制造路线与迎弹面构型对亚麻/芳纶-环氧混杂层合板完全穿孔响应的影响：构型分辨比较

《Journal of Composites Science》：Complete-Perforation Response of Hybrid Flax/Aramid–Epoxy Laminates Manufactured by Different Routes and Strike-Face Configurations

　　

本研究比较了在固定名义12层混杂结构下，改变制造路线和置于迎弹面的增强体时，亚麻/芳纶-环氧层合板的完全穿孔响应（complete-perforation response）。含六层亚麻和六层芳纶双向织物并以交替二层块排列的层合板，分别通过手动模压（manual compression molding）或真空辅助手糊（vacuum-assisted hand lay-up）制备，并采用9 mm全金属被甲弹丸（full-metal-jacket projectile, FMJ）冲击。四种构型每种对一块板进行五次冲击；因此，射击被视为每块板内的重复观测，而非独立制造重复。平均残余速度（residual velocity）介于353.4与361.2 m/s之间，平均弹丸动能损失（projectile kinetic-energy loss）介于213.3与237.8 J之间。VL板（真空处理，亚麻迎弹面）平均残余速度最低（353.4 m/s），而PA（模压，芳纶迎弹面）平均弹丸动能损失最高（237.8 J），VL紧随其后（236.0 J）。采用实测全板质量计算，平均比吸能（specific energy absorption, SEA）由PA的0.970 kJ kg^?1至VL的1.128 kJ kg^?1。冲击后检查显示构型相关的可见表面损伤形貌和投影损伤包络面积；微观失效模式与内部分层未被测量，因此不能仅由照片判定。由于所有弹丸均完全穿透目标，未确定实验弹道极限速度（ballistic-limit velocity）。结果以对所测板材的描述性、构型分辨比较呈现；要对制造路线和迎弹面效应进行群体水平推断，需要独立板材重复。

纤维增强聚合物层合板因可通过增强体类型、织物结构、面密度、层合板厚度和铺层顺序调控弹道响应，被广泛研究用于轻质冲击防护。芳纶织物因高比拉伸性能和纤维状变形模式有利于冲击过程中的载荷重分布与能量耗散而受到关注；但其层合板响应并非材料常数，纱线结构、层间排列、基体约束、靶板几何、弹丸特性和冲击条件均影响实测弹道响应。天然木质纤维素纤维被引入聚合物复合材料以降低密度和合成纤维消耗，同时保留有用的比力学性能。亚麻因密度相对较低且已用于结构聚合物复合材料而受到关注，但其性能依赖纤维形态、提取和加工历史、湿度及复合材料制造，通用文献值不能假定代表特定层合板。天然与合成增强体的混杂提供了沿厚度分配不同功能的途径；Sy et al.对Kevlar/亚麻/环氧层合板的研究显示混杂结构可显著改变低速冲击下的穿透阻力和损伤空间发展，Ricciardi et al.对亚麻/玄武岩环氧层合板显示改变铺层顺序会改变冲击损伤和穿透行为。弹道加载下，Meliande et al.对curaua–芳纶/环氧层合板报告天然纤维增强体的用量和厚度位置均影响抗弹性能；Setti de Sousa et al.对剑麻/芳纶织物环氧复合材料直接考察铺层顺序，发现构型相关的力学和弹道响应，同时部分弹道指标在研究所考察顺序间未显示统计显著差异。这些结果表明混杂不应自动解释为协同，效应必须针对特定结构、威胁和响应变量加以证明。制造路线也是潜在重要变量，因为固化历史可改变板质量、厚度、树脂分布、纤维堆积和缺陷群体；但若无空隙率、纤维/树脂分数或界面性能的直接测量，模压板与真空辅助板之间的差异应基于实测板特征和弹道观测量讨论，而不能归因于未测的孔隙率或黏附变化。完全穿孔试验中，实测冲击和残余速度可计算弹丸动能损失，该能量损失是有用比较量，但不能独立建立弹道极限速度；真实弹道极限评估需要包含判别穿透与非穿透行为信息的试验设计。既有文献主要变化增强体含量、铺层顺序或组成体系，因此仍有一个较窄的加工—结构问题：在固定亚麻/芳纶组成和固定2A/2L块结构下，当固化路线与置于迎弹面的增强体同时改变时，实测穿孔响应如何以构型分辨方式变化。本研究的贡献不是引入亚麻/芳纶混杂本身，也不是声称混杂协同，而是在同一12层结构中保持芳纶和亚麻总层数不变，考察两种制造路线和两种迎弹面增强体。为此，十二层双向织物以交替二层块排列，六层芳纶和六层亚麻；分别通过手动模压和真空辅助手糊制备，并使芳纶或亚麻位于冲击表面，得到PA、PL、VA和VL构型。比较采用冲击和残余速度、弹丸动能损失、能量损失效率、比吸能（SEA）、速度—时间历程和宏观冲击后损伤。该设计允许四种测试构型在共同结构基础上比较，同时避免将观察到的响应仅归因于混杂。实验设计也限制结论范围：每种构型制造一块板，每板进行五次空间分离冲击；五次射击量化给定板内射击间响应，但不是五个独立制造重复。因此结果作为描述性、构型特定比较呈现，未从重复冲击声称制造路线或迎弹面增强体的群体水平统计效应；该处理区分观察差异与制造重复，避免对伪重复数据赋予统计显著性。

关键方法：以六层亚麻（200 g m^?2）与六层芳纶（500 g m^?2）双向织物按2A/2L交替块形成12层结构，分别以手动模压（约3.82 MPa、24 h）和真空辅助手糊（约91.3 kPa压差、24 h）制备PA、PL、VA、VL四种140×110×10.2 mm单板；PA/VA由冲击面向背面为[A/A/L/L/A/A/L/L/A/A/L/L]，PL/VL为[L/L/A/A/L/L/A/A/L/L/A/A]。弹道试验在巴西陆军评估中心（CAEx）进行，使用8.0 g的9 mm全金属被甲弹丸、5.0 m距离和Weibel SL-520P多普勒雷达/WinDopp测速；每板5发、共20发，均完全穿孔。用照片按板尺寸标定，以椭圆近似迎弹面可见损伤包络并计算投影面积。

3.1 冲击速度与残余速度。通过多普勒测量显示所有弹丸完全穿孔；平均冲击速度在各构型间相近（428.7–431.9 m/s），限制速度失配作为主要差异来源。平均残余速度由VL的353.4 m/s至VA的361.2 m/s，PA和PL分别为356.4和360.2 m/s。数值排序随响应变量改变：VL平均残余速度最低，但PA平均弹丸动能损失最大（237.8 J），VL紧随（236.0 J），PL和VA较低（217.9和213.3 J）；因此数据不支持某一构型在所有弹道指标上一致优越。表中的标准差量化同一板内冲击位置变异，而非独立制造板间变异。

3.2 冲击几何与边界邻近性。通过标定冲击后照片重新评估几何，最小中心到边缘距离PA为28.9 mm、PL为26.7 mm、VA为28.7 mm、VL为25.9 mm；相邻穿孔最小中心距PA为25.0 mm、PL为19.0 mm、VA为28.8 mm、VL为37.4 mm。实际冲击图案比先前名义50 mm间距更密；这些测量不能量化亚表面损伤半径，故不能证明后续冲击或边界反射应力场未耦合。

3.3 射击顺序依赖与重复冲击敏感性。通过按射击顺序分析确认的冲击与残余速度，PA的残余速度总体由第1发365.343 m/s降至第5发347.513 m/s，同时弹丸动能损失由207.80 J增至258.20 J，显示最明显的板内序列演化；PL残余速度下降较弱，VA和VL未见强单调动能损失趋势。该分析为描述性和探索性：每构型仅一块板、五次顺序观测，不能建立群体水平重复冲击效应或射击间统计独立性。

3.4 穿孔过程弹丸能量变化。通过实测冲击和残余速度计算弹丸动能损失及能量损失分数，平均能量损失分数由VA的29.0%至VL的32.1%，PA为31.9%，PL为29.6%。PA–PL与VA–VL对比呈相反数值倾向：模压板中芳纶迎弹面构型平均能量损失较大，真空处理板中亚麻迎弹面构型平均能量损失较大；该交叉是四块测试板的描述特征，不能建立制造路线×迎弹面交互。未报告弹道极限速度；先前使用的能量等效速度与同一能量损失数据代数相关，不是独立弹道极限估计。

3.5 比吸能。采用实测全板质量，平均质量归一化弹丸动能损失（SEA）分别为PA 0.970、PL 1.004、VA 1.043、VL 1.128 kJ kg^?1，射击间标准差约0.082、0.064、0.076、0.082 kJ kg^?1。VL在测试板中质量归一化能量损失最高，而PA绝对平均弹丸动能损失最高；排序变化源于实测板质量差异。四板外形尺寸和厚度相同但质量不同，几何表观密度分别为PA 1.561、PL 1.382、VA 1.302、VL 1.332 g cm^?3；未测孔隙率、纤维体积分数或固化树脂含量，故未将质量与表观密度差异归因于孔隙率、树脂保留、固结质量或其他微观机制。

3.6 速度—时间历程。通过代表性弹丸速度—时间历史识别靶前和靶后速度，穿孔相关速度突降与标量残余速度数据一致；穿孔后速度低于冲击前，因为动能经靶变形和损伤、弹丸效应、热、声及其他耗散过程转移。历史重现VL平均靶后速度最低的构型水平趋势，但不能独立证明应力波传播、界面质量或纤维移动性变化。

3.7 冲击后宏观损伤。通过宏观照片定性识别材料损失、暴露或断裂纤维、拔出和原纤化；后部芳纶面显示较延展的原纤化纱状区域，含亚麻区域显示更局部破碎。由于未做SEM、抛光截面显微、超声C扫描、微CT或探针分层图，不能将纤维拔出、界面脱粘、基体开裂和内部分层定量归属。量化宏观损伤包络分析：通过标定迎弹面照片以椭圆近似可见损伤包络，平均投影面积PA为109.1±11.8 mm²、PL为89.4±7.5 mm²、VA为106.2±15.5 mm²、VL为116.2±60.0 mm²；PL最小且最均匀，VL离散较大主要因一个冲击位置可见包络显著较大。可见损伤包络不等同完整内部分层场，且未作推断性显著性检验。

讨论部分总结：结果应解释为四种板—夹具构型比较，而非制造路线或迎弹面效应的隔离。所有板名义基体配比和六亚麻/六芳纶结构相同，重构起始质量约290.68 g，但最终质量204.56至245.18 g；在假定增强体完全保留时，条件表观增强质量分数为PA 26.38%、PL 29.79%、VA 31.62%、VL 30.92%，仅作为质量平衡边界，不能区分基体挤出、修剪、处理损失或增强体损失，也不能可靠转为空隙分数。PA与PL同属模压路线但质量差异大，进一步说明弹道差异不能唯一归因制造路线。迎弹面方面，PA与VL平均动能损失几乎相同（237.8与236.0 J），而PL和VA较低，说明不能普遍断言芳纶或亚麻迎弹面更优；响应与完整层合板构型、织物结构、厚度序列、基体约束、板几何和支撑条件有关。边界条件为圆形靶架和两个C夹局部约束，边缘未连续约束，夹紧力和有效自由跨未测，不能理想化为完全夹紧或简支板。重复冲击方面，最小边距25.9–28.9 mm、相邻中心距19.0–37.4 mm，不能排除亚表面损伤场重叠或交互；PA顺序趋势最明显，PL较弱，VA/VL无强单调趋势，不能识别通用累积损伤规律。亚麻在制造前60 °C干燥24 h，但干燥后吸湿未量化，冲击前未测含水率；弹丸偏航未独立测量。无独立板重复、无SEM或内部损伤图，故纤维拔出、界面脱粘、基体微裂和层间分层仅作为文献机制讨论，未定量归属；表面损伤面积排序与弹丸动能损失排序不对应。与Kevlar/亚麻等研究定性一致，即层放置和铺层顺序影响冲击相关变形与损伤，但威胁、速度、面密度、织物、基体、厚度、支撑和穿孔准则不同，不能无条件排名；UHMWPE等基准需匹配条件。设计优化应为多目标，兼顾降低残余弹丸能量、板质量、损伤范围、冲击间距和重复性。

研究结论（译述）：本研究比较了交替亚麻/芳纶—环氧层合板在手动模压和真空辅助手糊制造、并以芳纶或亚麻置于迎弹面时的完全穿孔响应。四种测试板在9 mm FMJ冲击条件下平均残余速度为353.4至361.2 m/s，平均弹丸动能损失为213.3至237.8 J。VL平均残余速度最低（353.4 m/s），PA平均弹丸动能损失最大（237.8 J），VL紧随（236.0 J）；质量归一化后VL的SEA最大。因此，实测响应变量未识别出单一构型全面优越，且因全部射击完全穿孔，未报告实验弹道极限速度。冲击后照片显示构型相关可见表面形貌，包括局部材料去除和某些后部芳纶面较延展的原纤化纱状区域；因未做SEM和内部损伤表征，这些外观未用于声称特定微观断裂或界面机制。实测板质量和表观密度的显著差异同样未归因于树脂含量、纤维分数或空隙含量，因为这些量未独立表征。基于200.0 g DGEBA、26.0 g TETA和64.68 g名义增强体的重构名义质量平衡给出每块层合板起始质量约290.68 g，而最终质量保留为70.37%至84.35%；在增强体完全保留的明确假设下，条件表观增强质量分数为26.38 wt%至31.62 wt%，这些估计量化实测质量变化后果，但不是直接纤维分数测量，不能识别树脂损失或空隙含量。定量迎弹面图像分析给出平均投影可见损伤包络面积PA 109.1±11.8 mm²、PL 89.4±7.5 mm²、VA 106.2±15.5 mm²、VL 116.2±60.0 mm²；这些值仅量化可见标定迎弹面包络，后部损伤面积、去除材料质量、内部分层面积、分层层数和SEM尺度断裂机制未测，故结论未将弹丸动能损失或SEA归因于纤维拔出、界面脱粘、基体开裂或分层等单独验证机制。推断范围受每构型一块制造板、每块相对较小板内五次顺序冲击、有限冲击—边缘距离、两个C夹离散支撑、弹丸偏航未测及缺乏直接组分体积和空隙分数测量限制；孔隙率/空隙分数未测且未由表观密度或质量平衡推断。所报告差异描述四种测试板—夹具构型在完全穿孔下的响应，不建立群体水平加工效应、因果孔隙效应或混杂协同行为。未来工作应采用独立制造重复板、直接组分和空隙分数表征、较大靶板几何、偏航表征、厚度方向损伤分析，以及包含穿透和非穿透结果的弹道极限试验。