二維三軸編織復合材料壓縮失效行為的細觀有限元模擬

劉鵬，郭亞洲，趙振強，邢軍，張超,*

1. 西北工業大學 航空學院，西安 710072 2. 西北工業大學 陜西省沖擊動力學及工程應用重點實驗室，西安 710072 3. 中國民用航空適航審定中心，北京 100102

復合材料因其比強度高、比剛度大等優點，被越來越多地應用于航空航天、汽車和船舶等領域。編織復合材料因其成型便捷、抗損傷擴展性能優異，以及相比傳統層合板更突出的抗沖擊性能，近年來已經被廣泛地用于制造大型飛機或發動機的結構部件。本文研究對象是二維三軸編織復合材料，作為一種富有潛力的織物復合材料，在航空航天和汽車等領域已經得到了一定的應用，例如美國通用電氣公司在新一代大涵道比商用航空發動機GEnx中就使用了由二維三軸編織復合材料制成的全復合材料機匣[1]；由于二維三軸編織結構在沖擊載荷下能量吸收效果良好，在汽車前縱梁上也得到了應用，Xiao等[2-3]開展了大量該復合材料管狀試樣的軸向抗沖擊性能試驗和仿真模擬方法研究。

在典型的0°/±60°二維三軸編織結構中，偏軸纖維束繞著軸向纖維束周期性交織在一起，0°纖維束呈直線狀，并對應材料的軸向方向。通常，面內垂直于軸向方向定義為橫向方向，垂直于軸向和橫向組成的平面方向定義為厚度方向。因為編織結構比較復雜，二維三軸編織復合材料的破壞行為也比較復雜，為了研究這種材料的破壞機理，美國阿克倫大學的Littell[4]開展了4種不同樹脂材料體系二維三軸編織復合材料試樣在不同載荷條件下的力學試驗研究，發現在橫向拉伸載荷下，直邊試樣存在明顯的自由邊效應(Free-Edge Effect)，進而導致試驗測得的性能不能反映材料的真實力學性能。為了克服自由邊效應的影響，Kohlman[5]設計了非標準試驗件，包括雙邊缺口試樣和管狀試樣，并進行試驗，其研究結果顯示由于失效模式不穩定，仍難以得到理想的試驗結果。近期Wehrkamp-Richter等[6]針對二維三軸編織復合材料進行了面內偏軸拉伸試驗，發現二維三軸編織結構能夠有效抑制裂紋擴展。總的來說，目前已開展的關于二維三軸編織復合材料的試驗研究中，仍以拉伸試驗為主，因壓縮試驗夾具相對復雜且失效機理不明確，關于壓縮的研究尚不充分。Quek等[7]開展了0°/±45°二維三軸編織復合材料雙軸壓縮試驗研究，該試驗消除了上述試驗中存在的自由邊效應，并發現該復合材料壓縮失效主要由纖維束彎曲和界面失效引起。

受限于材料復雜的編織結構，通過試驗很難直接觀察復合材料內部的損傷演化過程，而數值模擬方法可以彌補上述的不足，通過對材料細觀結構的模擬、局部的損傷分析，結合有限元軟件可視化模塊，可以直觀地分析復合材料的漸進損傷過程，也可以大幅地降低試驗費用。有關二維三軸編織復合材料的數值仿真，近年來也一直有學者進行研究。最初，Cheng[8]提出了一種Subcell模型，將二維三軸編織復合材料的單胞等效為四個復合材料層合板單元，模擬了該材料在高速沖擊載荷下的力學響應和失效形貌。在其基礎上，Binienda等[9-11]對該模型進行了不斷優化和改進，但由于該模型無法反映材料的細觀幾何特性，導致其無法應用于分析具體的失效機理。細觀有限元模型通過對基體、纖維束和界面等主要構成的組分分別建模，可詳細地模擬和預測各組分損傷的起始和擴展過程。Waas等[12-14]建立了細觀單胞模型，采用ABAQUS軟件里弧長法(Riks Method)來模擬纖維束初始缺陷并進行有限元仿真，探討了纖維束不同的彎曲模式和初始缺陷對材料整體壓縮強度的影響，并進一步研究了不同尺寸模型纖維束彎曲模式和破壞情況的差異性。Zhang等[15]基于0°/±60°二維三軸編織復合材料的真實幾何尺寸，建立了一套編織復合材料的細觀有限元模擬方法體系，利用內聚力界面單元(Cohesive Element)模擬了纖維束之間以及纖維束與基體之間的界面失效，并深入研究了邊界效應形成的機理以及其對直邊試樣測試性能的影響規律。基于此細觀有限元模型，Zhao等[16]發展了此材料的多尺度仿真方法，采用細觀-宏觀均一化方法來獲取宏觀亞單胞模型的性能參數，繼而用于分析材料在高速沖擊載荷下的失效行為和破壞模式。

目前針對二維三軸編織復合材料壓縮性能的研究相對較少，Waas[12-14]與Li[17]等針對二維三軸編織復合材料建立的細觀有限元模型僅包含一個或數個單胞，模型尺寸與真實試樣尺寸存在較大差異，而Zhang[18]和Zhao[19]等的研究表明二維三軸編織復合材料在面內和厚度方向都具有明顯的尺寸效應，采用單個單胞或單層模型很難預測材料真實的力學響應。因此，本文基于細觀有限元模擬方法，建立了和實際試樣等寬的有限元模型，結合復合材料漸進損傷模型和內聚力界面模型，采用ABAQUS/EXPLICIT求解器，結合VUMAT子程序，模擬了在軸向和橫向壓縮載荷下二維三軸編織復合材料的損傷起始和擴展過程，分析了纖維束波動對壓縮性能的影響規律，提出了該材料細觀有限元壓縮模型的分析策略。

1 材料與試驗

本文所研究的二維三軸編織復合材料由美國A&P公司制備，通過樹脂傳遞模塑成型技術制造成型，軸向纖維束是T700-24K碳纖維，偏軸纖維束是T700-12K碳纖維，基體是增韌環氧樹脂Epon862。如圖1所示，0°方向為軸向纖維束，偏軸纖維束分別沿±60°方向上繞軸向纖維束周期性地交織穿插。

圖1 二維三軸編織布的平面結構圖Fig.1 Architecture of two-dimensional triaxially braided carbon fabrics

從制造商和文獻[4,17]中得到了T700碳纖維和樹脂基體的基本力學性能，列于表1中。二維三軸編織復合材料的性能測試試驗數據全部是由Littell[4]使用MTS-858拉扭試驗機完成的，加載速率為0.010 6 mm/s，試樣為參照ASTM-D3410標準設計的直邊試樣，寬度為35.8 mm，長度為152.4 mm，標距段長度為25.4 mm，分為軸向壓縮和橫向壓縮兩種類型。

表1 纖維和基體的力學性能Table 1 Mechanical properties of fiber and matrix

2 細觀有限元模型

細觀有限元模型能夠準確描述纖維織物的幾何特性，包括纖維束的分布和局部的彎曲波動，在此基礎上結合復合材料損傷判據，進而可預測每種組分的力學響應以及他們對整體性能的影響，同時可有效地表征材料在不同載荷下的損傷情況[20]。通過對一個單胞或多個單胞的仿真與分析，能夠得出各組分的應力分布以及失效模式，從而可以對材料各組分在相應加載情況下的損傷起始與擴展情況進行準確預測。

2.1 單胞的幾何參數

二維三軸編織復合材料可以看成由此材料結構的最小重復單元(簡稱為單胞)在各方向上通過周期性堆疊形成，因此在細觀尺度上需要對單胞的幾何參數進行詳細的描述。如圖1所示，單胞的寬度W為兩個相鄰軸向纖維束的中軸線的間距；單胞的長度L為同一方向相鄰偏軸纖維束的中軸線的間距；單胞的厚度H為單層編織復合材料試樣的平均厚度。根據Zhang等[15]的微觀表征和計算，軸向纖維束和偏軸纖維束的纖維體積分數分別為vfa和vfb，單胞總體纖維分數為vf，具體參數在表2中列出。在編織復合材料的制備成型過程中，各纖維束會相互擠壓，導致軸向纖維束產生微小的起伏，但相對于偏軸纖維束的起伏程度，軸向纖維束起伏程度較小。為了便于建模，本研究在幾何上假定軸向纖維束呈直線狀，偏軸纖維束繞軸向纖維束穿插編織。同時，為了考慮軸向纖維束起伏波動的影響，本文基于坐標轉換計算對軸向纖維束的等效剛度進行了折減，詳細細節在后文中介紹。

表2 二維三軸編織復合材料單胞的幾何參數

2.2 單胞的有限元模型

首先，使用TexGen軟件，生成如圖2(a)所示的二維三軸編織復合材料的單胞幾何模型(為了更好顯示纖維束編織結構，此處將基體設置為透明)，纖維束橫截面假定為理想橢圓形狀；然后，通過TexGen生成如圖2(b)所示有限元模型，模型中纖維束和基體部分的網格節點能夠一一對應。此外，為了模擬纖維束間和纖維束與基體的界面，在纖維束表面建立了一層厚度為10-4mm的內聚力單元(Cohesive Layer)，如圖2(c)所示，界面單元以共節點的形式連接纖維束和基體部分。單胞模型中所有單元均為八節點六面體單元，沿其軸向(y方向)有26個單元，橫向(x方向)有52個單元，厚度方向(z方向)有10個單元。雖然在此模型中，偏軸纖維束的邊緣存在階梯狀的起伏單元，但由于其網格大小均勻合理，消除了四面體的單元可能存在的應力集中問題，所以整體模擬效果比四面體單元模型更佳。

圖2 二維三軸編織復合材料單胞的有限元模型Fig.2 Finite element model for unit cell of two-dimensional triaxially braided composite

2.3 邊界條件

對于有限元分析來說，應用合適的邊界條件對于求解至關重要。本文開展了軸向壓縮和橫向壓縮兩種加載條件的仿真研究。為了保持模型尺寸和試驗的一致性，同時保證有限元模型里面單胞的完整性，采取了如圖3所示的模型，圖中a和b分別為有限元單胞模型的寬度和長度。軸向壓縮時，試樣沿著y方向加載，采用如圖3(a)所示的模型，其x方向(垂直軸向纖維束方向)上有2個單胞，尺寸為37.00 mm，與試驗尺寸相接近；為了減小計算量，y方向(加載方向)上有2個單胞，尺寸為10.34 mm；z方向(厚度)上有6個單胞，尺寸為3.72 mm，與試驗試樣厚度相同。橫向壓縮時，沿著x方向加載，其模型尺寸如圖3(b) 所示，y方向(軸向纖維束方向)上有7個單胞，尺寸為36.19 mm，與試驗尺寸相接近；x方向上有1個單胞，尺寸為18.5 mm；z方向(厚度)上有6個單胞，尺寸為3.72 mm。

圖3 軸向和橫向壓縮有限元模型(只顯示纖維束)Fig.3 Axial and transverse compression finite element models (only show fiber bundles)

在加載時，在單元網格外設置一個參考點REF，通過控制REF的位移實現兩端對稱加載。

軸向壓縮時邊界條件為

(1)

橫向壓縮時邊界條件為

(2)

式(1)～式(2)中：U1和U2分別為x和y方向上的位移。

3 材料的力學本構

第2節介紹的二維三軸編織復合材料的細觀模型包含纖維束、純基體和界面3個部分。其中，基體材料Epon862為一種增韌環氧樹脂材料，其在壓縮載荷下的力學響應可以用彈性-理想塑性模型來表征[21]。由于基體材料的壓縮失效應變遠大于纖維束的失效應變，因此本研究中沒有考慮純基體材料的失效。以下分別對纖維束和界面的材料模型進行詳細介紹。

3.1 纖維束漸進損傷模型

編織復合材料中的纖維束，通常可以等效成橫觀各向同性的單向復合材料板，其本構方程為

σij=Cijklεkl

(3)

式中:σij、Cijkl和εkl(i，j，k，l= 1，2，3)分別為工程應力、剛度系數和工程應變，下標1、2、3分別指纖維束的軸向、橫向和面外方向。Eij、μij和Gij為材料的工程常數，根據橫觀各向同性假設，可以得到：E22=E33，μ12=μ13，G12=G13。在滿足某個失效判據前，材料為線彈性。

3.1.1 失效判據

本文根據Hashin[22]和Hou等[23]的失效判據建立了纖維束的三維破壞準則，包含纖維拉伸、纖維壓縮、基體拉伸和基體壓縮4種失效模式。

纖維拉伸失效(σ11>0)：

(4)

纖維壓縮失效(σ11<0)：

(5)

基體拉伸失效(σ22>0)：

(6)

基體壓縮失效(σ22<0):

(7)

式(4)～式(7)中：eft、efc、emt、emc為表征材料損傷程度的量；F1t、F1c、F2t、F2c、Fls、Fts分別為纖維束的軸向拉伸強度、軸向壓縮強度、橫向拉伸強度、橫向壓縮強度、縱向剪切強度和橫向剪切強度;系數α用來衡量剪切應力對纖維拉伸失效的貢獻。

3.1.2 損傷演化模型

一旦某種損傷起始準則條件滿足，繼續加載則會引起材料剛度下降，Zhang等[15]對此模型有詳細的描述。該損傷模型在損傷演化表達式中引入了一個特征單元長度(體單元體積的三次方根)，將單元斷裂能表示為

(8)

(9)

(10)

(11)

對于復合材料來說，由于其在最終破壞前有一個損傷逐漸積累，材料性能逐漸退化的過程，目前采用連續損傷模型預測復合材料漸進損傷的方法已被普遍接受，為了描述從無損傷到完全失效這一過程，本文采用二階對稱張量描述纖維束的損傷狀態，損傷狀態的柔度矩陣S(d)的形式為

S(d)=

(12)

式中：df=(1-dft)(1-dfc)為纖維損傷變量，dft和dfc分別為纖維拉伸、纖維壓縮對應的損傷變量；dm=(1-dmt)(1-dmc)為基體損傷變量，dmt和dmc分別為基體拉伸和基體壓縮對應的損傷變量。

dI(I=ft，fc，mt,mc)用來衡量材料不同失效模式的損傷程度，其變化范圍為(0，1)。未加載時dI初始值為0，表示材料完好未出現損傷；在加載過程中，當滿足相應的失效判據后，dI值會逐漸增大，材料剛度會相應逐漸降低，當dI增大到1時，則表示單元已完全失效，材料參數退化的詳細說明參見文獻[24]。

上述針對纖維束損傷起始及演化行為的三維漸進損傷模型通過編譯ABAQUS用戶自定子程序VUMAT實現，并結合ABAQUS/EXPLICIT求解器進行求解運算。

3.1.3 纖維束剛度和強度預測方法

現有預測纖維束剛度的方法，如混合準則、橋聯模型和Chamis模型[25]等理論模型都是預測材料在彈性階段的響應，預測公式類似且結果接近,本文采用Huang[26-27]的橋聯模型來確定纖維束的剛度參數。

(13)

式中：[dσi]=[dσ11dσ22dσ33dσ23dσ13dσ12]T;上標f和m分別表示纖維和基體;[Aij]為橋聯矩陣，文獻[28]對此有詳細說明。

[dεi]=[Sij][dσj]

(14)

式中：[dεi]、[dσj]和[Sij]分別為纖維束的應變、纖維束應力和纖維束的柔度矩陣，通過推導可得出纖維束的柔度矩陣表達式為

(VfI+Vm[Aij])-1

(15)

其中：Vf和Vm分別為纖維束里纖維和基體的體積分數；I為單位矩陣。通過纖維束的柔度矩陣，可以求出纖維束的剛度，進而可通過改進的橋聯模型[28]求出纖維束的強度。

由于改進的橋聯模型推導纖維束1方向(軸向)壓縮強度F1c時，只考慮了纖維壓縮失效，這會導致理論值比實際值偏大。同時，纖維束波動、孔隙率等幾何缺陷對纖維束的壓縮強度也會有一定的影響，因此，本文采用參數分析的方式來確定纖維束的壓縮強度。

3.1.4 纖維束力學參數

由于成型過程中，層間的錯位和相互擠壓使得材料在厚度上更為緊湊，多層編織復合材料試樣在幾何結構上和理想化的幾何模型會有一定的差異性。因此，數值模型中纖維束的纖維體積分數必須進行略微調整，才能使得整個單胞的纖維體積分數與真實試驗(56%)保持一致。Zhao等[16]研究了六層二維三軸編織復合材料單胞模型中軸向纖維束和偏軸纖維束的纖維體積分數，分別為86%和69%。

基于3.1.3節所述方法，分別得到了軸向和偏軸纖維束的力學性能參數，如表3與表4所示。本文數值模型中所用材料斷裂能的值引用自Li等[17]的工作，其具體的值如表5所示，Gft、Gfc、Gmt和Gmc分別為纖維拉伸、纖維壓縮、基體拉伸和基體壓縮的斷裂能。

表3 軸向纖維束(vfa=86%)和偏軸纖維束(vfb=69%)的彈性常數

Table 3 Elastic constants of axial fiber bundles (vfa=86%) and bias fiber bundles (vfb=69%)

彈性常數數值vfb=69%vfa=86%E11/GPa159.5165.5E22/GPa8.3111.24E33/GPa8.3111.34μ120.310.30μ130.310.30μ230.530.51G12/GPa4.58.5G13/GPa4.59.0G23/GPa2.73.7

表4 軸向纖維束(vfa=86%)和偏軸纖維束(vfb=69%)的強度參數

Table 4 Strength parameters of axial fiber bundles (vfa=86%) and bias fiber bundles (vfb=69%)

強度參數數值vfb =69%vfa =86%F1t/MPa33994222F1c/MPa18001800F2t/MPa43.7444.08F2c/MPa91.0386.34Fls/MPa73.5780.60

表5 纖維束的斷裂能參數Table 5 Fracture energy parameters of fiber bundles

3.2 軸向纖維束的剛度折減

如2.1節所討論，實際的二維三軸編織復合材料試樣，由于偏軸纖維束的擠壓，會導致軸向纖維束產生一定程度的起伏，如圖4(a)[29]所示。這些纖維束的起伏波動會影響整個試樣件的等效模量，也會對材料的壓縮強度造成影響。因此，本文引入了波動幅度參量，對纖維束的剛度進行折減，以考慮纖維束波動對宏觀壓縮性能的影響。

圖4 軸向纖維束波動的截面照片和等效圖[29]Fig.4 Microscope image and representation of axial fiber bundle undulation [29]

如圖4(b)所示，軸向纖維束總體延伸方向為y軸，垂直于y軸方向為z軸，據此定義總體坐標系；沿著軸向纖維束的中軸線方向為2軸，垂直2軸方向為3軸，據此建立局部坐標系。首先，求出軸向纖維束中軸線上每一點的局部剛度矩陣Clocal。假設軸向纖維束中心波動符合余弦函數，每個單胞內有一個完整的余弦波長，則軸向纖維束中軸線在總體坐標系上的表達式為

(16)

(17)

同時，引入軸向纖維束波動系數r:

(18)

據此，可以計算纖維束波動所造成的等效剛度折減，進而可分析其對壓縮性能的影響。

3.3 界面損傷模型

纖維束-纖維束界面和纖維束-純基體界面的失效行為是編織復合材料的主要損傷模式之一[29]。目前主要有3種分層模擬方法：基于失效準則模型、斷裂力學方法和界面單元建模方法。第1種方法是把分層作為失效準則中的一種失效模式，如Hou等[23]所采用的3D失效準則，這種方法計算效率高，但分層界面不是單獨存在而且也沒有明確的建模。第2種方法，需要預先知道破壞的具體位置，并且對于三維問題，計算量很大。而最近開發的第3種方法已經被廣泛地運用于有限元分析中的界面單元，這種方法不需要知道初始裂紋的具體信息，能準確地模擬裂紋萌生與裂紋擴展。

為了模擬纖維束間的界面，本文應用了厚度為10-4mm的內聚力(Cohesive)單元，關于Cohesive單元的理論公式可參考ABAQUS幫助文件[30]及文獻[31]。本文采用了二次名義應力準則來判斷損傷的起始，其表達式為

(19)

(20)

表6 界面強度和界面韌性參數[17]

Table 6 Parameters for interface strength and fracture toughness[17]

參數數值t0n/MPa122t0s/MPa136t0t/MPa136Gcn/(J·mm-2)0.268Gcs/(J·mm-2)1.45Gct/(J·mm-2)1.45

4 結果分析

4.1 模型驗證

本文通過對比仿真預測和試驗測得的應力-應變曲線，來驗證模型的準確性。圖5(a)和圖5(b) 分別對比了軸向壓縮和橫向壓縮載荷下的應力-應變曲線，其中應力為加載橫截面上的反作用力之和與初始橫截面面積的比值，應變為加載方向的伸長量與初始長度的比值。同時，通過0～0.5%應變范圍內應力-應變曲線的初始斜率可獲得等效模量。

圖5 仿真和試驗的應力-應變曲線比較Fig.5 Comparison of numerically predicted and experimentally measured stress-strain curves

在較低的應變水平(<0.5%)下，軸向壓縮與橫向壓縮的應力-應變曲線基本保持線性，無明顯損傷行為，且仿真與試驗曲線擬合得很好。隨著加載的進行，圖5(a)所示軸向壓縮試驗曲線在后半段出現了較大的非線性，而仿真曲線則無顯著剛度退化。這是因為，由于成型工藝的影響，實際試樣中軸向纖維束會受到不同層纖維束的擠壓，會不可避免地產生纖維束波動，而在軸向壓縮載荷下纖維束波動會變得更為顯著，導致屈曲和嚴重的分層失效。Littell[4]在其軸向壓縮試驗中也觀察到纖維束出現屈曲現象，Sun等[32]從微觀角度討論了在壓縮載荷下纖維絲的屈曲響應。另一方面，由于本文細觀模型的局限性，軸向纖維束被認為呈直線狀，難以反映纖維束彎曲所導致的非線性應力應變響應，因而形成了試驗與仿真曲線在非線性段的差異性。

圖5(b)所示的橫向壓縮應力-應變曲線整體吻合情況優異。與軸向壓縮相比，在橫向壓縮載荷時，軸向纖維束由于與加載方向垂直，承擔載荷相對較少，因此軸向纖維束起伏的影響也相對較小，宏觀應力-應變曲線的非線性也相對較弱。圖5(b)中，在εx=0.71%時，仿真模型預測偏軸纖維束交錯區域發生纖維束基體壓縮損傷，導致試樣等效剛度略微下降,但纖維束中并未出現纖維損傷，模型仍能繼續承載直至出現纖維斷裂失效。

表7對比了軸向壓縮和橫向壓縮兩種載荷下，試驗測試及仿真預測的初始模量和壓縮強度。Ey和Ex分別表示沿著軸向和橫向的初始模量，σy和σx表示沿著軸向和橫向的壓縮強度。橫向壓縮載荷下，仿真和試驗的Ex和σx十分接近，誤差在3%以內；軸向壓縮載荷下，仿真和試驗的Ey十分接近，σy相差較大，但誤差在10%以內。通過圖5和表7，可以認為本文所建立的細觀有限元模型的準確度高，可應用于材料內部的損傷機制分析。

表7 仿真和試驗的初始模量和壓縮強度對比

Table 7 Comparison between numerical predicted and experimental measured initial tangent modulus and compression strength

方法Ey/GPaσy/MPaEx/GPaσx/MPa仿真41.92351.9742.06308.89試驗42.88327.3442.75306.63誤差/%2.247.521.610.74

4.2 損傷分析

細觀有限元模型的優點是能清晰地表征材料內部各組分(包括纖維束、基體和界面)損傷起始和演化的過程，通過有限元軟件后處理模塊，可得到不同載荷水平下局部應力、應變和損傷等力學響應的云圖，進而可對材料的失效機理進行詳細的分析。

4.2.1 軸向壓縮

圖6顯示了纖維束中纖維、基體和纖維束間界面以及層間界面的損傷情況。損傷程度可根據顏色來區分，損傷數值0表示沒有損傷，1表示已經完全失效，0到1之間是損傷積累階段。為了研究漸進損傷機制，對3個典型全局應變下的損傷情況進行了對比分析。當應變εy=0.74%時，偏軸纖維束在交錯互鎖區域率先出現基體壓縮損傷，仿真應力-應變曲線開始出現非線性；同時，在同一區域纖維束-纖維束間有少量的Cohesive單元也出現損傷。為了研究相應的損傷機理，取出現損傷前的應力狀態來分析，圖7顯示了在軸向壓縮應變εy=0.70%時，各纖維束的應力云圖，包括σ11、σ22和σ12(1表示x方向，2表示y方向)。在圖7中，偏軸纖維束在交織互鎖區域受壓縮載荷時收縮方向不同，會存在比較大的面內切應力σ12；同時因為此區域沒有軸向纖維束，載荷主要由偏軸纖維束傳遞，所以偏軸纖維束在此處的σ22會相比較于別處稍大。兩者共同作用下，模型中此區域會率先出現上述兩種損傷。當εy=0.82%時，在偏軸纖維束交織互鎖區域，纖維束基體壓縮

圖6 軸向壓縮損傷分布云圖Fig.6 Damage distribution contours of axial compression simulation

圖7 軸向壓縮應力分布云圖(εy=0.70%)Fig.7 Stress distribution contours of axial compression simulation (εy=0.70%)

損傷和層內Cohesive單元損傷逐漸積累并沿橫向擴展。

在應變εy=0.90%時，軸向壓縮應力-應變曲線(見圖5(a))開始卸載，由圖6可見軸向纖維束出現纖維壓縮損傷，但偏軸纖維束并未出現纖維壓縮損傷。如圖7所示，在軸向壓縮載荷下，軸向纖維束所承受的應力σ11是偏軸纖維束應力σ11的3倍左右，意味著軸向纖維束是主要承載組分。因此，一旦軸向纖維束出現纖維壓縮破壞，編織復合材料試樣整體承載能力會快速退化導致試樣斷裂和卸載。由圖6可見，在εy=0.90% 時，軸向纖維束出現纖維壓縮失效的區域，也出現了基體壓縮破壞以及層內和層間Cohesive單元損傷積累，這是由于此處纖維束壓縮破壞后，局部剛度降低，而出現了應力集中和損傷的快速擴展。

4.2.2 橫向壓縮

與軸向壓縮相比，橫向壓縮的損傷過程和破壞行為更為復雜，其主要破壞形式是軸向纖維束的基體壓縮失效和偏軸纖維束的纖維壓縮失效，同時在模型中觀察到了由于自由邊效應造成的邊界區域損傷。圖8顯示了橫向壓縮載荷下纖維束中纖維、基體和纖維束間界面以及層間界面的損傷情況。

在應變εx=0.50%時，圖9顯示了對應橫向壓縮載荷下局部應力云圖。通過比較圖9中軸向纖維束的σ11和σ22，可以觀察到由于軸向纖維束與加載方向垂直，它的切向方向(垂直纖維束方向)會受到較大的正應力；同時軸向纖維束在與偏軸纖維束接觸區域會受到后者施加的應力。在兩者共同作用下，應變εx=0.53%時，圖8中軸向纖維束在此區域出現了大量的基體壓縮損傷，這給圖5(b)橫向壓縮的應力-應變曲線帶來非線性，但是軸向纖維束與加載方向垂直，沒有貫穿加載方向，不是承擔載荷的主要組分，其損傷不會導致纖維束最終的破壞。由于自由邊效應的影響，觀察到在圖9中偏軸纖維束在自由邊附近的σ11、σ22和σ12應力值相比于其他區域較大，因此在圖8中觀察到偏軸纖維束在自由邊附近率先出現了基體壓縮損傷。

隨著壓縮載荷的持續增加，偏軸纖維束基體壓縮損傷沿著纖維束方向不斷擴展，對應圖5(b)中橫向壓縮的應力-應變曲線開始出現一定程度剛度下降。此外，由于自由邊效應的影響，在應變εx=0.71%時，圖8中自由邊附近的層間Cohesive單元也開始出現損傷。同時，偏軸纖維束在交織區域因為受到壓縮載荷時收縮方向不一致，這一區域層內Cohesive單元進而開始進入損傷積累階段，并沿著這一區域不斷擴展。

在應變εx=0.89%時，偏軸纖維束開始出現纖維壓縮損傷，同時應力-應變曲線開始卸載。與軸向壓縮時的受力情況不同，偏軸纖維束是受橫向壓縮載荷時的關鍵組分，此外，由于與加載方向垂直，軸向纖維束中并沒有出現纖維失效，因此偏軸纖維束的纖維壓縮破壞對應復合材料試樣的最終壓縮失效。另一方面，層內和層間Cohesive單元的損傷行為在區域和擴展路徑上，也明顯的顯現出與偏軸纖維束損傷情況的相關性，如圖8所示。

圖8 橫向壓縮損傷分布云圖Fig.8 Damage distribution contours of transverse compression simulation

4.3 軸向纖維束波動幅度對壓縮剛度的影響

為了進一步地研究纖維束波動對壓縮性能的影響，本文通過在細觀有限元模型中考慮波動所導致的纖維束剛度折減，研究了波動系數r對宏觀力學響應的影響規律。

圖10(a)對比了不同波動系數所對應的軸向壓縮應力-應變曲線。圖10(b)展示了軸向纖維束的軸向(沿著纖維束方向)模量E11、編織復合材料的軸向初始模量Ey和軸向壓縮強度σy隨著r的變化趨勢圖。通過與試驗測得的模量對比，本文選取軸向纖維束波動系數r=0.05。

從圖10(b)中可以看出，Ey和E11隨著r值的增加呈現線性的下降趨勢，這表明軸向纖維束的波動對材料軸向壓縮剛度有著顯著的影響，在仿真模擬和設計分析中需要予以考慮。另一方面，由圖10(a)和圖10(b)可見，隨著r值的增加，盡管曲線斜率不斷下降，但強度值變化較小，這是因為此模型是采用基于應力的失效判據，而纖維束波動并不會直接影響纖維束本身的強度值，所以試樣能夠承受的破壞載荷變化不大。仿真結果中強度的略微變化主要是由于纖維束波動引起的剛度變化，以及其所造成的整體應力應變分布的差異性。在橫向壓縮過程中，軸向纖維束不是主要承載組分，因此軸向纖維束的波動對橫向壓縮模量幾乎沒有影響。

圖9 橫向壓縮應力分布云圖(εx=0.50%)Fig.9 Stress distribution contours of transverse compression simulation (εx=0.50%)

圖10 波動系數對軸向壓縮性能的影響Fig.10 Influence of undulation coefficient on axial compression performance

4.4 纖維束壓縮強度對壓縮損傷的影響

4.3節分析了軸向纖維束波動所導致的剛度折減對二維三軸編織復合材料壓縮性能的影響，而未考慮纖維束強度的影響。目前，尚無完善的關于纖維束壓縮強度的理論預測和測試方法，本文所選取的壓縮強度參數通過模型校正獲得。軸向和偏軸纖維束軸向壓縮強度F1c取1 400、1 600、1 800、2 000、2 200 MPa 這5個數值，圖11中展示了軸向和偏軸纖維束的F1c分別與編織復合材料軸向和橫向壓縮響應的相關性。

從圖11中可以看出，軸向壓縮強度σy與軸向纖維束的F1c呈現正相關關系，在一定范圍內，偏軸纖維束的F1c對軸向壓縮強度σy沒有影響；同時，橫向壓縮強度σx與偏軸纖維束的F1c呈現正相關關系，在一定范圍內，軸向纖維束的F1c對橫向壓縮強度σx沒有影響，這進一步說明了軸向壓縮破壞是由軸向纖維束纖維壓縮失效主導，橫向壓縮破壞由偏軸纖維束纖維壓縮破壞導致。通過與試驗結果對比校正，本文模型里軸向和偏軸纖維束的F1c都取為1 800 MPa。

圖11 纖維束強度F1c對壓縮性能的影響Fig.11 Influence of fiber bundle strength F1c on compression performance

5 結 論

1) 本文建立的二維三軸編織復合材料的細觀有限元模型，準確地預測了該材料在準靜態壓縮載荷下的力學響應和漸進損傷失效過程。

2) 二維三軸編織復合材料軸向壓縮的破壞是由軸向纖維束的纖維壓縮失效主導；橫向壓縮破壞則由偏軸纖維束的纖維壓縮失效引起。

3) 在軸向壓縮過程中，分層現象不明顯，而在橫向壓縮過程中，有著明顯的分層現象以及自由邊效應。

4) 軸向纖維束的波動對軸向壓縮性能有著明顯的影響。通過數值參數分析，本模型中軸向纖維束波動系數取0.05，纖維束壓縮強度為1 800 MPa。