变刚度纤维曲线铺放复合材料层合板的有限元建模和拉伸特性分析
复合材料层合结构破坏机理及压溃吸能特性分析
复合材料层合结构破坏机理及压溃吸能特性分析牟浩蕾;张雪晗;宋东方;冯振宇;解江【摘要】针对纤维增强复合材料层合试验样件,对[90]16和[0]16试验样件分别进行拉伸、压缩试验,对[±45]4s试验样件进行剪切试验,分析其破坏模式,通过SEM 扫描电镜观察试验样件断口微观形貌,揭示其细观破坏机理.针对纤维增强复合材料层合薄壁结构,对[±45/0/0/90/0]s圆管、[0/90]3a圆管、[0/90]3s方管和[±45]3s方管进行准静态轴向压溃试验,分析其宏观破坏模式及吸能特性.结果表明:宏观破坏模式是多种细观破坏机理共同作用的结果,包含纤维断裂、基体变形与开裂、层间与层内裂纹扩展等;[±45/0/0/90/0]s圆管为横向剪切破坏模式,比吸能最大;[0/90]3s圆管为层束弯曲失效模式,比吸能次之;[0/90]3s方管为层束弯曲失效模式,比吸能第三大;[±45]3s方管为局部屈曲失效模式,比吸能最小.不同铺层方式复合材料层合薄壁圆管和方管压溃破坏失效模式差异较大,比吸能差距也较大,通过合理设计可以改变复合材料层合薄壁结构破坏模式,改进其吸能特性.【期刊名称】《振动与冲击》【年(卷),期】2018(037)022【总页数】8页(P194-200,213)【关键词】复合材料层合结构;断口形貌;细观破坏机理;宏观破坏模式;吸能特性【作者】牟浩蕾;张雪晗;宋东方;冯振宇;解江【作者单位】中国民航大学民航民用航空器适航审定技术重点实验室,天津300300;中国民航大学民航民用航空器适航审定技术重点实验室,天津300300;中国民航大学民航民用航空器适航审定技术重点实验室,天津300300;中国民航大学民航民用航空器适航审定技术重点实验室,天津300300;中国民航大学民航民用航空器适航审定技术重点实验室,天津300300【正文语种】中文【中图分类】TB332相对于金属薄壁结构而言，复合材料层合薄壁结构具有比强度高、比刚度大、比吸能大、可设计性好等优点，已广泛应用于航空航天和交通运输等领域，将其作为缓冲吸能结构能够对乘员起到很好的冲击碰撞安全保护作用[1-3]。
复合材料结构设计分析与力学性能测试
层合板设计的主要内容选择合适的单层铺设角-铺层方向；确定各铺设角单层的层数百分比-铺层比；确定铺层顺序：直接影响到层合板的刚度、强度、稳定性、振动、工艺性和使用维护性。
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一、复合材料结构设计流程
层合板设计的主要内容铺层结构简化表示
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一、复合材料结构设计流程
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一、复合材料结构设计流程
确定各铺设角单层的层数百分比-铺层比 若需设计成准各向同性层合板，采用[0/45/90/-45]s。0:90:±45铺层比0.25：0.25：0.50 准各向同性层合板：[A]为各向同性，与方向无关；各层具有相同的[Q]和相同的厚度；各层之间夹角相等。
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一、复合材料结构设计流程
层合板的设计方法
序
设计方法
方法要点
说明
1
等代设计
采用准各性同性层合板按刚度等代铝板
2
准网格设计
设计中仅考虑纤维承载能力，按应力比确定0、90、45纤维铺层比例
3
刚度设计毯式曲线设计
以面内刚度为主，设计铺层比例与面内强、刚度关系曲线，查出所需铺层比例
层合板初步设计方法
一、复合材料结构设计流程
1、明确设计条件： 性能要求、载荷情况、环境条件、形状限制等。2、材料设计： 原材料选择、铺层性能确定、层合板设计等。3、结构设计： 复合材料层合板设计、结构典型特征的设计、夹芯结构设计、复合材料接头设计等。
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一、复合材料结构设计流程
设计分析制造一体化 在材料设计和结构设计中都涉及到应变、应力与变形分析、失效分析，以确保结构的强度和刚度。 复合材料结构往往是材料与结构一次成型的，且材料也具有可设计性。
变刚度多稳态复合材料结构设计与稳态特性分析
变刚度多稳态复合材料结构设计与稳态特性分析发布时间：2021-11-18T08:16:48.882Z 来源：《工程建设标准化》2021年18期作者：朱金龙叶国方陈立峰曾瑞安姚子佳[导读] 变刚度多稳态复合材料在制造业等多个领域均有广泛应用。
若能针对材料结构实施有限元分析，可增加材料特性的了解。
朱金龙叶国方陈立峰曾瑞安姚子佳精功（绍兴）复合材料技术研发有限公司浙江绍兴 312072摘要：变刚度多稳态复合材料在制造业等多个领域均有广泛应用。
若能针对材料结构实施有限元分析，可增加材料特性的了解。
在此之上，本文简要分析了此种材料中结构设计的影响因素，并通过综合分析有限元结果，联合对比实验，促进复合材料性能的优化，使其发挥出显著效用。
关键词：变刚度多稳态复合材料；结构设计；稳态特性前言：变刚度是以刚度矩阵为基础形成的材料特性。
而多稳态是以不同稳定状态形成的复合材料。
在层合板结构分布中，相关人员若能针对材料结构实施优化设计，既能深度知晓结构特性，为材料的有效运用指引方向，又能为材料的多领域推广给予助力，借此满足新时代复合材料的大规模利用需求。
1、变刚度多稳态复合材料结构设计的影响因素1.1铺设角度变刚度多稳态复合材料结构多具备非线性特征。
故而需对其进行有限元分析，借助有限元软件掌握其特性特征。
而在实际研究中，可发现影响其结构设计效果的因素包含铺设角度。
在此材料中多以正交组合方式进行铺设。
关于铺设角度的影响程度，可先行构件对应的试件，而后通过对比材料结构的载荷位移差异，判定铺设角度的影响情况。
对于构件尺寸的设计，可以100mm（正-反-正）与70mm（反-正-反）进行比对。
随着稳态趋势的变化，其中载荷量呈现下降趋势。
直到载荷下降为0，材料构件处于第二稳态状态。
由于铺设角度会对构件材料中的刚度产生影响。
所以，以反-正-反型分布的构件载荷位移量偏大。
随着位移量的增加，两个构件的载荷峰值分别为12N、15N，位移量则在20mm、30mm。
T∕CSTM 00280-2020 纤维增强聚合物基复合材料层合板拉伸性能试验方法
ICS 83.120Q 23团体标准T/CSTM 00280-2020纤维增强聚合物基复合材料层合板拉伸性能试验方法Test method for tensile properties of fiber reinforcedpolymer matrix composite laminates2020-06-19 发布2020-09-19 实施中关村材料试验技术联盟发布前言本标准按照 GB/T 1.1—2009 给出的规则起草。
请注意本文件的某些内容有可能涉及专利。
本文件的发布机构不承担识别这些专利的责任。
本标准由中国材料与试验团体标准委员会航空材料领域委员会（CSTM/FC53）提出。
本标准由中国材料与试验团体标准委员会航空材料领域委员会（CSTM/FC53）归口。
I纤维增强聚合物基复合材料层合板拉伸性能试验方法1范围本标准规定了纤维增强聚合物基复合材料层合板拉伸试验的试样、试验设备、试验条件、试验步骤、结果计算和试验报告。
本标准适用于连续或不连续纤维增强聚合物基复合材料层合板拉伸性能的测定。
2规范性引用文件下列文件对于本文件的应用是必不可少的。
凡是注日期的引用文件，仅所注日期的版本适用于本文件。
凡是不注日期的引用文件，其最新版本（包括所有的修改单）适用于本文件。
GB/T 1446 纤维增强塑料性能试验方法总则JJG 762 引伸计检定规程3试样3.1试样形状和尺寸试样的形状见图1。
推荐的试样几何尺寸见表1。
a)0°和多向层合板试样b)90°层合板试样和随机不连续试样图1 拉伸试样示意图1T/CSTM 00280—20202 表1 推荐的拉伸试样几何尺寸3.2试样制备试样制备按GB/T 1446规定进行。
推荐使用水润滑的砂轮切割、铣切或磨削，得到试样最终尺寸，应避免由于不适当的加工方法而引起损伤。
在200℃以上环境下测试0°单向复合材料性能时，推荐采用0°铺层的本体材料制备加强片，同时，推荐采用共固化工艺粘贴加强片。
复合材料层合板低速冲击损伤的有限元模拟_朱炜垚
有限元动态显示算法中, 单元损伤前后应力变化比
较剧烈, 而应变变化则比较平缓, 故基于一维情况
下的应力应变表达式, 将前人基于应力描述的失效 准则转换为基于应变描述的失效准则:
Rxx = E11 Exx , Ryy = E 22 Eyy
Rz z = E33 Ez z , Rxy = G12 Exy
( 1)
强度; ET22 、EC22 分别是单向板横向对应于拉伸、压缩 强度的应变强度; Cij ( i X j ) 为单向板对应于剪切强 度的剪切应变强度。通过式( 1) 、式( 2) 便可以推导
出基于应变描述的失效准则。模型所使用的单层板
失效准则包含基体开裂、基体挤裂、纤维断裂、纤
维挤压 4 种失效形式, 其表达式如下:
采用超声 C 扫描对损伤前后的试件进行观察。 实验前, 目视检查并抽样对试件进行 C 扫描无损检 测, 以确保实验件没有初始的内在损伤。冲击后, 先通过目视检测各典型试件的正反面凹坑、基体开 裂、纤维断裂等外观损伤, 发现在该实验系列所有 能量等级下, 冲击点表面均出现了表面凹坑, 冲击 背部表面则出现了沿着纤维方向的基体开裂和少量 的纤维断裂损伤。然后对每个试件都进 行了 C 扫 描, 结果显示, 试件内部均产生了不同程度的分层 损伤, 损伤投影的形状大致成圆形或椭圆形, 损伤 的面积与冲击能量相关, 冲击能量越大, 损伤面积 越大。不同能量冲击下层板损伤 C 扫描的 一些结 果如图 1 所示。
由于冲击过程的复杂性和冲击损伤形式的多样 性, 许多学者[ 1-7] 使用有限元这一技术来研 究这个 问题。Choi[ 1-2] 等认为低速冲击过程中最先产生的
损伤形式是基体裂纹, 然后基体裂纹导致了层间分 层的产生, 由此提出了一个判断冲击损伤起始以及 分层扩展的准则, 但是该准则中的一些参数需要由 实验来确定, 因而使用受到一定限制。H ou[ 3] 等使 用显式有限元算法, 考虑了层板面 外剪切力 的影 响, 改进了 chang- chang 失效准则, 采用实体单元 进行了低速冲击过 程模拟和损伤 分析, 其研 究中 对多种损伤形式都 加以考虑, 由于 以应力退 化作 为材料参数退化方 式, 并不能反映 出材料自 身性 能的变化, 且所预测 的分层损伤大 小和形状 与实 验结果不是 很吻合。M oura[ 4] 等提 出了 一个改 进 的层间分层准则, 预 测的分层形状 和面积与 实验
FRP材料简介
FRP 材料的特点纤维增强复合材料(Fiber Reinforced Polymer/Plastic,简称FRP)也称纤维增强塑料，是由短切纤维或者连续纤维及其织物与热固性或热塑性基体经过一定的工艺复合而成的一种新型材料。
利用先进的成型工艺，纤维增强复合材料可以整体成型做成各种复杂的形状，整体性较强，减少了装配的成本。
与钢材以及合金等金属材料相比，复合材料能够同时达到轻质、高强、刚度高等特点，近年来表明，先进复合材料在飞机制造业的应用迅速扩大。
复合材料及其发展由两种或两种以上不同物质经材料设计、人工组合而得到的具有新的优越性能的多相固体材料。
按此定义，通常可将结构用复合材料（Composite materials）的基本组分划分为基体材料（Matrix）和增强材料（Reinforcement）。
其中基体材料大都为连续相，主要起粘结或连接的作用；增强材料多为分散相，主要用来承受载荷，亦称增强体。
复合材料常见的分类方法有：按材料的作用，可分为主要使用其力学性能的结构复合材料和主要发挥其功能特性的功能复合材料；按基体材料，可分为树脂基、金属基、陶瓷基复合材料等；按增强体的种类和形态，可分为长纤维增强复合材料、短纤维或晶须增强复合材料、颗粒增强复合材料、层状增强复合材料及填充骨架型复合材料等。
目前研究最多、应用前景最广的是上世纪60 年代以来发展起来的所谓先进复合材料，包括以高强碳纤维、硼纤维、芳纶纤维、陶瓷颗粒等高性能增强体增强的耐高温高聚物或金属、增韧的陶瓷，以及功能复合材料。
复合材料最显著的特性，是其性能（主要指力学性能、物理性能和工艺性能）在一定范围内具有可设计性，同时还具有材料与结构同一性、发挥复合效应优越性及性能对工艺依赖性等特点。
与传统材料相比，复合材料在性能上具有优势，比如比强度、比模量大，耐疲劳性能好，阻尼减震性好，破损安全性高等。
因此，复合材料已成为材料研究领域的热点，并已在航空、航天、能源、电子、海洋、汽车，乃至生物工程等方面得到了广泛应用。
纤维曲线铺放的变刚度复合材料层合板的失效分析
Ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ Ａｎ ａ ｌ ｙ ｓ ｉ ｓ ｏ ｆ Ｖａ ｒ ｉ ａ ｂ ｌ ｅ — Ｓ ｔ ｉ ｆ ｆ ｎ ｅ ｓ ｓ Ｃｏ ｍｐ ｏ ｓ ｉ ｔ ｅ Ｌ ａ ｍｉ ｎ ａ ｔ ｅ ｓ
（ ２ Ｓ ｃ ｈ ｏ ｏ ｌ ｏ ｆ Ｍｅ ｃ ｈ ａ ｎ ｉ ｃ ａ ｌ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ ， Ｔ ｉ ａ ｎ ｊ ｉ ｎ Ｐ ｏ ｌ ｙ ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｉ ｃ Ｕ ｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ ， Ｔ ｉ ａ ｎ ｊ ｉ ｎ ３ ０ ０ ３ ８ ７ ）
Ａｂｓ ｔ ｒ ａ ｃ ｔ Ｔｈ ｉ ｓ ｐａ ｐ ｅ ｒ ｐｒ ｅ ｓ ｅ ｎ ｔ ｓ ｔ ｈ ｅ ｖ ａ ｒ ｉ ａ ｂ ｌ ｅ — ｓ ｔ ｉ ｆ ｆ ｎｅ ｓ ｓ ｃ ｏ ｍｐｏ ｓ ｉ ｔ ｅ ｌ ａ ｍｉ ｎ ａ ｔ ｅ ｓ ｗｉ ｔ ｈ ｃ ｕ ｒ ｖ ｉ ｌ ｉ ｎ ｅ ａ ｒ ｉｂ ｆ ｅ ｒ ｐ ｌ ａ ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｉｎ ｆ ｉ ｔ ｅ ｅ ｌ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｉ ｎ ｇ ｍｅ ｔ ｈ ｏ ｄ ．Ａｃ ｃ ｏ ｒ ｄ ｉ ｎ ｇ ｔ ｏ ｔ ｈ ｅ ｃ ｕ ｒ ｖ ｉ ｌ ｉ ｎ ｅ ａ ｒ ｐ ｌ ａ ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｒ ｕ ｌ ｅ ｄ ｅ ｉｎ ｆ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ｏ ｆ ｅ ｖ ｅ ｒ ｙ ｕ ｎｉ ｔ ｏ ｆ ｔ ｈｅ ｒ ｅ ａ ｌ ｃ ｏ ｎ ｓ ｔ ａ ｎ ｔ ．ｔ ｈ ｅ ｖ ａ ｒ ｉ ａ ｂ ｌ ｅ — ｓ ｔ ｉ ｆ ｆ ｎ ｅ ｓ ｓ ｃ ｏ ｍｐ ｏ ｓ ｉ ｔ ｅ ｌ ａ ｍｉ ｎａ ｔ ｅ ｓ ｗｉ ｔ ｈ ｃ ｕ ｒ ｖ ｉ ｌ ｉ ｎｅ ａ ｒ ｉｂ ｆ ｅ ｒ ｐ ｌ ａ ｃ ｅ ｍｅ ｎ ｔ ｍｏ ｄ ｅ ｌ ｉ ｎｇ ｗａ ｓ ｅ ｓ ｔ ａ ｂ ｌ ｉ ｓ ｈ ｅ ｄ． Ｂｅ ｎ ｄ ｉ ｎ ｇ ａ ｎｄ ｃ ｏ ｍｐ ｒ ｅ ｓ — ｓ ｉ ｏ ｎ ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ｏ ｆ ｔ ｗｏ ｋｉ ｎ ｄｓ ｏ ｆ ｄ ｉ ｆ ｆ ｅ ｒ ｅ ｎ ｔ ｂ ｏ ｕ ｎ ｄ ａ ｒ ｙ ｃ ｏ ｎ ｄ ｉ ｔ ｉ ｏ ｎ ｓ ｗａ ｓ ｄ ｉ ｓ ｃ ｕ ｓ ｓ ｅ ｄ，ｔ ｈ ｒ ｏ ｕ ｇ ｈ ｔ ｈ ｅ Ｔｓ ａ ｉ ． Ｗｕ ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ ｃ ｉｔ ｒ ｅ ｉｏ ｒ ｎ，ｔ ｈ ｅ ｍａ ｘ ｉ ｍｕ ｍ ｉ ｎ ｖ ｅ ｒ ｓ ｅ ｓ ｔ ｒ ｅ ｎ ｇ ｔ ｈ ｒ ａ ｄ ｉ ｏ ｉ ｎ ｄ ｅ ｘ １ ／ Ｒ ｗａ ｓ ｃ ａ ｌ ｃ ｕ ｌ ａ ｔ ｅ ｄ ．Ｔａ ｋ ｉ ｎ ｇ １ ／Ｒ＝１ ａ ｓ ｔ ｈ ｅ ｃ ｒ ｉ ｔ ｉ ｃ ａ ｌ ｌ ｏ ａ ｄ ｏ ｆ ｆ ａ ｉ ｌ ｕ ｒ ｅ． ｂｅ ｎ ｄ ｉ ｎ ｇ ｃ ｏ ｎ —
应变硬化纤维增强水泥基复合材料的有限元模拟研究
摘要应变硬化纤维增强水泥基复合材料是一种具有超高韧性的纤维增强水泥基复合材料，而ECC（Engineered cementitious composites）作为其中典型的高韧性代表，通过一定的材料配比和设计方法，该材料的极限抗拉应变3%以上。
国内对ECC的研究起步较晚但发展很快，目前大多数的研究主要集中于试验研究力和物力。
因此本文旨在从数值模拟的角度提出一种新的ECC材料的建模方法，利用有限元模型研究其各项力学性能并进行参数分析。
鉴于此，本文主要利用ABAQUS有限元软件，建立三维两相的细观有限元模型，考虑纤维和基体的界面相互作用，实现了对ECC材料有效的模拟，并研究主要参数对其力学性能的影响。
具体工作如下：(1)利用蒙特卡洛方法建立了纤维的随机投放过程，并用MATLAB编程语言研究了相应算法，实现了纤维横截面在二维空间中的随机投放、纤维纵截面在二维空间中的随机投放、三维实体纤维在三维空间中的随机分布、三维线性纤维在三维空间中随机投放，为建立有限元模型奠定基础。
(2)运用ABAQUS有限元模拟软件，纤维选用桁架单元，基体选用C3D8R 单元。
对于本构关系模型，基体采用塑性损伤模型，纤维本构采用基于纤维单丝拉拔荷载位移曲线提出的纤维-基体联合本构关系模型，并将纤维嵌入基体中，建立纤维和基体三维两相的有限元模型。
(3)利用建立的纤维基体两相三维有限元模型，模拟ECC材料的单轴压缩试验以及四点弯曲试验，通过与文献中试验进行对比，确认模型的有效性。
并改变纤维体积分数、基体开裂强度、初始滑动摩擦应力等参数进行参数分析。
对于抗压试验，ECC的抗压强度和纤维体积分数的关系不大，峰值应变变化并不明显，但ECC的受压破坏之后的韧性改善十分明显；对于四点弯曲试验，2%纤维体积掺量是理想的应变硬化现象产生的临界值，且随着纤维体积分数的不断增加，ECC的韧性会显著增加；降低基体开裂强度有助于ECC应变硬化能力τ与弯曲极限荷载呈正的提高，但会降低试件的峰值荷载；初始滑动摩擦应力比例关系，且对ECC弯曲韧性的影响并不是简单的线性关系，对于一定的纤维τ使得ECC的弯曲韧性最大。
基于Patran的复合材料层合板有限元建模分析研究
基于Patran的复合材料层合板有限元建模分析研究摘要：本文针对采用Patran进行复合材料有限元建模计算分析时出现的问题，通过简化及对比研究方法，找出原因并提出改进建议。
关键词: 复合材料; Patran；有限元建模;简化及对比研究1 引言复合材料特别是纤维增强材料以其比重小、比强度和比模量大的特点在航空航天结构上广泛应用。
某型机在结构初步方案设计时大量采用了复合材料层合板，由于之前未系统地进行过相关复合材料的有限元计算分析，缺乏相关研究经验，因此借鉴了相关文献资料，对复合材料层合板采用Patran进行有限元建模计算分析，针对该过程中发现的问题，分析具体原因并提出相应建议。
2建模使用软件及建模方法2.1 MSC/PATRAN简介MSC/PATRAN是工业领域最著名的有限元前、后处理器，是一个开放式、多功能的三维MCAE软件，具有集工程设计、工程分析和结果评估功能于一体的、交互图形界面的CAE集成环境。
2.2 全机有限元建模步骤1）根据结构左右对称特点，先依据结构特性建立左侧半边有限元模型；2）在单侧模型建立完成后，对其进行镜像完成全机有限元模型建立，并对中间镜像面的节点进行融合。
3 建模完成后计算分析结果及问题1）在载荷左右对称，模型材料属性左右对称的情况下，左右机翼最大位移相差达十几毫米。
2）左右机翼板元应力云图明显不对称；3）局部位移有奇异点（位移明显大于其周围节点）。
4 问题产生原因分析4.1 分析方法针对第3节发现的问题，通过简化及对比研究，剖析复合材料建模及分析每个步骤，分析可能产生问题的每个因素，找出解决办法并在全机模型建模分析中予以修正。
4.2 分析过程4.2.1 模型简化利用PATRAN软件，建立一个长度为300mm，宽度为100mm的平板，厚度为1mm,材料为复合材料，其属性如下：2D orthotropic;E11，180000MPa;E22,9000MPa; 12泊松比，0.33；12 剪切模量，3700MPa;材料铺层为5层，0度与90度交替铺层，每层厚度0.2mm;划分网格，约束长度方向的一端，另一端每个节点加沿长度方向10N的载荷。
复合材料成型工艺方法及优缺点分析
复合材料成型工艺方法及优缺点分析摘要：先进复合材料具有轻质高强、性能可设计、材料与构件一体等优异特性，广泛应用于航空航天装备领域。
复合材料的最终性能与使用效能，取决于原材料和成型制备技术。
为满足高纤维体积分数、高性能均匀性和高稳定性的“三高”要求，热压罐成型工艺已成为航空航天复合材料制备的首选技术。
但是，热压罐成型工艺也存在诸如生产效率低、成本较大、环境污染等缺点。
因此，对热压罐成型工艺的研究，应着重放在优化固化工艺路线，使其向着能源节约型、环境友好型、效率最大化方向发展。
关键词：复合材料；热压罐成型；方法在复合材料制件制造过程中由于环境、原材料缺陷、工艺规范和结构设计不合理等因素会产生各种缺陷，制造缺陷的存在严重影响了复合材料的性能和使用寿命，甚至还会导致复合材料制件的报废，造成重大经济损失。
因此，制造缺陷的控制技术是目前先进树脂基复合材料成型工艺领域的重要研究内容。
复合材料在航空航天领域的应用日趋广泛，热压罐成型工艺已成为航空航天领域复合材料主承力和次承力结构件成型的首选工艺之一。
影响复合材料构件热压罐固化成型质量的主要因素有由热压罐和工装系统构成的成型制造外部温度场、压力场及其作用时间，由构件复杂结构及材料相变特性构成分析了复合材料热压罐固化成形工艺。
一、复合材料成型工艺1、拉挤成型工艺。
复合材料拉挤成型工艺的研究开始于上世纪五十年代，到了六十年代中期，在实际生产中逐渐运用了拉挤成型工艺。
经过将近十年的发展，拉挤技术又取得了重大研究进展，树脂胶液连续纤维束在湿润化状态下，通过牵引结构拉力，在成型模中成型，最后在固化设备中进行固化，常用的固化设备有固化模和固化炉。
拉挤成型工艺的制品质量十分稳定，制造成本也很低；生产效率也很高能够进行批量化的生产。
2、模压成型工艺。
模压成型工艺是一种较为老旧的工艺，但是又充满不断创新的可能，具有良好的未来发展潜力。
该种成型工艺主要是在金属模内加入预混料，再对金属模进行加热，同时对金属模进行加压，从而使金属模内的混合料成型。
常用复合材料设计模拟软件特点汇总
ESAComp软件是专业的复合材料设计分析软件系统 , 最初由欧洲航天局 (ESA) 发起 , 并由芬兰赫儿辛基大学轻型结构材料实验室开发完成。
其目标为开发成一种可以在统一界面下包含所有复合材料分析和设计能力的软件工具。
ESAComp 具有基于微观力学分析的广泛的实体 / 夹层板分析、设计能力，而且它包含了针对单层板、层压板、加筋板、梁和柱体，以及胶接和机械连接等等各种复合材料结构形式、连接形式的分析工具。
具有同目前广泛使用的各种有限元软件包的交互接口，从而使 ESAComp 同设计过程实现了无缝结合。
ESAComp 是专业的复合材料设计分析工具，具有友好的图形化用户界面，多重分析和图形化结果显示，多级别的专业数据库，同目前广泛使用的各种有限元软件包的衔接能力，支持用户定制的扩展功能。
虽然该软件起源于航空、航天领域，但是已经被开发成适用于复合材料研发人员的通用工具。
VISTAGY公司开发的FiberSIM是专门用于复合材料构件设计和制造的工具。
在三维模拟环境中，工程师可以使用此软件建立复合材料部件完整的数字产品定义。
FiberSIM支持整个产品开发过程，还有多种材料的灵活设计方法和制造方法。
该软件可以模拟复合材料在复杂曲面上的变形，产生制造信息，这些信息包括文档、平展模型和驱动下游生产设备所需要的数据。
它支持包括手糊、模塑、预浸带ESAComp软件是专业的复合材料设计分析软件系统 , 最初由欧洲航天局 (ESA) 发起 , 并由芬兰赫儿辛基大学轻型结构材料实验室开发完成。
其目标为开发成一种可以在统一界面下包含所有复合材料分析和设计能力的软件工具。
ESAComp 具有基于微观力学分析的广泛的实体 / 夹层板分析、设计能力，而且它包含了针对单层板、层压板、加筋板、梁和柱体，以及胶接和机械连接等等各种复合材料结构形式、连接形式的分析工具。
具有同目前广泛使用的各种有限元软件包的交互接口，从而使 ESAComp 同设计过程实现了无缝结合。
机织针织复合结构增强复合材料的拉伸性能
作者简介: 徐艳华( 1973 ) , 女, 山东郓城人, 副教授, 博士研究 生, 研究 方向为针 织新结构 及其复合材 料性能. E m ail: x yh@ mail . dhu. edu. cn
第1期
徐艳华, 等: 机织针织复合结构增强复合材料的拉伸性能
43
在受到外力作用时, 线圈可以变形, 纱线可以滑移, 表现出较大的延伸性和较高的弹性, 适型性好, 但 结构稳定性较差. 如果将两种结构结合起来, 将会 克服单一结构的缺陷, 同时融合两种结构的特点, 形成一类机织针织复合结构( 简称 CWK 结构) , 以 满足某些领域对织物性能的特殊要求, 如复合材料 增强等. 目前, 关于这类机织针织复合结构的研究 报道较少. 文献[ 1] 研究了在针织圆纬机上编织的 机织针织复合结构. 文献[ 2 3] 研究了在针织横机上 编织的机织针织复合结构, 同时对用金属丝与 P ET 纤维共混纱编织的该种针织机织复合结 构增强材 料的电磁屏蔽性能进行了研究. 文献[ 4] 研究了在 经过改造的横机上编织的机织针织复合结构. 本文 通过实验的方法, 对文献[ 4] 所述的机织针织复合 结构增强复合材料在不同方向的拉伸性 能进行分 析与比较, 以期为该新型机织针织复合结构增强复 合材料的应用提供依据.
初始段cwk织物增强复合材料表现为较高的弹性模量这是由于在拉伸的初始阶段应变和载荷都小在拉伸方向有屈曲的增强纤维开始伸直增强纤维与树脂基体之间结合良好树脂基体起到了很好的传递载荷和保护纤维不受损伤的作用共同承担较小的载荷表现为较高的弹性模量
第 37 卷 第 1 期 2011 年 2 月
东华大学学报( 自然科学版)
2
2. 1
实验结果与分析
拉伸曲线特征分析 根据万能试验机记录 的复合材料试 样的负荷
frp复合材料
Ｄ ｅｉＹ Ａ等 人利用 Ａ ｚｎｓ Ｅ信号 分 类 和 多参 数 滤波
的方法 ， 录分 析 了石 墨／ 记 环氧 复合材 料受 到拉伸 时 的破 坏演 化过 程 。
与声发 射信 号特 征之 间的关 系是研 究复 合材 料破 坏行 为 的关 键 ， 对声 发 射 信 号 的特 征 与 材料 的损 伤机 制关 系 的讨 论 ， ｅａ Ｍ ｈｎＲ Ｌ等 人 曾做 过 较 早 的研 究并 提 出用 频 谱 分 析来 研 究 材 料 的破 坏 特 征 ］但 主要 的困难 在 于不 同模式 的信 号 往 往 同 ， 时发生 而难 以辨别 。Ｇｏ ａｏＭ 等 人借 助偏 振 光 ｉｄｎ ｒ 显微 镜 的观察 及 谐振 传 感 器 的触 发 作 用 ， 用 宽 利 带 传感器 记 录 了碳 纤维热 固性 复合 材料受 到拉 伸
Ｃ ．纤维抽拨时的典型信号及其频谱
ｄ ．试件断裂瞬阅的声发射信 号及其频谱
图 ４ Ｆ Ｐ复合 材料损 伤 的典 型 Ａ Ｒ Ｅ信 号及频 谱 通 过前 ３个 图进 行对 比可 以看 到 ， Ｒ Ｆ Ｐ复合
方 面存在 不 同。 另外 ， 需要 指 出的是 ， 在上 述讨论 中与各 破裂 机 制有关 的 Ａ Ｅ事 件 的振 幅存 在 着 部 分 重 叠 ， 此 问题有 待于进一 步深入 研究 。
机制都 是重要 的声 发射 源 。区分 材料 的破坏模 式
发射 信号 ， 出不 同损伤模 式 的信 号幅 度 、 指 持续 时 间和频 率范 围存 在 着不 同 ， 把 信 号 分 成 了几 组 并
主要 的 类 型 ， 以此 可 辨 别 不 同 类 型 的 损 伤 。
Ａ ｉａ ｍｌ ｒ ｃ Ｑ等人 研究 了 “ 明治 ” 纤 维 增 强复 合 三 碳 材 料 的静 态 拉 伸 和 疲 劳 测 试 过 程 中 的 声 发 射 信
复合材料刚度性能表征的协同损伤力学模型
复合材料刚度性能表征的协同损伤力学模型沈浩杰;姚卫星;吴富强【摘要】针对复合材料层合板的弥散型损伤,提出一个刚度性能表征的协同损伤力学模型.该模型兼顾了微观物理损伤响应和宏观材料刚度性能表征.从微观角度,建立细观RVE模型求解裂纹表面张开位移和滑开位移,以此定义损伤张量,并在宏观上通过对材料应变和损伤表面位移进行均匀化处理,建立单向板或层合板的损伤刚度矩阵和损伤张量之间的联系.以基体裂纹为例,详细分析并建立了横向裂纹和纵向裂纹的损伤本构.计算了[±θ/904]s铺层层合板中基体横向裂纹对刚度性能的影响,结果表明该方法能够准确地预测复合材料层合板由损伤导致的刚度性能衰减.【期刊名称】《力学学报》【年(卷),期】2014(046)002【总页数】9页(P255-263)【关键词】弥散型损伤;协同损伤力学;损伤张量;刚度性能【作者】沈浩杰;姚卫星;吴富强【作者单位】飞行器先进设计技术国防重点学科实验室,南京航空航天大学,南京210016;机械结构力学及控制国家重点实验室,南京航空航天大学,南京210016;飞行器先进设计技术国防重点学科实验室,南京航空航天大学,南京210016【正文语种】中文【中图分类】TB33先进复合材料因其比强度、比刚度高等优点，已广泛用于航空、汽车、船舶等领域.准确预测复合材料结构的力学性能需要深入研究损伤--失效机理.复合材料内部常见的损伤模式有：基体裂纹、界面脱胶、分层和纤维断裂等.复合材料剩余刚度是一种材料内部损伤状况的宏观表征，建立各损伤模式与复合材料层合板刚度性能的联系有重要意义.复合材料在疲劳载荷作用下，损伤演化发展可以用图1表示[1].可以分为3个阶段：首先出现基体裂纹，直至裂纹饱和状态；然后，出现基体纤维间脱胶、少量纤维断裂和局部分层；最后，材料发生大面积分层和大量纤维断裂，致使最终整体失效.复合材料损伤有以下2个特点：(1)损伤发生的中前期，材料中以弥散分布的多裂纹为主，不存在传统各向同性材料中一个孤立裂纹控制损伤演化的情况.本文旨在研究这类损伤对刚度性能的影响.(2)在复合材料层合板中，损伤沿一定方向扩展.例如，偏轴层中基体裂纹通常沿着该层的纤维方向扩展.根据这个特点，本文中对不同损伤模式进行定义.迄今为止，国内外学者已对各损伤模式进行了详细的分析.其中，沿着纤维方向基体裂纹的研究相对比较成熟，方法可以分为基于微观力学和基于连续介质损伤力学两类[2].基于微观力学方法包括剪滞模型[3-10]、自相容方法[11]、变分原理[12-16]、等效约束模型(equivalent constrain model,ECM)[17-19]、广义平面应变分析方法[20-21]和有限元方法[22-23]等，该类方法通过在微观尺度确定裂纹局部的应力应变场，进而得到已知基体裂纹损伤下的刚度衰减情况.但是由于复合材料铺层和损伤模式的多样性，基于微观力学的这些方法可能无法预测任意铺层所有损伤的刚度性能响应，这时通常结合有限元方法弥补该类方法的不足.基于连续介质损伤力学(continuum damagemechanics,CDM)最先由Talreja[1,24-25]提出，着眼于宏观的材料和结构，定义了内部损伤变量定量描述损伤，结合损伤的热力学方程，得出损伤的材料本构.因为传统CDM方法需要通过大量试验来确定损伤本构所需的材料系数，所以该方法的应用受到极大制约.Talreja等[26-29]又提出了协同损伤力学方法(synergistic damagemechanics,SDM)，通过建立细观模型获得微观的损伤响应，弥补了传统CDM方法的不足.Singh[30]在此基础上提出了非线性协同损伤力学方法，通过采用高阶损伤张量解决了裂纹密度较大时，刚度降预测不准的问题.另外，Duan等[31]借助断裂力学理论，定义了类似裂纹密度的损伤变量，给出了因基体裂纹造成的刚度性能衰减. Gudmundson等[32-33]和Lundmark等[34-35]根据裂纹表面位移决定了材料整体应变的增加，从而导致刚度性能下降，分别提出了自己的方法. 已有学者对以上内容进行详细综述，可以参考 Nairn[36]、Talreja[37]、沈为[38]、翟洪军等[39]相关文献.针对局部分层，学者们[40-44]尝试用分析基体裂纹的基于微观力学方法获得该损伤模式下刚度性能，取得了一些结果.Piggott[45]系统地论述了纤维断裂的应力传递机制，分析考虑了界面脱胶、摩擦滑移和残余应力的影响.蒋咏秋等[46-47]用有限元工具，考虑界面脱胶的耦合影响，分析认为纤维断裂模式引起刚度性能下降较小.姚卫星等[48]建立了纤维断裂的细观力学模型，通过采用串并联的思想，得到4个弹性常数随着纤维断裂百分数增加而下降.M ishnaevsky等[49]对纤维增强复合材料中各类损伤的力学模型进行分类，并对各类方法进行了评述.带损伤的复合材料中包括不变微观结构 (例如，纤维等)和演化微观结构(例如，裂纹和空隙等损伤)[50].连续介质损伤力学中，先对不变微观结构进行匀质化处理，材料演变成包含分布的损伤的均匀实体，这是微观尺度的分析对象；再对演化微观结构进行匀质化处理，材料变为由损伤导致性能衰减的均匀实体，这是宏观尺度的分析对象.在微观尺度建立的包含分布损伤的细观模型，既能够反映微观的损伤响应，又能够整体表征宏观材料刚度性能，如图2所示.Reddy等[51]采用多尺度分析方法分析损伤对复合材料梁弯曲响应的影响.本文从微观尺度定义了损伤张量，建立细观模型求得微观损伤响应，采用类似Gudmundson等[32-33]和Lundmark等[34-35]的方法，通过对材料应变和弥散型损伤的应变响应进行均匀化处理，推导得到了单向板损伤刚度和初始刚度以及损伤张量之间的关系，并在此框架下表征了单向板中基体裂纹的刚度性能衰减.采用经典层板理论，将带有损伤的单向板刚度性能表征方法延伸至层合板.通过基体裂纹损伤的算例，对本文提出的损伤刚度性能表征模型进行验证.裂纹是损伤的基本组成，假设一个空间平面微裂纹元d S，如图3所示.其中，n为垂直于微裂纹表面的法向量.微裂纹对材料的影响用一个空间向量P表示.Vakulenko和Kachanov[52]在研究平面裂纹时候提出：裂纹的损伤用d S和P 这2个向量进行描述，影响向量P表示裂纹表面的可能位移.定义损伤张量，即两个向量并乘后在裂纹表面进行积分通常情况下，损伤张量d是非对称的，将影响向量P沿着损伤裂纹面的法向和切向2个方向进行分解[2]其中，a,b分别为 P向量的法向和切向投影.本文提出a,b表示裂纹表面的法向和切向标准化位移，即单位载荷下裂纹表面张开位移(crack opening displacement,COD)和裂纹表面滑移位移(crack sliding displacement,CSD)，它们是损伤的微观响应.则有损伤张量的分量表达式为其中，δij为Kronecker符号.当i=j时，表示为裂纹张开位移造成的损伤，当i≠j 时，表示为裂纹滑移位移造成的损伤.根据复合材料损伤方向性的特点，针对中前期的弥散性损伤，可以对各单层内的不同损伤模式分别进行均匀化处理，损伤模式用α=1,2,···,n来表示，各模式的损伤张量可以表示为其中,V为单层的体积，nα为单层内α损伤的个数.该张量表征了单层内α损伤模式的平均损伤.2.1 刚度性能表征含损伤单向板的本构关系如下其中，σ和ε为作用在单向板上的应力和应变，Qd为带损伤单向板的刚度矩阵. 含损伤的材料内部存在裂纹等内边界，对单向板内部材料的应力应变进行均匀化处理，可得上标“a”表示在体积V内的平均值.假设内部材料均满足无损伤状态时本构关系，则有其中，Q0为单向板完好时的初始刚度矩阵.A llen和Yoon[53]指出，内部材料的平均应变等于施加在材料边缘的应变减去裂纹表面(内边界)的平均应变.复合材料单向板的内部材料应变，由施加在边缘的应变和单层内部缺陷表面的平均应变所决定其中,ω为Vakulenko--Kachanov张量，表征材料内部裂纹表面的平均应变，可以通过式(12)求得其中，a∗和b∗为裂纹表面相对张开和相对滑移的平均位移，分量表示为其中，Δun和Δut分别为2个裂纹表面相对法向和相对滑移位移，t为裂纹的特征长度.用单向板内部平均应力对裂纹表面相对张开和相对滑移的平均位移进行标准化，则有其中，E和G分别为面内的拉伸模量和剪切模量.进而得到张量ω分量与损伤张量D分量之间的联系定义损伤矩阵D∗将式(11)代入式(10)，有再将式(17)代入式(18)，可得变形可得因为材料内外力平衡，所以材料内部的平均应力等于施加在该单层的应力则可得损伤刚度矩阵进而可以得到单向板的工程弹性模量2.2 损伤的微观响应在第1节中，从微观角度刻画损伤，标准化裂纹表面位移a和b客观地表征了裂纹对材料性能的影响，同时反应了周围材料对裂纹的约束，和材料的载荷状态无关.它们构成了损伤张量和损伤矩阵，从而联系了损伤刚度矩阵和初始刚度矩阵.试验法和有限元法是确定标准化裂纹表面位移的两种方法.若已知损伤状态，并测得对应的工程弹性模量，可以根据式(23)反推得到.但是标准化裂纹表面位移与层合板铺层和材料体系密切相关，需要大量的试验来确定任意材料任意铺层中损伤的微观响应.有限元仿真方法很好地弥补了试验法的不足，通过建立RVE细观模型，提取裂纹表面平均位移和对应层垂直于纤维方向的平均应力，即可计算得到标准化裂纹表面位移.复合材料单向板的主要损伤有：基体裂纹、基纤界面脱胶和纤维断裂.损伤发展的中前期，以弥散性损伤为主，后期损伤向局部集中演化，最终发生破坏.本文主要关注的是中前期的弥散型基体裂纹损伤.采用上章节介绍的刚度性能表征方法，获得基体裂纹损伤模式的刚度性能衰减.在单向板中，考虑2个方向基体裂纹：横向裂纹和纵向裂纹.单向板轴向加载时，当沿着纤维方向上的应变大于基体的破坏应变，产生垂直于纤维方向的纵向裂纹.单向板受到偏轴载荷作用时，基纤界面存在张开和滑移2种应力，进而容易发生基纤界面脱胶，可将此类界面脱胶看作横向裂纹.另外，一般在层合板加载过程中受到临层的约束作用，在单层中产生平行于纤维方向的横向裂纹，此类横向裂纹也在单向板基体裂纹这种损伤模式中予以考虑.3.1 横向裂纹根据损伤的定义，法向和切向的影响向量和面积向量在单向板材料局部坐标系下分别表示为(“1”方向为沿着单向板纤维的方向，“2”方向为垂直于单向板纤维的方向)损伤张量的非零分量有D22和D12，由式(5)可得q为横向裂纹在纤维方向扩展的百分比，即扩展长度和单层长度的比值，L为单层的长度，t为单层的厚度，w为单层的宽度.故损伤矩阵其中,ρ=n/w为横向裂纹密度，U为标准化位移矩阵.则损伤刚度矩阵为根据式(23)，可以计算得到带横向裂纹单向板的工程弹性模量.3.2 纵向裂纹纵向裂纹一般在基体缺陷处形核并扩展，扩展到基纤界面，由于受到纤维止裂作用的影响，裂纹停止扩展或者扩展受到一定抑制.纵向裂纹扩展的同时密度亦不断增加，直到饱和裂纹状态.假设单向板中的纵向裂纹均匀分布，如图4所示，则包含纵向裂纹的单向板可以等效为，损伤的基体和未损伤的纤维按照纤维体积百分含量进行混合，公式如下其中，Ef,Gf,µf分别为纤维的拉伸模量、剪切模量和泊松比，Em,Gm,µm分别为无损伤时基体的拉伸模量、剪切模量和泊松比，Em1,Em2分别为含有纵向裂纹的基体的纤维方向和垂直于纤维方向的拉伸模量，Vf为纤维体积百分含量.以包含弥散型纵向裂纹的基体为研究对象，根据损伤的定义，法向和切向的影响向量和面积向量在单向板材料局部坐标系下分别表示为损伤张量的非零分量有D11和D12，由式(5)可得假设纵向裂纹均已在单向板厚度方向贯穿，则有其中，l为纵向裂纹的平均长度.故损伤矩阵其中,ρv=n/(Lw)为纵向裂纹密度.则损伤刚度矩阵为根据式(23)，可以计算得到带损伤基体的工程弹性模量，再代入式(29)，便可得到带有纵向裂纹的单向板工程弹性模量.根据前文中带损伤单向板的刚度性能表征方法，得到单向板局部坐标下的损伤刚度矩阵.通过坐标转换，将局部坐标系下的损伤刚度矩阵变为层合板总体坐标系下的损伤刚度矩阵，有其中，T为坐标变换矩阵，i表示第i单层.进而，刚度组装得到层合板的损伤刚度矩阵其中，h为层合板厚度，ti为第i层厚度.由于受到无损检测技术发展的制约，对于弥散型损伤，现有的试验数据局限于横向裂纹损伤模式的测量，即通过边缘复制、X射线检测等技术获得横向裂纹的裂纹密度或者裂纹间距，同时测量此时的工程弹性常数，便建立起微观损伤和宏观刚度的一一对应关系.5.1 分析对象选用文献 [54]中的试验对前文的刚度性能表征方法进行验证.试验采用玻璃纤维增韧环氧基复合材料，材料性能见表 1.铺层为[±θ/904]s，θ= 0◦，15◦，30◦和40◦. 单层厚度 0.144mm，试件为21mm×230mm平板件.5.2 求解标准化裂纹表面位移铺层为[±θ/904]s的层合板，在纵向加载时，首先产生90◦层基体横向裂纹，并且贯穿试件宽度方向.由于载荷与裂纹面垂直，而且试验仅测量面内拉伸模量和主泊松比随90◦层损伤的变化，故根据前文仅得到标准化COD，就能够预测纵向弹性模量和泊松比随损伤的变化.采用ABAQUS商业有限元分析软件，建立如图5所示的RVE(representative volume element)三维有限元模型[55-56].根据结构的对称性选取1/8结构进行建模.模型中包含5个基体裂纹，通过裂纹面节点释放来模拟裂纹.模型包含3个对称面，分别施加一个位移约束和两个转动约束，位移约束限制面外位移，转动约束限制面外转动.另一个面施加纵向位移载荷.根据有限元计算结果，用裂纹面平均张开位移除以对应层垂直于纤维方向的平均应力，即可计算得到标准化COD.5.3 结果分析4个铺层角纵向弹性模量和主泊松比随裂纹密度的变化如图6和图7所示.从图中比较可以看出，试验值和预测值吻合较好.各铺层纵向弹性模量和泊松比均随着损伤的增加而降低.损伤不变，随着θ角度从小到大，预测值和试验值反映出相同的变化规律：纵向弹性模量的衰减随着θ的增加而增加，主泊松比的衰减随着θ的增加而减小.因为随着角度的增加，外层对90◦层的约束作用逐渐下降，横向裂纹的标准化COD相应增加，从而90◦层在层合板总体坐标系下的纵向弹性模量下降.又因为随着角度的增加，90◦层纵向弹性模量所占层合板纵向弹性模量的比例上升，所以层合板纵向弹性模量的衰减随着外层角度的增加而增加.虽然90◦层在总体坐标系下主泊松比亦下降，但是随着角度的增加，外层的主泊松比上升，在层合板中所占比重亦上升，故出现在同样损伤的情况下，层合板主泊松比的衰减随着外层角度的增加而降低.其中个别铺层，在损伤较大时，纵向弹性模量和主泊松比预测比试验值偏大，分析认为此时可能发生纤维断裂或分层等其他形式损伤，而在本预测方法中没有予以考虑，故预测值偏大.如果无损测量技术能够精确捕捉这些损伤，亦可以用本文方法更加准确地预测刚度性能的衰减.与Gudmundson和Lundmark模型类似，本文亦从内部材料的平均应变等于施加在材料边缘的应变减去裂纹表面(内边界)的平均应变这一角度来表征损伤刚度性能.本方法比Gudmundson[32-33]模型较简单，并且用有限元模拟来获得裂纹表面位移结果更加准确，有较好实用性.和Lundmark[34-35]模型相比较，本文模型从单向板的损伤出发，用单向板裂纹间的平均应力标准化COD和CSD，并用裂纹表面标准化位移定义了损伤张量.结合建立有限元细观模型，可以求解不同损伤模式下的裂纹表面标准化位移，进而使本文的方法不仅仅适用于广泛研究的横向基体裂纹，而且适用于复合材料所有的弥散型损伤.本文已对纵向裂纹情况进行了探讨，其他形式的弥散型损伤，例如纤维断裂、局部分层等，将在后续工作中进行详细阐述.本文建立复合材料层合板弥散型损伤刚度性能表征的协同损伤力学模型.(1)通过微观、细观和宏观多尺度详细分析，含损伤复合材料层合板刚度性能由初始刚度和本文定义的损伤张量决定.(2)基体裂纹损伤模式下，刚度性能的衰减由基体裂纹密度、裂纹表面标准化位移决定.(3)经过算例分析验证，说明该方法能够较准确地预测含基体裂纹层合板的刚度性能.(4)该模型适用于任意材料任意铺层层合板的损伤表征，并且通过建立RVE细观有限元仿真模型节省了大量试验.1 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二维二轴编织复合材料细观几何模型及拉伸模量研究
二维二轴编织复合材料细观几何模型及拉伸模量研究为了更加合理有效地运用二维二轴编织铺层复合材料,需要模拟计算二维二轴编织铺层复合材料的各项具体拉伸性能指标,为此本文通过分析编织复合材料的细观结构特征,建立一套工程实用的二维二轴编织铺层复合材料单层和多层的细观几何结构模型和等效力学模型,并提出一套多层编织铺层复合材料拉伸模量的数值计算方法。
最后结合拉伸断裂图像和拉伸实验数据分析复合材料拉伸断裂机理,通过研究二维二轴编织铺层复合材料拉伸断裂性质与结构的关系,总结出编织复合材料的拉伸断裂规律,进而更好地应用于实际生产。
本课题研究借鉴前人对复合材料研究的理论基础。
考虑到纤维屈曲是其模量损失的根本原因,结合实际编织复合材料的纱束横截面形态和屈曲起伏结构,还有编织工艺和固化工艺影响因素。
提出模量损失等效观点,并建立二维二轴2×2编织结构组织单胞模型,纤维纱束起伏屈曲细观几何模型和相对应的等效力学模型。
根据假设模型给出具体的数值计算方法。
实验数据表明:由本文提出的屈曲损失模型和等效力学模型计算得出的有效模量数值高于目前文献计算精度,并且操作更简单。
对于编织复合材料面内拉伸模量,参照分析前人的相关处理方法,本课题结合实际编织复合材料面内几何特征,考虑到实际的生产使用条件,假设等效编织复合材料为斜交对称铺层复合材料,应用其相关理论和方法,进行合理地面内正轴-偏轴转换,最终处理得到编织复合材料面内偏轴方向的有效拉伸模量数值。
关于多层编织铺层复合材料,观察多层铺层间的几何结构,根据实际结构建立多弹簧并联模型,并根据力学模型推导出具体拉伸模量的数值计算方法,该方法简单易操作。
最终实验数据结果表明:在拉伸模量数值变化趋势上计算值与实验值一致。
具体数值结果上也吻合很好,表明假设模型的合理性和计算方法的有效性。
对于编织铺层复合材料拉伸断裂机理,本课题结合实际拉伸数据和具体拉伸试样断裂破坏方式。
分析阶段性拉伸断裂过程复合材料试样内部结构的变化,针对非常规破坏方式,结合具体试样给出了分析,对拉伸断裂破坏的一般性方式给出了较为客观的阐述,并分析了相关断裂破坏机理,为后续二维编织复合材料的拉伸断裂研究提供一定的理论依据。
T700／3234碳纤维层合板的拉伸疲劳特性分析
２ ０ １ ３年 ｌ ０月
Ｍａ ｃ ｈ ｉ ｎ ｅ ｒ ｙ Ｄｅ ｓ ｉ ｇ ｎ
＆
Ｍａ ｎ ｕ ｆ ａ ｃ ｔ ｕ ｒ ｅ
Ｔ ７ ０ ０ ／ ３ ２ ３ ４碳 纤维层合板 的拉伸疲 劳特性分析
李祚军， 张 娟， 王佩艳， 李晓宇
（ 西北工业大学 力学与土木建筑学 院， 陕西 西安 ７ １ ０ １ ２ ９ ）
Ｌ Ｉ Ｚ ｕ ｏ － ｊ ｕ ｎ ， Ｚ ＨＡ Ｎ Ｇ Ｊ ｕ ａ ｎ ， ＷＡ Ｎ Ｇ Ｐ ｅ ｉ － ｙ ａ ｎ ， Ｌ Ｉ Ｘ ｉ ａ ｏ － ｙ ｕ
（ Ｓ ｃ ｈ ｏ ｏ ｌ ｏ ｆ Ｍｅ ｃ ｈ ａ ｎ ｉ ｃ ｓ ，Ｃ ｉ ｖ ｉ ｌ Ｅ ｎ ｇ ｉ ｎ ｅ ｅ ｒ ｉ ｎ ｇ ａ ｎ ｄ Ａｒ ｃ ｈ ｉ ｔ ｅ ｃ ｔ ｕ ｒ ｅ ，Ｎｏ ｒ ｔ ｈ ｗ ｅ ｓ ｔ ｅ ｒ ｎ Ｐ ｏ ｌ ｙ ｔ ｅ ｃ ｈ ｎ ｉ ｃ ａ ｌ Ｕｎ ｉ ｖ ｅ ｒ ｓ ｉ ｔ ｙ，Ｓ ｈ ａ ｎ ｎ ｘ ｉ Ｘｉ ’ ａ ｎ ７ １ ０ １ ２ ９，
摘
要： 通过对 Ｔ ７ ０ ０ ／ ３ ２ ３ ４碳纤维复合材料 层合板进行静 力拉伸 试验和拉 一 拉 疲劳试验 ， 得到层合板的拉伸性能 、 疲劳
寿命 和刚度 衰减规律 ， 然后 采用数值分析方 法对层合板的拉伸 强度进行预测 ， 并对碳纤维层合板 的疲 劳 ｓ — Ｎ曲线 以及
疲劳刚度 衰减进行 了研究。结果表 明 ： 采用逐渐 累积损伤的数值方法所得到的拉伸强度与试验结果较 为吻合， 根据疲劳 理论拟合得到的 Ｓ — Ｎ曲线和刚度衰减 曲线很好 地描述 了材料 的疲劳性 能， 为研究 Ｔ ７ ０ ｏ 碳 纤维层合板的疲劳损伤演化 提供 了重要参考 。 关键词 ： 层合板 ； 累积损伤 ； 疲劳寿命 ； 数值方法 中图分类号 ： Ｔ Ｈ１ ６ 文献标识码 ： Ａ 文章编号 ： １ ０ ０ １ — ３ ９ ９ ７ （ ２ ０ １ ３ ） １ ０ — ０ ０ ０ ４ — ０ ３
复合材料织物层合板层间剪切性能研究
复合材料织物层合板层间剪切性能研究纤维增强复合材料的层间剪切性能是其基本性能之一，是复合材料设计中必须考虑的重要问题。
而复合材料固化工艺和条件是影响复合材料性能的重要因素，因此，文章对不同固化条件下复合材料织物层合板层间剪切性能进行了研究。
考察了在相同温度变化周期条件下，分别使用热压罐和热补仪进行层合板固化所得到的复合材料层合板的层间剪切性能。
基于ASTM D5379试验标准，开展了相关试验，结果表明：采用热压罐进行固化所得到的层合板，其层间剪切强度及刚度都要优于采用热补仪固化的层合板。
标签：复合材料层合板；固化过程；层间剪切；热压罐；热补仪纤维增强复合材料是20世纪60年代中期发展起来的一种新型材料，因其具有比强度高、比刚度高和可设计性强等其他材料无法比拟的优点[1-2]，在航天和航空等国防领域得到越来越广泛的应用。
为了有效利用复合材料的性能优势，充分发挥其潜能，要求对复合材料力学性能进行深入细致的研究。
纤维增强复合材料的层间剪切性能是其基本性能之一，与拉伸和压缩这些基本性能相比，剪切性能的分析难度更大[3]。
按照经典层合板理论，一般多向层合板中各铺层均按平面应力状态进行分析，不考虑垂直铺层面的應力和垂直剪切应力（即层间应力）。
这在复合材料设计的许多情况下是合适的。
然而，在不少情况下层间应力是不可忽视的。
例如，平板或梁在横向载荷作用下，将在横截面内产生剪应力，按照剪应力互等定律，也即构成层间剪应力。
由于层合板复合材料抵抗层间应力的能力与基体强度同量级，故层间应力的存在很容易导致层间的分层破坏，而层间分层将会严重降低层合板的刚度和强度。
所以，层间应力和层间强度等层间问题是复合材料设计中必须考虑的重要问题[4-5]。
目前，国内外作为层合板层间剪切强度测试标准的试验方法主要有短梁法、V型槽短梁法、品字梁法和双切口拉伸/压缩法[6-8]。
本文将采用V型槽短梁法对不同固化工艺下层合板的层间剪切性能进行试验，研究使用热压罐或热补仪进行固化对层合板层间剪切刚度及强度的影响。
连续碳纤维增强聚醚醚酮复合材料的制备及力学性能
塑料工业ＣＨＩＮＡＰＬＡＳＴＩＣＳＩＮＤＵＳＴＲＹ第４９卷第３期２０２１年３月连续碳纤维增强聚醚醚酮复合材料的制备及力学性能孙洪霖１ꎬ姚佳楠１ꎬ张金栋１ꎬ顾洋洋１ꎬ王文才１ꎬ刘㊀刚１ꎬ∗(东华大学材料科学与工程学院ꎬ纤维材料改性国家重点实验室ꎬ先进低维材料中心ꎬ上海２０１６２０)㊀㊀摘要:采用自主研发的连续碳纤维/聚醚醚酮热熔法预浸料(ＨＣ２１１０)ꎬ通过热压成型工艺制备了复合材料层合板ꎮ测试了复合材料的力学性能ꎬ表征了微观形貌和破坏模式ꎮ预浸料热性能测试表明ꎬＨＣ２１１０预浸料较国外材料(ＴＣ１２００)的耐热性及成型工艺性较优ꎮ微观形貌分析表明ꎬ复合材料层合板中纤维分布均匀性对０ʎ拉伸性能影响较小ꎻ而纤维和树脂的界面结合较差是导致９０ʎ拉伸强度明显偏低的主要原因ꎮ关键词:热塑性复合材料ꎻ碳纤维ꎻ聚醚醚酮ꎻ热压成型ꎻ力学性能ꎻ破坏模式中图分类号:ＴＢ３３２㊀㊀㊀文献标识码:Ａ㊀㊀㊀文章编号:１００５－５７７０(２０２１)０３－０１１０－０４ｄｏｉ:１０ ３９６９/ｊ ｉｓｓｎ １００５－５７７０ ２０２１ ０３ ０２３开放科学(资源服务)标识码(ＯＳＩＤ):ＰｒｅｐａｒａｔｉｏｎｏｆＣｏｎｔｉｎｕｏｕｓＣａｒｂｏｎＦｉｂｅｒＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｏｌｙｅｔｈｅｒｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅＣｏｍｐｏｓｉｔｅａｎｄＩｔｓＭｅｃｈａｎｉｃａｌＰｒｏｐｅｒｔｉｅｓＳＵＮＨｏｎｇ￣ｌｉｎ１ꎬＹＡＯＪｉａ￣ｎａｎ１ꎬＺＨＡＮＧＪｉｎ￣ｄｏｎｇ１ꎬＧＵＹａｎｇ￣ｙａｎｇ１ꎬＷＡＮＧＷｅｎ￣ｃａｉ１ꎬＬＩＵＧａｎｇ１(ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬＳｔａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｆｏｒＭｏｄｉｆｉｃａｔｉｏｎｏｆＣｈｅｍｉｃａｌＦｉｂｅｒｓａｎｄＰｏｌｙｍｅｒＭａｔｅｒｉａｌｓꎬＣｅｎｔｅｒｆｏｒＡｄｖａｎｃｅｄＬｏｗ￣ｄｉｍｅｎｓｉｏｎＭａｔｅｒｉａｌｓꎬＤｏｎｇｈｕａＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬＳｈａｎｇｈａｉ２０１６２０ꎬＣｈｉｎａ)Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ/ｐｏｌｙｅｔｈｅｒｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅｐｒｅｐｒｅｇｓ(ＨＣ２１１０)ꎬｄｅｖｅｌｏｐｅｄｉｎｄｅｐｅｎｄｅｎｔｌｙａｎｄｍａｄｅｂｙｈｏｔ￣ｍｅｌｔｍｅｔｈｏｄꎬｗｅｒｅｕｓｅｄｆｏｒｐｒｅｐａｒｉｎｇｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓｗｉｔｈｈｏｔ￣ｐｒｅｓｓｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓ.Ｔｈｅｎꎬｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｅｒｅｔｅｓｔｅｄꎬａｎｄｔｈｅｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙａｎｄｔｈｅｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅｓｏｆｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｗｅｒｅｅｖａｌｕａｔｅｄ.ＴｈｅｒｅｓｕｌｔｓｓｈｏｗｔｈａｔＨＣ２１１０ｐｒｅｐｒｅｇｓｈａｖｅｂｅｔｔｅｒｈｅａｔｒｅｓｉｓｔａｎｃｅａｎｄｍｏｌｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓａｂｉｌｉｔｙｔｈａｎｆｏｒｅｉｇｎｅｑｕｉｖａｌｅｎｔｐｒｏｄｕｃｔｓ.Ｍｏｒｅｏｖｅｒꎬｍｉｃｒｏｓｃｏｐｉｃｍｏｒｐｈｏｌｏｇｙｏｆｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｓｈｏｗｓｔｈａｔｔｈｅｕｎｉｆｏｒｍｉｔｙｏｆｔｈｅｆｉｂｅｒｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎｉｎｔｈｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｒｅｖｅａｌｓｌｉｔｔｌｅｅｆｆｅｃｔｏｎｔｈｅ０ʎｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈ.Ｔｈｅｎꎬｔｈｅｐｏｏｒｉｎｔｅｒｆａｃｅｂｏｎｄｉｎｇｒｅｓｕｌｔｓｉｎｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｔｄｅｃｒｅａｓｅｏｆｔｈｅ９０ʎｔｅｎｓｉｌｅｓｔｒｅｎｇｔｈ.Ｋｅｙｗｏｒｄｓ:ＴｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻＣａｒｂｏｎＦｉｂｅｒꎻＰｏｌｙｅｔｈｅｒｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅꎻＴｈｅｒｍｏｆｏｒｍｉｎｇꎻＭｅｃｈａｎｉｃａｌＰｒｏｐｅｒｔｉｅｓꎻＦａｉｌｕｒｅＭｏｄｅ碳纤维增强热塑性复合材料作为先进复合材料的典型代表ꎬ因其众多优点而受到多个领域广泛的关注[１－２]ꎬ碳纤维增强聚醚醚酮(ＣＦ/ＰＥＥＫ)复合材料作为高性能复合材料已应用于航空航天㊁汽车电气㊁生物医疗等领域[３]ꎮ因此针对聚醚醚酮复合材料性能的研究引起许多学者的关注ꎮＦｕｊｉｈａｒａ等[４]研究发现ＣＦ/ＰＥＥＫ复合材料断裂形貌的变化是由树脂降解引起的ꎬ试件在疲劳载荷下裂纹扩展易发生在基体处ꎮＢｉｓｍａｒｃｋ等[５]研究了ＣＦ/ＰＥＥＫ复合材料弯曲性能及破坏模式ꎬ发现低弯曲应变会导致裂纹扩展ꎬ树脂基体韧性越好且纤维拉伸强度越低ꎬ失效时间越长ꎮＸｕ等[６]研究发现ＣＦ/ＰＥＥＫ复合材料力学性能受浸渍效果和基体降解影响较大ꎬ而弯曲载荷对基体劣化的影响比拉伸载荷对基体劣化影响更敏感ꎮ在众多的关于聚醚醚酮的研究中ꎬＰＥＥＫ预浸料基本依赖国外ꎬ一方面是ＣＦ/ＰＥＥＫ复合材料加工性能和耐蠕变性能不如热固性复合材料ꎻ另一方面国内研究ＰＥＥＫ复合材料微观结构和破坏模式工作大多关注单一因素ꎬ分析未对比同级别产品ꎮ因此ꎬ本文结合课题组研发的树脂及预浸料ꎬ采用热压成型工艺制备ＨＣ２１１０复合材料ꎬ分析拉伸性能与破坏模式的联系ꎬ为国内ＣＦ/ＰＥＥＫ热塑性复合材料性能优化及破坏机制研究提供可靠依据ꎮ１㊀实验部分１ １㊀主要原材料牌号ＨＣ２１１０和ＴＣ１２００均为连续碳纤维预浸料ꎬ０１１ ∗通信作者ｌｉｕｇａｎｇ＠ｄｈｕ ｅｄｕ ｃｎ作者简介:孙洪霖ꎬ男ꎬ１９９５年生ꎬ在读硕士研究生ꎬ主要从事热塑性树脂及其复合材料研究ꎮｓｈｌ８６４７＠１６３ ｃｏｍ第４９卷第３期孙洪霖ꎬ等:连续碳纤维增强聚醚醚酮复合材料的制备及力学性能ＨＣ２１１０为国产预浸料ꎬ树脂为自主研发ＰＥＥＫ树脂ꎬ碳纤维牌号为中安信ＺＡ５０ＸＣ２４ＫꎬＴＣ１２００为Ｔｏｒａｙ公司产品ꎬ树脂为ＶｉｃｔｒｅｘＰＥＥＫ树脂ꎬ碳纤维牌号为ＡＳ－４１２Ｋꎮ１ ２㊀主要设备及仪器超声点焊机:ＫＨ－２８６０ꎬ威海科海自动化有限公司ꎻ真空热压机:ＨＳ１００ꎬ西安恒盛机电有限公司ꎻ水切割机:ＰｒｏｔｏＭＡＸꎬ美国ＯＭＡＸ公司ꎻ超声无损检测系统:ＰＶＡＡＭ－３００ꎬ德国ＰＶＡ公司ꎻ万能试验机:Ｉｎｓｔｒｏｎ５９８２ꎬ美国Ｉｎｓｔｒｏｎ公司ꎻ金相显微镜:ＤＭ４Ｐ偏光显微镜ꎬ德国Ｌｅｉｃａ公司ꎻ扫描电子显微镜:ＪＣＭ－６０００Ｐｌｕｓꎬ日本ＪＥＯＬ公司ꎮ１ ３㊀样品制备成型前需用丙酮处理模具表面ꎬ然后用脱模剂间隔１０ｍｉｎ处理３次ꎬ再将模具在鼓风干燥箱中恒温２００ħ处理３０ｍｉｎꎮ将预浸料按照模具尺寸和预设角度进行裁剪后铺层ꎬ铺层方式见力学性能测试标准ꎬ用超声焊接枪焊接预浸料ꎬ再用热压成型工艺制备复合材料层合板ꎬ成型工艺如图１所示ꎮ图１㊀模压成型工艺图Ｆｉｇ１㊀Ｍｏｌｄｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｄｉａｇｒａｍ１ ４㊀测试与表征采用ＤＳＣ测试预浸料的热性能ꎻ制备成复合材料层合板后ꎬ用超声无损检测系统检测其内部质量ꎻ使用金相显微镜检测复合材料层间形貌ꎻ使用万能试验机检测其力学性能ꎬ拉伸㊁弯曲㊁压缩㊁剪切及开孔压缩性能测试标准见表１ꎬ使用扫描电镜检测其界面形貌ꎮ２㊀结果与讨论２ １㊀预浸料的热性能图２为不同预浸料的ＤＳＣ曲线ꎬ其中ꎬＨＣ２１１０预浸料树脂的玻璃化转变温度(Ｔｇ)为１５６ħꎬ熔融温度(Ｔｍ)为３１１ħꎬ高于ＴＣ１２００预浸料树脂的Ｔｇ约１４ħꎬ低于ＴＣ１２００的Ｔｍ约４０ħꎬ即表明相对于商业化ＰＥＥＫ树脂ꎬ本文中所采用的预浸料树脂既保证了复合材料良好的热性能ꎬ又可以在一定程度上降低复合材料的成型工艺温度ꎮａ－ＨＣ２１１０ｂ－ＴＣ１２００图２㊀ＨＣ２１１０和ＴＣ１２００的ＤＳＣ曲线Ｆｉｇ２㊀ＤＳＣｏｆＨＣ２１１０ａｎｄＴＣ１２００２ ２㊀复合材料的质量及力学性能图３㊀超声无损检测Ｆｉｇ３㊀Ｕｌｔｒａｓｏｎｉｃｎｏｎ￣ｄｅｓｔｒｕｃｔｉｖｅｔｅｓｔｉｎｇ表１㊀复合材料力学性能及测试标准Ｔａｂ１㊀Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｔｅｓｔｓｔａｎｄａｒｄｓｏｆｌａｍｉｎａｔｅ机械性能ＴＣ１２００复合材料[７]ＨＣ２１１０复合材料测试标准０ʎ拉伸强度/ＭＰａ２２８０２１６３ＡＳＴＭＤ３０３９－２００００ʎ拉伸模量/ＧＰａ１３０１１３ＡＳＴＭＤ３０３９－２０００９０ʎ拉伸强度/ＭＰａ８６ ０１４ ２ＡＳＴＭＤ３０３９－２０００９０ʎ拉伸模量/ＧＰａ１０ ０８ ６ＡＳＴＭＤ３０３９－２００００ʎ压缩强度/ＭＰａ１３００１０６１ＡＳＴＭＤ６６４１－２００１０ʎ压缩模量/ＧＰａ１２４１１３ＡＳＴＭＤ６６４１－２００１０ʎ弯曲强度/ＭＰａ－１６８１ＡＳＴＭＤ７９０－２００３０ʎ弯曲模量/ＧＰａ－１３７ＡＳＴＭＤ７９０－２００３层间剪切强度/ＭＰａ９４８９ＡＳＴＭＤ２３４４－２０００开孔压缩强度/ＭＰａ３２０３２４ＡＳＴＭＤ５７６６－２００２１１１塑㊀料㊀工㊀业２０２１年㊀㊀由图１成型工艺制备出ＨＣ２１１０复合材料层合板ꎬ其内部质量的超声检测结果如图３所示ꎬ色谱柱红色到蓝色的颜色变化表明质量由差到优依次递增ꎮ结果表明ꎬ层合板内部质量整体较好ꎬ具有力学性能测试的典型性ꎮ测试得到的力学性能列于表１ꎮ力学性能结果表明ꎬＨＣ２１１０与ＴＣ１２００复合材料的０ʎ拉伸性能和层间剪切性能基本相当ꎬＨＣ２１１０的开孔压缩性能更优ꎬ但是ＨＣ２１１０复合材料的压缩性能㊁面内剪切性能及９０ʎ拉伸性能较ＴＣ１２００复合材料存在一定差异ꎮ２ ３㊀复合材料的拉伸性能及破坏模式ａ－ＴＣ１２００ｂ－ＨＣ２１１０１ꎬ２－分别表示局部位置放大图ꎮ图４㊀层合板金相照片Ｆｉｇ４㊀Ｍｅｔａｌｌｏｇｒａｐｈｉｃｐｈｏｔｏｏｆｌａｍｉｎａｔｅｓ预浸料制备的层合板９０ʎ方向截面金相照片如图４所示ꎮＨＣ２１１０复合材料相对于ＴＣ１２００复合材料树脂分布均一性较差ꎬ存在局部纤维体积分数高的区域ꎬ且富树脂区域偏多ꎮＺＡ５０ＸＣ碳纤维相较于ＡＳ￣４碳纤维拉伸强度更高ꎬ但是ＨＣ２１１０复合材料与ＴＣ１２００复合材料拉伸强度相近ꎬ原因是单向复合材料中存在的纤维错位和浸渍不足等缺陷导致了碳纤维拉伸强度的分散ꎮ因此ꎬ纤维分布不均以及浸渍效果差会降低复合材料０ʎ拉伸强度ꎮ拉伸试验后ꎬ复合材料试样的破坏模式如图５所示ꎮ破坏试样观察到两种典型破坏模式ꎬ即断口呈现碎片化的劈裂模式和断口较为光滑的阶梯模式[８－９]ꎮ结果表明ꎬＨＣ２１１０复合材料失效大部分(７０％)是由整个试样长度上劈裂引起的ꎬ当裂纹从试样表面开始时ꎬ出现纤维断裂的逐步累积过程ꎮ纤维没有完全断裂时ꎬ载荷无法转移至邻近区域ꎬ所储存应变不足以导致广泛集体分裂ꎬ出现 刷子 状劈裂破坏ꎬ这与Ｍａ[８]㊁Ｄｉａｏ[９]等研究结果一致ꎮ裂纹通过纤维束时ꎬ其尖端的强剪切应力集中引起了垂直于纤维方向的裂纹扩展ꎬ将试件分为两部分ꎬ即载荷作用下纤维断裂是单向层合板的主要损伤形式ꎮ而０ʎ方向施加的荷载大部分由碳纤维承担ꎬ在力学强度弹性范围内ꎬ因此它对弹性模量的影响小ꎬ这与Ｄｒｚａｌ[１０]观点一致ꎮ图５㊀ＨＣ２１１０层合板０ʎ拉伸破坏Ｆｉｇ５㊀０ʎｔｅｎｓｉｌｅｆａｉｌｕｒｅｏｆＨＣ２１１０ｌａｍｉｎａｔｅｓａꎬｂ－ＨＣ１２００ｃꎬｄ－ＴＣ２１１０图６㊀复合材料９０ʎ拉伸界面ＳＥＭ照片Ｆｉｇ６㊀ＳＥＭｐｈｏｔｏｇｒａｐｈｙｏｆ９０ʎｓｔｒｅｔｃｈｉｎｇｉｎｔｅｒｆａｃｅｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅＨＣ２１１０复合材料９０ʎ拉伸强度(１４ ２ＭＰａ)是ＴＣ１２００复合材料９０ʎ拉伸强度(８６ＭＰａ)的１７％ꎬ９０ʎ拉伸模量为后者的８６％ꎬ性能相差较大ꎮ两者９０ʎ拉伸界面如图６所示ꎮ复合材料性能对纤维基体附着力的敏感性取决于基体和纤维的连接方式以及施加的载荷在复合材料中的传递和分布方式[１０]ꎮ在９０ʎ方向施加载荷时ꎬ纤维㊁基体和两者的界面均承担相同的载荷ꎮ如图６ａ㊁２１１第４９卷第３期孙洪霖ꎬ等:连续碳纤维增强聚醚醚酮复合材料的制备及力学性能ｂ所示ꎬＨＣ２１１０复合材料９０ʎ拉伸破坏主要是纤维和树脂的脱黏和纤维横向剥离形成的ꎬＳＥＭ照片可以看到纤维拔出后留下的凹痕ꎬ截面的纤维黏附树脂少ꎬ纤维/树脂界面强度低ꎬ表明ＨＣ２１１０复合材料较弱的界面黏接性能ꎮ而图６ｃ㊁ｄ显示了ＴＣ１２００复合材料９０ʎ拉伸破坏后的微观形貌ꎬ截面不规则的纤维断裂以及纤维间丰富的树脂黏接表明良好的界面结合能力ꎬ因此９０ʎ拉伸性能较好ꎮ３㊀结论１)自主研发的聚醚醚酮与国外同级别产品相比ꎬＴｇ提高约１４ħꎬＴｍ降低约４０ħꎬ作为热塑性复合材料树脂基体ꎬ能够同时赋予复合材料良好的热性能和加工性能ꎮ２)采用本文工艺可以制备得到内部质量良好的ＨＣ２１１０复合材料ꎬ与ＴＣ１２００复合材料相比ꎬ０ʎ拉伸强度无明显差异ꎬ压缩性能㊁层间剪切性能和开孔压缩性能分别达到后者８２％㊁９５％及１０１％ꎬ但是９０ʎ拉伸性能低约８０％ꎮ３)分析拉伸破坏模式知ꎬ０ʎ拉伸强度差异是由于层合板中纤维分布及浸渍效果对碳纤维拉伸强度分散的影响ꎻ９０ʎ拉伸破坏形式是纤维和树脂的脱粘和纤维横向剥离ꎬ拉伸性能差是由弱界面性引起的ꎬ导致９０ʎ拉伸性能差异较大ꎬ即界面性能需要进一步改善ꎮ参㊀考㊀文㊀献[１]ＳＥＮＴＨＩＬＮＡＴＨＡＮＫꎬＨＩＲＥＭＡＴＨＣＰꎬＮＡＩＫＮＫꎬｅｔａｌ.ＭｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒａｌｄａｍａｇｅｄｅｐｅｎｄｅｎｔｓｔｉｆｆｎｅｓｓｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌＣＦＲＰｃｏｍｐｏｓｉｔｅｕｎｄｅｒｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｉｎｇ[Ｊ].ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬＰａｒｔＡ:ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ２０１７ꎬ１００:１１８－１２７.[２]ＭＡＣＨＡＤＯＭꎬＭＵＲＥＮＵＬꎬＦＩＳＣＨＬＳＣＨＷＥＩＧＥＲＭꎬｅｔａｌ.Ａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｔｈｅｒｍｏｍｅｃｈａｎｉｃａｌｓｈｅａｒｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆｗｏｖｅｎ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｔｈｅｒｍｏｐｌａｓｔｉｃ￣ｍａｔｒｉｘｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｄｕｒｉｎｇｆｏｒｍｉｎｇ[Ｊ].ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬＰａｒｔＡ:ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ２０１６ꎬ８６:３９－４８.[３]钟明强ꎬ益小苏ꎬＪＡＣＯＢＳＯ.短碳纤维增强注塑聚醚醚酮复合材料微观结构与力学性能研究[Ｊ].复合材料学报ꎬ２００２(１):１２－１６.ＺＨＯＮＧＭＱꎬＹＩＸＳꎬＪＡＣＯＢＳＯ.Ｍｉｃｒｏｓｔｒｕｃｔｕｒｅａｎｄｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｓｈｏｒｔｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｉｎｊｅｃ￣ｔｉｏｎｍｏｌｄｅｄＰＥＥＫｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ].ＡｃｔａＭａｔｅｒｉａｅＣｏｍｐｏｓ￣ｉｔａｅＳｉｎｉｃａꎬ２００２(１):１２－１６.[４]ＦＵＪＩＨＡＲＡＫꎬＨＵＡＮＧＺＭꎬＲＡＭＡＫＲＩＳＨＮＡＳ.Ｉｎ￣ｆｌｕｅｎｃｅｏｆｐｒｏｃｅｓｓｉｎｇｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓｏｎｂｅｎｄｉｎｇｐｒｏｐｅｒｔｙｏｆｃｏｎ￣ｔｉｎｕｏｕｓｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰＥＥＫｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ].ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ２００４ꎬ６４(１６):２５２５－２５３４.[５]ＢＩＳＭＡＲＣＫＡꎬＨＯＦＭＥＩＥＲＭꎬＤÜＮＥＲＧ.Ｅｆｆｅｃｔｏｆｈｏｔｗａｔｅｒｉｍｍｅｒｓｉｏｎｏｎｔｈｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｏｆｃａｒｂｏｎｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｐｏｌｙ(ｅｔｈｅｒｅｔｈｅｒｋｅｔｏｎｅ)(ＰＥＥＫ)ｃｏｍｐｏｓ￣ｉｔｅｓ:Ｓｔｒｅｓｓｒｕｐｔｕｒｅｕｎｄｅｒｅｎｄ￣ｌｏａｄｅｄｂｅｎｄｉｎｇ[Ｊ].Ｃｏｍ￣ｐｏｓｉｔｅｓꎬＰａｒｔＡꎬＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ２００７ꎬ３８(２):４２０－４２６.[６]ＸＵＺＰꎬＺＨＡＮＧＭꎬＧＡＯＳＨꎬｅｔａｌ.Ｓｔｕｄｙｏｎｍｅ￣ｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓｏｆｕｎｉｄｉｒｅｃｔｉｏｎａｌｃｏｎｔｉｎｕｏｕｓｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ￣ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰＥＥＫｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｆａｂｒｉｃａｔｅｄｂｙｔｈｅｗｒａｐｐｅｄｙａｒｎｍｅｔｈｏｄ[Ｊ].ＰｏｌｙｍｅｒＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ２０１７ꎬ４０(１):５６－６９.[７]ＴＯＲＡＹＡＣ.ＴｏｒａｙＣｅｔｅｘ®ＴＣ１２００ＰＥＥＫ[ＤＢ/ＯＬ]. (２０１９－０７－１５)[２０２０－１１－１０].ｈｔｔｐｓ://ｗｗｗ.ｔｏｒａｙｔａｃ.ｃｏｍ/ｐｒｏｄｕｃｔ￣ｅｘｐｌｏｒｅｒ/ｐｒｏｄｕｃｔｓ/ｏｖｌ４/Ｔｏｒａｙ￣Ｃｅｔｅｘ￣ＴＣ１２００. [８]ＭＡＹꎬＵＥＤＡＭꎬＹＯＫＯＺＥＫＩＴꎬｅｔａｌ.Ａｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅｓｔｕｄｙｏｆｔｈｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓａｎｄｆａｉｌｕｒｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ/ｅｐｏｘｙａｎｄｃａｒｂｏｎｆｉｂｅｒ/ｐｏｌｙａｍｉｄｅ６ｕｎｉｄｉｒｅｃ￣ｔｉｏｎａｌｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ].ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ２０１７ꎬ１６０:８９－９９.[９]ＤＩＡＯＸꎬＹＥＬꎬＭＡＩＹＷ.ＦａｔｉｇｕｅｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆＣＦ/ＰＥＥＫｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓｍａｄｅｆｒｏｍｃｏｍｍｉｎｇｌｅｄｐｒｅｐｒｅｇ.ＰａｒｔＩ:Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｉｅｓ[Ｊ].ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬＰａｒｔＡ:ＡｐｐｌｉｅｄＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＭａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ１９９７ꎬ２８(８):７３９－７４７.[１０]ＤＲＺＡＬＬＴꎬＭＡＤＨＵＫＡＲＭ.Ｆｉｂｒｅ￣ｍａｔｒｉｘａｄｈｅｓｉｏｎａｎｄｉｔｓｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｔｏｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍｅｃｈａｎｉｃａｌｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ[Ｊ].ＪｏｕｒｎａｌｏｆＭａｔｅｒｉａｌｓＳｃｉｅｎｃｅꎬ１９９３ꎬ２８(３):５６９－６１０.(本文于２０２０－１１－３０收到)㊀阿科玛宣布进一步提升中国常熟基地Ｋｙｎａｒ®氟聚合物产能阿科玛宣布一项投资ꎬ以进一步提升其常熟基地氟聚合物产能ꎬ即到２０２２年实现ＰＶＤＦ产能增幅３５％ꎮ同时ꎬ阿科玛欢庆常熟基地ＰＶＤＦ(聚偏二氟乙烯)成功投产迎来第一个十年ꎮ新增产能预计于２０２２年底前投产ꎮ在锂电池业务的进一步强劲需求ꎬ以及水过滤㊁建筑涂料和半导体行业的重大机遇的推动下ꎬ这项新的投资应运而生ꎮ常熟ＰＶＤＦ工厂是阿科玛集团在亚洲尤其是中国强大增长潜力的背景下ꎬ为既有涂料市场及迅速崛起的锂电池和水过滤市场而建造的ꎬ是集团第三家全球一体化ＰＶＤＦ生产工厂ꎮ３１１。