氧化鋅改性芳綸織物的抗彈道沖擊性能的數值模擬

許堯杰, 劉瀚*, 張宏, 黃廣炎,2

(1.北京理工大學 爆炸科學與技術國家重點實驗室, 北京 100081; 2.北京理工大學 重慶創新中心, 重慶 401120)

0 引言

防彈衣能夠在軍事沖突和恐怖襲擊中有效保護士兵的生命安全,為了使防彈衣重量更輕、穿著更舒適,人們開始采用高強度、低密度、高模量的Kevlar和Twaron等芳綸織物[1-3]作為防彈衣防護層。隨著防護技術的發展,防彈織物的力學性能和整體結構將會得到優化,關于防彈衣的輕量化和高性能的要求會越來越強烈,柔性防彈衣將會在未來戰爭中發揮重要的作用。

纖維的力學性能對織物的抗彈性能有顯著影響,為提高織物的抗彈性能,纖維改性一直是人們的研究重點。Cao等[4]研究了剪切增稠液(STF)改性芳綸織物在高應變率下的力學性能和吸能特性,改性織物的紗線間摩擦力顯著提高,吸能性能隨之提高。Hasanzadeh等[5]發現STF改性芳綸織物在受到穿刺載荷時,穿透峰值和吸能性能較純織物有顯著提高。除了使用STF對織物進行改性,研究者們還通過在纖維表面種植氧化鋅顆粒,使紗線間的摩擦力顯著提高,增強織物的抗沖擊性能[6-8]。Hwang等[9]發現氧化鋅改性紗線的彈性模量和拉伸強度較純織物略有提高。Dixit等[10]研究了STF和氧化鋅改性織物的低速抗沖擊性能,發現氧化鋅改性織物的能量吸收較純織物提高了36.6%。

為研究改性織物的抗彈道沖擊機理,人們常開展數值模擬工作,分析在彈道沖擊過程中織物的應力云圖與細微變形,與彈道試驗形成互補與對照。前人對純織物的彈道沖擊模擬進行了許多研究,對織物的損傷機理與失效模式進行了詳細的描述[11-14]。Cao等[15]通過增加紗線間的摩擦系數來等效對STF改性芳綸織物的數值模擬。Liu等[16]測試了改性紗線的彈性模量、拉伸強度與紗線間摩擦系數,模擬了STF改性芳綸織物的彈道沖擊過程。

在以往的研究中,有大量文獻針對氧化鋅改性織物進行了力學性能的研究[17-20],表明織物經氧化鋅納米顆粒改性后,紗線的拉伸強度、彈性模量和紗線間摩擦系數均有提高。Liu等[16]的研究結果表明,紗線的力學性能和紗線間摩擦系數的提升可以提高織物的抗彈性能,但是目前對于氧化鋅改性織物抗彈道沖擊性能的研究較少,氧化鋅改性織物在抗彈性能方面的潛力沒有得到展現,相關的數值模擬工作少有開展,氧化鋅改性織物受到彈丸沖擊時的失效機理也尚不明確,從而制約了氧化鋅改性織物在防彈裝備方面的應用。

本文開展了準靜態力學測試、紗線拉拔測試、彈道試驗和數值模擬工作,對氧化鋅改性織物的抗彈性能開展了系統的試驗研究與數值模擬研究。從彈道極限和能量吸收的角度分析了氧化鋅改性織物相較傳統織物彈道性能的提升幅度,從細觀模型的角度進行了等效仿真,對氧化鋅改性織物的失效模式與防護機理進行闡述,為氧化鋅改性織物在柔性防彈領域及單兵作戰防護領域的應用提供了依據。

1 力學及彈道性能試驗

1.1 試驗材料

試驗中使用Twaron芳綸織物(面密度為240 g/m2),化學試劑均采購于中國上海阿拉丁生化科技股份有限公司,包括氫氧化鈉(分析純≥97%)、30%醋酸溶液、六水合硝酸鋅(分析純≥99%)、二水合乙酸鋅(分析純≥99%)、烏洛托品(分析純≥99%)、去離子水。

1.2 芳綸織物上氧化鋅納米顆粒生長工藝

在芳綸織物上生長氧化鋅納米顆粒的工藝流程分為4個步驟:

1) 織物裁剪:將芳綸織物裁剪為200 mm×200 mm的方形織物,編號,稱取布重。

2) 雜質去除:將芳綸織物浸漬于10%的氫氧化鈉溶液中20 min,用去離子水洗滌。再將洗滌后的織物浸漬于30%的醋酸溶液中20 min,用去離子水洗滌。上述過程重復3次來去除纖維表面的雜質。

3) 氧化鋅生長基質的生成:準備0.2 mol/L的乙酸鋅溶液和0.25 mol/L的氫氧化鈉溶液,取兩種溶液各500 mL置于培養盤中,在60 ℃下加熱1 h,將步驟2處理后的織物浸漬于混合溶液中,在70 ℃下培養1 h,使用滾輪輾軋去除織物表面冗余的雜質顆粒,將培養后的織物置于120 ℃的烘箱中干燥1.5 h。烘干后,含有種子層的芳綸織物將被用于納米氧化鋅納米顆粒的生長基質。

4) 氧化鋅納米顆粒的生長:準備0.3 mol/L硝酸鋅溶液和0.15 mol/L烏洛托品溶液,取兩種溶液各500 mL置于培養盤中,將混合溶液在60 ℃下加熱0.5 h。將步驟3中的織物浸漬于硝酸鋅和烏洛托品的混合溶液中,在80 ℃下培養2 h,將培養后的織物置于140 ℃的烘箱中真空干燥3 h,期間每隔1 h將織物翻面一次。烘干后的試樣稱重并記錄?？椢飬等绫?所示。

1.3 改性纖維的微觀表征

為研究氧化鋅顆粒在纖維表面的生長情況,通過日本JEOL公司產JCM-7000掃描電子顯微鏡(SEM)觀察纖維的表面形貌。圖1顯示了純織物和氧化鋅改性織物SEM成像結果。由圖1可知,純織物的表面光滑且平整,氧化鋅改性織物表面的粗糙度顯著增加,氧化鋅顆粒均勻地生長于纖維表面,使纖維之間的聯結更加緊密。

1.4 紗線準靜態拉伸測試

紗線的拉伸強度及失效模式顯著影響織物的彈道性能,彈道沖擊的過程為高應變率響應,其應變率大致處于1 000～10 000 s-1[21-22],但大量研究表明芳綸纖維及改性芳綸纖維的拉伸行為受應變率的變化的影響較小[16,23]。因此本文研究采用準靜態拉伸來測量芳綸纖維及改性芳綸纖維的拉伸特性。

1.4.1 測試方案

用鋁合金加強片夾住紗線的兩端,距離為40 mm。 采用環氧樹脂膠將紗線粘合在鋁合金片材上,常溫固化12 h以保證粘合的穩定性。

準靜態拉伸試驗在美國美特斯系統公司產MTS-C44.304萬能試驗機上進行,試驗布局如圖2 所示,拉伸速率為0.001 s-1。 為減少試驗誤差,選擇相同幾何形狀和尺寸的Twaron織物樣品進行測試。

圖2 準靜態拉伸試驗布局Fig.2 Layout of quasi-static tensile test

1.4.2 測試結果

純織物和氧化鋅改性織物在0.001 s-1應變率下的準靜態拉伸試驗的應力-應變曲線如圖3所示。當紗線進行準靜態拉伸時,由于受力不均勻,部分細絲會提前達到承載極限而斷裂,導致紗線穩定性變弱。剩余的細絲會繼續承受拉伸載荷,直至所有細絲斷裂,這是紗線的應力-應變曲線部分呈現非線性的原因。由圖1可以看出,細絲表面的氧化鋅顆粒顯著增加了紗線表面的粗糙度,根據Liu等[16]的結論,細絲之間的聯結更緊密,會增加紗線的剛度,彈性模量也隨之增加。氧化鋅改性織物的彈性模量和拉伸強度分別為78.75 GPa和2.522 GPa,相較于純織物分別提升了5.0%和5.1%。

圖3 純織物和氧化鋅改性織物準靜態 拉伸試驗的結果Fig.3 Quasi-static tensile results of neat and ZnO- modified fabrics

1.5 紗線拉拔測試

1.5.1 測試方案

為了研究純織物與氧化鋅改性織物的紗線間摩擦系數,在萬能試驗機上進行了紗線拉拔試驗。裁剪預處理的織物如圖4(a)所示,將上半部分的紗線逐層抽出,用刀沿底部黑線切斷紗線以防止末端夾緊的影響,使紗線可以順利地從織物中拉出。采用萬能試驗機的上方夾具夾住紗線的頭部,提供紗線的拉拔力,萬能試驗機下方的固定裝置將織物黑線以下的部分固定,將紗線以相應速度拉出,如圖4(b)所示,分別以2 mm/min和 20 mm/min的速度開展紗線拉拔測試。

圖4 紗線拉拔試驗布局Fig.4 Layout of yarn pull-out test

1.5.2 測試結果

紗線之間的摩擦系數對織物的力學性能有顯著的影響[24-25]。根據Xu等[24]的結論,在選用同種類型的紗線時,紗線間的摩擦系數和最大紗線拉拔力呈正比,圖5顯示了紗線在不同拉拔速度下拔出的載荷-位移曲線。當拉拔速度從2 mm/min增加至20 mm/min時,最大拉拔力略有增加,對于純織物和氧化鋅改性織物來說,最大拉拔力波動較小,因此通過取兩種拉拔速度下的最大拉拔力平均值測算出的紗線間摩擦系數近似看作常數[24]。在2 mm/min的拉拔速率下,純織物和氧化鋅改性織物的最大紗線間摩擦力分別為4.6 N和17.4 N,當拉拔速率增加至20 mm/min,純織物和氧化鋅改性織物的最大紗線間摩擦力分別增加至4.9 N和18.9 N。兩種速率下最大紗線拉拔力的平均值分別為4.75 N和 18.15 N,根據Xu等[24]的結論,Twaron純織物的紗線間摩擦系數為0.22,則氧化鋅改性織物的紗線間摩擦系數推算為0.84,相較于純織物提高了282%。與Xu等[24]的研究進行對比,由于二氧化硅是物理附著于纖維表面,STF改性織物的紗線間摩擦系數僅為0.49,氧化鋅納米顆粒由于生長于纖維表面,顯著提高了紗線與紗線之間的結構互鎖,紗線間的聯結因此更加緊密。

圖5 紗線拉拔試驗結果Fig.5 Results of yarn pull-out test

1.6 織物彈道性能測試

1.6.1 測試方案

為研究氧化鋅改性織物的彈道性能,開展了尺寸為200 mm×200 mm織物的彈道沖擊試驗。試驗系統主要由12.7 mm彈道槍、直徑為10 mm的鋼珠、樹脂彈托、靶架、織物、高速攝影機等組成(見圖6)。 高速攝影機記錄彈丸的飛行軌跡、沖擊織物的過程、初速和存速。為實現對織物的穩定固定,采用8個螺栓將壓環、織物與背板穩定連接,避免織物因邊界固定不完全而發生的不穩定形變影響試驗結果[15]。

1.6.2 測試結果

當彈丸以一定速度沖擊織物時,高速攝影機記錄彈丸的沖擊速度vi和穿過織物后的殘余速度vr,彈丸穿過單層純織物和氧化鋅改性織物的速度變化如圖7所示,通過Recht-Ipson公式[26]擬合:

圖7 彈道極限擬合曲線Fig.7 Ballistic limit fit curves

(1)

式中:vbl是彈道極限速度;α和p是控制曲線形狀的參數。從擬合曲線可以看出,式(1)與試驗結果吻合度較高。

對于單層織物,純織物的彈道極限速度為66 m/s,氧化鋅改性織物的彈道極限速度為102 m/s, 相較于純織物提升了54.5%,且面密度僅增加了3.1%。對比Xu等[24]的研究結論,STF改性織物較純織物的彈道極限速度提升僅為40%,但是面密度增益卻高達30.09%?？梢园l現,氧化鋅改性不僅可以顯著提高織物的抗彈性能,同時織物面密度增益較小,完全貼合了實戰中對于防彈衣輕量化和高性能的要求。根據Xu等[24]和Malakooti等[18]的結論,紗線間摩擦力的增加可以限制纖維絲束的移動,增加紗線拔出峰值載荷并顯著改善沖擊過程中的能量耗散,受到沖擊彈丸沖擊時,會帶動更多的紗線參與防護,進而提高改性織物的抗彈性能。同時,由于紗線彈性模量和極限拉伸應力的增加,纖維的局部承載能力得到加強,彈丸沖擊織物時受到的抵抗阻力增加,織物的彈丸的動能耗散顯著提高,氧化鋅改性織物由于紗線間摩擦系數和拉伸強度的顯著提高,其彈道性能也隨之增強。

為評價氧化鋅改性織物的吸能特性,選用彈丸穿過織物后的動能變化ΔEk作為評價標準。定義如式(2)所示:

(2)

式中:m是彈丸的質量。在實際應用中,防護裝備的重量是指標中的重要參考,為衡量單位面密度下防護織物的吸能特性,引入比吸能(SEA)的概念,SEA可以用ΔEk/Ar來表示,其中ΔEk是織物的能量吸收(J),Ar是織物的面密度(kg/m2)。

單層織物的SEA如圖8所示。由圖8可以發現,氧化鋅改性織物的SEA特性顯著優于純織物,說明氧化鋅顆粒種植提高了紗線間的摩擦系數,進一步提高了織物的能量吸收性能。

圖8 單層織物的SEAFig.8 SEA of single-layer fabrics

圖9從宏觀角度顯示了純織物和氧化鋅改性織物的局部失效圖。試驗中紗線的失效模式通常有兩種,即拉伸失效和剪切失效。在拉伸失效的情況下,會發生不規則斷裂,并且紗線的斷裂長度各不相同[27]。發生剪切破壞時,紗線的斷裂長度幾乎相同。圖10展示了織物的微觀失效特征,可以看出,純織物和氧化鋅改性織物斷口處的紗線形狀多為不規則、彎曲甚至相互交叉。這表明純織物、氧化鋅改性織物在彈丸沖擊下的主要破壞模式是拉伸破壞。在發生拉伸失效之前,紗線會從織物中拉出,基于這一發現,提高紗線間摩擦系數有助于增加紗線受到彈丸沖擊時拉出的阻力,抵抗受到沖擊時發生的拉伸破壞,增加紗線與紗線間、彈丸與紗線間的摩擦耗能,進而提高織物的防彈性能,這也是氧化鋅改性織物彈道性能提升的原因。

圖9 織物的宏觀失效特征Fig.9 Macroscopic failure features of fabrics

圖10 織物的微觀失效特征Fig.10 Microscopic failure features of fabrics

2 織物彈道沖擊數值計算模型

2.1 材料模型

在彈丸沖擊纖維織物的過程中,彈丸無明顯變形,設定為剛體,其材料參數如表2所示[24]。

纖維為橫觀各向同性材料,共有3個方向定義16個材料參數,其中1方向為主方向,沿著紗線軸線方向,2、3方向分別為面內和面外紗線徑向方向。

表2 彈丸力學性能參數[24]Table 2 Mechanical property of projectile[24]

在彈丸沖擊織物過程中,纖維在1方向承擔主要載荷,因此通過紗線準靜態試驗獲得紗線1方向的彈性模量和拉伸強度。對于2、3方向,根據紗線橫觀各向同性的材料特性,Wisniewski等[28]假定各個方向材料參數相等且遠小于1方向的數值,因此設置2、3方向的彈性模量為1方向的1%?？椢镌趶椀罌_擊過程中,紗線主要承載拉伸應力,參考Knoff等[29]的工作設置了近似的芳綸纖維剪切模量值。純織物紗線的力學性能參數如表3所示,紗線間摩擦系數設置為0.22。氧化鋅改性織物由于力學性能發生了變化,其1方向的彈性模量和拉伸強度分別設置為78.75 GPa和2.522 GPa,紗線間摩擦系數設置為0.84。

表3 Twaron紗線力學性能參數Table 3 Mechanical properties of Twaron yarn

在模擬纖維織物失效方面,參照文獻[30],進行軟件子程序的設置,將纖維的失效準則設置為 1方向的拉伸失效準則。

2.2 計算模型

在以往的研究中,為簡化分析,通常采用建立宏觀板模型來分析織物的失效過程[31]。本文通過有限元分析軟件從細觀尺度建立單根紗線模型,分別沿經紗方向和和緯紗方向對單根紗線進行相應陣列,通過Merge功能將其編織成整體,將編織后的織物設為實體單元,為織物的每根紗線賦予1～3方向材料方向,研究彈丸沖擊芳綸織物的過程。紗線的橫截面如圖11所示。

圖11 紗線橫截面形狀Fig.11 Cross-sectional shape of yarn

為提高計算效率,鑒于模型對稱性,建立1/4模型來分析織物的彈道性能,如圖12所示。數值模擬中織物的面密度為242 g/m2,與彈道試驗基本相同。

圖12 數值模擬1/4模型Fig.12 1/4 model of numerical simulation system

在數值模擬中,芳綸織物與彈丸的網格單元均劃分為三維八節點六面體縮減積分實體單元(C3D8R),芳綸織物網格尺寸為0.2 mm;彈丸的網格尺寸為 0.4 mm[24]。彈丸與芳綸織物間的接觸采用通用接觸,法線方向設為硬接觸,切線方向為罰接觸,紗線間摩擦系數通過紗線拉拔測試獲得,織物邊界固定設置為四周邊界的完全固定。彈道試驗中,通過調整靶板與彈道槍的高度來確保彈丸擊中織物中心,因此數值模擬中,將彈丸與織物的沖擊接觸點設為織物正中心。

3 數值模擬結果與討論

圖13顯示了單層純織物和氧化鋅改性織物的數值模擬和彈道試驗結果的對比圖,兩種織物的彈道試驗中的彈道極限分別為66 m/s和102 m/s,數值模擬結果為62 m/s和90 m/s,仿真誤差為6.1%和11.8%,仿真結果略低于彈道試驗結果,因為在彈道試驗中無法實現仿真中邊界完全固定的條件。仿真曲線與彈道試驗曲線較為吻合,進一步說明氧化鋅改性織物通過增加紗線間的摩擦系數顯著提高織物的彈道性能,細觀模型的建立與力學性能參數的等效可以較好地仿真氧化鋅改性織物的彈道沖擊過程。

圖13 仿真與彈道試驗結果對比Fig.13 Comparison of simulated and ballistic impact test results

圖14 單層氧化鋅改性織物在140 m/s彈丸 沖擊下的失效過程Fig.14 Failure process of single-layer ZnO-modified fabric under 140 m/s ballistic impact

圖14描述了單層氧化鋅改性織物在140 m/s沖擊速度下的變形和破壞過程。圖15展示了200 μs 時彈道試驗與仿真結果中織物變形的宏觀對比,可以發現仿真結果與試驗結果具有良好的一致性。彈丸接觸織物時,在纖維中產生縱向的拉伸應力波,沿著纖維以材料聲速傳播,與彈丸接觸的紗線質點隨著彈丸沖擊發生橫向運動,形成橫向機械波,在材料中以較低的速度傳播[32]。隨著彈丸的持續沖擊,織物橫向偏轉幅度增大,背部鼓包變大,彈丸的大部分動能轉換為織物應變能及動能[33]。在數值模擬中可以更清晰地觀察到織物受到彈丸沖擊時的波動。

圖15 氧化鋅改性織物在140 m/s彈丸沖擊下仿真與 試驗的宏觀結果對比Fig.15 Comparison between simulated and test macro results of ZnO-modified fabric under 140 m/s ballistic impact

4 結論

本文通過掃描電鏡成像、準靜態拉伸測試、紗線拉拔測試和彈道試驗和數值模擬等方法研究了新型氧化鋅改性織物的彈道性能。得出以下主要結論:

1)SEM圖像顯示氧化鋅顆粒均勻地生長于纖維表面,增加了纖維之間的結構互鎖,纖維表面的粗糙程度顯著提高。

2)準靜態拉伸試驗表明,氧化鋅改性織物的彈性模量和拉伸強度較純織物分別提高了5%和5.1%。紗線拉拔試驗結果表明,由于紗線間的聯結程度和表面粗糙度的提高,氧化鋅改性織物的紗線間摩擦系數較純織物提高了282%。

3)彈道試驗結果表明,氧化鋅改性織物的彈道極限速度較純織物提升了54.5%,且比能量吸收特性明顯優于純織物。數值模擬與彈道試驗的彈道極限速度誤差較小且宏觀結果對比具有良好的一致性,進一步證明了紗線間摩擦系數和力學性能的提升對織物的彈道性能有顯著的影響。

氧化鋅改性織物可以成為柔性防彈衣設計的新思路?？紤]到實際應用的需要,多層氧化鋅改性織物對制式彈丸的抗沖擊性能將是我們接下來的研究重點。