徐鏵東，于 東，王玉林，石景富，劉 蕾，宋 迪，苗常青

（1. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)特種環(huán)境復(fù)合材料技術(shù)國家級(jí)重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150001；2. 哈爾濱工業(yè)大學(xué)機(jī)電工程學(xué)院機(jī)械設(shè)計(jì)系，黑龍江 哈爾濱 150001；3. 中國運(yùn)載火箭技術(shù)研究院，北京 100076；4. 電子科技大學(xué)機(jī)械與電氣工程學(xué)院，四川 成都 611731）

在當(dāng)前載人航天對(duì)大容積密封艙有著迫切需求及現(xiàn)階段發(fā)射運(yùn)載能力有限的情況下，具有可柔性折疊、展開體積大、收納比高等優(yōu)點(diǎn)的空間充氣展開密封艙，正受到越來越廣泛的關(guān)注。

在地球空間站運(yùn)行軌道上存在著大量的空間碎片及微流星體，會(huì)對(duì)充氣艙的安全運(yùn)行造成超高速碰撞毀傷威脅。充氣艙采用抗沖擊性能優(yōu)異且易柔性折疊的纖維織物作為艙壁結(jié)構(gòu)材料，以提高其空間碎片防護(hù)能力。Christiansen 等設(shè)計(jì)了一種柔性纖維材料多屏防護(hù)結(jié)構(gòu)，各屏之間采用聚氨酯泡沫進(jìn)行填充，其超高速碰撞試驗(yàn)結(jié)果表明該結(jié)構(gòu)具有較好的碎片防護(hù)性能。Tanaka 等對(duì)Vectran 纖維柔性多屏防護(hù)結(jié)構(gòu)進(jìn)行了超高速碰撞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)該結(jié)構(gòu)可以對(duì)聚碳酸酯彈丸進(jìn)行有效防護(hù)。在一定的碰撞速度范圍內(nèi)，芳綸纖維織物多屏結(jié)構(gòu)與相同面密度鋁合金多屏結(jié)構(gòu)有相當(dāng)?shù)姆雷o(hù)性能。Rudolph等通過試驗(yàn)研究了不同柔性纖維織物對(duì)超高速彈丸的破碎能力，其中芳綸纖維織物對(duì)彈丸的破碎能力較好。趙士操等通過基于SPH (smoothed particle hydrodynamics)方法的纖維材料超高速碰撞模型模擬了不同編織方式纖維織物的碰撞過程，結(jié)果發(fā)現(xiàn)平紋織物具有最佳的防護(hù)性能。

纖維織物與空間碎片的超高速碰撞過程中會(huì)產(chǎn)生高溫、高壓、高應(yīng)變率，進(jìn)而影響纖維材料的力學(xué)特性，同時(shí)其服役環(huán)境也會(huì)在一定程度上影響其力學(xué)特性，并進(jìn)一步影響空間碎片防護(hù)性能。管公順等進(jìn)行了不同環(huán)境溫度下的纖維織物超高速碰撞試驗(yàn)，發(fā)現(xiàn)在高溫環(huán)境下Kevlar 纖維織物仍有較好的防護(hù)性能。Cha 等通過試驗(yàn)比較了超高分子量聚乙烯 (ultra-high molecular weight polyethylene,UHMWPE)和Kevlar 纖維織物在高溫環(huán)境下的防護(hù)性能，發(fā)現(xiàn)由于UHMWPE 纖維軟化溫度較低，其在高溫下的防護(hù)性能低于低溫下的，同時(shí)也低于相同工況下Kevlar 纖維織物的。

充氣載人密封艙艙壁由環(huán)境防護(hù)層、承力層和氣密層等構(gòu)成，其中承力層由纖維織物制成，主要承擔(dān)了充氣艙的內(nèi)壓載荷，并為充氣艙提供空間碎片防護(hù)。充氣艙在軌運(yùn)行期間，其內(nèi)部會(huì)保持約為一個(gè)大氣壓的充氣壓力，進(jìn)而導(dǎo)致纖維織物承力層產(chǎn)生預(yù)張力，影響其超高速碰撞熱-力學(xué)特性以及空間碎片防護(hù)性能。目前尚未見有預(yù)張力作用下纖維織物超高速碰撞熱-力學(xué)特性分析的報(bào)道。本文中，建立預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型，分析并得到預(yù)張力作用下纖維織物超高速碰撞熱-力學(xué)特性及空間碎片防護(hù)性能。

1 預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型

纖維材料在與彈丸的超高速碰撞過程中會(huì)發(fā)生大變形、斷裂、破碎及熔化等現(xiàn)象，并伴有復(fù)雜的物理化學(xué)變化，如氣化、閃光和微波等。本文中主要考慮了碰撞過程中的力學(xué)效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)，引入了Johnson-Cook 強(qiáng)度模型及Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程描述纖維材料的熱-力學(xué)本構(gòu)關(guān)系，利用有限元法（finite element method, FEM）與光滑粒子流體動(dòng)力學(xué)（smoothed particle hydrodynamics, SPH）耦合算法對(duì)纖維織物的紗線編織結(jié)構(gòu)進(jìn)行離散建模，并進(jìn)一步進(jìn)行預(yù)張力加載，建立了預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型。

1.1 纖維材料熱-力耦合模型

目前尚未有專用于纖維材料超高速碰撞的熱-力學(xué)分析模型，但對(duì)于具有固定熔點(diǎn)的金屬材料而言，Johnson-Cook 強(qiáng)度模型及Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程是其超高速碰撞動(dòng)力學(xué)特性分析中較常用的模型，并能夠反映應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)對(duì)材料強(qiáng)度的影響。對(duì)于芳綸纖維材料來說，其分子鏈排列規(guī)整、取向作用顯著、結(jié)晶度高，具有較為確定的熔點(diǎn)，且具有明顯的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)和溫度軟化效應(yīng)，本文中采用了Johnson-Cook 強(qiáng)度模型及Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程描述纖維材料的熱-力學(xué)本構(gòu)關(guān)系。

選取纖維束動(dòng)態(tài)拉伸狀態(tài)下的應(yīng)變率和拉伸強(qiáng)度數(shù)據(jù)，通過線性擬合得到應(yīng)變率硬化系數(shù)為0.006 23。模型中所使用的芳綸纖維材料Johnson-Cook 模型參數(shù)和狀態(tài)方程參數(shù)如表2～3 所示，表中為剪切模量。采用與纖維相同的材料模型描述彈丸的動(dòng)力學(xué)行為，所用彈丸材料為2024 鋁合金。

表1 不同應(yīng)變率下Kevlar 纖維束拉伸強(qiáng)度[19]Table 1 Tensile strength of Kevlar fiber bundle at different strain rates[19]

表2 Johnson-Cook 材料模型參數(shù)[19-21]Table 2 Material parameters of the Johnson-Cook model[19-21]

表3 Mie-Grüneisen 狀態(tài)方程參數(shù)[19-21]Table 3 Parameters of the Mie-Grüneisen equation of state[19-21]

1.2 纖維織物超高速碰撞FEM-SPH 耦合單胞模型

根據(jù)平紋纖維織物中紗線的編織結(jié)構(gòu)和幾何形狀特點(diǎn)，并考慮紗線編織結(jié)構(gòu)的周期性，建立了纖維織物的單胞模型，紗線結(jié)構(gòu)及單胞模型分別如圖1 和圖2 所示。

如圖1 所示，采用了具有橢圓截面的正弦曲線連續(xù)體模型模擬單束紗線，其中間厚度δ為0.085 mm，邊緣厚度δ為0.014 mm，紗線寬為0.780 mm，編織周期為1.640 mm，幅高為0.220 mm，紗線間距為0.012 mm。單胞模型如圖2 所示，整體幾何尺寸為1.640 mm×1.640 mm。

圖1 紗線幾何結(jié)構(gòu)Fig. 1 Yarn geometry

圖2 纖維織物單胞模型Fig. 2 A unit cell model for fiber fabric

考慮到碰撞過程中織物發(fā)生的變形、斷裂、破碎等現(xiàn)象，本文中基于LS-DYNA 動(dòng)力學(xué)分析軟件中的FEM-SPH 耦合算法進(jìn)行建模。彈丸與纖維織物的碰撞過程分析采用如下計(jì)算方案：(1)紗線單元采用具有單點(diǎn)積分的常應(yīng)力單元，并在每個(gè)積分點(diǎn)處填充一個(gè)SPH 粒子，在超高速碰撞的初始接觸階段，彈丸與織物尚未發(fā)生破壞，可利用FEM 及其接觸算法計(jì)算彈丸和紗線之間的相互接觸；(2)根據(jù)最大主應(yīng)力失效準(zhǔn)則，對(duì)織物單元進(jìn)行強(qiáng)度校核，若單元的最大主應(yīng)力超過材料的強(qiáng)度極限3 190 MPa，判定單元失效，其內(nèi)部SPH 粒子激活，織物FEM 單元被刪除，其質(zhì)量、速度等信息轉(zhuǎn)移到相應(yīng)的SPH 粒子，從而啟動(dòng)超高速碰撞SPH 計(jì)算，模擬織物的斷裂、破碎以及碎片云的運(yùn)動(dòng)、擴(kuò)展等力學(xué)行為。

1.3 單層纖維織物碰撞模型及網(wǎng)格相關(guān)性分析

為驗(yàn)證纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型的合理性，采用不同尺寸的單元建立了單層纖維織物碰撞模型，并以彈丸動(dòng)能為例進(jìn)行碰撞結(jié)果的分析，進(jìn)而選擇合理的單元尺寸。根據(jù)紗線的幾何結(jié)構(gòu)，設(shè)計(jì)了3 種網(wǎng)格，如圖3 所示。

圖3 紗線截面單元數(shù)量Fig. 3 The number of the elements in the yarn section

紗線截面內(nèi)的單元分別為6、9、12 個(gè)，對(duì)應(yīng)的方向單元尺寸為0.117、0.078、0.058 mm。彈丸直徑為4.000 mm，使用FEM-SPH 耦合算法對(duì)其進(jìn)行建模。單層纖維織物分別由上述3 種不同截面單元數(shù)量的紗線及其單胞模型建立。3 種模型中單層織物的有限單元規(guī)模分別為108 864、226 800、435 456 個(gè)，紗線截面單元數(shù)量為9 時(shí)的單層纖維織物和彈體之間的超高速碰撞數(shù)值模型如圖4 所示。

圖4 彈體和單層纖維織物之間的超高速碰撞數(shù)值模型Fig. 4 A numerical model for hypervelocity impact between a projectile and a one-layer fabric

不同模型碰撞過程中的彈丸動(dòng)能變化歷程曲線如圖5 所示，從圖5 可以看出：彈丸初始動(dòng)能均為738.6 J，末動(dòng)能分別為712.2、709.7、710.4 J ，當(dāng)紗線截面單元數(shù)量為9 和12 時(shí)，彈丸末動(dòng)能趨于一致。3 種模型的計(jì)算耗時(shí)分別為12 min 37 s、28 min 28 s、45 min 48 s。綜合計(jì)算效率和計(jì)算精度，將紗線截面劃分9 個(gè)單元。

圖5 不同織物單元規(guī)模下的彈丸動(dòng)能變化歷程曲線Fig. 5 Kinetic energy-time curves of the projectiles with different element numbers in the yarn section

1.4 預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型

根據(jù)單胞模型建立的纖維織物承力層與彈丸的超高速碰撞數(shù)值模型如圖6 所示。

圖6 中方形纖維織物承力層由4 層面密度為159 g/m的單層織物疊合而成，整體面密度為636 g/m，其邊長為29.520 mm，總厚度為1.200 mm，球形彈丸直徑為4.000 mm。建立的預(yù)張力纖維織物超高速碰撞模型中，4 層纖維織物靶板的有限元單元和SPH 粒子均為907 200 個(gè)，鋁合金彈丸的有限元單元和SPH 粒子均為56 000 個(gè)。

圖6 纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型Fig. 6 Numerical model for impact between fabric and projectile

模型中采用了基于對(duì)稱罰函數(shù)的碰撞接觸算法，彈丸、織物破碎后產(chǎn)生的粒子與紗線之間采用點(diǎn)-面接觸，紗線間以及織物層間使用面-面接觸模型。接觸罰因子設(shè)置為1.0。紗線間以及織物層間的動(dòng)摩擦因數(shù)設(shè)置為0.18，靜摩擦因數(shù)設(shè)置為0.23。

預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模擬分為2 個(gè)階段：(1)在纖維織物的經(jīng)紗、緯紗2 個(gè)方向同時(shí)施加預(yù)張力，使纖維織物處于拉伸狀態(tài)；(2)將其四周固定約束，同時(shí)彈丸以預(yù)設(shè)初始速度撞擊纖維織物承力層。

2 結(jié)果與討論

利用本文中建立的預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型，分析了不同預(yù)張力作用下纖維織物超高速碰撞過程中的熱-力學(xué)特性及其防護(hù)性能。圖7 為充氣艙整體結(jié)構(gòu)及纖維織物承力層在充氣艙中的位置示意圖。

圖7 充氣艙Fig. 7 An inflatable capsule

圖7(a)中，充氣艙兩端為剛性密封艙門，中間段為柔性艙壁。柔性艙壁由內(nèi)到外包含氣密層、纖維織物承力層和環(huán)境防護(hù)層，如圖7(b)所示，其中承力層材料為芳綸平紋纖維織物。

充氣艙壁的承力層共包含4 層纖維織物，等效厚度為0.440 mm，遠(yuǎn)小于艙體結(jié)構(gòu)尺寸，艙體可看作薄壁殼體結(jié)構(gòu)，運(yùn)用薄膜理論分析充氣后的艙壁應(yīng)力。假設(shè)承力層各層織物之間受力均勻，根據(jù)圓柱段受力平衡分析，艙體軸向應(yīng)力 σ=/(4δ) ， 環(huán)向應(yīng)力 σ=/(2δ) ，其中為艙體所承受的內(nèi)壓，為艙體中間段直徑（=2.5 m），δ 為艙壁厚度。本文中以環(huán)向應(yīng)力為參考，進(jìn)行艙體圓柱段預(yù)張力分析與加載。考慮充氣艙的長期在軌運(yùn)行、結(jié)構(gòu)輕量化設(shè)計(jì)和高安全系數(shù)，運(yùn)用薄膜理論分析得到了艙內(nèi)壓為0.05～0.30 MPa（約為3 個(gè)大氣壓，安全因數(shù)為3）時(shí)預(yù)張力的變化規(guī)律，如圖8 所示。

由圖8 可以看出，織物的預(yù)張力隨艙內(nèi)壓的增大而增大，艙內(nèi)壓在0.05～0.30 MPa 時(shí)，環(huán)向織物預(yù)張力為142～852 MPa，確定了預(yù)張力分析范圍為0～900 MPa。

圖8 纖維織物承力層預(yù)張力隨艙內(nèi)壓的變化曲線Fig. 8 Variation of the fabric pre-tension with the pressure in the inflatable capsule

考慮到充氣艙體中的纖維織物承力層曲率較小，且與彈丸碰撞后的產(chǎn)生的損傷區(qū)域?yàn)楹撩琢考?jí)，同艙體結(jié)構(gòu)相比非常小，為簡(jiǎn)化分析，將此處建模研究的纖維織物近似為平板結(jié)構(gòu)。本文中，首先，將織物進(jìn)行預(yù)張力加載，紗線內(nèi)拉伸應(yīng)力分別為0、100、300、500、700、900 MPa；然后，全約束織物的4 個(gè)側(cè)邊，超高速碰撞數(shù)值模擬中彈丸的初始速度為4 km/s，模擬碰撞過程的物理時(shí)間為0～4.5 μs；最后，對(duì)織物的變形與穿孔特性、碎片云特性、彈丸動(dòng)能吸收率和碰撞區(qū)域的溫升特性進(jìn)行分析，得到預(yù)張力對(duì)纖維織物碰撞過程中熱-力學(xué)特性及防護(hù)性能的影響規(guī)律。

2.1 織物變形與穿孔

圖9 為預(yù)張力不同的纖維織物在彈丸超高速碰撞下的應(yīng)力云圖和穿孔形貌。

圖9 預(yù)張力不同的纖維織物在彈丸超高速碰撞下的應(yīng)力云圖和穿孔形貌（t=4.5 μs）Fig. 9 Stress nephograms and perforation morphologies of fiber fabrics with different pre-tensions under hypervelocity-projectile impact (t=4.5 μs)

由圖9(a)可以看出，在彈丸碰撞作用下，纖維織物產(chǎn)生圓形穿孔，且圓孔周邊區(qū)域產(chǎn)生應(yīng)力并沿紗線軸向向外傳播。由圖9(b)～(d)可以看出，隨著預(yù)張力的提高，纖維織物的穿孔形貌趨近于矩形。這主要是因?yàn)椋嚎椢镌趶椡枧鲎泊┛缀?，穿孔區(qū)域紗線斷裂，相應(yīng)紗線的預(yù)張力卸載，產(chǎn)生變形恢復(fù)，從而在軸向方向產(chǎn)生回縮，使得圓形穿孔趨近于矩形。

在彈丸碰撞作用下，不同預(yù)張力纖維織物的穿孔面積如圖10 所示。

從圖10 可看出，隨著預(yù)張力的提高，織物的穿孔面積逐漸增大，其中當(dāng)預(yù)張力為零時(shí)，穿孔面積為15.63 mm，當(dāng)預(yù)張力為900 MPa 時(shí)，穿孔面積為18.46 mm，相比無預(yù)張力時(shí)高出18.1%。由于計(jì)算規(guī)模的限制，本文中取自彈丸與織物相互碰撞4.5 μs 后的穿孔面積。受紗線初始預(yù)張力及變形的影響，織物穿孔面積可能會(huì)隨著時(shí)間的推移而繼續(xù)增大。

圖10 在彈丸碰撞作用下，不同預(yù)張力纖維織物的穿孔面積Fig. 10 Perforated areas in the fiber fabrics with different pretensions under hypervelocity-projectile impact

2.2 碎片云特性

圖11 為預(yù)張力為500 MPa 的纖維織物與彈丸的超高速碰撞過程。

從圖11 可以看出，纖維織物在與彈丸的碰撞過程中發(fā)生了變形、斷裂和破碎，并產(chǎn)生了不斷向后運(yùn)動(dòng)的碎片云。圖11 中紅色、黃色和褐色的碎片粒子分別為彈丸、經(jīng)紗和緯紗斷裂后形成的碎片。本文中采用碎片云擴(kuò)散角2θ 對(duì)碰撞后的碎片云特性進(jìn)行表征，以分析預(yù)張力對(duì)碎片云特性的影響，其中θ=arctan(v/v)，v為方向具有膨脹速度最大值的粒子的方向速度分量，v為該粒子在方向的速度分量，如圖12 所示。

圖11 預(yù)張力為500 MPa 的纖維織物與彈丸的超高速碰撞過程Fig. 11 Hypervelocity impact process between a fiber fabric with the pre-tension of 500 MPa and a projectile

圖12 碎片云擴(kuò)散角Fig. 12 Debris cloud expansion angle

從圖13 可以看出，隨著預(yù)張力的提高，碎片云擴(kuò)散角逐漸減?。寒?dāng)預(yù)張力為零時(shí)，碎片云擴(kuò)散角為130°；當(dāng)預(yù)張力為900 MPa 時(shí)，碎片云擴(kuò)散角為109°，相比無預(yù)張力時(shí)碎片云擴(kuò)散角減小16.15%。隨著預(yù)張力的提高，碎片云分布更集中，不利于沖擊載荷的分散，進(jìn)一步降低了纖維織物的空間碎片防護(hù)性能。

圖13 碎片云擴(kuò)散角隨預(yù)張力變化曲線Fig. 13 Debris cloud expansion anglesunder different pre-tensions

2.3 彈丸動(dòng)能吸收率

從圖14 可以看出，隨著預(yù)張力的提高，其彈丸動(dòng)能吸收率逐漸下降，其空間碎片防護(hù)性能也隨之降低。其中，當(dāng)預(yù)張力為零時(shí)，其彈丸動(dòng)能吸收率為14.0%，當(dāng)預(yù)張力為900 MPa 時(shí)，其彈丸動(dòng)能吸收率為13.1%，相比于無預(yù)張力狀態(tài)彈丸動(dòng)能吸收率降低了6.9%。這說明，預(yù)張力對(duì)織物的空間碎片防護(hù)性能具有顯著的影響。在預(yù)張力較低（＜100 MPa） 時(shí)，纖維織物對(duì)彈丸動(dòng)能的吸收率下降較快，而在預(yù)張力較高（＞100 MPa）時(shí)，其動(dòng)能吸收率下降較慢，說明0～100 MPa 范圍內(nèi)的預(yù)張力對(duì)纖維織物空間碎片防護(hù)性能的影響更顯著。

圖14 不同預(yù)張力狀態(tài)下織物的彈丸動(dòng)能吸收率Fig. 14 Projectile kinetic energy absorption ratios by fiber fabrics with different pretensions

2.4 熱學(xué)特性

圖15 為預(yù)張力為500 MPa 的纖維織物與彈丸的超高速碰撞碰撞過程中的單元溫度變化。

圖15 織物穿孔區(qū)溫度分布Fig. 15 Temperature distribution in the fabric perforation zone

從圖15 可以看出，在彈丸的侵徹過程中，織物溫度升高，穿孔范圍不斷擴(kuò)大。溫度從碰撞中心（＞1 500 K）向穿孔邊緣處逐漸降低。本文中選取的織物溫度表征點(diǎn)為Ele-1、Ele-2、Ele-3 和Ele-4，如圖16 所示，其坐標(biāo)分別為(0.0, 0.1, 0.0)、(0.0, 0.97, 0.0)、(0.0, 1.75, 0.0)和(0.0, 2.2, 0.0)。以預(yù)張力為500 MPa 的纖維織物與彈丸的超高速碰撞過程為例，上述溫度表征點(diǎn)的溫度隨時(shí)間的變化曲線如圖17 所示。

圖16 溫度表征點(diǎn)Fig. 16 Temperature characterization elements

圖17 不同表征點(diǎn)的溫度隨時(shí)間的變化曲線Fig. 17 Variation of the temperatures with time at different characterization points

由圖17 可以看出：在彈丸與纖維織物的碰撞過程中，碰撞中心處的織物單元發(fā)生劇烈的溫升，如表征點(diǎn)Ele-1 的溫度在10 ns 內(nèi)由常溫迅速升至5 500 K；位于碰撞中心處的單元要早于碰撞邊緣處的單元發(fā)生溫升及破壞。由圖18 可以看出，各點(diǎn)的最高溫度隨著其到碰撞中心距離的增大而逐漸降低。根據(jù)已有超高速碰撞閃光輻射研究，彈丸與靶板超高速碰撞區(qū)域會(huì)產(chǎn)生瞬時(shí)高溫，其閃光溫度可達(dá)數(shù)千開爾文，同本文的計(jì)算結(jié)果較一致。

圖18 不同表征點(diǎn)的最高溫度隨其與碰撞中點(diǎn)距離的變化曲線Fig. 18 Variation of the maximum temperatures at different characterization points with their distances from the impact center

選取的表征點(diǎn)Ele-1 的最高溫度隨預(yù)張力的變化曲線如圖19 所示。

從圖19 可以看出，碰撞中心處單元的最高溫度隨預(yù)張力的提高而逐漸降低。這說明，在彈丸與纖維織物的碰撞過程中，纖維中預(yù)張力的存在，使得彈丸與紗線碰撞產(chǎn)生的塑性功減少，導(dǎo)致產(chǎn)生的熱量減少，減少了纖維織物對(duì)彈丸碰撞動(dòng)能的吸收，從而導(dǎo)致纖維織物空間碎片防護(hù)性能降低。

圖19 不同預(yù)張力下表征點(diǎn)Ele-1 的最高溫度變化曲線Fig. 19 Variation of the maximum temperature at characterization point Ele-1 with pre-tension.

3 結(jié) 論

建立了預(yù)張力纖維織物超高速碰撞數(shù)值模型，分析了不同預(yù)張力作用下纖維織物超高速碰撞過程中的熱-力學(xué)特性及其防護(hù)性能，得到的結(jié)論如下。

（1）隨著預(yù)張力的提高，纖維織物超高速碰撞穿孔面積增大，彈丸動(dòng)能吸收率降低，碎片云擴(kuò)散角減小。這表明，預(yù)張力降低了纖維織物對(duì)彈丸的破碎和減速能力。

（2）纖維織物碰撞區(qū)域的溫度隨預(yù)張力的提高而降低，表明預(yù)張力的存在，減少了彈丸與紗線碰撞產(chǎn)生的塑性功，導(dǎo)致碰撞區(qū)域的產(chǎn)熱量降低，從而降低了纖維織物對(duì)彈丸碰撞動(dòng)能的吸收。

（3）纖維織物內(nèi)部的預(yù)張力將顯著降低纖維織物的空間碎片防護(hù)性能。

（4）在對(duì)含有纖維織物層的艙體結(jié)構(gòu)進(jìn)行設(shè)計(jì)時(shí)，需要避免或減小預(yù)張力的存在，可采取的方式如：在承壓艙體外側(cè)安裝一層柔性纖維織物防護(hù)層；此外，可根據(jù)艙體纖維織物的預(yù)張力變化范圍，評(píng)估其空間碎片防護(hù)性能的降低水平，增加纖維織物的質(zhì)量和厚度，避免空間碎片穿透艙體結(jié)構(gòu)。