三维编织复合材料热物理性能的有限元分析 10页

航空学报ActaAerOnautjcaetAstrOnauticaSinicaJune252011、，oI．32No．61040．1049ISSN1000-6893CN11-1929／Vt砌D：∥hkxb．buaa．ecb．cnrkxb《罾buaa．ecb．cn文章编号：1000一6893(2011)06-1040一10三维编织复合材料热物理性能的有限元分析夏彪，卢子兴*北京航空航天大学航空科学与工程学院，北京100191摘要：根据三维编织复合材料的细观结构，分别建立了三维四向和五向编织复合材料热物理性能的有限元模型。采用周期性的非绝热温度边界条件和位移边界条件，计算了三维四向和五向编织复合材料的整体等效热传导系数和热膨胀系数，计算结果同已有文献相比与实验值符合得更好。在此基础上，迸一步研究了编织角、纤维体积分数、编织结构等参数对材料热物理性能的影响规律。结果表明，三维编织复合材料的热物理性能具有明显的各向异性，热膨胀性能随参数的变化规律相比热传导性能更具非线性特征。且所得结果与实验值符合较好，证实了本文模型的有效性，为材料热学问题和力热耦合问题的分析提供了有用参考。关键词：三维编织；热传导；热膨胀；有限元；单胞中图分类号：V258；TB332文献标识码：A三维编织复合材料作为近年来发展的高性能新型结构材料，相比传统层合复合材料，具有比刚度大、比强度高、耐烧蚀等优异性能，在航空、航天等领域得到了越来越广泛的应用[1’2]。随着工程技术的发展，对复合材料热物理性能的研究逐渐得到了人们的重视。而目前，对三维编织复合材料刚度和强度等方面的相关文献报道较多口]，而对热物理性能的研究则鲜有报道。然而，热物理性能是复合材料的一个重要指标，只有对复合材料的热物理性能有足够的认识，才能将复合材料很好地应用于热环境中。对单向复合材料和机织复合材料的热物理性能，前人已进行了大量的研究工作[4。7]。对编织复合材料，程伟等[8]采用实验和有限元的方法研究了三维四向编织复合材料的等效热物理性能，为今后的理论分析和数值模拟提供了实验参考，但基于“米”字型枝状胞体有限元模型的预报结果与实验值相比不够准确。Liu[9]和李典森[1们等则基于更真实的胞体结构模型，分别对三维四向和五向编织复合材料的热传导性能进行了研究。然而，上述文献中对平行于热传导方向的侧面均采用绝热边界条件，这显然限制了胞体之间的热量交换，与实际的情况不太相符。soheilnl]对三维编织复合材料的热膨胀性能进行了系统的研究，利用有限元方法预测了三维编织复合材料的热膨胀系数，并与层合板的结果进行了类比，但没有进行实验验证。姚学峰等[12]分别对二维和三维碳／环氧编织复合材料的热膨胀特性进行了实验研究，认为通过合理设计可以使编织复合材料在某一方向上实现零膨胀，为复合材料零膨胀结构的设计提供实验依据和理论分析。本文建立了三维四向和五向编织复合材料热物理性能的有限元模型，并采用周期性的非绝热温度边界条件和位移边界条件，对三维四向和五收稿日期：2010．08．27：退修日期：2010．10．15；录用日期：2011．03-01；网络出版时问：2011-03．1613：31：05网络出版地址：wvyw．cn¨舱t／kcms／deta¨／11．1929．V．20110316．1331．001．htmlDOI：CNKI：11-1929／V．20”0316．1331．001基金项目：国家自然科学基金(10932001，11072015)*通讯作者．Tel．z010-82317507E-mail：luzixjng@bu匏．e由．∞荸I疆格式t夏彪．卢子兴．三雏编织复合材料热物理性能的有限元分析EJ]?靛空学撮，28¨．32(6)：1040·1049．xia8iao，“Z{x|ng．F|nlteelem∞ta臆|悔isonthemo-呻ysica|oro。en|esol3Db偿|deacom口osit毛荡【J]．AclaAefonauti∞elAstronam|∞s．n|ca。2011．32(6)；1040·1049． 夏彪等：三维编织复合材料热物理性能的有限元分析向编织复合材料的热传导和热膨胀等热物理性能进行了有限元分析。在此基础上，进一步研究了编织角、纤维体积分数、编织结构等参数对材料热物理性能的影响规律。1单元胞体模型由文献[13]和文献[14]可知，三维编织复合材料的细观结构由内部单胞、表面单胞和角单胞组成。当主体纱阵行数和列数较大时，表面和棱角区域所占比例较小。此时，编织复合材料的有限元模型可以仅考虑内部单胞。i维四向和五向编织复合材料内部纱线的走向如图1所示。与三维四向编织复合材料相比，j维五向编织复合材料的内部单胞在其内部多了一根轴纱，在4个侧面各多半根轴纱，而在4个顶角处还要各多1／4根轴纱，故整体上i维五向编织复合材料的内部单胞要比三维四向编织复合材料多4根轴纱。fa)Fourdirectionalcomposites(b)Five—dirccIionaIcomposites图1三维编织复合材料细观几何模型Fig．1Mjcro．geometrymodejofthree～djmensional(3D)braidedcomposites考虑纱线经挤压变形后的实际结构，在有限元模型的建立过程中，提出如下假设：①编织纱的横截面为六边形，轴纱的横截面为正方形，用垂直于编织方向的平面截编织纱与轴纱，得到的截面形状仍分别为六边形和正方形，截面参数如图2所示；②单胞的外形尺寸为A×A×^，如图3所示；③所有相邻纱线保持紧密接触，纱线与基体理想粘结，忽略接触热阻效应。在以上的假设中，假设①是根据文献[15]和文献[16]中的结果显示预成型织物中编织纱和轴纱的截面形状分别近似为六边形和正方形而做出的，而假设③则反映了纱线的实际情况。(alBraidingya丌I(b)AxiaJyanl图2纱线截面图Fig．2Sectionofyarn图3胞体尺寸不慈图Fig．3Sizeofunitcell根据图1中纱线之间的接触关系以及胞体尺寸与编织工艺参数的关系，可以得到相应的几何关系式。对三维四向编织材料，有^一丝垒一尘(1)tanytanac一会(2)d一华(3)卢一90。(4)Vf一0．75茁】(5)对于三维五向编织复合材料，有矗一巫一尘(6)tanytan口。一生丛堕上孑筚善墨型生旦盟A(7)。4走十2cosy～⋯d一旦等焉≯胁㈣f=丛些旦萼#唼上旦巫型协(9)。4志+2cos"，”一“7 学报June252011VoI32No6有不同的材料主向，因此还需要对沿每一种取向的纱线建立各自独立的局部坐标系。采用热实体单元s()I，II)70对单元胞体进行网格划分，可进行热传导特性的分析；通过热一结构单元的转换，可将热实体单元s()I。ID70转换为结构单元S()I．1D45，进行热膨胀特性的分析。网格划分时，为保证划分m的网格在空间卜满足周期性要求，需要事先对单胞的3组相对表面进行面网格划分。对于每一组表面，先对其巾一个表面进行网格划分，再将网格复制到与其相对的表面上，从而完成一维表面的网格划分。面网格划分完成后，可对单胞所有的体进行体网格划分，再将6个面的网格删掉，得到具有周期性分布的实体网格。由于在三维编织复合材料单胞模型-fT，基体结构十分复杂，故采用四面体单元进行自由网格划分；而对纤维束单胞模型，采用六面体单元进行扫掠网格划分。2边界条件及热物理性能的确定采用周期性的温度边界条件和位移边界条件进行稳态热分析。具体而言，对于热传导性能的求解，如果需对胞体在工方向卜进行稳态热分析(如图3所示)，则传统的方法是在，r—o与z—A的两个而上施加不同的温度，而在y=O与y—A、z—o与2一A这4个面卜施加绝热边界条件。同样地，对胞体在儿z方向上进行稳态热分析时，需作类似的边界条件处理。但实际上，在施加绝热边界条件的4个而上，单元胞体与其他桂j邻胞体之间存在着明^^的热量交换关系．并且输入和输出的热量保持平衡，而绝热边界条件的引入则限制了热量交换，会对计算结果产生明显的影响。凶此，与传统方法不同，参照周期性位移边界条件的建试过程，建立j’侧面非绝热的周期性温度边界条件。仍以工方向的稳态热分析为例，对于z—o而卜的任一节点(o，y。，2，)，在z—A面上有唯一的节点(A叫。，z，)与之对应，对这组面J二的每一组对应点，施加相应的温度耦合方程，使每一组刘应点之间的温度差为恒值△T(△1、≠o)；而埘于y—o面上的任一节点(丁：，o，z。)，在y一以面上有唯一的节点(z。，A，z。)与之对应，对这组面上的每一组对应点。施加相应的温度耦合方程，使每一组对应点之间的温度相同；对于z—o面上的任一 夏彪等：i维编织复合材料热物理性能的有限元分析节点(z3，y。，O)，在z一^面上有唯一的节点(z。，弘，|}1)与之对应，对这组面上的每一组对应点，施加相应的温度耦合方程，使每一组对应点之间的温度也相同。这样，不仅保证了y—O与y—A、z=o与z一^这4个面上的热量交换，而且由于这两组面上的对应点温度相同，也保证了输入和输出的热量平衡。并且，在z—o和z=A面上，温度不再是固定值，而是允许在面内存在一定的温度变化，并且这两组面上对应点的温度差为恒值。对于胞体在y、z方向上的稳态热分析，可作类似的边界条件处理。根据确定的边界条件，利用各向异性固体的导热定律，即L的温度差。由式(16)可以看出，令△T=O，即在基准温度瓦下，给定6组互相独立的单位应变载荷，采用周期性的位移边界条件求解，提取相应的应力，可以计算得到材料的刚度矩阵。然后在温度为瓦+△T下(△T≠O)，使单元胞体整体不发生任何变形(即￡。一o)，采用周期性的位移边界条件求解，提取相应的应力，并由之前计算得到的刚度矩阵，可以获得材料的6个热膨胀系数分量。由获得的热膨胀系数，在温度为T0+△T下(△T≠O)，使单元胞体受热自由膨胀，即单元胞体整体的变形满足e。=A。△T，采用周期性的位移边界条件求解。即可观察单胞受热时的热膨胀特性。吼=一Ki瑟(i—z，，，z)(12)3计算结果与分析可求得相应的热传导系数K，。式中：吼为i方向的热流输出面的平均热流密度，且有吼=譬(i—z，y，z)(13)芸为i方向的温度梯度，由边界条件的施加可知aZf娶一竽(i—z啪z)(14)∞f‘f式(13)和式(14)中：Q；为在i方向热流输出面上所有节点输出的热量之和，可以在计算结果中提取得到；Si为i方向热流输出面的面积；z；为i方向胞体的边长；温度差△T作为输入控制参数直接给定，由于未涉及到材料的非线性问题，△T的取值大小对材料整体的等效热物理性能的计算结果并无影响(本文中取△T为10℃)。因此热传导系数为Ki=一番(净z伪D(15)对于热膨胀的求解，由文献[17]可知，材料在受热过程中的应力一应变关系为3．1材料参数所用纤维和基体的弹性性能和热物理性能如表1所示。计算过程中，对于三维五向编织复合材料，假定编织纱和轴纱的纱线填充因子符。和耽相等。采用ANSYS的APDL程序设计语言，分别建立三维四向和五向编织复合材料的单胞模型，可以获得不同编织角和纤维体积分数下三维编织复合材料的热传导和热膨胀性能。袭l所用纤维和基体的弹性性能和热物理性能【8】TaMelEI舾Ⅱc柚d曲盯m伊physi∞l岬ni铭of矗berandmatri083M缸orialnlemml∞nducti、，ityThemlalexpansionco幽dent／(W·K一1·m一1)oodfid蜘t／(10一6K一1)K儿K22A¨A22％=G。￡。。～C；。A。。△T(i，歹，m，靠：z，y，z)(16)3·2热传导性能式中：G一为刚度张量对应的分量；呀、￡。。和A。分别为应力张量分量、应变张量分量和热膨胀系数张量分量，m和行为哑指标，需要对其进行求和运算，i和．『为自由指标；△T为相对于基准温度三维四向和五向编织复合材料的热传导系数随编织角和纤维体积分数的变化曲线如图6所示。图中，c-O代表三维四向编织复合材料，c-40代表轴纱占纱线总含量40％的三维五向编织复合材料， 1044航空学报JLme252011VoI．32№．6c-50代表轴纱占纱线总含量50％的三维五向编织复合材料(下同)。从中可以看出，三维四向和五向编织复合材料的纵向热传导系数整体上要高于横f鲁f冒≥￥逆口，(。)(a)TI锄Isvcr∞Ⅱ啪alcondIIctiViIy口／(。)(b)L硼gitIIdinaltlle锄a1c∞ductiv时图6热传导系数随编织参数的变化趋势Fig．6Th明mlconductivityvarkioln谢thbraiding球lr啪eters向热传导系数，且编织角越小时差异越明显。纤维体积分数一定时，三维四向和五向编织复合材料的横向热传导系数都随编织角的增加而不断增大，而纵向热传导系数随编织角的增加而不断减小。这主要是因为随着编织角的增大，纱线的走向变化使得胞体横向上的纤维比例增大、纵向上的纤维比例减小，而纤维的热传导系数大于基体，使得整个复合材料的横向热传导系数得以提高，而纵向热传导系数降低。三维五向编织复合材料与三维四向编织复合材料相比由于引入了沿编织方向的轴纱，故提高了纵向上纤维的体积分数，而使得横向上纤维体积分数下降。因此，当编织角一定时，三维五向编织复合材料的横向热传导系数要低于相同纤维体积分数的三维四向编织复合材料，而纵向热传导系数则要高于相同纤维体积分数的三维四向编织复合材料，且编织角越大、轴纱的含量越高时，这种差异就越发明显。另外，当编织角一定时，随着纤维体积分数的增加，三维四向和五向编织复合材料的横向和纵向纤维比例均上升，材料的横向和纵向热传导系数都得到提高。表2给出了三维四向编织复合材料横向热传导系数的有限元计算结果和文献[8]～文献[10]中的计算结果与实验值的对比。可见，本文采用侧面非绝热温度周期性边界条件计算得到的横向热传导系数与实验值吻合较好，且比采用侧面绝热温度边界条件的文献[8]～文献[10]的预测结果更加接近实验值。表2三维四向编织复合材料热传导系数计算结果与文献[8]～文献[10]的结果对比Table2compari舳nofFEMwithr嚣ults0fRefs．[8]一[10]forthermal∞nd眦tivityc∞肺cientfor3DfoⅡr-dir∞tionalbraidedcOmposjt岛．BraidingFibervolumeSamDle‘angle／(。)fraction／％Thermalconductivitycoefficient／(W·K一1-m一1)Experimentalcalculatedresults11h1598附。。lt。i。R。f．[8]—瓦斫百——百研可——百i丽414248420．540．56O．580．57O．45O．54O．53O．7500．7760．8250．811O．7550．770O．757O．6940．7300．7800．700O．7700．750O．7500．9160．963O．9700．970O．9080．942O．875O．8100．839O．875O．8520．779O．807O．794O．791O．821O．859O．846O．7400．797O．787图7和图8分别给出了采用侧面非绝热温度在y方向横向热传导时的温度分布图和部分纱周期性边界条件和侧面绝热边界条件计算得到的线的热流量矢量图。三维四向编织复合材料(其中口=30。，V。一50％)由图7可以看出，采用传统的侧面绝热温度 夏彪等：i维编织复合材料热物理性能的有限元分析Temperafure／Uc。一)¨：：二噩*，．!‘‘¨4H5锑“。：。61一～．菲。”faJBoundarycondition访Rcfs．[8]一[10]Tcmperaturc／℃～‘lH：je-”1，。““’h州。‘一．1邯铂‘．。L，(b)Bounda叮condjtioninlbispaPer图7三维四向编织复合材料的y向热传导温度分布Fig．7Temperaturedistributioninydirectionforfour—direct；onalbraidedcomDosites(a)BoundarycondilioninRe传．[8]一[10](b)B0undaryconditioninlhispaper图8三维四向编织复合材料部分纱线的热流量矢量图Fig．8Heatfluxvcctorplotofabraidingyarnfor3Dfour—directionalbraidedcomposites边界条件，计算得到的温度分布表现出明显的不均匀性，而采用侧面非绝热温度周期性边界条件计算得到的温度分布不均匀性要小很多。由图8可以看出，传统的侧面绝热边界条件，使得热量通过纱线传递至胞体表面附近时(图8中纱线的上界和右界)，单元的热流量密度急剧下降，热量不能通过胞体表面向外传出，部分区域甚至m现了热流量矢量的回折，这与实际过程并不相符。而对于本文巾的侧面非绝热温度周期性边界条件，纱线可以通过胞体界面与周围相邻胞体之问进行热量输入和输出，并且由于周期性温度场的给定，使得胞体在每一平行于传导方向的侧面上均能实现输入和输出的热量平衡，与实际情况较为相符。这也问接验证了本文有限元模型的有效性。由于目前尚缺乏三维四向编织复合材料纵向热传导系数和三维五向编织复合材料热传导系数的实验数据，故对其预测精度还有待进一步验证，但从图6～图8及表2的分析以及文献[8]～文献[10]可以看出，本文对三维编织复合材料热传导系数的预测还足比较合理的。3．3热膨胀性能三维四向和五向编织复合材料的热膨胀系数随编织角和纤维体积分数的变化曲线如图9所示。口／(’)(b)LongitudInaIchcmlaIexpanslon网9热膨胀系数随编织参数的变化趋势Fig．9ThermalexpansionvariationwithbraidingparaⅡletcrs∥|lx外lJQ 航空学报June252011VoI32No6从图9中可以看{l{，相比于热传导系数，二维四向和五向编织复合材料的横向和纵向热膨胀系数均呈现iJ5明显的{仁线性特征。纤维体积分数一定时，二维四向和五向编织复合材料的横向热膨胀系数都随编织角的增加而不断减小，而纵向热膨胀系数则随编织角的增加而先减小后增人。在相同纤维体积分数及编织角下，材料的横向与纵向热膨胀系数差异很大，显示m编织复合材料热膨胀行为的各向异性特征。具体而言，当编织角小于40。时，i维编织复合材料的纵向热膨胀系数为负值，在40。左右iI：现零膨胀特性，而在编织角大于40。的范吲其纵向热膨胀系数为止值。而相比之下材料的横向热膨胀系数则一直为正值。这是网为复合材料的热膨胀特性与其他热特性不同，它与材料本身的弹性性能有关，即使是组分材料的热膨胀系数都为正值，只要两种组分的弹。阡性能相差很大，组分之间也会产乍明{iIl的界面约束作用，使复合材料的整体等效热膨胀系数有可能出现负值或零值情况。需指m，材料的零膨胀特性具有十分重要的意义，通过选择合适的编织参数，使二维编织复合材料在特定方向的热膨胀系数趋于零．可以满足航空航天、精密仪器等领域的尺寸稳定性神I耐久性方面的要求。从图9巾还可以看出，t维五向编织复合材料的横向和纵向热膨胀系数的变化趋势要比二维四向编织复合材料平缓得多，H轴纱体积分数越高时这种现象就越发明显。特别足纵向热膨胀系数，在大部分编织角范闱内三维五向编织复合材料的纵向热膨胀系数均m常接近零值，这极大地增加r零膨胀结构没计过程I|1参数的选择范罔。另外，j与编织角一定时，随着纤维体积分数的增加，二维四向和血向编织复合材料的横向热膨胀系数减小，而纵向热膨胀系数呈现先增大后减小的变化规律．但总体而言纤维体积分数对编织材料的纵向热膨胀系数影响不大。这些趋势与文献[一11]和文献r12]中的结果是·致的。图1o给⋯了编织角为30。、纤维体积分数为50％的三维plj向和五向编织复合材料受热自由膨胀时的第一主应力云图，从吲巾可以看出，i维编织复合材料在受热膨胀过程r{，，琏体处丁压缩状态．纱线则处于托伸状态，由于纱线的弹性性能明幔高于基体，使得基体的压缩变形昨常明显，从而导致材料在纵向上整体呈现负的热膨胀特性。二维五向编织复合材料巾轴纱承担的应力要比编织纱小很多。但相比于i维四向编织复合材料，三维五向编织复合材料巾引入轴纱相当于降低r结构整体上的编织角，使i维五向编织复合材料的热膨胀特性变化要比二维四向编织复合材料平缓一些。～～■■■■■■图10第·主应／J石图Fig．10Firstprincipalstresscont。urplot表3给出了i维四向编织复合材料纵向热膨胀系数的有限元计算结果以及文献[8]和文献L18]巾计算结果与实验值的对比。其【}l，文献r8]巾采用的是“米”字型枝状胞体有限元模型；文献[18]虽然基于更真实的胞体结构模型，但其在求解进程巾只考虑了热膨胀方向的变形，而对{E热膨胀方向的变形朱予考虑；相比之下，本文采用r更真实的胞体结构模型，并通过汁算单胞的刚度矩阵以及在新环境温度下整体不发生任何变形时牛fJ应的应力，代人式(16)一次性获得材料的全部热膨胀系数。可见，本文计算得到的纵向热膨胀系数棚比文献[8]和文献[18]的预测结果更加接近实验值，fH与实验值相比仍有一定的误差。这可能是由_j：未考虑胞体内部的缺陷以及表面单胞 夏彪等：三维编织复合材料热物理性能的有限元分析及角单胞产生的边缘效应所致。因目前尚缺乏三维四向编织复合材料横向热膨胀系数和三维五向编织复合材料热膨胀系数的实验数据，故对其预测精度还有待进一步验证，但从图9和图10及表3的分析可以看出，本文对三维编织复合材料热膨胀系数的预测较为合理。表3三维四向编织复合材料热膨胀系数计算结果与文献[8]和文献[18]的结果对比TabIe3咖Iparis佃ofFEMwith嘴ultsofRef．[8]粕dRef．[18]for伯e舢Iexpamionc孵mcientfor3Dfbur‘directi蚰aIbrajdedcomposit嚣4结论(1)周期性的非绝热温度边界条件保证了在非传热方向上单元胞体之间的热量交换，与实际情况较为相符。(2)三维四向和五向编织复合材料的热传导和热膨胀均具有明显的各向异性特征，且编织角越小时差异就越明显。(3)编织结构一定时，横向热传导系数随编织角和纤维体积分数的增加而增大，而纵向热传导系数则随编织角的增加而减小、随纤维体积分数的增加而增大。在相同编织角和纤维体积分数下，三维五向编织复合材料相比于三维四向编织复合材料具有更高的纵向热传导系数和更低的横向热传导系数。(4)编织结构一定时，热膨胀系数表现出明显的非线性变化规律，其中横向热膨胀系数随编织角和纤维体积分数的增加而减小，而纵向热膨胀系数则随编织角的增加先减小后增大、随纤维体积分数的增加先增大后减小。三维五向编织复合材料纵向和横向热膨胀系数的变化趋势要比三维四向编织复合材料平缓。(5)编织角在40。左右时编织复合材料具有纵向零膨胀特性。在大部分编织角范围内三维五向编织复合材料的纵向热膨胀系数比三维四向编织复合材料更接近零值。参考文献[1]MouritzaAP，BannisterbMK，FalzonbPJ，eta1．Re—viewofapplicationsforadv蛐cedthre}dimensionalfibe。textilecomposites[J]．composites：PanA，1999，30(12)：1445—1461．[2]汪星明，邢誉峰．j维编织复合材料研究进展[J]．航空学报，2010．31(5)：914—927．WaIlgXingming，XingYufeng．Developmentsinresearchon3Dbraidedcomposites[J]．ActaAeronauticaetAstro—nauticaSinica，2010，3l(5)：914—927．(inChinese)[3]卢子兴，杨振字，李仲平．三维编织复合材料力学行为研究进展[J]．复合材料学报，2004，z1(2)；卜7．LuZixing，YangZhenyu，LiZhongping．Developmentofinvestigationintomechanicalbeha“orofthree_dimen5ionalbnidedcomposites[J]．ActaMateriaecompositaesini∞，2004，21(2)：1—7．(inChinese)[4]IslamMDR，PramilaA．Themalconducti“tyoffiberreinforcedcompositesbytheFEM[J]．Joumalofcom—p050s“eMatererials。1999，33(18)：699—715．[5]ZouMQ，YuBM，zhangDM。eta1．Studyonoptimi髓一tionoftransversethermalconducti、，itiesofunidirectionalcomposite3[J]．JoumalofH朗tTransfer，2003，125(2)：980—987．[6]GooNs．W00K．Measurementandpredictionofeffectivethermlconductivitiesofwovenfabric∞mposites[J]．In—tematioMlJoumalofModernPhysicsB。2003，17(8-9)：1808—1813．[7]w00K。GooNs．The咖alc∞ductivityofcarbon—phenol—ic8·harnesssatinweavecomposites[J]．compositeStruc-tures，2004，66(1—4)：521—526．[8]程伟．赵寿根．刘振国，等．三维四向编织复合材料等效热特性数值分析和试验研究[刀．航空学报，2002，23(2)：102—105．ChengWei，ZhaoShougen，LiuZhenguo，eta1．Themalpropertyof3一Dbraidedfibercompositesexperim明talandnume—calresults[J]．ActaAeronauticaetA8tronauti∞ 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夏彪等：i维编织复合材料热物理性能的有限元分析1049FiniteEIementAnaIySiSonThermO-phySicaIPrOpertiesof3DBraidedCOmpOSitesXIABiaO，LUZixing*schootalAeron∞ticscien∞∞dEngin∞ring，8eihQllguniversity．8eijlng100191，chinaAb3tract：Basedonthemeso-structureofthree-dimensionaI(3D)braidedcompOsites，thefiniteeIementmodeIsofthermo-physicafpropeniesoff叫r-directionaI孙dfive-directionaIcomp∞itesa他estabIished．8yusingtt怕periocIIcnon．adiabatlctemperatureboundarycondItionanddispIacementboundaryc∞d．ti叩，thegIobaIe舱ctivethermalc∞由ctivitycoe竹icientandthermaIexpansjoncoefficientarecalcuIa圳，whicha陀inabe付eragreementwithexperimentaIre驯Itsth钠thepreviousIItera仙怕．Ba∞donthis，theIawofthermo-physicaIpropert．esjnfIuencedbymateriaIparameters(i．e．braidingangIe，fiberVoIumefracti∞andbraidingstnJc乱Jre)areaIsostudied．Thethermo．physicaIpropert．esof3Dbraidedcomposjtesaresign．f．icantly钟isotropic，卸dthetendencyofthethermaIexpansIonpropertiesw．thmateriaIparametersismorenon-II舱arth醐竹旧thermaICo|曲ctivityprOpenieS．Keywords：3Dbraided∞mp∞ites；thermaIc∞ductiv时；thermaIexp绷sion；f．niteelem朗tmethod；unit∞融ceIV鲥：2010-08·27；ReVi8甜：2010—10-15；Accepted：2011-03．01；～bIl8hedO洲ne：2011-03．1613：31：05URL：wwwcnki．net／kcms／deta¨／111929．V．20110316．1331001．h钉T1fDOI：CNKI：11．1929／V．20110316．1331．001Fo帅datiOnitems：NatIonaINaturaISci部∞Foundationo|Chi怕(10932001，11072015)*corre8pondjngaum甜．丁eI．f010-82317507E棚玑Iuzjxjn9@bu醐．e由．∞