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三维编织复合材料t型梁高温场横向冲击热力耦合响应与损伤分析 121页

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  • 2022-06-17 14:58:21 发布

三维编织复合材料t型梁高温场横向冲击热力耦合响应与损伤分析

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学校代码：10255学号：1149119东华大学博士学位论文三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合响应与损伤分析专业：纺织复合材料作者：张威指导教师：孙宝忠、顾伯洪二零一八年四月 Thermal-mechanicalcouplingresponseanddamageanalysisof3DbraidedcompositeT-beamunderelevatedtemperatureandtransverseimpactloadingByWeiZhangSupervisedbyProf.BaozhongSunandProf.BohongGuADISSERTATIONSUBMITTEDTOTHECOLLEGEOFTEXTILESANDTHECOMMITTEEOFGRADUATESTUDIESOFDONGHUAUNIVERSITYINPARTIALFULFILLMENTOFTHEREQUIREMENTSFORTHEDEGREEOFDOCTOROFPHILOSOPHYDonghuaUniversityShanghai,P.R.China,201620April,2018 东华大学学位论文原创性声明本人郑重声明：我恪守学术道德，崇尚严谨学风。所呈交学位论文，是本人在导师指导下，独立进行研究工作所取得成果。除文中已明确注明和引用内容外，本论文不包含任何其他个人或集体已经发表或撰写过作品及成果内容。论文为本人亲自撰写，我对所写内容负责，并完全意识到本声明法律结果由本人承担。学位论文作者签名：日期：年月日 东华大学学位论文版权使用授权书学位论文作者完全了解学校有关保留、使用学位论文规定，同意学校保留并向国家有关部门或机构送交论文复印件和电子版，允许论文被查阅或借阅。本人授权东华大学可以将本学位论文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和汇编本学位论文。保密□，在年解密后适用本版权书。本学位论文属于不保密√。学位论文作者签名：指导教师签名：日期：年月日日期：年月日 东华大学张威博士学位论文答辩委员会成员名单姓名职称职务工作单位备注晏雄教授答辩委员会主席东华大学黄莉茜教授答辩委员会委员东华大学杜赵群教授答辩委员会委员东华大学陈廷教授答辩委员会委员苏州大学中国科学院苏州纳米技吕卫帮研究员答辩委员会委员术与纳米仿生研究所崔启璐助理研究员答辩委员会秘书东华大学 东华大学博士学位论文摘要三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合响应与损伤分析摘要三维编织复合材料T型梁集复合材料高比强度和高比刚度性能、三维编织结构抗分层性能以及T型梁高抗弯刚度等优异特点于一体，可应用于高速列车、新能源汽车以及轻质飞行器等领域。本文旨在进行三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击加载热力耦合响应与损伤机理分析。主要研究内容：(1)采用MTS810.23材料测试系统搭载自制高温环境装置对不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)下进行准静态横向弯曲加载测试，研究复合材料T型梁高温场准静态横向弯曲加载响应。(2)采用改进型分离式霍普金森杆搭载自制高温环境装置对不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)和不同冲击加载速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下进行横向冲击加载测试，研究温度和冲击速度以及筋高高度对复合材料T型梁横向冲击加载响应影响。(3)建立三维编织复合材料多尺度结构模型，建立计及温度效应和应变率效应热力耦合本构材料模型，引入绝热温升方程，建立完整闭合热力耦合模型，并编写用户自定义材料子程序(VUMAT)。利用有限元软件ABAQUS建立三维编织复合材料冲击压缩有限元模型，调用VUMAT，计算三维编织复合材料冲击压缩热力耦合响应，验证热力耦合模型有效性。(4)基于所建热力耦合本构模型，采用ABAQUS建立三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击模型，并调用VUMAT，计算三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击响应，分析其热力耦合损伤机理。主要研究发现：I 东华大学博士学位论文摘要(1)温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载响应具有明显影响。T型梁准静态横向载荷和能量吸收随测试温度增加而减小，随筋高高度增加而增加；位移随测试温度和筋高高度增加均减小；筋高高度对于T型梁准静态横向加载响应影响比温度影响更加显著；T型梁主要失效模式为纱线断裂和树脂开裂，低温到高温时失效由脆性转为塑性。(2)温度、冲击速度和筋高高度对复合材料T型梁横向冲击加载响应有很大影响。温度越高，T型梁横向冲击载荷越小、位移越大以及冲击吸收能量越小；冲击速度越高，T型梁横向冲击载荷越大、位移越大以及冲击吸收能量越大；筋高高度越高，T型梁横向冲击载荷越大、位移越小以及冲击吸收能量越大；冲击速度和筋高高度对T型梁冲击加载响应影响比温度对其影响更为显著；不同筋高高度T型梁在不同温度和冲击速度下主要失效模式均为剪切损伤失效，表现为纱线断裂和树脂碎裂，损伤由T型梁底板向筋高部位进行扩展。(3)有限元计算三维编织复合材料高温场冲击压缩响应能够验证热力耦合模型有效性。冲击压缩变形导致热量产生，复合材料温度升高，塑性变形为温升主要来源；测试温度越高，复合材料应力和模量越小，导致塑性功减小，温升越小；冲击加载气压越高，应变率越高，复合材料失效应力和应变随着应变率增加而增大，产生更大塑性功导致温升越高；复合材料应力受温度和冲击加载强度影响，材料内部温升反过来受到材料应力影响，温升又进一步影响材料性能，形成封闭热力耦合循环；复合材料在冲击压缩加载时应力分布和温度分布均呈“X”型剪切分布，主要受到剪切力作用，并表现为剪切失效模式。(4)采用热力耦合有限元模型能够有效模拟三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击响应行为。不同测试温度下，T型梁加载中心点峰值应力随应力波周期增加而逐渐减小；首个周期峰值应力随测试温度增加而下降；与应力对应，周期性温升逐渐减小，总温升逐渐累积；温升随着测试温度增加而减少；应力越高，产生温升越高，而测试温度越高，应力越小，形成热力耦合作用；随着应力波周期增加，试样应力分布和温度分布范围逐渐增加，试样损伤增加，主要集中在试样中部加载位置和两端夹持部位；随着测试温度增加，相对应应力波周期应力和温升减小，应力分布和温度分布范围减小，测试温度增加对材料性能具有弱化作用；不同冲击速度下，T型梁加载中心点峰值应力随应力波周期增加逐渐下降，II 东华大学博士学位论文摘要随冲击加载速度增加而增加；对应温升随应力波周期性加载逐渐减少，总温升逐渐累积，并随冲击加载速度增加而增加；试样应力分布和温度分布均随应力波周期增加逐渐增加，试样损伤增加，主要集中于中部加载位置和两端夹持部位；随冲击加载速度增加，相同周期应力分布和温度分布范围增加，试样损伤增加；比较计算模型和测试试样损伤形态，应力集中区和试样正面损伤区域随测试温度增加变小，损伤主要集中于试样中间部位以及两端夹持部位；随着冲击加载速度增加，应力分布范围扩大，损伤程度增加，三维编织复合材料T型梁具有较高速度抗冲击能力。本文所建热力耦合模型可扩展到其它纺织结构复合材料不同温度场动态冲击加载热力耦合响应行为分析和预测，可为纺织结构复合材料在高速车辆和轻量化汽车和轻质飞行器等领域应用提供强度预测和性能评估。关键词：三维编织复合材料；T型梁；热力耦合；高温场；横向冲击；有限元法。III 东华大学博士学位论文摘要Thermal-mechanicalcouplingresponseanddamageanalysisof3DbraidedcompositeT-beamunderelevatedtemperatureandtransverseimpactloadingAbstractThreedimensionalbraidedcompositeT-beamincorporatedmanyexcellentfeaturesofcomposite,3DbraidedstructureandT-beam,includinghighspecificstrength,highspecificstiffness,highdamagetoleranceandfracturetoughness,highdelaminationresistanceandhighbendingstiffness.Ithasagreatpotentialintheapplicationofhigh-speedtrains,newenergyvehiclesandunmannedaerialvehicles(UAV).Thisworkaimstoanalysisthethermal-mechanicalcouplingresponseanddamagemechanismof3DbraidedcompositeT-beamunderhightemperaturefieldandtransverseimpactloading.Themaincontentsareasfollows:(1)Quasi-statictransverseloadingtestsof3DbraidedcompositeT-beamwithdifferentribheight(0mm、5mmand10mm)werecarriedoutunderdifferenttemperature(20℃,50℃,75℃and100℃)withMTS810.23materialstestercombinedwithaselfmadehightemperaturedevice.Theloadingresponseswerestudied.(2)Transverseimpactloadingtestsof3DbraidedcompositeT-beamwithdifferentribheight(0mm,5mmand10mm)werecarriedoutunderdifferenttemperature(20℃,50℃,75℃and100℃)anddifferentloadingvelocity(8.5m/s,11m/sand13.5m/s)withthemodifiedsplithopkinsonbar(SHPB)combinedwithaselfmadehightemperaturedevice.Theeffectsoftesttemperature,impactvelocityandribheightontheimpactloadingresponsesofT-beamwereanalyzed.(3)Themulti-scalestructuregeometrymodelof3Dbraidedcompositewasestablished.Takenintoconsiderationthetemperatureeffectandstrainrateeffect,thethermal-mechanicalcouplingconstitutivematerialmodelwasestablished.Theconstitutivematerialmodelcombinedwiththeadiabatictemperatureriseequationconstitutedaclosedthermal-mechanicalcouplingmodel.Theuser-definedmaterialIV 东华大学博士学位论文摘要subroutine(VUMAT)waswritteninFortran90codeforfiniteelementcalculation.The3DbraidedcompositeimpactcompressionfiniteelementmodelwasestablishedwithsoftwareABAQUStocalculatethethermal-mechanicalcoulpingresponsesof3Dbraidedcompositeandverifythemodel’svalidity.(4)Basedontheestablishedthermal-mechanicalcouplingmodel,thetransverseimpactloadingfiniteelementmodelof3DbraidedcompositeT-beamunderelevatedtemperaturewasestablishedwithsoftwareABAQUStocalculatethethermal-mechanicalcoulpingresponsesofT-beamandanalyzethedamagemechanism.Majorfindingsareasfollows:(1)Theeffectsoftemperatureandribheightonthequasi-statictransverseloadingresponsesofthe3DbraidedcompositeT-beamwereobvious.Thequasi-staticloadandenergyabsorptionofT-beamdecreasewithincreasingtesttemperature,andincreasewithincreasingribheight.Thedisplacementdecreaseswithincreasingtesttemperatureandribheight.Theeffectsofribheightonthequasi-statictransverseloadingresponsesofT-beamweremoresignificantthanthoseoftemperature.ThemainfailuremodeofT-beamwasyarnbreakageandresincracking.Thefailuremodewasbrittlenessatlowertemperature,whileplasticityathighertemperature.(2)Theeffectsoftemperature,impactvelocityandribheightonthetransverseimpactloadingresponseofcompositeT-beamweresignificant.Thehighertemperatureledtosmallertransverseimpactload,largerdisplacementandsmallerimpactabsorptionenergy.Thehigherimpactvelocityledtolargertransverseimpactload,largerdisplacement,andlargerimpactabsorptionenergy.Thehigherribheightledtolargertransverseimpactload,smallerdisplacementandlargerimpactabsorptionenergy.TheeffectsofimpactvelocityandribheightontheimpactloadingresponsesofT-beamweremoresignificantthanthoseoftemperature.Themainfailuremodewasshearfailure,whichmanifestedasyarnbreakage,resincrackingandcrackgrowthfromflangetoribofT-beam.V 东华大学博士学位论文摘要(3)Theimpactcompressionresponsesof3Dbraidedcompositebyfiniteelementsimulationverifiedtheeffectivenessofthethermal-mechanicalcouplingmodel.Theimpactcompressiondeformationledtoheatgeneration,resultingintheincreaseofcompositetemperature.Theplasticdeformationwasthemainsourceoftemperaturerise.Thehighertesttemperatureledtothesmallerstressandmodulus,resultinginlessplasticworkandsmallertemperaturerise.Thehigherimpactloadingpressureledtothehigherstrainrate,resultinginbiggerfailurestressandstrain,andthus,thegreaterplasticworkandhighertemperaturerise.Thestresswasaffectedbytemperatureandimpactloadingstrainrate.Inturn,thematerialtemperaturerisewasaffectedbythestressandthenaffectedthematerialproperties,formingaclosedthermal-mechanicalcoupledcycle.Thestressdistributionandtemperaturedistributionofcompositeshoweda"X"typesheardistribution.Itimpliedthatthecompositewasmainlysubjectedtoshearstress.Themainfailuremodewasshearfailure.(4)Thethermal-mechanicalcoupledfiniteelementmodelcaneffectivelysimulatethetransverseimpactresponsebehaviorsof3DbraidedcompositeT-beam.Atdifferenttesttemperature,thepeakstressofT-beamatthecenterpointdecreaseswithincreasingstresswaveperiod.Thefirstcyclepeakstressdecreaseswithincreasingtesttemperature.Correspondedtothestress,theperiodictemperaturerisegraduallydecreases,andthetotaltemperaturerisegraduallyaccumulates.Thetemperaturerisedecreaseswithincreasingtesttemperature.Thegreaterthestressis,thehigherthetemperatureriseis.Thehigherthetesttemperatureis,thesmallerthestressis,formingathermal-mechanicalcouplingloop.ThestressdistributionandtemperaturedistributionrangeofT-beamincreasegraduallywithincreasingstresswave,resultingintheincreaseofspecimendamage,whichwasmainlyconcentratedintheloadingpositionandtheclampingpositionofT-beam.Astesttemperatureincreases,thestressandtemperaturerisedecrease,andthestressdistributionandtemperaturedistributionrangealsodecrease.Thematerialperformanceweakenswithincreasingtesttemperature.Underdifferentimpactvelocity,thepeakstressofT-beamloadingattheVI 东华大学博士学位论文摘要centerpointdecreaseswithincreasingstresswaveperiodandincreaseswithincreasingloadingrate.Thecorrespondedtemperaturerisegraduallydecreaseswiththeperiodicloadingofthestresswave,andthetotaltemperaturerisegraduallyaccumulates.Thetemperatureriseincreaseswithincreasingloadingrate.ThestressdistributionandtemperaturedistributionofT-beamincreasegraduallywithincreasingstresswaveperiod,resultingintheincreaseofspecimendamage,whichwasmainlyconcentratedinthecentralloadingpositionandtheclampingposition.Astheincreaseofimpactvelocity,thesameperiodstressdistributionandtemperaturedistributionrangeincreased,andthesampledamageincreased.Comparingthedamagemorphologybetweencalculationmodelandtestspecimen,thestressconcentrationzoneanddamageareadecreasewithincreasingtesttemperature.Thedamagewasmainlyconcentratedinthecentralloadingpositionandtheclampingposition.Thestressdistributionrangeandthedamageareaincreasewithincreasingimpactvelocity.3DbraidedcompositeT-beamembodiesagoodimpactresistance.Thethermal-mechanicalcouplingmodelcanbeextendedtotheanalysisandforecastofdynamicimpactresponseofothertextilestructuralcompositesunderdifferenttemperaturefieldanddynamicimpactloading.Itcanbeusedtoprovidesstrengthpredictionandperformanceevaluationfortheapplicationoftextilecompositeinhighspeedtrain,lightweightvehicleandaircraft.WeiZhangSupervisedbyBaozhongSunKeywords:3Dbraidedcomposite;T-beam;Thermal-mechanicalcoupling;Hightemperaturefield;Transverseimpact;Finiteelementmethod(FEM).VII 东华大学博士学位论文目录目录第一章绪论........................................................................................................11.1引言.......................................................................................................................11.2三维编织预成型体技术.....................................................................................21.3三维编织复合材料冲击性能研究....................................................................31.4三维编织复合材料热力性能研究....................................................................61.5纤维增强复合材料T型梁力学性能研究.......................................................81.6课题背景..............................................................................................................91.7研究内容和方案................................................................................................101.8研究创新性........................................................................................................11第二章三维编织复合材料T型梁制备..............................................................132.1三维编织复合材料T型梁预成型体..............................................................132.2三维编织复合材料T型梁成型......................................................................142.3试样制备............................................................................................................162.4环氧树脂及复合材料热力学性能..................................................................162.5本章小结............................................................................................................18第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试.........................193.1试验仪器............................................................................................................193.2高温准静态横向加载测试...............................................................................203.3高温准静态横向加载响应................................................................................213.3.1载荷-位移曲线.......................................................................................213.3.2温度和筋高高度对T型梁准静态横向加载响应影响.....................233.3.3试样损伤形态........................................................................................263.4本章小结.............................................................................................................27第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试....................................294.1测试仪器............................................................................................................294.2高温横向冲击测试...........................................................................................314.3三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击响应..........................................324.3.1温度对T型梁横向冲击响应影响........................................................334.3.2冲击加载速度对T型梁横向冲击响应影响.......................................354.3.3温度和冲击加载速度耦合影响............................................................37I 东华大学博士学位论文目录4.3.4筋高高度对T型梁横向冲击响应影响................................................404.3.5不同筋高高度和冲击加载速度耦合影响...........................................424.4三维编织复合材料T型梁冲击破坏形态.......................................................454.5本章小结.............................................................................................................49第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析.........................515.1三维编织复合材料热力耦合模型..................................................................515.1.1多尺度结构模型.....................................................................................515.1.2热力耦合本构材料模型.........................................................................525.1.2.1弹性柔度矩阵...............................................................................525.1.2.2塑性柔度矩阵...............................................................................545.1.3模型均质化.............................................................................................575.1.4绝热温升..................................................................................................585.2冲击压缩有限元验证分析................................................................................595.2.1冲击压缩有限元模型..............................................................................605.2.2失效准则...................................................................................................615.2.3计算结果与分析......................................................................................625.2.3.1网格单元数量敏感性..................................................................625.2.3.2有限元计算与实验结果比较......................................................645.2.3.3热力耦合失效分析......................................................................665.2.3.4绝热温升.......................................................................................745.3本章小结.............................................................................................................75第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析..........766.1三维编织复合材料T型梁几何模型..............................................................766.2横向冲击有限元模型........................................................................................776.3结果与分析.........................................................................................................786.3.1有限元计算与实验结果比较................................................................786.3.2损伤失效过程分析.................................................................................816.3.3损伤形态..................................................................................................876.4本章小结.............................................................................................................89第七章结论与展望............................................................................................917.1主要结论............................................................................................................917.2研究展望............................................................................................................92参考文献.............................................................................................................94致谢..................................................................................................................104攻读博士学位期间发表学术论文......................................................................106II 东华大学博士学位论文第一章绪论第一章绪论1.1引言纤维增强复合材料因其具有轻质高强和优异可设计性能被广泛用于空天飞[1-4]行器和风力发电机叶片等领域。伴随低碳经济以及科技发展，纤维增强复合材料在高速列车和新能源汽车以及轻质飞行器等新兴领域应用也越来越受到人[5-7]们重视。为提高传统纤维增强复合材料易分层的不足、增强复合材料整体性[8-10]和层间强度，三维纺织结构复合材料得以发展和应用。三维编织复合材料是一种具有独特性能的三维纺织结构复合材料，其编织纱线在三维空间中呈多向分布特点，抗分层，相较于层合复合材料具有的高比强度[9]和高比模量等优点，还具有损伤容限高和抗冲击性能好以及良好抗疲劳性能。[11]三维编织技术可以直接一体织造成型形状复杂的预成型体，如I型梁和T型梁以及圆管等结构，可用于制作各种飞行器承力梁、支架以及接头等，如图1.1所示，直升机起落架、飞机发动机叶片和火箭筒身均为三维编织复合材料整体制备[12][13,14]而成，并普及到汽车，游艇，医疗等各个领域。[12]图1.1三维编织复合材料应用：(a)直升机起落架，(b)发动机叶片和(c)火箭筒身1 东华大学博士学位论文第一章绪论三维编织复合材料使用环境复杂多样，在使用过程中不仅会经受静态载荷作用，还有可能受到动态冲击载荷加载。复合材料随不同加载方式产生不同力学响应。经受力学载荷同时，还会受到不同温度或湿热老化等各种环境因素影响，使得三维编织复合材料制品在使用过程中力学性能评估变得非常复杂和困难。研究三维编织复合材料在不同温度场动态冲击响应及其热力耦合损伤失效机理对于抗冲击结构件设计和复杂环境应用有重要意义。本文设计制备三维编织复合材料T型梁，研究其在高温场横向冲击行为，基于多尺度结构模型，建立计及温度效应和应变率效应热力耦合本构方程，引入温升方程，形成闭合热力耦合材料模型，计算三维编织复合材料高温动态冲击下热力耦合响应，分析其热力耦合损伤失效机理。1.2三维编织预成型体技术三维编织预成型体技术产生于二十世纪六十年代后期，主要用于生产航天器部件，并在二十世纪八十年代和九十年代取得较快发展，出现不同编织技术，主[15,16]要为二步编织法和四步编织法，还包括六步编织法和多步编织法。编织纱线通过携纱器在编织机上沿着固定轨道运动，彼此相互交织编织出不同形状织物。图1.2所示为二步编织法纱线移动规律，每移动两步完成一次循环编织，每一步编织纱沿箭头指向进行移动，并停在箭头指向位置，其中轴纱沿织物成型方[17]向保持伸直状态。[17]图1.2二步编织法纱线运动规律图1.3所示为四步编织法纱线移动规律，根据图中箭头所指行或列沿横向或纵向交替移动一个纱线位置，经过四步移动，完成一次编织循环，不断重复编织[15]循环，完成编织物预成型体成型。2 东华大学博士学位论文第一章绪论[15]图1.3四步法编织纱线运动规律二步编织法和四步编织法均可编织方型和圆形两种编织形式。方型编织预成型体相邻两面构成直角，如I型梁和T型梁等。圆形编织物截面为圆形，例如编织圆管等。这些不同三维编织技术可以生产形状复杂多样编织预成型体，为特殊结构应用提供可能。1.3三维编织复合材料冲击性能研究[18,19]Gu和Xu通过实验研究三维编织复合材料弹道冲击破坏形态和失效模式，并利用“纤维倾斜模型”进行数值计算其弹道侵彻损伤过程，获得三维编织复[20]合材料弹道冲击失效模式和能量吸收特征。Gu在细观尺度建立三维编织复合材料细观结构有限元模型，更精确计算得到复合材料弹道侵彻性能。[21]Sun等采用分离式霍普金森杆对四步法三维编织玻璃纤维/环氧树脂复合材料进行高应变率面内和面外冲击压缩实验，发现压缩模量和变形具有应变率敏感性，压缩失效应力和应变随应变率变化没有明显趋势。面外压缩失效随应变率增加由轴向压缩变形向剪切模式转变，面内压缩主要为压缩变形失效。[22]Sun等采用MTS材料测试系统和分离式霍普金森杆对四步法三维编织复合材料进行静态和冲击拉伸试验，结果表明，三维编织复合材料性能对应变率比较敏感，应变率越高，轴向拉伸刚度和失效应力越大，失效应变越小，失效模式为脆性断裂失效。[23]Wan等对三维编织碳纤维/凯夫拉纤维混杂复合材料落锤冲击性能进行研究发现，混杂复合材料比单一碳纤维复合材料具有更高冲击强度和能量，凯夫拉纤维比例越高，冲击强度越高，冲击能量主要通过基体塑性变形、纤维抽拔以及3 东华大学博士学位论文第一章绪论纤维断裂而耗散。[24]Zeng等通过有限元LS-DYNA计算三维编织复合材料管轴向冲击响应和能量吸收特性，研究结构和编织参数对能量吸收特性影响，所得数值结果与实际测试数据具有较好一致性。[25]He等通过落锤冲击测试三维编织和单向玻璃纤维增强复合材料冲击性能，发现复合材料冲击强度均随纤维体积分数增加而增大，三维编织复合材料比单向纤维增强复合材料具有更好冲击性能。[26]Joo等基于弹塑性本构定律对三维编织复合材料和层压平纹机织复合材料非线性、各向异性及非对称性进行计算描述分析。通过冲击实验验证有限元计算有效性，并对比分析三维编织复合材料和层压机织复合材料性能。[27]Gu等对不同应变速率下三维编织复合材料时域和频域内破坏模式和能量吸收特性进行分析，发现能量吸收随应变率增加而增加，并主要集中在高频区域，在准静态压缩过程中，能量分布于较窄频率区，并小于高应变率能量吸收。[28]Li等采用分离式霍普金森杆对三维五向编织碳纤维/酚醛树脂复合材料进行冲击压缩测试，发现复合材料表现出明显应变率增强效应和动态韧性现象，复合材料损伤和破坏形态随应变速率变化而变化。并且，编织角和纤维体积分数对横向动态压缩性能和破坏机理也有较大影响。[29]Sun等通过Instron落锤测试仪对四步法三维编织复合材料进行低速冲击测试，得到复合材料冲击载荷和能量吸收，并采用有限元单胞法结合用户自定义子程序对冲击过程进行计算分析，揭示复合材料冲击损伤机理。[30,31]Zhang等通过改进型分离式霍普金森杆和Instron落锤测试仪对三维编织碳纤维/环氧树脂复合材料进行横向冲击测试，分析不同加载速度对复合材料横向冲击性能影响，并利用有限元单胞法模拟复合材料失效断裂过程，揭示其损伤机理。[32]Wan等基于离线超导量子干涉装置(SQUID)技术，探测不同冲击能量下三维编织复合材料损伤。当复合材料变形退化为内部开裂时，磁场信号减弱。该方法可准确计算材料损伤位置，并可用于确定编织纱线在复合材料内部的取向。与超声检测技术相比，该方法更适用于三维复合材料无损检测。[33]Yan等对三维编织碳纤维/环氧树脂复合材料板进行低速冲击性能测试，研4 东华大学博士学位论文第一章绪论究不同编织角和不同冲击能量时三维编织复合材料冲击响应，发现编织角越大，峰值载荷越高，纱线交织越紧密，耐冲击性能越好。[34]Zhang等通过建立三维编织复合材料细观结构模型，对三维编织复合材料冲击压缩过程进行有限元计算分析，并与实验结果比较，得到模型能够有效描述复合材料冲击压缩响应，并能够捕获编织纱线应力传播、应力分布状态和复合材料渐进失效行为。[35]Wan等基于多尺度有限元法研究三维编织复合材料在准静态和高应变率下有效弹性性能、失效强度及失效机理。[36-39]Zhou等通过改进型分离式霍普金森杆对三维编织复合材料圆管进行横向冲击性能测试，结合细观结构有限元计算分析不同编织角、不同编织厚度、三维四向及三维五向编织结构和冲击加载气压对复合材料圆管横向冲击加载变形[40]响应及破坏细观结构机理影响。Zhou等并采用X射线计算机断层扫描技术获取三维编织复合材料圆管横向冲击测试后损伤三维图像，研究冲击速度、编织角和编织层数对圆管损伤机理影响。[41]Zhou等通过改进型分离式霍普金森杆对三维编织复合材料工字梁进行横向冲击性能测试，并建立细观结构有限元模型分析不同冲击加载速度对工字梁损伤过程和应力分布影响。[42,43]Wu等采用分离式霍普金森压杆对三维编织复合材料圆管进行轴向冲击压缩测试，分析应变率、编织角和三维四向及三维五向编织结构对复合材料圆管冲击压缩响应影响，结合细观结构有限元模型研究其冲击压缩损伤过程和失效机理。[44-47]Li等基于冲压剪切测试和细观结构有限元计算对三维编织复合材料剪切性能进行研究，分析编织角、编织厚度和应变率对冲压剪切响应影响，并采用X射线计算机断层扫描技术获取冲压剪切三维失效形态，揭示三维编织复合材料剪切损伤机制。[48]Pan等基于单摄像机高速(SCHS)立体数字图像相关(DIC)技术测试三维编织复合材料弹道冲击过程全场瞬态三维形变。利用该系统确定钢球冲击下复合材料板全域面内和面外变形，阐明复合材料瞬态冲击作用下的变形行为和破坏机理。5 东华大学博士学位论文第一章绪论[49]Yan等研究不同编织角三维四向编织碳纤维/环氧树脂复合材料冲击和冲击后压缩(CAI)行为，并采用声发射(AE)技术对整个过程进行监测。结果表明，编织角越大，载荷峰值越高，冲击损伤面积越小，冲击后压缩强度下降，复合材料损伤模式从横向断裂变为剪切破坏。结合AE参数和CAI曲线，对复合材料失效过程进行表征和断裂分析。[50]Zhang等基于三单胞有限元模型和三维率依赖性本构模型，对三维编织复合材料弹道侵彻性能进行研究，分析复合材料耐冲击性和损伤机理，并研究冲击速度对复合材料结构冲击性能和吸能特性影响。目前，三维编织复合材料动态冲击力学性能研究主要集中于常温下冲击响应分析，包括弹道冲击、落锤冲击和霍普金森杆高应变率冲击压缩、拉伸、剪切测试，并采用单胞法和细观结构有限元法分析进行冲击响应研究，鲜少涉及到热力耦合响应分析。1.4三维编织复合材料热力性能研究[51-53]Li等基于细观宏观力学模型，定义环氧树脂性能为温度线性函数，在高阶剪切变形壳理论基础上建立控制方程，采用奇异摄动技术来确定交互屈曲载荷和屈曲后平衡路径，分别研究三维编织复合材料圆柱壳在热的环境中受到轴向压缩、扭矩作用以及内部应力产生的后屈曲行为，并分析温度增加、纤维体积分数、[54]壳体几何参数、载荷比例参数以及初始几何缺陷对其力学响应影响。Li等还对三维编织复合材料板进行热后屈曲行为研究，结果表明，温度依赖性、几何参数、纤维体积分数和编织角对编织复合材料板热后屈曲性能有显著影响。[55]Guo等对三维编织复合材料在室温和150℃高温下分别进行弯曲测试和拉伸测试，研究发现温度对于编织复合材料的弯曲性能和拉伸性能具有明显不同影响，在150℃和常温下，三维编织复合材料具有几乎相同的拉伸强度，而三维编织复合材料的平均弯曲强度在150℃测试温度下更小，常温下弯曲强度较高。而[56]李嘉禄等通过对三维编织复合材料和传统层压复合材料在不同温度下进行拉伸性能测试，研究发现，三维编织复合材料的拉伸强度在150℃以下均未出现明显的变化，但在180℃测试时强度出现一定程度下降，层压复合材料拉伸强度随测试温度增加逐渐下降，180℃时出现较大程度下降。三维编织复合材料拉伸强6 东华大学博士学位论文第一章绪论度相比于层压复合材料下降程度较小。[57]Song等研究热加速老化对三维编织/环氧树脂复合材料拉伸性能影响，研究发现热老化对复合材料性能影响很大，随老化周期增加，三维编织复合材料拉伸性能下降，但三维编织复合材料性能下降程度小于层合板复合材料。[58]Li等研究温度对三维编织复合材料弯曲性能和破坏机理影响。结果表明，温度对三维编织复合材料弯曲损伤性能有明显影响，在室温下，复合材料具有最高强度和模量，破坏模式主要为纤维断裂，具有脆性断裂特征。在较高温度下，[59]复合材料变得更加柔软和塑性，主要为基体微裂纹和纤维脱粘失效。Li等还对三维编织复合材料低温下压缩性能进行研究，发现低温对复合材料压缩性能有明显增强，脆性断裂失效表现更加明显。[60,61]Cai等基于三单胞和周期性边界条件有限元模型，应用时温叠加原理对三维编织复合材料不同温度状态下热粘弹性性能进行表征，并对三维编织复合材料动态热弹性响应进行研究，考虑到编织角和纤维体积分数对三维编织复合材料稳态应变响应影响。[62,63]Jiang等基于有限元模型预测三维编织复合材料热学性能(热膨胀系数和热导率)，并考虑编织角和纤维体积分数对其影响，结合实验数据验证预测有效性，用于研究三维编织复合材料热力性能和温度分布。[64]Gou等考虑纤维体积分数和内部编织角影响，对三维四向编织复合材料热导率和温度分布进行研究，发现纤维体积分数越大，复合材料轴向和横向方向热导率均较高，而内部编织角越大，则导致横向热导率增加，轴向热导率变低。[65-70]Pan等研究三维编织玄武岩纤维/环氧树脂复合材料高低温环境下冲击压缩性能，并通过有限元模拟计算分析温度和应变率对复合材料力学性能影响，从细观尺度揭示三维编织复合材料热力耦合作用。[71,72]Wang等对三维编织碳纤维/环氧树脂复合材料复合材料在高温和低温环境下准静态压缩性能进行研究，并在细观结构尺度，采用有限元法计算分析温度和编织角对复合材料压缩响应影响。[73]Wang等采用细观结构模型和多尺度单胞模型对三维编织复合材料不同温度场热膨胀性能和界面热应力进行分析，细观单胞模型揭示出编织角对热膨胀行为、界面应力和分布影响，多单胞模型分析热膨胀轴向系数随编织角非线性变7 东华大学博士学位论文第一章绪论化。[74]Wu等研究三维编织碳纤维/环氧树脂复合材料圆管低温场纵向冲击压缩性能，采用实验测试和细观结构有限元计算分析温度和应变率对圆管冲击压缩性能影响。[75]Zhai等采用多尺度有限元法有效预测三维编织复合材料热物理性能，分析编织角和温差对热力性能影响，并在热和力作用下进行三点弯曲试验，表明该方法可有效预测三维编织复合材料热力性能。三维编织复合材料热力性能研究主要集中于不同温度下准静态压缩、拉伸、弯曲及屈曲等力学性能测试和有限元分析，以及热膨胀系数、热导率等热物理性能研究，对于动态绝热冲击热力耦合响应分析较少，缺少构建复合材料热力耦合本构模型。1.5纤维增强复合材料T型梁力学性能研究[76]Hao等通过改进型分离式霍普金森杆对三维正交机织复合材料T型梁进行横向冲击性能测试，结合单胞模型有限元计算分析不同冲击速度下T型梁力学响应。[77]Zhang等通过改进型分离式霍普金森杆测试三维双轴纬编针织结构复合材料T型梁动态冲击性能，并结合有限元分析研究不同T型梁筋高和不同冲击速度下复合材料T型梁强度和吸能特征。[78]Zhang等基于横向冲击测试和有限元计算研究一种双轴经编针织和纬向双面角联锁多重结构复合材料T型梁横向冲击性能，获得冲击载荷位移曲线，分析T型梁筋高和冲击速度对T型梁冲击损伤影响。[79]Chen等基于细观结构单胞模型，通过刚度体积平均法算得具有不同编织角三维多向(四向、五向和六向)编织复合材料弹性常数，利用有限元软件计算三维多向编织复合材料T型梁应力和应变，讨论纤维交错拓扑结构和细观结构参数对复合材料抗弯曲性能影响。[80]Thinh等通过实验和有限元方法研究层合板增强不同截面形状的复合材料梁(U型梁、T型梁和矩形梁)弯曲性能和振动性能。[81]Ooijevaar等测试由16层单向碳纤维聚醚醚酮增强的2.5维复合材料T型梁8 东华大学博士学位论文第一章绪论振动性能，利用弯曲和扭转模式基于模态应变能损伤指数算法判定复合材料损伤分层，考虑测量点数对损伤精确检测和定位影响。[82]Ascione等采用考虑复合材料剪切变形的力学模型研究分析拉挤成型纤维增强聚合物T型梁和C型梁受到同轴压缩载荷以及横向均匀分布载荷作用时局部和全局屈曲失效行为。[83]Herman等基于振动模态分析对复合材料T型加强板缺陷探测进行数值和实验研究。对含裂纹开裂或孔隙碳纤维/环氧复合材料板进行分析，发现面板缺陷会导致振动模态响应变化，采用振动模态曲率分析的损伤检测依赖于缺陷位置。[84][85]Zhang等和Yan等研究三维四向编织复合材料T型梁三点弯曲疲劳性能，并比较分析三维编织复合材料T型梁和三维编织复合材料矩形梁准静态弯曲性能和疲劳性能，发现二者损伤分布和损伤面积具有明显不同。[86]Pei等采用模态实验和有限元分析方法，研究损伤对三维四向编织复合材料T型梁模态特性影响。发现损伤明显改变模态形状曲率，损伤对T型梁模态曲率影响可以用来检测和定位损伤。[87,88]Ouyang等通过实验和混合单胞有限元法研究三维五向编织复合材料T型梁弯曲疲劳性能。基于得到的S-N曲线分析不同应力水平下复合材料T型梁疲劳寿命，根据载荷位移滞回曲线和刚度降解曲线揭示刚度降解与损伤演化之间关系。针对纤维增强复合材料T型梁研究，T型梁结构主要包括织物层压成型和三维编织一体成型；对于层压成型T型梁力学性能研究主要进行冲击、弯曲及振动模态分析；对于三维编织一体成型复合材料T型梁主要进行弯曲、疲劳分析。三维编织复合材料T型梁横向冲击性能研究还未见报道。1.6课题背景综上所述，目前三维编织复合材料由于其独特力学性能吸引众多研究者进行研究，体现在以下几个方面：(1)在动态冲击力学性能研究方面，主要集中于常温下冲击力学响应分析，鲜少涉及到绝热冲击力学响应分析；9 东华大学博士学位论文第一章绪论(2)在热力性能研究方面，多集中于不同温度下准静态力学性能测试和有限元分析，以及热膨胀系数、热导率等热物理性能研究，对于动态绝热冲击热力耦合响应分析较少；(3)在结构方面，主要集中于矩形截面结构和其他非编织T型梁结构研究，针对具有较大抗弯刚度且耐分层三维编织复合材料T型梁研究较少。为充分认识和理解三维编织复合材料T型梁在高温场动态绝热冲击损伤失效过程，开展本课题研究，为其在飞行器、轻量化新能源汽车以及高速列车等领域应用设计提供参考。1.7研究内容和方案本课题旨在研究三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合响应和损伤失效机理，研究方案如图1.4所示，具体内容如下：(1)设计编织不同筋高高度三维编织复合材料T型梁预成型体，并制备成复合材料。自行设计制作与准静态和横向冲击加载实验仪器相匹配的高温环境装置。图1.4课题研究方案10 东华大学博士学位论文第一章绪论(2)利用MTS810.23材料测试系统搭载高温环境装置测试三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载性能，研究温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态加载性能影响，揭示其温度效应及横向加载破坏机理。(3)采用改进型分离式霍普金森杆搭载高温环境装置测试不同筋高三维编织复合材料T型梁不同温度和不同冲击速度下的横向冲击性能，研究温度、冲击速度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁横向冲击响应影响，揭示其温度效应、冲击效应及动态加载下的损伤机制。(4)建立多尺度结构三维编织复合材料几何模型，建立计及温度效应和应变率效应热力耦合本构材料模型，引入绝热温升方程，建立完整闭合热力耦合模型，并编写子程序VUMAT。采用有限元软件ABAQUS建立三维编织复合材料冲击压缩有限元模型，调用VUMAT，计算三维编织复合材料高温场冲击压缩响应，验证热力耦合模型有效性。(5)基于所建热力耦合本构模型，采用有限元软件ABAQUS建立三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击加载模型，调用VUMAT，计算复合材料T型梁高温场横行冲击响应，分析其热力耦合损伤机理。1.8研究创新性(1)自制与准静态横向加载测试和动态横向冲击测试仪器相匹配的高温环境装置，测试三维编织复合材料T型梁高温场准静态和动态横向加载响应，研究不同温度、不同加载速度和不同筋高高度对三维编织复合材料T型梁横向加载响应影响。(2)建立从纤维、树脂基体到复合材料纤维束到单胞模型最后到均质化宏观复合材料模型的多尺度三维编织复合材料结构模型；建立基于桥联矩阵的温度依赖性弹性柔度矩阵和基于粘塑性理论的温度依赖性、应变率依赖性塑性柔度矩阵，构成三维编织复合材料热力耦合材料本构模型；通过引入绝热温升方程来获取复合材料在动态冲击过程中的温度实时更新，从而建立起完整闭合热力耦合本构模型。并将本构模型结合最大应力准则和临界损伤面积准则编写入用户自定义材料子程序(VUMAT)，用于有限元数值计算。(3)采用有限元软件ABAQUS建立三维编织复合材料高温场冲击压缩有限11 东华大学博士学位论文第一章绪论元模型，调用VUMAT，计算三维编织复合材料高温场冲击压缩响应，验证热力耦合模型有效性,并揭示其冲击压缩热力耦合损伤失效机理；建立三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击有限元模型，调用VUMAT，计算复合材料T型梁不同温度场、不同加载速度下横向冲击热力耦合响应，分析损伤失效机理。12 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备第二章三维编织复合材料T型梁制备本章基于四步方形编织技术一体编织成型不同筋高高度三维编织复合材料T型梁预成型体，并通过真空辅助树脂传递模塑成型技术制备成复合材料T型梁；并对环氧树脂基体和三维编织复合材料热力学性能进行测试分析。2.1三维编织复合材料T型梁预成型体三维编织复合材料T型梁预成型体利用1×1四步法方形编织技术进行织造。方形编织时，携纱锭子根据编织物尺寸大小排成m行n列矩形主体阵列，边纱锭子间隔排列在主体阵列周围，通过携纱锭子携带编织纱线移动，使编织纱线彼此交互编织成型。编织T型梁预成型体时，将T型划分为两个矩形，分别依次完成4步编织循环，故完成每个T型编织循环需要8步。图2.1所示为三维编织复合材料T型梁预成型体编织过程示意图，红色箭头所指方向为携纱锭子运动方向，每次移动一个锭子位置。图2.1三维编织复合材料T型梁预成型体编织过程示意图13 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备三维编织复合材料T型梁预成型体采用T700S-12K碳纤维(TORAYCARBONFIBERSAMERICA,INC)进行编织。碳纤维作为增强材料具有高比强度、高比刚度以及优异耐热性，广泛应用于航空航天等领域。其详细规格参数如表2-1所示。图2.2所示为编织而成的三维编织复合材料T型梁预成型体。共编织三种不同筋高T型梁预成型体，筋高部分纱线排列分别为0×0、5×3和9×3，底板纱线排列均为3×15，详细编织参数见表2.2。表2.1碳纤维规格参数拉伸拉伸应热膨胀直径密度热导率比热纤维牌号3强度模量变系数μmg/cm-6Cal/cm⋅s⋅°CCal/g⋅°CMPaGPa%α⋅10/°CTORAYCA71.8049002302.1-0.380.02240.18T700S-12K图2.2三维编织T型梁预成型体表2.2三维编织复合材料T型梁预成型体规格参数底板纱排列筋高纱排列花节长度编织角纱线总根数m×nm×nmm°三维编织3×150×0635.8±223±1复合材料3×155×3826.8±219±1T型梁预成型体3×159×3987.2±218±12.2三维编织复合材料T型梁成型制备三维编织复合材料T型梁，利用常熟佳发化学有限责任公司提供的3JA-02型环氧树脂作为基体，其密度为1.12-1.14g/cm，玻璃化转变温度(Tg)为110℃左右，详细规格参数见表2.3。该树脂固化制品耐热性、耐化学腐蚀性较好，并具有良好的机械强度，常用于玻璃纤维和碳纤维等复合材料制品。14 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备表2.3JC-02A型环氧树脂规格粘度密度玻璃化转变温度牌号3mPa·s(25℃)g/cm℃JC-02A型1000-30001.12-1.14110环氧树脂三维编织复合材料T型梁通过真空辅助树脂传递模塑成型工艺（VARTM）进行复合成型，如图2.3所示。T型梁预成型体周围采用铝条加工而成的模具包覆，底部为玻璃板，并用真空袋密封，一端连接经过真空脱泡后的树脂溶液，一端连接真空泵进行真空辅助浸入树脂。当树脂完全浸渍预成型体时，闭合真空袋两端，将处于真空状态的预成型体放入烘箱内进行加热固化，依次在90℃、110℃和130℃分别加热2h、1h和4h，然后冷却到室温完成复合材料固化。图2.4所示为固化而成的三维编织复合材料T型梁，筋高分别为0mm、5mm和10mm三种规格。图2.3三维编织复合材料T型梁真空辅助树脂传递模塑成型过程图2.4固化后三维编织复合材料T型梁（筋高：0mm、5mm和10mm）15 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备2.3试样制备三维编织复合材料T型梁被切割成长度为150mm测试试样，如图2.5所示。根据实际筋高尺寸将三种筋高高度试样分别定位0mm、5mm和10mm三种规格进行表示。分别测得三种试样详细尺寸、试样密度以及纤维体积含量，并列于表2.4中。图2.5三维编织复合材料T型梁试样表2.4三维编织复合材料T型梁规格参数长度底面宽底面厚筋高筋厚密度纤维体积分数种类3mmmmmmmmmmg/cm%0mm15020.33.203.11.50565mm15019.63.05.53.31.505710mm15018.83.010.53.11.48522.4环氧树脂及复合材料热力学性能采用动态热机械分析仪(DMA-8000)测试环氧树脂和三维编织复合材料热力学性能，获得其储存模量、损耗模量及损耗因子与温度关系以及玻璃化转变温度。测试试样尺寸约为30mm×5mm×3mm，采用单悬臂梁模式进行加载，载荷频率为1Hz，振幅为0.5mm，温度扫描范围为20℃至200℃，温升速度为3℃/min。16 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备(a)3601.2StoragemodulusE"2000LossmodulusE""TanDelta3001.0Tg15002400.8E"/MPaE""/MPa10001800.6TanDelta1200.4500储存模量损耗模量600.2000.020406080100120140160180200220温度/℃(b)17 东华大学博士学位论文第二章三维编织复合材料T型梁制备2400032000.30Tg28000.2520000StorageModulus(MPa)2400LossModulus(MPa)0.20E"/MPa16000TanDelta2000E""/MPa16000.15存储模量12000TanDelta1200损耗模量0.1080080000.05400400000.0020406080100120140160180200温度/℃(c)图2.6(a)DMA测试装置，DMA曲线(b)环氧树脂和(c)三维编织复合材料测试结果如图2.6所示，取储存模量转折处温度为玻璃化转变温度，环氧树脂玻璃化转变温度约为108℃。储存模量随温度升高逐渐下降，在玻璃化转变温度储存模量快速下降到很小值。三维编织复合材料玻璃化转变温度约为118℃，其储存模量随温度升高也缓慢下降，玻璃化转变温度以后，储存模量快速下降，但仍保持较大值。三维编织复合材料玻璃化转变温度由于纤维增强效应，比环氧树脂玻璃化转变温度提高约10℃。2.5本章小结基于四步编织法，采用碳纤维编织不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁预成型体，通过真空辅助树脂传递模塑成型(VARTM)制备三维碳纤维编织/环氧树脂基复合材料T型梁。采用DMA测试环氧树脂和三维编织复合材料热力学性能，得到其储存模量、损耗模量以及损耗因子随温度变化，并得到其玻璃化转变温度。三维编织复合材料由于纤维增强作用，其玻璃化转变温度高于环氧树脂基体玻璃化转变温度；两者储存模量均随温度增加而逐渐下降，玻璃化温度以上迅速下降。18 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试本章主要利用MTS材料测试系统结合自制高温环境装置对不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同温度进行横向冲击力学测试，研究温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态加载力学响应影响，揭示其损伤失效机理。3.1试验仪器三维编织复合材料T型梁利用MTS810.23材料测试系统进行高温场准静态横向加载测试，仪器最大载荷100kg。图3.1所示为高温场准静态横向加载测试配置。方框内所示是为本测试及后续动态横向冲击测试自行设计制作的高温环境装置，具体构造如图3.2所示。该装置主要包括承载、加热、温度控制系统和保温等部分组成。承载部分由不同管径不锈钢管组成，加热部分为功率1500瓦加热圈，温度控制部分由接触器、温控仪和K型热电偶组成，采用保温石棉进行保温。该装置采用圆柱状设计，可以使腔内产生一个轴对称较均匀温度场。加热温度范围为室温至300℃。图3.1高温场准静态横向加载测试配置图高温装置温度控制原理如图3.3所示，温度控制器两端分别连接热电偶和交19 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试流接触器，交流接触器另一端与加热器连接，加热器对环境腔进行加热。根据实验测试温度，在温度控制器上设置加热温度，加热器通电加热，热电偶感应环境腔内的温度高于设定值时，反馈给温度控制器，温度控制器控制交流接触器（相当于开关）断开电源，加热器停止加热；当温度低于设定值时，热电偶反馈给温度控制器，温度控制器则控制交流接触器接通电源，加热器继续加热。温度控制器通过热电偶实时反馈，通过多重PID调节，不断控制交流接触器接通或断开电源，可实现温度稳定控制。图3.2高温环境装置构造图图3.3高温环境装置温度控制原理示意图3.2高温准静态横向加载测试在试样上施加载荷的压头为Gr钢加工而成，压头直径30mm，和后续横向冲击测试入射杆径保持一致。测试之前，将试样预先放入高温环境腔进行加热，达到设定测试温度后保持五分钟后进行弯曲测试。本试验共设置四个测试温度点，分别为20℃、50℃、75℃、100℃，每个温度点测试3个试样，测试速度为2mm/min。20 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试分别测试得到三种不同筋高(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁载荷位移曲线。3.3高温准静态横向加载响应3.3.1载荷-位移曲线图3.4所示为不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在20℃测试温度下载荷-位移曲线。从图中可以看出，起始阶段，不同筋高高度三维编织复合材料T型梁准静态横向载荷随位移增加均呈线性增加，但斜率呈现较大差异，筋高越高，斜率越大，说明材料具有更高抗弯刚度。筋高为0mm和5mmT型梁载荷-位移曲线几乎线性增加到峰值载荷后快速下降，未出现明显屈服特征，复合材料显现出明显脆性断裂行为。筋高为10mmT型梁载荷-位移曲线中，当T型梁到达峰值载荷前呈现一定屈服行为，达到峰值载荷后迅速下降。从图中还可以看出，筋高高度越高，T型梁所能承载载荷越高。图3.5所示为不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在50℃测试温度下载荷-位移曲线。图中曲线表现出与图3.4中曲线相似行为，在起始阶段，T型梁所受载荷随位移增加呈线性增加，筋高越高，线性斜率越大，抗弯刚度越大。不同的是筋高为10mmT型梁载荷-位移曲线达到峰值载荷前屈服行为减弱，达到峰值载荷后出现波动下降，另外两个筋高高度载荷-位移曲线没有明显变化。同样，在此测试温度下，筋高越高，T型梁承受载荷强度越高。图3.6所示为不同筋高高度三维编织复合材料T型梁75℃测试温度下载荷-位移曲线，总体保持与20℃和50℃测试温度下相同变化趋势，10mm筋高T型梁峰值载荷前屈服行为逐渐消失，峰值载荷后出现更多断裂波动。0mm筋高高度T型梁达到峰值载荷后出现缓慢失效。图3.7所示为不同筋高三维编织复合材料T型梁100℃测试温度下载荷-位移曲线，所有试样到达峰值载荷前，载荷均随位移呈线性增加，到达峰值载荷后，载荷随位移增加缓慢下降，失效模式由之前较低测试温度下脆性断裂转变为较高温度下塑性断裂。在所有测试温度下，T型梁承载载荷强度均随筋高高度增加而增强。21 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试600020℃-0mm20℃-5mm500020℃-10mm4000/N3000载荷20001000001234567位移/mm图3.4不同筋高三维编织复合材料T型梁20℃测试温度下载荷-位移曲线50℃-0mm500050℃-5mm50℃-10mm4000/N3000载荷20001000001234567位移/mm图3.5不同筋高三维编织复合材料T型梁50℃测试温度下载荷-位移曲线22 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试500075℃-0mm75℃-5mm75℃-10mm40003000/N载荷20001000001234567位移/mm图3.6不同筋高三维编织复合材料T型梁75℃测试温度下载荷-位移曲线5000100℃-0mm100℃-5mm100℃-10mm40003000/N载荷2000100000123456位移/mm图3.7不同筋高三维编织复合材料T型梁100℃测试温度下载荷-位移曲线3.3.2温度和筋高高度对T型梁准静态横向加载响应影响图3.8所示3D彩虹图显示出温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载载荷影响，根据彩虹图颜色，从最高值红色到最低值紫色，梯度颜23 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试色代表力学响应强度由高到低，同一颜色区，颜色越深，强度越高。由图可以看出，随着测试温度增加，T型梁所受载荷逐渐下降，随着T型梁筋高高度增加，载荷逐渐增加。在彩虹图紫色区域，温度越高，筋高高度越小，T型梁承受载荷越小，测试温度100℃、筋高高度为0mm时，载荷最小；在彩虹图红色区域，温度越低，筋高高度越高，T型梁承受载荷能力越强，测试温度20℃、筋高高度为10mm时，载荷最大。T型梁承受载荷强度按彩虹图颜色顺序从紫色区域向红色区域逐渐增强。此外，T型梁承受载荷强度随其筋高高度变化较大，随温度变化较小，说明T型梁承载强度对于筋高高度变化更加敏感。图3.9所示3D彩虹图显示出温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载位移影响，可以看出，测试温度越高，T型梁产生位移越小，T型梁筋高高度越高，横向加载位移也越小。在彩虹图紫色区域，温度越高，筋高高度越高，T型梁准静态横向加载位移越小，测试温度100℃、筋高高度为10mm时，位移最小；在彩虹图红色区域，温度越低，筋高高度越小，T型梁横向加载位移越大，测试温度20℃、筋高高度为0mm时，位移最大。T型梁横向加载位移按彩虹图颜色顺序从紫色区域向红色区域逐渐变大。从图中还可以看出，相对于测试温度，筋高高度对T型梁横向加载位移影响更加显著。图3.10所示彩虹图显示出温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载能量吸收影响，可以看出复合材料T型梁在较低测试温度下具有更高的能量吸收，随温度增加，能量吸收能力下降。T型梁筋高高度越高，能量吸收越多。在彩虹图紫色区域，测试温度越高，筋高高度越小，T型梁吸收能量越小，测试温度100℃、0mm筋高T型梁具有最小能量吸收；在彩虹图红色区域，测试温度越低，筋高高度越高，T型梁能量吸收能力越强，测试温度20℃、10mm筋高T型梁具有最大能量吸收。T型梁能量吸收能力按彩虹图颜色顺序从紫色区域向红色区域逐渐增强。相较于测试温度，筋高高度对T型梁能量吸收影响更为显著。24 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试图3.8温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载载荷影响图3.9温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载位移影响25 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试图3.10温度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载能量吸收影响3.3.3试样损伤形态图3.11所示为不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)下准静态横向加载测试加载表面损伤形态。每列为相同筋高高度T型梁在不同温度下测试损伤形态，每行为同一测试温度不同筋高高度T型梁测试损伤形态。可以看到，红色箭头所指白色竖向裂纹表示纱线断裂损伤。白色区域为树脂，可以发现部分树脂出现开裂损伤。在T型梁背面筋高部位并没有观察到明显损伤，主要为T型梁底板加载表面出现纱线断裂和树脂开裂损伤。在较低测试温度下，有较多裂纹出现，在100℃时出现裂纹较少,表明复合材料T型梁在较低测试温度下更多为脆性断裂失效，在高温下更多表现为塑性失效。准静态加载下，不同筋高高度T型梁断裂损伤并未观察到明显不同。26 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试20℃50℃75℃100℃0mm5mm10mm图3.11不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)下准静态横向加载测试表面损伤形态3.4本章小结(1)采用MTS810.23材料测试系统搭载自制高温环境装置对不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)下成功实施准静态横向加载测试，获得不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同温度下载荷-位移曲线和损伤形态。27 东华大学博士学位论文第三章三维编织复合材料T型梁高温场准静态横向加载测试(2)测试结果表明，测试温度和T型梁筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态加载响应具有明显影响。测试温度越高，筋高高度越低，T型梁承载载荷越小；测试温度和筋高高度越高，T型梁产生位移越小；T型梁准静态加载能量吸收随测试温度增加和T型梁筋高高度减小而降低，测试温度越低，筋高高度越高，能量吸收越大。筋高高度对于三维编织复合材料T型梁准静态横向加载响应影响比测试温度影响更加显著。三维编织复合材料T型梁在较高测试温度下为塑性失效，在较低测试温度下为脆性失效，主要失效模式为纱线断裂和树脂开裂。28 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试本章主要利用改进型分离式霍普金森杆结合自制高温环境装置对不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同温度和不同速度下进行横向冲击加载测试，研究三维编织复合材料T型梁热力耦合冲击损伤过程。4.1测试仪器三维编织复合材料T型梁采用改进型分离式霍普金森杆(SHPB)结合自行设计制作高温环境箱进行高温场横向冲击测试。如图4.1所示，该装置主要包括气动系统、入射杆、冲击杆、高温环境装置、阻尼系统和信号采集处理系统组成。高温环境装置与静态测试高温环境装置相同，将其固定于霍普金森杆阻尼系统上，此高温装置既可以提供高温环境，又可以夹持承载试样，能够有效进行T型梁高温横向冲击测试。图4.1改进型分离式霍普金森杆高温横向冲击装置29 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试图4.2改进型分离式霍普金森杆高温横向冲击装置原理图图4.2所示为改进型分离式霍普金森杆高温横向冲击装置原理图，冲击杆直径和入射杆直径均为30mm，冲击杆和入射杆长度分别为400mm和1800mm。应变片粘贴在入射杆中间位置，用来采集由冲击杆撞击入射杆而产生的应力波信号。当冲击杆撞击入射杆时，产生入射波并沿入射杆传递到试样上，入射波信号一部分被试样吸收，另一部分则沿入射杆反射成为反射波。应变片则将记录这些信号，然后通过数据处理软件进行处理得到试样所受载荷、位移以及所吸收能量。数据处理公式如公式4.1至4.4所示，假设入射杆弹性模量、横截面面积和密度分别为E，A和ρ，则可得载荷Pt()、位移()t、应力波速度C以及能量吸收W方0程为：Pt()EA[()t()]t(4.1)IR()tC[()t()]tdt(4.2)0IRCE(4.3)01122WPt()()tdtEAC[()t()]tdt(4.4)0IR22其中，I()t和R()t分别为应变片记录的入射波和反射波信号。30 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试4.2高温横向冲击测试分别在四个测试温度(20℃、50℃、75℃、100℃)和三个测试速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下进行横向冲击测试，研究温度和冲击加载速度对三维编织复合材料T型梁横向冲击加载响应影响。测试速度通过加载气压进行控制，三个加载气压(0.2MPa、0.3MPa和0.4MPa)分别对应三个速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)。与准静态横向加载测试相似，测试之前先将试样放入高温环境腔进行加热，达到设定测试温度后保持五分钟后进行横向冲击加载测试。此外，在常温20℃和三个测试速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下进行不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁横向冲击加载测试，研究筋高高度和冲击速度对复合材料T型梁横向冲击响应影响。每种类型测试3个试样。图4.3所示为粘贴在霍普金森入射杆上的应变片记录的入射应力波信号，入射波近似于方波，可以使试样在近似恒定速率下加载。冲击加载速度越大，入射波振幅越高，即加载应力越大，加载应力与应力波信号呈线性函数关系。应力波宽度反映出一个冲击加载周期持续时间，其取决于冲击杆长度。0.168.5m/s11m/s0.1413.5m/s0.120.10/V0.08电压0.060.040.020.00050100150200250时间/μs图4.3不同冲击速度下应力波信号31 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试4.3三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击响应图4.4所示为三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)、不同加载速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下横向冲击位移-时间曲线，其反映出T型梁在横向冲击加载下的变形历史。在初始阶段，T型梁试样位移随时间线性增加，随后一段时间位移保持不变。紧接着位移重新线性增加，上升到一定高度再次保持稳定，如此重复四个循环。位移周期性增加主要是由于入射杆中应力波多次发生入射和反射，当入射杆中应力波到达T型梁试样时，应力波一部分被试样吸收，其余应力波从入射杆与试样之间的界面处再次反射到入射杆。当应力波作用到试样时，位移随时间增加，应力波从试样移开时，位移保持不变。反射波到达入射杆自由端面时，全部反射成为第二次入射应力波。应力波反复入射反射，直至应力波衰减耗散。同时可以看出，所有曲线具有相同的变化趋势，冲击速度越高，位移增加越多，而温度对位移影响较弱。98.5m/s-20℃88.5m/s-50℃8.5m/s-75℃78.5m/s-100℃11m/s-20℃11m/s-50℃611m/s-75℃11m/s-100℃513.5m/s-20℃/mm13.5m/s-50℃413.5m/s-75℃位移13.5m/s-100℃321005001000150020002500时间/μs图4.4三维编织复合材料T型梁在不同温度(20℃、50℃、75℃和100℃)、不同加载速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下横向冲击位移-时间曲线32 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试4.3.1温度对T型梁横向冲击响应影响图4.5所示为三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、50℃、75℃和100℃下，加载速度分别为8.5m/s、11m/s和13.5m/s时横向冲击载荷-位移曲线，可以看出，T型梁荷载-位移曲线在三个不同冲击速度下都具有温度敏感性。随着温度升高，同一应力波周期内峰值载荷逐渐减小。这主要是因为三维编织复合材料T型梁基体环氧树脂在高温下变软，如图2.6所示，环氧树脂基体储存模量从室温时的2035MPa逐渐减少到100℃时的1557MPa，同样温度区间，三维编织复合材料储存模量从22751MPa逐渐减少到22089MPa。很明显，环氧树脂基体的热力学行为导致三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击峰值载荷下降。此外，碳纤维增强体与环氧树脂在高温下的不同热膨胀系数也是影响T型梁载荷下降的一个原因。从图4.5中还可以看到，在不同温度和冲击速度下，所有荷载-位移曲线都有周期性波动。这是应力波在入射杆中产生多次入射和反射造成。在同一温度和冲击速度下，周期性峰值载荷逐渐下降，这是因为试件在每次冲击时都受到不同程度损伤或破坏，吸收部分冲击能量，从而导致应力波逐渐耗散，载荷下降。208.5m/s-20℃8.5m/s-50℃8.5m/s-75℃8.5m/s-100℃10/kN0载荷-10-200123456位移/mm(a)33 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试3011m/s-20℃11m/s-50℃11m/s-75℃2011m/s-100℃10/kN0载荷-10-20-30012345678位移/mm(b)3013.5m/s-20℃13.5m/s-50℃13.5m/s-75℃2013.5m/s-100℃10/kN0载荷-10-20-300123456789位移/mm(c)图4.5三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、50℃、75℃和100℃下，加载速度分别为(a)8.5m/s、(b)11m/s和(c)13.5m/s时横向冲击载荷-位移曲线34 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试4.3.2冲击加载速度对T型梁横向冲击响应影响图4.6所示为三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、50℃、75℃和100℃，8.5m/s、11m/s和13.5m/s三个加载速度下横向冲击载荷-位移曲线。可以看出，在每个测试温度下，三维编织复合材料T型梁荷载-位移曲线对于冲击加载速度均具有明显敏感性，在不同温度下，同一周期峰值载荷随着冲击速度增加而增加，与峰值载荷对应的位移也逐渐增大，随着应力波持续加载，不同速度间位移差异逐渐增大。这主要是由于更高的冲击速度具有更大的冲击能量和应力波振幅，从而导致T型梁更高的载荷响应和更大的位移变形。408.5m/s-20℃11m/s-20℃3013.5m/s-20℃2010/kN载荷0-10-20-300123456789位移/mm(a)35 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试408.5m/s-50℃11m/s-50℃3013.5m/s-50℃2010/kN载荷0-10-20-300123456789位移/mm(b)308.5m/s-75℃11m/s-75℃2013.5m/s-75℃10/kN0载荷-10-20-300123456789位移/mm(c)36 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试308.5m/s-100℃11m/s-100℃13.5m/s-100℃2010/kN0载荷-10-20-300123456789位移/mm(d)图4.6三维编织复合材料T型梁分别在测试温度(a)20℃、(b)50℃、(c)75℃和(d)100℃，8.5m/s、11m/s和13.5m/s三个加载速度下横向冲击载荷-位移曲线4.3.3温度和冲击加载速度耦合影响图4.7-4.9所示3D彩虹图，可以更加直观地对三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击响应温度和加载速度耦合效应进行认识和理解。根据彩虹图颜色，从最高值红色到最低值紫色，梯度颜色代表力学响应强度由高到低。颜色轮廓斜率反映出力学行为对温度和加载速度的不同敏感性。图4.7和图4.8所示分别为在不同测试温度和不同冲击加载速度下，从三维编织复合材料T型梁载荷-位移曲线中提取的第一个应力波周期载荷峰值及其对应位移。图4.9所示为在不同测试温度和不同冲击加载速度下，三维编织复合材料T型梁在四个应力波冲击损伤过程中所吸收能量。如图4.7所示，三维编织复合材料T型梁冲击峰值载荷随着测试温度增加逐渐下降，随冲击加载速度增加而增大。颜色为红色区域时，测试温度越低，冲击速度越大，T型梁承受冲击载荷越大，测试温度20℃、冲击速度为13.5m/s时，37 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试冲击载荷最大；颜色为紫色区域时，测试温度越高，冲击速度越小，T型梁承受冲击载荷越小，承受冲击载荷越小，测试温度为100℃、冲击速度为8.5m/s时载荷最小。从图中可以明显看出，升高的温度环境温度对试样载荷有负面效应，而增大的加载速度对试样载荷具有正效应。此外，沿着速度增加方向的云图轮廓斜率大于沿着温度升高方向斜率，说明三维编织复合材料T型梁所受载荷对于冲击加载速度比对测试温度更加敏感。图4.7温度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁载荷影响从图4.8中可以看到，三维编织复合材料T型梁位移随测试温度增加和冲击速度增加均呈增加趋势。颜色为红色区域时，测试温度越高，冲击速度越大，T型梁位移越大，测试温度100℃、冲击速度为13.5m/s时，试样位移最大；颜色为紫色区域时，测试温度越低，冲击速度越小，T型梁变形位移越小，测试温度20℃、冲击速度为8.5m/s时，试样变形最小。同一颜色区域处于同一变形水平。云图轮廓沿速度增加方向斜率大于沿温度增加方向斜率，说明三维编织复合材料T型梁冲击位移对冲击速度比对温度更敏感。38 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试图4.8温度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁位移影响图4.9温度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁能量吸收影响如图4.9所示，三维编织复合材料T型梁冲击吸收总能量随着温度增加逐渐39 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试下降，随着冲击速度增加而增加。红色区域，温度越低，冲击速度越高，能量吸收能力越强，紫色区域，温度越高，冲击速度越小，能量吸收能力越弱。还可以发现，冲击速度对三维编织复合材料T型梁能量吸收能力影响比测试温度影响更加显著。4.3.4筋高高度对T型梁横向冲击响应影响图4.10所示为不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在20℃和不同加载速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下横向冲击位移-时间曲线。可以看到，T型梁受到四次应力波作用而产生梯度变形。与前述不同温度场冲击加载响应类似，在曲线初始阶段，T型梁位移随时间线性增加，然后保持稳定，如此重复四个循环。可以看出，在每次位移周期性增加时，筋高高度越高，位移变化越小，说明T型梁抗变形能力越强。同时可以看出，在每次位移周期性增加时，冲击加载速度越高，位移增加越多。90mm-8.5m/s0mm-11m/s80mm-13.5m/s5mm-8.5m/s75mm-11m/s5mm-13.5m/s10mm-8.5m/s610mm-11m/s10mm-13.5m/s5/mm4位移321005001000150020002500时间/μs图4.10不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在20℃和不同加载速度(8.5m/s、11m/s和13.5m/s)下横向冲击位移-时间曲线40 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试180mm-8.5m/s155mm-8.5m/s10mm-8.5m/s12963/kN0载荷-3-6-9-12-15-180123456位移/mm(a)27240mm-11m/s5mm-11m/s2110mm-11m/s18151296/kN30载荷-3-6-9-12-15-18-21-24012345678位移/mm(b)41 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试350mm-13.5m/s305mm-13.5m/s10mm-13.5m/s252015105/kN0载荷-5-10-15-20-25-300123456789位移/mm(c)图4.11不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在20℃、加载速度分别为(a)8.5m/s、(b)11m/s和(c)13.5m/s时横向冲击载荷-位移曲线图4.11所示为三种不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在20℃、加载速度分别为8.5m/s、11m/s和13.5m/s时横向冲击载荷-位移曲线，可以发现，T型梁荷载-位移曲线在三个不同冲击速度下对筋高高度均具有敏感性，筋高高度越高，同一应力波周期内峰值载荷越大，抗冲击性能越强。在相同筋高高度和冲击加载速度下，T型梁周期性峰值载荷逐渐下降，与前述不同温度和不同加载速度冲击响应相同，试样每次受到应力波作用时都受到不同程度损伤或破坏，吸收部分冲击能量，导致响应强度逐渐下降。4.3.5不同筋高高度和冲击加载速度耦合影响图4.12所示3D彩虹图为图4.11载荷-位移曲线中提取的第一个应力波周期峰值载荷随T型梁筋高高度和冲击加载速度变化，清楚显示出不同筋高高度和冲击加载速度对三维编织复合材料T型梁横向冲击载荷耦合影响。可以看出，42 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试三维编织复合材料T型梁所受载荷随着筋高高度增加和冲击加载速度增大均增加。颜色为紫色区域时，筋高高度和冲击速度最低，所能承受冲击载荷最小，随着云图颜色向红色区域变化，筋高高度和冲击速度逐渐增加，冲击载荷逐渐增大，红色区域时，筋高高度和冲击速度最高，冲击载荷最大。从图中可以明显看出，增大的筋高高度和冲击加载速度对试样载荷均具有正效应，并且三维编织复合材料T型梁所受载荷对于筋高高度和冲击加载速度均具有较强敏感性。图4.12筋高高度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁载荷影响图4.13所示3D彩虹图为图4.11载荷-位移曲线中提取的最终位移随T型梁筋高高度和冲击加载速度变化，可以看出不同筋高高度和冲击加载速度对三维编织复合材料T型梁横向冲击位移耦合影响。筋高高度越高，冲击加载速度越小，T型梁位移越小，筋高高度为10mm、冲击速度为8.5mm时，位移最小；筋高高度越小，冲击速度越大，位移越大，筋高高度为0mm、冲击速度为13.5mm时，位移最大。同一颜色区域代表同一变形水平。可以明显看出，云图轮廓沿冲击速度方向斜率远大于沿筋高变化方向斜率，说明三维编织复合材料T型梁位移对冲击速度敏感性远高于对筋高高度敏感性。43 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试图4.13筋高高度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁位移影响图4.14筋高高度和冲击速度对三维编织复合材料T型梁能量吸收影响44 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试图4.14所示3D彩虹图为在不同筋高高度和不同冲击加载速度下，三维编织复合材料T型梁在四个应力波冲击损伤过程中所吸收能量。可以看出，三维编织复合材料T型梁冲击吸收总能量随着筋高高度增加和冲击速度增加呈现不同程度增加，T型梁随着冲击速度增加能量吸收能力更强，随着筋高高度增加，能量吸收增加幅度较小，说明三维编织复合材料T型梁能量吸收能力对冲击速度比对筋高高度更具敏感性。4.4三维编织复合材料T型梁冲击破坏形态图4.15所示为三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、50℃、75℃和100℃、8.5m/s速度下横向冲击损伤形态，其中(a)、(b)和(c)分别为T型梁正面、背面和侧面视图。从图4.15(a)可以看到，T型梁正面产生纱线断裂以及环氧树脂碎裂，并且形成一个剪切破坏带，如红色平行四边形所示，随着测试温度增加，损伤区域变小。这主要是由于在较高温度下，环氧树脂变韧，不易碎裂。从图4.15(b)和4.15(c)可以看到，T型梁底板均产生明显断裂，损伤裂纹由底板逐渐向筋高顶部进行扩展，并且测试温度越高，损伤裂纹越大，筋高顶部并未出现明显断裂。20℃50℃75℃100℃(a)45 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试20℃50℃75℃100℃(b)20℃50℃75℃100℃(c)图4.15三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、50℃、75℃和100℃、8.5m/s速度下横向冲击损伤形态：(a)正面、(b)背面和(c)侧面视图46 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试图4.16所示为三维编织复合材料T型梁在测试温度75℃，分别在8.5m/s、11m/s和13.5m/s速度下横向冲击损伤形态。从图4.16(a)看到T型梁正面损伤区域随测试速度增加而增大，从图4.16(b)看到T型梁背面损伤程度也随冲击速度增加而增大，并呈现出剪切破坏，在两端试样夹持部位，损伤也逐渐增大。从图4.16(c)T型梁侧视图中可以看到在13.5m/s冲击速度下T型梁筋高部位产生完全断裂，其他两个冲击速度下，筋高部位产生较大断裂裂纹，并未出现完全断裂。8.5m/s11m/s13.5m/s(a)8.5m/s11m/s13.5m/s(b)47 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试8.5m/s11m/s13.5m/s(c)图4.16三维编织复合材料T型梁在测试温度75℃，分别在8.5m/s、11m/s和13.5m/s速度下横向冲击损伤形态：(a)正面、(b)背面和(c)侧面视图图4.17所示为不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、13.5m/s速度下横向冲击损伤形态。从图4.17(a)可以看到筋高为0mm和5mm高度T型梁完全断裂为两部分，断口呈锯齿状，显现出一定剪切破坏，10mm筋高T型梁未出现完全断裂。从图4.17(b)和4.17(c)可以看到10mm筋高T型梁出现明显剪切破坏，断裂裂纹沿着筋高部位向端部扩展，以此吸收更多冲击能量，抵抗更大能量冲击。0mm5mm10mm(a)48 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试0mm5mm10mm(b)0mm5mm10mm(c)图4.17不同筋高高度(0mm、5mm和10mm)三维编织复合材料T型梁在测试温度20℃、13.5m/s速度下横向冲击损伤形态：(a)正面、(b)背面和(c)侧面视图4.5本章小结(1)采用改进型分离式霍普金森杆搭载自制高温环境装置对不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同温度和冲击加载速度下成功实施高温场横向冲击加载测试，获得不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同温度和不同冲击加载速度下载荷-位移曲线和损伤失效形态，发现测试温度、冲击加载速度和T49 东华大学博士学位论文第四章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击测试型梁筋高高度对三维编织复合材料T型梁横向冲击响应具有很大影响。(2)同一筋高高度和冲击加载速度下，测试温度越高，三维编织复合材料T型梁峰值载荷越小、位移越大以及冲击吸收能量越小；同一筋高高度和测试温度下，冲击加载速度越高，三维编织复合材料T型梁峰值载荷越大、位移越大以及冲击吸收能量越大；同一测试温度和冲击加载速度下，T型梁筋高高度越高，三维编织复合材料T型梁峰值载荷越大、位移越小以及冲击吸收能量越大。(3)温度与冲击加载速度共同作用时，温度越高、冲击加载速度越小，三维编织复合材料T型梁峰值载荷和冲击吸收能量越小；温度越低、冲击加载速度越大，三维编织复合材料T型梁峰值载荷越大和冲击吸收能量越大；而温度越高、冲击加载速度越大导致位移越大，温度越低、冲击加载速度越小，导致位移越小。(4)筋高高度与冲击加载速度共同作用时，筋高高度越低、冲击加载速度越小，三维编织复合材料T型梁峰值载荷和冲击吸收能量越小；筋高高度越高、冲击加载速度越大，三维编织复合材料T型梁峰值载荷越大和冲击吸收能量越大；而筋高高度越低、冲击加载速度越大导致位移越大，筋高高度越高、冲击加载速度越小，导致位移越小。(5)不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同测试温度和冲击加载速度下损伤失效模式均为剪切损伤失效，表现为纱线断裂和树脂碎裂，损伤由底板向筋高部位进行扩展。随着测试温度增加，正面损伤区域变小，筋高位置裂纹扩展增加；随冲击加载速度增加，损伤程度增加；筋高高度越小，损伤越严重，筋高越高，抵抗冲击破坏能力越强。50 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析本章主要构建计及温度效应和应变率效应的三维编织复合材料热力耦合本构模型，并编写用户自定义子程序；通过有限元软件建立三维编织复合材料冲击压缩模型，并调用子程序，计算复合材料冲击压缩热力耦合响应，验证热力耦合模型有效性，揭示冲击压缩损伤机理。5.1三维编织复合材料热力耦合模型建立三维编织复合材料热力耦合本构模型，主要包括三个部分：（1）多尺度结构模型，（2）热力耦合本构材料模型和（3）绝热温升。在单胞尺度，将纤维束作为最小单元，建立温度依赖性桥联模型和温度依赖性与应变率依赖性粘塑性理论分别用来描述复合材料纤维束弹性行为和塑形行为，由此构成材料本构模型。但这还不足以形成一个封闭热力耦合模型，通过引入绝热温升方程来获取复合材料在动态冲击过程中的温度实时更新，从而形成完整闭合热力耦合模型。5.1.1多尺度结构模型基于三维四向编织细观结构，建立多尺度结构编织复合材料模型。三维四向编织复合材料可由多个重复单胞而成，单胞包含内单胞、面单胞和角单胞。该多尺度结构模型简化成内单胞进行建立，如图5.1所示。在细观结构层次，纤维和基体组成纤维束，中观单胞模型则由四个不同方向纤维束和树脂组成，宏观复合材料模型由单胞均质化而成。图5.1多尺度三维编织复合材料结构模型51 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.1.2热力耦合本构材料模型为了模拟三维编织碳纤维/环氧树脂基复合材料在动态冲击和高温作用下热[89][90-92]力耦合本构行为，基于桥联模型和粘塑性理论，建立计及温度效应和应变率效应本构材料模型。广义各向异性本构方程以率形式可表示如下:[][][]S(5.1)其展开形式为：11S11S12S13S14S15S161122S21S22S23S24S25S2622SSSSSS3331323334353633(5.2)SSSSSS2341424344454623SSSSSS135152535455561312S61S62S63S64S65S6612根据小应变假设，将应变率张量分解为弹性和塑性应变率分量：ep(5.3)因此，柔度矩阵表示为弹性和塑性分量之和：ep[][][][SSS][](5.4)5.1.2.1弹性柔度矩阵将由单独纤维和基体材料组成的复合材料纤维束作为基本分析单元。由于三维编织复合材料在以往研究中表现出明显温度敏感性，但在弹性阶段没有明显应[70,93]变率效应，而碳纤维作为横观各向同性材料被普遍认为是无温度效应以及应变率效应，则复合材料弹性阶段温度依赖性行为由基质主导。因此，忽略率效应，环氧树脂基体弹性性能被表示为温度函数，如方程（5.5）和（5.6）所示。mmEEa(logTb),(T0)(5.5)T0mmETG(5.6)T2(1)mmmm其中，E和G分别为当前温度T下弹性模量以及剪切模量，E为参考TT052 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析温度T时弹性模量，常数a和b由不同温度下实验测得。0碳纤维和环氧树脂基体柔度矩阵如下所示：mmm1EEE000TmTmTmmmE1EE000mTTmTEmEm1Em000mTmTTS(5.7)mm0001GT0000001Gm0Tm000001GTfffSSS000111212fffSSS000122223SfSfSf000122322Sfff(5.8)0002(SS)0022230000Sf055f00000S55[89]复合材料纤维束弹性柔度矩阵通过桥联模型获得。假设存在一个桥联矩阵A,它表示复合材料中一个组分相(纤维或基体)相对于另一个组分相(基体或纤维)的承载能力。mfdAd(5.9)桥联矩阵A表示为：a11a12a130000a00002200a00033A(5.10)000a00440000a05500000a66其中，mfmmE(SS)(aa)ET12121122Ta,aa,aaa(1),11f1213fm223344fESSE11111122mGTaa(1),0,1.5566fG1253 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析复合材料横向模量E和剪切模量G不仅受到组分性能影响，而且取决2212于桥联参数和，它们可以根据不同测试温度来调节复合材料界面性能。将方程(5.9)代入到体积平均应力方程fmdVdfmVd,(5.11)以及运用方程f1d()VIfmVAd(5.12)m1dAVI()fmVAd(5.13)fmdVdfmVd(5.14)最终得到复合材料纤维束弹性柔度矩阵efm1[S]([VS]VS[][])([]AVIVA[])(5.15)fmfm5.1.2.2塑性柔度矩阵为了得到塑形柔度矩阵，引入一个具有一般形式塑性势函数，如方程（5.16）所示，其具有9个未知参数：2222(f)aaa2a2aij1111222233331211221311332222a2a2a2a233322442355136612(5.16)基于复合材料纤维束横观各向同性性质，其在各向同性平面内具有不可压缩线性弹性纤维行为，则将塑性势函数简化为单参数塑性函数：22222(fa)()42()(5.17)ij223323661312塑性应变率分量通过关联流动法则得到：pfddij(5.18)ijpd222233pd332233pdd4(5.19)2323dp2a136613dp2a66121254 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析比例因子率通过运用塑性功率等价性推导得到，即：pppW(5.20)ijij由公式(5.18)和(5.20)得:p(5.21)2f定义一个有效应力为：3f(5.22)2f(5.23)3因此：ppp33(5.24)22f22一个率依赖性粘塑性模量H被定义为：pdH(5.25)pppd因此，比例因子率可表示为：3(5.26)2HP以及，pdpmn1n()(5.27)d其中是粘塑性参数，m是率依赖性幂律参数，n是幂律参数。因此，在任何有效塑性应变水平，粘塑性模量可以作为主曲线的斜率，即：d1H(5.28)pppmn1dn()此模型计及温度效应和应变率效应，通过包含温度和应变率的有效应力函数定义材料强度，即：55 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析ppp,(gT(,))(5.29)0pgT(,)()TTp0gT(,)1(5.30)yTTm01pq(5.31)yDp其中是在参考塑性应变率和参考温度T时流动应力。T为复合材料损y00mp失其强度时最大温度。是在当前塑性应变率和当前温度T时流动应力。,和q分别是率、温度敏感指数和应变硬化指数。D为实验得到的常数。塑性柔度矩阵最终可以表示为：000000ppppp0SSSSS2222242526pppppp0S22S22S24S25S26S(5.32)ppppp0SSSSS24244445460SpSpSpSpSp2525455556ppppp0SSSSS2626465666对称塑性柔度矩阵分量如下所示，其他分量为0：PV2PVS(),S(),2222332422332344PVa66PVa66P2S25()223313,S26()223312,SV44423,44PP2P2P2S2Va,SVa,SVa,SVa,4566231246662312556613566613129V.2Hpep最终，可得包括弹性柔度矩阵S和塑性柔度矩阵S的整个本构方程为：1epepepSSSC(5.33)56 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.1.3模型均质化Z123ZXXY(a)(b)图5.2局部坐标系和全局坐标系关系在单胞中，纱线被认为是直线，如图5.2(a)所示。内部编织角被定义为纱线和Z轴夹角。角为纱线在X–Y平面投影与X轴夹角。角与编织角相关，如方程5.34所示：tan2tan(5.34)为了将单胞与复合纤维束之间应力和应变进行转化，需进行单胞均匀化。如图5.2(a)所示，全局坐标系(X、Y和Z)被定义为沿着三维编织复合材料横向、厚度方向和纵向方向。局部坐标系(1–2–3)被定义为沿着纤维束三个方向，如图5.2（b）所示，其用来描述局部和全局坐标系之间关系。单胞全局坐标系应力转化为纤维束局部坐标系中应力所用转置矩阵为T：ijk222lllllllll123233112222m1m2m3mm23mm31mm12n222nnnnnnnn123233112Tijk(5.35)2mn112mn222mn33mn23mn32nm31nm13mn12mn212nl2nl2nllnlnnlnllnln1122332332311312212lm112lm222lm33lm23lm32lm13lm31lm12lm2157 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析其中，lcos()sin(),msin()sin(),ncos(),1xz1xz1zlsin(),mcos(),n0,2x2x2lcos()cos(),msin()cos(),nsin().3xz3xz3z根据等应变假设即应变被假设为在单胞内均匀一致，应变可以通过下列关系从全局坐标系转化到局部坐标系：localglobalT(5.36)kijk局部应力表示为:locallocalC(5.37)kk计算复合材料中各组分应力增量后，将应力重新均匀化以得到全局坐标系下总应力：globalglobalVkk(5.38)k5.1.4绝热温升众所周知，力学载荷会导致材料温度变化，金属和聚合物材料在绝热条件下，在弹性和塑性载荷作用下，力学载荷和热产生之间存在着一种独特关系。温度变化方程可以表达为：2epTCT(32)Tp(5.39)其中，为材料热导率，T为绝热温度，为材料密度，C为材料比热，pep为材料热膨胀系数，和为弹性常数，,和分别为应力、应变率和塑性应变率。为塑性功率转化为热量因子。对于三维编织聚合物复合材料热力耦合响应而言，塑性功为其温度上升主要来源，弹性部分可以忽略。在动态冲击载荷作用下，由于热扩散速度比热产生速度慢得多，该过程被认为是绝热条件。因此方程5.39可以简化为：pCTp(5.40)温升方程可以表示为：58 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析WppTdCCpp(5.41)5.2冲击压缩有限元验证分析为验证三维编织复合材料热力耦合本构模型有效性，采用有限元软件ABAQUS/Explicit6.11结合用户定义子程序VUMAT对三维编织复合材料在高温场冲击压缩载荷作用下的力学响应进行计算分析，VUMAT由IntelVisualFORTRANCompilerProfessional11.1.065进行编译，用来定义三维编织复合材料热力耦合本构模型以及材料失效准则。图5.3所示为ABAQUS结合VUMAT有限元计算分析流程图。图5.3有限元计算分析流程图59 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.2.1冲击压缩有限元模型图5.4所示为三维编织复合材料动态冲击压缩有限元模型。三维编织复合材料试样模型夹持在分离式霍普金森杆入射杆与输出杆模型之间。三维编织复合材料模型尺寸为8mm×7.5mm×7.5mm，网格类型定义为C3D8T，共有网格单元1728个。杆与试样之间相互作用类型为面面接触。图5.5所示为实验中所得典型冲击应力波。将实验测试应力波数据加载到入射杆模型头端，其在计算时可沿杆方向进行传播。试样初始温度在预定义场中进行预先定义。输入杆和输出杆自由度被约束为只沿着杆子方向运动，试样具有完全自由度。图5.4三维编织复合材料冲击压缩有限元模型180输入波150120/MPa90应力60300020406080100120140160180时间/10-6s图5.5典型三维编织复合材料冲击应力波60 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.2.2失效准则应用最大应力理论来判定树脂基体失效，树脂失效准则和降解法则如表5.1TC所示。，和分别为树脂拉伸、压缩和剪切应力，XT,XC和SS分别为树脂拉伸、压缩和剪切强度。表5.1树脂基体失效准则及降解法则失效形式最大应力准则刚度降解T拉伸XTEE0.01nn1C压缩XCGG0.01nn1剪切SS应用临界损伤面积准则(CDA)和最大应力准则作为纤维束失效判据。临界损[94]伤面积准则通过相互作用长度进行计算，其最早由Rosen提出。相互作用长[95,96]度基于Tsai-Hahn纤维束理论进行计算。临界损伤长度定义为：1X(1)L1f(5.42)4f42mf其中f为纤维束半径，Xf为平均纤维拉伸强度，L为纤维束长度，假设为1个单位长度。m为基体屈服应力，为Weibull分布参数，假设为7.6。2临界损伤面积为，随着损伤面积增加，纤维束模量降解为：2DADAiiifEE01(5.43)CDAiEi为未损伤模量，CDA为临界损伤面积，其中E为杨氏模量在点i处模量，0iDA为纵向应力超过复合材料拉伸强度XT时的损伤面积，DAf为当点i超过其最i大应力时DA的值。DA为DAf下一个状态。TTT纤维失效准则和降解法则如表5.2所示。表中,11、22和33为纤维主方向61 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析CCCSSS拉伸应力。11、22和33为纤维主方向压缩应力。23、12和13为纤维剪切应力。XT、YT为纤维拉伸强度。XT和YT为纤维压缩强度。SS23、SS12和SS13为纤维剪切强度。E和G分别为纤维拉伸模量和剪切模量。所有下标代表纤维局部坐标系下方向。CDA_1为1方向损伤面积。表5.2纤维失效准则与降解法则失效形式最大应力准则刚度降解T11XTE1101拉伸方向CDA_1>CDAGG12130EE0.95C11111压缩方向11XCCXC11E0T222拉伸方向22YTGG01213CC2压缩方向22YC22YCE0T333拉伸方向33YTGG01323CC3压缩方向33YC33YCS2-3面内剪切23SS23G230S1-2面内剪切12SS12G120S1-3面内剪切13SS13G1305.2.3计算结果与分析5.2.3.1网格单元数量敏感性对于有限元法数值计算，计算精度不仅取决于材料模型，而且还受网格单元数量影响。为了评估网格单元数量敏感性，使计算结果更加准确，采用不同网格划分方案进行计算。图5.6所示为五种网格划分方案，五种不同方案每边网格数62 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析目分别为3、6、9、12和15个。取三维编织复合材料在0.65MPa测试气压和60℃测试温度下冲击压缩试验结果与相同条件下不同网格划分方案有限元计算结果进行比较分析，如图5.7所示。从图中可以看出，有限元计算结果受单元数量影响较大。网格划分方案1与实验结果之间差异最大，网格单元数量敏感性随着单元数量增加而减小。当试样模型各边单元数量为12时，有限元模拟结果与实验测试结果之间吻合较好。此时，网格单元数量敏感性很小。考虑到计算精度和计算成本，此次有限元数值计算采用网格划分方案4。方案1方案2方案3方案4方案5图5.6不同单元数量网格划分方案63 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析400方案1方案2方案3方案4300方案5实验-60℃/MPa200应力1000051015202530应变/%图5.7网格单元数量敏感性分析：三维编织复合材料在0.65MPa测试气压和60℃测试温度下冲击压缩试验结果与有限元计算结果比较5.2.3.2有限元计算与实验结果比较基于所建热力耦合本构模型，采用有限元法对三维编织复合材料在不同应变率和温度下冲击压缩响应进行计算，以验证热力耦合本构模型准确性，采用作者[93]之前所做研究实验结果与有限元计算结果进行比较。通过比较从实验和有限元计算得到的复合材料应力与应变曲线，可以确认所建热力耦合本构模型比较准确，如图5.8和图5.9所示。可以发现，图中所有有限元计算曲线均与实验测试结果保持较好一致性。这表明所构建热力耦合本构模型能够在不同应变率和温度下捕获三维编织复合材料的热力耦合响应特征。从图5.8可以看出，在较低测试温度和较低冲击压缩载荷下，有限元计算结果与实验结果之间也存在一定差异。在峰值应力后，有限元计算应力下降速度比较快，而实验测试应力在较低温度和较低冲击压缩载荷下逐渐减小。究其原因，在复合材料有限元模型中一些单元受损或者被删除而不能再承担载荷，而复合材料实际测试中，在较低温度和较低冲击载荷下只是材料部分损伤，复合材料依然64 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析保持较好整体性，并能够继续承担外部载荷作用。在较高测试温度和较大冲击载荷作用下，三维编织复合材料受损严重，达到峰值应力后突然失效，可与有限元计算结果保持较好一致性。280240200160/MPa120应力EXP-23℃EXP-60℃EXP-90℃EXP-120℃80EXP-150℃EXP-210℃FEM-23℃FEM-60℃40FEM-90℃FEM-120℃FEM-150℃FEM-210℃0036912151821应变/%图5.80.35MPa冲击气压下实验与有限元计算应力-应变曲线比较300250200/MPa150EXP-23℃EXP-60℃应力EXP-90℃EXP-120℃100EXP-150℃EXP-210℃FEM-23℃FEM-60℃50FEM-90℃FEM-120℃FEM-150℃FEM-210℃0051015202530应变/%图5.90.65MPa冲击气压下实验与有限元计算应力-应变曲线比较65 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.2.3.3热力耦合失效分析为理解三维编织复合材料在冲击压缩载荷和不同温度下热力耦合失效过程，通过有限元热力耦合计算获得三维编织复合材料典型应力-应变曲线和温度-应变曲线以及相应曲线上关键点对应的复合材料试样应力分布和温度分布进行失效行为分析。分别选取三种测试条件即在加载气压0.35MPa、测试温度60℃时，以及在加载气压0.65MPa、测试温度60℃和150℃时进行解释分析三维编织复合材料在不同温度和载荷条件下力学响应。图5.10所示为0.35MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线。图5.11和5.12所示分别为图5.10中有限元计算应力-应变曲线上标注6个点(a、b、c、d、e和f)所对应时刻的三维编织复合材料应力分布和温度分布。如图5.10所示，从有限元热力耦合计算模型中，特别提取出复合材料温升曲线，可以发现，在冲击压缩过程中，温度随应变增加而增加，在a点和b点之间弹性阶段，温度上升幅度很小，如图5.12(b)所示。在点b和d之间塑性变形阶段，温度随着应变增加而迅速增加。在此之后，由于试样损伤失效，温升趋势逐渐下降。在图5.12中可以清楚地看到试样温度变化。这与之前分析相一致，塑性功是复合材料冲击过程中温度升高主要来源。25068db200e66c150f℃/MPa64/温度应力100EXP-60℃-StressFEM-60℃-Stress6250FEM-60℃-Temperaturea06005101520应变/%图5.100.35MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线66 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析在图5.11中，图5.11(a)显示出应力刚传递到三维编织复合材料模型，图5.11(b)显示为图5.10中应力-应变曲线上屈服点b处应力分布，可以发现试样中应力分布呈“X”形，这说明复合材料受到剪切荷载作用。图5.11(c)显示为复合材料周围产生损伤导致屈服。当应力波继续在试样上加载时，变形继续增加，导致强度增加，直至达到应力应变-曲线d点时峰值荷载。图5.11(d)显示出复合材料具有更明显剪切应力分布，在此之后，应力随变形增加逐渐减小，如图5.11(e)和5.11(f)所示。图5.12为复合材料应力分布所对应温度分布，可以发现，应力越集中部位，温度越高，温度分布也表明复合材料受到剪切载荷影响。(a)(b)(c)(d)(e)(f)图5.110.35MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料应力分布67 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析(a)(b)(c)(d)(e)(f)图5.120.35MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料温度分布采用三维编织复合材料有限元计算失效状态应力分布和温度分布与实验结果进行比较，如图5.13所示。由于施加在复合材料上的应力波不是很大，复合材料没有表现出明显破坏。但从有限元模拟结果中可以清楚地看到存在剪切损伤。这也可以解释图5.8中在较低温度和较低冲击载荷作用下，复合材料达到峰值应力后计算结果与实验结果产生差异原因。68 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析图5.130.35MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料有限元计算与实验损伤形态比较图5.14所示为0.65MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线。同样，在有限元计算应力-应变曲线上，分别标出a、b、c、d、e和f6个关键点，并分别在图5.15和5.16中给出与此6个点相对应时刻的应力分布和温度分布状态。从图5.14可以看出，有限元计算曲线与实验数据吻合较好。在较大冲击载荷作用下，复合材料表现出较大塑性应变，从而更多塑性功转化为热量，复合材料内温度升高。30076de74250bf72200c70℃/MPa15068/温度应力66100EXP-60℃-StressFEM-60℃-Stress64FEM-60℃-Temperature5062a060051015202530应变/%图5.140.65MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线69 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析从图5.15中可以清楚看到复合材料在冲击压缩过程中应力分布和变化，在此过程中，产生明显剪切应力分布。与应力状态对应的温度分布和变化也进一步表明复合材料产生压缩剪切破坏，如图5.16所示。图5.17所示为三维编织复合材料有限元计算与实验损伤形态比较，可以看出计算结果与实验测试结果一致性较好，计算结果与实验结果中均表现出明显剪切破坏带。结果表明，剪切失效是三维编织复合材料在冲击压缩过程中主要失效模式。这些分析结果进一步表明所建热力耦合模型能够合理预测三维编织复合材料热力耦合响应。(a)(b)(c)(d)(e)(f)图5.150.65MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料应力分布70 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析(a)(b)(c)(d)(e)(f)图5.160.65MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料温度分布图5.170.65MPa冲击气压、60℃时三维编织复合材料有限元计算与实验损伤形态比较图5.18所示为0.65MPa冲击气压、150℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线。可以发现点b处屈服应力与在同样气压、71 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析60℃时结果相比下降很多，b点之后应力随着应变增加继续增加直至达到最大失效应力c点。温升相比于同样测试气压、60℃测试温度时结果也同样减少。这主要是因为基体在较高测试温度时变软，导致复合材料模量和应力相应减小。250cd162160200b158150℃/MPa156/温度应力10015450EXP-150℃-StressFEM-150℃-Stress152aFEM-150℃-Temperature0150051015202530应变/%图5.180.65MPa冲击气压、150℃时三维编织复合材料实验和有限元计算应力-应变曲线及温度-应变曲线图5.19和图5.20所示分别为三维编织复合材料冲击压缩过程中与图5.18中应力-应变曲线四个标注点相对应时刻四个应力分布状态和温度分布状态，可以清楚地看到应力分布及相应温度分布在冲击压缩过程中变化。图中可以发现较大塑性变形和剪切破坏。如图5.21所示，在较高测试温度下观察到更大剪切破坏。这是因为基体在高温下变得柔软，无法承受冲击载荷，只能通过解体成复合材料碎片来消散冲击能量。这些有限元计算结果能够很好地再现实验结果。(a)(b)72 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析(c)(d)图5.190.65MPa冲击气压、150℃时三维编织复合材料应力分布(a)(b)(c)(d)图5.200.65MPa冲击气压、150℃时三维编织复合材料温度分布图5.210.65MPa冲击气压、150℃时三维编织复合材料有限元计算与实验损伤形态比较73 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.2.3.4绝热温升在高应变率冲击载荷情况下，由于塑性功转化，材料损伤变形会产生一部分热量。如前所述，在三维编织复合材料冲击压缩过程中，温升随复合材料应变增加而增加。对于三维编织复合材料热力耦合响应，由于材料塑性变形而产生塑性功，从而引起材料温度上升。强度以及塑性变形越大，塑性功越大，产生热量越多，温升越高。基于热力耦合本构模型，通过有限元计算得到不同测试温度和不同载荷情况下绝对温升值，如图5.22所示。可以发现，测试温度越高，产生温升越小。这是由于应力和模量随测试温度增加而减小，导致塑性功减小，如图5.8和图5.9所示。然而，需要提到的是在60℃测试温度时，复合材料产生温升高于相同测试气压0.35MPa、测试温度为23℃时的结果。这可以归因于在60℃时由于复合材料渐进失效产生更大塑性功。同时从图5.22可以看出，在所有测试温度下，测试气压越高，产生温升越高。这是因为冲击气压越高，产生应力波幅越大，应变率就越高，失效应力和应变会随着应变率增加而增大，从而产生更大塑性功，引起更大温升。综上所述，复合材料应力受环境温度和载荷条件影响，温升反过来受到材料应力影响，进一步导致材料性能下降，形成封闭的热力耦合循环。1615.1070.35MPa1413.89340.65MPa12.631211.28410.26210℃8.384/87.1397温升6.7976.30376.21165.8724.27420236090120150210温度/℃图5.22不同测试温度和不同载荷条件下三维编织复合材料绝对温升值74 东华大学博士学位论文第五章三维编织复合材料热力耦合模型及冲击压缩验证分析5.3本章小结(1)建立从细观纤维束、中观单胞到均质化宏观复合材料多尺度结构三维编织复合材料几何模型；建立基于桥联矩阵的温度依赖性弹性柔度矩阵和基于粘塑性理论的温度依赖性、应变率依赖性塑性柔度矩阵，构成三维编织复合材料热力耦合材料模型；通过引入绝热温升方程来获取复合材料在动态冲击过程中的温度实时更新，从而建立起完整闭合热力耦合本构模型。并将本构模型结合最大应力准则和临界损伤面积准则编写入用户自定义材料子程序VUMAT，用于有限元数值计算。(2)采用有限元软件ABAQUS建立三维编织复合材料不同温度场冲击压缩有限元模型，调用子程序(VUMAT)，计算三维编织复合材料不同温度场冲击压缩响应，获得三维编织复合材料冲击压缩应力-应变曲线、温升-应变曲线以及应力分布和温度分布。比较有限元计算和实验测试应力-应变曲线，两者结果具有很好一致性。在不同应变率和温度下，所建热力耦合模型能够有效捕获三维编织复合材料热力冲击压缩响应特性。三维编织复合材料温升-应变曲线表明三维编织复合材料在冲击压缩损伤过程中，压缩变形导致热量产生，复合材料温度升高，塑性变形是导致温升主要来源。(3)相同冲击气压下，测试温度越高，三维编织复合材料应力和模量越小，导致塑性功减小，产生温升越小；在所有测试温度下，冲击气压越高，应变率越高，失效应力和应变随着应变率增加而增大，产生更大塑性功导致温升越高。三维编织复合材料应力受环境温度和加载强度影响，材料内部温升反过来受到材料应力影响，进一步影响材料性能，形成封闭热力耦合循环。三维编织复合材料冲击压缩应力分布呈现出“X”型剪切应力分布，温度分布也呈现出剪切分布，并对比计算模型损伤形态与实验测试损伤形态，三维编织复合材料在冲击压缩载荷作用下主要受到剪切应力作用，并表现为剪切失效模式。75 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析本章基于前文所建热力耦合本构模型，采用有限元软件计算三维编织复合材料T型梁高温场横行冲击响应，通过分析温度和冲击速度对复合材料T型梁冲击响应过程影响，揭示复合材料T型梁热力耦合损伤失效机理，并与实验结果对比分析，进一步验证模型有效性。6.1三维编织复合材料T型梁几何模型图6.1所示为三维编织复合材料T型梁多尺度几何模型。基于前文所建三维编织复合材料多尺度几何模型，建立三维编织复合材料T型梁多尺度模型，单胞尺度均与前文所建单胞模型一致，宏观复合材料形状可具有任意形状和尺寸，只需将均质化单胞材料性质赋予宏观复合材料模型，即可进行有限元计算。图中所建T型梁尺寸与实际10mm规格筋高T型梁试样尺寸一致，底板尺寸为150mm×18.8mm×3mm，筋高尺寸为150mm×3.1mm×10.5mm。图6.1三维编织复合材料T型梁多尺度几何模型76 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析6.2横向冲击有限元模型图6.2所示为三维编织复合材料T型梁横向冲击有限元模型。图6.2(a)所示为霍普金森杆入射杆对T型梁横向加载模型，将实验中得到的应力波加载到入射杆端面，通过在入射杆内进行传播加载到T型梁。为节约计算成本，通过在模型中间平面施加对称边界条件建立四分之一对称模型，如图6.2(b)所示，根据实际实验情况，在T型梁模型两端施加完全约束。图6.3(c)为网格划分方案，三维编织复合材料T形梁网格类型为C3D8T，在模型应力集中区域特别进行网格细化。输入杆头端与T型梁之间定义为面面接触。基于已建立热力耦合本构材料模型，通过有限元软件ABAQUS调用用户自定义材料子程序VUMAT进行三维编织复合材料T型梁横向冲击热力耦合计算。图6.2三维编织复合材料T型梁横向冲击有限元模型：(a)冲击加载模型，(b)边界条件和(c)网格划分77 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析6.3结果与分析6.3.1有限元计算与实验结果比较图6.3(a)-(d)所示分别为三维编织复合材料T型梁在不同测试温度、8.5m/s横向冲击加载下有限元计算与实验测试载荷-位移曲线。可以看出，三维编织复合材料T型梁在四种不同温度下横向冲击响应与实验结果吻合较好。T型梁载荷峰值在所有温度下均随应力波周期增加逐渐减小。同时可以看到，有限元计算得到的位移均比实验结果略大一些，这主要是因为所建单胞模型被简化为单纯内单胞进行计算，而单纯内单胞刚度略小于实际结构，导致计算模型产生位移略大于实际测试结果。208.5m/s-20℃-EXP158.5m/s-50℃-EXP158.5m/s-20℃-FEM8.5m/s-50℃-FEM101055/kN0/kN0载荷载荷-5-5-10-10-15-15-2001234560123456位移/mm位移/mm(a)(b)15128.5m/s-75℃-EXP8.5m/s-100℃-EXP8.5m/s-75℃-FEM8.5m/s-100℃-FEM10854/kN0/kN0载荷载荷-5-4-8-10-12-1501234560123456位移/mm位移/mm(c)(d)图6.3三维编织复合材料T型梁8.5m/s横向冲击加载下有限元计算与实验测试载荷-位移曲线：(a)20℃、(b)50℃、(c)75℃及(d)100℃78 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析图6.4所示为三维编织复合材料T型梁在不同温度、8.5m/s横向冲击载荷下有限元计算载荷-位移曲线，显示出温度对三维编织复合材料T型梁横向冲击响应影响。可以看出随着温度升高，载荷峰值逐渐减小。计算结果表明，该材料模型能够较好捕捉到三维编织复合材料T梁横向冲击响应随环境温度变化。218.5m/s-20℃-FEM188.5m/s-50℃-FEM8.5m/s-75℃-FEM158.5m/s-100℃-FEM1296/kN30载荷-3-6-9-12-15-180123456位移/mm图6.4三维编织复合材料T型梁不同温度、8.5m/s横向冲击载荷下有限元计算载荷-位移曲线图6.5(a)-(c)所示分别为三维编织复合材料T型梁在测试温度75℃、不同横向冲击加载速度下有限元计算与实验测试载荷-位移曲线，通过对比发现，在不同加载速度下，三维编织复合材料T梁横向冲击响应与实验结果具有较好一致性。加载速度对三维编织复合材料T型梁横向冲击响应影响在有限元计算结果进一步得到验证，如图6.6所示，同一加载周期载荷峰值和位移均随着加载速度增加而增加。79 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析15258.5m/s-75℃-EXP11m/s-75℃-EXP8.5m/s-75℃-FEM2011m/s-75℃-FEM10155105/kN0/kN载荷载荷0-5-5-10-10-15-15-200123456012345678位移/mm位移/mm(a)(b)3013.5m/s-75℃-EXP2513.5m/s-75℃-FEM2015105/kN0载荷-5-10-15-20-250123456789位移/mm(c)图6.5三维编织复合材料T型梁在测试温度75℃时横向冲击加载有限元计算与实验测试载荷-位移曲线：(a)8.5m/s、(b)11m/s及(c)13.5m/s308.5m/s-75℃-FEM11m/s-75℃-FEM13.5m/s-75℃-FEM2010/kN0载荷-10-20-300123456789位移/mm图6.6三维编织复合材料T型梁75℃时不同横向冲击速度加载有限元计算载荷-位移曲线80 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析6.3.2损伤失效过程分析三维编织复合材料T型梁在不同温度场横向冲击损伤过程非常复杂，即存在温度效应，又具有冲击载荷作用，同时也有热力耦合作用。为深入理解三维编织复合材料T型梁在不同温度场横向冲击加载热力耦合损伤失效过程，从有限元T型梁模型与冲击入射杆接触部位中心点(图6.7所示)提取应力-时间历史曲线以及绝热温升-时间历史曲线进行分析，如图6.8和图6.9所示。从图6.8可以看出，在四个应力波周期中，峰值应力随时间增加逐渐减小。结果说明，在应力波每次载荷作用下，试样均产生损伤和降解。同时可以发现，第一周期应力波加载时，峰值应力随测试温度升高而降低，随后应力波继续加载时，峰值应力随测试温度增加而变得紊乱无序。这主要是因为在初始阶段，试样力学性能主要受到测试环境温度影响，在受到瞬时冲击载荷作用后，导致试样温度上升，温度持续累积，引起试样性能变化，导致试样受到持续载荷作用时产生热力耦合响应，如图6.9所示。可以发现，温升表现出与应力波周期相对应的明显周期变化，随着应力波持续加载，每一周期温升会逐渐减小，总温升逐渐累积，耗散较少；同时，随着测试环境温度增加，温升也会降低。结合图6.8结果可以得出，应力越高，产生温升越高，反过来，测试温度增加，导致应力下降，形成热力耦合作用。图6.7三维编织复合材料T型梁与入射杆接触中心点示意图81 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析12008.5m/s-20℃8.5m/s-50℃10008.5m/s-75℃8.5m/s-100℃800/MPa600应力40020000.00000.00020.00040.00060.00080.00100.0012时间/s图6.8不同温度、8.5m/s冲击加载三维编织复合材料T型梁中心点应力-时间历史曲线708.5m/s-20℃8.5m/s-50℃608.5m/s-75℃8.5m/s-100℃5040℃/温升30201000.00000.00020.00040.00060.00080.00100.0012时间/s图6.9不同温度、8.5m/s冲击加载三维编织复合材料T型梁中心点绝热温升-时间历史曲线82 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析图6.10所示为三维编织复合材料T型梁在不同温度、8.5m/s冲击载荷应力分布，其中C1、C2、C3和C4分别对应于中心点4个应力波周期峰值应力时刻。可以看到，在C1时刻，应力只出现在试样中部，主要是因为应力波刚扩散到试样。随着应力波继续加载，在C2时刻，应力分布主要集中在试样中部以及试样两端夹持部位。在C3、C4时刻，应力分布范围持续扩大，试样变形也随之增加，试样损伤破坏增加。通过不同测试温度模型进行横向比较，发现测试温度越高，相对应应力波周期应力和应力分布越小，说明测试温度增加对材料性能具有弱化作用。图6.10不同温度、8.5m/s冲击加载三维编织复合材料T型梁应力分布：C1、C2、C3和C4分别对应于中心点4个应力波周期峰值应力时刻图6.11所示为三维编织复合材料T型梁在不同温度、8.5m/s冲击载荷温度分布，C1、C2、C3和C4分别为与应力分布相对应的中心点4个加载周期峰值应力时刻。可以看到，温度分布随着应力波周期增加而扩大，温升主要集中于试样中心和两端夹持部位，这与试样应力分布具有一致性，应力越大，温升就越高。不同之处在于前两个应力波周期并没有产生明显温度分布，温升主要出现在模型中部与入射杆接触位置。这主要是因为此时试样还没有出现明显损伤破坏，没有83 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析更多塑性功转化为热量，随着应力波持续加载，试样逐渐受到损伤破坏，产生较大温度分布。同时从图中可以发现，同一应力波周期，温度分布随测试温度升高而减小，尤其体现在周期C3和C4时刻。随着测试温度升高，绝对温升也出现一定程度下降。结果表明，环境温度对三维编织复合材料T梁横向冲击力学响应产生较大影响。图6.11不同温度、8.5m/s冲击加载三维编织复合材料T型梁温度分布：C1、C2、C3和C4分别对应于中心点4个应力波周期峰值应力时刻为理解不同冲击加载速度对三维编织复合材料T型梁热力耦合损伤过程影响，提取T型梁中心点应力-时间历史曲线进行分析，图6.12所示为在75℃，8.5m/s、11m/s及13.5m/s三个冲击加载速度下T型梁中心点应力-时间历史曲线，可以发现，相同应力波周期中心点应力随着冲击加载速度增加而增大，与试样载荷变化保持一致，随着应力波持续加载，中心点应力逐渐下降，材料逐渐出现损伤和失效。与应力相对应的中心点绝热温升-时间历史曲线如图6.13所示，温升变化与中心点应力变化相一致，一个周期内，应力增加，温升也相应增加，应力出现下降时，温度出现略微下降，并保持相对稳定，表明温度没有出现明显散失。前两个应力波周期，中心点温度上升较高，随着应力波持续加载，后两个应力波84 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析周期，应力下降，温升逐渐减小。结果表明，试样应力受冲击载荷速度影响较大，加载速度越大，应力越大，温升越高。14008.5m/s-75℃11m/s-75℃120013.5m/s-75℃1000800600Stress/MPa40020000.00000.00020.00040.00060.00080.00100.0012Time/s图6.12测试温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁中心点应力-时间历史曲线808.5m/s-75℃7011m/s-75℃13.5m/s-75℃6050℃/40温升30201000.00000.00020.00040.00060.00080.00100.0012时间/s图6.13测试温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁中心点绝热温升-时间历史曲线图6.14所示为三维编织复合材料T型梁在同一温度75℃，8.5m/s、11m/s及13.5m/s三个冲击载荷速度下应力分布，同样，C1、C2、C3和C4分别对应85 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析于中心点4个应力波周期峰值应力时刻。可以看到，每个冲击载荷速度下，随着应力波持续加载，应力范围由试样中部和夹持两端向试样整体进行扩散，冲击变形也逐渐增加，意味着试样损伤范围逐渐扩大。相同周期内，冲击载荷速度越大，应力扩散范围越大，试样损伤也越大。图6.14测试温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁应力分布：C1、C2、C3和C4分别对应于中心点4个应力波周期峰值应力时刻图6.15所示为三维编织复合材料T型梁同一温度75℃，8.5m/s、11m/s及13.5m/s三个冲击载荷速度下温度分布，与试样应力分布相对应，在相同应力波周期内，温度分布随冲击载荷速度增加而范围扩大，说明冲击载荷速度越高，试样所受载荷越大，损伤越严重，从而导致更多热量产生。同一冲击加载速度下，随应力波持续加载，试样损伤范围扩大，温升范围扩大，温升同时作用于试样，引起材料性能弱化，导致试样应力进一步下降。86 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析图6.15测试温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁温度分布：C1、C2、C3和C4分别对应于中心点4个应力波周期峰值应力时刻6.3.3损伤形态图6.16所示为不同温度、同一冲击加载速度8.5m/s三维编织复合材料T型梁有限元模型与实验损伤失效形态。从有限元模型中提取T型梁损伤前视图、后视图以及侧视图进行分析，可以发现，在所有视图中，随着测试温度增加，应力颜色分布逐渐变浅，应力集中区域逐渐变小，说明试样随温度升高性能逐渐下降，与实验测试试样前视图相比，具有较好一致性，正面损伤区域随测试温度增加更为集中。应力主要集中于试样中间部位以及两端夹持部位，说明试样受损更多发生在这些部位。图6.17所示为同一温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁有限元模型与实验损伤形态。同样提取T型梁模型前视图、后视图及侧视图进行分析，从前视图可以看到，随冲击载荷速度增加，应力分布范围扩大，损伤范围增加。侧视图中可以清晰看到试样变形随冲击速度增加而增大，在13.5m/s时试样在中间筋高部位发生断裂，模型产生单元消除，与测试试样断裂行为表现一87 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析致，在8.5m/s和11m/s冲击速度下，试样没有产生完全断裂行为。说明三维编织复合材料T型梁试样具备较高速度冲击承载能力。图6.16不同温度、同一冲击加载速度8.5m/s三维编织复合材料T型梁有限元模型与实验损伤形态图6.17同一温度75℃、不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁有限元模型与实验损伤形态88 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析6.4本章小结(1)建立三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击加载模型，基于前文所建热力耦合本构模型，采用有限元软件计算三维编织复合材料T型梁高温场横行冲击响应，分别获得不同测试温度下冲击加载响应和不同冲击速度下冲击加载响应。(2)分别比较三维编织复合材料T型梁在不同测试温度下和不同冲击速度下有限元计算和实验测试载荷-位移曲线，得出有限元计算结果能够有效吻合实验结果，热力耦合有限元模型能够有效计算温度和加载速度对三维编织复合材料T型梁横向冲击响应影响。(3)提取不同测试温度下三维编织复合材料T型梁加载中心点应力-时间曲线和温升-时间曲线，与试样载荷-位移曲线周期性变化相一致，随应力波周期增加，峰值应力逐渐减小；首列周期峰值应力随测试温度增加而下降，随后周期应力由于热力耦合作用变得无序。与应力对应，周期性温升逐渐减小，总温升逐渐累积；温升随着测试温度增加而下降。应力越高，产生相应温升越高，反过来，测试温度越高，应力越小，形成热力耦合作用。(4)提取不同测试温度下三维编织复合材料T型梁加载中心点应力-时间曲线峰值应力时刻对应的试样应力分布和温度分布。随着应力波周期增加，试样应力分布和温度分布范围逐渐增加，试样损伤增加，主要集中在试样中部加载位置和两端夹持部位，试样变形也随周期增加而增加；随着测试温度增加，相对应应力波周期应力和温升减小，应力分布和温度分布范围减小，测试温度增加对材料性能具有弱化作用。(5)提取不同冲击速度下三维编织复合材料T型梁加载中心点应力-时间曲线和温升-时间曲线，同样呈现周期性变化，随应力波周期增加，峰值应力逐渐下降；峰值应力则随冲击速度增加而增加。与应力对应，温升随应力波周期性加载逐渐减小，总温升逐渐累积；随着冲击速度增加，温升增加。(6)提取不同冲击速度下三维编织复合材料T型梁加载中心点应力-时间曲线峰值应力时刻对应的试样应力分布和温度分布。试样应力分布和温度分布均随应力波周期增加逐渐增加，试样损伤增加，应力主要集中于中部加载位置和两端夹持部位；随着冲击速度增加，相同周期，应力分布和温度分布范围均增加，试89 东华大学博士学位论文第六章三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合有限元分析样损伤增加。(7)提取不同温度和不同冲击加载速度三维编织复合材料T型梁有限元模型损伤形态并与实验结果进行比较。随着测试温度增加，应力颜色分布逐渐变浅，应力集中区域逐渐变小，与实验测试试样前视图相比，具有较好一致性，正面损伤区域随测试温度增加区域变小。损伤主要集中于试样中间部位以及两端夹持部位；随着冲击速度增加，应力分布范围扩大，损伤范围增加，与测试试样损伤表现一致，三维编织复合材料T型梁具有较高速度抗冲击能力。90 东华大学博士学位论文第七章结论与展望第七章结论与展望7.1主要结论(1)温度和T型梁筋高高度对三维编织复合材料T型梁准静态横向加载响应具有明显影响。T型梁准静态横向载荷随测试温度增加而减小，随筋高高度增加而增加；T型梁准静态横向位移随测试温度和筋高高度增加均减小；T型梁准静态加载能量吸收随测试温度增加和筋高高度减小而降低，测试温度越低，筋高高度越高，能量吸收越大；筋高高度对于三维编织复合材料T型梁准静态横向加载响应影响比测试温度影响更加显著；三维编织复合材料T型梁在较高测试温度下为塑性失效，在较低测试温度下为脆性失效，主要失效形式为纱线断裂和树脂开裂。(2)温度、冲击加载速度和T型梁筋高高度对三维编织复合材料T型梁横向冲击加载响应具有很大影响。测试温度越高，三维编织复合材料T型梁横向冲击峰值载荷越小、位移越大以及冲击吸收能量越小；冲击加载速度越高，三维编织复合材料T型梁横向冲击峰值载荷越大、位移越大以及冲击吸收能量越大；T型梁筋高高度越高，三维编织复合材料T型梁横向冲击峰值载荷越大、位移越小以及冲击吸收能量越大；温度、冲击加载速度和筋高高度交互共同影响时，导致三维编织复合材料T型梁产生复杂横向冲击力学响应；冲击加载速度和筋高高度对三维编织复合材料T型梁横向冲击加载响应影响比温度对其影响更为显著；不同筋高高度三维编织复合材料T型梁在不同测试温度和冲击加载速度下主要失效模式均为剪切损伤失效，表现为纱线断裂和树脂碎裂，损伤由T型梁底板向筋高部位进行扩展；随着测试温度增加，冲击面损伤区域变小，筋高位置裂纹扩展增加；随冲击加载速度增加，损伤程度增加；筋高高度越小，损伤越严重，筋高越高，抵抗冲击损伤能力越强。(3)建立计及温度效应和应变率效应的热力耦合本构模型能够有效计算三维编织复合材料高温场冲击压缩热力耦合响应行为。三维编织复合材料在冲击压缩损伤过程中，冲击压缩变形导致热量产生，复合材料温度升高，弹性压缩阶段，温升较小，塑性变形是导致温升主要来源；环境温度越高，三维编织复合材料应力和模量越小，导致塑性功减小，产生温升越小；冲击加载气压越高，应变率越91 东华大学博士学位论文第七章结论与展望高，三维编织复合材料失效应力和应变随着应变率增加而增大，产生更大塑性功导致温升越高；三维编织复合材料应力受温度和冲击加载强度影响，材料内部温升反过来受到材料应力影响，温升又进一步影响材料性能，形成闭合热力耦合循环；三维编织复合材料冲击压缩应力分布和温度分布呈“X”型剪切分布，三维编织复合材料在冲击压缩载荷作用下主要受到剪切应力作用，并表现为剪切失效模式。(4)采用热力耦合有限元模型能够有效模拟三维编织复合材料T型梁高温场横向冲击热力耦合损伤过程。不同测试温度下三维编织复合材料T型梁加载中心点峰值应力随应力波周期增加而逐渐减小；首个周期峰值应力随测试温度增加而下降，随后周期应力由于热力耦合作用变得无序；与应力对应，周期性温升逐渐减小，总温升逐渐累积；温升随着测试温度增加而减少；应力越高，产生温升越高，而测试温度越高，应力越小，形成热力耦合作用；随着应力波周期增加，中心点峰值应力对应时刻的试样应力分布和温度分布范围逐渐增加，试样损伤增加，主要集中在试样中部加载位置和两端夹持部位，试样变形也随周期增加而增加；随着测试温度增加，相对应应力波周期应力和温升减小，应力分布和温度分布范围减小，测试温度增加对材料性能具有弱化作用；不同冲击速度下三维编织复合材料T型梁加载中心点峰值应力随应力波周期增加逐渐下降，随冲击加载速度增加而增加；与应力对应，温升随应力波周期性加载逐渐减少，总温升逐渐累积，随冲击速度增加而增加；中心点峰值应力对应时刻的试样应力分布和温度分布均随应力波周期增加逐渐增加，试样损伤增加，主要集中于中部加载位置和两端夹持部位；随着冲击速度增加，相同周期应力分布和温度分布范围均增加，试样损伤增加；比较不同温度和不同冲击加载速度下三维编织复合材料T型梁有限元模型损伤形态和实验结果，随着测试温度增加，应力集中区和正面损伤区域随测试温度增加变小，损伤主要集中于试样中间部位以及两端夹持部位；随着冲击速度增加，应力分布范围扩大，损伤范围增加，三维编织复合材料T型梁具有较高速度抗冲击能力。7.2研究展望基于所建热力耦合本构模型，未来研究将从以下几个方面展开：92 东华大学博士学位论文第七章结论与展望(1)目前研究温度范围仅限于室温至100℃区间，将开展三维编织复合材料低温场(-100℃-室温)横向冲击热力耦合损伤过程研究，揭示高低温场不同热力耦合损伤机制。(2)研究编织结构参数(编织角、纤维体积分数等)对三维编织复合材料T型梁热力耦合损伤过程影响，以及研究其他三维编织结构(编织管、编织工字梁等)复合材料横向冲击热力耦合响应。(3)研究三维编织复合材料高低温场冲击拉伸热力耦合响应，揭示不同冲击加载方式热力耦合损伤机理。(4)将热力耦合模型拓展至其他纺织结构复合材料(三维机织复合材料、二维纺织复合材料等)高低温场动态冲击热力耦合性能研究。(5)目前热力耦合模型仅基于碳纤维和环氧树脂材料性质进行建立，继续完善热力耦合模型，引入不同材料性质温度效应和应变率效应，预测不同组分复合材料热力耦合冲击损伤过程。93 东华大学博士学位论文参考文献参考文献[1]RayB.C.,RathoreD.,AReviewonMechanicalBehaviorofFRPCompositesatDifferentLoadingSpeeds.CriticalReviewsinSolidStateandMaterialsSciences,2015.40(2):119-135.[2]SayyadA.S.,GhugalY.M.,Bending,bucklingandfreevibrationoflaminatedcompositeandsandwichbeams:Acriticalreviewofliterature.CompositeStructures,2017.171:486-504.[3]Varvani-FarahaniA.,CompositeMaterials:Characterization,FabricationandApplication-ResearchChallengesandDirections.AppliedCompositeMaterials,2010.17(2):63-67.[4]KazanciZ.,Areviewontheresponseofblastloadedlaminatedcompositeplates.ProgressinAerospaceSciences,2016.81:49-59.[5]刘强,马小康,宗志坚,斜纹机织碳纤维/环氧树脂复合材料性能及其在电动汽车轻量化设计中的应用.复合材料学报,2011(05):83-88.[6]GrodzkiW.,LukaszewiczA.,Designandmanufactureofumannedaerialvehicles(UAV)wingstructureusingcompositematerials.MaterialwissenschaftUndWerkstofftechnik,2015.46(3):269-278.[7]BruckmannS.M.,FriedrichH.E.,KriescherM.,KoppG.,GatziR.,LightweightSandwichStructuresinInnovativeVehicleDesignunderCrashLoadCases.MaterialsScienceForum,2017.879:2419-2427.[8]HuangT.,WangY.,WangG.,ReviewoftheMechanicalPropertiesofa3DWovenCompositeandItsApplications.Polymer-PlasticsTechnologyandEngineering,2018.57(8):740-756.[9]MouritzA.P.,BannisterM.K.,FalzonP.J.,LeongK.H.,Reviewofapplicationsforadvancedthree-dimensionalfibretextilecomposites.CompositesParta-AppliedScienceandManufacturing,1999.30(12):1445-1461.[10]AkbariM.,TamayolA.,BagherifardS.,SerexL.,MostafaluP.,FaramarziN.,MohammadiM.H.,KhademhosseiniA.,TextileTechnologiesandTissue94 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东华大学博士学位论文致谢致谢感谢导师孙宝忠教授，孙老师之于我既是老师，又是兄长，既博学睿智，又平易近人，学术能力出众，科研工作充满热情，并具有敏锐的学术洞察力和独到的学术见解，可以及时指出我课题方面的不足，并指明前进方向。感谢孙老师对于课题的悉心指导，在遇到困难时，总是给予鼓励，给予信心，培养我独立解决问题的能力，并时刻关心我的课题进展，博士课题能够顺利完成，离不开孙老师的辛勤付出。孙老师在教我们做好学问的同时，更是强调我们要先学会做好人做好事，他的言传身教时刻影响着我。感谢导师顾伯洪教授，顾老师作为我们课题组的掌舵者，我们每个实验室成员的领路人，全程把控我们的课题方向，引领我们每个人顺利完成学业，使得课题组逐渐变大变强。顾老师学术修养深厚，人格魅力崇高，思维敏捷，严谨求实，处事更是雷厉风行，高质高效，是我们学生的楷模和偶像。感谢顾老师对于我能够顺利完成博士论文所倾注的大量心血，课题进展的每一步都离不开您的悉心指导，您的一言一行都将使我受益终生。感谢导师Tsu-WeiChou教授，Chou老师是我在美国特拉华大学博士联合培养导师，在复合材料领域学术造诣深厚，做学问极其严谨细致，精益求精，虽已近耄耋之年，仍精神矍铄，思维活跃，依然在课堂授业解惑，在科研路上求实创新。Chou老师对于科研的认真态度和工作热情深深感染着我。感谢Chou老师对我在国外期间的悉心指导，追求创新，严谨认真，一直是您对学生的要求，在今后学习和工作中，我一定会认真践行。感谢课题组的兄弟姐妹们，因为有你们，做课题才没有枯燥无味。大家课题上互帮互助，生活上时常一起出游，一起聚餐，以及每周一次的羽毛球运动，使得博士生活充满活力，充满欢乐。感谢金利民、贾西文、栾坤、张发、吴利伟、陆振乾师兄、以及侯仰青师姐等在科研上的帮助和建议。感谢潘忠祥和万玉敏在课题上的帮助和鼓励，感谢留学生RotichGideon在论文修改方面的帮助，感谢欧阳屹伟、王海楼、蒋欢、方芳、周海丽、武鲜艳、李媛媛、刘涛、董凯、张曼、张佳锦、程海霞、贾卫芳、张君秋、左翠平、高兴忠、曹淼、刘洋、王明玲等师弟师妹，感恩有幸与你们一起学习和生活。104 东华大学博士学位论文致谢感谢纺织学院各位老师，感谢你们的辛勤栽培，感谢阎建华研究员提供三维编织机供我复合材料预成型体制备，感谢美国特拉华大学电子与计算机系ChaseCotton教授，复合材料中心DirkHeider、JessicaSun、ThiravongJohn老师，机械工程系BarbaraEChoplinsky、RogerF.Stahl老师，美国LawrenceLivermore国家实验室AmandaWu博士、TaylorMaxwellBryson，以及哈尔滨工业大学冷劲松教授、张风华老师和兰鑫老师，感谢你们在国外学习期间给予的合作支持、帮助和指导！感谢北京航空航天大学李劲松老师、深圳大学陈大柱老师、哈尔滨工业大学赵峰老师，以及权震震、李媛媛、邵怡沁等实验室同学在国外访学期间给予的帮助。感谢东华大学为我提供良好的学习科研平台，并资助我博士生创新基金；感谢国家留学基金管理委员会(CSC)资助我出国进行为期18个月博士联合培养；感谢国家，提供博士生资助让我顺利完成博士学业，并授予我研究生国家奖学金。感谢父母养育之恩以及对我求学期间的默默支持，记得母亲曾在我面前说过，孩子越优秀，离父母越远，我知道那是您对我远离家乡的牵挂，是您和父亲一直在支持我继续读研、读博、出国留学，在我迷茫时还能为我指明前进方向。感谢哥哥和姐姐对我的关心和支持，感谢你们在我求学期间对父母的照顾，让我能够心无旁骛专心学习。也感谢其他亲人和朋友的关心和支持，谨以此文献给你们！105 东华大学博士学位论文攻读博士学位期间发表学术论文攻读博士学位期间发表学术论文已发表论文：[1]ZhangW,GuB,SunB.Thermal-mechanicalcouplingmodelingof3Dbraidedcompositeunderimpactcompressionloadingandhightemperaturefield.CompositesScience&Technology.2017;140:73-88.[2]ZhangW,GuB,SunB.Transverseimpactbehaviorsof3DbraidedcompositesT-beamatelevatedtemperatures.JournalofCompositeMaterials.2016;50(28):187-93.[3]ZhangW,PanZ,GideonRK,GuB,SunB.Effectsoftemperatureandstrainrateonimpactcompressionbehaviorsofthree-dimensionalcarbonfiber/epoxybraidedcomposites.JournalofCompositeMaterials.2015;49(7):771-782.[4]ZhangW,CottonC,SunJ,HeiderD,GuB,SunB,etal.Interfacialbondingstrengthofshortcarbonfiber/acrylonitrile-butadiene-styrenecompositesfabricatedbyfuseddepositionmodeling.CompositesPartB.2018;137:51-9.[5]ZhangW,WuAS,SunJ,QuanZ,GuB,SunB,etal.CharacterizationofresidualstressanddeformationinadditivelymanufacturedABSpolymerandcompositespecimens.CompositesScience&Technology.2017;150:102-10.[6]ZhangW,ZhangF,LanX,LengJ,WuA.,BrysonT.,CottonC,GuB,SunB,ChouT.ShapeMemoryBehaviorandRecoveryForceof4DPrintedTextileFunctionalComposites.CompositesScience&Technology.2018;160:224-230.[7]ZhouH,ZhangW,LiuT,GuB,SunB.Finiteelementanalysesontransverseimpactbehaviorsof3-Dcircularbraidedcompositetubeswithdifferentbraidingangles.CompositesPartAAppliedScience&Manufacturing.2015;79:52-62.[8]LiY,ZhangW,GideonRK,GuB,SunB.Finiteelementanalysesonpunchshearbehaviorsofthree-dimensionalbraidedcompositesatmicrostructurelevel.InternationalJournalofDamageMechanics.2016.[9]WuX,ZhangQ,ZhangW,GuB,SunB.Axialcompressivedeformationanddamageoffour-step3-Dcircularbraidedcompositetubesundervariousstrainrates.JournaloftheTextileInstitute.2016;107(12):1584-600.106 东华大学博士学位论文攻读博士学位期间发表学术论文[10]ZhouH,HuD,ZhangW,GuB,SunB.Thetransverseimpactresponsesof3-DbraidedcompositeI-beam.CompositesPartAAppliedScience&Manufacturing.2017;94:158-69.[11]张君秋,孙宝忠,张威.温度和应变率对碳纤维平纹织物/环氧树脂层压复合材料压缩性能的影响.东华大学学报(自然科学版).2016;42(5):636-40.[12]蒋欢,潘忠祥,张威,钱建华,孙宝忠.低温场下三维编织复合材料的冲击压缩性能.东华大学学报(自然科学版).2015;41(6):756-9.[13]Dong,K.,Peng,X.,Nishonov,A.,Zhang,W.,Zhang,J.,&Jin,L.,etal..In-planetensilebehaviorsofbi-axialwarp-knittedcompositesunderquasi-staticandhighstrainrateloading.JournalofDonghuaUniversity(EnglishEdition).2017;34(4):487-491.投稿论文：[1]ZhangW,SunB,GuB.Thermal-mechanicalCoupledAnalysisof3DBraidedCompositeT-beamunderTransverseImpactLoadingandElevatedTemperature.(submit).2018.107

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