牟浩蕾， 解 江， 裴 惠， 馮振宇， 耿宏章

(1. 天津工業(yè)大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院， 天津 300387； 2. 中國民航大學(xué) 安全科學(xué)與工程學(xué)院， 天津 300300)

航空發(fā)動機是飛機最重要的部件之一，其所面臨的安全威脅之一是風(fēng)扇葉片飛脫[1]。在發(fā)動機設(shè)計制造過程中，必須要保證發(fā)動機機匣包容性，這是保障飛機飛行安全的一道重要屏障。在發(fā)動機包容機匣上應(yīng)用高性能纖維織物，能夠有效包容風(fēng)扇葉片碎片和減輕發(fā)動機質(zhì)量[2]。

針對纖維織物纏繞包容機匣結(jié)構(gòu)，國外較早開展了相關(guān)實驗研究。1972年，波音公司利用S玻璃纖維布、Kevlar?49、Kevlar?29等進行包容結(jié)構(gòu)設(shè)計，通過空氣炮打靶實驗及高速旋轉(zhuǎn)臺實驗進行包容性驗證[3-4]。1977年，GERSTLE等針對Kevlar?織物包容結(jié)構(gòu)，研究其在高速沖擊下的力學(xué)特點[4-5]。1997—2002年間，美國斯坦福國際研究中心針對芳綸和聚乙烯類材料進行了低速、高速沖擊實驗，評估了不同材料的抗沖擊特性，并基于材料性能實驗進行數(shù)值模擬研究，為發(fā)動機包容機匣結(jié)構(gòu)提供支持[5-7]。

近年來，國內(nèi)外研究機構(gòu)及學(xué)者對包容結(jié)構(gòu)彈道沖擊特性的影響因素進行了大量研究，如紗線力學(xué)性能[6]、織物結(jié)構(gòu)[7]、邊界條件[8-9]、彈體形狀[10]、入射速度[11-13]等。WANG等[14-15]針對不同層數(shù)、不同折疊方式的織物進行了彈道沖擊實驗，結(jié)果發(fā)現(xiàn),具有柔性基體的樹脂層合板、卷疊織物具有較好的抗沖擊性能和吸能性能。TAPIE等[16]研究了預(yù)緊力和沖擊角度對織物抗沖擊性能的影響，結(jié)果表明,其彈道極限隨著預(yù)緊力先增加后減小，隨著沖擊角度增加而增大。SHARDA等[17-18]針對Kevlar?和錦綸織物進行彈道沖擊實驗，研究了其抗沖擊性能和吸能性能，以及彈體入射角、彈體形狀的影響，發(fā)現(xiàn)織物吸能情況與彈體接觸面積相關(guān)，與彈體形狀無關(guān)。劉璐璐[19]進行了二維三軸編織帶纏繞碳纖維機匣包容性實驗，通過進行參數(shù)研究，得出機匣壁厚設(shè)計的經(jīng)驗公式。牛丹丹[20]設(shè)計了Kevlar?織物纏繞增強機匣的簡化模型，結(jié)合實驗及仿真分析對機匣包容機制進行探究。練軍等[21]通過彈體侵徹仿真模擬預(yù)測沖擊過程中應(yīng)力和接觸力的變化。

國內(nèi)對于芳綸織物纏繞增強包容機匣，尚未形成成熟的實驗和數(shù)值分析方法。研究建立能準(zhǔn)確描述織物本構(gòu)模型及適用于織物纏繞機匣彈道沖擊仿真的數(shù)值模型仍是目前研究的重點和難點。為此，本文首先進行芳綸織物力學(xué)性能實驗，建立芳綸織物的材料本構(gòu)模型；其次進行芳綸織物及其包容環(huán)的彈道沖擊實驗，研究芳綸織物及其包容環(huán)的失效模式與彈道沖擊響應(yīng)；最后進行芳綸織物及其包容環(huán)的彈道沖擊仿真，對比失效形貌及相關(guān)性評價指標(biāo)進行模型有效性驗證，以期為芳綸織物包容環(huán)的設(shè)計與分析提供參考。

1 實驗部分

1.1 試件設(shè)計

采用由宜興市華恒高性能纖維織造公司生產(chǎn)的芳綸織物H1000D-AP220進行力學(xué)性能實驗，經(jīng)、緯密均為100根/(10 cm)，紗線截面積為0.157 mm2，織物面密度為217 g/m2，單層厚度為0.31 mm。

準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試件的設(shè)計參考ASTM D3039/D3039M—2017《纖維-樹脂復(fù)合材料拉伸性能的標(biāo)準(zhǔn)實驗方法》，按織物經(jīng)向和緯向分別裁剪尺寸為250 mm×15 mm的條狀試件，采用玻璃纖維增強聚合物基材料作為加強片粘貼于試件兩端，試件有效長度為150 mm。

動態(tài)拉伸試件按織物經(jīng)向裁剪成尺寸為120 mm×8 mm的條狀試件，其在寬度方向具有7根紗線。試件兩端使用環(huán)氧樹脂粘貼砂紙加強片，試件有效長度為40 mm。

1.2 實驗方法

準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實驗按照ASTM D3039/D3039M—2017在MTS793-10T實驗機上進行，拉伸速率為20 mm/min。將試件拉伸至完全失效后停止實驗，輸出載荷-位移曲線，以得到應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

動態(tài)拉伸實驗在分離式霍普金森拉桿(SHTB)裝置上進行，通過控制高壓氣艙氣壓獲得不同出射速度，得到不同應(yīng)變率(474、512、660、724 s-1)范圍內(nèi)的應(yīng)力-應(yīng)變曲線。

2 芳綸織物拉伸性能分析

圖1示出試件在準(zhǔn)靜態(tài)拉伸下的典型失效過程。在加載過程中，試件首先繃緊，并被逐漸拉長；隨后試件發(fā)生纖維斷裂，并出現(xiàn)缺口；隨著拉伸繼續(xù)，缺口越來越明顯；最后達到實驗機最大拉伸距離，此時缺口處的纖維仍有連接且不會完全斷裂。3次準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變測試曲線如圖2所示。可以看出經(jīng)緯向的變化趨勢基本一致。由于試件在初始加載階段卷曲被消除，紗線繃緊，應(yīng)力隨應(yīng)變增加緩慢；紗線繼續(xù)繃緊，應(yīng)力隨著應(yīng)變增加呈線性快速增大；到達極限強度后，紗線局部出現(xiàn)缺口損傷，呈漸進破壞，應(yīng)力快速下降到較低水平后，基本保持不變。

圖1 典型的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸過程Fig.1 Typical quasi-static tensile process

圖2 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.2 Quasi-static tensile stress-strain curves. (a) Warp direction; (b) Weft direction

試件在動態(tài)拉伸過程中，尤其是在應(yīng)變率拉伸載荷作用下，織物迅速達到峰值應(yīng)力，并被完全拉斷。隨著應(yīng)變率增加，其峰值應(yīng)力和彈性模量明顯增大，失效應(yīng)變也略增大，如圖3所示。

通過進行織物準(zhǔn)靜態(tài)拉伸實驗和動態(tài)拉伸實驗，獲得其在不同應(yīng)變率拉伸載荷下的力學(xué)響應(yīng)行為及性能數(shù)據(jù)，可以用來確定材料模型參數(shù)值[22]，進而為芳綸織物及其包容環(huán)彈道沖擊數(shù)值模型參數(shù)輸入提供依據(jù)。

3 芳綸織物彈道沖擊實驗

3.1 沖擊性能評估參數(shù)

沖擊性能評估參數(shù)主要包括彈體剩余速度Vr，吸能比率ΔE和彈道極限速度V50。其中:彈體剩余速度是指彈體穿透織物后的速度；吸能比率是指織物吸收的能量占彈體初始動能的比率；彈道極限速度是指織物被擊穿時的臨界速度。計算公式為

式中，Vi為彈體入射速度，m/s。

3.2 彈道沖擊試件及實驗方法

試件同樣采用H1000D-AP220型芳綸織物，尺寸為400 mm×200 mm。彈道沖擊實驗采用空氣炮進行，使用175 g的TC4彈體，尺寸為94 mm×51 mm×8 mm，邊緣設(shè)置半徑為4 mm的圓形倒角，并將彈體放入鋁制的彈托中，設(shè)計專門夾具，將不同層數(shù)織物的兩端纏繞在圓棒上再夾持于底板和壓板之間的凹槽中，通過螺栓夾緊并固定，可避免實驗過程中的織物滑脫。試件的有效尺寸為200 mm×285 mm。將高速攝像機固定在試件的正上方和側(cè)后方，記錄沖擊過程中的織物變形，并獲得彈體的入射速度和出射速度。

3.3 芳綸織物彈道沖擊實驗結(jié)果

芳綸織物彈道沖擊實驗結(jié)果如表1所示。1#～4#實驗中，彈體入射速度基本保持不變，層數(shù)由2層增加到8層，實驗結(jié)果由穿透(2、4、6層)變?yōu)槲创┩?8層)；隨著層數(shù)逐漸增加，彈道極限速度和吸能比率都逐漸增大，織物吸能占比逐漸提高，層數(shù)增加對吸能有利。對于3#實驗和5#～7#實驗，均為6層，隨著彈體入射速度的增大，實驗結(jié)果由未穿透變?yōu)榇┩?，織物吸能減小，彈道極限速度均值為111.4 m/s。

圖4示出6#實驗彈道沖擊過程。彈體脫離彈托后，垂直沖擊芳綸織物，紗線受拉，應(yīng)力波以接觸點為中心，沿正交方向傳播，織物表面觀察到較大的變形區(qū)域，撞擊面出現(xiàn)凹陷，背面出現(xiàn)鼓凸，如圖4(a)所示。當(dāng)緯向紗線承受的彈體沖擊力超過紗線之間的摩擦力，緯向紗線開始從織物中滑出，導(dǎo)致兩側(cè)自由端產(chǎn)生紗線滑脫現(xiàn)象。另外兩側(cè)固定端的約束，導(dǎo)致經(jīng)向紗線承力而被拉伸變長，當(dāng)經(jīng)向紗線受載達到其極限拉伸強度時，紗線斷裂，彈體擊穿織物飛出，如圖4(b)所示。彈體穿透織物后，織物整體仍處于完整狀態(tài)，沖擊位置處的紗線出現(xiàn)斷裂，且緯向紗線有明顯的滑出現(xiàn)象，寬度方向也有一定的收縮，如圖4(c)所示。

在織物沖擊過程中，主要有2種包容形式：彈體發(fā)生橫向偏轉(zhuǎn)，沖擊速度降為0;彈體被織物反彈飛出。2種情況下，織物紗線均被拉長；同時，織物在兩側(cè)固定端的邊界處會發(fā)生不同程度的拉脫。

4 包容環(huán)彈道沖擊實驗

4.1 包容環(huán)試件及實驗方案

通過專用纏繞機將200 mm寬的芳綸織物連續(xù)纏繞在帶缺口的剛性環(huán)(含底座)上，缺口處的芳綸織物被拉緊為平面。剛性環(huán)厚為25 mm，高為200 mm，直徑為600 mm，缺口處弦長為200 mm。纏繞機以(28±1) N恒定張力進行纏繞，將缺口處的芳綸織物纏繞至設(shè)計層數(shù)后，保持張力不變。芳綸織物的兩端通過結(jié)構(gòu)膠固定，固定位置與撞擊位置沿圓周方向相隔180°。采用相同的空氣炮和TC4彈體進行包容環(huán)彈道沖擊實驗，通過剛性環(huán)底座固定在與炮口呈15°夾角的實驗臺上，炮口對準(zhǔn)剛性環(huán)缺口內(nèi)側(cè)的芳綸織物，如圖5所示。

4.2 包容環(huán)彈道沖擊實驗及結(jié)果

包容環(huán)彈道沖擊實驗結(jié)果如表2所示。對于1*～4*實驗，彈體入射速度基本保持不變，織物由2層依次增加到8層，實驗結(jié)果由非包容變?yōu)榘?。對?*實驗和5*～7*實驗，織物均為6層，隨著彈體入射速度的增大，實驗結(jié)果由包容變?yōu)榉前荨?/p>

4.3 失效模式和吸能分析

圖6(a)示出高速攝像機拍攝的3*實驗非包容過程。彈體在最先接觸紗線(主紗)位置處產(chǎn)生應(yīng)力波，應(yīng)力波通過正交紗線的交叉點向遠離撞擊點的其他紗線傳播。彈體繼續(xù)運動，形成以撞擊點為

頂點的尖角變形區(qū)，絕大部分彈體動能轉(zhuǎn)化為變形區(qū)紗線的應(yīng)變能及動能。頂點位置處的紗線變形更嚴(yán)重，當(dāng)超過織物極限拉伸應(yīng)變后，紗線斷裂，彈體從斷裂的紗線縫隙中穿過，導(dǎo)致多處紗線呈棉絮狀向四周散開。在彈道沖擊過程中，尖角變形區(qū)紗線應(yīng)變能、紗線斷裂以及紗線間相互作用(紗線滑移、抽拔、摩擦)是彈體動能主要耗散方式。

圖6(b)示出高速攝像機拍攝的4*實驗包容過程。在彈體撞擊前期，與3*實驗非包容過程類似，紗線拉長，絕大部分彈體動能被變形區(qū)紗線應(yīng)變能及動能、紗線斷裂及紗線間相互作用耗散。彈體動能被全部吸收，速度降為零后，芳綸織物反向運動，變形減小并發(fā)生回彈，彈體被織物所包容并被反彈飛出。芳綸織物表現(xiàn)出較好的彈性變形和回彈性能。

圖6 沖擊過程Fig.6 Impact process of test

圖7示出3*和4*實驗在撞擊區(qū)域織物變形及損傷情況。撞擊點位置的織物變形和損傷最嚴(yán)重，且紗線被切斷。對于3*實驗非包容情況，紗線的斷裂和抽拔情況更嚴(yán)重，有幾束紗線被明顯拔出，呈現(xiàn)出拉伸斷裂模式。另外，非包容情況下織物的褶皺變形更嚴(yán)重。

圖7 織物變形及損傷Fig.7 Fabric deformation and damage

在芳綸織物彈道沖擊實驗中，由于兩端固支，織物不會出現(xiàn)褶皺現(xiàn)象；而在包容環(huán)彈道沖擊實驗中，彈體沖擊導(dǎo)致織物產(chǎn)生嚴(yán)重的褶皺變形，且靠近撞擊位置的區(qū)域褶皺情況更嚴(yán)重。這是因為撞擊點位置的紗線產(chǎn)生較大拉伸變形量，靠近邊緣位置的紗線產(chǎn)生較小的拉伸變形量，導(dǎo)致邊緣織物向拉伸變形量更大的中間位置處靠攏，形成織物褶皺。

彈體以相同的入射速度撞擊2、4、6和8層包容環(huán)，織物吸能情況如圖8(a)所示。隨層數(shù)增加，織物吸能量越多，但其吸能增加量減少。圖8(b)給出了6層包容環(huán)彈道沖擊時入射速度和剩余速度的關(guān)系圖，彈體以119.3 m/s的速度沖擊時未能穿透織物，以其余速度沖擊時彈體均穿透織物。隨著彈體入射速度增加，剩余速度也增加，且實驗結(jié)果由包容變?yōu)榉前輹r，剩余速度增加量隨入射速度的增加而增大。彈體以不同動能沖擊6層包容環(huán)，織物吸能情況如圖8(c)所示，在119.3～141.4 m/s區(qū)間內(nèi)，織物吸能量隨彈體入射動能(撞擊前彈體動能)的增大而增大；當(dāng)彈體速度增加至146.2 m/s時，即撞擊前彈體動能為1 877.74 J時，織物吸能量有所下降。當(dāng)彈體入射速度大于彈道極限速度，且超過一定范圍時，織物吸能效率開始下降。這是因為，沖擊速度大于彈道極限速度時，沖擊速度越大，織物局部變形越嚴(yán)重，織物整體變形吸能減小，導(dǎo)致彈體剩余速度增加和織物吸能減小。

圖8 吸能情況分析Fig.8 Analysis of energy absorption. (a) Different fabric layers; (b) Incident velocities and residual velocities;(c) Different kinetic energy

5 仿真模型

5.1 芳綸織物模型

將芳綸織物簡化為正交各向異性連續(xù)體?；诳椢锪W(xué)性能實驗，通過材料本構(gòu)模型參數(shù)研究，確定其輸入?yún)?shù)。芳綸織物沖擊模型采用殼單元建模，一層殼單元代表一層織物，且厚度相同，殼單元網(wǎng)格大小為4 mm，每層含有5 000個殼單元；彈體采用六面體實體單元，包含692個單元?？椢飪啥斯?jié)點施加固支約束，彈體以預(yù)設(shè)的入射速度撞擊織物，彈體與織物以及織物之間建立層間接觸。

5.2 芳綸織物包容環(huán)模型

芳綸織物包容環(huán)沖擊模型同樣采用殼單元建模，殼單元網(wǎng)格大小為6 mm，每層含有10 090個殼單元；剛性環(huán)采用六面體實體單元，包含27 810個單元，如圖9所示。對剛性環(huán)下端面節(jié)點施加固支約束。彈體與織物、織物之間、織物與剛性環(huán)之間均建立接觸，并采用剛性沙漏控制。

圖9 包容環(huán)有限元模型Fig.9 Finite element model of containment ring

5.3 芳綸織物彈道沖擊仿真

圖10(a)示出彈體以122.0 m/s速度沖擊6層織物的非包容仿真過程。仿真獲得不同時刻織物變形與損傷情況與高速攝像機拍攝的實驗結(jié)果相近，但仿真未能模擬實驗中緯向紗線滑移和抽拔等現(xiàn)象。

圖10(b)示出彈體以140.0 m/s速度沖擊8層織物的包容仿真結(jié)果。在沖擊初期，在撞擊點區(qū)域產(chǎn)生尖角變形；彈體在速度降為零后開始反彈，織物也回彈，織物變形減小并產(chǎn)生向內(nèi)變形，變形區(qū)域增大。

圖10 非包容過程和包容過程仿真Fig.10 Simulation of non-contained process (a) and contained process (b)

圖11示出織物彈道沖擊仿真與實驗的損傷形貌對比。仿真結(jié)果能夠較好地模擬織物的沖擊損傷及織物邊界固支位置的損傷失效，這是由于實驗過程中，織物固定夾緊，使其在邊界固支處發(fā)生剪切失效，芳綸織物沖擊具有較為明顯的邊界效應(yīng)。

圖11 損傷形貌對比Fig.11 Comparison of damage morphology

仿真輸出的實驗6*中每層織物的吸能量-時間曲線如圖12所示，將彈體最先接觸的那一層織物定義為第1層?？椢镂芰坑傻?層向第6層逐層增加，且前4層吸能增加量明顯小于后2層吸能增加量。結(jié)合實驗結(jié)果可知，織物吸能量與其失效模式相關(guān)，前層織物發(fā)生剪切失效，吸能較少；后層織物發(fā)生拉伸變形失效，吸能較多。

圖12 織物吸能量-時間曲線Fig.12 Fabric energy absorption-time curve

采用彈體剩余速度和吸能比率來進行相關(guān)性評價。表3示出織物彈道沖擊仿真與實驗結(jié)果對比情況，仿真結(jié)果可以較好地反映實驗結(jié)果。

表3 織物彈道沖擊仿真與實驗結(jié)果對比Tab.3 Comparison of ballistic impact simulation and test results of fabrics

5.4 芳綸織物包容環(huán)沖擊仿真

圖13示出包容環(huán)彈道沖擊3*實驗非包容仿真過程。仿真結(jié)果可以較好復(fù)現(xiàn)彈體沖擊作用下包容環(huán)的整體變形和失效模式。包容環(huán)首先發(fā)生尖角變形，隨后被彈體擊穿，彈體完全穿透織物包容環(huán)后飛出。

圖13 3*實驗仿真結(jié)果Fig.13 Simulation results of 3*

圖14示出3*實驗彈體速度-時間曲線。彈體接觸包容環(huán)后，速度降低，0.6 ms前下降速率較小，而0.6 ms后彈體速度快速下降。這是因為沖擊前期，包容環(huán)出現(xiàn)尖角變形區(qū)域，彈體與織物之間作用力較小，彈體速度下降較慢。隨著變形區(qū)域擴展，織物內(nèi)部應(yīng)力水平升高，對彈體反作用力逐漸增強。隨后，包容環(huán)發(fā)生局部損傷，出現(xiàn)破孔，彈體與織物間作用力快速增加，彈體速度快速下降。在1.2 ms時，包容環(huán)出現(xiàn)較大破損，彈體完全穿透包容環(huán)，彈體速度基本保持不變。

圖14 3*實驗彈體速度-時間曲線Fig.14 Projectile velocity-time curve of 3*

圖15示出包容環(huán)彈道沖擊4*實驗包容仿真過程。包容環(huán)在沖擊過程中發(fā)生明顯的尖角變形，但包容環(huán)未被彈體穿透，包容環(huán)發(fā)生回彈變形，導(dǎo)致彈體反彈飛出，與實驗結(jié)果較為一致。

圖15 4*實驗仿真結(jié)果Fig.15 Simulation results of 4*

圖16示出4*實驗仿真彈體速度-時間曲線。沖擊前期，彈體速度變化趨勢與3*實驗基本一致。在1.4 ms左右彈體速度降為0，包容環(huán)破損不再繼續(xù)增加，應(yīng)力水平逐漸降低，并轉(zhuǎn)化為彈體動能，推動彈體反方向運動，反向速度逐漸增大。在2.0 ms左右，包容環(huán)對彈體反向作用力下降至0，彈體脫離包容環(huán)反向飛出，飛出速度值遠小于入射速度值。

圖16 4*實驗仿真彈體速度-時間曲線Fig.16 Simulation projective velocity-time curve of 4*

表4示出包容環(huán)彈道沖擊仿真與實驗結(jié)果對比情況。仿真得到的剩余速度和吸能比率均與實驗結(jié)果接近，驗證了模型的準(zhǔn)確性。另外，吸能比率差值多大于零，說明有限元模型偏向于過高預(yù)測包容環(huán)的吸能情況。

表4 芳綸織物包容環(huán)沖擊仿真與實驗結(jié)果對比Tab.4 Comparison of impact simulation and test results of aramid fabric containment ring

6 結(jié) 論

1)在芳綸織物彈道沖擊實驗中，由于彈體沖擊，織物發(fā)生變形并被擊穿，撞擊點處有明顯的紗線斷裂及紗線滑出，且緯向收縮。前層織物發(fā)生剪切失效，吸能較少；后層織物發(fā)生拉伸變形失效，吸能較多，織物吸能量與失效模式相關(guān)。邊界固支位置處發(fā)生剪切失效，其邊界效應(yīng)明顯。

2)在芳綸織物包容環(huán)彈道沖擊實驗中，織物主要通過紗線應(yīng)變能、紗線斷裂以及紗線間相互作用(紗線滑移、抽拔、摩擦)來耗散能量。在相同的入射速度下，芳綸織物包容環(huán)的織物層數(shù)少，織物吸能量少;隨著織物層數(shù)增加，其吸能量增大，但其吸能增加量減小。在119.3～141.4 m/s區(qū)間內(nèi)，織物吸能量隨彈體入射動能的增大而增大；當(dāng)彈體速度增加至146.2 m/s時，織物吸能量有所下降。當(dāng)彈體入射速度大于彈道極限速度，且超過一定范圍時，織物吸能效率開始下降。

3)本文采用的有限元模型和仿真方法能夠較好地復(fù)現(xiàn)芳綸織物彈道沖擊過程及包容環(huán)彈道沖擊過程，模擬其變形及損傷情況，且仿真獲得的剩余速度和吸能比率等均與實驗結(jié)果接近，驗證了有限元模型的有效性，研究結(jié)果可為芳綸織物包容環(huán)的設(shè)計與分析提供參考。

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