基于細觀有限元方法的復(fù)合材料橫向力學(xué)性能分析

劉萬雷，常新龍，張曉軍，張 磊

(第二炮兵工程大學(xué)，西安 710025)

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基于細觀有限元方法的復(fù)合材料橫向力學(xué)性能分析

劉萬雷，常新龍，張曉軍，張 磊

(第二炮兵工程大學(xué)，西安 710025)

橫向斷裂是制約復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計的關(guān)鍵點，傳統(tǒng)細觀模型因為不能充分考慮組分性能、體積分數(shù)和纖維形狀及分布情況而不能有效預(yù)測材料橫向力學(xué)性能。采用改進的隨機序列吸收算法建立具有隨機纖維分布的復(fù)合材料代表性體積單胞模型，考慮基體破壞和界面脫粘兩種失效模式和固化過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力，對模型在橫向拉、壓、剪3種載荷下的力學(xué)行為進行仿真計算。分析了不同界面強度對復(fù)合材料力學(xué)性能的影響規(guī)律。仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)對比表明：橫向模量預(yù)測誤差在7%以內(nèi)，壓縮和剪切的強度誤差在8%以內(nèi)，結(jié)果一致性較好，表明該模型能夠有效預(yù)測復(fù)合材料橫向力學(xué)性能。

復(fù)合材料；細觀有限元；殘余應(yīng)力；界面強度；橫向力學(xué)性能

復(fù)合材料在受到多軸載荷作用時，往往首先出現(xiàn)垂直于纖維方向的橫向斷裂，這也成為制約復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計的重要因素。然而，復(fù)合材料橫向破壞與其基體和界面性能密切相關(guān)，傳統(tǒng)的解析方法因不能充分考慮組分性能、體積分數(shù)和纖維形狀及分布情況[1]，在應(yīng)用時受到很大限制。

隨著有限元技術(shù)和細觀力學(xué)的發(fā)展使得建立復(fù)雜模型分析復(fù)合材料失效機理成為可能。Gonzalez等[2]建立了具有隨機纖維分布的單向復(fù)合材料RVE單胞，采用細觀有限元方法預(yù)測了復(fù)合材料在橫向壓縮載荷作用下的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)曲線，并分析了界面強度對橫向壓縮性能的影響規(guī)律。Vaughan等[3,4]采用實驗與數(shù)值計算相結(jié)合的方法，提出了一種生成高體積分數(shù)復(fù)合材料RVE單胞的新算法，RVE單胞中纖維之間距離的分布規(guī)律與實際細觀結(jié)構(gòu)一致性較好。Lu等[5]通過細觀有限元方法研究了界面性能對三維編織復(fù)合材料單軸拉伸強度的影響，仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)吻合較好。Yang等[6]利用細觀計算力學(xué)方法研究了單向復(fù)合材料在橫向拉伸和壓縮時的力學(xué)特性，生成了纖維隨機分布的RVE單胞，并主要考慮了基體塑性變形和界面脫粘的影響，研究了界面性能對于復(fù)合材料損傷特性的影響規(guī)律。雷友鋒等[7]利用細觀有限元方法對三維RVE單胞進行了有效模量的計算，與部分實驗結(jié)果具有較好的一致性，但其采用的RVE單胞中纖維是均勻分布的，與實際情況出入較大；王兆清等[8]采用重心有限元法對單向纖維復(fù)合材料橫截面有效彈性模量進行了數(shù)值分析，與傳統(tǒng)有限元方法相比，該方法計算效率較高；徐強等[9]通過Python語言對ABAQUS進行了二次開發(fā)，發(fā)展了一種含界面的單向復(fù)合材料漸進損傷模型，研究了纖維排列方式及體積含量對材料橫向拉伸力學(xué)性能的影響。

然而，以往的研究中較少考慮固化過程中殘余熱應(yīng)力對復(fù)合材料性能的影響，Hojo等[10], Maligno等[11]研究表明殘余熱應(yīng)力的存在使得復(fù)合材料加載之前就會在界面處出現(xiàn)損傷，因此研究復(fù)合材料橫向力學(xué)性能時有必要將這一因素考慮在內(nèi)。本工作采用細觀有限元方法研究了纖維增強復(fù)合材料橫向力學(xué)性能。建立了具有隨機纖維分布的復(fù)合材料細觀單胞模型，模型中考慮橫向加載時基體塑性破壞和界面脫粘兩種典型的損傷模式。采用摩爾-庫侖塑性模型和Ductile失效準則相結(jié)合模擬基體塑性破壞，用Cohesive單元模擬界面脫粘。模型中同時考慮了固化過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力對復(fù)合材料橫向力學(xué)性能的影響。最后用ABAQUS/Explicit程序?qū)氂^單胞模型在橫向拉伸、壓縮、剪切3種載荷作用下的力學(xué)響應(yīng)進行了仿真計算，采用細觀均勻化方法預(yù)測了復(fù)合材料橫向力學(xué)性能，并分析了不同界面強度對復(fù)合材料橫向力學(xué)性能的影響規(guī)律。

1 復(fù)合材料細觀力學(xué)模型

復(fù)合材料橫向力學(xué)性能主要受基體塑性變形和界面脫粘兩方面的影響，本工作將纖維視為橫觀各向同性的彈性材料，將基體看成是各向同性的彈塑性材料,組分性能如表1所示。用摩爾-庫侖塑性模型[12]描述基體的非線性行為，該模型中認為材料屈服發(fā)生在剪應(yīng)力作用的平面，當(dāng)其達到一個臨界值時，發(fā)生塑性變形，這個臨界值依賴于平面的法向應(yīng)力，用下式表示：

τ=c-σtanφ

(1)

式中c和φ分別代表黏聚力和摩擦角，這兩個常數(shù)控制著材料的塑性行為。黏聚力c代表純剪切情況下材料的屈服應(yīng)力，摩擦角φ代表靜水壓力對材料塑性的影響。φ=0時，摩爾-庫侖模型退化為Tresca模型，當(dāng)φ=90°時，演化為Rankine模型。這兩個參數(shù)都可以通過拉伸和壓縮強度獲得：

(2)

固體斷裂面遵循摩爾-庫侖準則，并且單軸壓縮時的斷裂角度α與摩擦角φ之間的關(guān)系如下：

α=45°+φ/2

(3)

典型的環(huán)氧基體材料中有50°<α<60°，這樣10<φ<30°。一旦φ固定，則對應(yīng)的c值也就確定了，由文獻[13]知基體拉伸和壓縮強度分別為80MPa和120MPa，故可以確定摩擦角φ=12°，c=50MPa。假設(shè)c和φ為常數(shù)，獨立于累積塑性應(yīng)變，摩爾庫侖模型的屈服面以最大和最小主應(yīng)力表示如下：

F(σΙ,σIII)=(σΙ-σIII)+(σΙ+σIII)sinφ-2ccosφ=0

(4)

(5)

表1 玻璃纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合材料組分性能[13]

Table 1 Constituent properties of glass fiber/epoxy resin matrix composite[13]

MaterialE/GPaG/GPaνXt/MPaXc/MPaS/MPaFiber80330.2021501450—Matrix3.351.480.358012075

復(fù)合材料橫向斷裂常常是由于纖維/基體界面脫粘和基體微裂紋等細觀損傷積累引起的，這些細觀損傷與許多因素有關(guān)，其中影響最大的因素是不同組分之間的黏合力。本工作采用一種基于物理機制的零厚度Cohesive界面單元及Traction-Separation本構(gòu)模擬纖維/基體界面損傷，并認為界面單元的拉伸和剪切強度相等[14]。二維界面單元中存在兩個應(yīng)力分量(tn，ts)和兩個位移分量(δn，δs)，初始時，界面應(yīng)力和位移為線性關(guān)系，當(dāng)界面應(yīng)力達到損傷初始準則后，損傷萌生，界面的應(yīng)力和位移關(guān)系不再保持線性變化，采用二次應(yīng)力準則作為初始失效準則：

(6)

復(fù)合材料橫向加載時，法線方向存在受拉和受壓兩種狀態(tài)，當(dāng)受壓時，無論是否存在損傷，其壓縮剛度保持為初始剛度；當(dāng)受拉時，其剛度根據(jù)損傷程度進行折減(如圖1所示，其中K代表界面剛度)：

(7)

式中：δn代表法向位移，δ0代表初始損傷位移，δf代表失效位移，δmax代表積分點處計算得到的最大有效位移，d為損傷參數(shù)。

采用斷裂能準則判斷界面最終失效：

(8)

圖1 Cohesive單元牽引拉伸失效規(guī)律

2 細觀有限元模型建立

2.1 RVE單胞生成

本工作采用二維方形RVE單胞計算復(fù)合材料橫向力學(xué)性能。RVE單胞是由隨機排列的圓形纖維嵌入在基體中組成的，仿真中一個重要的問題就是確定RVE單胞的尺寸，一方面需要盡量縮小RVE單胞的尺寸減小計算量，同時又需要保證RVE單胞中包含足夠的信息能獨立代表復(fù)合材料性能，由文獻[15]可知包含30根纖維的RVE單胞可以滿足此條件。

采用改進的隨機順序吸收算法[16](算法如圖2所示)生成63μm×63μm的方形RVE單胞，單胞中包含30根隨機排列的纖維，纖維直徑為5μm，體積分數(shù)為60%，誤差控制在1%以內(nèi)。包含30根纖維的RVE單胞如圖3所示。

圖2 改進隨機順序吸收算法流程圖

圖3 RVE單胞周期性邊界條件施加示意圖

2.2 周期性邊界條件的施加

含周期性單胞的材料在外載荷作用下，其應(yīng)力和應(yīng)變場呈現(xiàn)出連續(xù)性和周期性，因此需要對RVE單胞施加周期性邊界條件，確保得到合理的細觀應(yīng)力、應(yīng)變分布。對圖3所示的二維單胞施加周期性邊界條件[17]的方程如下：

(9)

(10)

對于四個角節(jié)點OABC施加如下約束：O點全約束，A，C節(jié)點可以根據(jù)施加載荷的需要確定施加的約束；B點約束方程為：

uB=uA+uC

(11)

將上述方程用腳本語言python編寫成子程序供ABAQUS軟件調(diào)用，完成對RVE單胞周期性邊界條件的施加。

2.3 模型的網(wǎng)格劃分及界面單元的建立

采用四邊形單元CPE4R單元和三角形單元CPE3對RVE單胞進行網(wǎng)格劃分，在基體和纖維邊界添加二維Cohesive單元COH2D4，添加Cohesive單元的程序流程如圖4所示。

圖4 Cohesive單元添加算法

3 橫向載荷作用下的力學(xué)性能分析

復(fù)合材料固化降溫過程中由于纖維和基體的熱膨脹系數(shù)不同，會在纖維/基體界面處產(chǎn)生殘余應(yīng)力，為了讓仿真結(jié)果更接近實際情況，在計算過程中需要考慮殘余應(yīng)力的影響。纖維和基體的熱膨脹系數(shù)分別取為15×10-6/K，45×10-6/K，固化溫度從175℃降到室溫25℃[17]。

通過對RVE單胞施加不同的初始邊界條件，可以實現(xiàn)橫向拉伸、壓縮和剪切加載。計算結(jié)束后提取單胞應(yīng)力、應(yīng)變，然后采用均勻化方法[1]得到宏觀尺度的應(yīng)力應(yīng)變響應(yīng)，計算公式如下：

(12)

通過式(12)可以確定不同載荷下復(fù)合材料宏觀的應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系，根據(jù)應(yīng)力應(yīng)變關(guān)系可以求出復(fù)合材料的橫向模量、強度等力學(xué)性能參數(shù)。

采用ABAQUS/Explicit顯示有限元分析軟件(可以有效避免數(shù)值計算的收斂性問題)對所建立的單胞模型進行拉、壓、剪計算(界面強度取值為50MPa，界面剛度為108MPa/m)，并將計算結(jié)果與文獻中實驗結(jié)果[13]對比，如表2所示?？梢钥闯?，仿真計算結(jié)果與實驗結(jié)果較為一致，表明本工作所建的模型適合于復(fù)合材料橫向力學(xué)性能預(yù)測。

表2 復(fù)合材料橫向力學(xué)性能預(yù)測結(jié)果與實驗結(jié)果[13]對比

Table 2 Comparison between simulation results and experimental results[13]

ResultEt/GPaEc/GPaG/GPaXt/MPaXc/MPaS/MPaSimulation16.5317.175.4638.92122.5076.16Experiment17.7017.705.8335.00114.0072Error6.61%3.00%6.78%11.20%7.46%5.78%

在復(fù)合材料加工制作過程中，纖維/基體界面強度會受到多種因素的影響，且可以通過不同實驗手段提高界面強度，因此有必要研究不同界面強度對復(fù)合材料橫向力學(xué)性能的影響。本工作對25，50，80MPa(約等于基體拉伸強度)和100MPa四種界面強度下的復(fù)合材料橫向力學(xué)性能變化規(guī)律進行了對比分析。

3.1 拉伸載荷

在圖3中點A處施加X方向位移載荷，固定點O，限制點C的轉(zhuǎn)動自由度和X方向位移自由度，即可完成拉伸位移的施加。圖5中給出了3種不同界面強度下，橫向拉伸應(yīng)力與應(yīng)變之間的關(guān)系，“w/”代表考慮殘余應(yīng)力的影響，“w/o”代表不考慮殘余應(yīng)力影響的情況。從圖5中可以看出，相比不考慮殘余應(yīng)力的情況而言，存在殘余應(yīng)力時復(fù)合材料拉伸強度略有提高，這是由于基體熱膨脹系數(shù)相對纖維較大，固化過程中會在界面處產(chǎn)生壓應(yīng)力，抵消了一部分拉伸載荷的影響；隨著界面強度的提高，復(fù)合材料拉伸強度隨之提高，但當(dāng)界面強度接近基體強度后，界面強度的提高對復(fù)合材料拉伸強度的影響隨之減弱。

圖5 不同界面強度下橫向拉伸應(yīng)力-應(yīng)變關(guān)系

圖6中給出了界面強度為50MPa時復(fù)合材料的損傷演化過程。由圖中可以看出當(dāng)界面強度低于基體強度時，纖維/基體之間的界面先于基體發(fā)生破壞，在基體達到拉伸強度之前便發(fā)生了界面脫粘，原有界面變成了自由表面，內(nèi)部應(yīng)變能得到釋放。隨著界面損傷的積累，引起基體破壞，并最終導(dǎo)致材料整體失效，最終斷裂形態(tài)與圖6(c)的實驗結(jié)果相似。當(dāng)復(fù)合材料界面強度高于基體強度(即界面強度為100MPa)時損傷演化過程為：裂紋首先在基體中產(chǎn)生，隨著損傷積累逐漸擴展到界面處，并最終引起斷裂破壞。

圖6 橫向拉伸斷裂仿真與實驗結(jié)果[18]對比 (a)初始損傷；(b)最終斷裂；(c)實驗結(jié)果

3.2 壓縮載荷

圖7中給出了不同界面強度下復(fù)合材料橫向壓縮的應(yīng)力-應(yīng)變曲線，可以看出，界面強度相同時，由于界面處殘余壓應(yīng)力的影響，使得復(fù)合材料橫向壓縮強度略有降低。

圖7 不同界面強度下橫向壓縮斷裂計算結(jié)果

從圖7中可以看出復(fù)合材料橫向壓縮失效之前都表現(xiàn)出明顯的非線性行為，這是由于在壓縮載荷作用下，首先發(fā)生界面脫粘，隨后出現(xiàn)基體裂紋，最終導(dǎo)致材料發(fā)生整體破壞。橫向拉伸載荷作用下引起界面脫粘的是基體與纖維間的法向應(yīng)力,而壓縮載荷作用下界面脫粘是切向應(yīng)力引起的。隨著界面強度的提高，復(fù)合材料壓縮斷裂強度也隨之增高，當(dāng)界面強度從25MPa上升到50MPa時，復(fù)合材料壓縮斷裂強度提高了約22%，而隨著界面強度的進一步提高，斷裂強度提高則不明顯，這是由于當(dāng)界面強度增大到一定程度時，壓縮時首先出現(xiàn)基體破壞，隨著損傷積累才出現(xiàn)界面破壞，材料的性能主要由基體力學(xué)性能決定。標準界面下復(fù)合材料斷裂角度如圖8所示，與實驗觀察到的角度較為一致[19]。

3.3 剪切載荷

不同界面強度情況下，復(fù)合材料剪切性能的變化規(guī)律與壓縮變化規(guī)律相似。由圖9中可以看出殘余應(yīng)力對復(fù)合材料剪切性能影響不大。復(fù)合材料在剪切載荷作用下,法向應(yīng)力與切向應(yīng)力的綜合作用導(dǎo)致部分界面早于基體發(fā)生失效。隨著載荷的繼續(xù)增加,界面損傷不再擴展,基體開始進入損傷階段。當(dāng)界面強度明顯低于基體強度時,較弱的界面強度脫粘導(dǎo)致纖維與基體形成過多的既有表面而造成缺少足夠的相互約束以維持整個單胞的剪切變形。因此,在線性段過后,隨著加載的繼續(xù),平均應(yīng)力有段較長的平緩上升過程。

圖8 橫向壓縮斷裂仿真與實驗結(jié)果[19]對比 (a)初始損傷；(b)最終斷裂；(c)實驗結(jié)果

圖9 不同界面強度下橫向壓縮斷裂計算結(jié)果

4 結(jié)論

(1)建立了具有隨機纖維分布的周期性代表單胞模型，通過摩爾-庫侖塑性模型與Ductile damage失效準則結(jié)合模擬基體損傷演化過程，并將固化過程中的殘余應(yīng)力考慮在內(nèi)，實現(xiàn)了復(fù)合材料橫向模量、強度等力學(xué)參數(shù)的預(yù)測。

(2)將仿真結(jié)果與實驗數(shù)據(jù)對比表明：復(fù)合材料橫向模量誤差在7%以內(nèi)，橫向壓縮和剪切強度誤差在8%以內(nèi)，拉伸強度為11.2%，精度滿足工程應(yīng)用需求。

(3)固化過程中產(chǎn)生的殘余應(yīng)力導(dǎo)致復(fù)合材料橫向拉伸強度略有提高，壓縮強度略有降低，對剪切強度的影響不大。

(4)當(dāng)界面強度低于基體強度時，復(fù)合材料橫向強度由界面強度決定，隨著界面強度的提高，復(fù)合材料橫向強度有明顯提高；當(dāng)界面強度高于基體強度時，復(fù)合材料橫向強度主要由基體性能決定，界面強度的變化影響不大。

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Analysis of Composite Transverse Mechanical Properties Based on Micromechanical Finite Element Method

LIU Wan-lei,CHANG Xin-long,ZHANG Xiao-jun,ZHANG Lei

(The Second Artillery Engineering University, Xi’an 710025, China)

Transverse fracture often occurs early in the loading history and is one of the key issues limiting the composite structural design. However, the mechanical behavior under transverse loading can not be represented by traditional micromechanical model which does not consider the influence of constituent properties, fiber volume fraction and fiber distribution. A new computational micromechanics finite element method, which the microstructure was idealized as a random dispersion of parallel fibers embedded in the polymeric matrix using improved random sequence absorption algorithm, was presented. The plasticity of matrix and interface decohesion of the composite were included in this model and the residual stress caused by the cooling of composite after the curing process was also taken into consideration. The transverse tension, compression and shear of composite were analyzed by the micromechanical finite element method. Compared with the experiment results, the prediction errors of transverse module were less than 7%, and the transverse compression strength and shear strength were less than 8%. The results demonstrate that the method proposed here can be used to predict the composite transverse behavior.

composite;micromechanical finite element;residual stress;interface strength;transverse mechanical property

10.11868/j.issn.1001-4381.2016.11.018

TB33

A

1001-4381(2016)11-0107-07

國家自然科學(xué)基金項目(11302249)

2015-05-25；

2016-07-27

常新龍(1965-)，男，教授，博士生導(dǎo)師，博士，主要從事失效物理與可靠性方面的研究工作，聯(lián)系地址：陜西省西安灞橋區(qū)洪慶鎮(zhèn)同心路2號3602分隊(710025)，E-mail:xinlongch@sina.com