空间科学与试验学报

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2026 , Vol. 3 >Issue 2: 40 - 53

DOI: https://doi.org/10.19963/j.cnki.2097-4302.2026.02.004

高模量仿生螺旋碳纤维复合材料超高速撞击特性研究

  • 徐轩 , 1 ,
  • 王昕 , 2, * ,
  • 季海波 2 ,
  • 李振 2 ,
  • 李秉洋 , 2, * ,
  • 冯相超 2 ,
  • 张钱城 1 ,
  • 王鹏飞 , 2, *
展开
  • 1 西安交通大学航天航空学院, 西安710049
  • 2 中国航天科技体系与创新研究院, 北京100088
（1994—），男，高级工程师。主要研究方向为超材料/超结构。（本文通信作者）通信地址：北京市西城区新街口外大街2号（100088）电子邮箱：
（1989—），男，研究员。主要研究方向为超材料/超结构。（本文通信作者）通信地址：北京市西城区新街口外大街2号（100088）电子邮箱：
（1985—），男，研究员。主要研究方向为超材料/超结构、3D/4D打印、太空制造。通信地址：北京市西城区新街口外大街2号（100088）电子邮箱：

（1999—），男，硕士。主要研究方向为超材料/超结构。通信地址：陕西省西安市咸宁西路28号（710049）电子邮箱:

网络出版日期: 2026-05-28

基金资助

国家自然科学基金（12402407）；北京市科技新星项目（20240484510）

收起

Hypervelocity Impact Responses of High-Modulus Bio-Inspired Helicoidal Carbon Fiber Reinforced Polymer Laminates

  • Xuan XU , 1 ,
  • Xin WANG , 2, * ,
  • Haibo JI 2 ,
  • Zhen LI 2 ,
  • Bingyang LI , 2, * ,
  • Xiangchao FENG 2 ,
  • Qiancheng ZHANG 1 ,
  • Pengfei WANG , 2, *
Expand
  • 1 School of Aerospace Engineering, Xi’an Jiaotong University, Xi’an 710049, China
  • 2 China Academy of Aerospace Science and Innovation, Beijing 100088, China

Online published: 2026-05-28

Fold

摘要

面向日益恶劣的空间碎片环境，设计制备了一种高模量仿生螺旋碳纤维复合材料。采用二级轻气炮实验与有限元-光滑粒子流体动力学耦合仿真算法，阐明了碎片云相态演化与空间分布特征，探究了高模量仿生螺旋碳纤维复合材料的性能强化机理，并对比了不同撞击工况下，高模量和高强度两类仿生螺旋碳纤维复合材料与航天级铝合金材料的碎片防护性能。结果显示，在1.35 km/s冲击速度下，相较于高强度复合材料，高模量复合材料的碎片的穿孔直径、残余弹体质量及残余弹体动能分别降低9.25%、85.19%、89.50%；在不同撞击工况下，高模量复合材料的碎片防护性能优于高强度复合材料和铝合金材料；高模量复合材料凭借刚度优势，应力波传播速度更快、作用区域更广，能够有效抑制材料自身损伤并充分破裂空间碎片，从而提升了碎片防护性能。

关键词： 仿生结构; 高模量碳纤维; 超高速撞击; 碎片云

本文引用格式

徐轩 , 王昕 , 季海波 , 李振 , 李秉洋 , 冯相超 , 张钱城 , 王鹏飞 . 高模量仿生螺旋碳纤维复合材料超高速撞击特性研究[J]. 空间科学与试验学报, 2026 , 3(2) : 40 -53 . DOI: 10.19963/j.cnki.2097-4302.2026.02.004

Abstract

In response to the increasingly severe space debris environment, a high-modulus bio-inspired helicoidal Carbon Fiber Reinforced Polymer (CFRP) laminate was designed and fabricated. Two-stage light gas gun hypervelocity impact tests and coupled Finite Element–Smoothed Particle Hydrodynamics simulations were employed in combination to elucidate the phase evolution and spatial distribution characteristics of debris clouds, reveal the underlying performance enhancement mechanism of the high-modulus bio-inspired helicoidal laminate, and systematically compare the debris-shielding performance among the high-modulus helicoidal CFRP, high-strength helicoidal CFRP, and aerospace-grade aluminum alloy under varied impact scenarios. At an impact velocity of 1.35 km/s, the perforation diameter, residual fragment mass, and residual fragment kinetic energy of the high-modulus laminate are reduced by 9.25%, 85.19%, and 89.50%, respectively, relative to the high-strength counterpart. Notably, the high-modulus laminate exhibits markedly superior debris-shielding performance to both the high-strength helicoidal CFRP and aerospace-grade aluminum alloy under all tested impact conditions. Benefiting from its stiffness advantage, the high-modulus laminate enables rapid stress wave propagation over a larger effective region, suppresses material damage, and promotes complete fragmentation of space debris, thereby substantially improving debris-shielding performance.

Key words： bio-inspired structure; high-modulus carbon fiber; hypervelocity impact; debris cloud

0 引 言

由于航天技术的飞速发展和航天活动的日趋频繁，空间碎片的数量呈现出持续快速增加的趋势[1-4]。据统计，目前尺寸大于10 cm碎片的数量已超过3.65万件，1~10 cm的碎片逾100万件，小于1 mm的碎片更是突破1.3亿件；这些碎片以千米每秒的速度运动，对航天器在轨安全运行构成严重威胁[4]。因此，设计并研发高防护性能的材料已成为航天领域的重要课题。碳纤维复合材料（Carbon Fiber Reinforced Polymer，CFRP）凭借高比强度、高比刚度、耐腐蚀和耐疲劳等特性，在航天器结构中得到了广泛应用，其在空间碎片超速撞击下的力学行为也得到了长期关注[5-6]。例如，Numata等[7]研究了不同环境温度下铝弹体对碳纤维复合材料的超高速撞击实验，发现低撞击速度、低温条件下碎片云分布更集中，材料断裂模式与室温存在明显差异——室温下纤维撕裂和分层更严重；而在高速撞击时，穿透孔周围断裂模式、碎片云直径及穿透孔尺寸均不受温度影响，且穿透孔直径随撞击速度增大呈线性增长。周智炫等[8]在3.0～6.5 km/s速度范围内开展铝球超高速撞击碳纤维复合材料实验，发现成坑深度与坑径均随撞击速度呈2/3次幂增长，等效直径随撞击能量呈幂函数增长，且坑深大于坑半径，成坑形态呈方形上口、球冠底部，与金属半球形坑存在明显差异。
随着计算机技术的飞速发展，数值模拟不仅能扩展延伸工况参数，还为探究超高速的瞬态过程和微观机理提供了新路径。Giannaros等[9]采用光滑粒子流体动力学（Smoothed Particle Hydrodynamics，SPH）方法开展碳纤维复合材料的超高速撞击模拟，通过准静态实验标定SPH关键参数，所建立的数值模型可准确预测弹道极限、弹坑直径与碎片云形态。He等[10]采用有限元-光滑粒子流体动力学（Finite Element–Smoothed Particle Hydrodynamics，FEM‑SPH）自适应耦合方法与细观建模技术，建立碳纤维复合材料和编织复合材料的超高速撞击仿真模型，可准确复现碎片云形态、纤维断裂与分层特征，并且发现同等面密度下复合材料防护性能优于铝板。除了常规板材外，Morton等[11]采用尼龙弹丸针对桁架圆管开展超高速撞击实验，发现分层面积是残余强度下降的主导因素，撞击孔洞形貌沿铺层方向呈椭圆形扩展，分层面积与材料模量呈指数衰减关系。然而，传统碳纤维复合材料由于易发生分层、断裂韧性低和损伤面积大等缺点，严重影响了航天器的安全可靠运行。
近年来，仿生螺旋复合材料的研究备受瞩目。这种材料由单向纤维层螺旋堆叠而成，具有优异的抗冲击性能。王昕等[12]研究了中面对称仿生螺旋碳纤维复合材料超结构的准静态压痕性能，通过优化螺旋铺层角度减小层间应力，显著提升了材料的刚度、峰值载荷、失效位移和能量吸收能力。Mencattelli等[13]对仿生螺旋碳纤维复合材料的冲击损伤容限特性进行探究，发现通过诱导扩散性亚临界损伤可显著提升材料的抗冲击性能。杨帆等[14]研究表明，仿生螺旋复合材料通过独特的螺旋铺层设计，能在冲击过程中有效促进分层损伤扩散，显著提升能量吸收效率。韩登安等[15]通过实验与数值的方法，分析了冰雹冲击下双螺旋仿生结构的撞击损伤，发现其独特的螺旋排布可诱导多级能量耗散机制，使损伤面积较传统层合结构减少40%，显著提升抗冰雹冲击性能。Ji等[16]研究了中面对称仿生螺旋碳纤维复合材料的抗冲击性能，通过优化层间角度促进层间剪切应力重分布与裂纹扭转，显著提升材料在冲击下的抗侵蚀性能与能量吸收能力。
尽管上述研究充分展现了仿生螺旋复合材料在抗冲击性能与损伤容限方面的优异表现，但这些研究中所采用的材料难以满足复杂严苛的太空环境需求。高模量碳纤维复合材料凭借高比模量和热稳定性等优点，在航空航天领域得到了广泛应用[17-21]。目前，高模量碳纤维复合材料的研究主要聚焦于制备工艺优化、材料组分调控及静态性能表征，这种材料在动态载荷下的力学响应及损伤演化机制研究相对匮乏。例如，张磊等[22]针对高模量碳纤维复合材料进行了纵向压缩实验，并建立了细观力学有限元模型（Finite Element Model，FEM），分析发现高模量碳纤维复合材料在轴向压缩下的失效模式为纤维屈曲失稳破坏。徐伟伟等[23]探究了不同制备工艺对M40J碳纤维复合材料层间性能的影响，发现共固化工艺制备的复合材料临界应变能释放率相对较低，而扩展应变能释放率相对较高，共胶结工艺制备的复合材料容易在胶结层界面发生破坏。杨坚等[24]采用了化学气相渗透工艺和聚合物先驱体浸渍裂解工艺，制备了T300碳纤维和M40J碳纤维增强的碳-碳化硅基复合材料，发现M40J碳纤维复合材料的弯曲模量更高。Zhu等[25]制备了以钛纤维和M40J碳纤维为增强体的混杂复合材料，并对该材料和5A06-T6铝板进行了超高速撞击测试，发现这种混杂复合材料抗侵蚀性能更强，其损伤模式主要为纤维和基体界面分层和层间开裂。White等[26]通过超高速冲击实验与数值模拟相结合的方法，探究了M40J碳纤维增强复合材料及M40J/Kevlar纤维增强复合材料的抗超高速冲击性能，结果表明，Kevlar纤维的引入可显著抑制复合材料的分层损伤，减少纤维脱落现象，进而有效提升其抗超高速冲击能力。
本文采用二级轻气炮实验与FEM-SPH耦合数值模拟相结合的方法，对比分析了高模量和高强度两类仿生螺旋碳纤维复合材料的碎片防护性能，阐明了碎片云相态演化机制与防护性能强化机理，探究了冲击速度对复合材料超高速撞击特性的影响规律，为高模量仿生螺旋碳纤维复合材料在航天器碎片防护中的应用提供实践价值。

1 样件制备与实验测试

1.1 样件制备

碳纤维牌号分别为T700与HM37B，基体材料为EM134环氧树脂，均由恒神股份有限公司提供。复合材料的制备流程如图1所示，采用热压罐成型工艺制备。具体步骤如下：首先，将预浸料按预设铺层角度裁剪堆叠，每铺贴四层进行一次预压实；铺贴完成后进行真空制袋，随后移入热压罐，以1.5 ℃/min的速率升温至120 ℃，保温2 h完成固化；固化结束后，降温至55 ℃泄压开罐，脱模获得制件；最后，通过计算机数控加工技术对制件精准切割，得到标准尺寸的目标样件。
图 1 高模量仿生螺旋碳纤维复合材料制备流程示意

Fig.1 Schematic diagram of the fabrication process for high-modulus bio-inspired helicoidal CFRP laminates

1.2 实验测试

采用二级轻气炮开展超高速撞击测试，实验装置如图2所示。该二级轻气炮主要由发射系统、测速系统、摄像系统以及靶室这四个核心部分组成。其工作原理为：一级气室中的高压气体驱动活塞运动，活塞进而压缩轻质气体；当泵管内压力达到膜片破裂预设压力时，膜片破裂，释放出轻质气体，弹体在轻质气体推动下加速运动，实现对靶板的超高速撞击。
图 2 超高速撞击实验设备示意

Fig.2 Schematic diagram of hypervelocity impact testing apparatus

实验采用直径5 mm的2A12-T3球形铝合金弹体和尼龙弹托模拟空间碎片，尼龙弹托尺寸参数如图3所示。使用Phantom v2012高速摄影机记录弹体的撞击过程及碎片云成形过程，摄影机的拍摄帧率设为105 Hz，快门开启时间设为1 μs。对高速摄影机拍摄的实验结果进行处理，弹体的入射速度为1.35 km/s。
图 3 弹托尺寸参数示意

Fig.3 Schematic diagram of sabot dimension parameters

2 数值仿真模型与结果

2.1 数值仿真模型

采用FEM-SPH耦合算法构建仿真模型，如图4所示。复合材料大变形区域离散为SPH粒子，远离撞击区域的部分划分为有限元网格，其边界设置为完全固定约束。该复合材料边长为200 mm，厚度为4.8 mm，中心SPH粒子区域的直径为30 mm。弹体由铝合金弹丸和尼龙弹托构成，其中铝合金弹丸的直径为5 mm，弹托的直径和长度分别为8 mm和4 mm，二者同样离散为SPH粒子。
图 4 数值仿真模型

Fig.4 Numerical simulation model

复合材料的单元和SPH粒子通过关键字#CONTACT_TIED_NODES_TO_SURFACE实现接触。为保障超高速撞击下仿真求解的稳定性，将#CONTROL_BULK_VISCOSITY关键字的二次粘度系数和线性粘度系数均设为1[27]。为了避免弹体撞击复合材料时出现不合理的接触力，需要通过#DEFINE_SPH_TO_SPH_COUPLING将不同材料间的接触刚度PFACT设置为10[9]。此外，还需要将#SECTION_SPH中的SPHKERN设置为2，即采用二次样条光滑函数作为核函数，该函数有助于缓解超高速撞击计算中的SPH压缩不稳定问题。

2.2 材料本构与失效模型

选用Johnson-Cook本构模型和Mie-Grüneisen状态方程描述材料在高应变率下的力学行为，采用Johnson-Cook损伤模型和最大拉应力失效准则共同描述铝合金材料的失效行为。铝合金的材料参数如表1所示，其中，$ \rho $和$ G $分别为材料的密度和剪切模量；$ A $、$ B $、$ N $、$ C $、$ M $和$ {D}_{1} $分别表示静态屈服极限、应变硬化模量、应变硬化指数、应变率强化参数、温度软化指数和材料失效参数；$ c $、$ {S}_{1} $和$ \gamma $为材料体积声速、材料系数和Grüneisen系数；$ {\sigma }_{\text{p}} $为最大失效拉应力。
表 1 弹体的材料参数[28-29]

Table 1 Material parameters of projectile[28-29]

参数 2A12-T3 尼龙弹托
密度$ \rho \text{/(kg}\cdot {\text{m}}^{-3}) $
弹性模量$ E\text{/GPa} $
剪切模量$ G\text{/GPa} $
泊松比$ \nu $
静态屈服极限$ A\text{/MPa} $
应变硬化模量$ B\text{/MPa} $
应变硬化指数$ N $
应变率强化参数$ C $
温度软化指数$ M $
材料失效参数$ {D}_{1} $
材料体积声速$ c\text{/(km}\cdot {\text{s}}^{-1}) $
材料系数$ {S}_{1} $
Grüneisen系数$ \gamma $
最大失效拉应力$ {\sigma }_{{p}}\text{/GPa} $		 2 270
70.00
27.60
0.33
265.00
426.00
0.34
0.015
1.0
0.6
5.328
1.388
2.00
−2.5		 1 140
1.03
2.81
0.40
45.12
39.43
2.15
0.030
0
0.2
2 290.000
1.630
0.87
—
采用MAT59号正交各向异性线弹性材料本构可以准确模拟出复合材料在超高速撞击下的响应行为，该材料模型包含拉伸失效、剪切失效、分层和压缩失效模式[9-10, 30]。复合材料参数如表2所示，下标a、b和c分别表示纵向、横向和面外方向。
表 2 碳纤维复合材料单向板的材料参数

Table 2 Material parameters of CFRP unidirectional plies

参数T700HM37B
密度$ \rho \text{/(kg}\cdot {\text{m}}^{-3}) $
弹性模量$ {E}_{a}\text{/GPa} $
弹性模量$ {E}_{b}\text{/GPa} $
弹性模量$ {E}_{c}\text{/GPa} $
泊松比$ {\nu }_{ba} $
泊松比$ {\nu }_{ca} $
泊松比$ {\nu }_{b}{}_{c} $
剪切模量$ {G}_{ab}\text{/GPa} $
剪切模量$ {G}_{bc}\text{/GPa} $
剪切模量$ {G}_{ca}\text{/GPa} $
拉伸强度$ {X}_{t}\text{/MPa} $
拉伸强度$ {Y}_{t}\text{/MPa} $
拉伸强度$ {Z}_{t}\text{/MPa} $
压缩强度$ {X}_{c}\text{/MPa} $
压缩强度$ {Y}_{c}\text{/MPa} $
压缩强度$ {Z}_{c}\text{/MPa} $
剪切强度$ {S}_{ba}\text{/MPa} $
剪切强度$ {S}_{ca}\text{/MPa} $
剪切强度$ {S}_{cb}\text{/MPa} $		1 510
152
9.17
9.17
0.016 6
0.016 6
0.40
4.95
3.275
4.95
2 509
60
60
1 469
196
196
132
132
97		1 540
226
8.50
8.50
0.011 0
0.011 0
0.35
4.75
3.330
4.75
2 040
70
70
720
420
420
45
45
50

3 超高速撞击特性分析

3.1 碎片云相态演化

图5和图6分别展示了两类碳纤维复合材料在超高速撞击下碎片云形貌的实验与仿真结果对比。当碳纤维复合材料受到弹体超高速撞击后，均呈现反溅碎片云、碎片云外泡和碎片云内核特征，仿真与实验的碎片云结构形态高度吻合。T700碳纤维复合材料实验与仿真的轴向长度分别为67.3 mm和66.8 mm，径向长度为40.7 mm和42.6 mm；HM37B碳纤维复合材料实验与仿真的轴向长度为66.8 mm和66.7 mm，径向长度为47.2 mm和46.3 mm，尺寸误差均小于5%。
图 5 T700碳纤维复合材料碎片云形貌的实验和仿真对比

Fig.5 Experimental and numerical simulation comparison of debris cloud morphology for T700 CFRP laminate

图 6 HM37B碳纤维复合材料碎片云形貌的实验和仿真对比

Fig.6 Experimental and numerical simulation comparison of debris cloud morphology for HM37B CFRP laminate

以弹体撞击复合材料为初始时刻，弹体首先完全穿透复合材料，随后碎片云逐步成型并膨胀扩散。当碎片云扩散到某一时刻时，其轴向长度与径向长度的比值趋于收敛，碎片云进入稳态阶段。碎片云长径比随时间的变化如图7所示。在铝合金弹丸不同撞击速度下，T700碳纤维复合材料与HM37B碳纤维复合材料的碎片云长径比随时间均先上升后趋于稳定，在约72 μs后进入稳态阶段。
图 7 碎片云长径比随时间的变化

Fig.7 Temporal variation of debris cloud aspect ratio

3.2 碎片云分布特征

碎片云空间分布区域划分如图8所示。以撞击轴线为法线方向构建投影平面，将碎片云投影至该平面，并以撞击轴线和平面的交点为圆心绘制一系列同心圆，分别统计圆形区域内的质量，获得碎片云的径向质量分布。同时，以10º为间隔将平面划分为若干扇形区域，统计各环向区域内的质量，得到碎片云的环向质量分布。
图 8 碎片云空间分布区域划分

Fig.8 Partitioning of the spatial regions of the debris cloud

以0.002 m的半径增量，依次统计不同圆形区域内的碎片云质量，随后对各区域的质量数据进行无量纲化处理，得到对应圆形区域内的无量纲相对质量密度$ {\rho }_{\text{r}}(r) $；为了避免区域划分引起的随机波动，定义累积相对密度$ {\rho }_{\text{s}}(r) $。相对质量密度$ {\rho }_{\text{r}}(r) $和累积相对密度$ {\rho }_{\text{s}}(r) $表达式如下：
$ \begin{cases} {\rho }_{\textit{r}}(r)=\dfrac{\dfrac{m}{A}}{\sum \limits_{{r}=0.002}^{0.13}\dfrac{m}{A}}\\{\rho }_{\text{s}}(r)=\dfrac{\sum \limits_{r=0.002}^{ri}\dfrac{m}{A}}{\sum \limits_{r=0.002}^{0.13}\dfrac{m}{A}}\end{cases} $
图9展示了两种碳纤维复合材料在不同撞击速度下形成的碎片云径向分布结果。选取恒定的半径值可见，累积相对密度随着撞击速度增大逐渐减小，表明同一时刻下高速度撞击产生的碎片云径向分布更分散。在1.35 km/s撞击速度下，两种材料的曲线基本重合；但随着撞击速度提升，高模量HM37B碳纤维复合材料的碎片云在径向分布更趋分散。图10展示了两种碳纤维复合材料在不同撞击速度下形成的碎片云环向分布结果，从环向分布可以发现，当撞击速度增大时，0°、90°、180°和360°附近的碎片云数量相对较少。为此，采用离散系数（Coefficient of Variation，CV）对碎片云环向分布特征进行定量化分析：
图 9 HM37B碳纤维复合材料的碎片云径向质量分布

Fig.9 Radial mass distribution of the debris cloud under different impact velocities

图 10 碎片云环向质量分布

Fig.10 Circumferential mass distribution of the debris cloud under different impact velocities

$ {s}_{n-1}=\sqrt{\dfrac{\sum \limits_{i=1}^{N}x_{i}^{2}-n{(\overline{x})}^{2}}{n-1}} $
$ \text{CV}=\dfrac{{s}_{n-1}}{\overline{x}}\times 100\text% $
式中，$ {s}_{n-1} $为标准差，CV为离散系数，$ {x}_{i} $为样本点，$ n $为样本数量，$ \overline{x} $为平均数。
通过计算获得不同撞击速度下碎片云环向分布的离散系数，结果如图11所示。当撞击速度处于1.35~3.35 km/s时，HM37B碳纤维复合材料撞击后形成的碎片云各向异性特征更为显著；当撞击速度提升至3.35~5.35 km/s时，T700碳纤维复合材料撞击后形成的碎片云各向异性特征更为明显。
图 11 碎片云环向离散程度随撞击速度的变化曲线

Fig.11 Circumferential dispersion degree of debris cloud under different impact velocities

3.3 应力波传播过程

为了探究超高速撞击下碳纤维复合材料的防护机理，使用一维冲击波理论对撞击速度1.35 km/s下的仿真模拟结果进行深入分析。应力波产生和传播过程如图12所示。图12中蓝色部分代表冲击波作用的压应力区域，红色代表稀疏波作用的拉应力区域。本文使用的两类碳纤维复合材料，除纤维牌号不同外，铺层方式、纤维体积分数和复合材料尺寸基本一致。因此，当复合材料受到弹体撞击后，应力波的产生和传播过程相似，可划分为5个阶段：
图 12 应力波传播过程

Fig.12 Propagation process of stress waves

第一阶段：弹体与复合材料撞击的初始时刻，分别在铝合金弹丸和复合材料中产生传播方向相反的冲击波S1和S2。
第二阶段：铝合金弹丸和尼龙弹托界面处产生传播方向相反的冲击波S3和S4。由于复合材料层间界面的存在，沿撞击轴向传播的冲击波S1会发生反射，会出现红色的拉应力区域；同时，纤维方向的材料阻抗大，冲击波S1主要沿着纤维方向传播，即图12中复合材料中蓝色区域为冲击波作用的压应力区域。
第三阶段：受球形弹体的特殊几何特征的影响，冲击波传播到弹体自由表面形成稀疏波R2，R2开始卸载弹体中的压应力区域。
第四阶段：冲击波S2和S4传播到弹托自由表面和弹体/弹托交界面，反射形成稀疏波R3和R4。
第五阶段：弹体在冲击波和稀疏波的共同作用下破坏。
值得注意的是，在相同的撞击条件下，HM37B碳纤维复合材料的弹性模量更高，因此应力波传播速度更大，这一结论已通过仿真的应力传播过程和实验的损伤形貌得到双重验证。
由于复合材料的各向异性和铺层角度特性，仿生螺旋复合材料在超高速撞击下面内载荷复杂，应力分布呈现不均匀状态。对入射面单层的应力分布进行分析，Ply-1为复合材料外层，逐层向内选取至Ply-10，面内应力分布如图13所示。T700碳纤维复合材料和HM37B碳纤维复合材料的面内应力云图呈现出螺旋分布特征，由于铺层方向的弹性模量较高，冲击波主要沿该方向传播，因此沿铺层方向压应力作用的区域更大；而在横向存在纤维/基体界面，冲击波经过多次透射和反射后，形成了稀疏波作用的拉应力区域。应力波的横向传播受基体材料和界面的影响，因此传播速度相对较小。
图 13 面内应力云图的仿真结果

Fig.13 Simulation results of the intra-laminar stress nephograms

图14为铝合金弹体参考点处压力随时间的变化曲线，通过分析参考点的压力变化，可深入解析应力波的传播特征和衰减规律。当弹体和复合材料发生撞击后，参考点A首先产生冲击波，其压力呈现脉冲式跃升；随后铝合金弹丸和尼龙弹托发生接触，参考点B处也产生冲击波；最后，冲击波向铝合金弹丸内部传播，导致参考点C处的压力迅速增大。由压力时间曲线可知，当弹体与高模量碳纤维复合材料发生撞击时，产生的冲击波更强，弹体参考点的应力幅值均高于与T700碳纤维复合材料相撞时的对应压力，这表明高模量碳纤维复合材料对空间碎片的破碎效应更强。
图 14 参考点的压力时间曲线

Fig.14 Pressure history curves for the reference points

图15展示了1.35 km/s超高速撞击后两类复合材料的损伤形貌。在入射面，T700碳纤维复合材料的损伤尺寸大于HM37B碳纤维复合材料：T700碳纤维复合材料在穿孔附近沿纤维方向出现材料剥落，HM37B碳纤维复合材料仅发生基体开裂与分层。出射面损伤差异更为显著，T700碳纤维复合材料出现大范围基体开裂、纤维断裂及分层，而HM37B碳纤维复合材料仅在穿孔周围发生纤维断裂与分层。这表明HM37B碳纤维复合材料的损伤抑制能力更强。
图 15 碳纤维复合材料损伤形貌

Fig.15 Damage morphologies of CFRP laminates

3.4 动能耗散特性分析

超高速撞击后，弹体的初始动能主要转换成碎片云动能和材料内能，通过分析不同撞击速度下弹体动能耗散量和碎片云动能，可对材料的超高速防护性能进行评估。图16对比了两种碳纤维复合材料超高速撞击后，碎片云动能随冲击速度的变化规律：在1.35~5.35 km/s的冲击速度范围内，高模量HM37B碳纤维碎片云动能始终低于T700碳纤维复合材料，其撞击所形成的次生碎片云破坏作用更弱，表明高模量碳纤维超高速防护性能更强。
图 16 不同撞击速度下碎片云动能对比

Fig.16 Comparison of kinetic energy of debris cloud under different impact velocities

图17的对比结果揭示了不同撞击速度下弹体与碳纤维复合材料撞击过程的动能耗散规律。当撞击速度从1.35 km/s升高至5.35 km/s时，T700碳纤维复合材料的动能耗散率在66.6%~76.1%，高模量碳纤维复合材料的动能耗散率则处于68.2%~80.8%。由此可见，高模量碳纤维复合材料在超高速撞击条件下展现出更突出的能量耗散优势。
图 17 不同撞击速度下动能耗散率

Fig.17 Kinetic energy dissipation rate under different impact velocities

3.5 防护性能对比分析

不同的碳纤维复合材料受撞击后，其碎片云扩散特征存在显著差异。为表征其整体膨胀扩散规律，需选取具有代表性的参考点，选取方式如图18所示。其中，参考点A为碎片云撞击轴线前缘特征点，通过分析该点的轴向速度，可定量评估碎片云对被防护结构的冲击威胁程度；参考点B和参考点C为碎片云径向轮廓边缘特征点，x方向对应复合材料最外层纤维方向，y方向为横向方向。
图 18 碎片云参考点示意

Fig.18 Schematic diagram of debris cloud reference points

对比了两种碳纤维复合材料在1.35 km/s超高速撞击下的防护性能指标，如表3所示。相较于T700碳纤维复合材料，HM37B碳纤维复合材料碎片云参考点A和参考点C的速度分别降低了13.87%、6.76%，参考点B速度增大了6.64%。弹体撞击靶板后会产生破坏，但仍然存在质量较大的残余部分，通过统计残余弹体质量和残余弹体动能，可以定量分析出不同材料的超高速防护性能。HM37B碳纤维复合材料的穿孔直径、残余弹体质量和残余弹体动能分别降低了9.25%、85.19%、89.50%，体现出了更强的空间碎片防护效能。
表 3 超高速防护性能指标对比

Table 3 Comparison of hypervelocity impact resistance

防护性能指标T700HM37B变化率
参考点A速度/(m·s−1)865745−13.87%
参考点B速度/(m·s−1)3013216.64%
参考点C速度/(m·s−1)296276−6.76%
穿孔直径/mm14.4913.15−9.25%
残余弹体质量/mg24.313.57−85.19%
残余弹体动能/J7.430.78−89.50%
表4系统对比了等质量的T700碳纤维复合材料、HM37B碳纤维复合材料和2024-T3铝合金材料在不同冲击速度、不同弹体尺寸下的超高速防护性能，其中2024-T3铝合金材料的参数参照了He等[31]的研究成果。首先分析碎片云的参考点速度：HM37B碳纤维复合材料碎片云的参考点A速度均小于T700碳纤维复合材料碎片云的参考点A速度，而参考点B和参考点C速度差别不明显。与铝合金材料对比发现，碳纤维复合材料碎片云参考点A速度在1.35~3.35 km/s范围内较高，在4.35~5.35 km/s范围内较小；而铝合金材料碎片云参考点B和参考点C速度在1.35 km/s冲击速度下明显较小。通过对比不同尺寸弹体撞击结果可知，弹体尺寸增大导致碎片云参考点速度提升。
表 4 不同撞击条件下材料的超高速撞击特性

Table 4 Hypervelocity impact characteristics of materials under different impact conditions

材料工况参考点A
速度/(m·s−1)		参考点B
速度/(m·s−1)		参考点C
速度/(m·s−1)		残余弹体质量/mg残余弹体动能/J
T7005 mm、1.35 km/s86530429624.317.43
5 mm、2.35 km/s1 770570579−−
5 mm、3.35 km/s2 520825772−−
5 mm、4.35 km/s3 3201 0001 150−−
5 mm、5.35 km/s4 0701 3001 240−−
7 mm、1.35 km/s97733431011.994.10
HM37B5 mm、1.35 km/s7453212763.570.78
5 mm、2.35 km/s1 650579541−−
5 mm、3.35 km/s2 502842788−−
5 mm、4.35 km/s3 2601 0801 090−−
5 mm、5.35 km/s3 9401 2801 210−−
7 mm、1.35 km/s916302287−−
2024-T35 mm、1.35 km/s58719718996.9813.72
5 mm、2.35 km/s1 56055355349.6953.70
5 mm、3.35 km/s2 49085181813.0234.74
5 mm、4.35 km/s3 3901 1301 1403.2016.30
5 mm、5.35 km/s4 1401 3301 300−−
7 mm、1.35 km/s897276288342.04123.03
从残余弹体质量和残余弹体动能可知，高模量HM37B碳纤维复合材料对弹体的破碎和减速效能最佳。5 mm弹体以1.35 km/s速度撞击靶板时，HM37B的残余弹体质量和残余弹体动能最小；当弹体直径提升到7 mm时，仅HM37B碳纤维复合材料实现了弹体的完全粉碎。对比不同撞击速度下的模拟结果可知，碳纤维复合材料能在2.35~4.35 km/s冲击速度范围内使弹体粉碎，而铝合金材料仍存在残余弹体。综上所述，高模量仿生螺旋碳纤维复合材料在不同工况下表现出了更好的超高速防护效果。
为了更直观对比3种材料的防护性能，在靶板后侧35 mm处布置了一块尺寸为200 mm×200 mm×3 mm观测板，其损伤云图如图19所示。当冲击速度为1.35 km/s时，仿生螺旋碳纤维复合材料和铝合金材料的观测板均未发生穿孔；当冲击速度为3.35 km/s时，2024-T3的观测板被击穿，且受碎片云撞击形成大面积损伤；而在5.35 km/s冲击速度下，仿生螺旋碳纤维复合材料的观测板仍未被穿透。
图 19 观测板损伤结果

Fig.19 Damage results of the witness plate

4 结 语

针对航天器空间碎片防护需求，本文设计制备了一种高模量仿生螺旋碳纤维复合材料，采用二级轻气炮实验与FEM-SPH耦合数值模拟结合的方法，阐明了碎片云相态演化与空间分布特征，探究了高模量仿生螺旋碳纤维复合材料的性能强化机理，对比了不同撞击工况下高模量和高强度两类仿生螺旋碳纤维复合材料与铝合金材料的碎片防护性能。主要结论如下：
（1）FEM-SPH耦合仿真模型可精准复现复合材料受撞击后的碎片相态演化与碎片云结构，实验与仿真所得碎片云轴向、径向长度误差均小于5%。
（2）在1.35~5.35 km/s冲击速度范围内，HM37B碳纤维复合材料的径向分布区域更广；当冲击速度在1.35~3.35 km/s时，T700碳纤维复合材料的碎片云环向分布更均匀，而在3.35~5.35 km/s时，HM37B碳纤维复合材料的碎片云环向分布更均匀。
（3）HM37B碳纤维复合材料拥有更高的弹性模量，应力波传播速度更高，可有效扩大耗能区域；螺旋铺层优化应力分布，抑制局部损伤，强化抗冲击性能。
（4）相比于T700碳纤维复合材料，HM37B碳纤维复合材料所形成的碎片云动能较低；在不同撞击速度下，HM37B碳纤维复合材料的动能耗散率维持在68.2%~80.8%，能量耗散高效且稳定。
（5）在1.35 km/s的冲击速度下，与T700碳纤维复合材料相比，HM37B碳纤维复合材料的穿孔直径、残余弹体质量及残余弹体动能分别降低9.25%、85.19%、89.50%；通过对比不同撞击工况下两种碳纤维复合材料和2024-T3铝合金的防护性能，发现HM37B碳纤维复合材料的防护性能更优。
综上，高模量仿生螺旋碳纤维复合材料展现出更优异的空间碎片防御性能，研究成果可为高模量仿生螺旋碳纤维复合材料在航天器碎片防护设计中的应用提供实践参考。

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