纖維混雜鋪層對(duì)無傘空投箱抗沖擊性的影響

史永勝，孫文澤

纖維混雜鋪層對(duì)無傘空投箱抗沖擊性的影響

史永勝，孫文澤

（中國(guó)民航大學(xué) 航空工程學(xué)院，天津 300300）

對(duì)無傘空投箱所用的碳纖維、玻璃纖維、芳綸纖維/環(huán)氧樹脂體系纖維混雜鋪層的復(fù)合材料層合板進(jìn)行研究，以在低成本下提高實(shí)現(xiàn)效果。復(fù)合材料層合板分為10層，采用層間混雜結(jié)構(gòu)，通過改變混雜比、鋪層角度及鋪層順序，設(shè)計(jì)148種鋪層方案，利用ANSYS–APDL軟件分析3種參數(shù)變量對(duì)層合板拉伸性能及抗彎性能的影響。沿主要受力方向鋪設(shè)纖維，碳纖維層在外側(cè)、玻璃纖維層集中在中心，且玻璃纖維層體積分?jǐn)?shù)為40%時(shí)，材料具有最高的性價(jià)比。針對(duì)混雜纖維復(fù)合材料層合板，通過調(diào)整混雜比得出碳/玻璃混雜纖維復(fù)合材料性能較好，通過調(diào)整鋪層角度得出纖維鋪設(shè)角度越接近受力方向其性能效果越好，通過調(diào)整鋪層順序得出不同混雜比、鋪層角度下的最佳性能結(jié)構(gòu)。

混雜纖維復(fù)合材料；無傘空投箱；層間混雜；拉伸彈性模量；抗彎彈性模量

近幾年來，空降空投技術(shù)因其方便、快捷的特性得以快速發(fā)展和廣泛應(yīng)用。無傘空投是指設(shè)備、物資不系降落傘情況下的空投，具備簡(jiǎn)易封裝、成本低廉、受沖擊強(qiáng)等特性，對(duì)材料力學(xué)性能要求較高。趙西友等[1]應(yīng)用于緩沖包裝的材料為熱塑性聚氨酯，以此設(shè)計(jì)出的液體盛裝袋可在200米高度完成液體類物資的無傘空投。耿小凱等[2]使用3種不同性能的聚乙烯設(shè)計(jì)出三層式復(fù)合結(jié)構(gòu)的滾塑包裝箱，進(jìn)行無傘空投的高度可達(dá)200 m。張宇婷等[3]設(shè)計(jì)了罐壁材料層為聚乙烯–發(fā)泡–聚乙烯的無傘空投儲(chǔ)液罐，可以在液體類應(yīng)急物資的無傘空投緩沖包裝中應(yīng)用。在眾多無傘空投類的設(shè)計(jì)和研究之中，使用復(fù)合材料來設(shè)計(jì)和制作的比重越來越大。

碳纖維力學(xué)性能優(yōu)良，但具有較低的延伸率、抗沖擊性和斷裂韌性[4]；玻璃纖維制備成本低，但相比其他纖維強(qiáng)度較低[5]；芳綸纖維具有斷裂伸長(zhǎng)率高、沖擊性能優(yōu)異等優(yōu)點(diǎn)，但制備成本高且在潮濕環(huán)境中易老化[6]。為平衡單纖維復(fù)合材料的優(yōu)點(diǎn)和缺陷，人們基于高分子材料“共混與改性”的理念提出了混雜纖維復(fù)合材料的概念[7]。該類復(fù)合材料由2種或2種以上的纖維增強(qiáng)同一種基體，從而均衡不同纖維的力學(xué)性能，提高材料的強(qiáng)度、剛度及吸能性能等。由于混雜效應(yīng)的存在，通過調(diào)節(jié)混雜比、鋪層角度及鋪層順序，可以擴(kuò)展材料的可設(shè)計(jì)性，達(dá)到降低成本或者減量的要求[8]。王海雷等[7]從混雜比、混雜方式等因素入手探究了碳/玻璃混雜纖維復(fù)合材料拉伸性能的變化規(guī)律。Friedrich等[9]在研究中發(fā)覺到碳/芳綸混雜纖維復(fù)合材料擁有很好的耐磨性。Pandya等[10]發(fā)現(xiàn)纖維的合理混雜能夠提高復(fù)合材料的性能。鮑子賀等[11]通過實(shí)驗(yàn)研究驗(yàn)證了單一碳纖維復(fù)合材料力學(xué)性能最佳，碳/玻璃混雜纖維結(jié)構(gòu)性能總體優(yōu)于碳/芳綸混雜纖維結(jié)構(gòu)。Hosseinzadeh等[12]在落錘實(shí)驗(yàn)中對(duì)碳/玻璃混雜纖維復(fù)合材料進(jìn)行了研究，結(jié)果表明，在不同能量強(qiáng)度的沖擊下，纖維混雜可以有效地改善單纖維的性能缺陷。從上述參考文獻(xiàn)中可以看出，當(dāng)前國(guó)內(nèi)外學(xué)者對(duì)混雜纖維復(fù)合材料的性能研究比較單一，缺乏不同材料間的橫向比較，層間混雜結(jié)構(gòu)差異對(duì)性能的影響分析仍存在一定缺陷和不足，因此文中從該角度著手進(jìn)行研究分析。

文中針對(duì)可在無傘空投箱中使用的碳纖維玻璃纖維芳綸纖維/環(huán)氧樹脂體系的混雜纖維復(fù)合材料層合板，采用層間混雜結(jié)構(gòu)，通過改變混雜比、鋪層角度及鋪層順序來研究各參數(shù)變量對(duì)混雜纖維復(fù)合材料拉伸性能及抗彎性能的影響，并總結(jié)相關(guān)規(guī)律，對(duì)設(shè)計(jì)具備高抗沖擊性能的無傘空投箱具有重要的現(xiàn)實(shí)意義。

1 有限元模型設(shè)計(jì)

1.1 仿真原理

1.1.1 混雜纖維復(fù)合材料的混合效應(yīng)

在當(dāng)前的研究情況下，對(duì)于纖維混雜復(fù)合材料的混合效應(yīng)，只有針對(duì)不同情況的擬合公式而沒有統(tǒng)一的結(jié)論，如A、B 2種纖維混雜，如僅考慮纖維而不考慮基體對(duì)材料剛度的影響，則模量在0°方向的混合率有：

式中：Ht為混雜纖維復(fù)合材料的縱向拉伸模量；m為基體的體積分?jǐn)?shù)；A為纖維材料A的體積分?jǐn)?shù)；B為纖維材料B的體積分?jǐn)?shù)；A為纖維材料A的拉伸模量；B為纖維材料B的拉伸模量[13]。

1.1.2 單元選擇

在ANSYS–APDL中，根據(jù)復(fù)合材料的三維結(jié)構(gòu)理論，單元確定為三維固體單元。在這類單元中，復(fù)合材料結(jié)構(gòu)中的每個(gè)鋪層都作為一個(gè)三維體進(jìn)行數(shù)值仿真和模擬計(jì)算，但并不需要針對(duì)材料性能沿厚度方向上發(fā)生的變化而提出特別的假設(shè)。因?yàn)樵趶?fù)合材料結(jié)構(gòu)模型中，材料的鋪層尺寸低于結(jié)構(gòu)尺寸，所以這類有限元模型單元的網(wǎng)格需要極度精細(xì)，這也就大大增加了設(shè)計(jì)者對(duì)計(jì)算機(jī)資源性能的需求[14]。Solid46、Solid 191、Shell 91、Shell 99和Shell 181等單元可用于復(fù)合材料建模，文中使用Shell 181單元。該單元是一種殼體單元，用于劃分面網(wǎng)格，不使用實(shí)常數(shù)定義單元厚度，而是使用Section進(jìn)行各鋪層的厚度及角度定義，因此可以應(yīng)用于多層結(jié)構(gòu)的材料建模。

1.2 材料屬性

文中以碳纖維/玻璃纖維/芳綸纖維的環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料作為混雜纖維復(fù)合材料的基本組成要素，材料參數(shù)取自參考文獻(xiàn)[15-17]，其各項(xiàng)參數(shù)見表1。其中，下標(biāo)1、2、3分別代表3個(gè)主應(yīng)力方向（后文中如果無額外說明，則出現(xiàn)的1、2、3均保持相同含義，分別指代、、方向），上標(biāo)T和C分別代表拉伸和壓縮。

1.3 層合板結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)

影響混雜纖維復(fù)合材料特性的各類因素繁多，文中重點(diǎn)從混雜比、鋪層角度及鋪層順序三方面進(jìn)行考慮。除特別需求外，為避免材料固化后出現(xiàn)翹曲變形，一般采用均衡對(duì)稱式層合板形狀，可有效降低拉–彎、拉–剪耦合作用帶來的不利影響。文中的混雜纖維復(fù)合材料層合板擬設(shè)計(jì)為10層，每層厚為1 mm、長(zhǎng)為800 mm、寬為600 mm，總尺寸為800 mm′600 mm′10 mm，建立的三維模型見圖1。為了探究層合板相鄰鋪層角度差值對(duì)其性能的影響，綜合文獻(xiàn)和鋪層定向原則、鋪設(shè)順序原則、鋪層最小比例原則等基本要求，以方向1為0 °指向，角度為平面12自方向1順時(shí)針旋轉(zhuǎn)的角度，根據(jù)鋪層角度的不同，分成以下4種鋪層角度類型：鋪層角度類型I，即[0°/0°/0°/0°/0°/0°/0°/0°/0°/0°]，相鄰鋪層角度差值0°；鋪層角度類型Ⅱ，即[0°/30°/0°/30°/0°/ 30°/0°/30°/ 0°/30°]，相鄰鋪層角度差值±30°；鋪層角度類型Ⅲ，即[0°/60°/0°/60°/0°/60°/0°/60°/0°/60°]，相鄰鋪層角度差值±60°；鋪層角度類型Ⅳ，即[0°/90°/0°/90°/0°/ 90°/0°/90°/0°/90°]，相鄰鋪層角度差值±90°。

表1 材料屬性

圖1 混雜纖維復(fù)合材料層合板三維模型圖

以鋪層角度類型I（后文簡(jiǎn)稱為類型I）為例，3種不同纖維的層合板任選其中2種組合成混雜纖維復(fù)合材料層合板，采用層間混雜結(jié)構(gòu)，通過調(diào)整混雜比及鋪層順序，基于以下2點(diǎn)考慮。

1）由文獻(xiàn)[6]可知，在碳纖維層成為背板層時(shí)，因?yàn)樘祭w維復(fù)合材料本身?yè)碛邢鄬?duì)較高的剛度、模量，可以提高對(duì)層間開裂和缺陷擴(kuò)展過程的質(zhì)量控制效果，減少分層缺陷面積[6]，因此在碳–玻璃混雜纖維復(fù)合材料和碳–芳綸混雜纖維復(fù)合材料中，保證碳纖維層始終處于最外層背板位置。

2）由文獻(xiàn)[5]可知，芳綸纖維的分散程度越低，緩沖能力越強(qiáng)[5]，因此在碳–芳綸混雜纖維和玻璃–芳綸混雜纖維復(fù)合材料中，無論混雜比如何變化，始終保持全部芳綸纖維層集中在一起，達(dá)到最佳性能效果。

文中只考慮層間混雜而不考慮層內(nèi)混雜，各纖維所占的層數(shù)均設(shè)為該種纖維的含量。針對(duì)類型I，在滿足上述2點(diǎn)考慮的前提下，通過調(diào)整混雜比及鋪層順序可設(shè)計(jì)出37種材質(zhì)。（后文中如果無額外說明，c、g、a分別代表碳纖維、玻璃纖維、芳綸纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料所制的單層鋪層板）。鋪層角度類型Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ（后文簡(jiǎn)稱為類型Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ）調(diào)整混雜比及鋪層順序可得到與類型I混雜方式相同的各37種材質(zhì)排序。后文中碳/玻璃混雜纖維復(fù)合材料簡(jiǎn)稱為C/G混雜復(fù)合材料，碳/芳綸混雜纖維復(fù)合材料簡(jiǎn)稱為C/A混雜復(fù)合材料，玻璃/芳綸混雜纖維復(fù)合材料簡(jiǎn)稱為G/A混雜復(fù)合材料。

1.4 有限元仿真工況加載

1.4.1 混雜纖維復(fù)合材料層合板的建模

為簡(jiǎn)化無傘空投箱跌落運(yùn)算過程，將無傘空投箱箱體模型簡(jiǎn)化成懸臂復(fù)合材料層合板模型，一端固定，另一端添加約束，通過計(jì)算不同層合板的拉伸性能及抗彎性能來反映用該材質(zhì)制得的無傘空投箱性能的優(yōu)劣。

按照文件GJB 6854—2009《空降兵裝備空投要求》規(guī)定，進(jìn)行抗沖擊試驗(yàn)的空投裝備質(zhì)量為40 kg左右，所能達(dá)到的無傘空投高度應(yīng)在200 m以上[2]。取跌落高度高為200 m，初始速度0=0，在不考慮空氣阻力可能帶來的影響的情況下，由式（2）—（3）：

可得，墜地瞬間速度可達(dá)62.61 m/s。假設(shè)無傘空投箱連帶箱內(nèi)物體總質(zhì)量為40 kg，僅考慮落地瞬間發(fā)生的受力情況而不再考慮后續(xù)可能發(fā)生的觸地反彈情況，受力情況瞬間的時(shí)間變化?取0.1 s，由式（4）：

可得，物體受力約為25 kN，預(yù)留安全余量，令=30 kN。

1.4.2 拉伸彈性模量

通過對(duì)拉伸彈性模量的分析，文中提出了一種于自由端添加正向拉力的研究方法，令=30 000 N，加載約束及載荷見圖2，分析板的受力情況可以發(fā)現(xiàn)，2、3與1相比，數(shù)量級(jí)太小，完全可以忽略不計(jì)。模型簡(jiǎn)化成單軸拉伸情況，有：

如圖3所示，根據(jù)仿真得出應(yīng)變值1后，可通過式（5）得到拉伸彈性模量值。在一定的應(yīng)力作用下，發(fā)生的彈性變形越小，其材料剛度越大，值就越大。

圖2 拉伸彈性模量有限元計(jì)算過程

圖3 拉伸彈性模量有限元計(jì)算結(jié)果

1.4.3 抗彎彈性模量

通過對(duì)抗彎彈性模量的分析，文中提出了一種于自由端添加均布向下的徑向力的研究方法，將該力施加到自由端的31個(gè)節(jié)點(diǎn)中，每個(gè)點(diǎn)加載數(shù)值為967 N，加載約束及載荷見圖4。已知抗彎變形與載荷的關(guān)系為：

則有：

式中：為載荷；為板的長(zhǎng)度；max為最大撓度；為慣性矩。由Ansys有限元軟件計(jì)算施加的載荷和板的形狀尺寸可知：

式中：為板的寬度，=600 mm；為板的厚度，=10 mm。如圖5所示，根據(jù)仿真得出最大撓度值max后，可通過式（8）得到抗彎彈性模量值。在一定應(yīng)力作用下，自由端撓度越小，其材料抗彎性能越好。

圖4 抗彎彈性模量有限元計(jì)算過程

圖5 抗彎彈性模量有限元計(jì)算結(jié)果

2 結(jié)果與分析

2.1 不同混雜比相同鋪層順序下模量變化趨勢(shì)

不同鋪層角度類型下單一纖維復(fù)合材料的性能參數(shù)經(jīng)ANSYS–APDL計(jì)算得到的結(jié)果見表2。

表2 單纖維復(fù)合材料性能參數(shù)

圖6反映了拉伸彈性模量和抗彎彈性模量降低率與C/G混雜復(fù)合材料內(nèi)g體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系，最初材料的十層全部為c，后從中心2層依次往外由c換為g，每次更替2層。由圖可知，隨著C/G混雜復(fù)合材料內(nèi)g比例的增加，材料的拉伸彈性模量降低比例呈線性上升，抗彎彈性模量降低比例呈指數(shù)上升。由于不同角度類型下的材料力學(xué)性能變化趨勢(shì)基本相同，結(jié)合表2不同角度類型下單一碳纖維復(fù)合材料的性能差異，基于降低質(zhì)量（降低g比例）和成本（提高g比例）的考慮，鋪層角度為類型I、C/G混雜復(fù)合材料內(nèi)g體積分?jǐn)?shù)為40%的情況下的性價(jià)比較高。

圖6 模量降低率與C/G混雜復(fù)合材料內(nèi) g體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系

圖7反映了拉伸彈性模量和抗彎彈性模量降低率與C/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系，最初材料的10層全部為c，后從中心2層依次往外由c換為a，每次更替2層。由圖7可知，隨著C/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)的提高，材料的拉伸彈性模量降低率呈升高趨勢(shì)，而抗彎彈性模量降低率存在波動(dòng)，但總體亦呈升高趨勢(shì)。由于相同混雜比下各模量降低率從大到小為類型I、類型Ⅱ、類型Ⅲ、類型Ⅳ，結(jié)合表2不同角度類型下單一碳纖維復(fù)合材料的性能差異，基于降低質(zhì)量（提高a的體積分?jǐn)?shù)）和成本（降低a的體積分?jǐn)?shù)）的考慮，鋪層角度為類型I、C/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)為20%或40%的情況值得推薦。

圖7 模量降低率與C/A混雜復(fù)合材料內(nèi) a體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系

圖8反映了拉伸彈性模量和抗彎彈性模量降低率與G/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)的關(guān)系，最初材料的10層全部為g，后從中心2層依次往外由g換為a，每次更替2層。由圖8可知，隨著G/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)的增加，類型I時(shí)材料的拉伸彈性模量降低率呈線性上升，抗彎彈性模量降低率呈指數(shù)上升，2種模量值均在降低。對(duì)類型Ⅱ、類型Ⅲ、類型Ⅳ而言，其降低率為負(fù)數(shù)，該數(shù)值越低對(duì)應(yīng)的模量值越高，即拉伸彈性模量值呈線性上升，抗彎彈性模量值呈指數(shù)上升。結(jié)合表2不同角度類型下單一玻璃纖維復(fù)合材料的性能差異，基于降低質(zhì)量（提高a的體積分?jǐn)?shù)）和成本（降低a的體積分?jǐn)?shù)）的考慮，鋪層角度為類型I、G/A混雜復(fù)合材料內(nèi)a體積分?jǐn)?shù)為20%或40%或60%的情況值得推薦。

2.2 相同混雜比不同鋪層順序下模量變化趨勢(shì)

圖9為拉伸彈性模量和抗彎彈性模量隨C/G混雜復(fù)合材料（c∶g=8∶2）鋪層順序的變化圖，混雜纖維層合板整體10層的情況下，對(duì)g分布位置的劃分命名如下：1為g排在第5、6層，其余為c；2為g排在第4、7層，其余為c；3為g排在第3、8層，其余為c；4為g排在第2、9層，其余為c。在類型I的情況下拉伸彈性模量不受到g分布位置的影響，而抗彎彈性模量隨著g的外移呈線性下降的趨勢(shì)；其余3種鋪層類型的情況下，當(dāng)g排在第3、8層時(shí)拉伸彈性模量值最大，排在第2、9層時(shí)拉伸彈性模量值最小，而抗彎彈性模量隨著g的外移在過程中數(shù)值存在波動(dòng)，但整體仍呈線性下降的趨勢(shì)。C/A混雜復(fù)合材料（c∶a=8∶2）的拉伸彈性模量和抗彎彈性模量隨鋪層順序的變化趨勢(shì)與C/G混雜復(fù)合材料的情況相同。

圖9 模量隨C/G混雜復(fù)合材料（Vc∶Vg=8∶2）鋪層順序變化曲線圖

圖10為拉伸彈性模量和抗彎彈性模量隨混雜纖維（c∶a=6∶4）鋪層順序的變化圖，混雜纖維層合板整體十層的情況下，對(duì)a分布位置的劃分命名如下：1為a排在第4—7層，其余為c；2為a排在第3—4、7—8層，其余為c；3為a排在第2—3、8—9層，其余為c。在類型I的情況下拉伸彈性模量不受到a分布位置的影響，而抗彎彈性模量隨著c的外移呈下降的趨勢(shì)；在類型Ⅱ的情況下，當(dāng)a排在第3—4、7—8層時(shí)拉伸彈性模量最大，排在第2—3、8—9層時(shí)拉伸彈性模量最小，且抗彎彈性模量隨著a的外移而下降；其余2種鋪層類型的情況下，當(dāng)a排在第2—3、8—9層時(shí)拉伸彈性模量和抗彎彈性模量最大，排在第2—3、8—9層時(shí)拉伸彈性模量和抗彎彈性模量最小。C/G混雜復(fù)合材料（c∶g=6∶4）的拉伸彈性模量隨鋪層順序的變化趨勢(shì)與C/A混雜復(fù)合材料的情況相同，而抗彎彈性模量在4種鋪層類型的情況下，均隨著g的外移呈下降趨勢(shì)。

圖10 模量隨C/A混雜復(fù)合材料（Vc∶Va=6∶4）鋪層順序變化曲線圖

圖11為拉伸彈性模量和抗彎彈性模量隨混雜纖維（c∶g=4∶6）鋪層順序的變化圖，混雜纖維層合板整體10層的情況下，對(duì)g分布位置的劃分命名如下：1為g排在第3—8層，其余為c；2為g排在第2—4、7—9層，其余為c。在類型I的情況下拉伸彈性模量不受到g分布位置的影響而抗彎彈性模量隨著g的外移呈下降趨勢(shì)；其余3種鋪層類型的情況下，g排在第3—8層時(shí)的拉伸彈性模量和抗拉彈性模量大于排在第2—4、7—9層時(shí)的。C/A混雜復(fù)合材料（c∶g=4∶6）的拉伸彈性模量和抗彎彈性模量隨鋪層順序的變化趨勢(shì)與C/G混雜復(fù)合材料的情況相同。

G/A混雜復(fù)合材料由于二者縱向拉伸性能極為接近，在鋪層角相同的情況下，改變鋪層順序不會(huì)對(duì)拉伸彈性模量值產(chǎn)生較大影響，在極小區(qū)間內(nèi)細(xì)微波動(dòng)。對(duì)抗彎彈性模量而言，類型I時(shí)，在同比例g和a混雜時(shí)，隨著a的外移，模量值呈下降趨勢(shì)；其余3種鋪層類型的情況下，在同比例g和a混雜時(shí)，隨著a的外移，模量值呈上升趨勢(shì)。

圖11 模量隨C/G混雜復(fù)合材料（Vc∶Vg=4∶6）鋪層順序變化曲線圖

3 結(jié)語

文中將無傘空投箱跌落模型轉(zhuǎn)換為懸臂復(fù)合材料層合板拉伸和彎曲模型，在ANSYS –APDL有限元軟件環(huán)境下，建立更簡(jiǎn)潔的模型進(jìn)行計(jì)算進(jìn)而評(píng)估更適合制作無傘空投箱的混雜纖維復(fù)合材料的混雜比、鋪層角度及鋪層順序，根據(jù)第2節(jié)共計(jì)6組數(shù)據(jù)圖得出結(jié)論如下。

1）單一碳纖維復(fù)合材料由于只有碳纖維而沒有混雜其他纖維，因?yàn)樘祭w維的剛度和強(qiáng)度均明顯高于玻璃纖維和芳綸纖維，對(duì)外力導(dǎo)致的損傷與破壞具備更好的抑制作用，所以其彈性模量最大。各混雜試樣的壓拉伸彈性模量和抗彎彈性模量均介于構(gòu)成混雜纖維的2種純纖維復(fù)合材料之間。在單一玻璃纖維復(fù)合材料或單一芳綸纖維復(fù)合材料中加入少許碳纖維便可大幅提高材料的拉伸彈性模量和抗彎彈性模量。

2）針對(duì)混雜纖維復(fù)合材料層合板，在相同鋪層順序、相同鋪層角度、不同混雜比的情況下，當(dāng)其受到向外拉力呈現(xiàn)拉伸態(tài)勢(shì)和受到向下壓力呈現(xiàn)彎曲態(tài)勢(shì)時(shí)，C/G混雜復(fù)合材料性能優(yōu)于C/A混雜復(fù)合材料性能優(yōu)于G/A混雜復(fù)合材料性能，并且基于玻璃纖維的價(jià)格遠(yuǎn)小于碳纖維及芳綸纖維的原因，在部分強(qiáng)度要求、使用環(huán)境要求不高的情況下，C/G混雜復(fù)合材料是一個(gè)不錯(cuò)的選擇。

3）相同鋪層角度、相同混雜比下不同纖維的鋪層順序會(huì)對(duì)材料性能產(chǎn)生較大影響，且相同鋪層角度、不同混雜比下不同纖維的鋪層順序?qū)π阅艿挠绊懸?guī)律不完全相同。

4）鋪層角度越接近受力方向其效果越好，文中類型I對(duì)應(yīng)的鋪層角度更貼近受力方向，因此在相同混雜比相同鋪層順序的條件下，此類混雜纖維復(fù)合材料具有更好的性能。

通過總結(jié)研究上述結(jié)論，可以看出在設(shè)計(jì)用于無傘空投箱的混雜纖維復(fù)合材料時(shí)，首先根據(jù)受力情況，確定纖維鋪設(shè)方向；其次根據(jù)空投高度的需要，結(jié)合凈重及成本考慮，在滿足力學(xué)性能要求情況下利用玻璃纖維層代替碳纖維層，采取碳纖維層在兩側(cè)、玻璃纖維層集中在中心的鋪層方法，在玻璃纖維層數(shù)體積分?jǐn)?shù)為40%時(shí)，材料擁有最高的性價(jià)比。

文中雖然對(duì)模擬過程進(jìn)行了詳細(xì)的分析說明，但只是在有限元軟件ANSYS環(huán)境下的模擬，可能存在些許不足之處，在以下幾方面需要進(jìn)一步研究：文中所采用的有限元模型忽視了層合板的分層失效、層間開裂及其引發(fā)的剛度退化現(xiàn)象，可能會(huì)對(duì)結(jié)果產(chǎn)生一些偏差，但是混雜纖維復(fù)合材料的層間界面狀況復(fù)雜多變，各種纖維對(duì)基體的黏結(jié)能力也存在差異，所以應(yīng)開展更深層次的機(jī)理研究，并結(jié)合實(shí)驗(yàn)對(duì)模型加以修改；材料的屬性選擇也會(huì)對(duì)結(jié)果造成一定的影響。

[1] 趙西友, 王宏, 許濤, 等. 無傘空投緩沖包裝材料及技術(shù)研究[J]. 包裝工程, 2016, 37(3): 54-57.

ZHAO Xi-you, WANG Hong, XU Tao, et al. Free Drop Buffering Packing Material and Technology[J]. Packaging Engineering, 2016, 37(3): 54-57.

[2] 耿小凱, 李彥平, 宋洪鎖, 等. 用于無傘空投的滾塑包裝箱: 中國(guó), 207292755U[P]. 2018-05-01.

GENG Xiao-kai, LI Yan-ping, SONG Hong-suo, et al. Rolling Plastic Packing Box for Airdrop without Parachute: China, 207292755U[P]. 2018-05-01.

[3] 張宇婷, 耿小凱, 任春華, 等. 無傘空投儲(chǔ)液罐的高空跌落仿真分析[J]. 包裝工程, 2022, 43(1): 66-74.

ZHANG Yu-ting, GENG Xiao-kai, REN Chun-hua, et al. Simulation Analysis of Liquid Storage Tank for Free Drop[J]. Packaging Engineering, 2022, 43(1): 66-74.

[4] 李汶蔚, 梅杰, 黃威. 碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料層合板的抗沖擊性能[J]. 高壓物理學(xué)報(bào), 2020, 34(2): 1-8.

LI Wen-wei, MEI Jie, HUANG Wei. Impact Resistance of Carbon Fiber Reinforced Composite Laminates[J]. Chinese Journal of High Pressure Physics, 2020, 34(2): 1-8.

[5] 蘇波, 張摶, 于國(guó)軍, 等. 平紋織物混雜纖維復(fù)合材料低速?zèng)_擊性能試驗(yàn)研究[J]. 玻璃鋼/復(fù)合材料, 2019(11): 59-63.

SU Bo, ZHANG Tuan, YU Guo-jun, et al. Experimental Study on Low Speed Impact Performance of Plain Fabric Hybrid Fiber Composites[J]. Composites Science and Engineering, 2019(11): 59-63.

[6] 易凱, 孫建波, 楊智勇, 等. 混雜纖維復(fù)合材料層板的抗彈沖擊性能[J]. 宇航材料工藝, 2019(1): 82-85.

YI Kai, SUN Jian-bo, YANG Zhi-yong, et al. Ballistic Impact Resistance of Hybrid Composite Materials[J]. Aerospace Materials & Technology, 2019(1): 82-85.

[7] 王海雷, 段躍新, 王維維, 等. 玻璃纖維與碳纖維混雜復(fù)合材料的拉伸及低速?zèng)_擊性能研究[J]. 復(fù)合材料科學(xué)與工程, 2021(2): 102-109.

WANG Hai-lei, DUAN Yue-xin, WANG Wei-wei, et al. Study on Tensile and Low Speed Impact Properties of Glass Fiber and Carbon Fiber Hybrid Composites[J]. Composites Science and Engineering, 2021(2): 102-109.

[8] WAN Y Z, LIAN J J, HUANG Y, et al. Preparation and Characterization of Three-Dimensional Braided Carbon/Kevlar/Epoxy Hybrid Composites[J]. J Mater Sci, 2007, 42(4): 1343-1350.

[9] FRIEDRICH K, JACOBS O. On Wear Synergism in Hybrid Composites[J]. Composites Science and Technology, 1992, 43(1): 71-84.

[10] PANDYA K S, POTHNIS J R, RAVIKUMAR G, et al. Ballistic Impact Behavior of Hybrid Composites[J]. Materials and Design, 2013, 44: 128-135.

[11] 鮑子賀, 牛一凡, 嚴(yán)炎, 等. 混雜纖維復(fù)合材料力學(xué)性能及其低速?zèng)_擊性能研究[J]. 塑料工業(yè), 2018, 46(8): 80-84.

BAO Zi-he, NIU Yi-fan, Yan Yan, et al. Investigation on the Mechanical and Low Velocity Impact Properties of Hybrid Composite Materials[J]. China Plastics Industry, 2018, 46(8): 80-84.

[12] HOSSEINZADEH R, SHOKRIEH M M, LESSARD I. Damage Behavior of Fiber Reinforced Composite Plates Subjected to Drop Weight Impacts[J]. Composites Science and Technology, 2006(66): 61-68.

[13] 陳慶林. 混雜纖維復(fù)合材料力學(xué)性能與仿真應(yīng)用研究[D]. 常州: 江蘇理工學(xué)院, 2018: 13-14.

CHEN Qing-lin. Study on Mechanical Properties and Simulation Application of Hybrid Fiber Composites[D]. Changzhou: Jiangsu University of Technology, 2018: 13-14.

[14] 祁立波. 碳纖維與玻璃纖維混雜復(fù)合結(jié)構(gòu)的參數(shù)分析[D]. 哈爾濱: 哈爾濱工業(yè)大學(xué), 2008: 20-40.

QI Li-bo. Parametric Analysis of Carbon Fiber and Glass Fiber Hybrid Composite Structure[D]. Harbin: Harbin Institute of Technology, 2008: 20-40.

[15] 張華偉, 邵延湯, 向陳世, 等. 碳纖維復(fù)合材料層合板低速?zèng)_擊影響因素[J]. 塑性工程學(xué)報(bào), 2021, 28(12): 222-229.

ZHANG Hua-wei, SHAO Yan-tang, XIANG Chen-shi, et al. Influencing Factors of Carbon Fiber Composite Laminate in Low Speed Impact[J]. Journal of Plasticity Engineering, 2021, 28(12): 222-229.

[16] 余芬, 黨夢(mèng)鑫, 王軒, 等. 褶皺偏移角度對(duì)玻璃纖維復(fù)合材料層合板拉伸性能的影響[J]. 科學(xué)技術(shù)與工程, 2021, 21(10): 3950-3957.

YU Fen, DANG Meng-xin, WANG Xuan, et al. Effect of Deflection Wrinkled Layers on Tensile Properties of Glass Fiber Composite Laminates[J]. Science Technology and Engineering, 2021, 21(10): 3950-3957.

[17] 劉曉宇, 李哲, 翟?shī)^樓. 平紋芳綸織物/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料抗沖擊性能研究[J]. 航空制造技術(shù), 2018, 61(7): 89-92.

LIU Xiao-yu, LI Zhe, ZHAI Fen-lou. Ballistic Performance of Aramid Fabric/Epoxy Resin Composite[J]. Aeronautical Manufacturing Technology, 2018, 61(7): 89-92.

Effects of Fiber Hybrid Layer on Impact Resistance of Airdrop Box without Parachute

SHI Yong-sheng, SUN Wen-ze

(College of Aeronautical Engineering, Civil Aviation University of China, Tianjin 300300, China)

The work aims to study the composite laminates with carbon fiber, glass fiber, aramid fiber/epoxy resin system fiber hybrid layers used in the airdrop box without parachute to improve the realization effect at low cost. Composite laminates were divided into ten layers with interlaminar hybrid structure. By changing the hybrid ratio, laying angle and laying sequence, 148 laying schemes were designed. The effects of the three kinds of parameter variables on the tensile and bending properties of laminates were analyzed with ANSYS-APDL. The results showed that when the fiber was laid along the main force direction, the carbon fiber layer was on the outside, the glass fiber layer was concentrated in the center, and the volume of the glass fiber layer accounted for 40%, the material had the highest cost performance ratio. For the hybrid fiber composite laminates, it is concluded that the carbon/glass hybrid fiber composite obtained by adjusting the hybrid ratio has good performance. By adjusting the laying angle, it is found that the closer the fiber laying angle is to the force direction, the better the performance effect is. And the best performance structure under different hybrid ratio and laying angle is obtained by adjusting the laying sequence.

hybrid fiber composite; airdrop box without parachute; interlaminar hybrid; modulus of elasticity in tension; modulus of elasticity in bending

TB484.9

A

1001-3563(2023)01-0300-09

10.19554/j.cnki.1001-3563.2023.01.035

2022?09?14

史永勝（1965—），男，博士，教授，主要研究方向?yàn)榻Y(jié)構(gòu)智能化設(shè)計(jì)、故障診斷與結(jié)構(gòu)修理、專家系統(tǒng)、知識(shí)表示。

責(zé)任編輯：曾鈺嬋