三维整体编织cc复合材料预制体结构仿真与弹性性能预测 130页

三维整体编织C／C复合材料预制体结构仿真与弹性-陛能预测摘要三维整体编织C／C复合材料具有一系列优异物理特征和力学性能，如优异的高温特性、抗分层，冲击损伤能力强、垂直方向强度高、开裂不敏感和损伤扩展慢等，这些优良品质主要依靠预制体的细观结构和碳纤维，基体的力学性能和物理特性获得。但是三维整体编织C／C复合材料的CVI致密化特点导致材料的制备周期长、生产效率低、试验费用高，从而限制了它的发展和推广使用。为降低成本，缩短工艺参数优化的周期，本论文采用计算机模拟技术，从纤维束空间形态、相互交织和挤压变形等方面对不同编织参数的顸制体结构及其孔隙的分布进行模拟分析，建立了适于预测三维整体编织C／C复合材料的力学模型，并对不同编织参数的三维整体编织C／c复合材料的弹性模量进行预测。主要内容包括：分析了四步编织法的纤维束携带器运动规律、纤维束的空间走向及其截面变形，建立了主体纤维束排列方式、编织角、纤维体积百分数及填充系数间的关系。提出了纤维束单胞模型，用椭圆形简化纤维束单胞截面，用直线描述纤维束单胞轴线在预制体内部的空间形态，用螺旋线描述其在预制体表面和边角的空间形态。在此基础上分析了主体纤维束数、填充系数、纤维体积百分数与编织角间的相互影响规律。借助于vC++和Solidwo“s软件，实现了任意主体纤维束组合、不同编织参数编织的预制体和纤维束间的孔隙实体的模拟。使复杂的预制体内部微结构、孔隙分布、形状和大小可视化；计算了纤维束间孔隙的体积、表面积。结合束间孔隙单位体积表面积与纤维体积百分数、编织角的变化曲线，分析了束内束间孔隙的形状、大小随编织参数的变化规律及其机理。建立了保证纤维束连续性，考虑空间纤维束弯曲和截面变形的纤维束单胞力学模型。推导了三维整体编织复合材料的总刚度矩阵，建立了三维整体编织复合材料弹性性能常数的分析模型。对不同编织参数的三维整体编织C／C复合材料进行弯曲力学性能试验，同时研究了编织参数与纤维连续性对三维整体编织C／C复合材料的弯曲力学性能的 影响。试验研究表明，在一定的体积百分数下，随编织角增加，材料的弯曲模量与弯曲强度随着编织角的减小而增大。在编织角一定的条件下，其弯曲模量与弯曲强度随着体积百分数的增加而增加。而三维整体编织c／c复合材料试样切边，导致材料的纤维束不连续，使得弯曲模量增加，弯曲强度减小。基于孔隙模拟、纤维束单胞模型和实验结果，建立了预测三维整体编织c／c复合材料的弹性性能的模型，实现了用cVI和超高压沥青浸渍碳化制各三维整体编织C／C复合材料弹性模量的快速预测。关键词：c／c复合材料，三维整体编织，纤维束单胞，编织角，纤维体积百分数，计算机模拟，孔隙，弯曲，弹性性能，模型II Prefo咖StmctureSimulationandElasticPropeniesPredictionofThreeDimensionalBmidedCarboll／CarbonCompositeAbstract‘nlr∞dimellsionalbmidedCarbo“Carbon(3Dbmidedc／C)corIlposmh髂aseriesOfou乜tandingp11ysical趾dmech捌csproperties，such私excellentlli曲·temperatL鹏trait’superiordelaminatingreSis伽ce，锄e唱yabso中tioncapabili吼throu曲一t11icl(ness陀iflforc锄趼‘lli曲damagetolerance．Theseexcellentpe响册a11cescome丘Dmitsmtegratednatureofprefo衄andtllepropeniesofbmdingmaterials．However’t、№m巧or咖backsliIIlititSdeVelopmem锄dapplicalion．Fi刚y，chelIlicalVaporiIlfil妇tion(CVI)processⅥ幢chisusedt0produce山e∞compositesishiglllyinemcienta11dleadstolli曲productcost．SccondIy，“sbollldllse也e．mte鲥够specimenillordertoguarantcetIlecontinui谚ofthefib％whichmaytakemuchcost姐dtinle．Ill廿lispaper"consideringⅡ1ejam，spaceorientaliona11dcross-sectiondefb肌ationoftllefiberb皿dle，吐les缸uctt】re锄dporosityof山eprefonn、Ⅳimdi位姗tbraidiJlgparametersissiIIlulatedllsiIlgcomputersilllulationtechnology．nlemodelforprcdictedel够ticpr叩ertiesofme3DbmidedC／Ccompositeisdeveloped．Themajncontcn协wercsumm撕zed鹊follows：1)111emovillg咒gulationoffibcrb眦dlesiIlprefomStIldied，aflditsspa∞orientationandcross．sectjondefo兀nation、verc锄alyzed．2)ThefiberbundleuIlitmodel研thellipticalcross．sectionw船putfoⅣrard．Inthismodel，t】1efiberislilleiIlsidetIleprefo肌锄dhelixat酬．rfhce．TheIl"therelalioIlsMp锄ongthenuInberofrows趾dcOlunlIls，braidinga119le，fiberVolume丘action锄dpackingfhctorweresetup．3)UsinzⅥsualC++andSolidWbrksAPI，AsoRware、Ⅳ∞developedby锄ployingtllefibcrbIlndleun“Inodelonwllichtheimegralgeometricdescriptio璐of3DbraidcdDrefonll谢t11di艉rentparameterscouldbeautomaticalIygeneraced．Thepore，sshpea11ddi矧butionamongmefiberblllldlesin山epref0咖wereexpressedcleady-Thee腩ctmleofⅡ地braidingp踟et盯sonthcshape，s叫aceⅡl areaaIldvoluIneoftheporesintheprefo肋wasa11alyzed．4)111en“啪lpropertiesof3DbraidedC／Ccomposites(1lIlcutandcutedgeS)研thdi丘宅rentpa舯eters、vereexperimentallystudied．TheexperimentalresuItsshowtllattllenex训moduluS锄dstIen鲜hdecreasemonotonically、vitllincreasingof血ebmjdedaIl舀e，wtlere硒thenexumlmoduJllsands仃engtllincre鹤ernonotoIlically、vimincreasing0f也efibervolu巾efhction．Forcompositeswhichcutedges，medaInagebchaviors缸esimiIartothose、Ⅳjmuncutedges，howeVer，t11ereare4．2％and10．7％incre∞eillt11eflexuralmoduIuSiIlspecjmensWitlloneedgecut锄dtwoedgecms印arately，nevemleless，tlleflexurals仃℃ssofspecimen谢t11oneedgecutis12．4％lowertllaIltlle∞OfspeciIIleIls、^rit}luflcutedges，afldtheflexurals打essvalue0fspecimen、vitllt、voedgecutis28％inferiOrtothespecirIleIls、vitIlIlIlcutedges．5)AmechanicalmodelcoflSjderingmeintel撕饥bendingaIldcross—sectionalvariationof“ery丘bcrbundlewiththedifrbrentbmidedpammetersisestablished．Y0ung’snlodul岫，P0isson’sratioandshe盯modIllusofthe血te伊al3DbmidedcompositeswitIldi丘已rentParameterswerepredicted．Keywords：Carbon／ca『boncomposite，iIIte孕althree—dimensionalbraiding，fib盯bulldIeullitcell，bmiding锄gle，fiberv01啪e丘action’computersimulation，pomsi劬el枷cpropenies，flexllral，model 西北工业大学学位论文知识产权声明书本人完全了解学校有关保护知识产权的规定，即：研究生在校攻读学位期间论文工作的知识产权单位属于西北工业大学。学校有权保留并向国家有关部门或机构递交论文的复印件和电子版。本人允许论文被查阅和借阅。学校可以将本学位论文的全部或部分内容编入有关数据库进行检索，可以采用影印、缩印或扫描等复制手段保存彝l汇编本学位论文。同时本人保证，毕业后结合学位论文研究课题再撰写的文章一律注明作者单位为西北工业大学。保密论文待解密后适用本声明。学位论文作者签名：旌美基、1eo；年{己R2}B指导教师签名∥易年f≯月名学位论文原创性声明秉承学校严谨的学风和优良的科学道德，本人郑重声明：所呈交的学位论文，是本人在导师的指导下进行研究工作所取得的成果。尽我所知，除文中已经注明引用的内容和致谢的地方外，本论文不包含任何其他个人或集体已经公开发表或撰写过的研究成果，不包含本人或其他已申请学位或其他用途使用过的成果。对本文的研究做出重要贡献的个人和集体，均已在文中以明确方式表明。本人学位论文与资料若有不实，愿意承担一切相关的法律责任。学位论文作者签名：强叁垒叫口6年D月2，日，，％所ll 1．1引言第一章绪论三维编织C／C复合材料是一种新型的高温结构复合材料和功能材料。具有C／C复合材料那极好的生物相容性、高比强度、高比刚度、优异的抗烧蚀性能、摩擦性能、抗热震性能、低蠕变及高温下良好的力学性能保持度等特点外【l吲，拥有三维编织复合材料优良品质，如抗冲击损伤性能良好、抗分层、垂直结构方向强度高、开裂不敏感、损伤扩展慢。同时由于制备C／C复合材料的工艺特点(如化学气相渗透法(CVI))，使得三维编织体的可设计性、整体性及净截面制造等优点在三维编织C／c复合材料中体现得更加具体【9．”】。三维编织C／c复合材料以其优异的力学性能和耐高温、抗烧蚀的特性在航空航天领域内得到广泛的应用【1矗Ⅲ。三维编织c／C复合材料优良品质来自其预制体的几何结构和碳纤维及碳基体的力学和物理特性。而三维编织C／C复合材料力学性能主要依靠预制体的细观结构和碳纤维的力学性能。三维整体编织预制体是一种新的空间网状结构，主要用两步法和四步法编织的，这种编织方法使许多编织纤维偏离了材料受载方向，因此预制体的弹性性能和强度受编织角、编织式样、纤维束尺寸、纤维体积百分数的影响I”锄。合理设计编织体的编织参数，是使三维编织C／c复合材料的力学性能达到一定使用要求的主要方法之一。实验研究表明，在三维编织复合材料小试件测试时，力学性能受边界条件影响。而从整体构件中切出试件，损伤了纱线的连续性。为保证安全可靠就应进行全尺寸试验，但这种试验费用高，进展速度缓型埘。其二，三维编织c／c的复合是与基体碳的致密化过程同时进行的，致密化工艺的优劣直接决定着材料的性能。CVI工艺，是制备综合性能良好的三维编织C／C复合材料主要方法。它是使有机前驱体在一定温度下和压力下发生化学发应，生成的碳氢气体由多孔的预制体表面向其内部渗透生成热解碳沉积在纤维表面，在材料内部形成连续相。成为碳基体。基体性能好，但制备周期长，生产效率低∞31l。所以应改变过去完全依靠对成品进行实验测试的方法，采用适当的计算机模拟技术，对其预制体结构进行模拟，建立合理的力学模型，以达到对最终产品力学性能的预测，降低成本，缩短工艺参数优化 西北T业大学博+学位论文的周期。因此，对三维整体编织c／c复合材料的结构、力学模型的研究也成了工程界有待解决的重大课题[6，32-33l。1．2三维编织C／C复合材料预制体结构的研究现状预制体结构是影响复合材料性能与制备的关键因素之一，三维编织体作为三维编织C／c复合材料的预制体首先被科研工作者研究。三维整体编织技术是80年代在二维编织技术基础上形成并发展起来的【9】。编织方法主要有两步法和四步法，目前使用范围最广的是用四步法编织的预制体。1982年，国外KoI蚓首先在编织过程的基础上，研究了预制体中的纤维束，认为所有纤维束与编织轴的夹角为纤维束的方向角，提出了最初的单元胞体。进入90年代后，人们开始对三维编织复合材料的成型、编织程序、纤维在编织过程中的走向等进行了更加深入的研究。“详细地论述了其编织方法，编织参数对编织体结构的影响删。D『Il介绍了四种不同的三维编织复合材料的编织方式，通过单元胞体的方法建立了三维编织的几何实体模型，给出了纤维编织角和纤维体积含量与关键编织参数间的关系【3“。waIlg在Li的基础上对编织结构的研究细化到纤维束，根据编织方法拓扑了纤维束在编织体中的空间走向，并把编织参数与纤维束的方向联系起来口7删。Byl】n13明则全面地研究了三维二步和三维四步法编织复合材料的细观结构，分析了单元胞体的几何模型，确定了关键的编织参数、纤维束挤压的限制性几何条件和纤维的取向及体积含量等微结构特性。Soheil也研究了三维编织复合材料的细观结构，分别对内部、表面、角上的纤维结构进行了讨论，将内部的结构分为两种不同结构的组合，并对表面、角上的纤维束结构的影响进行了分析【20l。Palldey在编织方法和纤维束的拓扑结构基础上，进行了一系列的简化，利用计算机技术，开始把编织结构可视化，以便于清晰地研究编织体的细观结构【4¨”。随着计算机技术的发展，模拟编织结构的研究也进一步深入，且与编织参数的结合也更加紧密【42451。国内对编织体结构的研究起步稍晚，在90年代后期才开始。基于前人研究的基础，主要研究集中在编织体中的纤维束的运动规律，纤维束间的交织方式、截面变形情况及相互作用点上，而使得纤维束走向参数化，可视化的研究工作则较少陋矧。 1．3三维编织体细观结构力学模型的研究现状在80年代初，choul571开始对机织物复合材料建立马赛克模型、纤维弯曲模型和桥连模型，应用经典层合板理论计算基本的力学性能和弹性常数。由于结构和工艺的不同，传统的机织物模型显然不太适合三维编织体。为研究编织复合材料的力学性能，了解编织参数对材料最终力学性能的影响，便于力学性能的分析，对编织结构几何模型及力学分析模型的研究工作开始提上日程。80年代末，许多中外学者根据三维编织体中纱线的拓扑结构，提出以下几种典型的力学模型：1．3．1取向平均模型在1986年，K．KD【33】根据纱线在三维编织体中的走向，首先对三维编织体建立了一个简单的单胞模型。他认为在单胞内所有纱线与z轴的夹角曰即为纱线的方向角。对于给定线密度的编织体，用盯，=盯，cos2护来预测其拉伸应力。其中盯。是纱线的拉伸应力·1．3．2“米”字枝状模型Ma【5剐等人建立了一个由三根相互正交的纱线和四根对角纱线所组成的单胞结构，并将基线和对角纱线在浸胶固化后看成是“复合材料杆”，针对这些纱线的相互作用建立了三维四步编织体的细观分析模型，如图l—l所示。Zy图1．1三维编织体的单胞结构图1．2单胞中主要纤维束的位置和方向Fig．¨111eunikeIlmodeIstmctureof3-Db嘣dFigl·2Location卸dorien伽ionof行bcrrods并作了五个假设：(1)复合材料的强度和刚度主要来自这4根纱线；(2)4根纱线为线弹性，在外加载荷下截面为圆形；(3)这4根纱线都有弯曲、拉伸、压 两北T业大学『尊十学何论文缩刚度；(4)在交叉处有挤压力，但可以有被压缩也可没有被压缩；(5)若在交叉区被压缩弯曲后，纱线半径与纱线其他片段～样。他用能量的方法研究了三维编织体的弹性性能。通过把单胞中所有的纱投影到六面体六个相互垂直的面上的方法，分别计算出沿工"z方向上的纤维体积百分数和单位长度弯曲应变能，拉伸应变能和压缩应变能。利用Casti鲥iaIlo理论，计算出应变；再根据外加的合力计算出杨氏弹性模量和泊松比，用于预测应力。国内庞宝君【59也1建立了与Ma类似的单胞结构模型，但认为可用19根纤维来表示单胞中的纤维束方向及位置，其单胞如图1．2所示。图中只表示占纤维体积百分数主要部分的7根纤维并假设：(1)纤维束截面为圆形，与基体复合后纤维束仍保持为圆柱状；(2)纤维束之间没有间隙地紧密相切。在此模型上建立了含多相介质单元的有限元分析方法，预报了碳／环氧四向编织复合材料的有效性能。同时采用等效夹杂法对含微裂纹的树脂基三维多向编织复合材料进行细观力学分析，建立了含微裂纹的树脂基三维多向编织复合材料预报弹性系数的方法。刘振国【1963】在忽略纤维束的尺寸或仅分析纤维束的结构和作用的内体胞模型上作必要的模型改进，如图1．3所示。作为初级简化，仍令4根纤维束分别连接相应的对角，并在体胞中心空间互相交叉，每束纤维束直线穿过体胞的中心(编织角不变)，将由此产生的中心处的体积重叠部分重新分配，使得模型中的纤维束比实际纤维束粗(纤维体积含量不变)。在此假设基础上讨论了相应的边界条件和约束条件并应用有限元图卜3典型的体胞F㈦-3Theunitce¨geome倒caImodeI方法计算了树脂基复合材料的纵向、横向弹性模量。并进一步对该材料的剪切模量进行了数值预报。徐煜【“】提出的体胞模型考虑了空间纤维束因相互扭结和挤压而造成的纤维束弯曲和截面形状变化。基于刚度体积平均思想，采用微元段直纤维的单向层板刚度分析方法，得到了树脂基复合材料的工程弹性常数。‰f65击71在米字形模型上采用有限元的方法预测了局部应力、强度与破坏的模式。王迎娜【挖8】总结了影响三维编织复合材料弹性常数的因素，并首次对树脂基三维编织复合材料的交叉模型进行了两次修正，并应用正弦曲线模拟了纤维束的曲线弧度。4 1．33纤维倾斜模型Je加．mingYaIlg㈣在Ko理想单胞基础上，用修改后的经典层板理论对三维编织体建立了纤维倾斜模型如图l-4所示。认为理想单胞由一个六面体以及四层对角面组成，纤维在各顶点转折，以“Z”字型在整个编织物的长度方向延伸，并作了3点假定：(1)在浸渍基体后，一个单胞中平行于对角线的所有纱线认为是一个层；(2)纤维在同一层内是直的单向的，由一个方向对角线转为另一方向对角线的弯曲与互锁被忽略不计；(3)单胞认为由四单向倾斜层组成，四层的交叉区域被忽略，每一层只有一种纤维取向且厚度相同。他运用了Ishikawa【57舯‘图l"4经典层板纤维倾斜模型Fig．1．4tlleunitce¨oftlle“FiberIIlcllnationModel”comDosedoffbIlrunid【咒cti0IIallamiI疵74l对二维二向织物的热弹性建模方法，来求解弹性系数和力学参数。对四层层板组成的单胞，在忽略纤维交叉处相互作用力的基础上，分别计算出每一层单位厚度的拉伸刚度矩阵，通过对其中有关的力学参数坐标转换，计算出单胞拉伸刚度矩阵、抗弯曲刚度矩阵、韧性刚度矩阵；用经典的层板理论的本构方程计算出应力和力矩。‘国内的孙慧玉在“纤维倾斜模型”基础上发展了新的力学模型【7”，利用三维应力一应变，对每一单向层合板进行分析，得到每一单向树脂基复合材料层片的刚度矩阵。在单胞的长度方向积分和平均，得到编织结构树脂基复合材料的有效弹性模量。采用蔡一胡多项式失效准则，来预测其强度性能。陈利【2驯基于经典层合板理论和叠层板模型，考虑了编织纱线的排列方式以及表面纱线的影响，提出了一种预测三维四向编织树脂基复合材料弯曲性能的方法。1．3．4多单胞模型1993年，吴德隆提出了三细胞模型【7岳彻。根据编织方法的特性以及纤维束的编织轨迹，在发展原有模型的同时，首次提出三维编织体表面，边角的细胞模型，使得描述编织体的单胞更加全面、具体，预测的力学结果与实际也更加接近。他提出的内部基元(B．C)、边界面元(F．C)、角点角元(R，c)三细胞模型 两北T业大学博十学伊论文如图1·5所示。他认为每一类细胞模型中的纱线是一单向复合材料，并作3点假设：留凰B圆圆(a)基兀BasicceIl(b)面元FacecelJ(c)柱元ComerceII图1．5编织复合材料的三细胞模型Fig．1—511l陀e-ceJJmodelofbraidedcOmposite(1)每个细胞中纱线具有相同横截面：(2)每根纱线纤维体积含量相同：(3)每类细胞的体积含量等于细胞个数与纱线长度之积。通过纱线与参数坐标系之间方向余弦，用坐标系的转换关系，来写剐度矩阵和柔度矩阵。从三类细胞的体积比，推得复合材料的总刚度和总柔度矩阵，工程弹性常数可从矩阵中求得。随着对编织结构的进一步了解，1999年，LChen⋯，对三细胞模型进行了详细研究，得到了更为完善、合理的编织体细观模型，考虑了面胞，角胞中纱线的弯曲。同时建立了各类细胞内纤维体积百分数与编织角的关系，也考虑了预制体到复合材料的变形。在此三细胞模型上用有限多相元(FMEM)预测了树脂基三维编织复合材料的有效弹性力学性能【”J。‘Z，x．1-觚g[79．821以LJChen的三细胞模型研究为基础，以平均花节长度作为主要参数，通过数值模拟和数学模型建立了拉伸强度和剪切模量的力学模型。用非线性有限元的方法模拟和分析编织材料的变形。国内王波【8列在此三细胞模型基础上提出了用刚度合成法来预测T300／QY9512复合材料的弯曲模量。韩其睿等‘841根据三维四步法的编织工艺过程，建立了三维编织结构的单元体模型，考虑了纤维的宏观尺寸，并推导出相关参数之间的数学关系。徐孝诚、黄小平等哺5{7】对四步法1×l编织过程及编织结构进行了详细的几何学分析，进一步完善了吴德隆的三细胞模型，并分析了力学性能。修英姝【s””】提出了折线三胞，采用此三胞，对六面体中纤维和基体分离，作为离散单元对树脂基三维编织复合材料进行宏观网格划分将内部细观结构上的物理量，转换成离散单元的宏观节点变量，建立了微结构上的变量和制件宏观变量之间的直接联系。陈作荣唧】分析了三维四步矩形编织过程纤维束的运动及其交织方式，提出了三维四步矩形编 织复合材料的一种代表性单元体，即三维实体单元胞体几何模型。该模型考虑了纤维束在编织体内部、边界及边角的不同交织方式，保证了纤维束在整个编织过程中的连续性和树脂基三维编织复合材料整体结构的完整性。杨振字、卢子兴等191”J在改进原有单胞的基础上，进一步完善三细胞，实现了空间上的几何连续性，采用刚度平均法预测了树脂基三维编织复合材料的弹性性能。1．3．5其他理论冯淼林p4J为避开众多编织复合材料参数对有限元分析带来的困难，提出小参数渐近展开和摄动方法的均匀化理论与有限元结合起来应用的方法。对复合材料等效弹性模量的数值研究进行了首次尝试。在研究三维四步压电编织复合材料的有效弹性性能时，冯淼林等【95魄出一种非协调位移有限元法并结合均匀化理论。此外，P∞tore和Gowayed【蚓使用宏观力学和刚度平均技术，将纤维的几何结构和增强复合材料的材料性能与总体刚度矩阵联系起来，得到了自适应纤维几何模型，通过与实验对比证明了其有效性。梁军等197。98J通过采用细观力学的Eshelby和Mori．Tanaka理论对环氧三维编织复合材料进行了细观分析，然后与刚度平均化方法相结合，对含圆币型基体微裂纹的环氧三维编织复合材料弹性常数进行了理论预报，分析了纤维体积含量、裂纹密度、编织特征的影响。随着三维编织体结构研究的深入，建立的模型也越来越完善。总之，对三维编织体细观结构及其几何模型的研究，经历了从单纯的“米”字型胞体到包括体元、面元、角元三类胞体的演变，改进后的模型更加真实地反映了三维编织体的细观结构。用现有成熟的有限元软件和求解方法来仿真纺织复合材料力学性能成了一种趋势。在材料领域，对于机织物增强复合材料，用有限元方法来预测其力学性能已逐渐完善唧加1-册l。由于三维编织复合材料的整体优越性是它区别于其他纺织复合材料的主要特点，借用机织物增强复合材料的有限元方法来对三维编织复合材料进行力学性能预测，其方法有一定的局限性，因此近年出现了对整体编织复合材料的有限元研究【眦003J。1．4三维编织复合材料实验研究现状三维编织复合材料力学实验研究，主要是通过现有的仪器和手段揭示其力学性能特点。从80年代起，就有许多国内外学者对其力学性能进行实验研究。 两北T业大学博十学何论文从公开文献看，实验研究主要集中在树脂基三维编织复合材料，而对c／C三维编织复合材料的实验研究不多。1．4．1非碳基三维编织复合材料实验研究现状s11ryaR．Ka轴dindi【2l等人在对石墨纤维树脂基三维编织复合材料的纵、横向模量和强度实验研究过程中，发现其应力一应变曲线为非线性。从实际应用角度看，树脂基三维编织复合材料比材质相同的单向纤维增强复合材料有更好的抗破坏能力。它们的压缩应力—应变对比曲线如图1．6所示。幽1_6压缩应力一应变对比曲线图Fig．1·6Typ{calme笛u踏dstress《妇iflcH麟幻ftb3|Db嘲ded曲dUnjdi_ectjonalcompos；耙sSlliv．al【umar等【l叫进一步研究了树脂基三维编织复合材料的压缩强度和失效机制。结果表明：压缩强度对轴向纱的错排非常敏感，而对偏轴纱却不太敏感。除了三维编织复合材料的准静态实验研究外，近来也有一些对三维编织复合材料动态实验的报道。Majidi和chou【l。5】研究了纤维平均体积分数分别为17％和34％的三维编织和单向FP／AL．“复合材料的冲击力学行为。他们采用落体冲击实验得到的实验结果表明：在损伤产生和发展的过程中，此三维编织复合材料比单向复合材料可以吸收更多的能量和表现出更大的弯曲变形。国内唐国翌等ll婚107l在碳纤维三维编织增强树脂基复合材料的实验研究过程中，发现随编织角减小，弹性模量和抗拉强度都明显增大，纤维与树脂间界面的粘结强度提高，脆性增大。爆炸冲击实验发现树脂基三维编织复合材料具有很强的能量吸收能力和很高的损伤容限。通过光学显微镜和扫描电镜分析树脂基三维编织复合材料的宏观和微观断裂形态，结果表明：其微观断裂形态随加载率而变化，断裂过程依赖于应力传递的方式。在断裂过程中碳纤维多呈脆性断裂特征，断裂起源于纤维表面的薄弱处。李嘉禄等【I091通过对三种不同编织结构的三维多向编织 第一苹绪论复合材料(有轴向增强和无轴向增强两种)的力学性能进行了实验研究，发现通过加入轴向非编织增强纤维，使编织复合材料的拉伸强度和模量、弯曲强度和模量都有了较大的改善，并且发现三维多向编织复合材料的应力一应变曲线呈双线性的特征。编织工艺与参数对材料最终性能影响的研究首先被展开【J睁“21，刘谦等在拉伸实验研究程中，也发现碳纤维三维编织增强树脂基复合材料的应力一应变曲线呈双线性，曲线的初始和最后阶段为线性。随纤维体积分数和纤维束细度的增大，拉伸模量和断裂强度增大，但随表面编织角的增大，破坏应力和拉伸弹性模量减小。拉伸断裂过程中没有屈服点产生，表现为脆性材料。当材料破坏时，纤维为脆性断裂；纤维间基体有很大的塑性变形。对此材料，杨朝坤发现在编织角一定的前提下，拉伸模量随着纤维体积含量的增加而变大：拉伸断裂应变随编织角的增加而增加。在纤维体积含量一定的情况下，编织角越大，拉伸模量和压缩模量越小，其应力一应变越表现出非线性；编织角越小，拉伸应力一应交曲线越接近于线性。随纤维体积含量及表面编织角的增加弯曲模量和弯曲强度会增加，但逐渐达到上限而趋于极限值。其内部的应变场在微观上表现为非均匀性。徐永东【“3-114】等发现碳化硅／碳化硅陶瓷基三维编织复合材料有优异的韧性和金属材料类似的非灾难性的断裂特性。孙慧玉等【l”】通过实验测定了有切割边i无切割边和中央钻孔的树脂基三维编织复合材料试件的拉伸性能。发现受切割和钻孔试件的拉伸性能低于未做处理试件的性能，受切割侧边试件的拉伸应变高于未切割侧边的拉伸应变。并且简单讨论了拉伸失效的机理，对树脂基三维编织复合材料的孔边应力集中现象进行了讨论，结果发现树脂基三维编织复合材料的孔边应力集中系数要比传统层板复合材料和金属材料的低。庞宝君等⋯鲥17J得到了三维四向碳／环氧编织复合材料剪切弹性模量的一些实验数据，探讨了四向编织复合材料的剪切弹性模量随编织角的变化趋势。对三维四向编织碳／环氧复合材料进行了拉伸和压缩实验，得到了应力—应变曲线和压缩试件的表面云纹干涉图，从断口照片分析了材料的破坏模式，以及编织角对材料破坏模式的影响，并且分析了循环加载，卸载的应力一应变曲线规律。卢子兴等⋯}¨91分别针对三维四向和五向编织树腊基复合材料进行了拉伸、弯曲及宏观压缩实验，从宏观角度研究了它们的力学行为，获得了这些材料的主要力学性能参数及变形、破坏规律，还分析了轴向纤维的加入、纤维体积含量及纤维束的粗细对编织复合材料宏观力学性能的影响。从细观角度对编织复合材料的拉伸破坏机制和弯曲破坏机制进行了研究。分析压缩试件的破坏断口，发现纵向压缩模量比横向压缩模量大得多，且影响纵向压缩力学性能9 两北丁业大学博十学何论文的主要参数是材料的编织角，随编织角的变化，复合材料的纵向压缩破坏机理发生了变化；编织角较小时，材料表现为脆性特征；当编织角大于某个角度，材料的应力一应变曲线趋于非线性，延性增加，更多地表现为塑性破坏特征。横向压缩的破坏与纵向压缩的破坏机理明显不同。王波等[120’121】也通过对T300／QY9512三维编织复合材料的拉伸和压缩实验，得到了拉伸和压缩的失效规律以及拉伸和压缩强度。对编织复合材料的冲击实验研究表明树脂基三维编织复合材料相比于层合复合材料有较高的层间剪切强度和断裂韧性，因而具有更高的冲击损伤容限[。22‘1251。1．4．2三维编织c／C复合材料实验研究现状由于三维编织C／C复合材料的制备周期及其成本问题在公开刊物的文献不多。庞宝剥1261和韩红梅【101在三维编织c／c复合材料的拉伸、弯曲以及拉．拉疲劳实验研究中，除发现拉伸破坏属典型的脆性断裂和应力一应变表现为非线性外，还发现在拉．拉循环载荷作用后，不仅没有降低材料的静强度，反而使之提高，图1．7为疲劳循环加载前后试样的静拉伸载荷一位移曲线。5．0啐．0Z岜3．o一2．0l，00．0D．00．10．20．30．"Disp【acemen“mm)图卜7疲劳循环对拉伸曲线的影响l：原始拉伸；2：3×104次循环后拉伸：3：6×101次循环后拉伸Fig．1．7Eff＆toftension—temioncyclicIoadont肌sileIoa州ispIac锄肌tcurveof3DC／cl：stalictcnsionoforiginaIs锄pIe；2：staticteIlsionafIer30000cycl∞；3：s诅ticteIlsiona髓r60000cycl∞．0 1．5本论文的研究意义、内容和成果1．5．1研究意义对于三维编织C／C复合材料，其制备过程与树脂基复合材料有很大的差别，它是通过扩散或流动传质，碳氢气体由多孔的预制体表面向其内部渗透，化学气相渗积后的预制体与沉积前是一样的【””。了解预制体内部孔隙的分布和预制体纱线的结构形态对缩短沉积周期、制各密度和组织都很均匀的三维编织C／C复合材料具有十分积极的意义。随着计算机技术的发展，该研究方向已引起了越来越多材料研究工作者的重视，一些发达国家有很多研究人员正致力于该方向的研究，并在一些领域取得一定的成果。但由于三维整体编织高新纺织技术是8O年代在二维编织技术基础上形成并发展起来的新的编织方法，其研究还存在许多不足。尤其在孔隙及整体建模方面需作大量的工作。随着三维编织C／C复合材料在军事航空航天领域内的广泛应用，降低试验费用，加快进展速度，提高产品性能预测精度、改变依靠成品测试弹性性能是目前急需解决的难题。分析其特殊编织结构，利用科学的方法对其预制体的孔隙进行研究，使预制体的孔隙参数化，确立可控编织参数与预制体孔隙关系，由可控编织参数建立三维编织c／C复合材料力学模型，以达到对最终产品力学性能的预测，不仅是挖掘其独特力学性能必然的趋势，也是完善和解决C／C复合材料CvI工艺的必要条件。该课题具有重大的理论意义和实用价值。1．5．2研究内容三维编织C／C复合材料的力学性能不仅是编织角、纤维体积百分数，而且是基体和纱线类型、基体和纱线界面结合力的复杂函数。从现有的研究来看，编织角和纤维体积百分数不仅影响三维编织复合材料力学性能主要可控编织参数，而且也是决定预制体中孔隙的影响及碳基与碳纤维结合力关键参数a利用一系列实验设备，结合实验研究三维编织c／c复合材料预制体结构及最终力学性能是目前最客观的方法，本论文以实验为基础，结合计算机图形学、加权平均模型及有限元对三维编织c／c复合材料进行模拟建模。最终实现了以四步法整体编织体为预制体包含预制体结构、孔隙显示和三维编织C／c复合材料力学性能计算的模拟体系。具体内容如下： 两北I业大学博十学何论文(1)研究三维编织C／C复合材料预制体结构，在理论分析的基础上，根据三维编织体的编织方法(四步法)，分析了主体纤维束、填充系数、纤维体积百分数与编织角间的影响规律。(2)采用计算机仿真与实验研究相结合的方法，建立可控编织参数与三维编织体的几何结构数学模型及编织体内纤维束间孔隙体积与表面积与编织的关系。(3)在相同沉积工艺条件下，用CVI和超高压沥青浸渍炭化的方法制备编织角为110一440、纤维体积百分数为30％一50％的三维编织C／c复合材料试样。借助于三点弯曲实验和微观结构观察，对不同编织参数的三维编织c／C复合材料进行了实验研究。(4)根据提出的纤维束单胞力学模型，三维编织体的几何结构数学模型及编织体内纤维束间孔隙体积与表面积与编织参数的关系，建立预测三维编织c／c复合材料力学性能的力学模型。(5)根据编织参数和实验结果，确立可控编织参数与预制体孔隙关系，修整理论预测数据，以达到预测与实际工艺条件制备的三维整体编织c／C复合材料力学性能的目。1．5．3主要创新研究成果(1)基于纤维束连续性以及空间纤维束的相互扭结和挤压而造成的弯曲和截面变形，提出并建立了三维整体编织预制体纤维束单胞的数学模型和几何模型。(2)实现了任意主体纱组合、不同编织参数编织的预制体和纤维束间孑L隙实体的模拟。可在友好界面上，输入不同的编织参数，对三维编织预制体和束间孔隙进行实体模拟。真实地再现编织体内纱线空间的交织情况与规律，使得编织体内部的结构可视化，同时计算了束间孔隙的体积及其表面积。(3)通过实验研究，得出了编织参数(纤维体积百分数，编织角)和纤维连续性对三维编织c／c复合材料的弯曲力学性能的影响规律。(4)基于纤维束单胞，建立了三维整体编织复合材料的力学模型，结合孔隙模拟结果，预测了用cVI和超高压沥青浸渍碳化制备的三维整体编织c／c复合材料的弹性模量，预测结果与实验结果吻合较好。2 参考文献【1】T．衄otllyD．，Bur曲eJl．．CarbonMaterialsforAdvancedTec}lIloIo百es．E1sevierScieIlcePubIisherS，NewYork1999：169—20l[2】FitzerE．，MaIlochaL．M～CarbonReinforcementSaIldCarbo“c砷onCompositcs．Berlill，Heidelbe唱：Springer’1998：190—226【3】nom蠲C．R．，EssemialsofC砷on—carboncomposites．TheR0yalSocie哆ofCh锄is缸y，ThomaSGranlHoIlse，SciencePark，Cambridge，1993，67【4]SavageG．Carbon—carbonComposites．Chapmm&Hall，LondoIl，1993：162—164【5】李贺军，罗瑞盈，杨峥．碳，碳复合材料在航空领域的应用研究现状．材料工程，1997，(8)：8．10[6】韩红梅．碳／碳复合材料的力学性能及损伤演变研究【博士学位论文】．西北工业大学，西安，2002：1．8【7]李爱军．碳／碳复合材料性能预测与IcVI工艺系统虚拟设计[博士学位论文】．西北工业大学，西安，2004：1．14[8]赵稼祥．先进复合材料的发展与展望，材料工程，200，10：40．48．[9】吴德隆，沈怀荣．纺织结构复合材料的材料的力学性能，国防科技大学出版社，1998【lO】黄故，现代纺织复合材料，北京中国纺织出版社，2000【11】C眦NL．，TAOx．M．，CHOYC．L．．on也emi盯。咖ctureoftllree-dimeTlsiollalbfajdedperfbnns．C鲫positesScienceandTechnoJo鼢1999，59：391·404【12】K0F．K．，T峨e·血nen5ioIlalfabricsforComposite，Te妯leS眦turalComposites，TIW．Chou卸dKoF．K．，ods．，Amstterdam：ElseVierSciencePublishers．1989：129—171『131SIⅡ{YAR．KALIDINDI，A。AbuS撕eh．LongitIldillala11d1hnsverseModuliandS仃engtllsofLowAngle3一DBraidedComposites．Jo哪越ofCompositeMaterials，1996，30(8)：885-905【14】MAC．L．，wNGJ．M．，CHOUTW．．E1asticS蛐．nessofT1】ree-DimensionalBmidedTextilesnllc劬融Composites．CompositeMateriaJ：TestillgaIldDesi印(Sevel】tl】Comrence)．ASTMSTP893，J．M．删t11ey，Ed．Am耐canSocielyforTesting锄dMaterial，P11iladelph氓1986，404．42l[15】NaikN．K．，舾dSk．N．M．，Du唱aPmSadP．．StressandFailureAnalysisof3D13 两北T业大学博十学何论文AngleInteflockWoVenComposjtes．JoumalofCompositeMaterials，2002，36(1)：93-123[16]Sion0．，L蜘onJ．，D锄agea11dFailureMechaIlismsofa3．directioIlalCarbon／CarbonCompositel】11derUnia)‘iaITellSilea11dShearLoads．ActMater．1998，46(18)：663l-6643【17】KuoW．S．，KoT．H，L0T-S．．FailureBehaviorof111ree·a)【is、)l，ovellCarbon／CarbonCompositesUnderCompressiveandTrallsverseShearLoads．CompositcsScienceandTccllIlology，2002，62：989_999[18】AaronB．co荭Irt隗，Ku王1igialN．shjvak岫aLstressAnaIysesofA3—DbrajdedCompositeAblativeNOzzle．AIAA-99一1277【19】刘振国，陆萌，麦汉超．三维四向编织复合材料弹性模量数值预报．北京航空航天大学学报，2000，26(2)：182．185[20】SoheilMo心eIjasbi，MoreonmeFibcrArchitectureof3-DBmidedC0mposites，灿AA一97·1404[2l】W抽gYQ．，SunX．K，Di百tal-elernentSimulationoftcxtileProces∞s．CompositesScienceaIldTcchnol0阱2001，61：311_319【22】S11IlB．z．，LiuF．GL工B．H．111fluenceofthes仃ainR丑teontlleuIlia)【ialTeflsileBeIlaviorof4·Step3DbrajdedComposites．Compositcs：PartA2005，36：1477．1485【23】陈利，李嘉禄，李学明．三维四向编织复合材料弯曲性能的数值预测．天津工业大学学报，2003，22(2)：l-5【24】0kuyanlaK．，Mats岫K．．Car怕nFib盯-ReinforceCarbonCompositeMaterial．US5077130．199l【25】EconomyJ．，JuIlgH．，Go驴VaT．OneStepProcessforC矗bon-CarbonCompositcs．CarboIl"1992，30(1)：8l一85[26】RellickG．Densi6cationE伍ciencyofC·Ccomposites．carboIl’1990，28：589．594【27】Besm锄T．M．，Lo、ⅣdenR．A．，OverviewofChemical、却orInfiItration．EACM67t王lEurope卸C伽【ferenceonCompositeMateriaIs，Boardeau)【，1993：20·24【28】MaM．C．，1面N．，Morphologies，Microstnlct_山℃a11dMechallicalPropeniesof2DCarborl／CarbonCompositesDuringtheCVIDesificationProcess．CarboII，1996，14(10)：1175-ll794 第一苹绪论【29】CranrnerJ．H．，PeeblesL．H．Jr’PlotzkerI．G，eta1．ProcessforCarbon—CartIonCompositeFabrication．US4745008，l988[30】Tal(abatal【eM—MethodforProducingcarbon—CarbonComposite．US5246639，1993【3l】杨爱玉，王者辉．国外C／C复合材料致密化工艺的最新进展．宇航材料工艺，1997，(4)：20一23【32】AgganⅣalA．＆衄aⅫshllaS．PrcdictingtlleStrengthofDi锄ondBmidedComposites．Jo啪a1ofCompositeMaterials，2002，36(5)：625—643【33】Ko，F．k，TensileS垃englh锄dModul晒ofan鹏e-dilneIlSionalBraidComposite，CompositeMatcrials：TestingandDesi鲥SeVenthCo疵rcnce，ASTMSTP893．J．M．删协ey，Ed．，Am耐caIlSocictyforTestingandMaterials，Phnadelpllia，1986，392．403【34】K0，F．K．，Pasto他，C．M．，鼬m(柚reandPropeniesofanIntegmted3一DFabricforS锄K旬nlalCompOsites，Proceedings，2叫U．S／JapanCollf打enceOnCo唧sites，1983【35】LiW’H觚吼adM．，El·SlliekhA．Struc胁lAnaIysisof3一DBraidedPref0肿sforCompositesPartI：血eFo心stepPref0册s．JTextIIlst．，1990，81：491—514．【36】DuGW．，KoF．K．．U血cellgeome订yof3-Dbraideds仃uctures．Jo删1alofReinforcedPlastics锄dCompos沁s，1993，12(7)：752-768【37】w眦gY．Q．，Ⅵ，锄gA．s．D．．oIl位Topolo百calYanlS仃uctIlreof3一DrectaIlgular卸dTubularBraidedPrefoms．CompositesScicnceandTecllnOlOgy，1994，51：575．586【38]w抽gYQ．，wangA．S．D。Geome由ricMaPpingofY孤S仃ucturesDuetoShapeChallcei113．DBraidedComposites．CompositesScienceandTechnology，l995，54：359．370【39】By岫J．H．，ChouT．W．．Proce豁·microstructureReIatioIlsllipsof2。st印and4-st印BraidedCompos“es．CornpositesScienceaIldTechnolo阱1996，56：235-25l【40】PaIldeyR，HallIlH．T．．VisualizationofR印resen诅tivevol啪eEIememsforn鹏e．DimeIlsiollalFour．stepB商dedComposites．CompositcsScienceandTecllnology，1996，56：161一170【41]PalldeyR，HallllHT．．Desiglling、vith4一stepBraidedFabricComposites·15 两北F业大学博十学何论文CompositesScienceaIldTeclulology，1996，56：623·635【42】waIlgYQ．，s岫X．K。Digital-elementsi舢lationofTextileProcesses．CompositesScienceandTecllIloIogy，2000，6l：311-319【43】Sunw，LinF．，Hux．computer．aidDesi印andModelingofcompositeu11itCells．CompositesScience锄dTechnolo肼2001，6l：289—299[44】ZhouGM．，SuIlx．K．，whgYQ—M曲一c11ainDigitalElementA11alysisinTextileMech锄ics．CompositesScienceaJldTechnolo卧2003，64：239—244【45】‰gz．X．，PostleR—MechaIlicsof1kee—dimensionaIBraidedStnlctur℃sforCompositeMaterials—panI：FabricStmcnlrc锄dFibervol啪eFraction．CompositesS劬ctures，2000，49：45l-459【46】李嘉禄，刘谦．三维编织复合材料中纤维走向的研究．纺织学报，1999，20(4)：7．11【47】黄小平，徐孝诚，孙良新，四向矩形编织物内部纱线上接触点的分布．南京林业大学学报，2000，24(5)：33-36[48】孙义林，黄小平，徐宁光等．三维编织结构的计算机图形显示．中国图像图形学报，2000，5(A)：“3—“6[49】陈利，李嘉禄，李学明，邱冠雄．三维方形编织预制件的纱线编织结构．复合材料学报，2000，17(3)：1．5【50】黄小平，孙良新，徐孝诚．复合材料三维四向矩形编织物角柱结构的研究．复合材料学报，2001，8(4)：ll—16【5l】李嘉禄，刘谦．三维编织复合材料中纤维束横截面形状的研究．复合材料学报，200l，18(2)：9·13．[52】陈利，李嘉禄，李学明．三维编织中纱线的运动规律分析．复合材料学报，2002，19(2)：7l·74．【53】zhengX．T．，YE．T．Q．MicrostnlctureAnalysisof4．stepThree坷mellsio枷BraidedComposite，C11ineseJou眦lofAemnaImcs，2003，16(3)：142·150【54】袁亚娟，顾伯洪，丁辛．三维编织物纱线空间构型的数学表达．东华大学学报，2003，19(3)：11—16【55】曹红蓓，王君泽，瞿惕，刘春元．管状立体编织物三维动画仿真探索．纺织学报，2004，25(5)：71—73【56】姜卫平，杨光，三维五向管状织物纱束轨迹及纤维体积分数的分析与研究，复合材料学报，2004，21(6)：119-124．16 第一章绪论[57】Ishil(awaT．，ChouT．wstimlessandstrengthBehaviorofwoVenFabricComposites，JoumalofMaterialsScience，1982，17：321l一3220．【58】MaC．一L．，‰gJ．一M．，Chout—wElasticSti匝1essof11lree—DimensionalBraided了瓠tjleStrucn删Composjtes，ComposjteMaterial：Testinga11dDesi印(S“enthComrcnce)．AsTMSTP893，J．M．嘶协ey，Ed．，AmericanSoci啊forTestingandMaterial，P11iladeIpIlia，1986，404-421．[59】庞宝君，杜善义，王铎，梁军．三维多向编织复合材料分析模型．哈尔滨工业大学学报，1996，28(6)：1·6【60】庞宝君，杜善义，韩杰才．三维四向编织复合材料细观组织及分析模型．复合材料学报，1999，16(3)：135-139【61】庞宝君，杜善义，吴培莲．三维多向编织复合材料弹性常数细观力学分析．哈尔滨工业大学学报，1999，31(3)：5卜55【62】庞宝君，曾涛，杜善义．三维多向编织复合材料有效弹性模量的细观计算力学分析．计算力学学报，200l，18(2)：231．234【62]刘振国，陆萌，麦汉超等．三维四向编织复合材料剪切性能的数值预报．复合材料学报，2000，17(2)：66．69．【“】徐煜，许希，武汪海．三维四向编织复合材料的几何建模及刚度预报．复合材料学报，2005"22(1)：133—138【65】zengT．，WuL．Z．GuoL．C．AD锄ageModelfor3DBmidedComposites丽tll1’mnsverseCrack．Compos沁Stnlcture，2003，62(2)：163-170【66】ZengT．，wuL．Z．，GIloL．C～MecⅧcalAnalysisof3DBraidedCompositcs：aF“teElememModel．Compos慨Sncnlre，2004，64：399-404【67】ZengT．，wuL．Z．GuoLC．aFiIliteElementMo(1elforFailureAnalysisof3DBmidedComposites．MaterialsScicnceandEn百I赋ringA，2004，366：l搏151[68JYangJ．M．，MaC．L．，ChouLw．．FiberIncIina廿onModelofnlrce’DimeIlsionalTbxtileStrucnlralComposites．JoumalofCompositeMaterials，1986，20(9)：473．483．【69】Ishil(awaT．Anti．Sy删nc丽cE1asticPropeniesofCompositePlacesofSatinWeaveClotll．FiberScieⅡcealldTechnology’198l，15：127一145．【70】Is蛐|(awaT．，ChouT．W．one-Dillle∞jomlMicrofnechanjcal舢al”isofWovenFabricComDosites．ⅣAAJo埘1al，1983，21：1714-1721．【7l】IshikawaT．，ChouT．wsti岛ess肌dSⅡengtllPrope而esofweaVcIlFabric7 两北丁业大学博十学忙论文Composites．Jo啪alofMaterialsScience，1982，17：3211．3220．【72】I洲l(awaT．，chouT．WII】-plane111e助aJExpansionandThe船a】BendingCoe历cientsofFa晡cComposites．Jo啪alofCompositcMate订als，1983，17：92．104．【73】Is王1ikawat，ChouT．W．．E】asticBeh州orofWovenHybridFabricComposites．JOumalofMaterialsScience，1982，16：2．19．[74】Ishikawa-，ChouT．W．．nennoelasticAnalysisofHybridFabricComposites．J0啪alofMateriaIsScience，1983，18：2260—2268．[75J孙慧玉，吴长春，卞恩荣．三维编织复合材料面内刚度和强度性．能研究．复合材料学报，1998，15(4)：102—110【76】WuD．L．．Tme·Cc|lM0de】and5DB删dedS仃ucturalComposjces．Composi慨ScienceandTechnolo甄1996，56：575．586．【77]吴德隆，郝照平．五向编织结构复合材料的分析模型：宇航学报，1993。3：40．51．【78]ChenL．，1Taox．M，ChoyC．L．．MechanicalAJlalysisof3．DBrajdcdCompositesbytheFifliteMuItiph够eE1ementMethod．CompositesScienceaIldTecllIlolo阱1999．59：2383-2391．[79】T觚gZ．X，PostIeR．Mechallicsofthree—dimensjonalbraidedstmcturcsforcompositemateria工s·partI：Fabrics仃uctureandfibervolum亡丘_action．COmposjteStmctures，2000，49：45l·459．【80】T姐gZx，PostleR．Mech砌csof111rce．DimensionalBraidedStnlcturesforCompositeMaterialsPartII：PredictonoftheEl刎cModuli．CompositeSmlctIlres，200l，5l：45l·457．【8l】1"柚gZX，PostleR．MechaIlicsof11lree·DimensionalBraidedStructuresforCompositeMaterialsPartⅢ：NoIl工inearFirdteEl锄朗tDefomlationAnalysis．Co删positeS仃uctIl】陀s，2001，5l：45卜457．【82】‰gZX，PostleR．Defo订nationAnalysisof3一DBraidedS仰ctumlComposites．TextileResearchJo啪al，2003，73(7)：563—569[83】王波，矫桂琼，陶亮等．三维编织复合材料弯曲性能分析．固体力学学报．2004，25(2)：75-78．【84】韩其睿，李嘉禄，李学明．复合材料三维编织结构的单元体模型．复合材料学报，1996，13(3)：76—88 第一苹绪论【85】徐孝诚，孙德海，黄小平．三维编织复合材料细观结构的几何学分析．强度与环境，1999，2：37．43[86】徐孝诚，黄小平，孙德海．三维编织复合材料力学性能分析与预估．强度与环境，2000，4：22．29【87】黄小平，孙良新，四向矩形编织复合材料单胞的新划分方法．纤维复合材料，200l，3：15．17【88】修英姝，陈利，李嘉禄．三维编织复合材料细观结构分析．宇航材料工艺，2001．3：19—22【89】修英妹，陈利，李嘉禄．三维编织复合材料制件的细观单胞元分析．复合材料学报．2003，20(4)：63·66【90】陈作荣，诸德超，陆萌．三维四步编织复合材料单元体胞几何模型．北京航空航天大学学报，2000，26(5)：539．542【91]刘振国，卢子兴，陆萌等．三维四向编织复合材料剪切性能的数值预报．复合材料学报，2000，l7(2)：66-69【92】卢子兴，刘振国，麦汉超等．三维编织复合材料强度的数值预报．北京航空航天大学学报，2002，28(5)：563-565【93]杨振宇，卢子兴．三维四向编织复合材料弹性性能的理论预测．复合材料学报，2004，2l(2)：134．14l【94】冯淼林，吴长春，孙慧玉．三维均匀化方法预测编织复合材料等效弹性模量．材料科学与工程，2001，19(3)：34-37【95】FengM．L，wuCC．AStudyof11lr_ee-DirⅡe∞ionalFour-st印BmidedPiez0。ce枷cCompositesbytheHomogeIlizationMethod．CompositesScience孤dTeclln0109y，2001，6l：1898-1899【96】Pasto咒C．M，GowayedYA．Aselkollsist朗tFabricGeomenyModcl：ModificationandApplicationOfaFabricGeometryModeltoPredicttheElasticPro耐ies0fTextileComposites．Jo岫1a1ofCompositesTecllllology锄dR船邮ll，1994，16(1)：32—36【97】梁军，杜善义，韩杰才．一种含特定微裂纹缺陷三维编织复合材料弹性常数预报方法．复合材料学报，1997，14(1)：lOl—107．【98】梁军，陈晓峰，庞宝君等．多向编织复合材料的力学性能研究．力学进展，1999，29(2)：197-210[99】T龃P"T0ngL．Y，Ste吼G．P．．Be咖iorof3DOnhogonalWo啪CFRP 两北。l。业大学博十学伊论文Conjposi蜘．胁Ⅱ．FEAandAnal”jvalMode】ingApproachs．Composite：PartA，2000，31：273—28l【100】ThP．，TongL，steVenGP．．Anlree—dimensionalModelingTeclllliqueforPredictingtheLinearElasticPropertyofOpened—packingW6VenFabricUnitCells．CompositeStnlctures，1997，38(1．4)：261-27l【101】IVelinI．，ALAT．111ree—dimensionalComputationalMicro—mechanicaJModeIforWbVenFab—cComposites．CompositeStnlctures．200l，54：489．496[102】孙颖，李嘉，亢一澜．两步法三维编织复合材料弹性性能的有限元法预报，复合材料学报，2005，22(1)：108．113【103】GuB．H．XuJ．Y：Fi血teEl锄entCalculationof4一Step3DBmjdedCompositesunderBallisticPe晌rationComposites：PartB2004，35：29l-297[104]Shival(1lmarKN，EmehelTC，AVvaVS，etal．CompressionS订engthandFailureMechaIlisIIlsof3一DTe删eComposites．AJAA一95·1159．NewYork：AUAl995【105】M匈idiAP，№JM，chouTWMechanjcalBehavioroflllreeDimeIlsionaIB商dedMetal—M橱xComposites．In：TestingTecIlnologyofMetal-MatrixComposites．Phnadelp}lia：AS耶“，1988．3l一36[106】协gGYY抽YJ，chenxHD”锄icD锄ageaIldFractureMecllaJlismofnlfee．DiIlleIlsionalBmidcdCarbonFiber／EpoxyResinCornposites．Ma矧alsa11dDesign，2001，22：21-25【107]唐国翌，闫允杰，陈锡花等．多向编织碳纤维复合材料的断裂及微观形貌．清华大学学报(自然科学版)，1999，39(10)：4—7【108】李嘉禄，肖丽华，董孚允．立体多向编织结构对复合材料性能的影响．复合材料学报，1996，13(3)：7l-75【109】王玉果，王玉林，万怡灶，陈贵才．工艺及编织参数对三维编织复合材料性能的影响．功能材料，2002，33(4)：453-455【110】刘谦，李嘉禄，李学明．三维编织工艺参数对复合材料拉伸性能的影响．宇航材料工艺，2000，1：55—58【11l】刘谦，嘉禄，学明．三维编织复合材料的弯曲和压缩性能探讨研究．材料工程．2000，8：3-6【112】杨朝坤．编织结构复合材料力学性能的测试与分析．玻璃钢／复合材料，2002，3：11．14．20 【113】徐永东，成来飞，张立同．三维碳化硅／碳化硅陶瓷基编织体复合材料．航空学报，l997，18(2)：196．201[114】徐永东，成来飞，张立同．三维碳化硅／碳化硅陶瓷基编织体复合材料．无机材料学报，200l，16(2)：344．348【115】孙慧玉，吴长春．纺织结构复合材料力学性能的实验研究．实验力学，1997，12(3)：335—34l【116】庞宝君，杜善义，严勇等．三维四向碳／环氧编织复合材料剪切力学性能实验研究，实验力学，1999，14(2)：209—215【117】庞宝君，杜善义，韩杰才，郝晓东，严勇．三维四向编织碳／环氧复合材料实验研究．复合材料学报，1999，16(4)：136．14l[118】卢子兴，寇长河，冯志海等．编织复合材料拉伸力学性能的研究．复合材料学报，1999，16(3)：129．134【119】卢子兴，胡奇．维编织复合材料压缩力学性能的实验研究．复合材料学报，2003，20(6)：67·72．【120】王波，矫桂琼，陶亮等．三维编织复合材料拉压性能的实验研究．实验力学，2002，7(3)：302—30[12l】王波，矫桂琼，陶亮等．三维编织T300／QY9512弯曲性能的实验研究．西北工业大学学报，2003，21(5)：552．555【122】刘宁，姚学锋，陈俊达等．编织复合材料的冲击损伤与断裂行为研究．实验力学，2002，17(2)：184．190．[123】姚学锋，刘宁，简龙辉等．编织复合材料的横向冲击力学行为研究．高科技纤维与应用，200l，26(5)：29．34【124】沈怀荣．三维编织复合材料冲击实验与分析．装备指挥技术学院学报．2002，13(2)：84-87【125】顾伯洪，徐静怡．三维编织复合材料弹道侵彻准细观层次有限元计算．复合材料学报，2004，21(3)：84_90[126】杜善义，韩杰才，郝晓东等．多向编织碳，碳复合材料力学行为研究．宇航学报，1995，16(4)：94．100【127】1110m∞J．WllinleyT．w"Chou．Modelir培of3一DAngle—ImerlockTextneS咖ct吼lComposites．JoumalOfCompositematerials，1989，23：890一991【128】王迎娜，王玉林，万怡灶．三维四向编织复合材料体胞模型的修正．复合材料学报，2004，2l(2)：128-1332l 西北T业大学博十学佗论文[129]1hP，TongL．YstevenG．P．．MicromechanicsModelsfortheElasticCOllstaInsaIldFailureS仃engttlsofPIainWeaveComposites．CompositeShllctures，1999，7：797·804 2．1引言第二章三维整体编织预制体结构分析三维整体编织C／C复合材料作为一种新的网状结构复合材料，目前主要用在火箭发动机喷管及其喉衬，洲际导弹再入鼻锥等军事和航天领域内。它由耐烧蚀材料向热结构材料方向发展，实现了防热一结构一体化设计。无论在高温下还是在常温环境，三维整体编织C／C复合材料弯曲性能都远远优于层压结构。三维整体编织C／C复合材料的弯曲强度、弯曲模量分别是碳布叠层C／C复合材料的3倍和4倍以上【l】o三维整体编织C／c复合材料的力学性能不仅是预制体结构中编织角、纤维体积百分数，而且是基体和纱线类型、基体和纱线界面结合力的复杂函数。而预制体的结构不仅影响预制体本身的力学结构，同时影响着碳基体在预制体中的沉积工艺及其生长机理【2l。从现有的研究来看，材料的强度在很大程度上由预制体决定。编织角和纤维体积百分数不仅是影响三维编织复合材料力学性能的主要可控编织参数，而且也是决定预制体中孔隙，影响碳基体与碳纤维结合力的关键参数。编织结构作为三维整体编织复合材料的基本材料，其结构对其本身性质起着决定作用，对三维整体编织复合材料的应用性能或功能同样起着至关重要的影响。在整个织物的成形与组成链中，如图2—1所示，可以看出编织结构、性能、成形加工之间的关系，及其对三维整体编织复合材料性能的影响例。由图2．1可以看出，只要纱线或纤维的性质确定，编织体的成形方式就会决定编织体中纱线或纤维的排列和相互作用形式，即生成编织体的结构特征，由此影响编织体的性质，甚至编织复合材料的最终使用性质。三维整体编织C／C复合材料中的三维整体编织结构是由多根连续碳纤维按一定编织方法相互交织形成的。在所有文献中称碳纤维束为纱线。其实纱线根据其构成的纤维，成形方式可分成许多小类。按其结构基本上可分为三大类【4J：普通纱线是用较短的纤维利用纺纱的方法使纤维排列、加捻形成连续的细长物体。按结构特征可分为单纱与股线。长丝是天然的长纤维或化学连续纤维的单根或多根并合制成的连续物体。新型纱线包括采用新型纺纱方法用短纤维或夹入部分长丝纺成的单纱或并 合的股线。编织体中的碳纤维属于长丝，为区别于带捻纱线，在本论文中都称纤维束-同时对论文中的几个概念作一定声明：编织体是纱，线，或纤维束编织而成的织物。预制体复合材料填充基体前的前身。可以是编织体也可以是经一定处理后的编织体。本章针对四步法1：1矩形整体编织预制体的编织方法，建立主体纤维束组合、编织角、纤维体积百分数及截面填充系数间的关系，提出合理编织结构几何模型，并在此模型基础上分析了编织参数对编织结构设计的影响规律。的性质性质料图2—1纤维、纱线和织物的结构、性质、成形加工之间的相互关系Fi吕2—1111e他lation锄ong咖ctu陀，prope啊andfornlati伽of舳eLy锄andfabfic2．2三维编织三维编织有三种基本编织技术，分别为：两步、四步和实体编织。三维编织预制件是一个不分层的整体结构，因此能显著提高复合材料厚度方向的机械性能。24 2．2．1实体编织实体编织是指这样一类三维预成型，这些预成型是由连续不断的花柱式编织产生的。这种编织技术不易产生具有复杂形状的三维预制体【51。2．2．2二步法三维编织按照编织预制件横截面的形状，可以把二步法三维编织分为方型编织和圆型编纠“。二步法三维编织有两个纱线系统：一个纱线系统是编织纱，另一个纱线系统是轴纱。在编织过程里轴纱保持轴向不动，编织纱按照一定的规律运动相互交错，并把轴纱捆绑起来，从而形成一个不分层的三维编织整体结构。图2—2所示的是其纱线排列形式。当机器底盘上按照外型尺寸的要求排好轴纱和编织纱后，可以用轴纱的行列数定义二步法三维编织体横截面的几何形状。通常轴纱排成特定的形式：相邻行上轴纱数相差一根，且奇数行的轴纱数比偶数行多一根，同时保证“行”数(m)为奇数；以轴纱根数多的一行中的轴纱根数记作“列”数(n)。编织纱排列在全部轴纱外围，且编织纱的位置与奇数行上的轴纱相对应，确保每两根编织纱之间空有一个编织纱的位置。在编织过程中，编织纱穿过轴向纱阵列有序移动两步。形成一个机器循环。同时预制件完成了一个节距长度(h)。编织纱位置编织纱轴纱(a)第一步(b)第二步图2—2二步法方形预制体编织运动规律F．92．2ske劬ofbmidingⅢleofthe佗ctarlglepmfo肌二步法三维编织体具有以下特点：(1)预制件的整体形状一次成型，避免了材料的后加工给纤维带来损伤，同时简化了复合材料的加工工艺。(2)编织过程中机器运动部件比较少，编织运动规律相对简单。 两北T业大学博十学忙论文(3)该结构编织预制件具有很高的纤维体积含量，尤其轴向的大量纤维束，使材料轴向得到特别的增强，轴向力学性能比较突出。因此，是用于轴向承力复合材料的首选材料。(4)可以编织多种异型立体制件，技术限制条件少。(5)可以根据不同需求灵活选择轴纱和编织纱种类和规格。(6)由于预制件的横截面尺寸受编织机器规格的限制，所以预制件的幅宽与所采用的机器规格有关”1。2．2．3四步法三维编织四步法编织可以编织多种异型编织体，在织物横截面平面内，携带器在每个机器循环中，要求作四种不同的移动。编织矩形截面的预制件是编织其它许多复杂形状制件的基础。对于长条矩形(方形)三维整体编织的携带器示意图如图2．3所示。携带器成行成列地排成方形，成为编织体的主体部分，纤维束在携带器的带动下沿笛卡尔坐标方向作四种运动，这决定着编织体的形状。在主体部分的周围间隔地分布单个携带器，形成外围。四步法l：1编织法以相邻携带器间歇运动实现。每行每列的携带器间歇交替运动。第一步，携带器按行向交错式步进(如箭头方向)，第二步携带器按列向交错式步进，第三步，携带器的步进方向与第一步相反，第四步与第二步相反18J。四步之后，一个机器循环形成。从图中可知，经第四步移动后携带器分布图与初始状态相同，但对于每个携带器都已经改变了它们的位置。四步法编织体有以下特点：(1)编织体的整体形状一次成型，避免了材料的后加工给纤维带来损伤，同时简化了复合材料的加工工艺。(2)可以编织多种异型立体制件，技术限制条件少。(3)该结构编织预制件比两步法编织预制件具有相对较高的泊松比。(4)可通过插入直线纱束，形成多向编织体。(5)可以根据不同需求灵活选择每个携带器上纤维束的种类和规格，满足编织体具体使用要求，比两步法编织更加灵活。 瓣三瓣韧始状志洲团n叫第一步FI哺蛳鞋誉瓣第二步&∞lld蛐单第三步Th硼唧第四步F删曲唧图2—3四步法携带器移动图F蟾．2·3Ca币ermaVementinthefou卜stepbrajdjngprocess2．3四步法1：l三维整体编织运动规律分析三维编织预制体的编织结构主要由编织工艺决定。一个机器循环后，预制件就完成了一个花节长度p。在连续的编织过程中，每一个携带器沿着固定的折线轨道穿越内部，遍历所有边界后回到初始状态，重新开始新的循环。携带器12运动路线如图2．4所示。2．3．1携带器的总数携带器成行成列排成方形(矩形)，组成机床的主体部分，其周围间隔地分布单个携带器，对于m排和n列的主体部分，记作[mxn】，根据图2—3示意图，可知携带器的总数Ⅳ为：Ⅳ=所×玎+m+玎(2-1)2．3．2携带器运动轨迹根据四步法I：1的编织特性及其携带器的运动规律，可以把运动轨迹相同纤维束携带器分成一类，对于主体为【mxn】的携带器，可把其所有携带器分成G 西北T业大学博十学何论文类。G=m以／(聊，n的最小公倍数)(2．2)则每一类的携带器个数为^熘。图2—5所示的是主体为[6x6】，与12携带器运动轨迹相同的携带器位置分布个数为6个。鬻Oo图2—4四步法携带器12移动轨迹图图2—5同一轨迹携带器分布图Fi9241’忍cedi明阻mof12ca耐erFig．2·5Dis们butiomofacamergmup在连续的编织过程中，携带器沿着折线轨道穿越内部，遍历所有边界，经过一定步数后回到原位，如图2．4中的携带器12的运动轨迹所示。在携带器所在的平面上(工，y水平面上)f9】，携带器12由上边界穿越内部运动到左边界，由左边界运动到下边界，再到右边界回到上边界，设第f步所处的位置矢量为只。A=b，y，j，f=o，l，2，．．．，七根据携带器的运动规律可得A+2一只=只+3一只+l(2·3)构造一条直线逼近这些位置点。设直线方程为p(f)=4+Bf，0≤t≤k其中：一=【4，口，】，丑=限6，】由式(2—3)可知，该直线应满足以约束条件p‘(f)／『p’(r)f-(见一西)／』(扔一风)l(2-4)从方程(2—4)可解得6。：生二堑6，(2．5)28 采用最小二乘法拟合时，将式(2—5)作为约束条件引入目标函数得，：壹lp(D嵋12+丑(以一至鱼)几驴D嵋I“(以一篇’f，0，2一，O(2—6)其中：^七为拉格朗日乘子。欲使J为最小，必须满足下列方程瞽芸学祟剖：o(2．7)l加，加ya6，∞，觑I、。求解线性方程组(2—7)即可得所需直线方程。在编织过程中，它始终在两条平行线中运动，采用最小二乘法对携带器的相关运动位置点进行拟合，得到其运动趋势线。2．4编织参数2．4．1纤维束的总数在编织过程中，纤维束的一端固定在机床上的携带器中，通过携带器的排和列交错运动，形成编织体。当携带器总数确定时，纤维束的总数也就确定了，纤维束的总数与携带器的总数相同，用Ⅳ表示。2．4．2花节长度四步法1：1编织过程中，经过四步，完成一个机器循环。一般情况下，每个编织循环后，都有一个打紧工序使得编织结构更加紧凑。经过四步运动后，携带器将重复上述四步运动，最终形成所需尺寸的预制体长度。经一个机器循环后获得的编织体长度定义为花节长度，用p表示，每一步运动所获得的预制件编织的长度用p1表征。2．4．3组织循环步数当携带器从初始状态经历一定步编织后，所有携带器回到原位所需的步数，称为组织循环步数Ⅳ，。组织循环步数与纤维束数的关系如(2—8)式所示。M=4Ⅳ，G(2-8) 两北丁=业大学博十学位论文2．4．4纤维束直径和填充系数纤维在纤维束中的排列是指纤维问的相互堆砌方式，在纤维束中纤维可以伸直、伸长或卷曲起拱；纤维会发生径向位置的变化和纠缠，因此纤维的聚集方式是复杂的，所形成的堆砌松紧程度或密度也是不同的。根据纤维束的线密度，纤维的密度，假定纤维束中纤维间没有间隙，且其截面为圆形，即可计算出纤维柬的当量直径，巧=√等(2-9)式中：五为纤维束线密度(g／m)，p为纤维密度(g／cm3)。在实际纤维束中，纤维间有一定的间隙，Schwarz讨论了圆形截面纤维在纱中的排列状态，提出其基本的理论排列方式有以同心圆模式的开式排列和以六边形的闭式排列两种131。2．4．4．1理想的开启式所谓开启式排列是指圆形纤维的分层排列，由l根纤维构成纤维束芯为第一层，有6根纤维构成第二层，两层紧密接触，但由12根纤维构成的第三层各纤维并不紧密相接，存在开口。以此类推以后各层，因第三层以后的各层均存在间隙，又放不下一根纤维，故仍为开启式。如图2．6所示。2．4．4．2理想的密堆式开口图2—6开启式理想排列方式Fig．2—6TheidcaImodeoftIlefibersinabundle密堆式是任意一根纤维可与周围6根纤维形成接触，构成六角的精密堆砌，这种堆砌随着芯纤维的根数不同而形成不同的纤维柬结构外形。如图2．7所示。(a)为单根纤维的三层排列；(b)为2根纤维为芯的三层排列；(c)为3根纤维为芯的三层排列(d)为4根纤维为芯的三层排列。(e)为5根纤维为芯的三层排列，虽然紧挨芯层的那一层可能不满足紧密堆砌的条件，但多层后能符合密堆砌条件。当芯数为六根时又回到1根为芯的情况。 ，』。』：，』；』、。蟹)l』丛厶盖，)0．又jJ。j(a)单根为芯(b)2根为芯(c)3根为芯黪黪(c)4根为芯(e)5根为芯图2—7不同纤维芯数的密堆砌模型Fi92·711leideaImodesofdi腩rentcom随着层次的扩展，理论上可以画出棱角分明的纤维束外形，整体截面的外形逐渐变化为六角形，故也称为六角形堆砌。但在实际中多层堆砌会圆化。2．4．43实际的排列因为理论排列为有序排列，在编织过程中，上述理论堆砌方式是很少达到的。由于纤维束间相互挤压，纤维的几何形态以及租细不均，造成纤维在纤维束中的非理想化排列，其截面常常不是图2—8实际纤维束截面圆形及六边形，其截面形状取决于编织’‘g·2·8111。。”5H。毗‘。“0f肋”6“ndl。5方法、纱线的均匀性、挤压限制。把编织体中纤维束沿与表面成450截开，得到纤维束的截面图如图2—8所示IIl】。从图中可见纤维束有一定的螺旋倾斜，纤维束的螺旋倾斜导致截面椭圆化。2．4．4．4填充系数不论纤维束以何种截面的形式出现，纤维间总有一定的间隙，当纤维束的 西北工业大学博士学位论文截面积为Q时，填充系数可表示为：桕：￡=一臼(2·10)显然s越大，则表示纤维在纱中的密集程度越高，即堆砌越紧密。开启式的堆砌随着层数不同填充系数不同，如下表2一l所示。单芯紧密堆砌的填充系数如表2—2所示。表2—1开启式的堆砌填充系数表!!!堕：：!!生2兰!!坚竺!竺!!坐!1211巴!坐!层数f堤最多纤维根数总纤维根数填充系数F表2—2单芯密堆式排列填充系数表!垫生!：：!!!￡竺!!竖!壁塑!!!!些竺竺层数f堪最多纤维根数总纤维根数填充系数F从表中可知开启式堆砌的填充系数为0．7一O．8，而密堆式排列填充系数为0．85—0．9。实际上纤维在纱线中的填充系数为0．3—0．9，且大多为小于O．7。2．4．5纤维体积百分数在编织体中，纤维体积百分数是纤维体积与编织体体积的百分比。若编织 体长为彬，宽为睨，高为睨。如图2—9所示。编织纤维束总根数为Ⅳ，每一纤维束长为‘，则纤维体积百分数为V，：∑加；，，v，=上L一×100％(2。11)。wF殍：图2—9编织体买物幽Fig．2-9Theph咖ofbmid吨p耐icaI时当编织体的主体纱数确定时，结合填充系数，可用实际纤维束截面表示为ⅣQ占y，．v，：鱼L100％(2一12)’吸∥，呒2．4．6编织角纤维束在编织体中的取向决定其增强的有效方向【101，是力学性能分析的出发点。对直线族模型，其取向容易确定，通常用常值角度参数表征a对空间曲线，可用分段近似方法处理。对既有直线又有曲线的纤维束编织结构，其取向用编织角口、表面编织角口表征，如图2—10所示·内部编织角，，是纤维内部段与编织轴的夹角。它与口、口之间的关系可用下式表示⋯】taIl7：压tana：1珈tall日(2。13) 西北工业大学博十学位论文图2—10编织角与表面编织角示意图F．g．2—10ne嘲ding卸gIe∞dsu响∞bmid啦孤出e2．5纤维束单胞2．5．1纤维束单胞的定义所有携带器的运动具有～定的规律，并且携带器的运动轨迹可归为几类。纤维束随携带器的运动，经过打紧工序与其他纱线交织，在编织体中有一定空间形态，同一类携带器携带的纤维束的空间走向具有相同的空间运动方程，若把一个组织长度中的一纤维柬，称为纤维束单胞。则同一类携带器携带的纤维束的空间走向可用相同的方程来描述。2．5．2纤维束单胞的直线模型携带器对纤维束的运动起到导向作用，其位置点对纤维束的控制是相对暂时的，因此纤维束沿携带器的运动趋势线方向运动。由于携带器每走四步，都有一个打紧工序。经过打紧作用。因纤维束本身的连续性，纤维束在编织体内的路径最短，其空阅走向基本稳定。纤维束是有一定直径的实体，其截面形状随着它与相邻的挤压而变形，而其中心线轨迹不变。从实物图2—8可见，在编织体内部纤维束中心线可视为直线。因此每一纤维束单胞在编织体内部的空间走向可用最小二乘法拟合成一直 线IJ2J。纤维束单胞在随携带器从左边界运动到下边界的过程中，携带器每一刻的运动位置。都能与这～刻编织体内纤维束的位置对应起来，以图2—4中携带器(12)为例，设携带器(12)处在第f步的位置时，纤维束单胞(12)在编织体内部的位置矢量为∥。∥=h乃刁】，f-O，l，2，．．．，七根据编织体内纤维束中心线是直线的事实，构造一条直线。设直线方程为，’O)=爿’+曰，，，0sf≤．|}其中：4’=【《矗；《】·暑’=【6：彰虻】设编织体的轴向长度是每一刻均匀增加，由携带器的运动规律，则该直线应满足以下约束条件：p7(f))，／f(p’(f))7I=Q；一p：)／j(p；一“1(2-14)从方程(2—14)可解得以=三[玉6，，吃=三[丑6，(2．15)yl—yoyl—y4采用最小二乘法拟合时，将式(2一15)作为约束条件引入目标函数得-，2孔沪n12州以一嚣M(屯一篇)㈤t．o，l一，o，2一，o其中：丑、五为拉格朗日乘子。欲使，为最小，必须满足下列方程l差筹考考著若筹薏J．o㈣乃f熟识劫，织缸钽明％I、’解线性方程组(2—17)即可得所需直线方程。同类的携带器所携带的纤维束单胞的中心线都有相同方程，若把纤维束单胞的中心线沿z方向投影，同类的携带器所携带的纤维束单胞的中心线投影都重合在一起。只是每一纤维束单胞的起点不同。将投影相同的纤维束单胞归为一类，这样也可把纤维柬单胞分成G类。这样可大大简化模型的建立。对一主体为[6x6】的编织体可把纤维束单胞分成6类，由内部的直线方程建立条件可知，在编织体内部，同一纤维束单胞中心线沿编织体轴向的投影是一组直线。相邻两段直线的夹角为900，如图2—1l所示。 西北工业大学博士学位论文图2一ll纤维束单胞中心线的内部投影图F∞-ll111ein州盯projccti伽m印ofa矗berbundlemidline2．5．3纤维束单胞的曲线模型编织体的表面与内部结构随着携带器的运动规律不同与内部结构不同，携带器在边界停动一步后改变运动方向返回内部，相应地纤维束从内部到表面再进入内部。表面处的纤维束内外环境不同，内部有与之相接触及作用的纤维束，而外部没有。当内外两边受力不均衡时，纤维束发生弯曲，把纤维束从内部到表面再进入内部的纤维束分成两段，发现这两段有共同点，它与周围纤维束的接触和相互作用关系一样，只是位置及方向不同，如图2—12所示。图2—12纤维束单胞表面实物图Fig．2-12nbeI．b帅dleuIlitiIlpm州calsu而cc从图可见，这两段曲线以点M为中心呈空间对称。纤维束是有一定弹性的连续的柔性物，由图2—12可知，纤维束单胞在编织体内部的中心线为直线。表面 摹》嚣／／◇＼根据螺旋线的性质，以目为么；一’=_’窳参数，则螺旋线的参数方程可表／＼＼‘∥目／入不力．／＼R2仄。＼f工=矗cos口／V。＼R：皂d(2之o)2、’ 西北工业大学博士学位论文麓=脚≤罢一唰4㈣·，=：望日由携带器的运动规律可知，编织体的角部结构是由两个相互垂直的面部结构组成的，只是目的范围改变其方程为：x=乒D，cos口y=l|D。如8z：翌日石l≤∥≤．婴，o≤占≤衫2(2．22)‘2D．．’‘因此纤维束单胞中心线的投影如图2一14所示。图2一14纤维束单胞中心线的投影Fi92-14舣esprojectionoffiberbundIeurIit2．5．4纤维束单胞截面参数在编织体内纤维束之间相互接触挤压而变形。不可能处于理想的截面状态。由图2—8中可以看出，截面的形状大部分接近椭圆，把纤维束单胞简化为椭圆柱，是符合实际情况的，则通过编织内部结构特点，把纤维束几何结构抽象为图2—15以便于计算截面形状参数【“】。两接触的纤维束单胞的椭圆截面的方程在图中的坐标里分别为P1和P2，Pl：眙一86)cos，+zsin，】2／口2+O一36)2肛2=l(2—23)P2：G一36)2／62+眇一46)cos，+zsin，】2屈2=1(2-24) 图2一15内部几何结构图Fig．2-15ncg。me仃yofjⅫmed肋crbundle平面S平行并相切于d和P2，其方程可表示为：舡+By+Cz+D=o‘椭圆Pl、e2的轴向矢量分别为{_siny，o，cos力，{o，一sin，，cosy}。由平面S平行并相切于Pl和P2的条件可得：A=C|tanyB=Cl鼬y平面S的方程为：J+y+zta叽y+D’=0令x=46解(2-23)和(2-28)，令y=46解(2—24)和(2．28)可得：口=6历cos，，在表面与转角处纤维束单胞的截面形状不变。2．6纤维体积百分数与编织角，主体纤维束数的关系2．6．1基本假设(2—25)(2-26)(2—27)(2·28)纤维体积百分数、编织角与主体纤维束数是三维整体编织体中三个互为影响的主要参数，理清他们之间的关系对合理设计编织体有重大意义。为保证此纤维束单胞模型导出关系曲线的有效性，现假设如下：(1)在一定的长度内编织工艺稳定。 西北工业大学博士学位论文(2)编织体中的所有纤维沿轴向粗细均衡，纤维束纤维根数及其材料相同。(3)纤维束处于积压状态，其变形相同，横截面不因出外入内而变化，。根据上述纤维束单胞模型，编织体与编织参数之间的关系如下：巧=厶·％·巩(2．29)式中：圪为一个组织循环的编织体体积；％，厶，巩分别为一个组织循环的编织体的宽度、长度和高度：呒=2√26伽一I，+2√2尺+26工6=2√26m一1，+2√2月+26THb=Ns’{p‘t令屹为一个组织循环的编织体所有纤维束的体积，￡为一个组织循环内纤维束单胞的长度，则屹=伸‘栉+m+，砂·￡·丌·幻(2—30)e=哆2肚笔=志协s·，一叶=屹·√％(2-32)p：黑：磐(2．33)m"，tan口当纤维束单胞处于挤塞状态时，R=√26(2·34)由上述公式可知，对于给定纤维束的线密度的纤维，可通过对截面填充系数、编织角、纤维体积百分数和纤维束主体束数这四个编织参数的调整，得到合适的编织体。2．6．2纤维束长度L值的计算每一纤维束在表面处的总步数M决定每一纤维束单胞的长度工，随着主体纤维束数取以的组合不同，纤维束穿越表面的次数不同，即每一纤维束穿越表面步数，这样导致空间螺旋曲线的长度不同。根据四步编织法，每一携带器在一个组织循环里移动的几率一致，即每一种主体纤维柬组合的每一纤维束在表40 面处总步数M实相同的，因此计算其中一纤维一束在表面的穿越次数，就知道每一纤维束穿越表面的次数。我们根据编织过程，通过对携带器的移动进行监测，来计算产生曲线的步数。其监测程序框图如下图2．16。对应于监测到的每一相应组合的每一纤维束在表面处总步数Ⅳ^，依据纤维束单胞内部为直线，边角处为螺旋线的特征，每一纤维束单胞的长度三可表示为如化一Ⅳ6)志+M·1／r{办嘻彤22．6．3纤维体积百分数与编织角的关系设定m．n组合雕板行列编号对一纤维柬携带器编号识别按编织法进行移动判断是否到边界计数器+l是否回到原位』J结束N由纤维束单胞组成的编织体在一定的主图2—16表面处总步数监测程序框图体纤维束数或截面填充系数下，其编织角与纤Fig·2-16Themonjtorforstepn唧bef维体积百分数的关系曲线如图2．17—2．18所砒5叫瓣示。图2-17表示的是填充系数为0．7时，不同主体纤维束数组合的一组编织角与纤维体积百分数的关系曲线。图2．18表示的主体纤维束数是6×6时，不同填充系数的一组编织角与纤维体积百分数的关系曲线。B删ding∞茸e(Deg)(a)41 西北工业大学博士学位论文Braiding∞舀e(Deg．)(b)图2—17填充系数咖．7时．不同主体纤维组合的纤维体积百分数与编织角的关系曲线图Fig．2·1711le佗l鲥。舾hipoffib盯vol岫e佃ctionw油di胞rcntbraiding锄剖e(￡=0．7)(c)图2一18主体纤维束数是6×6时，不同填充系数的编织角与纤维体积百分数的关系曲线图Fig．2-18111ecuⅣ％ofmenbervol姗e劬cti佣vs．bmiding锄gle(tlleb帅dlenumberis6×6)从图2．17中可以看出，无论在主体纤维束不变，填充系数变化的情况下，还是填充系数不变，主体纤维束数变化的情况下，纤维体积百分数开始时随着编织角的增加单调增加，达到一定值时保持稳定不变。对于相同的填充系数，p口昱皇。口-oo一■_gp口8-QqI■ 第二章三维整体编织预制体结构分析随着主体纤维束数的不同，随着编织角的增加，纤维体积百分数增加量也不同。当编织角的增加量相同时，小纤维束数组合的纤维体积百分数增加量比大纤维束数组合纤维体积百分数增加量小。在小纤维束数组合时，行与列纤维束数的奇偶变化对编织角和纤维体积百分数变化曲线有一定的影响，但影响不大。如图2一17(a)所示．随着行与列纤维束数的变大，行与列纤维束数的奇偶变化对编织角和纤维体积百分数变化曲线几乎没有影响。如图2．17㈣所示。填充系数为0．7时，最大纤维体积百分数的最大值不超过50％，在实际编织时，由于条件限制编织角不超过450，所以在设计编织体时必须考虑合适的纤维体积百分数。从图2．18可以看出，对于主体纤维束数组合相同的编织体，当填充系数越大时，随着编织角的增加，纤维体积百分数增加的越快。但对于主体纤维束数为6×6的编织体，无论填充系数有多大，纤维体积百分数不超过60％，因此，要编织纤维体积百分数超过60％的编织体是不可能的。2．6．4纤维束数与纤维体积百分数关系}一由纤维束单胞组成的编织体，在编织角或截面填充系数一定的情况下，其主体纤维束数与纤维体积百分数的关系曲面如图2．19—2．20所示。图2-19所示的是编织角口=200时，填充系数占分别为O．5，0．7，O．9时的主体纤维束数与纤维体积百分数的变化关系曲面图。图2-20所示的是填充系数E为O．7时，编织角分别为25。，30。，40。时的主体纤维束数与纤维体积百分数的变化关系曲面图。s=o．5，口=20。43 西北工业大学博士学位论文占=o．9．口=20。图2—19不同填充园子下纤维体积百分数与纤维束数的关系曲面图Fj粤2-1911嵋curvcd轴rfhc嚣offIbcrv01呻efractionw．mthen啪berof6栅bm曲砒diffb他ms．从图2一19可以看出，在编织角固定的情况下，当帆疗其中某一个数较小时，纤维体积百分数较大，巩n的差别越大，纤维体积百分数也越大。在现拧都很小、都较大或两者较接近时，纤维体积百分数较小，而填充系数的变化只影响纤维体积百分数的数值，不影响其随纤维束数变化规律。 F=0．7．口=30。 西北工业大学博士学位论文s=o．7，盯=40。图2—20不同a的纤维体积百分数与主体纤维束关系曲面图Fjg．2-20ThecurvedstIr缸翳of肋ervol岫e如ctionwimttlenumberof6berbundle越differem口从图2．20可看出，当填充系数占不变时，随着编织角的增加，纤维体积百分数增加。随着编织角的增加，巩H其中某～个数较小时，纤维体积百分数的变化较大，巩疗的差别越大，纤维体积百分数的变化也越大。随着编织角的增加，巩聆其中某一个数较小时的纤维体积百分数的交化速度比帆疗都很小、都较大或两者较接近时的纤维体积百分数变化速度要快，这导致主体纤维束数与纤维体积百分数变化关系曲面形状产生变化。2．6．5纤维束数与编织角关系图2．21表示的是F=o．7，纤维体积百分数分别为20％，25％，30％，35％，40％时，编织角随纤维束主体束数变化的曲面图。从图2．2l可知，在填充系数不变时，随着纤维体积百分数变大，在相同主体纤维束组合下可编织的角度增加；但当巩聆其中某一个数较小，或两者都很小时，可编织的角度小：且随着纤维体积百分数的增加，编织角度增加的速度比其他组合的增加速度要快；尤其当坍=2，n=2时，其编织角度首先开始急剧增大，使得编织角与纤维体积百分数变化关系曲面在前方翘起，曲面的形状产生变化。当纤维体积百分数超过30％时，若巩栉的起始值是2，则编织角与纤 维体积百分数变化关系曲面不能产生，这说明，在某些小主体纤维束组合下，编织角高于图示的理论值。v，=0．25，F=o．747 西北工业大学博士学位论文叶=O．3，占=or7图2—21不同v，的编织角与主体纤维束关系曲面图F培．2-2l111ecun刮su血嚣。棚bervol哪e仃删∞w油tIIen唧beroffiberb哪dlealdi矗爸r町竹v，图2．22为不同纤维体积百分数下，编织角与主体纤维束数的变化关系曲面图，m，n∈[6，39】。7，=O．35，F卸．7，m，n∈【6，39】48 ”，2O·4，占=o·7ln"n∈【6，39】图2—22m，n∈【6，39】不同v，的编织角与主体纤维束关系曲面图Fig．2．221rhecm剃su喻cesofbrajdjng∞百ew“hmenmberof6berb∞dleatdi舾枷v，从图中可知，在填充系数F；o．7的条件下，改变主体纤维束数的起始值，纤维体积百分数大于30％的编织角与主体纤维束数变化关系曲面图又可以产生。从纤维体积百分数为35％，40％的图中可以看出，随着纤维体积百分数的增加，关系曲面由原来局部一角翘起，变成周边较大范围的翘起。使得编织角与主体纤维束数的关系曲面形状与原来相反。图2-23为填充系数占=o．9，占=1时，编织角与主体纤维束数的关系曲面图。V，=O．4，占=0．949 v，=0．40，F=l 1，，=O．55，F5lm，n∈【6，39】图2—23不同v，的编织角与主体纤维束关系曲面图Fi昏2-23111ecuⅣedsu血懈ofbfaidiTlg姐gIew油mcnmberoffiberb∞dJc越di如"朗tv，卸d占从图2．23所示的变化趋势看，填充系数F=0．9和F=l时，纤维束主体束数5l 西北工业大学博士学位论文组合对编织角变化的影响规律一致。只是随着填充密度的提高，在大纤维体积百分数的前提下，能设计的主体纤维束组合更多。2．7本章小结本章主要对四步法三维编织的编织方法、纤维束携带器运动规律、纤维束的空间走向及其截面变形进行了分析，建立了主体纤维束组合、编织角、纤维体积百分数及截面填充系数间的关系，提出了纤维束单胞模型，在单胞模型基础上分析了对编织结构设计的影响规律。得到的主要结论有：(1)纤维束在编织结构中的形态是截面为椭圆形的空问三维曲线实体，在编织体内部为椭圆形直线柱，在表面和边角处为椭圆形螺旋柱。(2)在主体纤维束和填充系数一定的情况下，纤维体积百分数随着编织角的增加单调增加，达到一定值时保持稳定不变。(3)在主体纤维束数不变的情况下，随着填充系数的增加，纤维体积百分数随编织角增加，其增加量逐渐变大。即填充系数越大，相同编织角下，纤维体积百分数越大。(4)在主体纤维束数较小时，其组合不同，如奇偶不同，大小不等，对纤维体积百分数与编织角变化关系曲线有影响，但随着主体纤维束数的增大，影响减小。(5)当纤维体积百分数、编织角和填充系数中有两者不变时，余下参数随主体纤维束的变化规律，因％珂的数值组合不同而不同。总之，在纤维束主体束数较大，填充密度较高时，可以设计较大的编织角和纤维体积百分数。参考文献【1】韩红梅，张秀莲，李贺军。炭／炭复合材料高温力学行为研究．新型炭材料t2003，18(1)：20·24【2】李爱军．碳，碳复合材料性能预测与ICVI工艺系统虚拟设计．[博士学位论文]西北工业大学，西安，2004【3】于伟东，储才元．纺织物理．上海东华大学出版社，2002 【4】姚穆，周锦芳，黄淑珍．纺织材料学，纺织工业出版社，1990【5】吴德隆，沈怀荣．纺织结构复合材料的材料的力学性能．国防科技大学出版社．1998[6】李嘉禄，阎建华等．纺织复合材料预制件的几种织造技术．纺织学报，1994，15(11)：34．39【7】李嘉禄，孙颖．二步法方型三维编织复合材料的细观结构．复合材料学报。2002，19(4)：69-75[8]LiW．，H姗adM．，E1-Slliel(hA．S仃ucturalAnalysisof3．DBmidedP豫fornlsforCompositesPanI：mcFou卜stepPrefoms．JTexthst．，1990，81：491．514．[9】陈利，李嘉禄，李学明．三维编织中纱线的运动规律分析．复合材料学报。2002，19(2)：7l-74[10]沈怀荣，吴德隆．纺织结构复合材料的纺织几何学模型．中国空间科学技术．2000。2：1．8[11]Ch曲L．，1幻X．M．，ChoyC．L．0nmeMicros仇lct哪ofThe面meIlsioIlalBraidedPrefonIls．Compos沁sScience衄dTechnolo醪1999，59：391．404．[12]张美忠，李贺军，李克智．三维编织复合材料矩形预制件仿真．航空学报．2006，27(5)：985—989 西北工业大学博士学位论文3．1引言第三章三维整体编织预制体结构模拟CVI制备的三维编织C／c复合材料不仅具有优异的耐高温性能，而且具有整体性能好，损伤容限高及抗裂纹扩展能力强，力学结构合理的特点。三维整体编织C／C复合材料的CVI工艺制备是将三维编织预制体置于沉积炉中，使气态的碳氢化合物通过扩散或流动等方式进入预制体内部，碳氢气体由多孔的预制体表面向其内部渗透，在一定温度下碳氢化合物发生热解反应，生成热解碳以涂层形式沉积于纤维表面，随着沉积的进行，纤维表面的热解碳越来越厚，纤维间的间隙越来越小，最终各涂层相遇并结合，在材料内部形成连续相，成为碳基体【H】。在制备过程不需要对编织体进行挤压，编织体的原始尺寸、编织结构保持不变。在理想状态下，三维编织体中的孔隙分布可视为随后填充的基体的分布，但由于纤维间间隙的不均性，随着沉积的进行，碳氢气体进入孔隙的通道会因某些小间隙中涂层相遇结合而阻断，形成一些闭孔。这些闭孔影响着三维编织整体C／c复合材料基体的填充密度与细观结构形式，它与三维编织预制体的结构一样直接影响着c／c复合材料性能。实验证明三维整体编织预制体的结构是三维编织复合材料力学性能优于其他纺织复合材料的关键【51。了解三维整体编织预制体结构，建立合理几何模型是预测其复合材料的刚度、强度等基本力学性能的前提，而预测复合材料的力学性能又是指导设计该材料预制体结构的基础。而国内外对这种新型结构材料的预制体结构的研究，主要集中于编织结构体积单胞模型分析及其改进上l酬引。对整体结构的模拟分析21世纪才展开【I“⋯。三维编织预制体中孔隙对基体的填充工艺有至关重要的影响117-19l。尤其在C／C复合材料工艺优化模拟设计中，预制体孔隙结构及其比表面积直接关系到化学反应的活性点的浓度【20∞】。实现三维编织体中纤维束的空间走向和形态可视化，显示其内部孔隙分布、形状和大小。是达到灵活设计三维整体编织C／C复合材料，改进制备工艺和实时检查设计效果的有效方法。用实验的方法得到预制体的真实孔隙结构是非常困难的，用计算机仿真的方法实现三维编织体内部的孔隙结构的可视化及编织工艺参数的交互设计与修改，是纺织预制体孔隙研究 的主要方法【14捌】。随着计算机科学的发展【25J，许多建模软件的出现，开发了一些用于树脂基材料成型工序、性能、填充方式模拟的商业软件，如LcMflot“，LIMS“，^BAQUS“【2”7】。而三维编织技术是七十年代后期发展起来的，国内外对三维编织整体中孔隙几何结构的研究很少【硎，在以往的三维编织复合材料的理论研究中，只考虑了纤维束，基体的力学性能，结合编织参数对这种新型编织结构内部的孔隙研究还未展开。本章根据第二章提出的纤维束单胞模型，采用数值元分离连续纱线的方法，结合主体纱数、纤维体积百分数、编织角、纱线当量半径等编织参数对预制体内每一纱线数值元的控点位置进行了计算，通过采用空间样条曲线拓扑纱线轴线控点、纱线截面挤压成椭圆形的假设，就三维整体编织预制体和纤维束间孔隙两方面结构，借助于Solidworks2003三维桌面集成系统及其API接口，用VC++完成了编织参数的传递、控点坐标和截面参数计算；实现了任意编织参数组合的三维编织整体实体模拟，实现了预制体内部孔隙分布、形状和大小的图形显示，计算了孔隙的体积及表面积。为后面的三维整体编织C／c复合材料的力学建模提供了基础，对C／C复合材料的设计和制备工艺的改进具有重要意义。3．2纤维束单胞分离数值元根据四步编织法，随着纱梭一步步的移动，纤维束相互交织形成编织体。纤维束截面的形状由其挤压发生的变形而决定，纤维束的空间走向由其轴线空间形态决定。每一纤维束单胞的轴线是一条直线和曲线相间的复杂空间曲线，难以用一个数学方程进行描述。根据第二章的假设。纤维束单胞截面因纤维柬间相互挤压由理想的圆形成为椭圆形。其椭圆的截面长短轴的方向随着轴线的空间方向的变化而变化。若能把纤维束沿着轴向有限分离成一个个的数值单元，使得每一单元的长度足够小，可用轴线上一点的坐标和此点处的截面形状数学特征表述出来，这样可对纤维束单胞的整体进行造型。3．2．1轴线控点坐标当一个纤维束单胞被分离成数值元时，相应的纤维束轴线也被分离，如图3．1所示。在分离数值元的轴线上确定一点，作为控制此数值元的空间位置的关键点，称为控点，那么纤维束的空间位置可由控点决定。 西北工业大学博士学位论文I小——-．-—————··卜—一＼＼c。ntr6Id。t图3—1纱线轴线分离示意图Fi昏3—1Di∞reti日n∞oft}leyam“is根据携带器折线轨道和预制体的成型过程，建立一个坐标系，该坐标系以编织体的轴向为z轴，五y平面垂直于z轴作为投影平面。根据投影规律，对于任一控点，控点在投影平面中的两维坐标，即为控点空间的而J，坐标。控点的：坐标即为沿着编织体轴向坐标。把一纤维束单胞轴向长度分成n等分，每一等分作为相邻控点的z坐标增量。同时把纤维束单胞在投影平面中长度也分成n等分，每一等分点的坐标作为对应控点的x，y坐标。编织体在一个组织循环后开始另一个循环，预制体的结构和纤维束单胞的空间形态也开始重复。因此，只要计算纤维束单胞的坐标就可描述任意长度的预制体．3．2．2数值元控点计算量的简化在lm×疗1的编织体里，共有Ⅳ个纤维束单胞，计算每一纤维束单胞轴线每一控点的坐标，计算量很大。由第二章的分析可知。纤维束单胞运动轨迹投影分成G类，同一类纤维束单胞的起始位置相差一个机器循环。根据每类纤维束单胞在水平投影面上的投影规律，及每一控点产生特点，只要计算出每一类纤维束单胞中的一个纤维束单胞轴线的控点坐标即可。其他纱线轴线控点坐标，可以根据其携带器在投影面上分布。由所计算出控点坐标推出。以图2．3中携带器(20)携带的纤维柬单胞为例，设第(12)纤维束单胞轴线第f个控点位置坐标为n=【‘M刁】f=1，2’⋯，七(3-1)则与(12)同类的(20)纤维束单胞轴线的第f个控点位置坐标为p』=【x，+．缸y．+z砂z，+4z】j=1，2⋯．，七(3-2)出，砂，出是一个机器循环的坐标增量。 根据第二章纤维束单胞的方程及一个组织循环所需的步数，针对每一编织参数，可确定一个机器循环的坐标增量。在程序的实现过程中，应首先把纱线进行分类。同时把每一类中的首个纤维束单胞的相应携带器号及起始控点的坐标赋给程序。这一类中的其它纤维束单胞的控点坐标依次顺移即可。其控点坐标计算程序流程图如图3—2所示。3．2．3椭圆长短轴方向根据第二章对纤维束截面参数的论述可知，纤维束单胞的截面形状为椭圆形，椭圆形截面的长半轴的长度为口，短半轴的长度为6且其方向与投影面冽平行。当纤维束单胞轴线被分离成数值元时，空间纤维束单胞是一段拥有椭圆截面实体，对于每一分离数值元中截面长短轴的方向决定着分离后的纤维束单胞实体是否连续成形。图3—2控点坐标计算流程图F涪3．2TheBawcha^ofcoordjn曲笛已知纤维束单胞轴线每一控点的坐标后，在垂直于纤维束单胞轴线可作出一个基准面，在SolidWorks中，软件自动在此基准面上建立一个坐标系，如图3-3(a)所示。该坐标系的毛轴为基准面的法线矢量方向，而、)，。轴位于基准面内。为在坐标系D1而y。而中正确确定椭圆形截面，必须给出椭圆的短轴点胀轴点月坐标系Dl工。y．zI中的坐标。为此，在基准面内再建立如图3—3(b)所示坐标系o。x：y：毛，其坐标轴工：、y：分别通过短轴点痢长轴点彳。在坐标系D．工：儿毛中，爿点和脯的坐标分别为(o，口，o)和(6，o，o)。在全局坐标系中，i=0，，6l，q)、毛=(Ⅱ：，6：，c：)是已知的。假设置在全局坐标系中中的三个分量为吗，岛，岛，它可以通过以下两个条件确定：J岛=o⋯⋯⋯⋯j2平行于投影面xoyr3．3、I五·毛=o⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯⋯。j2上毛。⋯ 西北工业大学博士学位论文(a)∞图3—3基准面坐标系Fi93-3丁hecoordjna士esystem0f腭向如cepJ彻e显然两个坐标系DI_朋zl和Dl叠y221只相差一个角度口，坐标系Dl工2y2zI绕q：l轴旋转口角度后即和o，五J，l毛重合。而cos弘荫(3．4)在(3川式中，当i：×i。矢量方向和毛矢量相同时，口为正；两矢量方向相根据坐标转换，椭圆的短轴点胀轴点脞标系q而M毛中的坐标分别为：刚辜警溷ps，I；；]=降芝：羽ps，3-3编织结构的模拟利用计算机对真实系统进行模拟“实验”、提供实验结果、指导新材料研究，是材料设计的有效方法之一陋】。为真实地模拟四步法编织产生的各种编织参数组合的三维编织体，发现其内部结构的布局和纤维束单胞间的空间干涉，获取束间孔隙形状、大小、相互间的联系等信息，利用cAD／CAM技术开发的软件是 最适合的。要创建一个三维编织软件，时间和资力都不允许，选用适合的商品化支撑软件，在其基础上进行二次开发是当今各专业领域进行计算机模拟主要趋势。Solidworks是在windoWs下开发的三维机械设计软件，具有曲面实体造型，模具设计，零件密度、质量、体积、表面积的计算等功能。它提供了良好的Vc接口，使用vc编译出来的DLL可以作为Solidworks的插件集成到solidworks中，建立适合用户需要的专用的模块t30】。其接口程序的设计如图3-4所示。3．3．1编织模拟实体车E啦lbl曲廿lerel越l伽shipbet、Ⅳ咖M明uand丘m甜叩蛐e吐博fesults★Ff∞tkpoin妇s根据分离的有限数值单元中的控点坐标，图3—4接口程序框图结合S01id髓rks曲面实体造型功能和API接口，F记3．4neflowchartofAPI在Solidwb舾界面上插入专用于编织体模拟的菜单。编织实体生成的界面如图3．5所示。纤维束单胞轴线上一系列离散的点通过工具菜单“通过参考点样条曲线”功能实现三维空间曲线的形成。通过曲线控点法向矢量的获取，空间坐标系的转换，基准面的建立，截面形状的产生，由插入菜单中“凸台／基体”功能实现纤维束单胞的造型。由于编织体随编织参数的变化而变化，所以为实现用户优化编织参数设计的目的，我们采用交互式操作，可通过点击如图3-5所示的软件界面上的。结构模拟”菜单，“三维编织体”子菜单，在弹出对话框中输入编织参数后，软件进行纤维束单胞分类和控点坐标计算后，由soIidw硎凸软件控制编织体造型，所有坐标系的转换，基准面及实体的生成都自动完成，无需人工干预。图3．6是各种编织参数输入后系统自动生成的编织实体。 西北工业大学博士学位论文图3—5编织结构模拟界面图Fig．3—5111egraphicsy啦mforbmidsimulaIion350(a)主体纱数2×4，体积百分数30％(a)N哪b汀of∞wsandcoIum璐2x4，丘actionvolmeoffib盯30％，40％；350(b)主体纱数3×3，体积百分数30％∞Nmb目ofrows卸dcolumIIs3x3，向cd∞voJmeof6b盯30％： 2×43×3(c)编织角35。，体积百分数4096(c)Bmided卸茸e35I如嘶∞Vol啪eof行b盯40％图3书编织实体图Fig．3石silIluIa士ed翱t时oftlleprefo皿3．3．2模拟结果分析图3．7与图3．8分别是编织角为240，纤维体积百分数为40％，当量半径为O．378实物与模拟编织体。通过对比．发现模拟外形与实物外形十分符合。把模拟编织体沿表面456截切，得到纵向截面图如图3．9所示，与实际编织体(第二章图2．8)对比发现其内部结构与实际结构非常符合．图3—7实物外形照片Fjg．3—7nephotoofpracticalbmid6l 西北工业大学博士学位论文图3—8外形模拟图Fig．3—8SimuJatedbraid3．4孔隙结构模拟实体图3—9纵向截面图Fi昏3-9TheintcriorofsimuIatedb删d作为三维编织复合材料预制体的编织实体，其内部的孔隙即为基体的填充空间。对于c／c复合材料，由于等温cIVI工艺可以同时制备大批量复杂构件，改善其固有的一些工艺缺陷，使许多科研工作者致力于其机理研究。如何分析CVI工艺过程中气相中的均相反应和其固相表面的非均相反应的复杂竞争关系，以及由于这种竞争关系的变化造成的热解碳沉积机制的改变pH9J和着眼于多孔预制体的孔隙结构随致密化过程的变化，以及这种变化与气固表面的非均相反应的相互关系【协4l】，被认为是这研究热点。深入的了解预制体的孔隙结构特点及其分布情况是CⅥ工艺机理数值模拟的基础。预制体体内的孔隙结构一般可分为两类：纤维束间的大孔孔隙和纤维束内的微孔孔隙。对于微孔孔隙，Ⅷdy猢aIl通过分别考察预制体孔隙率为极大值和极小值时的孔隙结构特征．给出了一个简化的微孔孔隙比表面及演变模型【4”。多孔预制体复杂的孔隙结构是导致CVI非均向表面反应复杂化的主要原因。当束间大孔隙采用“极大值／极小值”法来分析比表面积演变过程，大孔孔隙比表面计算模型不能十分有效地反映实际情况I⋯。为了解三维编织预制体在不同编织参数下的纤维束大孔隙结构特点及其分布情况，在S01idworks环境下，对模拟产生的编织实体，通过装配基体填充空间的实体，利用制模中的型腔工具，自动生成对应预制体内的孔隙几何实体。显示纤维束间孔隙形状、大小随编织参数变化的演变情况，用工具中的测量功 能计算了柬间孔隙的体积及其表面积。3．4．1孑L隙模拟实体空间确定编织体的大小决定着基体的填充空间，由于c／c复合材料CVI工艺制备的特殊性，最终产品的外形与编织体的外形几乎没有区别，如图3．10所示。沉积前沉积后图3一10编织体与复合材料对比图F-晷3·lO也e卿d堍锄dcompos沁从第二章的叙述中可知，在建模时考虑到编织体量取尺寸是在纤维束的外侧，因此在长度方向和宽度方向上加了纤维束的半径。从图3．10可知，在表面纤维束间的凹凸不平处并没有被基体填平，基体填充空间的尺寸比编织体外形尺寸小。为模拟编织体纤维束间的孔隙实体和计算孔隙表面积，在确定基体填充空间截面尺寸时，在长宽方向分别减去两个纤维束的半径，其长宽表达式如下：呒=2√26向一1，+2√2R(3-7)厶=2√2b伽一lJ+2√2胄(3-8)用上述尺寸作为预制体模具的截面，拉伸成与编织体同长度的实体，用于模拟纤维束间的孔隙实体。 一西北工业大学博士学位论文3。4．2孔隙模拟实体孔隙模拟的功能是在自动生成编织实体基础上开发的。在原有的交互界面上增加模具与基体两项子菜单，使得程序在输入编织参数生成编织体后，依次点击菜单中的模具和基体，能自动完成编织体纤维束间的孔隙实体。其生成界面如图3．11所示。图3—1l生成孔隙实体界面F．g．3一11The脚Ilic夥stemforpor嚣simula：【ioniIlbr面d不同编织参数(编织角、体积百分数、主体纱数)下的模拟孔隙实体如图3．12所示。其编织参数及孔隙模拟值与理论值如表3．1所示。从图3-12可见，通过孔隙实体模拟可把纤维束间孔隙随编织参数变化的特征结构表示出来，从表3．1可见，模拟体积值与理论体积之间的相对误差值小于5％，说明模拟结果是有效的。预制体中的孔隙分布在完全致密复合材料中就是基体的分布，模拟图中完全分离的孔隙，在基体材料的填充过程，不易被基体材料填充，形成闭孔，最终会对材料的力学、热学性能产生不利影响。 表3一l不同编织参数纤维束间的孔隙模拟值与理论值协le3-1Thebraidiflgp扰唧懈卸dcomp撕s锄醅tw嘲thenl∞嗽ical勰dsjmulat酣词u髓编号m×n编织角当量直径纤维体模拟隙单位体孔隙体相对。(咖’霎?篇8嚣霎扩蓉。≥筹敦(呦(mm’)值(衄’)(％) 西北工业大学博士学位论文(5)图3一12模拟孔隙实体图Fig．3-12ThesitIluIa自edpoms图中每一分图号和表3．1中的编号对应。3．4．3孔隙实体参数变化规律与柬间孔隙相比，束内孔隙较为均匀。从第二章中可知，三维编织体中束内孔隙占纤维束整体体积多少可用填充系数进行表征。在孔隙模拟过程中，在计算纤维束间的孔隙体积值与表面积的同时，计算了纤维束的短半轴随编织参数的变化值。在主体纤维束数为4×2，编织角为200，当量直径为O．189的情况下，图3．13为计算所得的纤维束截面短半轴长度随纤维体积百分数的变化规律曲线。图3．14~3．15为三维编织体束间孔隙体积和表面积随纤维体积百分数变化的变化规律。10203040506070”，阳图3—13纤维束截面的短半轴随纤维体积百分数变化曲线F．g．3·13De唧denccofb∞tIle行b盯Volume的cti∞■弘■历卫坫¨蝴吣蚴呲嘶f_E鼍奄 lO2030405060707，鳓图3一14束间孔隙表面积随纤维体积百分数变化曲线Fi粤3一14DependenceofSonthefibcf∞lume行a西onZO3040506070”，例图3一15束间孔隙体积随纤维体积百分数变化曲线Fj昌3—15Del唧d∞ceofVonmcnbcrvoIme丹∞tion从图3—13^3．15可见，在编织角，当量直径，主体纱数不变的情况下，随着纤维体积百分数的增加，预制体中纤维束截面的短半轴、束问孔隙表面积、束间孔隙体积减小。在主体纤维束数为4×2，纤维体积百分数为30％，当量直径为0．189的情况下，图3-16为计算所得的纤维束截面短半轴长度随纤维体积百分数的变化规律曲线。图3．17~3．18为三维编织体束问孔隙体积和表面积随纤维体积百分数变化的变化规律。67∞|堇湖垂i蜘{善姗m产寒H^河∞加0卜嚣妻 西北工业大学博士学位论文O．30．29O．28新z日O．26O．25O．2451525354555a(de晷ree)图3一16纤维束截面的短半轴随编织角变化曲线Fig．3—16Depend∞∞ofbont}lebraidedan羽e51525354555位(de昏ree)图3—17束间孔隙表面积随编织角变化曲线Fi昏3一17D印锄den∞OfS彻mebraidcd龃gIeO0D鲫喜|伽姗枷m一-皇g一∞ 51525354555a(de印．ee)图3—18束间孔隙体积随编织角变化曲线Fig．3—18Dep印den∞ofV∞tlleb忍ided∞gIc从图3．16~3．18可见，在纤维体积百分数、当量直径和主体纱数不变的情况下，随着编织角的增加，纤维束截面的短半轴长度增加，而束间孔隙表面积、体积都减小。3．4．4模拟结果分析由纤维束短半轴可计算填充系数，根据3．9和3．10可计算孔隙的两个表征参数：束内孔隙率h，和束间孔隙率№，1—8屹l2了”，vI：：1-!￡(3-Io)束内孔隙率h，和束间孔隙率h?随纤维体积百分数变化的规律如图3·19所示，随编织角变化的规律如图3．20所示。踮{；；沥加坫m0裔是-Sx 西北工业大学博士学位论文010203040506070～l㈣图3一19孔隙率随纤维体积百分数变化曲线Fig．3·19DeperIderIceofvkl，vl(2伽tllefibervol啪e触c廿on51525354555口tde晷他e)图3—20孔隙率随编织角变化曲线Fi昏3—20Depef_d∞∞ofvkl，VIc2∞tIlebmided∞de在编织角，当量直径，主体纱数不变的情况下，由模拟实体的束内孔隙率和束间孔隙率与纤维体积百分数变化曲线(图3-19)可见，随着纤维体积百分数的增加，束内孔隙率减小，而束问孔隙率几乎保持不变，即纤维体积百分数的变化只对纤维束内的孔隙产生影响。在纤维体积百分数、当量直径，主体纱数不变的情况下，由模拟实体的束内孔隙率和束间孔隙率与编织角变化曲线(图3．20)可见，随着编织角的增加，束内孔隙率减小，而束间孔隙率增加，增加与减小的速度基本一致，在编织角较小时，柬内孔隙率大于束间孔隙率；在编8765432l0mnmm仉盆M20山7654321Omnm窘b20钆 织角48．50附近时，束内孑L隙率和束间孔隙率相等；当编织角大于48．5。，束内孔隙率小于束问孔隙率。在cvI工艺沉积预制体制备C／c复合材料过程中，对于均匀分布的孔隙。不易形成闭孔，对于不均匀孔隙易形成闭孔。束内直径均匀的纤维间易形成均匀的孔隙，而束问因纤维束的交织其孔隙不均匀。为描述孔隙的不均匀性．对模拟孔隙实体的表面积和体积进行处理，得到单位体积表面积随纤维体积百分数的变化曲线如图3．21：单位体积表面积随编织角的变化曲线如图3-22。l薹252015105010203040506070”，仞图3—2l单位体积表面积随纤维体积百分数变化曲线Fig．3．21Depend∞ceofs，vonⅡlefib盯Volume缸ction1817．517苫16．5瓤1514．51451525354555a(degree)图3—22单位体积表面积随编织角变化曲线Fig．3-22DepefId∞ceofSⅣontIlebmjded∞鲥e 西北工业大学博士学位论文从图3．21的单位体积表面积与纤维体积百分数变化曲线看，当主体纱数、纱线当量半径和编织角不变时，随着体积百分数增加，随着体积百分数增加，单位体积表面积增加，这表明：预制体中的束间孔隙的结构形状或大小发生改变，由图3．13可知，随着纤维体积百分数的增加，纤维束的短半径变小，根据第二章的分析纤维束的长半径也变小。因此，对于纤维束的交织空间来说表面积应该变小，但实际计算结果表明，单位体积表面积变大了，就是说在预制体中的束间孔隙主要是大小发生变化，连成一片的孔隙实体分离成小块实体增加表面积。结合图3．19束内孔隙率变化曲线，可知纤维体积百分数的增加，对cVI工艺制备高密度C／C复合材料产生两方面不利因素：(1)束内孔隙率变小，这样使得气体流动在通过束内时的通道变小。(2)由于束间孔隙的分离，一旦束内孔隙被填充，束间的孔隙被填充的可能性减小。只有当被分离的束间与束内孔隙大小一致时，最利于CⅥ沉积，在什么纤维体积百分数下束间孔隙与束内孔隙最接近有待于进一步的研究。从图3．22单位体积表面积与编织角变化曲线看，在主体纱数、纱线当量半径和纤维体积百分数不变时，随着编织角增加，单位体积表面积曲线的变化分四个阶段，当编织角小于15。时单位体积表面积随着编织角增加。在15。．20。时单位体积表面积减小，在20。一35。时单位体积表面积基本不变。大于350时，单位体积表面积开始增加。这说明，预制体内的束间孔隙的形状和大小随着编织角的变化也发生改变。O．455口(de矿ee)图3—23纤维束截面的长半轴随编织角变化曲线Fig．3-23DepcnderIccofaon廿1ebraided∞一e■弱■筋卫m∽n呲m_l譬基lD 一．第三章三维整体编织预制体结构模拟由图3．16可知，随着编织角的增加，纤维束的短半径变大，但纤维束的长半径随编织角的增加不是简单的增加或减小。其变化规律如图3．23所示。从图3．23可见长半轴的变化规律较为复杂，而其短半轴随编织角增加变大，当编织角小于20。长半轴随着编织角增大而减小，由纤维束的交织空间形成的柬间孔隙的表面积变小，导致大孔隙分离成小块，成为束间单位体积表面积变大主要原因。小于15。时，短半轴随编织角增加速率小，长半轴在150处时其变化速率出现变化。表面积变小的速度增加，虽与小于150时相比，短半轴随编织角增加速率有所提高，但与长半轴在15。处时其变化速率的交化相比要小得多，这个变化速度，使得大块孔隙分离成小块孔隙的大小较为均匀，导致单位体积表面积变小。在206左右时，单位体积表面积达到最小值。在200．350间，短半轴随编织角增加速率基本保持不变，长半轴随编织角增加的变化其数值几乎不变，由于大孔隙分离戍小块的速度与孔隙表面的增大的速度较为合理，孔隙大小较为均匀，在300时长半轴的数值虽略有波动，单位体积表面积也随之波动，但影响不大，但其数值仍较为平稳。当编织角超过350时，长半轴随编织角增加的变化速度又发生改变，急剧下降，孔隙表面积有急剧减少，导致大孔隙分离成小块，束问单位体积表面积增大。结合图3．20，可知随着编织角的增大，束间孔隙率增加，束内孔隙率变小，因而不利于沉积；但在200．350间，短半轴变大，长半轴基本不变。由于纤维束当量半径不变，束内孔隙增大，利于气流流通。这应是最有利于沉积高密度C／c复合材料的编织角。预制体中的孔隙分布在完全致密的复合材料中也是基体的分布，模拟图中完全分离的孔隙，在基体材料的填充过程，不易被填充，成为闭孔，易出现应力集中的缺陷。最终影响材料的力学、热学性能。3．5本章小结(1)根据四步编织法纤维束的运动规律，采用数值元分离连续纤维束单胞的方法，结合主体纤维束数、纤维体积百分数、编织角、纱线半径等编织参数，计算了预制体内每一纤维束数值元的控点位置。(2)利用样条曲线拟合纤维束轴线控点、采用纤维束椭圆形截面假设，用VC++在参数化图形建模软件S01idworks中完成了编织参数的传递、控点坐标和截面参数计算；实现了任意编织参数组合的预制体和纤维束间孔隙的模拟，计算了纤维束间孔隙的体积、表面积。孔隙体积的模拟结果与理论值的相对误差 西北工业大学博士学位论文不超过5％。(3)根据模拟结果，找出了在当量直径和主体纱数不变的情况下，纤维体积百分数、编织角对预制体中束内孔隙率和束问孔隙率的影响规律。(4)结合束间孔隙单位体积表面积与纤维体积百分数、编织角的变化曲线，分析了束内、束间孔隙的形状大小的变化规律及其机理，指出了利于cvI制备高性能C／C复合材料的预制体编织参数选择方向。参考文献n】Delha舒P．．Ch锄icalvaporDeposition锄dIIlfiltrationProcessesofCarbonMa钯rials．Carbon’2002，40：641-657【2】张守阳．新型cVI法制各C／C复合材料工艺及机理研究【博士学位论文】．西北工业大学，西安，2000【3】HitcllmallM．L，JenSenK．F．．ChemicaJvaporD印osition．AcademicPress．1993【4】LinYS。AnalysisofCVIProcessforPor0璐MacerialDensificationUsingaContinuollsmodel．Proceedsofthe11曲intem甜onalconfbrenceonCVD．1990．【5】Mac龃derA．B．，CmeR．M．，CalrⅦ)onesclliET．Fab—cationandMechallicalPmpeni部ofMultidime船ionally(X-D)BrajdedCompositeMaterials．CompositeMatcrial：Testing锄dDesi印(S“en山Conference)．ASTMSTP893，J．M．Whi协ey，Ed．，Americ强SocietyforTcsting锄dMaIerial，PIliladelpIlia，1986．422-443【6】SllnW．，LillF．，HuX．Computef-aidDesi口孤dModeliIlgofcompositcuIlitCeIls．COmpositesScienceandTec}lIlolo鼢2001，61：289-299阴P锄deyR．，HallIlH．T．．Ⅵs删izationofReprcserl乜tiVevol啪eEl锄entsfor111r∞一Dime璐ionalFo*st印BraidedComposites．CompositcsScienceand钕hnolOgy"1996，56：16l·170[8】姜卫平，杨光．三维五向管状织物纱束轨迹及纤维体积分数的分析与研究．复合材料学报．2004，21(6)：129一124．[9】ThgZ．X．，Postle．＆MechaIlicsofn∞e-dime船ionalBmidedS眦tu佗sforC锄posjteM出耐als·panI：Fa嘶cS仃uctu陀s锄dFibreVolllIneF叫ion．Compos沁S仃uctIll_es，2000，49：45l-459【10】张美忠，李贺军，李克智．三维编织碳／碳复合材料预制体结构模拟．材料科74 学与工程学报．2004，22(5)：634．636[11】王迎娜，王玉林，万怡灶．三维四向编织复合材料体胞模型的修正．复合材料学报2004，21但)：128．133【12】徐娓，许希武，汪海．三维四相编织复合材料的几何建模及刚度预报．复合材料学报，2005，22(1)：133．138【13】ch朗z．&，ZhuD．c．，MengL．．AHomogenizationschemc龃dEvaluationofElastjcPrope币esofT1lree·Dime璐ionaIBmidedCompositesComposites：PartB．2001．32：67-86[14】RobitalleF．，LongA．c．，Jo鹏I．A．cta1．AlltomaticallyG舶emtedGeom疵Descriptio璐ofTe炳le如dCorIlI，ositeUIlitCdls．Composites：PartA，2002，34：303．312【15】W弛YQ．，SunX．kDi百tal-el锄emSiIIlulalj∞ofTextileProces辩s．Composi钯sSci％ce柚dTcchnology’2001，61：311·319‘[16】Z110uGM．，Sunx．K．，W抽gYQ．MIlli-ckIiIlDi百taJE1锄entArlalysisirITc炳leMechaIlics．CoInpositesScience锄d慨hnolo鼢2003，64：239—2“【l7】LiK．Z．，LiH．J．，JiallgJ．Y，HouX．H．N啪ericalSimlllationofIsotIle肿alChemicalVaporInfil仃ationProcessiIlFa嘶catjonCarbon—CarbonCompositesbyFiIliteEl锄emMetbod．scienceIIlcllim(SeriesE)，2000，43(1)：77-85【18】nH，J．，JiangJ．Y．，LiK．Z．Opt．mizillgPa咖1etersofCVIprocessforM如ufhct嘣ngCarbon·CarbonCoInpositesbyG％nicAlgorithrnsMaterialsLe仕cr，2003，57(16-17)：2366-2370【19】赵建国，李克智，李贺军．纤维含量和热处理对碳／碳复合材料性能的影响．材料研究学报．2005，19(3)：293．298[20】N锄y棚BimI(a刈a，EdwardA．EvaIlS．AReducedReactionofCarb∞CVD，CVIProcesses．Carbon2002．40：675-683．【2I】CurricrRP-o’旧rl印ModeJforChemicalVap0“nfjl仃a廿onofCarboninPofollsCarbonSubs昀tes．CarboIl，199l，29(3)：387-396【22】StarrT．L．J．G髂1"ransportModdforChemical、『a】)orln丘ltrationMaterRes．，1995，10(9)：2360-2366【23】T越N．H．，ChouT．W．．AnaJyticalModelingofChemical、，raporI曲ltrationinF曲ric撕onofCe砌icCompos纰fbrJAmCERamR_es．，1989，72(3)：414—420 西北工业大学博士学位论文【24】Lulld蛐mT．S．，GebanB．R。Eff如tofPenl】rbationofFibre灯chitect嗽onPemeabil时InsideFib陀T0w．JComposMaterl995，29(4)：424—“3【25】DeLucaP．，BenoitYLCMnotUserGllide，ESIFoup，200l【26】simacckP．E．，SozerE．M．，AdvaniSGuscrManualforDmpc1．1锄dLIMs4．O．CCMR印ort98一01．UrIiversityofDela、vare，USA，1998【27】Hibbitt，KdssonandSoreIlson圳．Abaqus／S伽吐吲user’sM柚训，v01．1，1998【28】李爱军．碳，碳复合材料性能预测与IcVI工艺系统虚拟设计[博士学位论文】．西北工业大学，西安，2004【29】许鑫华，叶卫平．计算机在材料科学中的应用．机械工业出版社．2000【30】江洪，魏峥，王涛威．Solidwjrks二次开发实例解析．北京，机械工业出版社，2004f3l】zhallgW．G，Ht嘶ngcrK．J—SinluJ撕onsmdiesonChemicalvapor111fil缸面∞ofCarbon．CompositcsSciencealldTeclln0109y．2002，62(15)：1947-1955[32】zhaIlgW．G，H叭ingerK．J。Ch锄icalVaporInfil仃ationofC甜bonFibcrFen：0ptirnjzationofDensi矗cation锄dCarbonMicros仃ucture．CarboIl"2002(14)：2529．2545[33】乃脚gW．Q，Hn砸ngerK．J．．cheInicalVaporI曲lⅡ锄i∞ofc抽on-ReVised：胁I：ModelSinlIIl撕ons．C矾枷b2001，39(7)：1013一1022【34】‰gW．G，啪ning盯K．J。CheIllicalVapor蛐l伽i∞ofCarbon—ReVi刚：PartI：ExperimentResults．CarborI，2001，39(7)：1023一1032【35】HuZ．J．，z|瑚gW．Q，HntthlgerK．J。Re功ikB．Germscll．D．InnuenceofPf；essure，Temperatu佗aIldSurfaceAre矿旧l啪eRatioonⅡ圯Textu陀ofP)∞l州cCarbonD印osited劬mMe恤me．CarboIl，41(4)：749-758[36】BeckerA。H矾ingerkJ．．Chelnis时肌d飚neticsofCheIllicalvaporDepositionofPyrocarbon-ⅢPyroc盯bonDepositionfbmPropylene趾dBalz锄ein也eLowTcmpc阳n】reRegillle．Carbon，1998，36(3)：20l-211【37】BeckerA．andHn仕ingcr艮J．．Chemis仃y卸dKmeticsofChemicaJvaporDepositionofPyrocarbon一ⅡPyrocarbonDepositionf而mPropylene，Acetylene姐dl，3一ButadicneintheLowTcmperatL嘴Re百me．Carboll’1998，36(3)：177-199【38】Beck盯A．∞dHnmngcrK．J。Ch锄is仃y锄dKjneticsofCheInicaJVaporDeposi廿onofPyroca椭n-ⅣPyrocarI)0nDeposition舶mM础锄eiIl血eL0w Temperan啪Regirne．Carboll"1998，36(3)：213-224【39】Hnnir喀efK．J．，cVDinHotW砒lReactofs—theInteractionBctv旧胁HomogeneotIsG硒一Phase锄dHeterogene0∞Su而ceRcactions，CheIIlicalvapHDrDeposition1998，4：15l-158．f40】NamyaIlaB椭ka州a，EdwardA．，EvaIts．AreducefeactionmodelforcarbonCVD，CVIproces∞s．Carbon，2002，40：675-683[41】V缸dyaram柚S⋯Lackcyw．J，A臣awaIP．K．，StarrT．L．．1-DModelforForceFlow-雠皿alGmdicntChcIIlicalvaporIn丘ltranonProccssforCa加ⅣCa舢nCompos沁s．Carboll"1996，34(9)：1123-1133 西北工业大学博士学位论文第四章三维整体编织复合材料纤维束单胞力学模型4．1引言复合材料的强度和韧性是组分材料和微观结构共同响应的结果。复合材料的微结构组分及其构造的动力学演化影响着材料的变形、损伤和破坏过程，从而决定了材料的强韧性宏观性能。因此必须研究材料组分、微结构及其制备工艺参数对材料强韧指标影响以及复合材料的损伤机理和损伤演化规律，在此基础上，发展复合材料的宏微观力学理论、材料力学计算方法和材料强韧行为的力学预测模型，建立复合材料强韧化设计的专家系统，才能把复合材料的强韧化设计定量化【”。研究复合材料的力学性能有两种方法：(1)宏观力学研究方法，即把复合材料特别是单向复合材料的宏观力学表现作为基本研究对象，不再具体区分纤维和基体的性能及其分布规律，而是研究它们复合后的有效特性，即平均意义下的应力，应变、模量、密度和线胀系数等物理概念。这种研究方法的特点是把不均匀构造的复合材料作了均匀化简化处理。(2)细观力学的研究方法，这种研究方法把纤维增强复合材料看成是由纤维和基体组成的不均匀材料，根据纤维和基体的力学特性、纤维的几何形状和排列形式以及界面特性等微观构造和组分特性，来预测和分析复合材料的宏观特性。细观力学研究方法为揭示复合材料细观特征对其性能的影响提供了切实可行的分析方法。利用细观力学研究纺织结构复合材料的力学行为一般采用下述步骤【2J：(1)根据纤维束的纺织构造，找出其组织细胞种类和每种细胞的纤维束结构。(2)确定在细胞所定义的空间中包含的纤维数和每根纤维束在该空间的几何位形以及纤维束间的关连。(3)把细胞作为进行力学分析和物理性能估算的微观力学模型，由此求得纺织复合材料的刚度或柔度矩阵。要深入研究三维整体编织复合材料的力学问题，就需要将宏观力学与细观力学相结合，建立合适的分析模型。模型的合理性、正确性、适用性是保证力学性能计算正确的关键。目前对四步法编织复合材料力学分析的主要方法是选取具有代表性的体积元来代表整体编织复合材料结构的六面体单胞模型，在计算方法上多采用有限元法、平均刚度法或平均柔度法进行力学性能分析。以六 第四章三维整体编织复合材料纤维束单胞力学模碰面体单胞体积元作为力学分析模型。不能以三维编织整体结构为对象进行分析，忽略了三维编织复合材料整体性的优势。同时在体积单胞截取时不能保证纤维束的连续性，在建立模型阶段给材料力学性能的预测带来理论误差。本章根据四步法三维编织复合材料的结构，实现了空间上的几何连续性，较为真实地模拟了编织预制件的纤维走向的纤维束单胞力学模型，克服了传统单元胞体的一些缺陷，结合宏观力学和细观力学，采用层板理论计算单向纤维束复合材料的力学性能参数，用刚度平均法计算四步法三维编织复合材料的力学性能参数，并与前入研究结果进行对比，验证了模型合理性。4．23D体积单胞力学模型1986年，K．Ko【31根据纤维在三维编织体中的走向，提出了一个由四根纤维束组成简单的体积单元胞体模型，如图4．1所示。从此之后，在三维编织复合材料的领域里，采用体积单胞建立相应的力学模型一直是此研究的主要思路。许多学者在此基础上对此单胞进行修正。在修正后的模型上采用有限元或弹性张量平均法来计算四步法三维编织复合材料的力学性能参数。王迎娜【4J对体胞模型进行修正，应用正弦曲线模拟了纤维束交叉的曲线弧度，把拉伸弹性模量、横向弹性模量和剪切模量计算公式分别修正如下：巨’2壶2G12-，。’易耻驴壶2G12％’2毒厂GJ：=——{}／21+彳孚一l，其中：／=也0Z为描述纤维曲线弧度的参数，k为正弦曲线L上的半波长；A为正弦波振幅。徐煽【51考虑了空间纤维束的相互扭结和挤压而造成的纤维束弯曲和截面把基于刚度体积平均思想，采用微元段直纤维的单向层板刚度分析方法建立了相应的刚度预报模型。其改进后的单胞模型如图4．2所示。 西北工业大学博士学位论文图4—1单胞模型图4—2单胞模型F蟾．4一lUnncelimodeFig．4-2un．tcellmodcI在实际结构中，单元胞体、纤维束及基体具有相同量级的特征尺度，在选取一定尺寸的六面体单元胞体时，会截取多根不同长度的纤维束。Zuo【6。71依据计算机模拟与实物观测建立了一个实体单胞模型，如图4．3所示。通过对弯曲界面单胞分层，采用层内匀质的方法计算弹性力学参数。图4—3单元胞体图4—4单胞结构F追．4．3unifoellmodeJFi晷4—4UnjfccIlmodcJ庞宝君等【8】提出在实际单胞结构中，纤维束的方向沿对角线，并在各方向上纤维柬错开。他们用十九根纤维束来表示单胞结构中沿四个对角线方向的所有纤维。在此单胞上建立了含多相介质单元的有限元分析方法预报复合材料的有效性甜9】。其单胞如图4-4所示。三细胞模型【J0l的提出，是皮芯结构的三维编织体几何建模～次大飞跃，陈利依据修正后的三细胞模型【I“，计算了各单胞在编织整体中体积百分数，并用多相有限元对各单胞的弹性常数进行了计算，其结果如表4．1所示【l珊，三细胞模型如图4—5所示。 IIl僦orS毗钕Comer图4—5三细胞模型F培4．5111r∞lITlitmodeI表4—1各单胞的有效弹性性能常数TabIe4_】Predictede仃bctiveelasticcollstantsforeachregjonandformewhoIecompos№E．iE蕾E女Gi：G口6器v口vt3v丛(GPa)(GP曲(GPa)(cPa)。其数据表明在某表面结构与角部结构占大比例的情况下．以单一的内部构型作为代表进行计算会产生较大的误差。研究表明对不同主体纤维束编织结构，在角胞的划分上，不同的参数用同样的方法划分会产生误差【。3l，并且在单胞划分后，为简化计算各学者对单胞内纤维束根数的取舍简化有较大的差异，这势必会影响力学性能。由于三细胞模型更为接近实际编织结构，杨振宇【14】在织物结构分析的基础上修正了基元、面元和角元的三细胞模型，使模型实现了空间上的几何连续性，较为真实地模拟了编织预制件的纤维走向。基于修正后的三细胞模型，采用刚度平均法预测了三维编织复合材料的弹性性能。其修正后的模型如图4．6^4．8所示。8l 西北工业大学博士学位论文(a)面元(b)角元图4—6单胞的改进Fi昌4-6iIIIpmvcmem∞surfh∞∞Il∞dcomerceU图4—7面元同面元、基元的连接F．94-7Co肌ccnonbe^嗍lsu响∞celIands山慨cell．imeriOrcell图4’8基元同角元的连接F培4-8Co曲ectionbet、v嘲intenorce¨卸dcomercen从上述学者对四步法三维编织复合材料力学模型的改进可知，原始体积单胞模型主要有两方面的缺陷，一是不能正确的描述皮芯结构，二是空间上的几何连续性难以得到保证。为减少因单胞划分而带来的困扰，随着计算机科学的发展，因受计算量限制而停滞的以整体为研究对象韵方法得到发展。下面以第二章提出的一个组织循环的长度作整体编织体结构为研究对象，以纤维束单胞模型作为力学研究的几何模型。在纤维束单胞基础上建立纤维束单胞力学模型 进而来预测3D复合材料的宏观力学性能。4．3纤维束单胞力学模型4．3．1编织结构整体及纤维束单胞根据第二章对四步法编织法分析，我们提出纤维束单胞，通过系列假设，在第三章利用开发软件对不同编织结构进行模拟，知道所有编织体的结构可以视为是以一个组织长度的循环组成的。以一个组织循环长度的编织结构整体作为研究对象，就可以反映任意长度的编织整体。以主体纤维束数为【2×4】，编织角为350．纤维体积百分数为40％，纤维束当量半径为O．5姗的矩形整体编织长条的一个组织循环为例，其整体结构如图4．9所示。显然编织整体是由多个纤维束单胞组成的，建立如图所示的整体坐标系，描述纤维束单胞在整体中的位置。图4．10所示的是其中的一个单胞。图4—9多个单胞图Fig．4-9Ally锄∞n∞ll纽‘【2×4】，铡ded∞gle35I吩40％． 西北工业大学博士学位论文图4—10单个纤维柬单胞FIg．4．10oneyam∞jt∞U4．3．2纤维束单胞力学模型在图4．10中的整体坐标系中，纤维束单胞的轴线是一条由直线和螺旋线相间组合而成的三维空间曲线。根据第二章的假设，纤维束内的碳纤维的轴向与纤维束的轴线平行，纤维束单胞中的纤维排列方向随着纤维束方向的改变而改变。用若干微元直线段ds逼近纤维束单胞的中心轴线，纤维束单胞可认为由无数微元段直纤维柬ds构成。如图4-11所示。图4一il有限段微元图Fig．4一ll蛐a儿pieceiIly锄mnce¨当图中每一微元段的长度足够小时，且这一微元内碳纤维的方向可看成与此处纤维束单胞轴线的切线方向一致。微元段内的纤维和周围分布的热解碳基体可视为单向层板纤维复合材料。同一纤维束单胞可看成是由无数微元直线段 的单向纤维层板复合材料组成。由于在一个组织循环的三维整体编织复合材料内，同类纤维束单胞的轴向投影相同，且这类中每个纤维束单胞的轴向生长长度只差一个机器循环的长度。以第二章的假设，每一机器循环的增长速度相同，因而处于不同纤维束单胞的同一走向的徽元段纤维束和其束间周围的分布的基体又可视为多层单层板复合材料。从而将层板理论和编织复合材料的细观结构特征紧密结合起来。针对单向纤维层板复合材料具有横观各向同性，在每一微元段建立一个局部坐标系D^西y，乃，Z，方向为纤维束单胞微元的切线方向，轴局．巧在截面内垂直于乃轴，并且使蜀轴平行于．阳y平面。如图4．12所示。同理，通过上述方法可对其他纤维束单胞进行切分，建立局部坐标。图4—12有限微兀坐标图Fig．4．12Coo柑inatesyst咖of锄allpi嘲为描述纤维束的力学性能，保证分析模型的有效性，假设(1)纤维束微元内残余闭孔孔隙分布均匀。(2)纤维柬单胞在弹性范围内满足正交各向异性线弹性本构关系。(3)纤维束单胞在致密化后，其截面积仍为椭圆。(4)热解碳基体在弹性范围内满足各向同性线弹性本构关系。由构成材料组分的性能参数和体积百分数含量，用混合定理确定其在局部坐标系的弹性常量【15】。 西北工业大学博士学位论文E；=Em(、一￡)+cEtV叠=V矽=V，fl一砂+V．向占～=去一-；}：』萼⋯⋯。(册，，：x，y，力E。El一⋯’其中如，％，G■，Gk，”声分别是碳纤维的杨氏模量，剪切模量，泊松比。占为纤维束的填充系数。民，G。。k是纤维束中基体热解碳的杨氏模量，剪切模量，泊松比。在局部坐标系下纤维束微元段的弹性常量刚度和柔度矩阵均为对称矩阵，其结构形式如下：bL=f{le12#13C2lC趋C，lC抡C”O0O钆OOc"OO％b^=0O0Os“0OJ卯OO‰其中：，表示的是某一单胞中微元段编号，f表示的是此微元段数所在的的纤维束单胞编号。根据柔度矩阵的元素与工程弹性常数的关系，可以写出柔度矩阵的具体形式为：童喾莲南‰％％O0O％％％o0％％％OO b凡=1％ElE，‰EIV口ElO0OEY0O一堡OO0E．一蔓ooE．上o三：o—上ooG吁oo上oG，oo上G胛=【c，F微兀段有了在局鄙坐标系F刚厦和柔匿矩阵，通过空闯坐标转挟关系，就可以得到其在总体坐标系DY眩下的刚度和柔度矩阵【qL和【影】FbL=k】{f【C，】5『阪】fj7kL=眈LblkL7其中【E】∥、匝】∥分别为应力空间转换矩阵和应变空间转换矩阵，也称为哈密顿张量(HarniltoIliaIl1hlsor)转换矩阵。其形式如下：【LL=匝L=l；砖2；砖譬所；，2‘小2成3“鸭啊，l厶历l胧2脚?m：，剪2用2脚j2鸭坍l2玛所2府?撑；所；2码啊2掰2，|22鸭吩H2盯3，n2刀，+m，疗2吗玎Im3，l，+历1吗啊他历l疗2+脚2，lI2胆I，l2晚，22刀3‘甩2，3+丹，，2n3‘+％，3厅l，2+甩2，2厅j聊J啊蚪；m2"2所；所3n32月2疗，胁2，％+％，122玛啊历3伪+肌l码2％栉2册l以2+历2，ll2‘小I卫2埘2弘m3毛川3+，3肌2厶％+，I鸭，lm2+屯ml啊，l疗2；2嘞厶一2‘+拧3，2拧3，l+疗l‘啊，2+％，2‘肌lf2形2，3％，2m3+以m2厶啊+，1％，l脚2+厶ml其中‘，％，‰(七=l，2，3)是纤维束的局部坐标系和总体坐标系的各坐标轴一|B量砰譬学％“他Z2 西北工业大学博士学位论文的夹角的余弦，称方向余弦。如表4．2所示。表4—2局部坐标系和总体坐标系之间的方向余弦表T曲le4-2C吒recn∞cosi鹏oftllec0仃镪pl∞dingc∞rdina把戤髓bctw∞nt量leglobal卸dthelocaI为得到各方向余弦值，平移局部坐标系Dpb巧乃使得其原点和总体坐标系DZ}z的原点重合，如图4-13所示。从图中可以看出，这两个坐标系之间的方位关系完全由两个角度少、口确定。其中沙即为纤维束微段轴线在．阳y平面的投影方位角，护和内部编织角的和为90。。对于确定的纤维束微段这两个角度完全已知。将总体坐标系a嗍优药曲转过∥角，得到坐标系0％yZ，坐标系0％"，，z再绕0％轴转过一口角，这两个坐标系就完全重合。Zrr五图4一13局部坐标系和总体坐标系的关系Fi晷4一13The坤laⅡonofI，∞alandglobalcoordirlat器记总体坐标系0岍z中的单位矢量为F，歹，f，它们在局部坐标系o^面y，z，中的分量分别为： 臣]=工[习[；]=4习[蒌]=￡[司，．，，『lo1『cos∥sinyo]扛。∽也∽5匕篓等n～芎妒ojOsin伊cos口0OlI记局部坐标系D幽巧乃中的单位矢量为‘，Z，毛，则方向余弦的值可表示为‘=于·i=z，ml=了·i=x，珂I=石·i=xI12=j，jI=ytm2=j·)l=yI律2=；·jl=yk，，=f·丘=毛m，=歹·丘=：，％=f-毛=气[C珏，可沿其中心迹线积分，即fc，l=手J：E，l西bl=去nbl凼=鲁bl，+鲁bl，+．．．+鲁bL￡F是i纤维束单胞上莉微元的长度，工．是i纤维束单胞的总长。即厶=∑岛一=J厶彻B，l=手J：bI凼，或 西北工业大学博士学位论文b，l=去nb，l西=每b，ll+鲁b，l：+．．．+鲁b，L4．4整体编织复合材料宏观力学性能4．4．1整体编织复合材料力学性能模型分析(刚度平均法)对主体纤维束数为【m×n】三维整体编织复合材料，首先对其中的所有纤维束单胞复合材料按所占体积分数进行刚度平均，即【_小軎肟p由前面的假定，纤维束单胞的截面积不变，体积百分数即为长度百分数，式可表示为豇，】=争【c，l+争blz+．．．+争【c，】Ⅳ其中Ⅳ=渐·拧+晰+丹三：y厶蒿在纤维束单胞C／C复合材料的束问孔隙里填满着基体，可以认为基体具有各向同性的特点。所以在总体坐标系下，基体柔度矩阵中各元素值可以用各向同性材料的弹性常数来确定，具体表达式为：陋L=oo●一瓯oo，一qoo。一瓯oo％一矗二乓。一ko％一％，一％％一乓。o。一k％一E％一毛。。o．一 第四章三维整体编织复合材料纤维束单胞力学模型基体的刚度矩阵为其柔度矩阵的逆矩阵，即【cL=pF。宏观上三维整体编织C／C复合材料具有正交各向异性，利用混合定理则整体编织复合材料的刚度矩阵p】(柔度矩阵眵】的逆矩阵)可用下式表示；眵】=眵r。=0【c】，+rl一■，【cL其中y，为纤维柬单胞复合材料在三维整体编织C，C复合材料中的体积百分数。根据正交各向异性工程弹性常数和柔度矩阵各分量之间的相互关系巨=击，B=击，丘=击，啄=击，吒=击，岛=击，～一凳心一鲁％一鼍％一未以一卺，％一急可得到三维整体编织复合材料9个独立的有效工程弹性常数。4．4．2结果分析利用上述建立的力学模型，对三维编织复合材料的有效工程弹性模量进行计算，为验证纤维束单胞模型的可行性，把其结果与多相有限元三细胞模型的结果进行对比。其纤维与基体的弹性性能参数如表4．3【9】。编织结构参数如表4．4所示。各有效弹性性能参数随编织角变化计算结果如图4．14所示。表4—3纤维与基体的弹性性能参数表TabIe4-3EI雒酊cproperIiesofcarbon疗ber卸dmatrixEz(GPa)EⅪGPa)GⅡ(GPa)Gx“GPa)-oC盯bonnbcr230402414．30．25Epo科3．5O．35表4—4编织结构参数表nlble4_4Thepa甩mctersofbmidingD枷纠肋柳7吩DimenSion(mm)O．75718×50．4520×6×2509 西北工业大学博士学位论文515253545Braidingangle(Deg．)O1020304050Braidingan91e(Deg．)GxvGzvGzxGxy[12]Gzy[12]Gzx[12]％踮两两跖钙弘历埒0一岛乱。一∞j_I，口—量m-【州∞Em_642O8642O一西山。一∞，"【11口n苫_．H日oLf∞ 0．8O．7O．6O．5O．4O．3O．20．1O0lO20304050Braidingan91e(Deg．)(c)图4一14弹性性能参数对比图Fig．4一14Con略tof吐"predictede舵ctjveeJasticconstaJl拓从图中可以看出，用纤维束单胞力学模型预测的三维编织复合材料的有效弹性常数随编织角的变化趋势与用三细胞力学模型的多相有限元计算的三维编织复合材料的有效弹性常数变化趋势相一致，这说明纤维束单胞力学模型是有效的。但从图4．14(a)、∞看，用纤维束单胞力学模型预测的拉伸模量与剪切模量数值比用三细胞力学模型的多相有限元计算数值高，这主要有两方面的原因：(1)在纤维束单胞模型计算的依据是编织体主体纤维束数，而在多相有限元三细胞模型计算的依据是预制体尺寸。(2)用三细胞体积模型力学建模时，力学模型与实际实体模型有一定的差距，按体积单元划分模型时其实体模型如图4．5所示，而力学模型如图4．15所示。在对应的内部、面部、角部的单胞中，只计算了较长的纤维束，对单胞中截得的小部分纤维束没有计算，破坏了纤维束的连续性，导致计算的参数偏小。同时在用多相有限元计算三维编织复合材料时，在主体纤维束数、体积百分数、纤维束当量直径相同的情况下，对于不同的编织角，采用相同的预制体尺寸计算。实际上在上述其他参数不变的情况下，随着编织角的增加，预制体的尺寸增大，因此计算值比实际值偏小。93o-【p硝h协co_【∞∞口L 西北_丁业大学博士学位论文画渔啻幽，两(a)cen．A秭cel”(c)cdK(d)cen．D(e)cdI．E图4—15三细胞力学模型Fig．4．15UnjtceIlmodeIofmech觚icaIpredjcted，(a)(b)ininterior(c)(d)insum∞(e)in∞mer为比较清楚地认识三维编织复合材料的有效弹性性质随纤维体积酉分数变化的规律，对表4．5所示的编织参数的三维编织复合材料有效弹性性质进行了计算。其结果如图4．】6所示。表4．5编织结构参数表翌!!!!：!翌!￡竺生堡!!!型!Ddmm){m硼a0．75718x525。45％55％65％75％Fibercontent(a)∞∞∞∞册如∞∞mO一时山。一∞了_【3口。巨∞．E州∞co— 45％55％65％75％Fibercontent㈣55％65％75％Fibercontent(c)图4一16弹性性能参数随纤维体积百分数的变化F螗．4-16Elasticpropeni器V耐ati帅witllthefIbcrcontem从图4．16(a)可知，在给定编织角和主体纤维束数的情况下，三维编织复合材料的拉伸模量随着纤维体积百分数的增加而增大。纵向(沿编织方向)拉伸模量随体积百分数的变化比横向敏感，并且纵向拉伸模量数值比横向的大得多。图4-16(b)表明了三维复合材料的剪切模量随着纤维体积百分数变化的情况。从中可见剪切模量随着纤维体积百分数的增大而增加。撕∞坫m0一受。一∞三npoE葛oL{∽7654321O0Ono州p∞．I∞．co∞∞刊。山 两北T业大学博士学位论文4．5本章小结(1)在纤维束单胞的基础上，建立了纤维束单胞力学模型。该模型保证了纤维束连续性，考虑了空间纤维束的相互扭结和挤压而造成的纤维束的弯曲和截面变形。(2)采用微元段直纤维的单向层板刚度分析方法，计算了微元在其局部坐标系的正轴刚度矩阵，利用坐标转换技术，得到纤维束单胞在全局坐标系的刚度矩阵。(3)按照体积分配原则，得到了三维整体编织复合材料的总刚度矩阵，根据柔度矩阵与刚度矩阵的倒易关系以及柔度矩阵各分量和材料弹性常数之间的关系，推导并建立了三维整体编织复合材料弹性性能常数的分析模型。(4)在分析模型的基础上，对不同编织参数情况下的三维整体编织复合材料弹性性能常数进行了计算，通过与参考文献结果的对比、分析，发现本模型的计算结果是有效的。参考文献[1]方岱宁．先进复合材料的宏微观力学与强韧化设计：挑战与发展．复合材料学报．2000，17(2)：1．7[2]沈怀荣，吴德隆．纺织结构复合材料的纺织几何模型．中国空间科学技术，2000，(2)：卜8【3】KoF．K．，11lree-dimensionalf址时csforCompositc，1bxtileS仇JctIlralComposites，Chou’r．w．扎dKoF_K．．eds．。触rd锄：ElsevierSciencePLlbIishcrs，i989：129．171’【4】王迎娜，王玉林，万怡灶．三维四向编织复合材料体胞模型的修正．复合材料学报2004，2l(2)：128．133【5】徐煜，许希武，汪海．三维四相编织复合材料的几何建模及刚度预报．复合材料学报2005，22(1)：133．138【6】Chenz．R．，ZhuD．C．，MengL。EvaluationofElasdcPropertiesof3一D(4’st印)Regul缸BraidedCompositesbyaHomogenizationMet}Iod．Con单ositeS协Jctu∞s．1999．47：477．482 【7】chenz．R．，ZhuD．C．，MengL．．AHomogenizationschemea11dEVaIllationofElasticPropeniesofnlrce．DimeIlsioIlalB船idedCompositcs．Composites：PartB．2001’32：67—86【8】庞宝君，杜善义，王铎，梁军．三维多向编织复合材料分析模型．哈尔滨工业大学学报，1996，28(6)：1．6【9】庞宝君，曾涛，杜善义．三维多向编织复合材料有效弹性模量的细观计算力学分析．计算力学学报．200l，18(2)：231．234[1o】wuD．L．11lree-CellModcJ锄d5DBraideds仇lcturalComposites．Compos“％Science趾d陆hnoIogy．1996，56：575-586．【l1】ChellL．，‰X．M．，ChoyC．L¨oIlthcMi盯0咖l曲RofThrce-dimensioIlalBmidedPrefonm．Compos妣sScienceaIldTechnolO卧1999，59：391_404．【121ChenL．，1幻XM，ChoyCL．MecIlallicalanalysisof3一Dbmidedcompositcsby吐lcfm沁multipImeelementm甜lod．CompositesScience肌dTechnolo踢。1999．59：2383-2391．f13】张美忠，李贺军，李克智．三维编织复合材料预制体结构模拟．材料科学与工程学报．2004，22(5)：634．636．【14】杨振宇，卢子兴．三维四向编织复合材料弹性性能的理论预测．复合材料学报．2004．21(2)：134．141【15】Go咖e巧B．，VbrpocstI．，VanHou廿eP．．ModellingtlleEla鲥cPropeniesofKrIitted·fh嘶c-reinforceCompos如s．Compos沁Science衄dT＆11Ilology，1996，56：685．694 耍j!三些奎主堡圭主竺笙兰第五章三维编织C／C复合材料弯曲力学性能研究5．1引言从C／c复合材料的发展历程可知，最初主要以作为耐烧蚀材料应用为目的，以结构材料应用为目的的研究开展相对较晚【l】。在航空、航天领域，三维编织C／C复合材料作为结构材料，因能够通过改变编织参数调整结构内部热应力，已成为一种重要的新型材料。由于影响三维编织c／c复合材料的因素很多，如纤维、基体、界面的变化都会对材料的性能产生较大的影响，因此其性能的可靠性成为其应用的关键。从目前的研究现状看来，纤维，基体界面的研究是热点【“J，由于大部分直接套用树脂基复合材料的研究成果，所提出的模型与方法多过于理想化，一方面，没有考虑三维编织C／C复合材料基体的脆性特点，没有考虑因前驱体、制备方法、工艺参数的不同，基体从玻璃态的树脂碳到易石墨化的沥青碳的变化，没有考虑结构规整性很高的粗糙层组织(RL)到结构规整性很低的各向同性碳(Is0)的区别。而碳基体组织、结构与性能的大幅度变化造成三维编织c／C复合材料性能的千差万别，但目前关于基体碳组织——复合材料性能关系研究也十分有限【51。另一方面，在碳纤维对三维编织C／c复合材料性能影响方面，研究主要集中在碳纤维本身的结构、表面状态，纤维的编织、取向等【纠o】。没有考虑因c／c复合材料的制备方法在材料内部形成的孔隙、纤维损伤、甚至裂纹等缺陷。由于三维编织C／c复合材料性能的复杂性与多重性，给结合C／C复合材料基体组织、界面、断裂方式等系统地研究编织参数对该材料力学性能的影响带来很多困难⋯J。为进一步实现三维编织C／c复合材料在结构件上应用的可靠性，达到预先合理设计材料，筛选适用方案，使理论与实践紧密结合，本章对不同编织参数的三维编织C／C复合材料在静态弯曲载荷作用下的性能、损伤破坏，基体组织进行研究以便将结构与力学模型结合起来。 5．2试验部分5．2．1试样3D整体编织试样(1)采用T300碳纤维组成的3K纤维束，由四步法(1：1)编织成3D整体编织体。经等温化学气相渗积(CVI)工艺沉积到密度为1．29，cIn3后，采用超高压沥青浸渍碳化的方法，使试样密度达到与实际应用相接近的密度(1．80g／cIn3左右)。密度测量值为5个有效试样的平均值。试样参数如表5．1所示。表5～1试样编织参数表!!!!!!：!!!!竺!堡坚!!坐!!!翌P!!试样组号编织角(。)纤维体积百分数(％)沉积密度(g／cm3)试样密度(g／cm3)3D编织试样(2)采用”00碳纤维组成的3K纤维束，由四步法1：1编织成3D整体编织体。经等温化学气相渗积(CVI)工艺沉积到密度为1．59／cm3后，对表面进行打磨。即破坏了纤维柬的连续性，后采用高温沥青浸渍碳化的方法，使试样密度达到与实际应用相接近的密度(1．85g^om3左右)。密度测量值为5个有效试样的平均值试样参数如表5—2所示。表5-2试样编织参数表：!些堡!：!!竺竺!!!壁!!虫!!竺￡坦试样组号编织角(。)纤维体积百分数(％)沉积密度(g／cm’试样密度(g／cm3) 西北工业大学博士学位论文5．2．2试验条件试验在hl：；仃伽5500R万能材料试验机上进行，跨距￡为50IIlnl，加载速率控制在O．5删[Il／m沁上压头半径为3mm，下支座半径为2I姗。有效试样不少于5个。弯曲强度吒。弯曲模量E分别按下式计算：铲等．aP￡占c。丽其中盯。一弯曲强度(MPa)丘一弯曲模量(GPa)只—最大弯曲破坏载荷(N)工一跨距(咖)J，—试样厚度(衄)6—试样宽度(硼)芳一载荷与挠度关系曲线的斜率5．2．3微观形貌观察在JsM．5800扫描电子显微镜上观察试样断裂面及微观形貌5．3编织参数的影响三维编织c／c复合材料预制体的合理设计能提高材料的性能r为客观地评价三维编织工艺参数对材料弯曲力学性能的影响，对编织角相同纤维体积分数不同的三维编织整体C／C复合材料进行三点弯曲试验。5．3．1测试试样对表5．1整体编织试样按航天工业总公司第四研究院的企业标准(Q／0b95—92)测试材料的力学性能。100 5．3．2测试结果表5一l试样的实验测试结果如表5—3。表5—3试样弯曲性能表!!婪!!：!坠!!堡：!翌!￡竺堡垒!!!!!生!!!翌型竺试样组号弯曲模量(G嘲弯曲强度(MP口)弯曲应变l29．74131．78I．0532236．45l“．650．9569341．4l167．25O．7189434．85126．980．854l540．88l加．300．6708626．8l120．041．0829729．5l124．45O．8609834．42138．46O．6516为方便得出数据规律，便于与以后预测结果对比，测试弯曲模量与弯曲强度随着编织角与体积百分数的变化如图5．1~5．4所示。25303540455055”，仞图5—1弯曲模量随纤维体积百分数变化分布图Fig．5-lThenex删modulusagai嘣仃bervol岫e开actj∞101∞钙如踮；；}历r§山。)=一=屯—。_t 西北工业大学博士学位论文170^160莹姗lⅢ§130莲12011025303540455055vf∞图5-2弯曲强度随体积百分数变化分布图Fig5．211le们exuraIsn髓sagaillst矗b盯volumehction从图5．1～5．2中的数据分布可见，在编织角一定的条件下，弯曲模量与弯曲强度随着体积百分数的增加而增加。O10203040Br口iding锄gle《Deg．)图5—3弯曲模量随编织角变化分布图F．95-3111enexu咖modulusagailIstbmiding∞gle鄹钙们跖∞衢加(廿畚etlrnp曼 O10203040Br口idingnngk(￡Ieg．)图5—4弯曲强度随编织角变化分布图Fig．5411lene舶ralsh璐sagainstbraiding锄gle从图5．3~5．4中的数据分布可见，在一定的体积百分数下，随编织角增加弯曲模量与弯曲强度随着编织角的减小而增大。5．3．3微观形貌观察对不同编织参数的三维整体编织C／c复合材料，其弯曲断裂形貌基本相同。从图5．5所示的基体微观结构看出，基体中既有热解碳又有沥青碳。当材料失效时，在界面开裂的同时又有纤维束断裂和拔出，如图5—5所示。1035"埔坫M协他n苗^a童阳”芒葛膏l一‰ 西北工业大学博士学位论文图5—5弯曲失效S叫形貌Fig．5—5PhOt伽icro舯phofC，cnexural蹦l哪三维整体编织c／C复合材料断裂表现为韧性断裂，材料在弯曲应变很大时才发生整体断裂。整体断裂时的断口形貌如图5．6所示。图5—6弯曲断口s删形貌Fig．5-6Photomi卵聊h0fC，c玎exu咖咖佗5．3．4测试结果分析根据实验结果，对不同编织参数的三维整体编织C／C复合材料，其断裂应力应变曲线基本相同。典型的应力应变曲线如图5—7所示，从图中可以看出，在断裂之前，材料表现出明显的线性与非线性两个阶段。有文献报道c／c复合材料为脆性材料‘121，而对于三维编织C／c复合材料，从其应力应变曲线看应该属于塑性材料。这不同于其他C／c复合材料。 OO．5l1．52盯，嘲图5—7三维整体编织c，c复合材料应力应变曲线Fig．5．7Fl煳lsh嚣svs．s缸ncurv嚣of3DbraidedC，Ccomposites5．3．4．1断口分析经过CVI致密后，在碳纤维单丝表面覆盖一层熟解碳，由于在化学气相渗积过程中，因纤维柬的交织，纤维与纤维、纤维束与纤维束间的孔隙存在中间大两头小的瓶颈效应。因此材料内部总是存在一定量的残余孔隙，用超高压沥青浸渍的方法，使材料内部的大孔隙得以填充。从图5．5的弯曲失效形貌照片中可见在纤维与纤维束拔出的同时有纤维、纤维束断裂，而化学气相渗积复合材科失效时一般表现为纤维及纤维束拔出【¨l。显然，改善残余孔隙有利于纤维及纤维束间的界面结合强度，有效传递载荷，缓解纤维与基体的应力集中，提高失效强度。5．3．4．2编织角的影响从测试结果可以看出，三维整体编织C／C复合材料的弹性模量和断裂强度与编织角密切相关。在编织角较大时，由于纤维束间孔隙的存在和界面结合强度较低，在受力过程中纤维束趋向伸展，并向拉伸方向转动。此时基体除受到拉伸应力外，还受到较大的挤压应力，同时基体和纤维的界面上也存在较大的剪切应力。在这些应力的共同作用下，基体材料不再是简单的拉断和压碎破坏，而是呈带有一定塑性的剪切。这种破坏就使基体材料暂时丧失了对纤维束网络的支撑和约束作用，使纤维束网络发生畸变，从而降低编织复合材料的承载能力，如果编织角增大，其剪切变形也增大，相当多的纤维将在剪应力的作用下发生破坏，使强度降低【”】。∞∞∞胁∞∞撕O{n审e"∞_鼻¨ 西北工业大学博士学位论文5．3．43纤维体积百分数的影响由于三维编织c／c复合材料预制体中的纤维是连续的，尽管其基体是脆性材料，根据桥联机理，当材料在其局部体积内发生变形时，碳纤维将有效地传递载荷，使裂纹在纤维束分支转向，所以随着碳纤维体积百分数的增加，纤维传递载荷的总体能力增强。而对于完全cvI沉积的c／c复合材料，由于随着体积百分数的增加，基体中的孔隙及缺陷同时会随着增加，随着体积百分数的增加，弯曲模量与强度不一定单调增加。而对先cvI沉积后超高压沥青浸渍碳化的三维编织C／c复合材料，由于多次高压浸渍碳化，基体中的孔隙与缺陷不会成为影响承载能力的主要因素，当然，热解碳与沥青碳的界面结合，纤维与热解碳的结合同时影响着承载能力，但这种影响与纤维体积百分数的影响相比是占次要地位的，故其弯曲模量与强度随纤维体积百分数的增加单调增加。若改善界面的结合力，随着纤维体积百分数的增加，材料的承载能力会有更大。5．4纤维束连续性的影响在CVI沉积过程中，由于热解碳沉积机理及预制体结构的特殊性，三维整体编织复合材料达到一定密度时，在材料表面会产生结壳现象，需打磨其表面以便继续沉积，这样会损伤预制体表面的纤维，破坏编织体的整体性。三维编织环氧基复合材料切边弯曲实验研究发现，由于损伤了纤维束的连续性，弯曲力学性能下降40％【141。三维编织C／C复合材料出现的时间不长，因此有必要对三维编织碳纤维增强、经化学气相渗积(CVI)获得的C／C复合材料进行切边对力学性能影响的研究。5．4．1测试试样把表5．2中的试样按表5．4方式进行试样加工。表5—4试样类型表!垫堡!兰!型!竺!!!竺2坦试样加工方式不切边切一边切二边试样◇ 5．4．2测试结果表5．5是表5-4中各类试样弯曲模量、弯曲强度和弯曲应变的平均值，从表中数据可知，切边后弯曲模量比不切边的大，而弯曲强度和弯曲应变却变小了。由计算可知，切一边的弯曲模量比不切边的增加了4．2％，弯曲强度减少了12．4％，弯曲应变小了21．5％。切二边时，弯曲模量比切一边时增加了6．2％，弯曲强度却减小了17．9％，弯曲应变减小了2．2％，与不切边的相比，切二边时的弯曲模量增加lO．7％，弯曲强度减少了28％，弯曲应变减小了23．2％。表5—5不切边和切边试样弯曲性能对比表兰生!!i：!：!堡!!!!型P竺壁垒苎笪!!壁竺!!!竺2111坚里丝试样加工方式弯曲模量(盆嘲弯曲强度(解动弯曲应变图5．8是切边与不切边试样的应力应变图。从图5．8中看出，三类试样的应力达到最大值后，强度保持力较好，与塑性材料相似，表现出良好的韧性。未切边的三维整体编织C／c复合材料在加载初期随着应变的增加，应力变化比切边的慢；在应力达到最大值后，其强度的保持力比切边试样好。由此可知因切边而破坏三维整体编织C／C复合材料结构的整体性，对三点弯曲应力应变曲线形式的影响不大。O0．511．522．53S拄ain图5-8切边与不切边弯曲应力一应变曲线Fj辱5—8Flcxurals仃ess-s1脚ncurv皤Ofs锄pl嚣“thcmorllIIcutedg髂107O0O0D喜|珊瑚啪瑚的。罡=∞∞占∞ 西北工业大学博士学位论文5．4．3微观形貌及结果分析5．4．3．1破坏裂纹分析在实验过程中可观察到，所有三维编织C／C复合材料试样的弯曲破坏首先出现在上压头的周围，上压头表面处基体碳逐步剥离、破碎、挤出。随后听到纤维的断裂声。为说明方便，以下称垂直于试样长度方向的面为端面，平行于高度方向的面为侧面。图5．9所示的是试样与上压头接触表面沿试样长度方向的SEM形貌，图5．10是其端面的SEM照片。图5—9试样与上压头接触表面的S脚形貌(a)整体(b)切一边(c)切二边Fig．5—9Photomicro鲫hof例lu旭su响_ce(a)∞c皿(b)cIlco∞edge(c)cllt似oedg∞108 (a)(b)(c)图5—10弯曲试样端面的S口形貌(a)整体(b)切一边(c)切二边Fig．5·lOPho吣mi印)聊hoftlle∞dsu砌cc(a)uncIlt(b)cIItoneedge(c)cIIttwocdg髓从图5-9可见，在试样的中间处纤维束发生断裂破损，且纤维束与基体剥离产生裂纹。对比切边与不切边SEM形貌图，发现不同试样的裂纹分布不同。未切边试样上的裂纹沿着纤维束与基体结合界面沿长度方向遍布试样上表面：而切边后，在接近试样的两端，裂纹随着切边数的增加而减少。从图5—10所示的端面S明形貌看，切边与不切边的裂纹分布也不同，随着切边数的增加，裂纹数量减少。整体试样端面上沿纤维束周围产生裂纹，从上到下裂纹有所减少。切一边的试样断面沿纤维束截面的裂纹大大减少，切两边的材料端面几乎看不到裂纹。5．4．3．2界面分析纤维复合材料在载荷的作用下，纤维及基体均产生应力应变，由于界面的作用是纤维与基体问的应变相互约束，如果界面结合较好，纤维与基体产生的应变可以相同，但是，在C／c复合材料中基体的断裂延伸率小于纤维，基体的强度小于纤维，因此，在一般情况下，在界面附近的基体首先破坏。从图5一11所示的SEM照片看，三维整体编织C／c复合材料的基体是由热解碳和沥青碳两部分组成，因此有可能出现三种界面，即热解碳与纤维的界面、热解碳与沥青碳界面和沥青碳与纤维的界面。由于实验试样是先进行CVI沉积到一定密度， 西北工业大学博士学位论文然后经超高压沥青浸渍得到的，沥青碳与纤维的界面不应存在，从图5—12所示的SEM照片可以看出，纤维周围确实是层状热解碳。因此实验试样中只存在两种界面。当实验试样承载时，热解碳、沥青碳、纤维均产生应力应变，两种界面使热解碳与沥青碳、热解碳与纤维间的应变相互约束。尽管热解碳与沥青碳断裂延伸率的差距没有热解碳与纤维的大，但热解碳与纤维的界面结合强【l研，热解碳与沥青碳界面结合力较弱，因此裂纹首先在热解碳和沥青碳界面上产生，导致热解碳和沥青碳剥离。当然，热解碳与纤维的界面结合强弱与超高压沥青浸渍前试样沉积的密度大小有关。若CvI沉积密度小，纤维与热解碳的界面较弱，试样在破坏时主要表现为纤维拔出，若cVI沉积密度大，纤维与热解碳的界面较强，材料在破坏时主要表现为纤维束与基体剥离。尽管此实验中的试样是用两种工艺结合制得的，但由于CVI工艺和三维整体编织预制体的特殊性，束间的大孔隙不易被热解碳完全填充，纤维束内界面结合力总比纤维束间高。所以实验结果对用CVI工艺制得的三维编织C／c复合材料同样适用。图5一ll三维编织c／c复合材料基体的s叫形貌F¨-llPh咖microgfaphoftIlem删xin3Dc，ccompos№0 图5—12纤维与基体的s删形貌Fi晷5一】2Photomic∞辨phofthcma—xafldⅡ掉fihef5鼍33预制体结构分析通过四步编织法，碳纤维被编织成三维整体编织c／c复合材料的预制体。图5-13所示的是主体纱为4×6的三维整体编织预制体的模拟图，在不切边的情况下，每一纤维束从左端贯穿到右端如图5．13(a)，当C／C复合材料按实验试磋切边时，破坏了纤维束的连续性，对于切一边的试样，整体编织中同一纤维束被切成3段，切二边时，同一纤维束被切成4截。如图5．13(b)(c)所示．(8)(b)(c)图5一13三维编织预制体“×6)(a)整体(b)切一边(c)切二边Fig．5—133Db嘶dedprefom(4x6)，(a)IlI】cIIt，(b)cIlto眦edge，(c)cl|tt、voedges当外力传递给纤维束后，纤维束通过运动或变形来吸收外力产生的能量，当一纤维束吸收能量时，能量沿着纤维束的轴线方向传递，通过基体与其界面的结合力及其与其他纤维束的交织点，把能量传递给与其接触和相邻的纤维束，当能量传递受阻，纤维束开始运动以吸收能量，而基体起到粘结剂的作用，阻 西北工业大学博士学位论文止着纤维束的运动，这样纤维束与基体间要产生相对运动，当所阻能量大于界面粘结能时，纤维柬与基体的界面发生剥离，裂纹产生，材料失效。未切边试样中的所有纤维束沿着编织轴向从试样一端贯穿到另一端，当某一根纤维束传递能量时，与它交织的纤维柬根数比切边试样的多，这样使得有更多的纤维束来承载。当能量传递到端面处，纤维束只受周围界面力约束，故纤维束沿轴向向外运动，与基体问产生相对运动，界面开始破坏，在材料的端面沿纤维束截面处出现端面裂纹。对于切边试样，纤维束能量的传递因纤维束切断而过早地阻断，沿纤维束传递到达端面的能量减少。被切断的纤维束端面大部分集中在被切的侧面上，因此在侧面沿纤维束截面首先产生裂纹，纤维束被挤出，材料失效，如图5—14所示。而此时，材料的端面可能还未出现破坏。图5—14切边侧面裂纹S翻形貌(a)切一边，(b)切二边Fig．5．14Pho咖icmgraphoftllesidesu梳e(8)cm∞eedge，(b)cIIttwoedg懿从切边的侧面裂纹形貌来看，切两边的试样被挤出的纤维束明显减少。因为随着切边数的增加能量不能充分在纤维束之闻传递，使得材料很快在侧面产生裂纹而失效．所以其承载能力减小，而抵抗变形能力却增加。 5．5本章小结(1)通过对三维编织c／c复合材料的弯曲实验及其失效试样裂纹的SEM观察，发现三维编织C／C复合材料的破坏模式基本相同，表现出良好的韧性，应力应变曲线的形式与塑性材料相似。纤维束间界面破坏是三维编织c／c复合材料失效的主要形式，纤维束作为主要的最小承载单元。(2)对相同工艺不同编织参数条件下的三维整体C／C复合材料的弯曲实验，得到在一定的体积百分数下，随编织角增加，弯曲模量与弯曲强度随着编织角的减小而增大。在编织角一定的条件下，弯曲模量与弯曲强度随着体积百分数的增加而增加。(3)对相同工艺和编织参数条件下的三维整体和切边试样进行实验研究，预制体中纤维的连续性使三维编织C／c复合材料的弯曲性能发生变化。随着纤维束长度的减小，三维编织c／c复合材料弯曲模量增加，弯曲强度减小。参考文献【l|D伽aldLSchIIli毗K锄etllE．D州dsoIl，L．Scottnleibert．UIliqueApplicatio璐暑ofCarbon-Cart，onCompositesMaterials(Partonc)．SAMPEJouIlal，1999，35(3)27．39【2】侯向辉．碳，碳复合材料快速CVI致密化技术及模拟研究．【博士学位论文】．西安：西北工业大学【3】KazIllliroFuji饥H曲yukisakai，Norio1w∞hita，Ybshih的Sawada．InfluenceofHea：tTrcamlemTcm阵raturconInterf如iaIShearS仃engtllofC／C．Compos沁s：PartA．1999，30：497—501．[4】吴德隆，沈怀荣著．纺织结构复合材料的力学性能．国防科技大学出版社．1998【5】鼬mumS．Hi曲Tcmpe巾lre—Hi曲Pressure．1981，13：193．[6】SavageQ．．Carbon—C砌)onComposites．London：Ch印m锄Hall，1993：277．[7】FitzcrE．碳素技术，1987，(5)：32【8】chouT．w．，KedsK．F．．1"cx删es帅ctuI叫composites．El∞vier，1989：129．【9】PaivaM．C．，BernardoC．A，EdieD．D—AComp锄tiveAnalysisofAltenm廿Ve 西北工业大学博士学位论文ModelstoPredict恤T黜iles仃engcllofUntreatedandS耐拙0)【idizcdCarbonFibers．CarborI’2001，39：1091—1101．[10】S的n0．，L锄onJ．DaIllagc锄dF撕lureMechaIli锄sofa3-directionalCarbon／C打bonComposileIIIldcrUIlia)(ialTellsilea11dShearLoads．ACTMat乱1998，46(18)：663l-6“3．[11】韩杰才，晓东，杜善义等多向碳／碳复合材料超高温力学性能测试技术研究．宇航学报，1994，15(4)：17—23．【12】赵建国，李克智，李贺军．纤维含量和热处理对碳／碳复合材料性能的影响．材料研究学报，2005，19(3)：293．298【13】唐国翌，闫允杰，陈锡花等．多向编织碳纤维复合材料的断裂及微观形貌．清华大学学报(自然科学版)．1999．39(10)：4-7[14】Mac锄derA．B．，C砌eRM．，c锄po∞schiE．T．Fabrication卸dMech砌calPropcrtiesofMultidiIneIlSionallyo(一D)BraidcdCompositeMaterials．CompositeMateriaI：Testing锄dDesi印(SeventIlConfercnce)．ASlMSTP893，J．M．WM协ey’Ed．，Americ锄SocietyforTesting卸dMacerial，Plliladelpllia，1986．422·443．【15】Houx．H．，LiH．J．，zh锄gs．Y．．Interf犯e·Lil(e№tu∞MechaIlismiIlPyr01)啊cCarbonMa埘x．B笛cdCarborl—CarbonCompositcs．M砷喇alsLe仕ers．200l，48：11’7—1204 第六章三维整体编织c／c复合材料力学性能预测第六章三维整体编织C／C复合材料弹性性能预测6．1引言四步法编织的三维编织整体，经填充基体碳后成为三维整体编织C／e复合材料，具有强烈的结构特征，它是一种多相体(基体相、增强或增韧相、界面相)材料。其组分材料的性质是决定其力学性能及其损伤破坏模式因素之一，其细观结构特征，如增强相(如纤维)的体积百分数、分布规律、形状以及界面相的性质是决定其力学性能及其损伤破坏模式因素之二；对于纺织C／c复合材料的力学分析一般是按纤维束构造建立力学分析模型的【"J，三维整体编织c／c复合材料是由三维编织体作为预制体通过基体填充预制体体内孑L隙形成一定密度而得到的，因此可将纤维束单胞作为三维整体编织C／c复合材料力学分析的对象。建立力学模型。纤维束单胞被热解碳致密后，成为单向纤维增强的c／c复合材料，除碳纤维和热解碳中的残余微闭孔外，碳纤维和基体热解碳是其主要结构。由第三章的分析可知，从编织预制体的内部到外部其束内孔隙很小且差别不大，同时由于在CvI工艺致密化初期气相传质通畅，纤维束内致密速率很快，残余孔隙率一般为0．5％左右f4】，因此在力学建模时可以忽略。李爱军在此基础上以致密化后的碳纤维作为lDC／c复合材料，计算出了lDC／C复合材料的弹性常数：以包含七根纤维束的单胞为模型，按照线弹性理论瞰1的线性本构关系，利用体积分配原则计算了不同编织参数情况下三维编织c／c复合材料的各个弹性常数。本章通过第四章建立的力学预测模型，第三章分析中得到的预制体中的孔隙分布模型，对三维整体编织C／c复合材料的力学性能进行了预测，并用第五章试验结果对其进行验证。6．2三维整体编织C／C复合材料弹性性能的计算由第四章建立的力学模型可知，要计算三维整体编织c／c复合材料9个独立的有效工程弹性常数必须有纤维、基体的有效工程弹性常数。从三维整体编织C／C复合材料来看，不同工艺得到的束内和束间基体的分布不同。无论是cVI工艺还是先用cvI后用超高压沥青浸渍碳化提高密度的三维整体编织c／c复合材 西北工业大学博七学位论文料，由于纤维束内的孔隙是较为均匀的小孔隙，纤维束内填充的基本上是热解碳，而束间由于孔隙较大，相对于纤维束内的孔隙分布很不均匀，并且孔隙的大小随着编织参数的变化发生变化。在用CvI制备三维编织C／C复合材料时，由于其工艺的特殊性，在束间产生较大的残余孔洞，为提高材料的最终密度常采用超高温沥青浸渍碳化的方法填充残余孔隙改善基体缺陷，考虑束间大量的孔隙和不同基体弹性常数的区别，根据束间孔隙模拟表面积，在计算三维整体编织c／c复合材料的力学模型里对束间孔隙中的基体百分比进行了二次分配。6．2．1束间孔隙体积百分数的分配根据cVI基体碳的沉积特点，在沉积过程中，可以认为热解碳是均匀沉积到每一碳纤维表面上的，当纤维束内的孔隙都沉积成热解碳后，裂解气体不能再到达纤维束间的剩余孔隙里，假设整个预制体纤维束内孔隙是均匀的，则束间单位表面积上沉积的热解碳厚度与纤维表面的热解碳厚度相等。由纤维束的当量直径、预制体中纤维束的实际面积和纤维束中纤维的根数，计算出束内每一纤维单位表面积沉积热解碳的厚度如下式所示。d：雩妥竺(6-1)拈1万古■【6。1)其中，一佛／2广J击d为纤维单位表面积沉积热解碳的厚度；Ⅳ．为纤维束中纤维根数。则束间热解碳体积％可用式(6—2)计算％=d·S(6-2)其中S为第三章模拟计算得到的束间孔隙表面积。由第二章中纤维束体积以、填充系数F和纤维体积百分数”，可计算出束间热解碳的体积百分数v。为～=寄(6-3)若用沥青碳填充残余孔隙，则沥青碳的体积百分数％为：116 第六章三维整体编织c／C复合材料力学性能预测‰=1一■一％(6．4)根据计算得到的体积百分数可用第四章的力学模型进行三维编织c／c复合材料的力学性能参数预测。6．3轴向弹性模量预测值与试验值的对比由第五章的图5一10可见束内几乎是热解碳，而束间在靠近纤维束处是热解碳，其余的是沥青碳。试样内的基体分布符合三维整体编织c／c复合材料的力学模型，因此根据上述模型对不同编织参数的三维整体编织c／C复合材料的轴向弹性模量进行了计算。其结果如图6．1，6．2所示。从图6．1撕．2可见。轴向弹性模量预测曲线不太光滑，这主要是因为在相同主体纤维束数的情况下，由于编织角、纤维体积百分数的不同，编织试样的尺寸不同，而实验试样的尺寸是统一的。为使计算结果更接近实验，在预测过程中，根据编织角、纤维体积百分数的不同，采用不同的主体纤维束数。在模拟和实际编织时，由于主体纱数只能采用整数，导致试样尺寸有一定的偏差，此偏差不可避免。模拟中编织试样的长宽尺寸控制在10±0．4mm，牡O．3Innl的范围内。01020304050Bmidi鸺0再gk(Deg)图6—1轴向弹性模量预测值与编织角关系曲线图F培．6一lThed印end印ceofsimuIatedmoduluonb嘣dirIg卸脚e117加∞旨；∞加∞加∞∞加ra“m))l幽 西北工业大学博士学位论文12010080蔓e。卤4。2。030405060V．俐图6—2轴向弹性模量预测值与纤维体积百分数关系图Fjg．6-2111edepend朗ceofsimulal酣moduluon矗b盯volume饷枷0n对比预测结果与第五章的实验结果可以看出，随纤维体积百分数和编织角的变化，轴向弹性模量的实验值与预测值的变化趋势相同，但实验值与预测值有一定的差距。此差距主要表现在小编织角时，编织角越小，预测轴向弹性模量比实验值大得越多，而在大编织角情况下，预测值和实验值比较接近。即在一定的纤维体积百分数下，随着编织角的增加，实验轴向弹性模量值的减小趋势比较缓慢，而预测轴向弹性模量值的减小趋势比较迅速。根据实验结果，以编织角为自变量用线性函数对预测值进行修正，其修正的线性函数如6—5式所示。y=．o．0312z+2．2955(6·5)其中：y是修正系数；z是对应的编织角。经修正后，预测的轴向弹性模量随编织角和纤维体积百分数的变化关系曲线如图6—3，6—4所示。根据修正后的模型对在相同工艺条件制备其他编织角和体积百分数的三维整体编织C／C复合材料试样进行预测，其结果与试验数据对比如表6—1所示。发现预测值与实验值较为符合，说明修正后的模型有很好的适应性。 第六章三维整体编织c／c复合材料力学性能预测010203040研niaing锄西e(de画图6—3修正后轴向弹性模量预测值与编织角关系曲线图Fi昏6-3111cdependen∞ofmodjfiedmodule∞brajding锄gle2030405060v梢)图6—4修正后轴向弹性模量预测值与纤维体积百分关系曲线图Fig．6．4Thedependenceofmodifiedmoduleon助盯vol啪e触ction119∞们∞加∞0(DA。)面∞弱∞诣∞弘∞历加(口09)卤 西北工业大学博士学位论文表6一l轴向弹性模量预测与实验值对比表T曲le6．1Comparisonbe“veenthepredicted锄dtheexperimen忸l化sultsofmodu1峭试样组编织角(。)纤维体积百口实验值日预测值毋月号分数(％)(GP口)6．4本章小结本章在第四章建立的力学模型基础上，根据制备c／c复合材料工艺特点，建立了适于预测三维整体编织c／c复合材料弹性模量的力学模型，通过对第五章试样的电镜照片分析，结合第四章的模拟结果，对预测结果进行了修正，得到适于预测用CvI和超高压沥青浸渍碳化制备三维整体编织c／C复合材料轴向弹性模量的力学模型，通过试验验证，修正结果有较好的适应性。参考文献【l】MaC．C．，惭N．H．，C．W℃．TsaiY．P．．MorphologiesMicrosnlJctu化锄dMechaIlicalPropeniesof2DCarbo们arbonCompositesd晌培meCVIDe∞mcationProcess．Cafboll’1996，34(10)：1175-1179『21ZengT．，LiII．MechaIlicalBella啊orof1"wo捌mensionalCarbon／C缸bonCompositeswithIIl劬cialCarbonLa)，ers，Carbon"1999，37(12)：20ll-2019【3】Aubardx．，cluzelC．，GutjtardL．，LadevezeP．．ModeIingoftheMechaIlicalBehaviorof4DCarboll，C甜)onCompos沁M批rials．CompositcsScience孤d慨hnolo鳜1998，58(5)：70l-708[4】李爱军．碳，碳复合材料性能预测与ICVI工艺系统虚拟设计【博士学位论文】西北工业大学。西安，2004：l-14f51WuD．L．．n鹏eCeIlModel锄d5DBraidedS仰cn髓IComposites．CompositcsScience锄dTkllIlology，l996，56：575-586 第六章三维整体编织C／c复合材料力学性能预测【6】ChouT．W．，bllika、】vaT．．Arlalysis锄dModeliIlgofh协D岫饥sionalFaMcCompositcs，Textiles廿uctl珊IC0mposites．1989。3：209．264【刀Gomme如B．，vcrpoestI．，V缸HoutteP．．ModellingtlleEl觞ticProperciesof蹦捌FabdcReillj白rc。dC锄posites．CompositeScienceand‰hIloIo鼢1996．56：685-694【8】王玉果，王玉林，万怡灶．工艺及编织参数对三维编织复合材料性能的影响．功能材料，2002，33(4)：45345512l 西北工业大学博士学位论文结论本文通过对四步法三维整体编织c／c复合材料预制体结构的分析、编织实体的仿真、纤维束间孔隙结构的模拟以及弯曲实验研究。建立了四步法三维整体编织c／C复合材料弹性性能预测的模型，得出如下结论：l、建立了四步编织法编织的预制体的主体纤维束排列方式、编织角、纤维体积百分数及截面填充系数间的关系。2、提出了纤维束单胞模型；证明了用椭圆形简化纤维束单胞截面、用直线描述纤维束单胞轴线内部的空间形态、用空间螺旋柱线描述其表面和边角空间形态是符合实际情况的。3，揭示了主体纤维束排列方式、填充系数、纤维体积百分数与编织角间的相互影响规律：(1)在主体纤维束数和编织角不变的情况下，填充系数越大，纤维体积百分数越大。(2)在小主体纤维束组合时，纤维束数的变化对纤维体积百分数与编织角变化关系曲线有影响，但随着主体纤维束数的增大，影响减小。(3)在主体纤维束和填充系数一定的情况下，纤维体积百分数随着编织角的增加单调增加，达到一定值时保持稳定不变。4、实现了任意主体纱组合、不同编织参数编织的预制体和纤维束间孔隙实体的模拟。借助于VC++和图形建模软件Solidworks，使复杂的预制体内部微结构、孔隙的分布、形状和大小可视化。5、揭示了在当量直径和主体纤维束数不变的情况下，纤维体积百分数、编织角对预制体中的束内孔隙率和束问孔隙率的影响规律。随纤维体积百分数的增加，束内孔隙率减小，束间孔隙率几乎不变；随编织角的增加，束内孔隙率减小。束问孔隙率增大。6、计算了纤维束间孔隙的体积、表面积。结合束间孔隙单位体积表面积随纤维体积百分数、编织角变化的曲线，分析了束内束问孔隙的形状、大小的变化规律及其机理，得到了有利于CVI制备高性能C／c复合材料的预制体编织参数选择原则。7、建立起纤维束单胞力学模型，该模型保证了纤维束连续性，考虑了空间纤维柬因相互扭结和挤压而造成的纤维束的弯曲和截面变形，并进一步建立了三维整体编织复合材料弹性性能的分析模型。 结论8、实验发现制备工艺相同的三维整体编织C／C复合材料，在一定的体积百分数下，弯曲模量与弯曲强度随着编织角的减小而增大。在编织角一定的条件下，弯曲模量与弯曲强度随着体积百分数的增加而增加。9、实验发现对于制备工艺和编织参数相同的三维整体编织C／C复合材料，由于切边造成纤维束不连续，会导致其弯曲模量增加，弯曲强度减小。lO、基于预制体孔隙模拟结果和纤维束单胞力学模型，建立了预测三维整体编织C／C复合材料弹性模量的力学模型，预测结果与实验结果相符。 西北工业大学博士学位论文攻读博士学位期间发表的论文一以第一作者发表的论文【1】张美忠，李贺军，李克智．三维编织复合材料的力学性能研究现状．材料工程，2004，2：相47(EI：04198157094)[2]张美忠，李贺军，李克智．三维编织复合材料矩形预制件仿真．航空学报，2006，27(5)：985—988(EI：070310372447)【3】张美忠，李贺军，李克智．三维编织碳／碳复合材料预制体结构模拟．材料科学与工程，2004，22(5)：634-636【4】张美忠，吴磊．基于BP神经网络的股线力学性能数值预报，东华大学学报，2004，30(3)：97-IOO【5】张美忠，姚穆．纯涤纶股线拉伸力学性能与捻度的关系．棉纺织技术，2004，32(2)：9-ll【6】张美忠，李贺军，李克智．三维编织复合材料预制体孔隙的几何仿真研究．材料研究学报．(已录用)【7】Mei-Zhong2=han＆He·JlmLi．Automaticallygencratedgeom咖cdescriptioⅡof3Dbmidedrectangleprefom．ComputationalM曲：rialsScience．(illprcss)二已投稿的论文[9】张美忠，李贺军，李瑞珍．三维编织切边碳，碳弯曲力学性能实验研究[10]张美忠，李贺军，李克智，李瑞珍。三维编织整体碳／碳弯曲力学性能实验研究三其他论文『11】卢锦花，李贺军，刘皓，李克智，张美忠．炭化压力对沥青成焦组织和形貌的影响，航空学报．2006，27(5)：969-972f12】孙丽君，阮竟兰，张美忠．中间件消息队列的建模与实现，2003，4(4)：92—94 致谢在这收获的季节，论文顺利完成了，恩师李贺军教授对我的关怀历历在目。论文工作的每一阶段凝聚着李老师大量的心血，他渊博的学识、深邃的科学洞察力、严谨求实的治学态度、忘我工作、无私奉献的拼搏精神、高瞻远瞩的学者风范和虚怀若谷的人格魅力，深深地影响着我、感染着我，是我终生学习的楷模。李老师高度的责任心和敬业精神，对学生严格要求、淳淳教诲、殷切的期望都给我留下了深刻的印象，使我终身受益。在论文结稿的此时此刻，不免想起了每当遇到困难和挫折时李老师亲切的鼓励和坚定的支持，想起了在迷茫与困顿之际他亲切的教诲、指点迷津。几年的相处，怎能忘记在生活上导师无微不至的关怀与照顾；怎能忘记导师整日的忙碌与辛劳。恩师难忘，在此，谨向恩师致以最衷心的感谢和最崇高的敬意，敬祝导师身体健康，桃李满天下，遍地存芬芳!j在论文的完成过程中，李克智教授、张守阳副教授、郭领军副教授、刘应楼高工、张秀莲高工给予了热情的指导与全力的协助，实验的顺利完成与他们的帮助密不可分，在此对他们表示由衷的感谢和崇高的敬意!同时衷心感谢李j嵩珍博士、李爱军博士、卢锦花博士、陈强博士、付前刚博士、孙国岭博士、黄荔海博士、黄凤萍博士以及课题组的其他博士和硕士等给予的大力支持与帮助。课题组的崔科平和张磊为实验做了许多实际工作，在此表示最诚挚的谢意!在论文的完成过程中得到了所在单位的同事和领导的支持和帮助，在此特别感谢空军工程大学的张永何副教授对软件开发提供的帮助。特别要感谢爱人胡孟权在论文的完成过程中给予我完成学业的信心和毅力!感谢我的妈妈和婆婆给我生活上的支持和帮助，永远祝福您们身体健康，万事如意!最后对我的小女儿表示歉意，因攻读博士学位没有更多的时间陪伴她，谨以本论文献给我那可爱的女儿。张美忠二零零六年十二月西安