解亚宸， 黄广炎，2， 张宏，2， 周颖

(1.北京理工大学 爆炸科学与技术国家重点实验室， 北京 100081； 2.北京理工大学 重庆创新中心， 重庆 401120)

0 引言

随着军事技术的发展，弹药在威力、射程等方面有了飞速的提高。超高分子量聚乙烯(UHMWPE)纤维由于其高强度、低密度的材料特性，其所制成的层压板、编织物逐渐成为了一种新型柔性防弹材料。UHMWPE纤维较其他纤维有更高的比模量和比强度，配合合金、陶瓷等材料，在个体防护领域得到广泛应用。

最初用于延缓弹丸冲击的UHMWPE材料为由无纬的纤维沿同一方向叠合并压制而成的单向(UD)层压板，因此有大量文献针对UHMWPE UD层压板进行了实验与数值模拟研究。同时，一些研究建立了理论模型，对UHMWPE纤维UD层压板结构的弹道行为与性能进行了预测。秦曾涌等运用Ansys/LS-DYNA数值模拟软件研究了UHMWPE纤维增强UD层压板结构的抗侵彻过程和抗弹性能；同时通过理论计算讨论了靶板抗弹机理，分析得到弹道极限速度，并提出了一种满足预定抗弹性能要求的层压板厚度设计方法。

二维编织是通过沿织物成型方向取向的两根纱线按照特定的规律倾斜交叉，使得纱线交织在一起的工艺。为了探究UHMWPE纤维制成的UD与二维编织结构的弹道性能，Zhang等通过分析实验结果，发现UD层压板结构展现了更高的弹道极限速度以及能量吸收效率。但UD层压板结构内含树脂材料，导致其在舒适度以及延展性上存在缺陷。

编织材料相比于(UD)层压板具有更优良的柔软度、可设计性、可自动化高效生产以及高质量低成本、低密度、易成型的特点，并且在保证穿着舒适的情况下，消除了层压板因层层之间的薄弱所带来的分层破坏，具有可观的研究价值，可广泛应用于防弹衣、防弹头盔等个体防护装备。

在以往研究中，有大量文献针对芳纶、碳纤维等编织成型织物进行了弹道冲击性能的研究。相比于芳纶与碳纤维，UHMWPE纤维的比强度与比模量更高，但是目前对于UHMWPE纤维织物的研究较少，且大部分只是基于层压板与织物的比较研究，而并未对UHMWPE纤维织物的弹道性能进行系统性研究。

本文依据弹道冲击实验，对UHMWPE纤维二维织物的抗弹性能开展系统性数值模拟研究与实验研究，在数值模拟中考虑到边界及尺寸效应的影响。引入计算效率更高的细观- 宏观混合尺度模型进行实验验证，并对其在不同头部形状弹丸冲击下的弹道响应进行分析阐述，可为UHMWPE纤维织物在柔性防弹领域的应用提供技术依据。

1 实验探究

1.1 纱线准静态力学性能测试

纱线的拉伸强度及纤维的失效在弹道性能中起到了十分关键的作用。因此在进行弹道测试及数值模拟之前，应对材料进行动态力学测试。弹道冲击为高应变率相关问题，其应变率处于10～10s，大量研究表明，UHMWPE纤维的拉伸行为对应变率效应并不敏感，因此采用准静态力学测试获取关键材料拉伸特性。针对UHMWPE纤维复合材料的准静态拉伸力学测试，国内外已经开展了大量研究。

1.1.1 实验方案

在纤维增强复合材料中，UHMWPE纤维较常用的硼纤维、碳纤维、芳纶纤维、玻璃纤维等高性能纤维展现了更高的模量，因此在弹道冲击中，UHMWPE纤维能展现更小的弹性变形。

根据应力- 应变曲线，假定纤维材料为线弹性材料，即当纤维所受到的载荷没有超过弹性极限时，其所受到的应力载荷与应变遵循胡克定律，呈线性关系。由于纱线中的纤维之间存在摩擦以及在空气中保存时的水分等侵入纤维内部，导致纤维存在微小缺陷，因此纤维束的平均强度低于单根纤维强度，这与工艺方法、保存条件等相关。

采用的纱线为Dyneema UHMWPE纤维(其分子量为300万)。在纱线细观尺度上对弹丸冲击纤维织物过程进行数值模拟研究之前，首先对所用纱线拉伸强度进行测定。UHMWPE纤维纱线的静态拉伸实验布局及试件夹持如图1所示。实验时采用的加载速率为0.1 mm/s。

图1 试件夹持状态Fig.1 Specimen being clamped

1.1.2 实验结果

图2展现了UHMWPE纤维纱线拉伸断裂过程。由图2可见：随着拉力的不断增大，纱线逐渐变细，横截面积逐渐变小，当纱线所受的拉伸应力大于拉伸强度后发生断裂；纱线一部分纤维未发生断裂，这是由于在拉伸过程中试样受力不均匀以及纤维质量不等导致的，但大部分纤维同时发生断裂，且断裂位置偏下。

图2 UHMWPE纱线断裂过程Fig.2 UHMWPE yarn breaking process

拉伸实验测试共开展10组，拉伸最大载荷结果如图3所示。每个试样所能承受的最大载荷与平均值的误差均在9%的可接受范围之内。所用纱线的横截面积经计算约为0.4 mm，计算出拉伸强度为2.458 GPa。

图3 试样所受最大载荷变化图Fig.3 Maximum load exerted on the sample

1.2 织物弹道性能测试

1.2.1 实验方案

为探究UHMWPE纤维二维织物的弹道性能，开展尺寸为300 mm×300 mm、面密度为0.5 kg/m的二维UHMWPE织物弹道冲击试验。Zhu等在UHMWPE纤维层压板弹道实验中采用了300 mm×300 mm的尺寸，其目的是最大限度地减少靶标的边界效应。通过对比Zhu等的实验结果，发现在靶标尺寸为300 mm×300 mm时边界效应并不明显，因此同样采用该尺寸进行实验研究。实验系统主要由弹道枪(口径13.1 mm)、高速摄影系统、靶架、弹丸(直径为13 mm的钢珠)、织物板和缓冲层组成(见图4)。弹丸的冲击速度控制在50～700 m/s范围内。高速摄像系统记录弹丸的飞行轨迹和冲击过程，并测量弹丸的初速和余速。带有压板和背板的靶架通过4个螺栓连接。纤维织物通过4个螺栓及胶带夹持固定在压板与背板之间，仅上下边界保持固定，左右边界为自由边界。所采用的对边固定的方法是为了减少螺栓孔数量，防止织物因钻孔而过度损伤。

图4 弹道冲击测试实验布局Fig.4 Ballistic impact test setup

1.2.2 实验结果

图5展现了二维织物在119 m/s与688 m/s冲击速度下的失效形式。由图5可见，在低速冲击下，纱线沿着编织纹路从织物中拔出，弹丸从织物间隙中挤开，纱线并未发生破坏。在高速冲击下，纱线受到明显的冲击破坏，受冲击区域的纱线散开，纤维断裂，未固定边界产生边界收缩。

图5 二维织物在不同冲击速度下的失效形式Fig.5 Failure modes of the 2D fabric under different impact speeds

2 二维织物弹道冲击数值计算模型

2.1 材料模型

2.1.1 弹丸材料模型

在冲击过程中，弹丸无明显变形，因此设定弹丸为刚体，其材料参数如表1所示。

表1 弹丸力学性能参数Table 1 Mechanical properties of the projectile

2.1.2 纤维材料模型

纤维为横观同性材料，共定义3个方向的16个材料参数。纱线3个方向如图6所示。图6中，1方向为沿着纱线轴线方向，2方向为面内纱线径向方向，3方向为面外纱线径向方向。

图6 二维编织物纱线的方向定义Fig.6 Definition of the yarn direction

纤维轴线方向(1方向)在抗冲击过程中起到主要承载作用。通过对纱线进行静态力学拉伸实验，获取纤维1方向的拉伸强度；通过参考文献[20]获得UHMWPE纤维纱线1方向的弹性模量。

对于2、3方向，根据其横观同性的材料特性，假定在垂直于纤维方向的平面上各个方向材料参数相等，且模量均远小于1方向。因此设2、3方向的弹性模量为1方向的1%。由于在弹道冲击过程中纱线主要承载拉伸应力，同时UHMWPE纤维剪切模量测试较为困难，因此纱线剪切模量参考了与其性能相近的芳纶纤维剪切模量值。纱线的力学性能参数如表2所示。

表2 UHMWPE纱线力学性能参数Table 2 Mechanical properties of the UHMWPE yarn

在模拟纤维失效方面，对以往研究中所建立的单层纤维织物三维失效准则子程序(VUMAT)进行了修改。由于三维失效准则包含了轴方向拉伸、压缩失效，轴、轴方向的基体拉伸、压缩失效，以及平面上的剪切失效、面外剪切失效，而作为柔性织物无基体影响，且UHMWPE纤维质地柔软。因此将三维失效准则子程序改为轴(即本文提到的1方向)方向的拉伸失效准则子程序。

2.2 计算模型

在纤维复合材料的弹道仿真研究中，大多数都是建立宏观模型。在建立细观纱线模型的研究中，纤维层压板的铺设方式是主要研究重点，而对于纤维编织材料关注较少。主要原因为编织结构由两组及以上的纱线相互缠绕编织而成，结构复杂，几何建模难度大。本文通过Inventor以及Texgen编织物建模软件解决建模问题，因此可在纱线细观尺度上研究弹丸冲击柔性纤维织物的过程。

为探讨边界效应问题，建立尺寸为50.4 mm×50.4 mm的二维织物弹道冲击数值仿真模型，如图7(a)所示，弹丸采用弹道冲击的实际尺寸。由于50.4 mm尺寸并不满足实验所用织物条件，而纤维织物结构复杂，网格计算数量较大，在现有的仿真条件下无法采用弹道实验的实际尺寸(300 mm×300 mm)，故将纤维织物尺寸扩大至151.2 mm×151.2 mm，开展织物尺寸效应对弹道性能影响的研究，如图7(b)所示。

图7 两种不同尺寸的正方形织物弹道冲击仿真模型Fig.7 Numerical model of square fabrics of different sizes in the ballistic impact tests

为简化模型，将由多根纤维组成的纤维束视为整体。纱线长度为2 mm、高度为0.4 mm，截面形状参数为1.5。纱线尺寸及截面形状与实验所用纱线基本相同，如图8所示。数值模拟中建立的织物面密度为0.52 kg/m，与实验基本相同。

图8 纱线波纹结构及横截面形状Fig.8 Corrugated structure and cross-section of the yarn

在计算模型中，弹丸及纤维织物划分网格单元均为三维八节点六面体缩减积分实体单元(C3D8R)，弹丸网格大小为1 mm；纤维织物网格大小为0.4 mm。缩减积分实体单元在网格存在扭曲变形时，分析精度不会受到较大影响，同时其对位移求解结果较为精确。相对于全积分单元，缩减积分可以减少计算时间，提高计算效率。弹丸和纤维织物之间的接触采用通用接触，接触属性中法线方向为硬接触，切线方向为罚接触。参照Xu等测量芳纶纤维摩擦系数方法，对UHMWPE纤维进行纤维拉拔实验，对比UHMWPE纤维摩擦系数为0.06，相比于弹道高速响应，其摩擦系数较低。因此假定UHMWPE纤维纱线之间无摩擦。

3 结果与讨论

3.1 细观纱线模型

3.1.1 实验校验

细观纱线模型(正方形边长尺寸为50.4 mm及151.2 mm)分别在100 m/s、339 m/s及688 m/s冲击速度下的预测结果与实验结果对比如图9所示。在688 m/s的冲击速度下，织物背部最大变形尚未形成，因此两种尺寸下的细观纱线模型预测结果基本相同。随着弹丸冲击速度减小，弹丸穿透织物所用时间增加，因此其受到固定边界处反射的横向卸载波影响而产生边界效应，影响弹丸存速。

图9 数值模拟结果与实验对比Fig.9 Comparison between numerical and experimental results

通过弹丸存速的对比可知：增大纤维织物尺寸后可以减小低速冲击下边界效应的影响，并且使得数值模拟结果与实验结果更加契合；尺寸为50.4 mm数值模型与实验所用尺寸差距较大，并不能反映实验中弹丸存速参量；尺寸为151.2 mm数值模型的预测结果更符合织物的弹道实验表现。

3.1.2 边界及尺寸效应

弹道实验中存在织物边界固定不牢固的问题，因此在弹道冲击过程中织物会出现纤维拔出的失效形式，需要探讨边界固定对弹道实验结果的影响。本节针对边界问题进行仿真模拟，研究不同(四角固定、全固定、对边固定)的边界固定方式对织物失效形式及弹丸存速的影响。边界固定方式如图10所示。

图10 边界固定方式Fig.10 Boundary fixing method

3种边界条件在弹丸初速为339 m/s、织物尺寸为50.4 mm×50.4 mm的弹道冲击下纤维织物的变形过程如表3所示。

表3 不同边界条件下球形弹丸冲击时纤维织物背部变形过程Table 3 Deformation of the fabric’s backside when the spherical projectile impacts it under different boundary conditions

织物结构受弹道冲击的动态响应可分为弹着靶、弹丸冲击靶板以及靶板自身变形过程。

在弹丸着靶过程中，首先受到弹丸冲击的纱线中会产生纵向拉伸应力波，并沿着纤维方向以材料声速传播，即织物弹道响应的短期效应。随着纵向拉伸应力波传播逐渐远离弹丸着靶点，纱线纵向应力波波后介质受到拉伸应力影响，纱线质点逐渐流向着靶点，纱线截面变细。与弹丸接触纱线质点，相应地跟随弹丸冲击方向发生横向运动，这种扰动在质点间传播，形成横向机械波，其以较低的速度在材料中传播，是织物弹道响应的长期效应。织物背部所形成的鼓包形状与织物的横向运动及边界条件密切相关，不同边界条件下鼓包形状如表4所示。

表4 3种边界条件下纤维织物背面在 冲击时间为200 μs时的鼓包形状Table 4 The bulge shape on the fabric’s backside under three different boundary conditions when the impact time is 200 μs

纵向应力波首先在与弹丸发生直接碰撞的纱线(主要纱线)中产生并传播。此外，与主要纱线相交的纱线(正交纱线)受到弹丸及主要纱线的运动影响，离开初始纱线位置，同时在纱线内产生并传播与主要纱线中相似但幅值较小的应力波，如图11所示。类似地，这些正交纱线又会驱动其他与之相交的纱线。纱线间的相互作用与它们之间的摩擦相关。

图11 弹道冲击过程中的织物应力分布Fig.11 Fabric stress distribution during ballistic impact

随着弹丸的持续冲击，织物横向偏转幅度增大，背部鼓包变大。弹丸绝大部分动能转换为织物应变能及动能。在弹丸脱离纤维织物后，纤维织物不再受到拉伸作用，突然卸载。卸载波在弹丸脱离位置处产生并沿着纤维方向传播。此时，由于横向波尚未达到边界，在纤维织物中有纵向应力波、横向波、卸载波3种波传播。此时，由于3种波的相互作用及传播，纤维织物自身仍具有动态响应，会呈现前后波动状，这种波动效果随着机械波的衰减而逐渐停止，同时边界上未被固定的纱线出现拔出现象，边界向内收缩。

图12给出了弹道冲击下，尺寸为300 mm×300 mm二维织物形态的3个典型时刻(弹着靶过程，穿透过程，织物变形过程)。实验中，横向机械波的传播、织物背部鼓包的形成、弹丸脱离织物后织物背部的卸载以及织物整体波动效应均与数值模拟中表现的织物变形过程相似。

图12 3个典型时刻下的弹道冲击过程Fig.12 Ballistic impact at three typical moments

图13给出了纤维织物边长为504 mm，弹丸冲击速度为339 m/s的情况下，3种不同边界固定方式对弹丸存速的影响。从图13中可以看出，对于边长为504 mm正方形纤维织物，边界条件的固定方式对弹丸最终存速有较大影响。弹丸存速最大为四角固定，其次为对边固定，最小的为全固定边界。主要原因为弹丸未脱离纤维织物，应力波已经达到边界，形成的反射波影响了冲击过程。

图13 纤维织物尺寸为50.4 mm×50.4 mm下数值计算获得的弹丸速度历程曲线Fig.13 History curve of projectile velocity obtained by numerical calculation of the 50.4 mm×50.4 mm fiberboard

通过以上分析，尺寸为504 mm×504 mm的细观纱线模型虽然不能排除边界效应的影响，其弹丸存速差距较大；随着织物尺寸的增加，织物背部变形时间增加，鼓包大小增大，冲击时间增加，而小尺寸模型并不能准确预测实验中弹丸与织物的作用时间。但是其仍能在一定程度上反映与实验现象相近的弹道冲击过程及靶板变形失效。

图14给出了纤维织物边长为1512 mm与504 mm，冲击过程在200 μs内的弹丸存速时程变化曲线对比。相比于504 mm的纤维织物边长，边长为1512 mm正方形纤维织物改变边界条件对弹丸最终存速的大小影响较小，同时弹丸冲击时间大幅度减小，此时可以忽略边界效应影响。而边界条件主要影响了弹速下降速度，全固定(四边固定)边界条件的弹丸速度下降最快，趋于存速时间最短，其次为对边固定，最后为四角固定。随着被固定的边界越多，弹丸速度下降越快。主要原因是纱线边界被固定后其两端受到边界的约束，在冲击过程中纱线始终处于绷直状态，当弹丸冲击纱线后，纱线沿弹丸速度方向移动较少，与弹丸作用时间短，因此在损失相同动能的情况下弹丸速度下降快。

图14 纤维织物尺寸为151.2 mm×151.2 mm及50.4 mm×50.4 mm下数值计算获得的弹丸速度历程曲线(200 μs内)Fig.14 History curve of projectile velocity obtained by numerical calculation of the 151.2 mm×151.2 mm and 50.4 mm×50.4 mm fiberboard(within 200 μs)

3.2 细观- 宏观混合尺度模型建立

由于数值模拟结果受到纤维织物尺寸效应影响，同时为了提升计算效率，建立了细观- 宏观混合尺度计算模型，加入宏观尺度下连续介质结构后的计算模型如图15所示。靶板主要分为细观纱线结构和宏观连续介质结构。细观纱线结构主要是具有排列方向性的正方形纤维编织结构，尺寸为504 mm×504 mm(约为实验条件下球形弹丸直径的4倍)，并以冲击点为中心。连续介质结构为一块1512 mm×1512 mm×084 mm的均质正方形板，中间掏有504 mm×504 mm的正方形孔，使得细观结构可以与正方形孔完美契合，其材料与细观纱线结构相同。

图15 加入连续介质结构后的计算模型Fig.15 Numerical model after adding continuous media structure

实验与细观- 宏观混合尺度模型的纤维织物失效破坏对比如图16所示。由图16可以看出，由于双边固定，实验中部分纱线被弹丸完全拔出，纤维织物中间产生收缩，并在穿透位置逐渐形成孔洞。

图16 数值模拟及实验中纤维织物破坏对比Fig.16 Comparison of numerical simulations and experiments in terms of fiberboard damage

虽然由于连续介质结构的连续性导致应力波由中心细观纱线结构传播至连续介质结构的过程中互相产生干扰，连续介质结构边界收缩更加明显。但是细观- 宏观混合尺度模型仍在一定程度上可以反映实验中纤维织物中心的失效破坏行为。

基于(1)式对细观- 宏观混合尺度模型数值模拟结果进行弹道极限拟合，得到图17所示的对比结果。

图17 数值模拟结果校验Fig.17 Verification of numerical results

(1)

式中：与分别为弹丸初速及存速(m/s)；为弹道极限速度(m/s)；、为曲线拟合无量纲参数。

从图17中可以看出，实验结果分布在数值模拟的拟合曲线附近，并且细观- 宏观混合尺度模型和实验的弹道极限速度分别为84 m/s和89 m/s。模型与实验的误差百分比为595，小于10。从细观- 宏观混合尺度模型中获得的数值结果与实验数据之间可以找到良好的一致性。因此为了提高仿真效率，引入连续介质结构进行接下来的数值模拟研究。

3.3 弹丸形状影响

基于细观- 宏观混合尺度模型，采用3种不同形状的弹丸进行弹道冲击数值模拟。弹丸头部形状分别为球头形、平头形、尖头形。3种弹丸口径及质量(744 g±005 g)保持统一，均为10 mm。弹丸形状和尺寸如图18所示。

图18 弹丸形状、尺寸示意图Fig.18 Shapes and dimensions of the projectiles

图19、图20及图21分别给出了3种不同头部形状弹丸(平头弹、球头弹及尖头弹)以400 m/s速度冲击并即将穿透二维织物的数值模拟过程及实验结果对照。

图19 平头弹冲击二维织物(移除连续介质结构)Fig.19 Flat-nose projectile impacts 2D textile (without continuous media structure)

图20 球头弹冲击二维织物(移除连续介质结构)Fig.20 Hemispherical-nose projectile impacts 2D textile (without continuous media structure)

图21 尖头弹冲击二维织物(移除连续介质结构)Fig.21 Sharp-nose projectile impacts 2D textile (without continuous media structure)

采用尺寸为1512 mm×1512 mm的对边固定细观- 宏观混合尺度模型进行研究。细观纱线结构与连续介质结构的连接虽然可以使得纱线中纵向应力波继续传播，减小了边界效应的影响，但由于连续介质结构传播面的扩展，横向波(即织物背部鼓包的形成)传播仍然受到影响，细观纱线结构尺寸需要大于弹丸穿透织物后织物背部产生鼓包的最大尺寸。由此可以认为，弹丸在触碰到最后穿透织物的过程中，连续介质结构并未参与到鼓包形成，仅提供传播纵向应力波的作用。由于球头弹与尖头弹冲击时间较短、鼓包小，中间细观结构尺寸仍然设置为504 mm×504 mm。而由于平头弹的鼓包较大，因此将平头弹冲击模型的细观区域尺寸增加至1008 mm×1008 mm。发现在球头弹与尖头弹的冲击下，织物的失效形式为纱线挤开，而平头弹冲击下，由于弹丸有效冲击面积增大，弹丸无法挤开纱线，织物的失效形式为纤维拉伸断裂。

从实验结果的对照可以看出，弹丸在穿透织物过程中会出现弹丸翻转的情况，这在数值模拟中并不会体现出来，原因在于实验中弹丸并不是正冲击，而是具有一个小角度的斜冲击，导致弹丸姿态不稳定。但从实验中的失效形式可以看出，平头弹冲击的鼓包最大，且由于冲击面积较大，使得单根纱线拔出，该纱线最终发生断裂。而尖头弹与球头弹则挤开并穿透织物，织物上并未发生纱线断裂。

考虑到尖头弹冲击位置主要为纱线之间的空隙，导致出现纱线挤开的失效形式，因此对于尖头弹的点冲击特点，考虑尖头弹冲击织物空隙以及纱线的工况，其冲击过程如图22所示。

图22 尖头弹冲击织物不同位置Fig.22 Different impact positions of the sharp-nose projectile on the fabric

由图22可以发现，织物的失效形式与尖头弹的冲击位置有关。尖头弹冲击织物纱线时，由于尖端的应力集中，导致纱线所受应力瞬间达到其拉伸强度而断裂。

对4种冲击工况进行弹道极限拟合，如图23所示。分析图23可知：二维织物对平头弹有着最佳抗冲击性能，平头弹弹道极限速度为178 m/s，这是因为平头弹冲击面积最大，应力分散；二维织物对球头弹及尖头弹的抗冲击性能相近，这是因为球头弹及尖头弹由于其光滑的头部形状容易挤压纱线，穿透织物；在高速冲击下(速度大于100 m/s)，尖头弹的速度得到提高，其尖头的应力集中现象更加明显，因此能够使碰触到尖端的纱线瞬间断裂，存速较高。

图23 3种弹丸冲击二维织物弹道极限曲线对比Fig.23 Comparison of ballistic limit curves of the 2D woven fabric impacted by three projectiles

4 结论

本文针对UHMWPE纤维制备而成的二维织物进行了3种形状弹丸的弹道冲击数值模拟研究。主要分析并讨论了织物的边界效应和尺寸效应对纤维织物变形的影响。进一步为了提高计算效率，降低边界效应影响，建立了细观-宏观混合尺度模型，并开展了二维织物弹道实验以校验数值模拟结果。基于3种不同形状弹丸的弹道冲击进行了研究，从失效形式以及弹道极限两个角度分析了织物的抗冲击性能。得出以下主要结论：

1)在正方形纤维织物边长为1512 mm时，边界条件的改变对弹丸最终存速的影响很小，可以忽略边界效应影响。

2)细观- 宏观混合尺度模型对于存速及失效形式的预测结果与实验结果有良好的一致性。

3)在球头弹与尖头弹冲击下，织物的失效形式为纱线挤开；将尖头弹冲击位置改变为纱线中心会使得纤维织物失效形式变为纱线断裂。在平头弹冲击下，织物的失效形式为纱线断裂。二维编织物抗平头弹冲击性能最优，在100 m/s以下的低速冲击下，抗尖头弹冲击性能较球头弹更优；在100 m/s以上的高速冲击下，抗球头弹的冲击性能较尖头弹更优。在针对不同子弹冲击时，应当综合考虑编织材料的抗弹性能，配合其他软质防弹材料使用。