательную машину INSTRON 5942 с пневматическим обрезиненным захватом INSTRON 2712-019, который зажимал одно центральное волокно в образце размерами 50 50 мм. Были испытаны по четыре образца (по два в направлении основы и утка) для каждой ткани. Типичные результаты испытаний по вытягиванию волокон для материала Twaron 613 показаны на Рис. 2. Для этого материала, максимальное усилие по вытягиванию составляет 2,25N по основе и 1,15N по утку. Осредненные максимальные значения усилий вытягивания для разных материалов приведены в таблице 3.2. Измерения показали, что во всех материалах, за исключением СВМ 56334, усилие вытягивания в направлении основы было выше, чем в направлении утка. У Twaron Microflex были наивысшие показатели усилия вытягивания в обоих направлениях из-за очень плотного плетения. Наименьшие значения усилий вытягивания были получены в материалах СВМ 56334 и КВ145АМ. Оба материала имели атласное переплетение.
Для баллистических испытаний были подготовлены образцы композитных материалов с термопластичной матрицей размерами 85х85мм с поверхностной плотностью на уровне 4 кг/м2. Были рассмотрены композиты двух типов: на основе арамидных тканей с матрицей из полиэтилена низкого давления (ПЭНД), и на основе высокопрочных полиэтиленовых волокон Dyneema с полиуретановой матрицей. В первом случае для изготовления композита слои ткани чередовали со слоями пленки из ПЭНД толщиной 0,040 мм (поверхностная плотность – 38 г/м2). Волокна Dyneema поставлялись в виде препрегов (четыре однонаправленных слоя СВМПЭ волокон с укладкой (0/90)2 и термопластичной матрицей) двух типов (Dyneema HB2 и Dyneema НВ80) и не требовали использования дополнительных прослоек из термопласта.
Композиты были изготовлены методом горячего прессования. Слои арамидной ткани с полиэтиленовыми прослойками нагревали в печи до температуры 145+5С в течение 2 часов до достижения равномерного распределения температуры по толщине материала. Композиты на основе высокопрочных полиэтиленовых волокон нагревали до температуры 120+5С также в течение 2 часов. Далее производили прессование материалов по программе: возрастание давления до 13 МПа за 1 минуту, выдержка при этом давлении в течение 10 минут и последующая разгрузка.
Определение коэффициентов трения между дискретными элементами в расчетной модели
Выше было отмечено, что для идентификации параметров расчетной DEM-модели керамического материала, которая должна применяться для анализа ударного воздействия пули на бронеструктуру, необходимо располагать не только результатами квазистатических испытаний, но и данными по обстрелу керамических материалов на подложке. Это требуется для определения коэффициентов трения между дискретными элементами. Ниже представлена методика идентификации этих коэффициентов. При анализе бронеструктуры считали, что лицевой слой выполнен из алюмооксидной бронекерамики. Это решение было принято по двум причинам: материал широко применяется в СИБ и имеются данные по баллистическим испытаниям алюмооксидных бронекерамик. Расчеты, представленные ниже, были проведены для Al2O3 керамики AD-995 производства американской фирмы CoorsTek [44]. Согласно данным производителя этот материал имеет плотность 3900 кг/м3, модуль упругости 370 ГПа, Коэффициент Пуассона 0,22. Средний предел прочности материала при изгибе составляет 379 МПа.
Для определения прочности связей между дискретными элементами в программе LS-DYNA было смоделировано испытание образца на трехточечный изгиб. Расчетная модель была разработана на основе рекомендаций стандарта ASTM C1161-13 [50], регламентирующего испытания технической керамики на изгиб: моделировали балочный образец длиной 45 мм с прямоугольным сечением 43 мм. Все опоры имели радиус 4,5 мм.
Объем образца был разбит на связанные дискретные элементы, в то время как опоры – на стандартные конечные элементы. Материал опор считали линейно-упругим с модулем упругости 200 ГПа и коэффициентом Пуассона 0,3. Расчеты были проведены для дискретных элементов с радиусами 0,2 и 0,3 мм. При этом меньший размер дискретных элементов будет использован ниже для разбиения ДКЭ, в которые попадает пуля, а остальные ДКЭ будут разбиты дискретными элементами с радиусом 0,3. Это позволяет сэкономить вычислительные ресурсы, так как ДКЭ, не подверженные напрямую удару пули, выполняют только подкрепляющую функцию и могут быть смоделированы менее точно. Модуль упругости связей PBN=370 ГПа задавали равным модулю упругости материала, параметр PBS=0,41 был определён на основании соотношения (2.7). Параметры SFA для ДЭ с радиусами 0,2 и 0,3 мм были определены ранее (таблица 2.5). При расчетах ряд параметров задавали в соответствии с рекомендациями разработчиков, как и в предыдущем случае: параметр NormK=0,01 для масштабирования жесткости в контакте, параметр для определения сдвиговой жесткости ShearK=0,286, параметры для определения демпфирования NDAMP=0,7 и TDAMP=0,4. Средняя плотность упаковки сфер была 49% и 51% для радиусов ДЭ 0,3мм и 0,2 мм. По этой причине масса дискретных элементов была увеличена для сохранения общей плотности на одном уровне с реальным материалом.
Контакт между опорами и образцом с коэффициентом сухого трения 0,1 моделировали с помощью контактного алгоритма CONTACT_AUTOMATIC_NODES_TO_SURFACE. Нижние поверхности нижних опор были закреплены, а нагрузку прикладывали к верхней поверхности нагружающей опоры.
Параметры, отвечающие за прочность связей PBN_S и PBS_S (нормальное и касательное разрушающие напряжения) определяли для каждого размера ДЭ, добиваясь совпадения расчетной и аналитической (227 Н для образца указанной конфигурации при базе 40 мм) нагрузок разрушения (разница не должна превышать 5 %). Как и в предыдущем случае, считали, что прочность связей при сдвиге равна половине прочности связей при растяжении-сжатии или изгибе (PBS_S=0,5PBN_S). Время расчета составляло 1 мс, что было достаточно для того, чтобы рассматривать процесс как квазистатический. Полученные значения параметра PBN_S для каждого размера ДЭ представлены в таблице 4.1
Идентификация коэффициентов трения скольжения и трения качения между дискретными элементами является важным этапом при калибровке расчетной модели керамического материала.
Калибровочные процедуры были основаны на моделировании известных экспериментов. Во-первых, известны эксперименты, проведенные в НИИ Стали [16]. В этих экспериментах алюмооксидная керамика толщиной 8 мм на подложке из алюминиевого сплава АМг6 толщиной 8 мм останавливала бронебойную пулю Б32 калибра 7,62 54 мм (таблица 4.2), летящую с начальной скоростью 830 м/с. Во-вторых, в АО «ФОРТ Технология» в ходе баллистических испытаний было установлено, что 5 мм алюмооксидной керамики на подложке из броневой стали Ф110 толщиной 4,5 мм также было достаточно для остановки пули этого типа. Таблица 4.2 - Характеристики винтовочной пули 7,62 54 мм Б Тип Описание Материал оболочки Малоуглеродистая сталь Сердечник Закаленная сталь Вес сердечника/общий вес 5,4/10,4 г Длина сердечника/общая длина 28,5/38,1 мм Диаметр сердечника 6,15 мм В программе LS-DYNA было произведено моделирование этих испытаний для определения коэффициентов трения в расчетной DEM-модели керамики. Было принято допущение о том, что коэффициенты трения для ДЭ с радиусами 0,3 мм и 0,2 мм совпадают. Так как ДЭ большего размера не будут находиться в прямом контакте с ударником, то данное допущение не будет существенно влиять на результаты расчетов.
Кроме того, в указанных экспериментах отсутствовали данные о форме и размерах керамических элементов, поэтому было решено рассматривать ДКЭ шестигранной формы (радиус вписанной окружности равен 20 мм) на подложке с размерами 100100 мм. Так как ДКЭ в среднем на 10-15% менее эффективны, чем монолитные пластины, то в расчетах рассматривали керамику увеличенной толщины (9 и 6 мм на алюминиевой и стальной подложках соответственно).
На рисунке 4.2 показана в разрезе трехмерная расчетная модель керамо-стальной панели, в которой керамические элементы разбиты на дискретные сферы, а пуля и подложка - на конечные элементы. Для описания поведения подложки из алюминиевого сплава АМг6, закалённого сердечника и оболочки пули использовали модель Джонсона-Кука ( MAT_15 в LS-DYNA), учитывающую деформационное упрочнение материала, влияние температуры и скорости нагружения на свойства материала [108]: