劉璐璐， 柳 旭， 趙振華， 羅 剛， 陳 偉

(南京航空航天大學(xué) 能源與動力學(xué)院 航空發(fā)動機熱環(huán)境與熱結(jié)構(gòu)工業(yè)和信息化部重點實驗室，南京 210016)

高強度纖維織物被廣泛應(yīng)用于抗沖擊領(lǐng)域，其中一項典型應(yīng)用是作為航空發(fā)動機的風(fēng)扇包容機匣[1-2]，即“軟壁機匣”。其典型結(jié)構(gòu)是在金屬機匣外纏繞Kevlar織物，與金屬機匣相比，具有成本低、質(zhì)量輕、包容能力強等優(yōu)點。目前在Kevlar織物的高速沖擊機理[3]、力學(xué)行為[4]與數(shù)值分析方法[5-6]等領(lǐng)域已開展大量研究。高強度纖維織物的抗沖擊性能主要影響因素包括：纖維力學(xué)特性、織物結(jié)構(gòu)、織物層數(shù)、邊界條件等，其中摩擦特性也是影響織物能量吸收的重要因素[7]。

剪切增稠液體(shear thickening fluid, STF)是一種非牛頓流體，通常為膠質(zhì)懸浮液，其黏性隨外載發(fā)生變化[8]。當(dāng)剪切速率超過臨界值時，STF的黏度急劇增加，當(dāng)降低剪切速率后，STF從固態(tài)恢復(fù)到了初始的流體狀態(tài)，這種剪切增稠行為可以由 “粒子族”理論[9]解釋。由于其特性，近年來STF開始被研究應(yīng)用于高強度纖維織物中，以提升織物的防彈和防刺性能。Haris等[10]開展了STF浸漬Twaron織物的沖擊試驗，結(jié)果表明，復(fù)合STF的Twaron織物能夠提供更優(yōu)越的沖擊防護(hù)效果。Park等[11-12]在1 000～2 000 m/s的速度范圍內(nèi)對STF浸漬Kevlar織物開展了高速沖擊試驗，結(jié)果表明，STF可以使Kevlar織物的能量吸收特性提升約70%，使5層的STF-Kevlar織物的能量吸收特性相當(dāng)于8層的純Kevlar織物。STF對Kevlar織物高速沖擊機理的影響：一方面是STF黏度特性在沖擊過程中發(fā)生變化，此物理過程可以耗散部分能量；另一方面是STF的存在使織物中的纖維間、紗線間的摩擦作用顯著增加。Majumdar等[13]的研究發(fā)現(xiàn)：當(dāng)純Kevlar織物受到?jīng)_擊時，僅有與彈體直接接觸的主要紗線起到承載作用并吸收能量，次要紗線則由于滑移作用未被擾動，其總體能量吸收較低；而使用STF處理的Kevlar織物，在沖擊過程中，由于載荷速率的增加使STF的黏性增加，STF像基體一樣使紗線緊密結(jié)合，織物整體參與承載與能量吸收，失效模式為纖維拉伸斷裂，吸收能量較純織物大大增加。由以上分析可知，將STF增強的Kevlar織物應(yīng)用于航空發(fā)動機的風(fēng)扇機匣包容系統(tǒng)[14-15]，可以發(fā)展抗沖擊性能更好、更薄、體積和質(zhì)量更小的軟壁包容機匣，具有重要的軍事價值和經(jīng)濟效益。

STF-Kevlar織物抗沖擊性能的影響因素較復(fù)雜：一方面與織物自身特性相關(guān)，如機織工藝參數(shù)、織物層數(shù)、紗線線密度等；另一方面與STF的配比、流變特性以及STF與浸漬織物的工藝參數(shù)有關(guān)。Afeshejani等[16]發(fā)現(xiàn)當(dāng)彈體沖擊速率與STF的臨界剪切速率接近時，STF的能量吸收特性最好，并且高機織密度、多層結(jié)構(gòu)都可以有效提高STF-Kevlar織物的能量吸收。Park等[17]研究了STF-Kevlar織物順序、織物層數(shù)和沖擊點位置等因素對其抗沖擊性能的影響，結(jié)果表明，當(dāng)STF-Kevlar織物置于純Kevlar織物后可以提升其抗沖擊性能。Majumdar等[18]研究了STF-Kevlar織物的浸軋壓力和二氧化硅(SiO2)納米粒子濃度對其沖擊特性的影響，結(jié)果表明，浸軋后STF能夠更均勻地分布在紗線和織物結(jié)構(gòu)中，浸軋壓力越高，復(fù)合織物質(zhì)量增加越少，而織物吸收的沖擊能量越多。

本文針對STF-Kevlar織物在航空發(fā)動機機匣包容領(lǐng)域的應(yīng)用，使用100 nm直徑SiO2粒子配置了25w濃度的STF，分別采用0, 50 kPa, 100 kPa, 200 kPa的浸軋壓力對STF-Kevlar織物進(jìn)行處理，并利用空氣炮設(shè)備，使用鈦合金模擬葉片對純Kevlar織物和STF-Kevlar織物開展了打靶試驗，研究浸軋壓力對STF增強Kevlar織物高速沖擊機理與能量吸收特性的影響，為STF在包容機匣系統(tǒng)的應(yīng)用奠定了良好的基礎(chǔ)。

1 試驗方法

1.1 STF制備

研究表明粒子直徑越大，剪切增稠效果越明顯，但配制難度也相應(yīng)增加。選用100 nm直徑的球形SiO2納米顆粒作為STF的分散相，PEG-200聚乙二醇作為分散介質(zhì)，SiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)為25w。配制采用機械攪拌法和超聲波分散法進(jìn)行分散，使納米顆粒在分散介質(zhì)中均勻分布，以得到性能優(yōu)良、性質(zhì)穩(wěn)定的剪切增稠液。

1.2 STF流變性能測試

流變性能是流體微觀結(jié)構(gòu)的變化所表現(xiàn)出的宏觀性能的一種表征。本文采用MCR302型流變儀，選用PP25探頭，對所制備的STF分別進(jìn)行了穩(wěn)態(tài)流變性能和動態(tài)流變性能的測試。穩(wěn)態(tài)流變性能測試在25 ℃室溫條件下、0.1～5 000.0 s-1的剪切速率范圍內(nèi)進(jìn)行，可獲得STF的黏度與剪切速率的關(guān)系。動態(tài)流變性能測試在25 ℃室溫和5%應(yīng)變條件下、0.1～100.0 rad/s的角頻率范圍內(nèi)進(jìn)行，可獲得反映材料彈性的儲能模量G′(ω)以及反映材料黏性的耗能模量G″(ω)與角頻率的關(guān)系。

1.3 STF-Kevlar織物制備

采用Kevlar 49平紋織物，其紗線幾何參數(shù)與力學(xué)性能參數(shù)，如表1所示[19]。純Kevlar織物的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線，如圖1所示?？椢餃?zhǔn)靜態(tài)拉伸力學(xué)性能參數(shù)，如表2所示。用于高速沖擊試驗的Kevlar織物長度為400 mm，寬度為200 mm。

表1 純Kevlar織物材料參數(shù)

表2 純Kevlar織物準(zhǔn)靜態(tài)拉伸力學(xué)性能

制備時，STF與Kevlar織物的質(zhì)量比為1.5∶1.0。STF首先和其3倍體積的無水乙醇進(jìn)行混合稀釋。Kevlar織物浸漬在稀釋的STF溶液中，在KQ-500DE型超聲波清洗器中振動3 min，使其達(dá)到均勻混合的效果。STF-Kevlar織物懸掛于陰涼處自然風(fēng)干48 h，使無水乙醇充分揮發(fā)，得到STF-Kevlar織物。

圖1 純Kevlar織物準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線

1.4 STF-Kevlar織物的浸軋

STF-Kevlar織物的浸軋采用立式氣壓電動軋車進(jìn)行，其原理與實物圖如圖2所示。通過調(diào)節(jié)氣壓可以控制軋車壓輥間的壓力，即STF-Kevlar的浸軋壓力。分別選取0(未浸軋)，50 kPa，100 kPa，200 kPa的壓力對STF-Kevlar織物進(jìn)行浸軋，并在軋壓后測量STF-Kevlar織物的質(zhì)量。

圖2 浸軋原理與實物圖

1.5 微觀形貌檢測

將制備的STF-Kevlar織物和純Kevlar織物分別裁成10 mm×10 mm的試樣，在表面鍍金后，采用日本電子公司的JSM-7001F型影像電子顯微鏡，分別在50倍、500倍、2 000倍和3 000倍的放大倍數(shù)觀察表面形貌。純Kevlar織物形貌如圖3所示。由圖3可知，純Kevlar織物的纖維較松散，纖維與纖維之間有較大空隙，在部分纖維的表面有毛刺。

圖3 純Kevlar織物微觀形貌觀測

1.6 高速沖擊試驗

高速沖擊試驗在南京航空航天大學(xué)的65 mm空氣炮試驗系統(tǒng)上進(jìn)行，其結(jié)構(gòu)示意圖如圖4所示。主要包括：氣源、炮管、發(fā)射控制系統(tǒng)、靶板夾持系統(tǒng)、彈體回收防護(hù)裝置以及測試用的高速攝像及照明系統(tǒng)。為了模擬包容機匣受到的葉片沖擊載荷，本文的試驗采用TC4鈦合金的矩形模擬葉片作為彈體，其尺寸及實物圖如圖5所示。彈體名義質(zhì)量為138 g。為避免彈體尖角對織物沖擊能力評估的影響，在其前緣設(shè)計有半徑3 mm的倒圓角。試驗時，葉片形彈體放置在鋁制彈托中進(jìn)行發(fā)射。彈體的發(fā)射速度通過調(diào)整發(fā)射的氣壓進(jìn)行調(diào)整。試驗過程中使用日本NAC公司的HX-3型高速相機拍攝葉片與織物靶板的相互作用，并計算入射速度和剩余速度。

圖4 基于空氣炮的沖擊試驗系統(tǒng)示意圖

圖5 鈦合金彈體尺寸及實物圖(mm)

試驗時，由于織物在彈體的高速沖擊下，會承受巨大的沖擊載荷，可能從夾具中滑脫或被夾具切斷。本文設(shè)計了織物夾持裝置，由圓棒、開有半圓柱槽的壓板和底板組成，如圖6所示?？椢锢p繞在圓棒上，然后被放置在底板和壓板的槽中，壓板和底板通過螺栓固定。圓棒中心距344 mm，夾持后STF-Kevlar織物的剩余有效長度為290 mm。

圖6 織物夾持裝置結(jié)構(gòu)及尺寸

2 試驗結(jié)果

2.1 STF流變性能

(1)

圖7 STF的穩(wěn)態(tài)流變性能

在動態(tài)流變測試中，對樣品施加振幅為γ0、頻率為ω的正弦剪切應(yīng)變γ，如式(2)所示

γ=γ0sin(ωt)

(2)

則剪切應(yīng)力τ的關(guān)系符合式(3)，與剪切應(yīng)變γ相差一個相位角δ。

τ=τ0sin(ωt+δ)

(3)

若應(yīng)變幅值γ0足夠小，則對應(yīng)線彈性區(qū)間的應(yīng)力τ表示為

τ(t)=γ0[G′(ω)sin(ωt)+G″(ω)cos(ωt)]

(4)

式中：G′(ω)為儲能模量，反映材料彈性大??；G″(ω)為耗能模量，反映材料黏性大小。當(dāng)G′(ω)?G″(ω)時，材料主要發(fā)生彈性形變，表現(xiàn)為固態(tài)； 當(dāng)G′(ω)?G″(ω)時，材料主要發(fā)生黏性形變，表現(xiàn)為液態(tài)。對于非牛頓流體而言，其形態(tài)規(guī)律介于兩者之間，因此表現(xiàn)為黏彈性行為。

儲能模量、耗能模量及復(fù)合黏度隨著角頻率變化的雙對數(shù)曲線，如圖8所示。由圖8可知，在低角頻率下由于動態(tài)試驗的不穩(wěn)定性，導(dǎo)致了起始的曲線有較小的振蕩，出現(xiàn)先降后升的拐點。在動態(tài)測試穩(wěn)定后，隨著角頻率的增加，耗能模量G″的值一直呈現(xiàn)緩慢增加的趨勢，儲能模量G′先增加，在達(dá)到臨界角頻率后呈現(xiàn)下降趨勢。在較低的角頻率范圍內(nèi)，耗能模量G″略大于儲能模量G′，STF表現(xiàn)為黏彈性狀態(tài)；在臨界角頻率后，儲能模量G′急劇下降，耗能模量G″急劇上升，使儲能模量G′遠(yuǎn)低于耗能模量G″，STF表現(xiàn)為黏性液體狀態(tài)，表明STF發(fā)生剪切變稀行為。

圖8 STF的動態(tài)流變性能

復(fù)合黏度是指物質(zhì)對外部動態(tài)剪切的總阻抗量度，主要包括黏性成分和彈性成分兩部分。在試驗所研究的角頻率范圍內(nèi)，開始時由于試驗條件不穩(wěn)定，導(dǎo)致曲線有小幅震蕩(見圖8)。當(dāng)試驗穩(wěn)定進(jìn)行后，體系的復(fù)合黏度隨著角頻率逐漸增大而呈現(xiàn)遞減的趨勢。這是由于隨著角頻率的增大，分散介質(zhì)的分子鏈與分散相粒子之間的氫鍵或是分子間作用力斷裂也隨之加快，導(dǎo)致體系的黏度減小。此外，斷裂后體系中粒子更分散，使“粒子簇”的形成幾率較少，即體系會隨著剪切力產(chǎn)生增稠作用，對外界產(chǎn)生抵抗，但其抵抗力是隨著剪切力角頻率的增加而逐漸降低。

2.2 STF-Kevlar織物質(zhì)量增加特性

浸軋后對STF-Kevlar織物的質(zhì)量增加進(jìn)行測量，并計算面密度，結(jié)果如表3所示。由表3可知，軋壓后STF-Kevlar織物的質(zhì)量增加率相對未軋壓的織物有明顯降低。隨浸軋壓力增加，STF-Kevlar織物的質(zhì)量增加率由未浸軋時的41.9%降低至17.3%，尤其是浸軋壓力由100 kPa增加至200 kPa時，質(zhì)量增加率降低較為明顯。而在50 kPa浸軋壓力下，織物的質(zhì)量增加率與未軋壓時相比，變化較小，主要原因為壓力較低時，由于抵消初始游隙，軋輥對織物的擠壓作用較弱。

表3 不同浸軋壓力下STF-Kevlar質(zhì)量增加情況

2.3 STF-Kevlar織物微觀形貌

純Kevlar織物和STF-Kevlar織物在不同放大倍數(shù)下的微觀形貌，如圖9所示。STF處理過的Kevlar織物，紗線較平整，其中的纖維排列更加整齊、緊湊，由于SiO2納米顆粒填充在其中，纖維之間的縫隙較小。由于STF的黏結(jié)作用，使Kevlar織物更加緊密。從圖9(d)中標(biāo)尺為1 μm的放大圖中可知，纖維表面有團聚的SiO2粒子。

圖9 STF-Kevlar織物微觀形貌觀測

2.4 高速沖擊試驗結(jié)果

對純Kevlar織物和不同浸軋壓力的STF-Kevlar織物開展的高速沖擊試驗所得結(jié)果，如表4所示。沖擊試驗得到擊穿、回彈兩種結(jié)果，其中回彈的沖擊試驗中的剩余速度為負(fù)值。彈道極限速度vbl可以由擊穿狀態(tài)的入射速度vs和剩余速度vr進(jìn)行估算。

(5)

由表4可知，未浸軋的STF-Kevlar織物的彈道極限速度約為71.1 m/s，高于純Kevlar織物(63.8 m/s)，說明剪切增稠液在葉片彈體沖擊情況下能夠提升Kevlar織物的抗沖擊性能。在三種不同的浸軋壓力下，STF-Kevlar織物的彈道極限均低于未浸軋的彈道極限。隨著浸軋壓力的增加，STF-Kevlar織物的彈道極限速度先顯著下降，在50 kPa時為最小值(57.3 m/s)，隨后增加，在100 kPa時為68.3 m/s。但隨著浸軋壓力繼續(xù)增加200 kPa，彈道極限速度再次出現(xiàn)下降的趨勢(60.2 m/s)。在100 kPa的浸軋壓力下，STF-Kevlar織物的彈道極限速度最大，但相對未軋壓的織物仍然低3.9%。

表4 不同浸軋壓力的STF-Kevlar織物彈道沖擊試驗結(jié)果

3 分析與討論

3.1 失效模式和破壞形態(tài)分析

不同浸軋壓力下STF-Kevlar織物在相近沖擊速度下的擊穿破壞形貌對比，如圖10所示。圖10(a)為未浸軋的STF-Kevlar織物，葉片擊穿后，在織物上留下較圓的穿孔，與彈體直接接觸的經(jīng)紗和緯紗被從織物沖拔出，織物上形成了十字交叉形狀的損傷，并且織物的整體鼓脹變形較大。浸軋后STF-Kevlar織物的損傷形貌與未浸軋織物的損傷較接近，但織物整體更緊實，其中50 kPa，200 kPa的試件損傷面積較小，織物上有十字紋，被抽拔的紗線較未浸軋的織物少。而100 kPa的損傷面積較大，且在邊緣處也出現(xiàn)損傷。

圖10 不同浸軋壓力的織物破壞損傷

根據(jù)以上分析，發(fā)現(xiàn)織物彈道極限與損傷面積具有明顯的相關(guān)性，統(tǒng)計了不同織物在相似沖擊速度下?lián)p傷面積與彈道極限的關(guān)系，如表5所示。由于彈體為葉片型彈體，其斷口多呈現(xiàn)不規(guī)則形狀，在獲得不規(guī)則損傷面積后，將其等效為同等面積的圓形穿孔，進(jìn)而獲得等效損傷半徑。不同類型織物的彈道極限隨等效損傷半徑的變化，如圖11所示。近似呈現(xiàn)線性關(guān)系，采用線性函數(shù)進(jìn)行擬合，得

vbl=47.74+0.739 34×R

(6)

式中：vbl為彈道極限速度；R為等效損傷半徑。

表5 不同織物彈道極限與損傷面積關(guān)系

以100 kPa浸軋壓力下的STF-1-3試驗為例，研究典型浸軋后STF-Kevlar織物在葉片彈體撞擊下的變形過程，如圖12所示。由圖12可知：在1.0 ms前，彈體幾乎垂直撞擊織物，在織物上形成了非常明顯的以接觸點為頂點的錐形變形區(qū)；在彈體與織物的相互作用下，彈體的姿態(tài)發(fā)生偏轉(zhuǎn)，在葉片穿出織物的過程中，由于織物的不對稱作用，彈體姿態(tài)持續(xù)偏轉(zhuǎn)，并拉扯更多的紗線參與承載與能量吸收，相應(yīng)的，最終織物的損傷面積較大。

圖11 不同織物彈道極限與損傷面積關(guān)系

圖12 100 kPa浸軋壓力的STF-Kevlar織物的變形過程

選取織物紗線斷裂前的高速攝像圖片，測量織物在沖擊過程中的錐形變形區(qū)的凸起高度H(即極限變形高度)和角度θ，如圖13所示。通過式(7)估算織物的斷裂伸長率ε。

(7)

圖13 沖擊過程中織物最大變形示意圖

根據(jù)不同浸軋壓力下Kevlar織物的相近入射速度試驗的高速攝像圖片計算織物破壞前的極限變形高度、斷裂延伸率，如表6所示。變形角度與極限變形高度隨浸軋壓力的變化關(guān)系，如圖14所示。由圖14可知，純Kevlar織物的極限變形高度最大，與未浸軋的STF-Kevlar織物相當(dāng)。由圖1可知，純Kevlar織物的平均失效應(yīng)變?yōu)?.32，而根據(jù)高速攝影圖像中織物的極限變形高度和角度計算的織物斷裂伸長率為0.252，兩者較接近。沖擊試驗中斷裂延伸率相對準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試驗偏小的原因主要是在沖擊試驗中，織物的拉伸變形并不均勻，局部位置會提前達(dá)到斷裂。

表6 不同浸軋壓力下Kevlar織物變形與斷裂伸長率

圖14 極限變形高度與角度隨浸軋壓力變化

浸軋后的織物極限變形高度與未浸軋的STF-Kevlar織物相比整體減小，隨浸軋壓力的增大而輕微增加。其中在50 kPa的浸軋壓力下極限變形高度最小，比純Kevlar織物減小35.7%。斷裂伸長率的變化情況相似，其中在100 kPa的浸軋壓力下斷裂延伸率最小，僅為純Kevlar織物的52.4%。

3.2 能量吸收特征

表中織物吸收能量EA可由彈體動能消耗計算

(8)

式中，mb為彈體質(zhì)量。

(9)

式中， 矩形彈體特征直徑寬度D=45 mm。因此，沖擊時的剪切速率由1 704 s-1降低至486.7 s-1。在沖擊過程中幾乎始終處于STF的增稠范圍，因此可以起到較好的能量吸收作用。

在三種不同浸軋壓力下，STF-Kevlar織物的能量吸收接近，其中100 kPa浸軋壓力處理的STF-Kevlar織物的能量吸收最高，達(dá)到328.3 J，比純Kevlar織物提高了12.4%，但比未浸軋的Kevlar織物降低了13%。這一方面是由于浸軋過程擠出了多余的STF，導(dǎo)致參與吸收能量的STF減少；另一方面是壓軋后的織物紗線更加緊實，相對未浸軋織物其紗線易發(fā)生脆性斷裂，導(dǎo)致織物的極限變形高度和斷裂延伸率相比未浸軋的STF-Kevlar織物降低，紗線拉伸變形能減少而導(dǎo)致彈道極限和能量吸收降低。此外，浸軋使織物內(nèi)部產(chǎn)生殘余應(yīng)力，這也是影響STF增強效果的一個因素。

圖15 不同類型織物的能量吸收

不同浸軋壓力使STF-Kevlar織物的質(zhì)量增加率和面密度具有較大差異，為了考核單位質(zhì)量織物的能量吸收特性，使用彈道性能指數(shù)(ballistic performance index, BPI)進(jìn)行評估

(10)

式中：IBP為彈道性能指數(shù)；Σ為織物的面密度。

不同種類織物的BPI，如圖16所示。由圖16可知，純Kevlar織物的BPI最高，高于未浸軋的STF-Kevlar織物。浸軋后，BPI整體降低，其中在50 kPa的浸軋壓力下BPI最低。這主要是由于50 kPa的浸軋壓力較低，浸軋后STF-Kevlar織物的面密度與未浸軋的STF-Kevlar織物相近。BPI隨著浸軋壓力的提高而提高，在200 kPa的浸軋壓力下的織物的單位面密度吸收能量與未軋壓的織物相近。

圖16 不同浸軋壓力的STF-Kevlar彈道性能指數(shù)

選取結(jié)果中速度相近的試驗(76.7～84.7 m/s)繪制織物的能量吸收、BPI指數(shù)隨浸漬壓力的變化關(guān)系，如圖17所示。由圖17可知，織物能量吸收的變化趨勢與BPI的變化趨勢基本一致。浸軋后的STF-Kevlar織物的能量吸收較未浸軋時減少，其中當(dāng)浸軋壓力為50 kPa時最小。在100 kPa的浸軋壓力下，STF-Kevlar織物單位面密度吸收的能量最高，繼續(xù)增加浸軋壓力至200 kPa，BPI略微下降?？椢锏哪芰课针S浸軋壓力變化的趨勢與圖11中極限變形高度的變化趨勢一致。這是由于織物吸收能量主要依靠纖維的拉伸變形，因此變形越大，吸收能量越高。浸軋后織物變得更加緊實，在一定程度上限制了織物的變形。

圖17 能量吸收與彈道性能指數(shù)隨浸軋壓力變化趨勢

4 結(jié) 論

本文使用100 nm直徑SiO2納米粒子配制了質(zhì)量分?jǐn)?shù)為25w的剪切增稠液，測試了其穩(wěn)態(tài)和動態(tài)流變性能，并在不同浸軋壓力下與Kevlar織物復(fù)合。在空氣炮上開展了STF-Kevlar織物的彈道沖擊試驗，研究了織物損傷形貌、變形演化與能量吸收及其隨浸軋壓力的變化關(guān)系。主要工作與結(jié)論如下：

(1) 使用SiO2納米粒子制備的STF呈現(xiàn)明顯的剪切增稠效應(yīng)，臨界剪切速率為169 s-1，增稠比為56.4，增稠范圍為169～1 500 s-1。與Kevlar織物復(fù)合后，納米SiO2粒子均勻附著在纖維的表面，纖維緊密黏連。隨著浸軋壓力的增加，STF-Kevlar織物的質(zhì)量增加率明顯降低。

(2) 由于沖擊試驗的速率范圍與STF的剪切增稠速率范圍一致，STF能夠提高Kevlar織物的彈道極限，沖擊能量的吸收最高可提升29.4%。但由于STF導(dǎo)致的織物質(zhì)量增加，使STF-Kevlar織物的彈道性能指數(shù)小于純Kevlar織物的彈道性能指數(shù)。

(3) 在三種不同浸軋壓力下，STF-Kevlar織物的能量吸收較為接近，相對純Kevlar織物提高了12.4%，但低于未浸軋的Kevlar織物。在50 kPa浸軋壓力下，STF-Kevlar織物的能量吸收最低；在100 kPa的浸軋壓力下，織物的彈道性能指數(shù)最高。能量吸收的變化趨勢與織物極限變形高度的變化趨勢一致。