编织复合材料

编织复合材料（精选11篇）

编织复合材料 篇1

1 概述

在航空航天方面, 编织结构复合材料主要应用于航天飞机及飞机的机翼、飞行器机体的骨架、火箭和导弹发动机壳体、喷管和压力容器等。不光在航空航天方面, 在其他工程领域编织复合材料也有很好的应用前景。编织复合材料由于其比硬度大、比强度高、整体性能好而在实际应用中有着许多的优势。织物结构增大了聚合物基体的强度, 同时改善了材料整体中的应变分布。编织复合材料的热膨胀性小、耐腐蚀、在较大的温度范围内都可以保持良好的空间稳定性。现今无人机的应用越来越广泛, 其中减重是无人机结构设计的一个永恒的话题, 而如何合理的应用复合材料是解决这一问题的一个有效途径, 本文对编织复合材料进行了初步探索, 为以后无人机研制奠定理论基础。

2 编织复合材料技术

2.1 立体织物的分类

立体织物主要分为以下五类:

(1) 机织;

(2) 针织;

(3) 三维编织;

(4) 正交及非正交;

(5) 针刺、穿刺缝合。

2.2 编织复合材料基体

编织复合材料的基体主要是聚合物, 有热塑性树脂和热固性树脂两大类。热塑性树脂的特点是遇热软化或熔融而处于可塑性状态, 冷却后又变坚硬, 而且这一过程可以反复进行。热塑性树脂复合材料需要在一定的温度和压力下加工, 适于大规模的自动化生产, 并能降低单位产品的成本。

2.3 编织复合材料成型技术

编织复合材料的成型技术与单向纤维增强复合材料的成型技术有很大程度的相似性。主要涉及到的成型技术有:模压成型、树脂传递模塑 (RTM) 成型、手工成型和真空浸渍法成型等。成型过程中同样涉及到树脂浸渍、固化定型等过程, 但在树脂浸渍方面明显地优于传统的浸渍法。在这些成型技术中, 应用最多的是RTM (Resin Transfer Mould) 工艺。由于纤维纺织结构物具有很好的整体性和均匀性, 其整体性保证了纤维不会因注入树脂产生的流动压力而引起纤维的变位, 而其均匀性保证了预制品空隙均匀, 使注胶的压头平齐, 不会造成回流包住气体而形成气孔, 所以, 可生产出高性能RTM结构制品。

2.4 中空织物

中空织物的设计:主要包括:

(1) “逆向”交织成芯技术;

(2) 芯部形态的多结构设计;

(3) “8”字形芯部形态设计。

织物复合成型方法:织物可采用手糊, 浸胶, 喷射或抽真空等成型方法。

夹芯材料性能对比, 如表1所示。

从表中可以看出:

(1) 整体中空夹层复合材料的平拉、双层剪切性能明显优于传统蜂窝夹层复合材料, 平压、弯曲性能二者差异不大, 且该种材料为整体成型, 因此, 在很多方面的实际使用中可替代传统蜂窝夹层符合材料。

(2) 中空夹层复合材料纬向剪切性能和弯曲性能均优于经向。实际应用中应根据结构载荷方向进行合理设计, 使结构受力达到最佳状态。

对比结果:

(1) 中空织物复合板可采用气压压注的方法进行发泡, 但由于板的空间较小, 泡沫密度不得低于70Kg/m3。发泡工艺方法可用于制作批量泡沫夹层中空织物复合板。 (2) 泡沫夹层中空织物复合板整体性能高于泡沫夹芯板;高密度泡沫夹层中空织物复合板和高密度泡沫夹芯板均高于低密度泡沫夹芯板;泡沫夹层中空织物复合板的经向侧压和面板强度高于纬向, 弯曲性能经纬向差别不大。 (3) 泡沫夹层中空织物复合板及泡沫夹芯板力学性能均随泡沫密度的提高而提高, 实际应用时应考虑性能与重量的优化设计。 (4) 加工工艺、材料选择对力学性能有一定的影响, 性能对比时应考虑各种条件的一致性问题。本次试验两种泡沫夹层结构性能对比时泡沫密度有一定差别, 主要是由于泡沫中空板与面板及芯材接触处泡沫密度偏高, 但基本能反映性能差异。 (5) 将PU聚氨酯硬泡灌注填充中空织物复合板中间空腔部分使PU硬泡和中空织物复合板有机粘接在一起, 在增加很小质量下能较好的提高中空织物复合板的各项机械性能。

结语

(1) 编织结构具有高强度、高模量, 特别是在厚度方向, 使材料具有高损伤容限、高断裂韧性、耐冲击、抗分层和抗疲劳等;

(2) 编织结构具有优良的可设计性, 可根据要求增减增强纤维的含量, 并可一次完成复杂构件的成型;

(3) 整体成型中空复合材料的预制体为三维整体成型, 可以充分保证材料的整体力学性能, 夹芯层的空间可以成为充分利用的功能层, 如预埋件、监控探头、导线与发泡成型;

(4) 整体夹芯中空复合材料比其它夹芯材料具有更加优异的力学性能, 尤其是层间强度大大增强, 解决了一般夹芯材料层间强度低、易分层的缺点。

(5) 编织复合材料的初步探索, 为以后无人机复合材料的研制奠定了理论基础。

参考文献

[1]张艳明, 邱冠雄, 二维纺织复合材料成型的研究[J].产业用纺织品, 2005 (2) :21-28.

[2]杨桂, 敖大新, 张志勇, 姚学锋.编织结构复合材料制造[J].工艺及工业实践, 1999 (2) .

[3]沃丁柱.复合材料大全[M].北京:化学工业出版社, 2000.

[4]陆关兴, 王耀先.复合材料结构设计[M].上海:华东化工学院出版社, 1991.

编织复合材料 篇2

“老师”这个意味深长却简单的称呼，它带来的，既不是“富贵”，也不是“珍贵的礼物”，而是擦去我眼泪的一双手，是我失落时一个回眸的微笑，是陌生时带给我的温暖。是我无助时扶手的帮助。

第一次考试的结束，也让我感到烦恼，因为这次又让刚到新学校的我成绩一落千丈。我失落地低下头，又呆呆的望向窗外：天总是喜欢挑时候，带着忧郁的心情淅淅沥沥的下着小雨。

就这样静静地，好像已于外界的吵闹分割起来，待到同学们去活动。

向门外看，乌云已更浓郁，雨倾盆地下，冷冷的，飘进来几点雨丝。

不知什么时候，老师坐在我身边，轻轻拭去我头上的雨网。我低下头来，“哪里不懂，老师教你。”我惊奇地猛抬起头来，因为从一开始，从未有一个人这样对我说，我也从未想过会有人这样悉心地关心我。“把试卷让我看看。”老师的声音温柔而细腻。老师耐心地为我分析错题，我也很认真。

课室里很安静，“谢谢您老师！”我鼓起勇气说了一句话。老师并没有说话，只是望着窗口，我也随着老师的目光望去：窗上吊挂着一张未织好的蜘蛛网，一只小蜘蛛正一点一点地编织，就当它到最后一圈完工，一阵风把网吹破了。蜘蛛也因此掉落地上。我认为它会放弃，就把目光转向老师，老师的眼里慈祥，也很欣慰。我回头望向刚刚的地方：蜘蛛并没有就此放弃，又开始编织下一个。

“多么有志气啊，对吗？”“其实，你和它一样，对吗？”那时，我多么有聆悟啊。

老师的`每一句话，是我人生路上的忠言逆耳，来到陌生的环境，我心中深深地受了感动。心中的雨点来了，除了您，谁是我在迷茫中坚强的雨伞。丝丝缠绕我的心，我明白老师没有明说的道理：“风暴”即使再强，自己只要有“三军可夺帅也，匹夫不可夺志也”的勇气。蜗牛也会有爬上最高峰的时候。虽然会有很多挫折。成功是付出百分九十九的汗水获取的，也是历经千辛万苦的果实。我带着老师的教诲，相信路就在前方，希望就在路的前方……

编织人生的彩虹 篇3

被人称为“镭的母亲”的居里夫人，为了探索放射性物质的存在，付出了常人难以想象的毅力。没有实验室。借用寒风刺骨的简陋木板房。没有钱买沥青状铂矿。就买沥青状铀矿的残渣，每一天都重复着矿渣加热、搅拌、蒸馏、结晶的流程，刺鼻的气味几乎使人窒息，居里夫人常常累得好像瘫痪一般，但是都不能拦阻她坚持不懈地工作与付出，不阻拦她撷取王冠上那颗璀璨明珠的坚毅。她整整坚持了四年，使用了多达八吨重的矿渣，最终镭在她的手中诞生了。她后来说：“我应该相信：自己对于某种事业有特殊的才干，并且应该不惜任何代价来完成这个事业。”这代价就是持之以恒。有一句古语“锲而舍之，朽木不折；锲而不舍，金石可镂。”说的就是这个道理。

我们属世间凡人，如果从小事坚持做起，即使忍受怎样的寂寞甚至遭到别人的白眼讥讽，都不为所动，默默地坚持，扎扎实实为未来铺设道路。那么这种执著的信念也会创造人生的奇迹。

从前在美国标准石油公司，有一位普通的职员叫阿基勃特，他有一个习惯，凡是出行住旅馆，总会在自己的签名后面特意标明“每桶4美元的标准石油”的文字，即使平常邮寄的信件及使用的收据上都是如此，凡是需要他签名的地方就一定落款上这些字，日复一日，年复一年，从来没有停止过，看似平淡的重复背后却是信息与毅力的支撑，因为他相信：没有不断重复的付出。就没有辉煌的未来。正是因为这样看似怪异的举动。他被人们讥讽为“每桶4美元”，石油公司大亨洛克菲勒知道后。对属下说：“竞有职员如此努力且關心公司的声誉，我要见一见他。”结局不言自明，后来，阿基勃特成为洛克菲勒的继任者，成就了自己由平凡到辉煌的蜕变，可见，不断地坚持，就，能创造机遇。就能脱颖而出。成就自己的人生理想。

。

孟子说：“虽有天下易生之物也，一日暴之，十日寒之，未有能生者也。”学习或工作一时勤奋，一时又懒散，没有恒心。三天打鱼，两天晒网，怎会成就事业?古代乐羊子远寻师学，因为“久行怀思”而中断学业。他的妻子以“若中道而归。何异断斯织乎?”打动其心，使其“复还终业，遂七年不返”。

我国绘画大师齐白石即使耄耋年龄也坚持每日作画，用他的话说就是“不教一日闲过”：鲁迅卧床八个月，在生命的最后日子里还写文章54篇。这些贵在坚持的事例无不提醒我们，唯有坚持才能铸就人生的辉煌，编织绚丽的人生彩虹。

编织复合材料 篇4

本研究针对一定条件下不同的载荷、摆动频率(摆动幅度一定,以频率表征速率)值对自制PTFE编织复合材料(单层浸胶斜纹织物)摩擦因数的影响进行在机测量实验,分析了摩擦因数随载荷、摆动频率的变化特性,为高频摆动条件下PTFE编织复合材料PV特性的获得提供实验基础。

1 实验

1.1 实验材料及条件

将自制PTFE编织复合材料(以下简称衬垫)粘贴于曲率半径为(50±0.05)mm、弧度为(60±0.5)°的试样台上。对偶材料采用9Cr18Mo,符合GB/T3086高碳铬不锈轴承钢技术条件(冷处理温度-55℃以下,保温时间不少于1h),直径100mm,表面粗糙度0.16μm。实验室室温25℃,相对湿度60%。实验前用丙酮对对偶环进行去油处理。衬垫厚度为(0.38±0.02)mm,试样宽度为(40±0.05)mm,长度为(53±0.05)mm。实验前先静止加载20kN额定载荷30min,待变形量稳定后开始实验。摩擦副示意图如图1所示。

1.2 实验方法

保持环境温度和衬垫初始温度恒定,以摆角3°的摆动幅度分别以载荷(5,10,15,20,30,40,50kN)、频率(5,10,13,14,15,17,20Hz)为变量测量摩擦因数随二者的变化曲线。

经过1h磨合,衬垫摩擦磨损性能进入稳定阶段,以不同的载荷、频率组合进行49组实验,每组实验进行40min,间隔10次取值,最后取摩擦因数平均值。每组实验完成后对摩擦副材料进行降温,待初始温度降到50℃进行下一组实验。

实验测量的有效最低载荷为10kN,原因在于10kN以下的摩擦因数波动性较大,波动值为±0.057,因此10kN以下的取值仅作为参考值。当载荷超过50kN时,由于负载过大,摩擦环的摆动幅度达不到额定值,此时增加液压摆动缸的扭矩,摆动幅度反而变小。原因在于,增加液压的同时摆动缸的泄油量也同时增大,而且泄油量大于增加量。

由于摩擦因数随载荷的变化趋势比较明显,而随频率变化比较复杂,因此当摩擦因数随频率的增高出现降低后升高的拐点时(主要出现在10~20Hz),为保证摩擦因数最低点取值的可靠性,排除偶然因素并尽量准确地找出最低点,在可能的频率区域进行额外取点测量,保证摩擦因数最低点与频率的对应特性。

2 结果与分析

2.1 频率对摩擦因数的影响

不同载荷下摩擦因数随频率的变化曲线如图2所示。可以看出,在载荷低于15kN时,摩擦因数随着摆动频率的提高逐渐升高,没有出现降低趋势。载荷达到20kN时,出现最低摩擦因数的频率为12Hz。载荷30kN时对应最低摩擦因数的频率为15Hz。40kN对应的最低摩擦因数的频率为10Hz。超过25kN时,摩擦因数呈不断降低趋势,没有拐点出现。

载荷为15kN时摩擦因数随频率的变化出现的极小值最为明显。当载荷达到50kN时,摩擦因数随频率出现的最低点消失,此时载荷起主要作用。主要原因如下:

(1)从转移膜因素分析:由于PTFE及其他自润滑材料的转移性很差,形成的转移膜在对偶环上的黏着作用低于本体之间的黏着强度。因此,常温下对偶环摩擦表面很难形成均匀稳定的转移膜。摩擦频率提高使摩擦表面温度逐渐升高,PTFE转移性增强,使转移膜面积逐渐增大,厚度也相应增加,此时摩擦因数降低。当频率继续升高时,在高速摆动下对偶环的摩擦表面很难形成均匀稳定的转移膜,此时摩擦因数呈上升趋势。

(2)从衬垫黏着和变形方面分析:摩擦过程中摩擦副表面材料分子间的运动、吸附和转移、力学性能等都将发生变化。频率升高导致温度迅速提高,而温度升高使得组成摩擦因数的黏着和变形两部分阻力都将发生变化,其表达式[13]如下:

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式中:f1为黏着摩擦因数;f2为变形摩擦因数;f°为初始温度对应的黏着和变形摩擦因数;α,γ为温度系数;Δt为温升。

由式(1),(2)可以看出,温度升高对衬垫摩擦因数的影响成指数变化,这一变化趋势对摩擦因数的影响要大于转移膜的影响。由此也可以说明摩擦因数随频率的变化虽然在一定的载荷范围内(18~30kN)有降低趋势,但总体的趋势还是随着摆动频率的提高而成增大趋势,最后趋于稳定。这也是很多相关研究工作者得出摩擦因数随滑动速率增高而增大的原因,即实验时载荷的间隔太大而将这一降低趋势忽略。同时可以判断频率对摩擦磨损性能的影响主要是通过温度的间接影响产生作用。频率增高直接引起衬垫表面温度的升高,导致衬垫力学结构性能及热物性发生变化,进而影响材料的摩擦磨损性能。这种间接的影响关系也导致了衬垫摩擦特性变化的复杂性及难以预测性。

2.2 载荷对摩擦因数的影响

图3为摩擦因数随载荷的变化曲线。可以看出,摩擦因数在5~50kN载荷范围内随载荷增大呈明显的降低趋势。在5~30kN范围内摩擦因数的变化较大,30~50kN范围内摩擦因数的变化较为缓和,逐渐趋于稳定。纯PTFE的摩擦因数随着滑动速率的增大而上升,随着载荷的增大而降低,载荷达到一定值摩擦因数又突然升高。

图4为摩擦后对偶环表面的SEM图。图4(a)为在15Hz、10kN下对偶环的表面状态,可以看出表面没有明显的转移膜形成,此时摩擦因数较大(0.138)。图4(b)为15Hz、30kN下对偶环的表面状态,此时表面已形成均匀的转移膜,摩擦因数明显降低(0.05)。通过分析得出:载荷对转移膜的影响机制为载荷变化引起摩擦表面温度的变化,由此引起对偶环表面转移膜(厚度、均匀性、稳定性等)的变化。当然,载荷本身对摩擦表面的微观作用对摩擦因数也有一定的影响,目前还没有确切的研究结论。

通过频率、载荷与摩擦因数的变化规律可以得出,载荷较之频率对摩擦因数的影响更为显著。在相同载荷频率值下,衬垫的摩擦因数在低载高频的条件下比在高载低频时要大。图5为频率、载荷与摩擦因数的关系。从图5(a)可以看出,摩擦因数沿载荷方向上的变化趋势与沿着频率方向相比要大。整体趋势为摩擦因数随载荷、频率的增大而增大;其中载荷25kN、频率14Hz区域内出现凹陷面,即摩擦因数随频率增加而降低的区域。图5(b)中可以看出,摩擦因数在以频率、载荷为平面的二维坐标中,摩擦因数等值线的分布沿载荷方向的变化率明显高于频率方向,由此可以得出,摩擦因数的大小主要受载荷值影响,频率对摩擦因数的影响相对较小。

3 结论

(1)衬垫的摩擦因数随载荷增大而逐渐降低;在20~40kN下摩擦因数随频率的增大先降低,后经过一个最低点上升到稳定值。

(2)摩擦过程中形成于对偶环表面的转移膜对摩

擦因数有重要影响,摆动频率及载荷主要通过影响转移膜的状态影响摩擦因数。

潮流提案 编织温暖 篇5

明星秀

或许羊毛织物的色泽比不上丝绸的绚丽与奢华，但特殊的肌理与大气的风格却能让穿着羊毛材质的明星们成为红毯或是party上最不落俗套的那一个。

关键词：极简搭配

出镜明星：杰米·金

影星出道的杰米·金在最近Ann Taylor 2015年春夏时装秀上，以一身极简的黑白搭配亮相。羊毛编织上衣与黑色铅笔皮裙的搭配，没有过多装饰却胜在时尚感。

关键词：夸张配饰

出镜明星：奥利维亚·巴勒莫

奥利维亚在最近Nina Ricci發布秀上以夸张的项链和蛇皮信封包搭配酒红色羊毛针织套装，整体风格端庄大气又不失细节上的小惊喜。

关键词：编织肌理

出镜明星：琳赛·艾林森

超模琳赛身着蓝灰色系上下装搭配参加最新的时尚party，低调的色泽却难掩模特的气场。上装交叉盘错的纹理与裙子上的镂空处理交相呼应。

关键词：长短错落

出镜明星：肯达尔·詹娜

参加时尚party的肯达尔，低调中透着个性化。酒红色编织短上衣与黑色斜裁裙的搭配长短错落有致，将身材修饰得分外有型。

编织复合材料 篇6

1 三维编织复合材料细观力学模型

在细观结构力学模型研究方面,由于三维编织复合材料的内部结构相当复杂,很少进行全编织分析,一般取其一部分代表性体积单元作为研究对象。V.R等[1]基于叠加原理,对单胞建立解析模型,通过理论分析对模型的3个主方向的弹性模量与泊松比的大小进行了预测,为今后的模拟提供了依据。在实验研究方面,SR[2]通过模型基础利用实验方法预测工程弹性常数。得到纤维倾角较小情况的三维编织复合材料的纵向、横向的弹性模量以及整体材料的强度。Jialu Li等[3]利用实验研究割边对三维编织复合材料编织方向上拉伸、压缩以及弯曲的力学性能。南京航空航天大学许希武等[4]基于三维五向编织复合材料的细观结构胞元。采用细观有限元方法建立了材料宏观等效弹性性能的力学分析模型。陈光伟等[5]针对三维多向编织复合材料结构件承载细观结构优化设计的问题,以三维编织复合材料T型梁为对象,对其抗弯性能进行模拟分析。

2 三维编织复合材料模型数值模拟

在数值模拟研究方面,Fang G等[6]除在考虑纤维和基体内部的破坏模式外,还利用内聚力模型引入纤维和基体界面的破坏。通过有限元模拟建立胞元,得到三维四向编织复合材料的细观力学性能,得出界面强度对材料的非线性以及弹性模量影响较大。Liang Jun等[7]根据三维四向编织复合材料的几何构型,将纱线界面简化为八边形,建立胞元模型。将随机函数理论引入单元模型,通过数值模拟研究纱线畸变对三维四向编织复合材料的力学性能的影响。YANG等[8]基于经典层合板理论,通过将复合材料胞元考虑成多个倾斜的单向板的组合,建立纤维倾斜模型的方法,利用有限元模拟方法预测三维编织复合材料的弹性性能。宛琼等人[9]依据三维四向编织复合材料的结构特点,建立了能真实反映其空间构型的“双纽线”单元体模型,采用有限元方法对三维四向编织复合材料在制备冷却阶段的热变形行为以及残余应力和残余应变的分布状况。天津工业大学焦亚男等[10]从单元体角度分析了变截面三维编织复合材料织造过程中增加或减少纱线的机制。通过比较分析单元数量减少法和尺寸减缩法对具体实施法案的工艺制备,及其适应性和两种方法的优缺点的关系,建立了纤维交织的空间结构几何模型。另外,国防科技大学罗征[11]等人在“双纽线”、六面体界面交织型、米字型等单胞微观模型的基础上建立“贝塞尔”单胞模型。该模型较好地模拟了三维四向编织复合材料纤维走向与微观结构。

3 三维编织复合材料弹性常数预测

弹性模量以及强度的预测是编织复合材料的研究的重点,D.L[12]基于三维五向编织复合材料的微观构型。单胞的几何特性与其在预成型的位置和取向的有关,通过四步法建立了三胞元模型,采用纤维和基体界面的一些强度准则进行失效分析,预测了三维五向编织复合材料的工程弹性常数,分析了界面破坏及相应力学性能的影响。Hui-Yu Sun等人[13]基于单层板的横观各向同性性质以及Tsai-Wu强度失效准则。通过建立三维编织复合材料的纤维倾斜模型对其强度进行理论预测。结果表明,三维编织复合材料模型的编织角对弹性模量和强度有很大影响,轴向纤维的拉伸力学性能也随编织角的变化影响。Xiao等人[14]对二维编织复合材料的细观力学性能进行预测。将编织复合材料的胞元分成多个子胞元,并利用壳单元通过对每个子胞元单元模型进行简化,最终得到的强度值与实验结果差别不大。由于国内相对国外三维编织发展的相对晚一点,但也进行了一系列研究,尤其是在三维编织复合材料的工程弹性系数的预测及材料强度的研究方面,通过实验、数值模拟进行了系统的研究。李典森[15]通过建立三维四向编织复合材料的单胞模型,利用桥联模型和刚度平均化方法得到了整体工程弹性常数,证明了桥联模型对于三维编织分析的价值。并且用强度失效准则,预测了模型的拉伸强度。陈利等[16]采用短标距薄板试件法对三维五向和六向编织复合材料试件进行了压缩试验。分析了编织工艺参数编织角,纤维体积含量等变化对这两类材料的纵向压缩刚度、强度和泊松比的影响,并且判断相应材料的失效形式。

4 结语

编织复合材料 篇7

编织碳/碳(C/C)复合材料是由碳纤维增强碳基体得到的一种复合材料,是航空、航天、国防等高科技领域广泛应用的结构和功能材料。对其力学性能的试验和研究是实现复合材料工艺优化和性能预报的关键,而剪切力学性能更是材料和力学工程师关注的重点。要正确测出材料的剪切强度与模量的关键是采取正确的试验方法,实现材料的纯剪切应力状态,并准确测量材料的剪切应变。复合材料的剪切性能测试已存在多种试验方法,其中采用双V型开槽试样的Iosipescu剪切试验方法在近年来得到了十分广泛的应用。该方法由尤西贝斯库(Iosipescu)于1960年提出,80年代由Adams等扩展该方法用到复合材料试验上,在该方法的长期发展过程中,许多学者对影响试验的各种因素进行了广泛的理论分析和试验研究。S.Lee和M.Munro[1]对常用的九种剪切试验方法(双轨剪切法、三轨剪切法、±45°纵横剪切法、10°偏轴拉伸法、十字梁弯曲法、方板扭转法、薄壁筒扭转法、方框对角拉伸法、Iosipescu剪切法)在四个试验标准上(纤维化成本、试验成本、数据重复性和试验结果的精确性)进行了综合的定量评分,Iosipescu剪切试验方法获得最高分;Herakovich[2]等用有限元法研究了试验截面上的应力状态;Sallivan[3]等研究了试验截面缺口的几何参数与应变分布的关系;Pindera[4]对这一试件的应变分布作了分析,他建议引入一个修正因子来修正试件截面上剪应力的不均匀性;Ho[5]等用云纹干涉法评价了Wyoming试件和夹具。Iosipescu剪切试验方法操作简便,试样形状简单,易于加工,能够同时测得剪切强度和剪切模量,试验具有较明显的剪切破坏特征,试验结果重复性较好,因此广泛用于各种复合材料的剪切试验中,如层合板复合材料[6]、乙烯基酯复合材料[3]、单向增强玻璃/环氧及石墨/环氧材料[7]等,但对于三维编织碳/碳复合材料还没有相关文献报道。

本文根据Iosipescu剪切试验原理和试验设备特点,设计了剪切夹具和试件,建立了编织碳/碳复合材料的剪切试验方法,得到了剪切模量和剪切强度,并对试验中遇到的问题进行了分析。

1 实验

1.1 试验方法

传统的是采用板状试件和反对称四点加载方法来实现面内纯剪切应力状态。由于碳/碳复合材料为脆性材料,抗压强度较低,若采用四点加载,则很容易因局部的集中载荷造成试件破坏;而通过改变传统Iosipescu剪切夹具的点加载方式,采用面加载,可以避免集中力载荷对材料局部压缩造成的破坏,实现材料不同方向上的纯剪切应力状态。根据这个原则设计了试验夹具(如图1-a所示),夹具的左半部分与下底座固定,右半部分通过沿导向柱的滑动,施加位移于试件。试件的受力情况如图1-b所示,由于试件关于中截面对称,而载荷关于中截面反对称,根据材料力学理论,试件在中截面只承受剪力的作用,弯矩为零,因而可以保证在试样中截面上产生纯剪应力状态。

1.2 试件设计

编织C/C复合材料的性能,受其微观结构特征的影响,在设计试件的形状与尺寸时,要充分反映材料的微结构特征,保证测试结果是材料真实性质的反映,满足加工工艺和试验设备的要求,减小试验误差,因而试件的设计是试验过程中要解决的关键问题之一。试件的尺寸设计主要考虑以下因素:

(1) 确定试件的长度L,保证试件与滑块之间有足够的接触面积;

(2) 为了保证试件在中截面破坏,需要在中截面上下表面各开一个V型缺口,缺口的设置很容易导致应力集中,引起测试结果偏低,因此需要合理设计缺口的深度以及开槽角度;开槽角度对应力分布起着重要的作用,开槽角度范围为90°～135°,出于试样统一性的考虑,取90°为开槽角度,切口深度为试件高的20%。

(3) 尖锐的开槽会引起严重的应力集中,因而在槽根部应有圆弧过渡,以缓解应力集中。根据文献资料,在90°开槽角度条件下,圆弧半径从0.5 mm增大到3.0 mm,应力集中状况得到缓解,应力分布趋于平缓。本试验中圆弧半径统一取为2.5 mm。

(4) 剪切试验的应变要通过粘贴于试件两侧的电阻应变片来测量,应变片粘贴于试件的两个V型槽之间,为保证应变片粘贴牢固,减小测量误差,并真实体现材料的剪切力学性能,需要试件V型槽之间的区域留有足够高度根据实际情况,取w为20 mm,t为12 mm。试件尺寸示意图表示在图2。

1.3 应变测量

试件的最大剪切应变发生在两个凹槽根部之间的区域。理想情况下,该剪切应变可以通过夹具的相对位移求得,但由于在加载区域有压缩变形,使用该方法测量应变会有较大误差,因而剪切变形采用电阻应变仪测量,以消除加载系统的影响。为消除环境因素的影响,设置补偿片,即在试件正反两面的几何中心处沿轴向±45°固定四个应变片,将这四个应变片接成全桥测量电路,试件中截面的剪应变应为全桥电路所测值得一半,根据得到的载荷、应变数据即可求得材料的剪切模量。

1.4 试验方法验证

试验采用DSS—10T试验机进行,应变采用YA—506B动态电阻应变仪测量。试验温度为室温,试验机加载速率为0.5 mm/min。

在试验开始前,为验证试验设备的精确性及试验方法的正确性,先对各向同性材料纯铝进行试验,通过拉伸试验得到纯铝的杨氏弹性模量为E=74.4 GPa,泊松比μ=0.247,其剪切弹性模量为G=E/2(1+μ)=29.82 GPa,用该试验设备测得的纯铝剪切模量为G′=28.5 GPa,其相对误差为4.36%,由此可见,该方法验设备满足测量精度要求,可以对C/C复合材料进行Iosipescu剪切试验。

2 结果与讨论

图3为具有不同增强相取向试样的应力-应变曲线。可以看出:曲线存在几个近似线性的区间,区间的范围与材料的方向有关。这是因为加载初期,材料中的基体和穿刺纤维都参与承受载荷,弹性模量较高(对应第一个线性段)。随着载荷增加,试件中会出现许多裂纹,尤其是层叠碳布之间、纤维/基体界面等基体富集区,裂纹的出现使得材料的模量有所下降,由于材料中基体碳的强度较低,这一过程很快结束(对应第二个线性段)。当载荷增大到一定程度时,基体退出承载,全部载荷由碳纤维承受,由于碳纤维的强度较高,因此该过程持续时间长(对应第三个线性段)。最后,材料在含缺陷较多的截面破坏。

实验结果表明,材料XY向的剪切模量和剪切强度均比Z向的高,断口观察发现Z向试件的断裂面不是沿着试件的两个凹槽之间的区域,即破坏不是在中截面,而是在V型切口的过渡区,试件的形变大,段口纤维有明显的弯曲和拔出现象(如图4所示),发生这种情况的原因与材料的结构和特性有关。对于XY向材料,载荷的作用线平行于穿刺纤维的长轴方向,纤维沿长轴方向受力较均匀;而对于Z向材料,载荷的作用线垂直于穿刺纤维的长轴方向,造成纤维沿长轴方向受力不均匀,在过渡区有弯矩存在,纤维与基体之间的界面结合力较弱,使裂纹容易在这里产生并扩展,使得纤维很容易被拔出,成为试件的初始断裂面,因而Z向材料的剪切弹性模量和剪切强度相对于XY向材料的要低。

细编穿刺复合材料复合工艺过程中,会产生一系列机械和物理损伤等先天性缺陷。这些先天性缺陷是随机分布的,并在加载过程中进一步发展,特别是界面缺陷(如裂纹)在载荷作用下很容易成为材料破坏的初始界面。这些缺陷包括界面裂纹(如图5-a,浸渍不密实和不同方向纤维束间的热失配共同作用的结果),局部穿刺缺陷 (如图5-b,材料预成型件的缝合过程中,穿刺纤维束断裂,留下孔洞)、基体孔穴(如图5-c,一部分是由于小分子量物质和杂质热解挥发造成的,大多数是在复合工艺中产生的闭合孔穴,如在CVD工艺中,预成形件表面比内部与反应气体的接触面积大,碳在表面和内部的沉积速度不一致,导致空穴的形成)、基体裂纹(如图5-d,材料固化时浸渍不密实和不同组分材料间热膨胀性能差异导致)[8]。

电镜分析表明,剪切试验中,由于碳布层间界面是薄弱区,裂纹优先在这里的缺陷处产生和发展,而基体炭的断裂应变和断裂应力低于碳纤维,基体首先断裂,裂纹继续沿着基体中的薄弱部位向前扩展,当裂纹尖端行进到纤维/石墨基体界面时,受到纤维束的阻挡,载荷通过界面的一种切变机制传递到纤维上,在纤维上某些缺陷处形成微裂纹,形成应力集中。在加载初期,由于参与承载的有效碳纤维含量高而载荷小,这个应力不足以破坏具有较高强度的碳纤维。随着载荷加大,当某些垂直于纤维的微裂纹尖端具有集中能量时,就能冲击纤维。当冲击能量不足以破坏碳纤维束时,裂纹无法直接切过纤维,而是沿着纤维和基体炭间界面向前扩展;在加载后期,有效承载的纤维体积含量下降及载荷的增加导致这种能量急剧增长,将绝大部分能量集中在裂纹峰上,裂纹很容易沿着纤维束劈开而向前失稳扩展,裂纹扩展路径增多,扩展速度变快,导致材料的应变速率加大,不同微区裂纹的相互扩展、连接使纤维经历与基体碳脱粘、弯曲、拔出、断裂等过程,最后导致整个材料断裂。

3 结论

(1) 通过改进Iosipescu剪切试验夹具和试件设计,实现了编织碳/碳复合材料的纯剪应力状态,说明改进的Iosipescu试验方法是测试编织碳/碳复合材料剪切强度和模量的有效方法。

(2) 试验得到的τ-γ曲线具有明显的分段线性特征,这是由材料的微结构特征决定的,反映了材料在剪切载荷作用下的从局部微观破坏到整体宏观破坏的整个过程。

(3) 材料内部存在的多种形式的工艺缺陷,缺陷的存在降低了材料的力学性能,并可能成为材料失效的裂纹源;而多种缺陷的存在将加速裂纹扩张速度并增加裂纹扩展路径,有可能使材料在低应力状态下提早破坏。

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编织复合材料 篇8

由于编织复合材料的各向异性和非均匀性, 对其力学性能的表征是十分困难的。目前主要采用实验方法来研究编织复合材料的冲击力学行为和破坏机理。冲击实验分为两类:对低能量冲击采用落锤冲击实验方法, 而对于高应变率冲击特性的研究采用高速弹击法, 测试装置主要包括高速气枪和氢气炮。Matemilola等[2]通过弹击实验研究了碳纤维编织复合材料的冲击损伤演化问题, 讨论了试件尺寸、冲击惯性能等因素对损伤状态的影响。Portanova[3]研究了三维编织复合材料试件冲击后的压缩容限。Baucom等[4]对二维及三维编织复合材料的抗冲击性能进行了对比。

2000年以来, 国内也有一些对编织复合材料动态性能研究的报道。沈怀荣[5]对三维整体编织结构复合材料进行了高速对称碰撞实验和弹丸穿靶实验。刘宁等[6]对含V型裂纹碳纤维编织复合材料梁的冲击损伤与断裂行为进行了实验研究。顾伯洪等[7]针对三维编织芳纶/环氧复合材料采用准静态侵彻实验模拟动态侵彻。郑海燕等[8]对编织型复合材料的冲击及冲击后压缩强度进行了试验研究。杨灵敏等[9]对高强玻璃纤维增强环氧树脂基三维多向编织结构复合材料进行了低速冲击实验。研究发现, 与四向和五向编织结构材料相比, 三维六向编织结构复合材料发生主要损伤时所需的冲击载荷和冲击能量较大, 主要损伤持续时间最短, 吸收的能量最少, 且三维编织复合材料低速冲击的主要失效模式有基体开裂和纤维断裂。李明等[10]对2.5D机织复合材料采用落锤法预制冲击损伤, 进行剩余拉伸试验, 基于软化夹杂模型进行刚度衰减模拟, 并预测了剩余拉伸强度。皇甫劭炜等[11]应用三维逐渐累积损伤理论和分析技术, 建立了适用于编织型复合材料板低速冲击及冲击后压缩破坏过程的一种全程分析方法。

声发射是指物体受到外界作用时, 内部的应变能以弹性波的形式迅速释放出来的物理现象。目前, 国内很多学者对声发射技术在材料损伤检测方面的应用做了大量工作, 涉及的材料几乎涵盖了所有工程材料。王健等[12]对碳/环氧复合材料声发射信号进行了小波分析, 通过对比三点弯曲下不同损伤模式AE波形和FFT (快速傅里叶变换) 波形, 给出纤维断裂、基体开裂、界面分离、分层、界面摩擦损伤的AE参数特征。矫桂琼等[13,14]针对编织C/SiC复合材料进行了实验研究, 得到了材料拉伸、压缩的主要力学性能参数, 并对材料的损伤演化及破坏规律进行了声发射参数分析和损伤模式识别。万振凯等[15]论述了声发射技术在三维编织复合材料压缩过程中的应用及实验方法, 给出了声发射在三维编织复合材料压缩过程中的特征。任会兰等[16]对陶瓷材料在两种压缩加载下破坏过程中的声发射特性进行了实验研究。

虽然编织复合材料力学性能的工作取得了一些突出的成绩, 但目前编织复合材料冲击力学性能的理论与实验研究公开发表的成果并不是很多, 还不能清楚地解释该材料在冲击载荷作用下的演化规律, 从而指导材料的设计和控制材料的失效。因此, 本实验研究了不同编织工艺参数的三维六向碳/环氧编织复合材料在不同冲击能量作用下的低速冲击过程, 同时用声发射监测其破坏过程, 分析该材料的低速冲击损伤机理及演化规律。

1 实验方法

实验用所有试件由天津工业大学复合材料研究所制备。增强纤维均为日本东丽公司生产的T700-12K碳纤维, 基体材料为TDE-86环氧树脂。试件采用三维六向编织工艺编织, 再经过RTM工艺固化成型。为了更好地研究三维六向编织复合材料的低速冲击损伤过程, 选用了不同编织工艺参数的试件进行不同冲击能量的低速冲击实验, 试件的工艺参数及冲击冲击能量如表1所示。试件尺寸为90mm×90mm×5mm。

所有实验均在Instron 9250HV型落锤加载试验机上进行。并采用MISTRAS-2001全数字式声发射系统, 用宽频 (WD) 探头采集声发射信号, 探头频率范围为100~1000kHz, 增益设为40dB, 信号触发门槛值为45dB。

2 实验结果与分析

表2给出了三维六向编织复合材料的冲击实验数据。由表2可知, 对相同编织结构的三维六向编织复合材料以不同的初始冲击能量进行冲击时, 冲击能量越大, 吸收总能量也越大。由于冲击过程中的能量消耗是材料损伤的吸收能量。所以吸收的总能量越多, 材料损伤就越大。不同编织角的三维六向编织复合材料以相同的初始冲击能量进行冲击时, 吸收总能量基本相同。

由试件的冲击载荷与时间曲线 (图1) 可以看出, 在冲头刚开始接触三维六向编织复合材料板时, 载荷和时间曲线就有很小的波动, 说明此时试件就已经出现了损伤。载荷与时间曲线的最大值也就是最大载荷为试件发生主要损伤时的载荷值, 其对应的能量即为主要损伤能量[9]。不同冲击能量下的载荷与时间曲线中, 在最大载荷的前后, 曲线均发生了剧烈的波动, 说明试件在此阶段发生了连续的不同形式的损伤, 如纤维断裂、基体开裂等, 这些破坏模式相互作用、相互影响, 此阶段是整个冲击过程中发生主要损伤的阶段[9]。由载荷-时间曲线可以看出, 随着冲击能量的增大, 损伤持续时间有增大趋势, 载荷-时间曲线波动也越发剧烈。能量与时间曲线处于平稳上升状态, 主要损伤接近停止时, 能量达到最大值, 之后, 能量与时间曲线平稳下降至某一固定值不变, 而冲击力与时间曲线则快速下降至零。

3 冲击破坏模式与分析

由图2可以看出。冲击能量为45J和75J时, 试件前表面均出现明显凹坑, 凹坑内基体与纤维剥离, 但没有脱落, 后表面均出现基体脱落和不同程度的纤维断裂, 且纤维断面不平齐。随着编织角的增加, 试件前表面出现轻微的基体裂纹, 后表面出现明显凸起, 基体剥离、脱落和纤维束断裂现象减弱。说明随着编织角的增大, 厚度方向的纤维分布比例增加, 使得材料在厚度方向的抗冲击性能得到提高。

图2试件的微观损伤照片 (1) 正面; (2) 反面; (a) L1; (b) L2; (c) L3Fig.2 Macroscopic damage photos of specimens (1) front face; (2) rear face; (a) L1; (b) L2; (c) L3

试件受冲击时, 冲头首先接触到树脂基体, 导致接触区树脂基体因挤压而变形, 在基体发生挤压变形的同时, 纤维和基体的界面剪应力也逐渐增大, 使纤维和基体界面黏结减弱, 导致基体从纤维上剥离。同时, 随着冲击载荷的加大, 接触区的纤维也因挤压而变形, 从而在冲击区形成凹坑。在试件厚度方向, 由于试件受冲头施加的压力作用而发生弯曲变形, 冲击面一侧受压应力作用, 背面受拉应力作用。随着冲击的进行, 弯曲变形的程度加大, 纤维和基体受力增加, 靠近试件背面一侧的材料, 由于拉应力的作用使基体先发生断裂, 随着变形的加大, 纤维和基体界面间的黏结减弱, 造成基体从纤维上剥离并脱落。随着冲击载荷的增加, 试件背面冲击区的纤维所承受的拉应力也在增加, 当增加到纤维的强度极限时, 纤维发生了断裂。在冲击过程中, 损伤形成的过程就是能量被吸收的过程。

4 声发射信号特征

声发射检测是一种动态检测方法, 即材料内部结构、缺陷或潜在缺陷处于运动变化过程中的检测。由于复合材料组分和结构形式的多样性以及应力状态的不同, 其损伤机理和破坏模式也各不相同, 对此类材料的损伤描述也多采用不同的AE参数进行多参数综合分析。本工作主要采用声发射技术对三维六向编织复合材料的低速冲击测试过程进行实时检测。通过实验分析不同编织工艺参数试件的各声发射参数历程图, 筛选出适合反映材料损伤演化的声发射特征参数, 结合多参数历程图分析法, 揭示三维六向碳/环氧编织复合材料低速才冲击损伤演化过程。通过对声发射信号的频谱分析, 确定损伤的频谱特性。

4.1 声发射信号参数分析

三维六向编织复合材料低速冲击试件的典型时间-位移曲线及相应的AE信号参数变化如图3~5所示。这里分析的声发射信号参数包括能量 (信号检波包络线下的面积) 、幅度 (信号波形的最大振幅值, 通常用dB表示) 和峰值频率 (信号波形经过快速傅里叶变换后频谱曲线的峰值)

分析比较相同工艺参数在不同冲击能量下的声发射信号可知, 随着冲击能量的增加, 冲头接触试件表面的时间也会相应增加, 因此声发射信号相对分布要广一些, 在试件表面产生凹陷, 释放大量的应变能之后, 随着冲击能量的增加, 试件本身吸收的能量也随之增加, 因此产生的损伤扩展也随之增加, 这里主要是沿着纤维束界面的低频基体开裂信号 (100Hz) 和纤维束之间相互挤压摩擦产生的中低频 (200~300Hz) 塑性信号 (如图4所示) ;而对于相同冲击能量的不同编织工艺参数试件的声发射信号而言, 由于冲击能量相同, 冲头接触试件表面的时间基本相同 (在2ms左右) , 但是随着编织角度的增加, 纤维间的排列更加紧密, 限制了损伤在纤维束间的扩展, 损伤主要是沿着纤维束界面的基体开裂, 因此中频的塑性信号相对较少 (如图5所示) 。

图3 L1试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.3 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L1specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

图4 L2试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.4 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L2specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

图5 L3试件的时间-位移曲线与相应的AE行为分布 (a) AE能量; (b) AE幅度峰值频率; (c) AE峰值频率Fig.5 Time-displacement curve and distribution of AE behavior of L3specimen (a) AE energy; (b) AE amplitude; (c) AE peak frequency

总的来说, 试件破坏模式可主要分为两类, 即低频的脆性信号特征和中低频的塑性信号特征, 且在材料的损伤演化过程中, 两类信号特征相互掺杂在一起 (有的信号还同时具有脆性和塑性的特征) , 不易区分。

4.2 声发射信号频谱分析

声发射的能量、事件数和幅值与损伤的大小, 扩展的快慢有直接的关系, 用于表征试件宏观损伤演化十分有用。然而这些信号受到传播衰减和反射波的叠加等影响, 很难与损伤的形式建立直接的联系。声发射频率特性是通过对一个声发射波形进行频率分布的分析得到的, 即频谱。声发射的频谱特性一般受其他因素的干扰较小, 不同细观损伤源所发出声波的能量、事件数、振幅可能相同, 但频率一般不同。因此, 声发射的频谱特性的分析可能成为判断损伤类型的有效方法[17]。

声发射信号的波形几乎无损失地含有声发射源的全部信息, 波形信号的分析更适合细观损伤机理的描述。这里采用宽频探头对三维编织试样低速冲击实验进行全程动态监测, 获取全部的声发射波形信号, 信号经过快速Fourier变换 (FFT) 处理, 提取其实部参数进行分析。测试中试件损伤的典型声发射信号的FFT实部参数波形如图6~8所示。

图6是三种试件冲击损伤时的典型信号, 试件破坏时原始波形幅值很大, 是大幅值高能量的信号特征, 其峰值频率很低, 这是材料的脆性断裂特征引起的。冲击能量和编织角度对典型声发射信号影响不大, 即不同冲击能量和编织角度试件的低速冲击损伤机理相同, 是纤维束和基体瞬间断裂, 释放大量的应变能, 可以听到材料断裂爆音 (高能量低频率信号) 。图7中是在编织角度较小的试件 (L1和L2试件) 中出现的波形信号特征, 波形持续时间较短, 且幅值不大, 但其峰值频率较高 (200kHz左右) , 为塑性信号特征, 是由纤维束间相互挤压摩擦产生的。对于编织角度较大的试件 (L3试件) 这种塑性信号特征不明显, 这是因为随着编织角度的增加, 纤维间的排列更加紧密, 限制了损伤在纤维束间的扩展。图8也是三种试件冲击时出现的信号特征, 虽然也有高能量低频率的脆性断裂信号出现, 但与图6的信号特征相比, 其脆断的特征不明显, 主要是由沿纤维束界面的基体裂纹引起的。

图6 L1试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.6 The character of AE signals for L1specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

图7 L2试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.7 The character of AE signals for L2specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

图8 L3试件的声发射特性 (a) 波形图; (b) 频谱曲线Fig.8 The character of AE signals for L3specimen (a) waveform; (b) spectrum curve

5 结论

(1) 随初始冲击能量的增大, 三维六向编织复合材料板的冲击损伤面积加大, 材料的吸收总能量增大, 损伤加剧明显。

(2) 三维六向编织复合材料板的冲击损伤面积随编织角的增大有减小趋势, 材料的吸收总能量减小, 损伤明显减弱, 说明编织角的增加能有效改善材料在厚度方向的抗冲击性能。

编织复合材料 篇9

关键词：碳-碳编织复合材料,材料微结构,有限元方法,数值模拟

0 引言

相对于大多数复合材料而言,碳-碳编织复合材料具有一系列无法替代的优点,因而被称为第三代纤维增强复合材料,并广泛应用于航空航天等高科技领域。它主要指由碳纤维的二维或三维编织物增强的结构复合材料。与单向增强的复合材料层板相比,编织复合材料层板在改进层间层内强度、损伤容限和热应力失配等方面具有巨大的潜力,这是由于编织复合材料的细观结构的可设计性为宏观力学性能优化提供了较为广阔的空间。

根据碳-碳编织复合材料既是材料又是结构的特点,利用力学的基本理论及高速发展的计算机工具,从材料设计思想出发,将碳-碳编织复合材料的宏观力学性能与织物细观结构相联系,由组分材料的基本性能,预测出给定编织参数的编织复合材料的力学性能,进而实现编织复合材料细观织物设计与编织复合材料结构设计一体化的研究,这不仅对工程应用具有重大的指导意义,而且对通过材料科学与力学的结合、宏观与微观的结合进行材料优化设计具有重要的理论意义[1,2,3]。

1 碳纤维复合材料微结构的表征

多向编织C/C复合材料的微观组织结构具有多相、多维和跨尺度的结构特征。C/C复合材料的宏观-细观-微观结构相互关联、互相影响,要分析其力学性能,需要对其跨尺度的内部结构进行全面的分析,首先从宏观结构入手,再到细观层次,最后分析C/C复合材料的微观结构,最终获得全面的宏观-细观-微观结构信息。本实验主要研究多向编织C/C复合材料细观与微观的结构特征与模型,将细观与微观尺度统称为微结构模型,在细观层次上,C/C复合材料的结构是由不同的重复性体积单元构成的,这些单元也被称为单胞。单胞的构成由材料的编织方式确定,每个单胞都是由纤维束、基体以及界面构成。而从微观层次看,C/C复合材料的纤维束、基体以及界面都是多相材料体系,在纤维束、基体和界面上都有不同的微观结构分布[4,5,6]。

多向编织C/C复合材料是一种三维整体连续编织材料,这种编织方式有利于提高材料的层间结构强度、韧性和抗损伤能力,其中以细编穿刺最为常见。细编穿刺C/C复合材料有良好的整体结构和较高的纤维体积含量,主要由细编穿刺织物和基体碳构成,使用浸渍碳化工艺制成。其成型工艺为:首先将符合物理、力学性能和织造要求的碳纤维经过整经、穿综、卷维等工序织成XY向互相交织的平面碳布;再用垂直于碳布的Z向钢针矩阵整体组合穿刺至一定尺寸后,用碳纤维取代钢针,形成X-Y-Z三向正交的碳纤维立体织物预成型件;最后经过浸渍、固化、碳化和石墨化过程把预成型件制成细编穿刺C/C复合材料。细编穿刺C/C复合材料的结构如图1所示。

2 碳纤维复合材料微结构的设计

2.1 纤维束的微结构设计

在进行结构编织设计之前,首先将碳纤维“捆扎”成纤维束,对于不同的工程应用,需要将纤维束设计成不同的几何形貌,其截面形状常见的有矩形、圆形或椭圆形。在进行碳纤维编织设计与数值计算过程中,考虑到有限元模型的创建,尤其是在纤维束交错编织位置几何关系的复杂性,因此需要对纤维束的结构设计进行简化。本实验将纤维束的截面简化为由碳纤维堆积而成的正六边形,考虑到几何模型的复杂特征与相应网格单元的数量在有限元建模中对计算机资源的占用,因此通过缩放几何模型尺寸,并按照不同的比例对3个方向的纤维根数进行缩减。

考虑到碳纤维平面在编织过程中会形成较高的非线性几何曲线,因此采用扫略的方式实现编织碳纤维的几何模型。理想的碳纤维编织形貌构造的纤维束难以在有限元建模过程中实现整体几何模型的拼接、组装,并且碳纤维单丝亦难以堆叠形成正六边形的纤维束截面的几何形状,因此需要在曲线过渡的位置将其进一步简化,从而在纤维束的编织过程中完全利用线段进行衔接过渡。

通过观察碳-碳编织复合材料的纤维结构,发现直径为7μm的碳纤维之间存在约1μm的纤维界面层,本实验通过脚本语言实现纤维束截面碳纤维的数量与XY方向纤维束过渡区域的长度参数m和n的关系,进行参数化建模。图2(a)、(b)分别为XY方向纤维束的参数设计扫略图与填充正六边形截面排布方式的碳纤维单丝的纤维束。将纤维束进行XY方向上的拼接、组合,从而实现三向碳-碳编织的复合材料微结构设计。

2.2 细编穿刺单胞微结构设计

利用已经设计的纤维束几何结构,结合碳-碳编织复合材料三向编织的具体尺寸要求,设计出六方编织的细观结构模型,图3为相应六方双排纤维束编织的微结构几何模型的三视图,深色区域为编织模型的基本单元,即单胞。其中,Z向的纤维束之间在XY方向上分别包含两条横向交错的纤维束,XY方向的纤维束在交错过渡的位置由于采用了直线,因此交错的表面严格接触,而不存在多余的空隙,并且三向纤维束之间不存在位置上的重合。

在整体宏观复合材料样本中,通过选择不同的“重复性单元块”(RUC),可以获得不同几何形貌的碳-碳编织复合材料微观组织结构的单胞,并采用脚本语言程序设计在纤维束中填充纤维单丝。根据实验观测的结果,在纤维束内填充的纤维单丝的根数为:XY向纤维排布为4+5+…8+9+8…5+4=69根,Z向纤维排布为10+11+…18+19+18+…11+10=271根。在实现复合材料微结构设计后,分别依次对纤维单丝、纤维束以及整体结构模型进行有限元网格划分。图4分别为3种具有典型几何形貌的碳-碳编织复合材料微结构单胞RUCⅠ、RUCⅡ、RUCⅢ的有限元网格模型。

3 理想微结构的有限元模型

研究人员已经认同,碳-碳复合材料的力学性能除了与碳纤维编织的方式相关外,还依赖于界面的特性。但由于其界面性质极为复杂,人们至今尚未很清楚地理解界面对复合材料性能的影响。在碳-碳编织复合材料中至少存在下列几种不同层次的界面:纤维界面(纤维与基体之间界面)、基体界面(基体中的不同微结构之间界面)、束界面(纤维束与其周围基体界面)、交叉界面(编织物复合材料中存在的两根交叉纤维束间的界面)、层间界面(在单向复合材料中存在的层间界面)。对于碳-碳编织复合材料界面粘合性能的表征,人们提出了如层间剪切、纤维束拔出、微脱粘和束顶出测试等技术方法,但对不同层次界面结合强度的表征及其对材料宏观性能的影响尚未进行深入研究。

本实验在进行碳-碳编织复合材料微结构的数值预测时,结合实验观察与国内外学者对界面材料属性的研究成果,重点考虑在有限元模型创建过程中碳-碳编织复合材料微结构内纤维与基体之间的各向异性界面、纤维束与基体材料之间的各向同性界面对复合材料力学性能的影响。因此在进行碳-碳三向编织复合材料微结构材料属性的定义时,除了定义具有各向异性属性的碳纤维材料、各向同性属性的沥青碳基体材料外,还需要定义具有各向异性属性的“纤维-基体”界面材料、各向同性属性的纤维束与基体之间的界面材料。界面材料的属性通过实验难以测得,因此综合实验分析以及参考文献,对其进行了合理的假设[7,8]。

在定义材料属性时,将沥青碳基体材料、纤维束与基体之间的界面材料定义为具有各向同性属性的线弹性材料,将“纤维-基体”界面材料、碳纤维定义为具有正交各向异性线弹性材料,同时采用局部坐标系标记出纤维束内碳纤维单元与“纤维-基体”界面单元的各向异性材料属性。表1、表2分别为常温下各向同性沥青碳基体材料、纤维束基体材料与各向异性碳纤维材料及“纤维-基体”界面材料的力学性能参数。

注:L代表轴向;T代表径向

由于三向编织碳-碳复合材料微结构的几何模型较复杂,在定义碳纤维与基体材料的几何界面时,难以通过构造纤维与基体之间的包覆层作为其几何界面。对于“纤维-基体”界面材料的定义是在完成其他几何集合材料属性的表征后,通过定义包裹碳纤维网格单元的外层单元实现的。

4 碳-碳编织复合材料力学性能的预测

4.1 碳-碳复合材料的弹性模量预测

在分别完成材料属性的定义、模型组装与有限元网格划分后,通过定义合理的分析类型与边界条件,实现对碳-碳编织复合材料微结构不同力学性能参数的数值预测。以三向编织碳-碳复合材料微结构的重复性单元块RUCⅠ为例,对不同方向的弹性模量进行数值预测。将微结构的重复性单元块RUCⅠ定义为静态线弹性分析类型,并分别对其XY方向与Z方向施加线弹性变化范围内的应变拉伸量,实现对不同方向弹性模量的预测。图5分别演示了预测碳-碳编织复合材料微结构XY方向弹性模量(图5(a))与Z方向弹性模量(图5(b))的边界条件定义,其拉伸应变量为0.1%,由于在横向平面上X向与Y向具有完全对称的几何微结构,因此X方向与Y方向具有完全相同的力学性能。

在后处理数据中提取单元积分点相应的应变与应力分量,并对输出数据进行基于单元体积加权的统计计算,得到碳-碳编织复合材料理想微结构模型XY方向的弹性模量为16.933GPa,而Z方向的弹性模量为33.183GPa。由数值预测的计算结果可以看出,三向编织碳-碳复合材料整体材料微结构的弹性模量高于基体材料,碳纤维的编织提高了沥青碳基体的材料刚度,并且Z方向弹性模量约为XY方向弹性模量的2倍,各向异性的力学性能显著。

4.2 碳-碳复合材料的热膨胀系数预测

材料的热膨胀系数反映了物体由于温度的改变而胀缩的现象,其变化能力体现了在压强一定的情况下单位温度变化所导致的体积变化。热膨胀系数可以表示为:

式中:ΔV为温度变化ΔT时物体体积的变化量,V为物体体积。严格说来,式(1)只是温度变化范围不大时热膨胀系数的差分近似关系式。准确定义要求ΔV与ΔT无限小,这也意味着热膨胀系数在较大的温度区间内通常不是常量。温度变化不是很大时,α就成了常量。

对于可近似看作一维的物体,长度是衡量其体积的决定因素,这时的热膨胀系数可简化定义为:单位温度改变下长度的增加量与原长度的比值,即线膨胀系数。对于三维的具有各向异性的物质,有线膨胀系数和体膨胀系数之分。石墨结构具有显著的各向异性,因而碳纤维线膨胀系数也呈现出各向异性,表现为平行于层面方向的热膨胀系数远小于垂直于层面方向的热膨胀系数。

在考虑热膨胀系数的预测时,首先考虑由于碳纤维热膨胀系数各向异性导致的碳-碳编织复合材料微结构热膨胀系数的各向异性,并通过各个方向的线膨胀系数表征材料参数的各向异性行为。其中碳纤维与基体材料的热膨胀系数如表3所示。表3中的数据为常温下不考虑温度变化对材料热膨胀系数的影响,并且基体材料的热膨胀系数为各向同性、碳纤维的热膨胀系数为各向异性条件下的数据,其轴向线膨胀系数随着温度的升高而减小,为负值。

结合热膨胀系数的物理意义,对碳-碳编织复合材料微结构设置热力耦合的分析类型与边界条件。采用热力耦合的方法,将编织模型定义为静态热应力分析,通过约束模型边界面的自由度,并将其置于变化的温度场中,实现对模型的热应力分析。图6为预测热膨胀系数的边界条件与外部温度场场变量的定义,由于不考虑温度变化对编织微结构组成物热膨胀系数的影响,为了方便后期的数值统计,将温度场定义为0～100℃,并通过幅值曲线控制温度变化。

在完成边界条件与温度场的定义后,提交模型分析,在后处理输出数据库中查看碳-碳编织复合材料微结构热应力分析的结果,输出相关的数据并进行相应的数值统计。图7为微结构数值计算的位移U云图(图7(a))及变形放大图(图7(b)),分析结果可以看出:由于碳纤维与基体材料的热膨胀系数、弹性模量等材料物性参数的差异导致微结构内的变形差异较大,从而形成不同位置的位移梯度变化,同时碳纤维的轴向热膨胀系数为负值,导致纤维束内的碳纤维在轴向方向发生明显的收缩。

根据热膨胀系数的物理意义与数值计算结果,可以计算出碳-碳编织复合材料3个不同方向的线膨胀系数,通过对某一方向上自由热膨胀表面的节点位移的统计,取平均值,计算出该方向上的平均位移量,根据各向异性线膨胀系数的定义,计算该方向的线膨胀:

式中:Ui为i方向的位移,ΔT为温度变化量,L0为i方向初始长度。

以X方向线膨胀系数的预测为例,由于X方向自由膨胀平面上分别包含碳纤维材料、“纤维束-基体”材料与沥青碳基体材料等不同材料物性的几何集合,分别统计所有集合的节点位移与节点个数,并进行数值平均,利用计算得到的平均位移Ui计算X方向的线膨胀系数α11为0.8036×10-6℃-1。图8为碳-碳编织复合材料微结构X方向的位移云图与自由端面的放大图。

按照同样的方法,预测碳-碳编织复合材料Y、Z方向的线膨胀系数,其计算结果如表4所示,对比计算结果可以看出:X方向与Z方向即XY平面编织方向的线膨胀预测结果基本相同,这是由于XY向编织复合材料的几何微结构具有完全对称性。Z向的热膨胀系数为负数。

当温度变化较大时,大部分材料的热膨胀系数都是温度的函数,随温度的变化而改变。在不考虑温度对编织复合材料热膨胀系数影响的条件下,进一步研究碳纤维的热膨胀系数随温度的变化对复合材料热膨胀系数的影响。通过定义热力耦合分析类型,在边界条件与温度场变量的定义中,将初始温度设置为0℃,终点温度设置为1980℃,并定义不同增量的幅值与时间的关系曲线,从而将随温度变化的热膨胀系数的数据参数应用到碳-碳编织复合材料微结构的热应力分析中,对创建的模型进行数值计算,并计算每一个增量步在不同方向的线膨胀系数。图9(a)为不同型号碳纤维的Z向热膨胀系数随温度的变化关系曲线[8];图9(b)为碳-碳编织复合材料在不同方向的线膨胀系数随温度变化曲线的预测结果。由预测结果可看出:XY平面编织方向上编织复合材料的线膨胀系数随温度的变化曲线基本相同;Z向编织复合材料的线膨胀系数受该方向的碳纤维影响较大,与XY向的线膨胀系数存在较大的数值差异,并且与实验测得数据具有相似的变化趋势。

5 结论

通过结合相关的实验研究,实现了对三维细编穿刺碳-碳编织复合材料微观组织结构的设计,对计算机仿真的不同编织形貌的微结构进行优化,确定了与实际工程问题更加相近的三向编织复合材料微结构模型,并对创建的微结构有限元模型的弹性模量、拉伸强度与热膨胀系数等材料性能参数进行数值预测,具体研究内容可以概括为下几点:

(1)结合碳纤维编织复合材料的实验研究与微结构表征,分别通过对纤维束的结构设计、对碳纤维编织复合材料的编织结构设计,从而实现对六方编织复合材料微观组织结构的计算机仿真。

(2)利用计算机仿真的碳-碳编织复合材料微结构的数据,在ABAQUS/CAE完整运行环境中创建了3种编织复合材料微结构的重复性单元块几何模型,并对相应的几何模型进行有限元网格划分,同时定义复合材料微结构内具有正交各向异性碳纤维材料与“纤维-基体”界面材料属性、具有各向同性的纤维束内基体材料与沥青碳基体材料属性。

(3)以碳-碳编织复合材料微结构重复性单元块RUCⅠ为研究对象,实现对不含缺陷的理想复合材料微结构的弹性模量与热膨胀系数等材料性能的预测。由于三向碳-碳编织复合材料具有明显的各向异性,并且理想的复合材料微结构重复性单元块其X方向与Y方向具有相同的周期性结构,所以预测的X方向与Y方向材料性能参数基本相同,但是与Z方向复合材料的材料性能存在一定差异。

参考文献

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海派编织的源头 篇10

绒线编织作为手工艺的一朵奇葩，集美观与实用于一体，曾经在近代上海的发展史上抹下重彩浓墨的一笔。20世纪80年代以来，随着科学技术的日新月异，机械化程度的节节攀升，风靡女性世界的绒线编织已风光不再，渐渐地淡出人们的视野。笔者收藏的《编物初步》手册，正是这一段难忘历史的实物见证。

《编物初步》是英国哈利法克斯（旧译赫力法）市的巴顿·博德运股份有限公司1924年8月在上海发行的中文繁体字绒线编织初级读本。手册尺寸略小于16开杂志，封皮为灰色卡纸，内页白色道林纸因年代久远已泛黄。前封里系“目次”，分为“编物初步”和“钩针编物初步”两大部分，共49个条目。底封里为发行时间：中华民国十三年八月；价格：每册定价大洋二角五分；编辑者与发行者均为英国赫力法博德运厂；印刷所系英国雷汀东西印书公司；以及中英文“版权所有”字样，并有博德运厂在上海的办事处地址：“上海北京路外滩怡泰房间第五百另九号内”。封底为“蜂房牌”绒线的广告图案和文字，诸如：蜂房牌绒线为全世界最风行之绒线；蜂房牌绒线在英国无出其右；凡用蜂房牌绒线编成之衣服皆温暖而经用；蜂房牌绒线在中国各埠均有出售，切勿购他种替代之绒线等等。下边稍有破损。全册文字通俗易懂且图文并茂，是一本80年前英商在我国发行的十分难得的绒线编织早期普及读物。

服饰编织起源于欧洲，确切的年代无从考证，通常的说法是古代游牧部落中牧羊人无意间的发明。据有关资料提示，文艺复兴时期（约14至16世纪）前后，农民穿着羊毛编织的短袜是当时欧洲许多国家的传统。1589年，英国人威廉·李发明了编织机，在编织机发明之前，手工编织曾经是欧洲的一项重要产业。18世纪和19世纪的英国文学作品中，有很多女性一边说话一边编织的描写，甚至不少男性也热衷于编织。世界上最早的绒线纺织厂诞生在英国，《编物初步》的发行者博德运厂创立于1785年，至今已有二百多年历史。也许它就是绒线生产的祖师爷吧？

绒线和绒线编织传入我国当在鸦片战争之后。20世纪初，绒线编织开始在上流社会女性中逐渐传播。1927年，江苏吴县人沈莱舟（1894—1987）与他人合作在上海福州路开设“恒源祥人造丝毛绒线号”。1935年，“恒源祥”迁至金陵东路，店名改为“恒源祥公记号绒线店”，并与绒线店同行合资开办了“裕民毛纺厂”，生产“地球牌”、“双洋牌”绒线。北方著名的绒线生产企业为1932年创建的天津东亚毛纺厂，以“抵羊牌”纯羊毛绒线驰誉全国。“抵羊”为“抵洋”之谐音，意即抵制洋货，保护民族工业的发展。

说到绒线编织，一代编织大师冯秋萍曾经是中国女性最崇拜的偶像。“张小泉的剪刀，冯秋萍的编织”，旧时的上海滩乃至全国，冯秋萍的大名几乎到了家喻户晓的地步。冯秋萍生于1911年，中学时代即以女红和编织闻名于求德女中。1934年至1948年间她在上海开办“秋萍编织学校”、“良友编织社”，并在上海广播电台教授编织技艺，还受聘于“恒源祥”等厂商为编织顾问，坐堂指导绒线编织。当时的社会名流、电影、戏剧界的著名演员如周璇、王丹凤、尹桂芳、言慧珠等，都当过冯秋萍的教材模特。20世纪40年代至70年代，绒线编织曾经是中国女性中最为普及的“手工艺术”，几乎到了人人能持针，个个会编织的境界。大到衣服披肩，小到手套钱包，心灵手巧的姑娘和白发苍苍的老妇，无不通过辛勤而愉悦的劳作，谱写着中华手工编织史上辉煌的一页，编织着暖暖的亲情与友情，编织着多彩的人生。

编织复合材料 篇11

为了保证变截面三维编织复合材料力学性能的稳定与可靠,其净形制备工艺受到越来越多的关注。Li[7]在编织截面尺寸离散变小的预型件时,使截面减小位置所对应的纱线不再参与交织,仅以直线形式附着在预型件表面或内部,编织过程结束后再将未参与交织的纱线剪去。Kostar等[8]制备截面面积连续变小的复合材料时,首先将预型件沿长度方向合理分段,编织至各段终点处时再依次移除适量纱线,即借助截面面积的多次离散变化近似连续变化,固化后的复合材料呈现出渐变的外观。俞建勇等[9-12]将纱线划分为减纱单元和添纱单元,当截面宽度或厚度需要改变时,分别选取至少2列或2行减、添纱单元实施减、添纱操作,从而实现了变截面预型件的净形编织,并给出了三维编织棱锥套与凹腰形棱锥套的净形制备方法。

本实验以四步法方型三维编织工艺为基础,分析了变截面预型件减纱编织的基本原理;以单次减纱变截面复合材料为研究对象,对比外形尺寸相同的整列减纱、两种行单元减纱及切削试件的弯曲性能和失效机制,探讨减纱方案对变截面试件力学性能的影响;制备具有不同减纱截面间距的两次减纱变截面复合材料,测试试件在两减纱截面中间位置的弯曲性能并对比破坏形态,研究两减纱截面间距改变时试件力学性能的变化情况。

1实验

1.1实验原料

T700 12K碳纤维,东丽公司;Araldite LY1564SP环氧树脂,Aradur 3486固化剂,Huntsman上海有限公司。

1.2试件制备

1.2.1单次减纱及切削变截面试件的制备

采用四步法1×1方型编织工艺在[12×20]的初始阵列内编织预型件,当预型件达到一定长度后,根据图1(a)-(c) 所示的整列减纱及两种行单元减纱方案分别进行减纱操作, 编织阵列变为[12×16]。

图1中为被减纱线,为未被减纱线,列向和行向的数字分别代表纱线所在的行与列,箭头表示移纱的方向。在较小的阵列内继续编织,得到截面宽度减小的整列减纱和两种行单元减纱预型件。采用真空辅助树脂传递模塑(VARTM) 工艺固化预型件,真空压力为0.075 MPa,树脂与固化剂质量比为100∶34,试件先在60 ℃前固化4h,再在35 ℃后固化24h。

制备切削变截面试件时,首先在[12×20]的阵列内编织等截面预型件并采用相同的固化工艺复合成型,而后将等截面试件切削至与减纱试件具有相同的变截面外观。整列减纱、两种行单元减纱及切削变截面试件各制备5个,所有试件的纤维体积分数均在42%~45%之间,试件外形尺寸如图2所示。

1.2.2两次减纱变截面试件的制备

当每一次减纱的工艺方案确定之后,2个减纱截面的间距便成为影响两次减纱变截面试件力学性能的重要因素。 根据图3(a)、(b)所示的减纱方案分别进行第1次和第2次减纱,只是控制两减纱截面之间的纵向距离依次为1-5个花节,从而得到减纱截面间距不同的5种两次减纱预型件, 每种预型件各编织5个。

经过VARTM工艺固化后,所有两次减纱变截面试件的纤维体积分数均在40%~43%之间,外形尺寸见图4。图4中,l′代表两减纱截面之间的距离,分别为1-5个花节;b′ 代表两减纱截面中间位置的试件宽度,随着l′ 从1花节增加至5花节,b′的平均测量值依次为21.6mm、21.0mm、20.1 mm、18.9mm和18.2mm。

1.3分析测试

1.3.1弯曲性能测试

根据GB/T 1449-2005[13],在美国MTS有限公司生产的MTS810型万能材料试验机上进行三点弯曲实验,跨距长度为176mm,加载压头速度为2mm/min。对于单次减纱试件和切削试件,使截面缩减区域位于加载压头正下方,记录试件在变截面区域的载荷-挠度曲线,每种试件各测试5个样品。计算弯曲强度与模量时,取变截面区域的试件宽度为:

式中:b为变截面区域的试件宽度,b1和b2分别为截面宽度缩减前后的试件宽度。

对5种两次减纱变截面试件进行三点弯曲实验时,将两减纱截面的中间区域置于加载压头正下方,从而测试试件在两减纱截面中间位置的弯曲性能,每种试件测试5个样品。 计算弯曲强度与模量时,将b′的数值带入GB/T 1449-2005给出的公式中。

1.3.2破坏形态分析

弯曲实验结束后,使用Canon IXUS105数码相机分别拍摄3种单次减纱试件、切削试件与5种两次减纱试件的宏观破坏形态,观察断口形貌。

2结果与讨论

2.1减纱编织的原理与操作

由于四步法方型三维编织工艺的周期性与重复性,四步法方型三维编织预型件的结构也具有周期性与重复性,通过结构循环单元的平移与复制可以表达出整个结构[14]。受此启发,变截面预型件的净形编织可以通过结构单元的削减得以实现,即减纱工艺。能够被减掉的最小结构单元称为减纱单元,以运动规律重复的最小纱线阵列为基本单位,可以分为表面和内部单元两种,其中表面单元由1根边纱和与其相邻的2根主体纱组成,内部单元则由相邻行和列内的4根主体纱组成,如图5所示。

保证减纱后可以继续进行四步法编织是减纱工艺应当遵循的基本原则。为此,改变截面宽度时,编织阵列的每一行都要有减纱单元存在;改变截面厚度时,编织阵列的每一列都要有减纱单元存在,从而使边纱的排列在减纱后仍然规则,四步法运动规律不被破坏。调整减纱单元的排列形式可以设计出不同的减纱方案。改变截面宽度时,可以使减纱单元沿所有行的相同列位置连续排列,即整列减纱,也可以使相邻两行内的减纱单元分散排列在不同的列位置,即行单元减纱;改变截面厚度时,既可以使减纱单元分布在所有列的相同行位置,也可以使两相邻列内的减纱单元位于不同的行位置,分别称为整行减纱和列单元减纱。

实施减纱操作时,首先将减纱单元内的纱线从其所在的携纱器上取下,并在预型件的自由端将其剪断。缩减截面宽度时,将所有与减纱单元处在相同行、外侧列的纱线依次沿行方向向内移动;缩减截面厚度时,将所有处在减纱单元相同列、外侧行的纱线依次沿列方向向内移动,填补相应的纱线空缺,编织阵列得以缩小。图6给出了经过3次整行和整列减纱制备出的等壁厚棱锥套织物照片。

2.2减纱方案对单次减纱变截面三维编织复合材料的影响

2.2.1弯曲性能

单次减纱及切削变截面试件的弯曲载荷-挠度曲线如图7所示。由图7可以看出,达到最大载荷前,弯曲载荷均随着挠度的增加而近似线性地增大,增至最高载荷后,试件发生脆性破坏,载荷急剧下降。整列减纱、行单元减纱1和行单元减纱2试件的弯曲破坏载荷依次为5093 N、6052 N和5845N,破坏挠度集中在5~5.3mm之间。切削试件的弯曲破坏载荷则为3724N,破坏挠度在4.6mm左右。

图8给出了单次减纱和切削试件的弯曲性能计算结果。 整列减纱、行单元减纱1和2以及切削变截面试件的弯曲强度分别为555.9 MPa、660.2 MPa、637.5 MPa和406.3 MPa,弯曲模量依次为60.1 GPa、65.6 GPa、65.9 GPa和43.6GPa,通过对比可以发现,整列减纱与行单元减纱试件的弯曲性能均显著高于切削试件,且行单元减纱试件的弯曲性能比整列减纱试件更为优异,而两种行单元减纱试件之间的性能差异不大。

切削变截面试件弯曲性能最为薄弱的原因主要有:切削破坏了试件的结构整体性,纤维网络变得松散,同等应力下纱线更易形变或发生抽拔,并且纱线本身的力学性能在切削过程中也有所衰减。整列减纱和行单元减纱试件间的性能差异主要是由于二者减纱结构缺陷分布的疏密不同。整列减纱时减纱单元连续排列,试件局部形成了密集的纱线断头与空隙,易成为力学性能的薄弱区域;而行单元减纱时,减纱缺陷均匀分散分布,因此对弯曲性能的影响最小。

2.2.2破坏形态

图9与图10显示了两种行单元减纱试件在受压面和受拉面的宏观破坏形态。在试件的受压一侧,首先可以观察到基体的塑性变形,当弯曲载荷超过树脂强度时,基体裂纹开始形成并沿锯齿状轨迹逐渐向中性面扩展,锯齿状裂纹的倾斜角基本与对应位置的纱线编织角一致,而后,纱线产生弯曲形变并伴有部分的纤维抽拔,随着载荷进一步增大,碎裂的基体形成肉眼可见的白斑,更多组分纤维从基体中抽拔出来,纱线断裂的数量也明显增多。在试件的受拉一侧,基体裂纹首先出现在拉伸应力最大的外表面,而后沿锯齿状轨迹向中性面扩展。

由于整列减纱试件的弯曲性能较弱,基体开裂、纤维抽拔、纱线断裂等破坏模式会在较低载荷下出现,且损伤程度更加严重。受压面出现了一条基本沿宽度方向延伸的裂纹, 断口附近有大量纤维断裂,裂纹上下两侧形成了类似剪切带的破坏区域,在受压一侧的试件边缘也存在纤维的断裂和抽拔,如图11所示。

从图12可以看出,切削变截面试件的弯曲损伤程度最大。受压面树脂严重碎裂脱落,众多纤维从基体中抽拔出来,且拔出长度较长,纤维断裂的数量也比减纱试件更多。 基体裂纹在受拉面上相对无规地扩展,并可以观察到少数的纱线断裂。由于切削对结构整体性的破坏,在试件侧面还可以看到纤维网络的脱散和翘曲。

2.3减纱截面间距对两次减纱变截面三维编织复合材料的影响

2.3.1破坏形态

当两减纱截面的间距为1或2个花节时,虽然压头直接作用在两个减纱截面的中间,但试件在两减纱截面中间区域的弯曲损伤较轻微,在第2个减纱截面附近的破坏则较明显。受压一侧的第2个减纱截面附近首先形成基体微裂纹, 随着弯曲载荷的提高,组分纤维从基体中抽拔出来,并有一部分纤维发生断裂。在受拉一侧的第2个减纱截面附近可以观察到锯齿状基体裂纹,纤维在拉应力作用下产生一定程度的弯曲变形,从而在试件边缘出现了纤维和基体间的脱粘,如图13和图14所示。

对于两减纱截面间隔3花节的试件,弯曲失效仍然主要在第2个减纱截面附近,但破坏程度比间隔1和2花节的试件小,相反,试件在两减纱截面中间区域的损伤更加明显。 在受压面的两减纱截面中间位置有一条大致沿宽度方向延伸的基体裂纹,并存在一定量的纤维断裂。在受拉面的两减纱截面中间位置,可以观察到锯齿状基体裂纹,且试件边缘存在少量的纤维断裂,如图15所示。

当两减纱截面间隔4或5个花节时,试件的弯曲破坏主要集中在压头直接作用的两减纱截面中间区域,第2个减纱截面附近并没有明显破坏。在受压一侧的两减纱截面中间位置,表层树脂严重碎裂脱落,组分纤维从基体中抽拔出来, 纤维断裂的数量也有所增加,受压一侧的第2个减纱截面附近则形成了基体微裂纹,见图16和图17。

间隔1-3个花节的试件主要在第2个减纱截面附近破坏的原因为:当两减纱截面的间距为1-3个花节时,压头与第2个减纱截面的距离较近,第2个减纱截面承受了较大的弯曲载荷;另外,第2个减纱截面的纱线根数最少,并存在纱线断头、树脂富集区等减纱缺陷,因此,试件在第2个减纱截面的承载能力本身就较薄弱。而当两减纱截面的间距增大至4或5个花节时,压头与第2个减纱截面的距离较远,第2个减纱截面受到的弯曲载荷较小,且第1次减纱后形成的变截面区域到第2个减纱截面已基本过渡完全,因此,间隔4或5花节的试件主要在两减纱截面的中间区域发生破坏。

2.3.2弯曲性能

5种两次减纱试件的弯曲载荷-挠度曲线均表现出比较明显的线性特征,对于减纱截面间距分别为1-5个花节的试件,其弯曲破坏载荷依次为2894N、3490N、4371N、5434 N和5472N,弯曲破坏挠度也逐渐变大,如图18所示。

由图19可以看到,随着两减纱截面的间距由1个花节递增至5个花节,相应5种两次减纱试件的弯曲强度依次为292.3 MPa、362.6 MPa、474.5 MPa、631.7 MPa和651.4 MPa,弯曲模量分别为40.8GPa、43.9GPa、55.1GPa、62.5 GPa和63.6GPa。通过对比可以发现,减纱截面间距由1花节递增至4花节时,试件的弯曲性能也逐渐递增,而当减纱截面间距继续增至5个花节时,试件的弯曲性能则与间隔4花节的试件基本相同。

造成间隔1-3个花节的试件弯曲性能递增的原因主要包括以下两方面:首先,随着减纱截面间距的增大,第2个减纱截面与压头的距离越来越远,受到的弯曲载荷越来越小, 第2个减纱截面对两减纱截面中间区域的影响也越来越小; 其次,第2次减纱后会形成一定量的纱线自由端,当两减纱截面间隔1花节时,这些被剪断的纱线在第1与第2个减纱截面之间只形成了一个完整的交织结构,纤维网络松散,有效承载能力较低,而随着减纱截面间距的增大,两减纱截面之间形成的完整交织结构相应增加,纤维网络更加紧密,承载能力提高。当减纱截面间距继续增至4或5个花节时,第2个减纱截面受到的弯曲载荷较小,对两减纱截面中间区域的弯曲性能基本没有影响,因此,两种试件的弯曲性能基本相同。由此可见,为了削弱第2次减纱对两减纱截面中间区域弯曲性能的影响,应使两减纱截面的间距大于4个花节。

3结论

(1)减纱单元以运动规律重复的最小纱线阵列为基本单位,包括表面和内部减纱单元两种,保证减纱后编织规律不变是减纱工艺应遵循的基本原则,通过改变减纱单元的排列形式,可以设计出整列、行单元、整行、列单元4种不同的减纱方案。

(2)整列减纱与行单元减纱试件的弯曲性能均显著优于切削试件,且行单元减纱试件的弯曲性能比整列减纱试件略高,而两种不同的行单元减纱试件性能差异不大。