芳綸三維編織復(fù)合材料的抗沖擊性能研究資料

1、研究報告產(chǎn)業(yè)用紡織品總第167期芳綸三維編織復(fù)合材料的抗沖擊性能研究朱榮生(東華大學(xué)紡織學(xué)院, 上海,200051 摘要:, 建立與三維。用動態(tài)顯式算法有限元程序模擬傾斜單向。計算結(jié)果與彈道測試結(jié)的有效性。關(guān)鍵詞:三維編織復(fù)合材料, 抗沖擊性, 纖維傾斜模型, 有限元法, 彈道侵徹中圖分類號:TS101192311文獻標(biāo)識碼:A文章編號:1004-7093(2004 08-0026-05纖維增強復(fù)合材料以其輕質(zhì)高強和較高沖擊損傷容限在防護領(lǐng)域得到廣泛應(yīng)用。三維織物增強體系中, 貫穿厚度方向的纖維提供了材料的穩(wěn)定性, 增強了材料的層間剪切強度。研究指出, 在相同面密度條件下, 與其他增強結(jié)構(gòu)相比

2、, 三維編織結(jié)構(gòu)具有最高的抗侵徹能力和結(jié)構(gòu)完整性。目前對三維編織復(fù)合材料彈道侵徹性能計算主要建立在連續(xù)介質(zhì)假設(shè)上。由于三維編織復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的復(fù)雜性和有限元前處理的困難, 從真實細(xì)觀結(jié)構(gòu)計算三維編織復(fù)合材料是很難實現(xiàn)的。本文用纖維傾斜模型分解三維編織復(fù)合材料細(xì)觀結(jié)構(gòu), 并以此簡化細(xì)觀結(jié)構(gòu)的表征, 根據(jù)纖維體積含量等同的原則使其中的單向板結(jié)構(gòu)簡化到細(xì)觀結(jié)構(gòu)層次。用動態(tài)顯式算法有限元程序Ls 2Dyna 計算彈靶侵徹過程, 并以彈體剩余速度試驗為荷蘭Akzo Nobel 生產(chǎn)的對位芳綸T waron (1000型 , 基體為環(huán)氧618; 三維編織物采用東華大學(xué)紡織學(xué)院研制的四步法1×1三維

3、編織機編織12×4型和12×6型兩種類型編織物, 以環(huán)氧樹脂為基體形成的復(fù)合材料外形尺寸分別是(100±10 mm ×(45±3 mm ×(12±1 mm 和(100±10 mm ×(45±3 mm ×(20±2 mm , 纖維體積含量27%。2彈道貫穿測試對12×4型靶體和12×6型靶體分別進行15次和11次實彈沖擊試驗。彈速通過藥量調(diào)節(jié), 從240m/s 到接近700m/s 。試驗結(jié)果見表1。實驗發(fā)現(xiàn)鋼芯彈貫穿復(fù)合材料靶體后沒有變形, 忽略子彈變形、發(fā)

4、熱損失的能量, 認(rèn)為子彈動能的損失即為靶體吸收的能量。值和計算值的比較說明以細(xì)觀簡化方案計算三維編織復(fù)合材料彈靶侵徹的有效性, 同時分析靶體破壞特征和機理。1彈靶系統(tǒng)描述子彈為56式7. 62鋼芯彈; 靶體中纖維原料3三維編織復(fù)合材料的細(xì)觀結(jié)構(gòu)簡化方案3. 1三維編織復(fù)合材料準(zhǔn)細(xì)觀結(jié)構(gòu)層次的分解收稿日期:2003-10- 27作者簡介:朱榮生, 男,1979年生, 在讀碩士研究生。主要從事芳綸三維編織復(fù)合材料的抗沖擊性能研究。方案“纖維傾斜模型”是針對三維紡織結(jié)構(gòu)增強復(fù)合材料而建立的。它的基本思想是:將三維紡262004年第8期產(chǎn)業(yè)用紡織品研究報告表1三維編織復(fù)合材料彈道測試結(jié)果試驗號12&#

5、215;4型L1L2L3L4L5L6L7L8L9L10L11L12L13L14L15入射速度V i剩余速度V r(m/s 子彈動能變化( 試驗號12×6型H1H2H3H8H9H10H11入射速度V i(m/s 剩余速度V r子彈動能變化(J 織結(jié)構(gòu)增強復(fù)合材料結(jié)構(gòu)的最小單元(單胞 看作由一個長方體的四條空間體對角線紗線組成, 如圖1所示。單胞的尺寸(長P a , 寬P b 和高P c 決定了這四條紗線的位置和傾斜角度。加上復(fù)合材料中基體的作用, 每一個單胞可以看成是由四塊不同方向纖維鋪設(shè)的單向板組合而成, 如圖2所示, 這四塊單向板中纖維的排列方向分別為這四條對角線的方向。從而復(fù)合材

6、料可以看成是這些單胞的組合。忽略四塊單向板之間的互相交叉, 利用經(jīng)典層合板理論對每一塊層合板進行分析推導(dǎo), 得到復(fù)合材料整體的力學(xué)性質(zhì)。3. 2單向板纖維傾角圖3分別是12×6型復(fù)合材料的外觀形態(tài), y(a 正面圖(x 2y 面圖1三維增強結(jié)構(gòu)復(fù)合材料的單胞結(jié)構(gòu)(b 側(cè)面圖(x 2z 面圖2四塊單向板組成的“纖維傾斜模型”單胞圖312×6型復(fù)合材料的外觀形態(tài)27研究報告產(chǎn)業(yè)用紡織品總第167期和z 方向上紗線形態(tài)呈現(xiàn)明顯循環(huán), 取其中一個循環(huán), 從而單胞的高度P c 和寬度P b 可以確定, 同時結(jié)合紗線在側(cè)表面傾斜角度可以確定出單胞的長度P a , 見式(1 。L P b

7、 =n b P c =n c P a =編織復(fù)合材料的纖維體積含量(V f 推算得到, 見式(4 。2=V f4bc(4式中:D 每根纖維束截面直徑,1. 72mm 。對于12×4和12×6兩種類型的三維編織復(fù)合材料, 15 和20。 。tan 式中:L b , L c 分別為y 和z ;P a , P b , P c , y z ;n b , n c 分別為復(fù)合材料在y 和z 方向單胞循環(huán)數(shù) 。12×4型復(fù)合材料:L b =45mm , L c =12mm , n b =6, n c =2, =20°,(a 12×4型則P a =16. 5m

8、m , P b =7. 5mm , P c =6mm 。12×6型復(fù)合材料:L b =45mm , L c =20mm , n b =6, n c =3, =30°,(b 12×6型則P a =11. 55mm , P b =7. 5m m , P c =6167m m 。則單向板中纖維鋪設(shè)方向與三維編織復(fù)合材料長度方向的夾角為:tan =3. 3單向板細(xì)觀結(jié)構(gòu)P a +P c22圖4單向板模型圖4有限元計算用ANSY S 6. 0作前處理,Ls 2Dyna 960計算模塊計算和后處理。4. 1材料屬性(表2表2材料屬性項目材料模型密度(g/cm 3 模量(G P

9、a 泊松比屈服應(yīng)力(G Pa 彈體rigid 7. 82000. 3(2對于組成復(fù)合材料的四塊單向板中的任意一塊, 其長度a 和寬度b 均取6個單胞循環(huán), 厚度c 選擇標(biāo)準(zhǔn)為保證子彈穿透復(fù)合材料垂直距離為原復(fù)合材料厚度的1/4, 見式(3 。a =6×b =L b c =L P a +P c22環(huán)氧基體plastic kinematic1. 175. 00. 350. 10. 10. 54. 5T waron 纖維plastic kinematic1. 44710. 22. 580. 010. 55. 64×cos (3硬化系數(shù)切線模量(G Pa 失效應(yīng)變(%為簡化有限元幾

10、何模型和前處理過程, 根據(jù)坐標(biāo)系旋轉(zhuǎn)而彈靶相對位置不變的原則, 在單向板局部坐標(biāo)系中作彈靶侵徹計算, 即可認(rèn)為單向板中纖維鋪設(shè)方向與三維編織復(fù)合材料長度方向的夾角為0°, 而彈體旋轉(zhuǎn)一定角度使彈體軸線在單向板平面上的投影與纖維束之間的夾角為。單向板中纖維束的根數(shù)(n 可根據(jù)整體三維 284. 2結(jié)構(gòu)模型的網(wǎng)格化彈靶材料都用8節(jié)點6面體實體單元(S O LI D 164 網(wǎng)格化。其中彈體共有727個單元、990個節(jié)點; 單向板中12×4型三維編織復(fù)合材料彈道侵徹模型共有43007個單元、39798個節(jié)點,12×62004年第8期產(chǎn)業(yè)用紡織品研究報告型三維編織復(fù)合材料

11、彈道侵徹模型共有45526個單元、49035個節(jié)點。沖擊過程中的破壞形態(tài)和破壞機理。5計算結(jié)果與討論5. 1算例分析以12×6型(試驗號:H11 三維編織復(fù)合材料為例, 其中一塊傾斜單向板在彈道貫穿中彈體的速度與加速度變化見圖5。(a 12×4型(a 速度時間曲線(b 12×6型圖6子彈剩余速度與入射速度曲線6討論子彈接觸基體時, 基體除了直接承載外, 還會通過界面將所受的應(yīng)力傳遞給纖維增強體, 使復(fù)合材料作為一整體承受外部載荷, 復(fù)合材料整體(b 加速度時間曲線將發(fā)生一定程度的彎曲變形。同時, 由于子彈以一較高速度沖擊靶板, 接觸靶體沖擊面時, 就會產(chǎn)生應(yīng)力波(

12、壓縮波 , 并以較大的速度沿復(fù)合材料的橫向和縱向進行傳播, 遇到自由面和界面就會產(chǎn)生反射波(拉伸波 , 在拉伸波和壓縮波的共同作用下, 靶體背面產(chǎn)生材料崩落。在彎曲變形和應(yīng)力波的共同作用下, 子彈會被消耗大量能量, 所受載荷也會在很短時間內(nèi)達到最大值, 其在子彈加速度變化圖上的表現(xiàn)即為子彈所受加速度的絕對值很快達到最大峰值。隨著彈體侵徹的深入, 復(fù)合材料的基體會不斷發(fā)生開裂, 這就會導(dǎo)致彈體加速度絕對值的細(xì)微振蕩。當(dāng)彈體與復(fù)合材料中的纖維直接接觸后, 纖維束直接承載, 在壓縮和29圖5子彈貫穿靶體的速度、加速度(絕對值 變化圖5. 2計算結(jié)果與試驗結(jié)果的比較在假設(shè)每塊單向板吸能相同的情況下,

13、計算 得到彈體貫穿整個三維編織復(fù)合材料靶體后的剩余速度, 其與試驗結(jié)果的比較見圖6。從圖6可以看到, 入射速度與出射速度基本呈線性關(guān)系, 且實驗值與計算值吻合得較好。由彈體侵徹不同厚度三維編織復(fù)合材料靶體的剩余速度計算值和實驗值的比較可以看出, 本文提出的引入芳綸復(fù)絲形態(tài)的單向板有限元模型可以有效地模擬子彈侵徹靶體的過程, 以及靶體材料在研究報告產(chǎn)業(yè)用紡織品總第167期拉伸的共同作用下分次破壞斷裂。纖維斷裂后就不再承載受力, 這使侵徹過程中共同承載的纖維束根數(shù)不斷變化, 彈體在侵徹過程中所受載荷也不斷變化。在侵徹過程中, 纖維的承載是復(fù)合材料抵抗破壞的主要方式, 因而纖維束的分次斷裂和承載纖維

14、根數(shù)的不斷變化就會造成彈體承載的較大變化, 其表現(xiàn)為加速度絕對值的較大程度的振蕩。而基體和纖維抵抗侵徹破壞的共同作用就會導(dǎo)致彈體承載的不斷變化, 幅的振蕩。參文獻perimental Investigation of High Velocity Impact and Pene 2tration Failure M odes in T extile C omposites. Journal of C omposite Materials , 1999, 33(12 :108011032Jenq S T , K uo J T and Sheu L T. Ballistic Impact Re 2s

15、ponse of 32D F our 2S tep Braided G lass/E poxy C ompos 2ites. K ey Engineering , 1998, 141-143:349366徐靜怡, , 2002, 14(2 :3943J , Ma C L and Chou T W. Fiber Inclination M od 2el of 32D T extile S tructural C omposites. Journal C omposite Materials , 1986, 20(9 :4724841Flanagan M P , Z ikry M A and Wa

16、ll J W , et al. An Ex 2The Research of Ballistic Penetration of Rigid Projectileinto the 32D Braided C om posite(C ollege of textiles , D onghua University Zhu Rongsheng Abstract :Fiber inclination m odel for the description of 32D textile structural rein forced com posites is em ployed todecom pose

17、 32D braided com posites at quasi 2microstructure hierarchy. From this decom position scheme , the 32D braided com posites is equivalent to four inclined laminae and the cross over of the four laminae is neglected. The actual lamina considering the microstructure and having the same fiber v olume co

18、ntent with 32D braided com posites is established. The FE M code with explicit alg orithm is used to simulate the ballistic penetration of the rigid projectile into the lamina target. The residual velocity of projectile and the deformation of the target are obtained. From the com paris on between numerical results and ex 2perimental results , it proves that the decom position scheme of the 32D braided com posites at the mi 2crostructure hierarchy in this paper is valid and reas onable. In addition , the damage pattern