编织复合材料切边后的力学性能试验论文 54页

编织复合材料切边后的力学性能试验毕业论文目录1绪论11.1课题背景及目的11.2三维编织复合材料概述21.2.1三维编织复合材料31.2.2三维编织复合材料的制作工艺41.3三维编织复合材料的特性41.3.1三维编织复合材料的结构特性41.3.2三维编织复合材料的力学特性51.4国内外研究状况及相关领域已有的研究成果71.4.1国内外的研究现状71.4.2存在的问题71.5课题研究的内容82三维编织复合材料切边前后力学性能研究92.1三维四向编织复合材料力学试验92.1.1切割方法的设计92.1.2试件种类编号102.1.3试验准备102.1.4试件的制备122.1.5拉伸试验132.1.6压缩试验222.1.7节试验总结2952 2.2三维全五向复合材料力学试验302.2.1三维全五向编织结构302.2.2三维全向编织工艺302.2.3试件编号302.2.4测试结果313切边工艺对三维编织复合材料细观结构的影响333.1四步法三维编织工艺333.2基本假设333.3切边工艺对三维编织复合材料细观结构的影响353.3.1编织纱线的面内运动规律353.3.2编织纱线的空间运动规律373.3.3切割后三维编织复合材料的空间运动规律393.4切边对预制件内纱线长度的影响403.5切边三维编织复合材料的破坏模式与分析423.5.1拉伸破坏模式及分析433.5.2压缩破坏模式及分析45结论47致谢49参考文献5052 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页1绪论1.1课题背景及目的20世纪以来，随着航空、航天、汽车、船舶、能源等工业的迅猛发展，对材料的性能要求日益提高和严格，如减轻重量、提高强度、降低成本等。复合材料正是适应这一需求逐渐发展起来的。复合材料是适应现代科学技术发展涌现出的具有极大生命力的材料，它是两种或两种以上的、性能不同的材料由人工构成的多相固体材料，它可以充分发挥单一组成材料的优点，克服其弱点，具有单一材料所无法比拟的优越的综合性能。例如:复合材料比强度高、比刚度高，且具有较好的抗疲劳性、减振性、高温性、易成型性等许多优点，以及一些特殊的声、电、磁等优良性能，而且可根据使用条件的要求进行设计和制造，以满足各种特殊用途，从而极大地提高工程结构的效能[1]。迄今，复合材料己广泛用于航天、航空、汽车、船舶、建筑、能源、化工、医疗、运动器械以及生活用品等领域。由于传统的复合材料在层与层之间没有增强纱线或纤维的联接，因而其几何特征和力学性能在一定程度上影响了产品的使用范围。随着航天、航空技术的发展，传统的层合复合材料已不能完全满足某些产品对性能方面的迫切需求，如恶劣环境中高速飞行的航天器，其材料要具备轻质高强、防热、隔热等多功能[2]。为了克服这些不足，在20世纪80年代初，国外成功研究了三维编织设备、三维异型整体编织技术和三维编织复合材料。三维编织复合材料是指由纤维或纱线编织成的预成型件与基体材料复合而成的复合材料，它是三维编织技术和现代复合材料相结合的产物。三维编织结构预成型件是具有多轴纤维取向高度整体化的连续集合体，从根本上克服了传统复合材料由于层间没有纱线通过而容易分层的弊病。它的出现引起了各国科技界的高度重视，一些发达国家如美国、法国、德国、俄罗斯等都投入大量的人力和物力进行研究开发，尤其是美国航空航天局制定了六年的发展先进复合材料技术的ACT计划，投资152 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页亿多美元来开发三维编织技术和自动化加工，以提高复合材料的强度和耐冲击性，并可实现一体成型。以三维编织结构为增强相的复合材料其预制件可以一次编织成型，纤维贯穿材料的长、宽、高三个方向，形成一种三维整体网状结构[3-6]，相对于传统的层合板复合材料有很大的优越性。首先，三维编织复合材料在厚度方向上提供了更大的刚度和强度;其次，它克服了传统的层合板复合材料易分层、开裂敏感和损伤扩展快，层间强度低，抗冲击损伤性能差的缺点;第三，三维编织复合材料拥有良好的可设计性、整体异型性及净尺寸制造等优点。因而近年来受到工程界和学术界的极大关注，成为航空、航天等高科技领域的重要的材料，并在交通运输、电子工业、石油化工、建筑领域及体育用品和医疗器械等方面得到了应用[7-12]。三维编织工艺具有很强的灵活性、适应性，可以巧妙地通过控制编织纱线的一端在机器底盘的运动，按照制件的形状和尺寸大小直接编织出所需的复合材料预制件，实现各种异型整体编织。所以三维编织复合材料最显著的特点是具有良好的结构整体性，具有均衡的总体力学性能，但是由于三维编织复合材料制件的一些应用领域工作环境恶劣[13]，制件不可避免的会受到摩擦、磨损、烧蚀或切割，纤维就会产生损伤，整体性遭到破坏，这无疑会造成力学性能在一定程度上的削弱。而且有些制件不得不采用对三维编织复合材料进行加工的方法以达到其复杂的形状，这也会给三维编织复合材料造成损伤。这些损伤会对其性能造成哪些影响，这是在三维编织复合材料设计和应用中所必须明确的问题。本文试图通过对三维编织复合材料细观结构的描述以及其力学性能的分析，来比较切割与未切割试件的力学性能的差异以及损伤对此种材料的影响，从而为三维编织复合材料制件的设计和应用提供依据。1.2三维编织复合材料概述1.2.1三维编织复合材料三维编织技术是国外二十世纪八十年代初发展起来的高新纺织技术，是为适应航空航天部门对结构和多功能复合材料的需要而发展起来的一种将连续长纤维或纱线编织成三维织物或预制件的高新纺织技术。在此预制件中，纤维束在三维空间中沿不同的方向取向并相互交织在一起，形成一个不分层的整体结构。三维编织结构复合材料就是用三维整体的编织预成型件作为增强材料的复合材料。其优良的结构，显著改善了复合材料的力学性能，从根本上克服了传统层合板易分层、厚度方向的强度和刚度性能低、面内剪切和层间剪切强度低、抗冲击性弱等弱点[14-19]52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页，消除了传统复合材料方向上的受限性，具有良好的整体性，显示出了良好的综合力学性能，如优越的抗冲击性、抗烧蚀性，高的比强度、比模量等，并且具有明显的性能可设计性，是制作结构件的理想材料，因此受到航天、航空等部门的高度重视，也为纺织工业领域开创了发展的新机遇。1.2.2三维编织复合材料的制作工艺制作三维编织复合材料主要包括两道工序:一是将纱线编织成所需的预制件，二是将预制件和基体复合，形成复合材料。目前，树脂基三维编织复合材料通常采用的复合固化工艺是树脂传递模塑，即RTM(ResinTransferMolding)工艺。1.2.2.1编织工艺概括地说，三维编织的工艺过程是:许多根纱线或纤维束按同一方向喂入，其一端的不同的轨迹移动，从而带动纱线在空间中运动，并使纱线或纤维束互相交叉或交织构成网络状结构，最后打紧交织面而形成各种形状的三维织物。最常用的三维编织方式有四步法编织和二步法编织，在每种编织方法中又有矩形编织和圆形编织。1.2.2.2复合工艺树脂基三维编织复合材料的复合工艺一般采用RTM工艺。RTM技术是近年来得到迅速发展的复合材料成型工艺技术，它是将树脂注入闭模中浸润增强材料并固化的工艺方法。据国外专家估计，RTM成型工艺将成为本世纪末和下世纪初复合材料行业的主导成型工艺之一[20]。传统的树脂层压工艺不能满足三维编织件的成形，因为其为立体结构，其内部组织纤维交织点多，所以树脂浸渍不均，不能深入编织件的每个部位。成形压力高，树脂会难以控制。对于某些浸润性一般的树脂来说，它很难浸透立体织物。针对三维编织预制件这种特点，RTM工艺在此得到了应用，RTM工艺对制件不施加外力，而是借助一定压力将液态树脂注入密封的模腔，并同时浸渍预放在模腔内的纤维或织物。显然，它不会改变织物的原结构。根据三维编织件的形状制成模具，将预制件装入模腔，此时不仅控制了纤维体积含量，而且控制了制品的形状，预制件的纤维束间的空隙为RTM工艺的树脂52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页传递提供了通道，再辅以真空辅助，即能很好地完成RTM工艺制作三维编织复合材料的过程，RTM成型工艺具有以下主要特点:(1)是一种闭模成型工艺;(2)生产效率高;(3)可适用于多种形式的纤维增强材料，如:短切毡、连续纤维毡、织物、三维织物;(4)可极大地减少有害成份对人体和环境的毒害;(5)成型利于模具设计，也利于制备大尺寸、复杂外形、两面光的整体结构;(6)与手糊、SMC,喷射、塑料注塑成型工艺的经济及工艺性能相比较为优异。1.3三维编织复合材料的特性1.3.1三维编织复合材料的结构特性1.3.1.1三维编织物是不分层的整体织物三维编织的基本单元中，四根纤维束在空间均匀地向四个方向延伸，使三维编织物不但在长、宽方向，在厚度方向也以相同的组织结构进行编织，因而消除了“层”的概念，形成了一个三维的不分层的整体织物，所以又称为三维整体编织。层合复合材料经常在层间发生破坏，毫无疑问，不分层的整体织物对提高复合材料的性能具有十分重要的意义。1.3.1.2三维异型预制件可一次编织成型三维编织工艺可以直接编织出多种形状、不同尺寸大小的三维异型整体编织预制件。然后可以直接复合成型出具有最终形状的复合材料制件。这样，减少了工序、降低了加工费用。而且复合材料制件基本不需要再机械加工，或仅做少量的加工，从而减少了对纤维不必要的损伤，保持了制品的整体性，使复合材料构件具有优异的力学性能。目前已实现了多种异型整体编织，包括T字梁、L52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页字梁、工字梁、椎套体、圆柱体等形状的编织，还有圆管与长方体的组合以及异型管材等。另外，灵活的编织工艺还可以创造出许多新的复杂的形状。例如可以编织出既相连又分层的隐层结构，以及形状变化而保持密度不变的密度均衡织物等等，而且还可以在编织体上留孔，从而避免机械加工给复合材料带来的损伤，所以三维编织又称为异型整体编织，或直接构件编织[21]。1.3.1.3三维编织复合材料结构可设计四步法三维编织的基本单元内的纤维束是四向结构，纤维束在空间均匀地沿对角线方向延伸。从力学角度看来，这种均衡结构具有良好的综合性能。在编织过程中还可以沿编织物的三个正方向再加入增强纤维(又称筋纤维或筋纱)，以增强该方向的强度和刚度，发挥复合材料各向异性的优点。三维编织结构的均衡性和异型整体编织工艺的灵活性给总体力学设计和零部件设计创造了条件。它可以根据产品的性能和用途，调节纤维编织体的花节长度、编织角、编织单元和各方向的纤维束数等编织参数，从而实现编织复合材料产品的优化设计[22]。1.3.2三维编织复合材料的力学特性1.3.2.1三维编织复合材料具有高强度、高模量编织的整体性保证了三维编织复合材料的高强度与高模量。与金属材料相比，三维编织复合材料具有很高强度和模量。表1.1[23]为用三维编织物增强的树脂基复合材料和0°/90°机织物铺层增强树脂基复合材料的性能比较，材料为3k和12k碳纤维。表1.1三维编织树脂基复合材料和机织物铺层复合材料力学性能的比较性能三维编织复合材料三维编织复合材料机织物铺层（3k碳纤维）（12k碳纤维）复合材料纤维体积含量（%）686865拉伸强度（MPa）736.81067.2517.1拉伸模量（GPa）83.5114.773.8弯曲程度（MPa）885.31063.3689.5弯曲模量（MPa）84.5136.565.552 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页可以看出:三维编织复合材料的强度和模量要明显高于机织物铺层复合材料。同时，在编织过程中可以任意在所需增强的方向上加入增强筋纤维。这些筋纤维基本上是平直状态，可提高编织复合材料的强度与模量。加入增强纤维的复合材料的拉伸强度是原材料的1.2倍，拉伸模量为1.2倍。1.3.2.2三维编织复合材料具有优良抗冲击性和抗损伤性Ko[24]用C/PEEK复合材料做了抗冲击实验，发现在相同冲击能量的作用下，三维编织复合材料的损伤面积比铺层复合材料的要小得多，特别是在冲击能量较大时，铺层复合材料的损伤面积比三维编织复合材料的损伤面积约大10倍。由天津工业大学复合材料所提供编织试样制得的复合材料，经航空航天部门进行的轻气炮冲击实验表明:在弹丸速度为7000m/s、动能为4480J及在有屏蔽的条件下，三维编织复合材料未发生整体破坏，它是目前唯一未发生整体破坏的试样。Gause等首先指出三维编织复合材料具有良好的抗损伤性，他们将三维编织复合材料钻孔后进行强力测定发现，编织复合材料能保持90%以上的拉伸强度，这充分说明了三维编织复合材料的优良抗破坏性。1.3.2.3三维编织复合材料具有良好抗烧蚀性采用三维整体编织技术制作的复合材料比三向正交复合材料和缠绕复合材料有更好的抗烧蚀性，与三向正交复合材料相比烧蚀率下降约20%，表1.2给出了实验结果[25]:表1.2不同工艺制造的复合材料性能对比材料拉伸强度拉伸模量线烧蚀率背面升温（MPa）（GPa）（mm/s）（℃）三维整体编织碳/酚醛>50035.50.1815三维正交编织碳/酚醛40236.40.2225斜向缠绕碳/酚醛247.80.22--总之，三维编织复合材料具有特殊的结构和性能特点，其在取代金属，节约能源，特殊专用等方面必将发挥独特的作用。随着加工成形工艺不断更新，其巨大的潜力必将得到进一步挖掘。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页1.4国内外研究状况及相关领域已有的研究成果1.4.1国内外的研究现状目前国内外有关三维编织复合材料切边方面的研究还较少。Macander[26]于1986年研究了关于切边前后三维编织复合材料力学性能的差异问题，把三维编织T-300/5208复合材料试片分为两组:一组未加工，另一组做了切割，然后对其力学性能包括拉伸强度，拉伸模量;压缩强度，压缩模量;弯曲强度，弯曲模量;泊松比等做了比较。得出试件对切边非常敏感，三维四向结构试件拉伸强度下降了约60%，三维五向结构试件下降不到50%.沈阳飞机研究所的陈绍杰、梁晶红[27]认为在实际生产中，三维编织复合材料的边缘效应有很大影响。边缘切割过的试件和不切割的试件相比，拉伸强度几乎下降了50%,疲劳特性下降40%，当然这是编织试件宽度较小的情况，对于宽度较大的结构，影响会减小。因此在设计时，应尽量使成型件的结构外型与设计尺寸相符，避免边缘切割。在不可避免的情况下，可设计小的编织角，编织角越小，编织件的拉伸特性和疲劳特性下降越小。孙慧玉[28]也于1997年作了一些有关切边问题的研究，将试件的长度和宽度二倍于未切割试件尺寸，用锯沿着试件长度和宽度方向切割平分，再用砂纸打磨受切割的侧边，使受切割的侧边平整，然后再对试件进行了拉伸试验，对比了受切割和未切割纤维对于试件侧边拉伸应变的影响，以及切边前后材料拉伸模量的差异和两者内应力的变化，并且简单讨论了拉伸失效的机理。通过实验发现，受切割的拉伸性能低于未受切割试件的性能，受切割侧边试件的拉伸应变高于未受切割侧边试件的拉伸应变。最近王波[29]等将一编织复合材料大板裁剪出不同尺寸的试件，通过分析弯曲模量随试件宽度和厚度的变化情况，得出当试件的几何尺寸足够大时，其弯曲模量与试件的尺寸和形态(整体编织或裁剪)无关，而只与其内部单胞的性能有关。1.4.2存在的问题目前还没有有关三维编织复合材料切边的一个系统的研究。Macander52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页虽然测试了三维编织复合材料切边前后的力学性能，但是没有介绍其切割方法;孙慧玉的研究集中于切边前后应力的差异问题，并且数据较少;陈绍杰、梁晶红只给出了拉伸强度与疲劳性能的下降百分比，陈述较少;而王波则与前面几位得出的结论相反，认为当试件的几何尺寸足够大时，其弯曲模量与试件的尺寸和形态(整体编织或裁剪)无关。1.5课题研究的内容(1)三维编织复合材料编织角的变化对其切边后力学性能的影响;(2)不同的切边方法对三维编织复合材料力学性能的影响;(3)切边对三维编织复合材料细观结构的影响。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页2三维编织复合材料切边前后力学性能研究2.1三维四向编织复合材料力学试验本节对四步法1x1三维四向编织结构复合材料切边前后的力学性能进行对比，得出切边对三维编织复合材料力学性能的影响，同时为三维编织复合材料结构的优化设计打下基础。2.1.1切割方法的设计切边就是人为地将一个三维整体编织复合材料切割掉边部，造成边部的增强纱线断裂，使其表面部分受到损伤，本实验进行拉伸、压缩两种力学性能测试，对试件主要采用四种方式进行切割:（1）宽边一边切2mm（见图2-1b）（2）宽边两边，每边各切1mm，（见图2-1c）（3）窄边两边，每边各切1mm，（见图2-1d）（4）宽边切1mm，窄边切2mm，（见图2-1e）如2.1图所示：a．未切割试件bcde图2.1切割方法52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页2.1.2试件种类编号考虑到编织角对编织结构复合材料的力学性能影响最为敏感，因此将试验所用试件共分两组，同时考虑编织角对其力学性能的影响，根据切割方法将试件种类编号如表2.1表2.1四向试验切割方案编号编织角α（°）切割方法拉伸试验压缩试验未切割SL20SY20宽边一边切2mm左右SLK20SYK2020°宽边两边，每边各切1mmSLKK20SYKK20窄边两边，每边各切1mmSLZZ20SYZZ20宽边切1mm，窄边切2mmSLKZ20SYKZ20未切割SL35SY35宽边一边切2mm左右SLK35SYK3535°宽边两边，每边各切1mmSLKK35SYKK35窄边两边，每边各切1mmSLZZ35SYZZ35宽边切1mm，窄边切2mmSLKZ35SYKZ352.1.3试验的准备2.1.3.1试样准备纤维:日本东丽公司的T300碳纤维，细度12k，密度为1.768g/cm3树脂:环氧树脂预制件:四步法1x1三维四向编织结构成型工艺:RTM(树脂传递模塑)工艺试样形状和尺寸:拉伸试样的名义尺寸为:20mmx6mmx260mm(宽x厚x长);压缩试样的名义尺寸为:20mmx6mmx40mm(宽x厚x长);2.1.3.2力学性能测试的标准52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页关于三维编织复合材料力学性能实验的试样尺寸、试样的夹持及变形或应变的测量等至今都还没有一个统一的标准。美国材料试验协会(ASTM)制定了一些纤维增强复合材料力学性能的测试标准，如:ASTMD3039为定向纤维复合材料拉伸性能测试标准;ASTMD3410为单向或正交纤维增强复合材料压缩性能标准试验方法等。我国国家标准也仅局限于纤维增强塑料的测试标准，这些标准都不完全适合于三维编织复合材料力学性能的测试。本试验拉伸和弯曲性能的测试方法，主要参照我国国家标准GB1447-83《玻璃纤维增强塑料拉伸试验方法》和GB1449-83《玻璃纤维增强塑料弯曲试验方法》，均采用矩形试片。压缩性能的参考标准主要参照GB1446-83《纤维增强塑料性能试验方法总则》、GB3856-83《单向纤维增强塑料平板压缩性能试验方法》以及ASTMD3410/D3410M-94。2.1.3.3力学性能测试设备微机控制电子万能试验机WDW-100,具有拉伸、压缩等力学性能测试功能,如图2.2。图2.2微机控制电子万能试验机WDW-1002.1.3.4测量变形的仪器仪表测量试片的应变采用应变计。对于编织复合材料，应变片的选择与编织花节长度密切相关。据有关文献介绍，应变片的标距应该大于2倍花节长度，数据的分散性随着应变片标距的增加而大大降低[30]。本试验采用的应变片型号为BE120-10AA，应变计为YD-15动态电阻应变仪。应变计将材料产生的微小应变信号进行放大，经过A/D转换器转化后，在计算机中变为数值信号显示出来，图2.3为信号采集界面。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.3信号采集系统2.1.3.5试验环境条件测试在室温下进行。2.1.4试件的制备2.1.4.1预制件的制备在给定结构参数(如编织角、纤维体积含量)的基础上，编织工艺参数的计算方法参考相应的工艺计算方法[31-32]。2.1.4.2复合固化工艺编织物制作完成后放置一段时间，使之达到应力平衡之后进行复合固化。本试验的预制件的固化工艺采用RTM(ResinTransferMolding)工艺，即树脂传递模塑法。它是三维编织复合材料成型的理想选择，它有利于降低复合材料的空隙率(一般在1%以下)，真空辅助的RTM过程有利于树脂中及织物中的空气的逃逸，为树脂的浸渍提供了空间，从而提高了浸渍速度和浸渍速率[33]。其工艺流程图如图2.4所示。图2.4RTM工艺流程图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页RTM工艺对树脂的要求主要是低粘度，浸润性好，不含溶剂，注入温度低，使用期限较长等[34]。本课题中采用的基体材料为天津津东化工厂生产的TDE-86环氧树脂，学名为4,5一环氧环已烷一1,2二甲酸二缩水甘油醋，其环氧度为0.85-0.88，弹性模量为3.92Gpa，密度为1100kg/m3，其分子式为:固化剂为70#酸醉，它是由四种同分异构体混合组成的，学名为四氢邻苯二甲酸醉(PA)，其分子量为146，固化温度150-1800C，固化时间约为4-24小时。催化剂为二甲基节氨。2.1.4.3切割方法复合材料的机械加工通常分为常规和非常规两类方法。常规机械加工基本上沿用了对金属的一套切削加工工艺和装备，可以在一般木材加工机床或金属切削机床上进行，也可以在冲床上进行冲切工作。一般的说，采用常规加工方法较为简单，工艺比较成熟，不足的是刀具磨损快，加工质量不高和产生的切割粉末有害人体健康。非常规机械加工有激光束加工，高压水切割，电火花加工，超声波加工，电子束加工和电化学加工等。这些方法独特，具有常规机械加工方法无法比拟的优点[35-38]。本实验试件的切割加工主要采用铣床进行加工，加工完后，用砂纸对受切割边稍作打磨，使受切割边保持平整。2.1.5拉伸试验2.1.5.1试样的准备2.1.5.1.1试片的形状和尺寸根据GB1447-83（玻璃纤维增强塑料拉伸性能试验方法），试片的形状如图2.5所示，试片的尺寸见表2.2。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.5试片形状表2.2试片尺寸（mm）参数指标数据/mm总长L260厚度h6中间平行段宽度b20端部加强片距离L0110端部加强片最小长度T752.1.5.1.2加强片的制作为了减少试验机夹头对试件夹持端纤维的损伤，保证试件在拉伸过程中端部不会首先被破坏，在试件的两端分别粘贴厚度为4mm、宽度为试件宽度的铝片作为加强片，铝片做磷酸阳极化处理。2.1.5.1.3加强片的粘贴(1)用丙酮清洗加强片。(2)用细砂纸打磨粘结表面。(3)用韧性较好的环氧胶膜粘结。(4)对试样的粘结部位加压一定的时间:0.3-0.4GPa,110℃/0.5h,140℃/2h使加强片与试片紧密粘结。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页2.1.5.2试验条件拉伸实验在微机控制电子万能试验机WDW-100上进行，加载速度为5mm/min，环境为室温。为了测量拉伸试件的变形，在试片正反两面的中部附近的横向与纵向分别贴上应变片，用应变计测量。2.1.5.3试片参数根据切割方法的不同，试样分为5组，每组试样有2个。试件规格参数见表2-3，具体每片试件的规格尺寸详见附表1，三维编织预制件及复合材料试样的外形尺寸，花节长度等各参数用游标卡尺在试样工作段任意三点处进行测量，取其算术平均值。表2.3四向拉伸试片参数编号尺寸外形/mm表面编织角/纤维体积含量/(长x宽x高)（°）（%）SL20-1263.7x20.24x6.4719.443.99SL20-2261.2x20.89x5.8518.636.17SL35-1259.0x20.21x6.0036.950.34SL35-2258.4x18.90x5.7036.748.66SLK20-1255.2x21.25x4.3417.939.66SLK20-2259.7x20.33x4.1017.239.64SLK35-1257.3x18.79x4.5136.744.84SLK35-2262.8x19.60x4.1234.743.98SLKK20-1270.8x19.84x4.5618.944.79SLKK20-2265.0x18.30x4.0019.342.78SLKK35-1259.4x20.91x3.8934.549.87SLKK35-2264.8x18.56x4.3736.350.12SLZZ20-1260.0x18.25x5.4719.244.15SLZZ20-2261.3x18.50x6.3019.942.67SLZZ35-1256.7x17.78x5.8635.745.78SLZZ35-2260.1x18.28x6.2337.044.6852 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页编号尺寸外形/mm表面编织角/纤维体积含量/(长x宽x高)（°）（%）SLKZ20-1263.4x18.21x3.8718.944.80SLKZ20-2264.0x17.89x3.9019.244.45SLKZ35-1356.1x18.20x4.2536.848.30SLKZ35-2365.1x18.00x3.8033.748.65图2.6为拉伸试验夹具图，在夹持试样时，注意要使试样的中心线与上、下夹具的对准中心线一直。图2.6拉伸实验夹具图2.1.5.4数据处理公式(1)拉伸强度为:式中：——拉伸强度，MPa;P——破坏载荷(或最大载荷)，N;b——试样宽度，mm;h——试样厚度，mm。(2)拉伸模量为:式中：E——拉伸弹性模量，MPa;52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页P——载荷一变形曲线上初始直线段的载荷增量，N;——与载荷增量P相对应的应变量。(3)泊松比式中：1——与载荷增量△P对应的纵向应变——与载荷增量△P对应的横向应变(4)离散系数式中:S——标准差——平均值2.1.5.5测试结果试验所得结果见表2.4和表2.5.表2.4拉伸性能测试数据（平均值）编号最大载荷拉伸强度初始模量纵向破坏横向破坏泊松比（kN）（MPa）（GPa）应变（%）应变（%）SL2061.87540.9776.740.74-0.430.58SL3520.21186.6531.590.64-0.801.25SLK2044.77380.5663.450.63-0.330.52SLK3514.58149.1124.201.15-0.790.69SLKK2028.53219.6737.900.70-0.260.37SLKK3511.78120.7621.781.16-0.450.74SLZZ2055.56481.4563.120.74-0.490.66编号最大载荷拉伸强度初始模量纵向破坏横向破坏泊松比（kN）(MPa)（GPa）（%）（%）SLZZ3519.91170.5328.331.17-1.461.15SLKZ2040.46350.8940.140.70-0.340.3852 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页SKKZ3510.54100.8522,891.16-0.540.49表2.5拉伸性能离散系数（%）编号破坏载荷破坏强度初始模量纵向应变横向应变离散系数（%）离散系数（%）离散系数（%）离散系数（%）离散系数（%）SL2023.3419.414.8222.6714.84SL3524.7823.684.077.565.00SLK207.6412.6710.8917.9012.34SLK359.6714.3812.3816.1412.89SLKK2013.059.838.5921.8910.65SLKK3523.787.785.2312.906.34SLZZ207.097.5412.8923.118.42SLZZ3512.8911.6710.785.6915.78SLKZ205.784.5514.6210.2219.08SLKZ356.897.993.5624.658.41表2.4为拉伸性能测试数据，可以得出在纤维体积含量相似时，编织角越大，拉伸强度与模量越低，泊松比越大，这个结论同样适合于受切割试件。纵向拉伸断裂应变是一个重要的力学参数，它与编织角、基体以及增强纤维的断裂应变有关。从表2.4可以看出大部分试件的纵向拉伸断裂应变随编织角的增加而增加。同时得出:编织角为20°的切边试件的纵向拉伸应变与未切边的相当，而编织角为35°的试件，切边与未切边相比，切边试件的纵向拉伸应变基本都大于未切边试件，这主要是由于侧边纤维受到切割后，其空间三维网状的结构已被破坏，被切割侧边的纤维网格松散，使试件的侧边表现得更易变形。表2.6拉伸试验数据定量分析结果编号最大载荷拉伸强度初始模量纵向破坏应变横向破坏应变泊松比（%）（%）（%）（%）（%）（%）52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页SLK20-27.63-29.65-10.55-14.87-2.25-20.45SLK35-27.85-35.32-36.061.561.4544.79SLKK20-53.88-59.39-49.45-0.26-10.26-35.02SLKK35-41.47-50.32-12.783.896.5530.90SLZZ20-10.19-11.00-7.6802.43.85SLZZ35-1.48-2.58-12.6723.89-10.78-3.54SLKZ20-34.60-35.13-11.20-5.67-2.09-21.78SLKZ35-47.84-45.21-20.21-3.11-9.10-60.89表2.6给出了切边试片和未切边试片拉伸性能变化的百分比，由表可以看出，窄边切割拉伸强度和模量受切割影响不大；而宽边切割和宽边、窄边都切割的拉伸强度与模量受切割影响较大，强度下降了40%左右，同样，窄边切割的试件的泊松比受到切割影响也不大，基本保持不变；而宽边切割的试件，其泊松比也有了较大程度的下降，甚至下降了60%以上。图2.7拉伸试验初始阶段应力-应变关系（20°）52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.8拉伸试验初始阶段应力-应变关系（35°）图2.7和2.8分别为编织角20°和35°试件的拉伸试验初始阶段应力-应变关系曲线，表明在试验破坏前基本保持为一条直线，这说明三维编织复合材料试样在破坏前是线性弹性的。其中，SL20和SL35由于边缘纱线不受切割，在相同编织角下，直线斜率最大，模量最大，其次，窄边切割和宽边切割的模量较小，两宽边同时切割的组试件模量最小。图2.9各组试件拉伸强度（平均值）变化图2.9为各组试件拉伸强度的变化图形，可以看出在纤维体积含量、编织角基本相同的情况下，未切割试件的拉伸强度最高，受切割的拉伸强度有所下降，不同的是切割方法其下降程度不同。在相同编织角的情况下，窄边切割的试件和所受影响较小，宽边切割的试件拉伸强度下降较大，宽边两边同时切割的试件拉伸强度最小。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.10各组试件拉伸初始模量平均值变化图10为各组试件的初始模量变化图，其变化趋势与拉伸强度相似。2.1.5.6结果讨论与分析由图2.9、图2.10和表2.4可以看出，在纤维体积含量基本相同的情况下，编织角对其拉伸强度和模量的影响很大。编织角为20°的SL20组试件，包括受切割试件的整体拉伸强度和模量都要明显高于35°编织角的SL35组试件，说明编织角是影响三维编织复合材料力学性能的重要因素，是编织结构参数中的一个重要指标。在纤维体积含量一定的情况下，编织角越小，三维编织复合材料的拉伸强度和模量越高。究其原因，主要是由于在编织角较小的复合材料中，大多数纤维都处于近似纯受拉状态，故能有效地发挥纤维的协同抗拉性能。另外，在编织角较小的复合材料受拉过程当中，纤维和基体的界面可相对较长时间地保持其完整性，这有利于拉伸模量和拉伸强度的提高。而在编织角较大的复合材料受拉过程当中，由于泊松效应引起的横向拉伸变形，使纤维束相互挤压变形而破坏界面，引起基体开裂或纤维脱粘，导致拉伸模量和强度的降低[39]。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页受切割的试件的拉伸强度和模量都有了一定程度的下降，但不同的切割方法，其下降程度差异很大。窄边切割对试件的拉伸强度和模量的影响较小，宽边切割对试件的拉伸性能影响较大，宽边和窄边同时切割的试件下降幅度最大。分析其主要原因为:受切割的试件其整体性不同程度的受到破坏，纤维受到损伤，拉伸时，被切断的纤维易拔出，导致其拉伸强度大幅下降;而与未切割的试件相比，受切边的试件的空间三维网状的结构已被破坏，被切割的纤维网络松散，在同等应力作用下，切割损伤后的试件更易于变形，所以拉伸模量下降，拉伸性能低于纤维完整无损的未受切割的试件。由表2.5可以看到，个别组试件所测的数据离散较大，主要是由于材料制造工艺造成的试件尺寸的差异（如花节长度、纤维体积含量控制不匀等）造成的。2.1.6压缩试验2.1.6.1试片的形状与尺寸参考GB1446-83《纤维增强塑料性能试验方法总则》、GB3856-83《单向纤维增强塑料平板压缩性能试验方法》以及ASTMD3410/D3410M-94，试片的形状如图2.11，数据如表2.7.图2.11压缩试样形状表2.7压缩试样尺寸（mm）参数指标数据/mm总长L40厚度h6中间平行段宽度b20端部夹具的距离L0202.1.6.2试验条件52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.12压缩夹具图为保证试件压缩时端部不首先破坏，且能维持压缩过程试件的平衡，在试件的两端分别粘贴如上图的夹持片。压缩试验在微机控制电子万能试验机WDW-100上进行，加载速度为5mm/min，压缩试件的变性用应变计测量夹具如上图。2.1.6.2试片参数试件规格参数见表2.8，三维编织预制件及复合材料试样的外形尺寸，花节长度等个参数用游标卡尺在试样工作段任意三点处进行测量，取其算术平均值。表2.8压缩试片参数编号外形尺寸/mm表面编织角/纤维体积含量/(长x宽x高)（°）（%）SY20-140.4x20.23x6.4118.841.67SY20-239.1x19.78x5.8419.441.63SY35-141.0x19.87x6.2135.342.76SY35-243.2x19.51x5.7735.144.31SYK20-138.9x20.67x4.2018.043.93SYK20-239.6x19.56x4.0019.245.78SYK35-140.1x19.45x3.9834.841.62SYK35-240.2x21.01x4.4435.243.56SYKK20-141.2x20.67x4.4518.239.40SYKK20-239.7x19.81x3.8921.045.2652 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页编号外形尺寸/mm表面编织角/纤维体积含量/(长x高x宽)（°）（%）SYKK35-142.1x21.34x4.3234.945.00SYKK35-239.7x21.36x3.8435.041.21SYZZ20-142.0x18.21x5.7819.232.90SYZZ20-243.7x17.90x6.2018.837.76SYZZ35-139.4x18.41x6.1235.844.67SYZZ35-238.8x18.10x6.2134.139.11SYKZ20-139.7x18.21x5.4523.150.19SYKZ20-240.1x17.56x5.3021.845.10SYKZ35-142.5x17.74x4.9835.343.90SYKZ35-238.4x18.32x4.9035.741.552.1.6.3数据处理公式(1)压缩强度为:式中:一压缩强度，MPa;——破坏载荷(或最大载荷)，N;b——试样宽度，mm；h——试样厚度，mm。(2)压缩模量为:式中:E——压缩弹性模量，MPa;——载荷一变形曲线上初始直线段的载荷增量，N;——与载荷增量p相对应的应变量。2.1.6.4测量结果52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页试验所得结果见表2.9和表2.10.表2.9压缩性能测试数据（平均值）编号最大载荷压缩强度初始模量纵向破坏横向破坏泊松比（kN）（MPa）（GPa）应变（%）应变（%）（%）SY2033.760336.1195.150.510.41.02SY3514.25135.0935.702.191.430.61SYK2022.83298.5961.700.420.471.47SYK359.73124.6225.152.351.060.45SYKK2017.54150.2050.340.360.341.42SYKK358.7579.2121.672.011.340.54SYZZ2028.13300.5282.210.370.581.61SYZZ3512.70135.2623.312.101.420.54SYKZ2019.56200.4553.210.560.321.43SYKZ358.70123.2522.782.001.110.56由表2.9可以看出，在纤维体积含量相似时，编织角越大，压缩强度、模量和泊松比越低，纵向破坏应变越大，受切割试件的压缩性能也有相同的变化趋势。表2.10压缩试验性能离散系数（%）编号最大载荷破坏程度初始模量纵向破坏应变横向破坏应变离散系数离散系数离散系数离散系数离散系数SY201.902.2211.4716.3314.28SY350.360.5611.402.796.57SYK2011.529.816.4534.7233.32SYK356.532.816.455.076.16SYKK200.931.283.0910.0026.59SYKK353.062.2026.428.126.63编号最大载荷破坏程度初始模量纵向破坏应变横向破坏应变52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页离散系数离散系数离散系数离散系数离散系数SYZZ203.023.1913.0812.3941.92SYZZ352.081.956.268.750.70SYKZ2014.7513.464.253.734.19SYKZ356.401.718.3810.6018.52表2.11压缩试验数据定量分析结果压缩性能变化值最大载荷压缩强度初始模量纵向破坏应变编号（%）（%）（%）（%）SYK20-32.4-13.73-33.48-14.29SYK35-31.24-8.4926.794.08SYKK20-46.61-20.29-10.87-5.67SYKK35-38.67-15.67-12.54-9.21SYZZ20-10.87-13.18-11.63-18.37SYZZ35-7.640.13-32.32-8.33SYKZ20-37.45-24.01-20.54-22.54SYKZ35-36.73-8.57-33.86-12.28表2.11为压缩试验数据定量分析结果，可以得出，窄边切割的试件压缩强度基本变化不大，模量有了一定的程度的下降，宽边切割的试件和沿宽边与窄边同时切割的试件的压缩强度与模量都有了一定程度的下降，另外还可以看出，同一种编织角的试件，其模量的下降幅度大部分都大于强度；并且当纤维体积含量基本相同时，编织角越大，压缩模量的下降幅度越大。图2.13和2.14为编织角分别为20°和35°的三维四向编织复合材料的轴向压缩应力——应变曲线。由曲线图2.13可见，当编织角较小时，轴向压缩的应力——应变曲线基本上是线性的。这说明编织角较小的时候，编织复合材料的轴向承载能力较强。由曲线图2.14控制，随着编织角的增大，压缩应力——应变曲线与小编织角的试件明显不同，存在明显的屈服点和非线性变化阶段。因此，随着编织角的增加，编织复合材料的轴向承载能力出现了下降。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.13应力—应变曲线（20°）图2.14压缩应力—应变曲线（35°）52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图2.15各组件压缩强度（平均值）变化图2-15表明在纤维体积含量基本相同的情况下，随着编织角的增大，压缩强度明显下降。受切割试件与未切割试件相比，由于完整性收到了破坏，压缩强度有了一定程度的下降，但下降幅度都不打大。图2.16各组试件压缩模量（平均值）变化图2.16为各组试件的压缩模量变化图，表明在同一编织角情况下，窄边切割的试件相对于未切割试件的模量有了一定程度的下降，宽边切割的试件模量最小。同时表明，在纤维体积含量相似的情况下，压缩模量随着编织角的增大而减小。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页2.1.6.5结果讨论与分析由表2.9可看出:纤维体积含量基本相同的情况下，完整的三维编织复合材料随着纤维编织角的增大，压缩强度和模量减小;纤维受损伤的试件压缩强度与模量的变化趋势仍然是随着编织角的增加而降低。这可能是由于在小编织角时纤维协同作用承担压缩载荷的缘故。当编织角较小时，试件内部编织方向的纱线取向度较高，纱线所能承受的编织方向载荷的分量较大，致使试件在编织方向承受压缩载荷能力较高，表现为压缩强度和模量较高。而随着编织角的增大，内部编织方向纱线的取向度减小，纱线在编织方向承受载荷的能力减弱，压缩强度与模量均下降[40-41]。宽边切割试件的压缩强度基本不受切边影响，压缩模量下降了20%左右;宽边切割对试件的压缩性能影响较大，尤其是宽边和窄边同时切割的试件下降幅度最大。分析其主要原因为:试件受切割后，其整体性遭到破坏，纱线受到损伤，压缩时，受切割面的纱线产生松动，导致其压缩强度下降;而受切边的试件与未切割的试件相比，其空间的三维网状结构被破坏，被切割的纤维网络松散，在同等应力作用下，切割损伤后的试件更易于变形，所以压缩模量下降。2.1.7本节实验总结试验中对切边前后三维四向编织复合材料的力学性能，主要包括拉伸强度、模量；压缩强度、模量对比分析，得出：（1）各种切边方法对力学性能的影响：在四种切边方法中，在宽度为20mm左右的时候，窄边切割的三维编织复合材料的拉伸强度和模量和未切割试件的基本相同，压缩强度也基本不受切边的影响，而压缩模量下降了20%左右；在厚度为6mm左右的时候，宽边切割试件的力学性能包括拉伸、压缩强度与模量受切边影响最大；宽边两边同时切割的试件的力学性能下降最大。（2）不同编织角对切边前后三维编织复合材料力学性能的影响三维编织复合材料随着表面编织角的增大，试件的拉伸、压缩强度和模量随之减小。切边后的试件拉伸、压缩的强度和模量的变化趋势仍然是随着编织角的增加而降低。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页2.2三维全五向编织复合材料力学试验三维全五向编织复合材料力学试验的切割方法设计、测试性能及仪器、环境、试件的准备等都同三维四向编织复合材料试验一致，此处不再重复。2.2.1三维全五向编织结构三维五向编织结构是在基本的三维四向编织结构基础上，在编织过程中引入沿着编织成型方向不动的纱线而形成的一种新的整体编织结构的，两种编织结构的内部单胞模型如图2.17所示：（a）（b）图2.17三维编织复合材料的内部结构单胞模型（a）三维四向编织结构；（b）三维五向编制结构三维五向编织复合材料中仍剩下较多的编织空隙无轴纱占据，复合时承力较弱的树脂易在空隙处富集，限制了三维五向编织材料的纤维体积分数和纵向力学性能的大幅度提高，因此刘振国老师等人提出了可在所有编织空隙中加入第五向纱以最大程度提高编织物纤维体积分数和纵向力学性能的编织方法，而编织出来的是预制件即为三维全五向编织物。2.2.2三维全五向编织工艺三维全五向编织工艺以四步法1X1四向编织工艺为基础，在编织纱围成的全部空隙中沿编织成型方向加入第五向纱而编织成预制件，再经过RTM工艺渗入树脂后固化成型。2.2.3试件编号由于试件是以前老师们做过实验而剩下的试件，所以不能系统的编号，沿用试件上的编号，如表2.12所示。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页表2.12试件编号切割方案编号外形尺寸/mm编织角/纤维体积含量/(长x宽x高)（°）（%）AL6-6261.7x21.24x6.342050AL6-5259.2x20.00x6.452050未切割AL7-4256.4x19.84x5.873050AL8-6263.7x20.44x6.274050AL8-3263.0x20.20x3.974050AL4-5261.6x20.54x6.075050宽边一边切2mm左右ALK8-2258.3x19.69x4.274050ALK8-4260.7x20.24x4.004050宽边两边，每边各切1mmALKK6-1253.7x20.34x4.402050ALKK6-4263.7x20.24x3.802050窄边两边各切1mmALZZ7-1263.6x18.24x6.483050ALZZ7-2257.0x18.00x6.213050宽边切2mm，窄边切1mmALKZ4-3264.9x17.84x5.2750502.2.4测试结果试验所得结果见表2.1。表2.13测试数据（平均值）编号最大载荷拉伸强度初始模量纵向破坏横向破坏泊松比（kN）（MPa）（GPa）应变（%）应变（%）（%）AL6130.561088.00105.150.71-0.430.54AL7123.091025.7595.700.69-0.590.58AL8115.21959.0887.700.60-0.630.60AL4107.23893.5875.150.55-0.790.95ALK880.65672.2367.340.46-0.340.4752 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页编号最大载荷/压缩强度/初始模量/纵向破坏横向破坏泊松比kNMPaGPa应变/%应变（%）（%）ALKK653.25443.7559.671.01-0.640.54ALZZ7107.06300.5282.210.37-0.580.61ALKZ464.38535.2663.910.601.420.54由表2.13拉伸性能测试数据，可以得出由表2.4得出的相似结论，可以看出，对于有着相似编织角和纤维体积含量的三维四向编织复合材料和三维全五向编织复合材料，全五向材料有着明显优于四向材料的拉伸强度，全五向材料比四向材料的拉伸强度高50%以上，切对于切边后的类型也适用，所以全五向材料有着很好的承载纵向载荷的能力。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页3切边工艺对三维编织复合材料细观结构的影响3.1四步法三维编织工艺三维编织预制件的拓扑结构主要由编织工艺决定，四步法编织工艺过程如图3-1所示。图中的О表示挂编织纱的携纱器，携纱器在机器底盘上按预先给定的方式排列(见图3-1-a)，经过四个步骤完成一个循环:(1)相邻的行上的携纱器沿着相反的方向运动(见图3.1-b)(2)相邻的列上的携纱器沿着相反的方向运动(见图3.1-c)(3)运动方向与第一步相反(见图3.1-d)(4)运动方向与第二步相反(见图3.1-e)以上四步完成了一个完整的循环，完成一个循环后，携纱器的排列方式与初始状态相同，同时编织物向上运动一个距离，这个距离即在一个机器循环中获得的预制件的长度定义为花节长度，用h标识[42-44]。在编织过程中每根编织纱按一定的规律运动，从而相互交织形成一个不分层的三维整体结构。如果在编织过程的某一方向加纱，则可以提高复合材料某一方向的力学性能。如图3.2为三维编织预制件的外表面，其中，h为花节长度，WS为花节宽度，α为编织角，θ为表面取向角。一个方型预制件通常表示成mxn的形式，其中m是携纱器在机器底盘上排列的主体纱的行数，n是主体纱的列数，如图3-1所示，方框内的纱线即为主体纱。预制件中编织纱线的总根数N为[45]：N=mn+m+n3.2基本假设编织物的结构受诸多因素的影响，为了便于分析三维编织复合材料的细观结构，建立以下几点假设:(1)纱线的横截面为一等效椭圆形，其长短轴分别为a,b，纱线延长度方向是均匀的;(2)编织过程均匀稳定，整个结构具有均匀一致性(至少在一定编织长度内如此)。(3)编织纱线具有相同的细度和柔韧性;(4)编织纱线具有相同的纱线填充因子;52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页(5)在编织物内部，在不受其他纱线阻挡的部分，纱线在其张力作用下呈直线状态;(6)在编织物中没有轴向纱线。图3.1四步法编织工图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图3.2四步法编织物的外表面3.3切边工艺对三维编织复合材料细观结构的影响3.3.1编织纱线的面内运动规律在连续的编织过程中，每一个携纱器携带编织纱线在机器底盘上沿着固定的折线轨道，穿越内部，遍历所有边界，经过若干步后回到起始位置。图3.3为三维编织携纱器运动规律图，图中携纱器1经过整数倍机器循环可到达的位置点上的那些携纱器除了起始点不同，与携纱器1的运动轨迹都相同。这样可将携纱器分为若干组G。G=mn/m和n的最小公倍数(3一2)每组的编织纱线根数M，也是所有纱线回到原来位置所经过的运动循环数:M=N/G(3一3)图3.3三维编织携纱器运动规律图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图3.4编织纱线运动轨迹的水平投影图图3.5切割试件图a．切边前三维编织复合材料b.切边后的三维编织复合材料图3.6切边前后三维编织复合材料表面差异图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图3.4为未切割预制件纱线运动轨迹的水平投影图，编织纱线由内部区域运动到表面后改变运动方向，返回内部，表面纱线的运动轨迹与内部轨迹相连，显示出了其整体性。图3.5为切割后的预制件的水平投影图，是沿厚度和宽度两个方向同时切割的，可以看到，编织纱线被切断，其完整的运动轨迹被破坏。图3.6为编织角为35°的三维编织复合材料切边前后表面差异图。3.3.2编织纱线的空间运动规律由于携纱器在内部、表面和棱角区域的运动轨迹不同，导致各个区域具有不同的纱线编织结构。根据携纱器的运动规律，分别定义了三个区域的控制体积单元:内部区域、表面区域和棱角区域。由四步法方型编织的编织工艺原理可知，编织过程是由行和列的交替运动实现的。在每一个机器循环中，相邻的行(或列)的运动方向相反，而相间的行(或列)的运动方向相同，导致了预制件内拓扑结构的重复性。由图3.4可以看出，表面和棱角上的纱线对于整体结构的贡献相对较小，内部纱线占整体纱线的大部分，其比例由携纱器的行、列决定。陈利[46]和R.Pandey都对此进行了分析，得出在编制结构中内部区域占主导地位，并随着编织纱线行列数增加而增大。本文主要从内部区域和表面区域进行分析。3.3.2.1内部区域图3.7内部单胞模型图3.7为预制件的内部单胞模型，它是取图3.4中的携纱器ABCD组成的一个单胞，粗实线为编织纱线的运动轨迹。单胞为一六面体形状，其中，52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页为内部编织角，即内部的编织纱线与织物成型方向的夹角。由内部单胞模型图和基本假设可以得到内部单胞的基本尺寸:内部单胞的宽度:Wi=4b/sin(3-4)内部单胞的厚度:Ti=4b/cos(3-5)内部编织角为:tg=8b/hsin2(3-6)式中:b—纱线短轴;—表面取向角;h—编织花节长度。3.3.2.2表面区域纱线在边纱位置的运动规律与主体区域不同，纱线在表面区域的单胞模型可选取图3.4中携纱器BCEF控制区域内的纱线运动轨迹获得。三维编织复合材料预制件的表面单胞模型如图3.8所示。三维编织复合材料表面单胞为一六面体，每个面单胞内含有四根纱线。图中粗实线代表表面区域编织纱线的空间运动轨迹。图3.8表面单胞模型实际中，表面区域的编织纱线应为空间曲线，在这里用直线主要为了简化模型。图中的为θ表面编织角，定义为织物表面的编织纱线在编织物表面的投影与织物成型方向的夹角。表面单胞的取向平行于预制件的表面，且高为一个编织花节长度h。表面单胞的宽度:Ws=4b/sin(3-7)表面单胞的厚度:Ts=b/cos(3-8)表面编织角:tgθ=4b/hsin2(3-9)根据定义，内部编织角、表面编织角和编织角之间的关系是:52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页tg=tgα=2tgθ(3-10)3.3.3切割后三维编织复合材料的空间运动规律图3.9为切割的单胞模型，为纱线经过了两个机器循环的空间运动规律图形，从图中可以看出:内部纤维束运动到边界时，连续的穿过边界胞体，又返回内部继续参与编织运动，反映了纤维束的连续性和三维编织复合材料整体结构完整性。由表面单胞的厚度公式3-8可知本试验切割方法已将表面纱线和棱角区域的纱线全部切割掉。图3.10为切割后的单胞模型，可以看到:受切割后，试件内的纱线断开。纱线ABCDEFGH在从边界运动到内部区域的过程中，边界的部分ABCDE被切断，同样，纱线IJKLMNOP在从内部区域向边界运动的过程中，从切割面断开;从图3.9可以看到，纱线QRSTUVWX从内部运动到边界时，连续的穿过边界胞体，又返回内部继续参与编织运动，在切割后，如图3.10所示，在从Q运动到R的过程中被切断，在边界的纱线部分全部断开，在运动到第七步时，纱线又返回到内部区域，很明显纱线受到损伤，三维编织复合材料的整体性遭到破坏。图3.9切割前的单胞模型52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页图3.10切割后的单胞模型3.4切边对预制件内纱线长度的影响纱线在预制件内本是一根连续的不间断的整体，经过切边后，由图3.10可以看到，纱线被切断，破坏了其连续性，被切割纱线在预制件内部的长度的大小与其性能产生影响的大小有关，所以研究切边后纱线在预制件内的长度是很有必要的。在连续的编织过程中，每一个携纱器携带编织纱线在机器底盘上沿着固定的折线轨道，穿越内部，遍历所有边界，切割面上的纱线经过若干步后必然会回到原切割面上。图3.11纱线运动规律图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页如图3.11所示，宽边切割的试件，假设边纱及主体纱的第一行已被切割掉，在试件足够宽的情况下，跟踪主体纱的第二行的纱线，由点1开始在预制件内运动，回到原切割面即主体纱第二行(图3.11中所示为点3)，所需经过的步数X1为:X1=4x(n-1)-1(3-11)窄边双边切割的三维编织复合材料，切割面上的一根纱线由点2开始运动，穿越试件内部，经过若干步后达到另一切割面(图3.11中所示为点4)，其经过的步数X2为:X2=2x(m-3)+Y(3-12)其中，Y—为经过边纱所需的步数。假设试件足够厚，则纱线由一切割面到达另一切割面所需经过的步数X3为:X3=2x(m-3)(3-13)窄边一切切割的三维编织复合材料，当试件足够厚时，切割面上的纱线在预制件内运动回到原切割面经过的步数X4为:X4=4x(m-1)(3-14)在这里我们不考虑表面区域和棱角区域，把整个预制件看成是一个内部区域。由图3.7可知沿厚度方向切边的试件，断边纱线在预制件内经过的长度L，为:L1=X1h/(4cos)(3-15)窄边双边切割的三维编织复合材料，断边纱线(试件足够厚时)在预制件内经过的长度L3为:L3=X3h/(4cos)(3-16)窄边一边切割的试件，当试件足够厚时，其断边纱线在预制件内的长度L4为:L4=X4h/(4cos)(3-17)其中m—携纱器在机器底盘上排列的主体纱的行数;n—主体纱的列数;h—花节长度;52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页y—内部编织角。由公式(3-11)、(3-14)、(3-15)和(3-17)可以看出，当m值与n值相同时，可以认为X1=X4，L1=L4，即当厚度与宽度都足够大，宽边切割与窄边切割受切割纱线由切割面经过运动又回到原切割面所经过的步数是基本相同的，被割断纱线在预制件内的长度也基本相同。由上一节的实验结果可知，当三维编织复合材料的宽度足够宽时，窄边切割对其力学性能基本没有影响。所以由以上分析可以得出，当厚度足够大时，三维编织复合材料的力学性能也基本不受宽边切割的影响。实际上宽边与窄边两个不同的切割，可以归结为同一个问题，即当厚度足够大时，宽度与厚度为同一概念。当三维编织复合材料厚度与宽度都足够大时，沿宽度方向切割与沿厚度方向切割边纱对其力学性能基本不产生影响，可以对试件进行一定程度的加工。为了便于直观分析，根据以上公式，得出拉伸试件的被切割纱线在预制件内的长度(见表3.1)。表3.1切割纱线长度编织角（°）L1（mm）L3（mm）L4（mm）3511.6142.2292.88由此可以得出，当厚度不大时，L1远小于L4，即宽边切割的不连续纱线在预制件内的长度L1小，拉伸时，被切断的纤维易发生抽拔，所以其力学性能下降程度较大;而窄边切割的试件内的被切断纱线在预制件内运动的长度L4大，拉伸时，纤维不易拔出，故力学性能基本不受影响。3.5切边三维编织复合材料的破坏模式与分析复合材料的特性主要取决于纤维特性、基体特性、界面状况、纤维取向以及体积分数。它的破坏基本形式包括基体开裂、界面脱粘、分层和纤维断裂等。破坏过程就是这些基本损伤形式的形成和扩展过程，在复合材料中，基体的主要作用是连接、传力。在外力超过其极限强度时，最先破坏总是发生在界面。出于界面面积在编织复合材料中占相当大的比例，因此纤维与基体界面结合特征起着重要的作用[47]。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页由单向纤维沿不同方向铺设而成的具有各向异性性能复合材料层合板在外载作用下，一种典型的损伤破坏方式是不同的两层之间产生脱层，而由于层间脱胶导致复合材料层合板的刚度和强度性能大大地降低。而三维编织复合材料纤维贯穿材料的长、宽、高三个方向，是一种三维整体网状结构，因此克服了层合板易脱层的缺陷。三维编织复合材料的宏观性能主要取决于纤维的编织结构，纤维束与基体材料的类型，纤维束与基体之间界面的状态等因素。3.5.1拉伸破坏模式及分析从图3.12编织角不同的试件的拉伸应力一应变曲线可以看出未切割试件的编织角越小，其应力一应变曲线越接近于线性;而随着编织角的增大，应力一应变曲线表现处非线性。同时随着编织角的逐渐增大，编织复合材料的破坏从脆性破坏转向延性破坏。切边后的三维编织复合材料的应力一应变趋势同未切割试件相似。图3.12拉伸应力一应变曲线三维编织复合材料拉伸断裂过程中没有屈服点产生，说明材料为脆性材料。材料破坏时，纤维为脆性断裂，纤维间的基体存在很大的塑性变形。切割面切割面图3.13切边试件表面破坏图图3.1352 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页为宽边切割的试件在拉伸过程中的表面破坏图，从图中可以看出受切割面的纱线不连续，拉伸时，纱线发生松动，表面产生很多微小裂纹，而未受切割面是基体沿编织纹路产生裂缝。图3.14为宽边切割的试件SL20-2的受切割面与未受切割面的破坏模式，可以看到，拉伸使未切割面的纤维束被拉断，断裂表面没有发现纤维抽拔现象;而切割面有明显的纤维拔出。a.未切割面b.切割面图3.14切边试件的破坏模式(SLK20-2)3.5.2压缩破坏模式及分析图3.15压缩应力一应变曲线图3.5为压缩应力一应变曲线，可以看出，当编织角较小时，轴向压缩的应力一应变曲线基本上是线性的，随变形的增加，载荷持续增加，直到接近试验机的极限承载能力，SY20-2和SYK20-1(20°52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页)还未发生破坏。这说明编织角较小时，编织复合材料的轴向承载能力较强，材料的破坏属于脆性的。由两种材料的轴向压缩应力一应变曲线可见，其应力一应变特征明显不同，SY35-1,SYK35-1(编织角为35°)存在明显的屈服点和非线性变化阶段。屈服点为曲线上的极限应力点，加载达到该极限，编织复合材料基本上丧失了承载能力。若继续压缩，则可以达到更大的变形。aSY20(20°)bSY35(35°)图3.16压缩破坏模式图3.16为编织角分别为20°和35°的未受切割的试件压缩模式，可以看到，20°的三维编织复合材料的表面基体出现裂缝，属于脆性破坏，35°的压缩试件的基体开裂，界面发生脱胶分离，在压缩的过程中，纤维屈曲，在试件的中部产生鼓型破坏，试件变得松散，但还是保持完好的网络结构。在编织角较大的情况下，纤维束受力较小，基体承力较大，纤维束交界处会产生较大的应力集中，此时基体会开裂。这种复杂的受力情况不仅导致材料的屈服，也导致界面的破坏。因此，当载荷达到一定水平后，纤维束与基体的粘接被破坏，界面发生脱胶分离，压缩试件随基体与纤维束的剥离而呈现网格状突起，横向的膨胀使材料变得松散，从而导致承载能力不断下降，但此时纤维束结构基本上还保持完整。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页aSY20受切割面bSY35受切割面图3.17切边后试件的压缩模式图3.17为编织角分别为20°和35°的受切割试件的压缩模式，可以看到，纤维束与基体的界面产生裂缝，纤维变得松散，35°时，试件有较大变形，但是不断裂，由于切割面纤维的整体性产生破坏，承载力弱，所以受压时产生弯曲，出现微小弧形并且向受切割面弯曲(如图3.18所示)。图3.18宽边切割试件压缩模式示图52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页结论本文对三维编织复合材料进行了四种不同方式的切割加工，分别对其进行了拉伸、压缩两种不同的实验测试，分析了切边对三维编织复合材料细观结构的影响，并且分析了三种力学性能的破坏机理，且对比了三维四向编织复合材料和三维全五向编织复合材料的拉伸力学性能对比，结论如下:1、三维编织复合材料的编织角的大小直接影响了复合材料的力学性能。在纤维体积含量基本相同的情况下，编织角越大，复合材料的拉伸、压缩强度和模量越小。2、在纤维体积含量相似的情况下，编织角越小，拉伸、压缩应力一应变曲线越接近于线性;而编织角越大，其应力一应变越表现出非线性。3、切边后的试件拉伸、压缩的强度和模量的变化趋势仍然是随着编织角的增加而降低。4、切边后的三维编织复合材料的力学性能有了一定程度的下降。(1)窄边切割的试件的拉伸强度和模量受切边的影响较小，压缩强度基本不受影响，但压缩模量有了一定的下降，下降20%左右。这表明当试件宽度达到一定值时，窄边切割试件不会影响此材料的性能。(2)宽边切割的试件的力学性能受切边影响较大，包括拉伸、压缩性能均有较大程度的下降。(3)宽边两边同时切割的试件受切边影响最大5、对于相似编织角及纤维体积含量试件，三维全五向编织复合材料由于轴向纱的作用，纵向拉伸强度比三维四向编织复合材料高很多，能够承载更大的拉伸载荷。6、切边后，三维编织复合材料力学性能与被切割纱线在复合材料中的剩余长度有着直接的关系。通过对三维编织复合材料的细观结构分析，试件被切割后，纤维束被切断，纤维束在预制件中的连续性被破坏。通过对损伤纱线在制件中的剩余长度计算，得出:纱线剩余长度比较长时，其复合材料的力学性能变化不大，但当纱线剩余长度比较短时，其复合材料的力学性能会有比较大的变化。所以当厚度和宽度足够大时，切割边纱基本不影响三维编织复合材料的力学性能。同时对切割试件的破坏机理进行了分析。52 北京航空航天大学毕业设计(论文)第52页致谢本文是在导师刘振国老师和卫宇晨师兄的精心指导和大力帮助下完成的，在此表示衷心的感谢和深深的敬意。刘老师是位严师，也亲如父母，其渊博的学识，科学的治学方法和严谨求实的治学态度深深感染着我，是值得我永远尊敬与学习的。他不但在学习上给予我耐心的指导与帮助，也非常关心我们的生活，让我感受到了家庭般的温暖。卫宇晨师兄在我的研究工作过程中提出了很多宝贵的意见与建议，无论是在理论上，还是在课题的具体操作中，都给予了我很大的帮助与启发，而且在生活给予了我很多关心。真心感谢母校北航给我这次自主设计并且完成课题的的机会，我从中学到很多东西，对将来我步入社会有着极其重要的作用。2012年6月52 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