浸轧压力对STF-Kevlar织物高速冲击性能影响研究

刘璐璐， 柳 旭， 赵振华， 罗 刚， 陈 伟

(南京航空航天大学 能源与动力学院 航空发动机热环境与热结构工业和信息化部重点实验室，南京 210016)

高强度纤维织物被广泛应用于抗冲击领域，其中一项典型应用是作为航空发动机的风扇包容机匣[1-2]，即“软壁机匣”。其典型结构是在金属机匣外缠绕Kevlar织物，与金属机匣相比，具有成本低、质量轻、包容能力强等优点。目前在Kevlar织物的高速冲击机理[3]、力学行为[4]与数值分析方法[5-6]等领域已开展大量研究。高强度纤维织物的抗冲击性能主要影响因素包括：纤维力学特性、织物结构、织物层数、边界条件等，其中摩擦特性也是影响织物能量吸收的重要因素[7]。

剪切增稠液体(shear thickening fluid, STF)是一种非牛顿流体，通常为胶质悬浮液，其黏性随外载发生变化[8]。当剪切速率超过临界值时，STF的黏度急剧增加，当降低剪切速率后，STF从固态恢复到了初始的流体状态，这种剪切增稠行为可以由 “粒子族”理论[9]解释。由于其特性，近年来STF开始被研究应用于高强度纤维织物中，以提升织物的防弹和防刺性能。Haris等[10]开展了STF浸渍Twaron织物的冲击试验，结果表明，复合STF的Twaron织物能够提供更优越的冲击防护效果。Park等[11-12]在1 000～2 000 m/s的速度范围内对STF浸渍Kevlar织物开展了高速冲击试验，结果表明，STF可以使Kevlar织物的能量吸收特性提升约70%，使5层的STF-Kevlar织物的能量吸收特性相当于8层的纯Kevlar织物。STF对Kevlar织物高速冲击机理的影响：一方面是STF黏度特性在冲击过程中发生变化，此物理过程可以耗散部分能量；另一方面是STF的存在使织物中的纤维间、纱线间的摩擦作用显著增加。Majumdar等[13]的研究发现：当纯Kevlar织物受到冲击时，仅有与弹体直接接触的主要纱线起到承载作用并吸收能量，次要纱线则由于滑移作用未被扰动，其总体能量吸收较低；而使用STF处理的Kevlar织物，在冲击过程中，由于载荷速率的增加使STF的黏性增加，STF像基体一样使纱线紧密结合，织物整体参与承载与能量吸收，失效模式为纤维拉伸断裂，吸收能量较纯织物大大增加。由以上分析可知，将STF增强的Kevlar织物应用于航空发动机的风扇机匣包容系统[14-15]，可以发展抗冲击性能更好、更薄、体积和质量更小的软壁包容机匣，具有重要的军事价值和经济效益。

STF-Kevlar织物抗冲击性能的影响因素较复杂：一方面与织物自身特性相关，如机织工艺参数、织物层数、纱线线密度等；另一方面与STF的配比、流变特性以及STF与浸渍织物的工艺参数有关。Afeshejani等[16]发现当弹体冲击速率与STF的临界剪切速率接近时，STF的能量吸收特性最好，并且高机织密度、多层结构都可以有效提高STF-Kevlar织物的能量吸收。Park等[17]研究了STF-Kevlar织物顺序、织物层数和冲击点位置等因素对其抗冲击性能的影响，结果表明，当STF-Kevlar织物置于纯Kevlar织物后可以提升其抗冲击性能。Majumdar等[18]研究了STF-Kevlar织物的浸轧压力和二氧化硅(SiO2)纳米粒子浓度对其冲击特性的影响，结果表明，浸轧后STF能够更均匀地分布在纱线和织物结构中，浸轧压力越高，复合织物质量增加越少，而织物吸收的冲击能量越多。

本文针对STF-Kevlar织物在航空发动机机匣包容领域的应用，使用100 nm直径SiO2粒子配置了25w浓度的STF，分别采用0, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa的浸轧压力对STF-Kevlar织物进行处理，并利用空气炮设备，使用钛合金模拟叶片对纯Kevlar织物和STF-Kevlar织物开展了打靶试验，研究浸轧压力对STF增强Kevlar织物高速冲击机理与能量吸收特性的影响，为STF在包容机匣系统的应用奠定了良好的基础。

1 试验方法

1.1 STF制备

研究表明粒子直径越大，剪切增稠效果越明显，但配制难度也相应增加。选用100 nm直径的球形SiO2纳米颗粒作为STF的分散相，PEG-200聚乙二醇作为分散介质，SiO2质量分数为25w。配制采用机械搅拌法和超声波分散法进行分散，使纳米颗粒在分散介质中均匀分布，以得到性能优良、性质稳定的剪切增稠液。

1.2 STF流变性能测试

流变性能是流体微观结构的变化所表现出的宏观性能的一种表征。本文采用MCR302型流变仪，选用PP25探头，对所制备的STF分别进行了稳态流变性能和动态流变性能的测试。稳态流变性能测试在25 ℃室温条件下、0.1～5 000.0 s-1的剪切速率范围内进行，可获得STF的黏度与剪切速率的关系。动态流变性能测试在25 ℃室温和5%应变条件下、0.1～100.0 rad/s的角频率范围内进行，可获得反映材料弹性的储能模量G′(ω)以及反映材料黏性的耗能模量G″(ω)与角频率的关系。

1.3 STF-Kevlar织物制备

采用Kevlar 49平纹织物，其纱线几何参数与力学性能参数，如表1所示[19]。纯Kevlar织物的准静态拉伸应力-应变曲线，如图1所示。织物准静态拉伸力学性能参数，如表2所示。用于高速冲击试验的Kevlar织物长度为400 mm，宽度为200 mm。

表1 纯Kevlar织物材料参数

表2 纯Kevlar织物准静态拉伸力学性能

制备时，STF与Kevlar织物的质量比为1.5∶1.0。STF首先和其3倍体积的无水乙醇进行混合稀释。Kevlar织物浸渍在稀释的STF溶液中，在KQ-500DE型超声波清洗器中振动3 min，使其达到均匀混合的效果。STF-Kevlar织物悬挂于阴凉处自然风干48 h，使无水乙醇充分挥发，得到STF-Kevlar织物。

图1 纯Kevlar织物准静态拉伸应力应变曲线

1.4 STF-Kevlar织物的浸轧

STF-Kevlar织物的浸轧采用立式气压电动轧车进行，其原理与实物图如图2所示。通过调节气压可以控制轧车压辊间的压力，即STF-Kevlar的浸轧压力。分别选取0(未浸轧)，50 kPa，100 kPa，200 kPa的压力对STF-Kevlar织物进行浸轧，并在轧压后测量STF-Kevlar织物的质量。

图2 浸轧原理与实物图

1.5 微观形貌检测

将制备的STF-Kevlar织物和纯Kevlar织物分别裁成10 mm×10 mm的试样，在表面镀金后，采用日本电子公司的JSM-7001F型影像电子显微镜，分别在50倍、500倍、2 000倍和3 000倍的放大倍数观察表面形貌。纯Kevlar织物形貌如图3所示。由图3可知，纯Kevlar织物的纤维较松散，纤维与纤维之间有较大空隙，在部分纤维的表面有毛刺。

图3 纯Kevlar织物微观形貌观测

1.6 高速冲击试验

高速冲击试验在南京航空航天大学的65 mm空气炮试验系统上进行，其结构示意图如图4所示。主要包括：气源、炮管、发射控制系统、靶板夹持系统、弹体回收防护装置以及测试用的高速摄像及照明系统。为了模拟包容机匣受到的叶片冲击载荷，本文的试验采用TC4钛合金的矩形模拟叶片作为弹体，其尺寸及实物图如图5所示。弹体名义质量为138 g。为避免弹体尖角对织物冲击能力评估的影响，在其前缘设计有半径3 mm的倒圆角。试验时，叶片形弹体放置在铝制弹托中进行发射。弹体的发射速度通过调整发射的气压进行调整。试验过程中使用日本NAC公司的HX-3型高速相机拍摄叶片与织物靶板的相互作用，并计算入射速度和剩余速度。

图4 基于空气炮的冲击试验系统示意图

图5 钛合金弹体尺寸及实物图(mm)

试验时，由于织物在弹体的高速冲击下，会承受巨大的冲击载荷，可能从夹具中滑脱或被夹具切断。本文设计了织物夹持装置，由圆棒、开有半圆柱槽的压板和底板组成，如图6所示。织物缠绕在圆棒上，然后被放置在底板和压板的槽中，压板和底板通过螺栓固定。圆棒中心距344 mm，夹持后STF-Kevlar织物的剩余有效长度为290 mm。

图6 织物夹持装置结构及尺寸

2 试验结果

2.1 STF流变性能

(1)

图7 STF的稳态流变性能

在动态流变测试中，对样品施加振幅为γ0、频率为ω的正弦剪切应变γ，如式(2)所示

γ=γ0sin(ωt)

(2)

则剪切应力τ的关系符合式(3)，与剪切应变γ相差一个相位角δ。

τ=τ0sin(ωt+δ)

(3)

若应变幅值γ0足够小，则对应线弹性区间的应力τ表示为

τ(t)=γ0[G′(ω)sin(ωt)+G″(ω)cos(ωt)]

(4)

式中：G′(ω)为储能模量，反映材料弹性大小；G″(ω)为耗能模量，反映材料黏性大小。当G′(ω)≫G″(ω)时，材料主要发生弹性形变，表现为固态； 当G′(ω)≪G″(ω)时，材料主要发生黏性形变，表现为液态。对于非牛顿流体而言，其形态规律介于两者之间，因此表现为黏弹性行为。

储能模量、耗能模量及复合黏度随着角频率变化的双对数曲线，如图8所示。由图8可知，在低角频率下由于动态试验的不稳定性，导致了起始的曲线有较小的振荡，出现先降后升的拐点。在动态测试稳定后，随着角频率的增加，耗能模量G″的值一直呈现缓慢增加的趋势，储能模量G′先增加，在达到临界角频率后呈现下降趋势。在较低的角频率范围内，耗能模量G″略大于储能模量G′，STF表现为黏弹性状态；在临界角频率后，储能模量G′急剧下降，耗能模量G″急剧上升，使储能模量G′远低于耗能模量G″，STF表现为黏性液体状态，表明STF发生剪切变稀行为。

图8 STF的动态流变性能

复合黏度是指物质对外部动态剪切的总阻抗量度，主要包括黏性成分和弹性成分两部分。在试验所研究的角频率范围内，开始时由于试验条件不稳定，导致曲线有小幅震荡(见图8)。当试验稳定进行后，体系的复合黏度随着角频率逐渐增大而呈现递减的趋势。这是由于随着角频率的增大，分散介质的分子链与分散相粒子之间的氢键或是分子间作用力断裂也随之加快，导致体系的黏度减小。此外，断裂后体系中粒子更分散，使“粒子簇”的形成几率较少，即体系会随着剪切力产生增稠作用，对外界产生抵抗，但其抵抗力是随着剪切力角频率的增加而逐渐降低。

2.2 STF-Kevlar织物质量增加特性

浸轧后对STF-Kevlar织物的质量增加进行测量，并计算面密度，结果如表3所示。由表3可知，轧压后STF-Kevlar织物的质量增加率相对未轧压的织物有明显降低。随浸轧压力增加，STF-Kevlar织物的质量增加率由未浸轧时的41.9%降低至17.3%，尤其是浸轧压力由100 kPa增加至200 kPa时，质量增加率降低较为明显。而在50 kPa浸轧压力下，织物的质量增加率与未轧压时相比，变化较小，主要原因为压力较低时，由于抵消初始游隙，轧辊对织物的挤压作用较弱。

表3 不同浸轧压力下STF-Kevlar质量增加情况

2.3 STF-Kevlar织物微观形貌

纯Kevlar织物和STF-Kevlar织物在不同放大倍数下的微观形貌，如图9所示。STF处理过的Kevlar织物，纱线较平整，其中的纤维排列更加整齐、紧凑，由于SiO2纳米颗粒填充在其中，纤维之间的缝隙较小。由于STF的黏结作用，使Kevlar织物更加紧密。从图9(d)中标尺为1 μm的放大图中可知，纤维表面有团聚的SiO2粒子。

图9 STF-Kevlar织物微观形貌观测

2.4 高速冲击试验结果

对纯Kevlar织物和不同浸轧压力的STF-Kevlar织物开展的高速冲击试验所得结果，如表4所示。冲击试验得到击穿、回弹两种结果，其中回弹的冲击试验中的剩余速度为负值。弹道极限速度vbl可以由击穿状态的入射速度vs和剩余速度vr进行估算。

(5)

由表4可知，未浸轧的STF-Kevlar织物的弹道极限速度约为71.1 m/s，高于纯Kevlar织物(63.8 m/s)，说明剪切增稠液在叶片弹体冲击情况下能够提升Kevlar织物的抗冲击性能。在三种不同的浸轧压力下，STF-Kevlar织物的弹道极限均低于未浸轧的弹道极限。随着浸轧压力的增加，STF-Kevlar织物的弹道极限速度先显著下降，在50 kPa时为最小值(57.3 m/s)，随后增加，在100 kPa时为68.3 m/s。但随着浸轧压力继续增加200 kPa，弹道极限速度再次出现下降的趋势(60.2 m/s)。在100 kPa的浸轧压力下，STF-Kevlar织物的弹道极限速度最大，但相对未轧压的织物仍然低3.9%。

表4 不同浸轧压力的STF-Kevlar织物弹道冲击试验结果

3 分析与讨论

3.1 失效模式和破坏形态分析

不同浸轧压力下STF-Kevlar织物在相近冲击速度下的击穿破坏形貌对比，如图10所示。图10(a)为未浸轧的STF-Kevlar织物，叶片击穿后，在织物上留下较圆的穿孔，与弹体直接接触的经纱和纬纱被从织物冲拔出，织物上形成了十字交叉形状的损伤，并且织物的整体鼓胀变形较大。浸轧后STF-Kevlar织物的损伤形貌与未浸轧织物的损伤较接近，但织物整体更紧实，其中50 kPa，200 kPa的试件损伤面积较小，织物上有十字纹，被抽拔的纱线较未浸轧的织物少。而100 kPa的损伤面积较大，且在边缘处也出现损伤。

图10 不同浸轧压力的织物破坏损伤

根据以上分析，发现织物弹道极限与损伤面积具有明显的相关性，统计了不同织物在相似冲击速度下损伤面积与弹道极限的关系，如表5所示。由于弹体为叶片型弹体，其断口多呈现不规则形状，在获得不规则损伤面积后，将其等效为同等面积的圆形穿孔，进而获得等效损伤半径。不同类型织物的弹道极限随等效损伤半径的变化，如图11所示。近似呈现线性关系，采用线性函数进行拟合，得

vbl=47.74+0.739 34×R

(6)

式中：vbl为弹道极限速度；R为等效损伤半径。

表5 不同织物弹道极限与损伤面积关系

以100 kPa浸轧压力下的STF-1-3试验为例，研究典型浸轧后STF-Kevlar织物在叶片弹体撞击下的变形过程，如图12所示。由图12可知：在1.0 ms前，弹体几乎垂直撞击织物，在织物上形成了非常明显的以接触点为顶点的锥形变形区；在弹体与织物的相互作用下，弹体的姿态发生偏转，在叶片穿出织物的过程中，由于织物的不对称作用，弹体姿态持续偏转，并拉扯更多的纱线参与承载与能量吸收，相应的，最终织物的损伤面积较大。

图11 不同织物弹道极限与损伤面积关系

图12 100 kPa浸轧压力的STF-Kevlar织物的变形过程

选取织物纱线断裂前的高速摄像图片，测量织物在冲击过程中的锥形变形区的凸起高度H(即极限变形高度)和角度θ，如图13所示。通过式(7)估算织物的断裂伸长率ε。

(7)

图13 冲击过程中织物最大变形示意图

根据不同浸轧压力下Kevlar织物的相近入射速度试验的高速摄像图片计算织物破坏前的极限变形高度、断裂延伸率，如表6所示。变形角度与极限变形高度随浸轧压力的变化关系，如图14所示。由图14可知，纯Kevlar织物的极限变形高度最大，与未浸轧的STF-Kevlar织物相当。由图1可知，纯Kevlar织物的平均失效应变为0.32，而根据高速摄影图像中织物的极限变形高度和角度计算的织物断裂伸长率为0.252，两者较接近。冲击试验中断裂延伸率相对准静态拉伸试验偏小的原因主要是在冲击试验中，织物的拉伸变形并不均匀，局部位置会提前达到断裂。

表6 不同浸轧压力下Kevlar织物变形与断裂伸长率

图14 极限变形高度与角度随浸轧压力变化

浸轧后的织物极限变形高度与未浸轧的STF-Kevlar织物相比整体减小，随浸轧压力的增大而轻微增加。其中在50 kPa的浸轧压力下极限变形高度最小，比纯Kevlar织物减小35.7%。断裂伸长率的变化情况相似，其中在100 kPa的浸轧压力下断裂延伸率最小，仅为纯Kevlar织物的52.4%。

3.2 能量吸收特征

表中织物吸收能量EA可由弹体动能消耗计算

(8)

式中，mb为弹体质量。

(9)

式中， 矩形弹体特征直径宽度D=45 mm。因此，冲击时的剪切速率由1 704 s-1降低至486.7 s-1。在冲击过程中几乎始终处于STF的增稠范围，因此可以起到较好的能量吸收作用。

在三种不同浸轧压力下，STF-Kevlar织物的能量吸收接近，其中100 kPa浸轧压力处理的STF-Kevlar织物的能量吸收最高，达到328.3 J，比纯Kevlar织物提高了12.4%，但比未浸轧的Kevlar织物降低了13%。这一方面是由于浸轧过程挤出了多余的STF，导致参与吸收能量的STF减少；另一方面是压轧后的织物纱线更加紧实，相对未浸轧织物其纱线易发生脆性断裂，导致织物的极限变形高度和断裂延伸率相比未浸轧的STF-Kevlar织物降低，纱线拉伸变形能减少而导致弹道极限和能量吸收降低。此外，浸轧使织物内部产生残余应力，这也是影响STF增强效果的一个因素。

图15 不同类型织物的能量吸收

不同浸轧压力使STF-Kevlar织物的质量增加率和面密度具有较大差异，为了考核单位质量织物的能量吸收特性，使用弹道性能指数(ballistic performance index, BPI)进行评估

(10)

式中：IBP为弹道性能指数；Σ为织物的面密度。

不同种类织物的BPI，如图16所示。由图16可知，纯Kevlar织物的BPI最高，高于未浸轧的STF-Kevlar织物。浸轧后，BPI整体降低，其中在50 kPa的浸轧压力下BPI最低。这主要是由于50 kPa的浸轧压力较低，浸轧后STF-Kevlar织物的面密度与未浸轧的STF-Kevlar织物相近。BPI随着浸轧压力的提高而提高，在200 kPa的浸轧压力下的织物的单位面密度吸收能量与未轧压的织物相近。

图16 不同浸轧压力的STF-Kevlar弹道性能指数

选取结果中速度相近的试验(76.7～84.7 m/s)绘制织物的能量吸收、BPI指数随浸渍压力的变化关系，如图17所示。由图17可知，织物能量吸收的变化趋势与BPI的变化趋势基本一致。浸轧后的STF-Kevlar织物的能量吸收较未浸轧时减少，其中当浸轧压力为50 kPa时最小。在100 kPa的浸轧压力下，STF-Kevlar织物单位面密度吸收的能量最高，继续增加浸轧压力至200 kPa，BPI略微下降。织物的能量吸收随浸轧压力变化的趋势与图11中极限变形高度的变化趋势一致。这是由于织物吸收能量主要依靠纤维的拉伸变形，因此变形越大，吸收能量越高。浸轧后织物变得更加紧实，在一定程度上限制了织物的变形。

图17 能量吸收与弹道性能指数随浸轧压力变化趋势

4 结 论

本文使用100 nm直径SiO2纳米粒子配制了质量分数为25w的剪切增稠液，测试了其稳态和动态流变性能，并在不同浸轧压力下与Kevlar织物复合。在空气炮上开展了STF-Kevlar织物的弹道冲击试验，研究了织物损伤形貌、变形演化与能量吸收及其随浸轧压力的变化关系。主要工作与结论如下：

(1) 使用SiO2纳米粒子制备的STF呈现明显的剪切增稠效应，临界剪切速率为169 s-1，增稠比为56.4，增稠范围为169～1 500 s-1。与Kevlar织物复合后，纳米SiO2粒子均匀附着在纤维的表面，纤维紧密黏连。随着浸轧压力的增加，STF-Kevlar织物的质量增加率明显降低。

(2) 由于冲击试验的速率范围与STF的剪切增稠速率范围一致，STF能够提高Kevlar织物的弹道极限，冲击能量的吸收最高可提升29.4%。但由于STF导致的织物质量增加，使STF-Kevlar织物的弹道性能指数小于纯Kevlar织物的弹道性能指数。

(3) 在三种不同浸轧压力下，STF-Kevlar织物的能量吸收较为接近，相对纯Kevlar织物提高了12.4%，但低于未浸轧的Kevlar织物。在50 kPa浸轧压力下，STF-Kevlar织物的能量吸收最低；在100 kPa的浸轧压力下，织物的弹道性能指数最高。能量吸收的变化趋势与织物极限变形高度的变化趋势一致。