预应力作用下的钢丝缠绕式液压压砖机的有限元分析

预应力作用下的钢丝缠绕式液压压砖机的有限元分析（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑完整版实用资料，欢迎下载）

预应力作用下的钢丝缠绕式液压压砖机的有限元分析（完整版）实用资料(可以直接使用，可编辑完整版实用资料，欢迎下载）万方数据万方数据复合材料探索与求实分析模块采用相同的网格划分,如图2所示,以方便它们之间的数据交换。有限元分析中边界条件及加载情况如下:热化学模块:在结构件外表面施加对流边界条件,对流换热系数由实验测定;其他面施加绝热边界条件。树脂流动模块:结构件内表面固定,外表面施加热压罐压力,树脂只能由上表面流向吸胶膜,其他面因为真空带的密封作用,没有树脂流出。1缸c,S图1AS4/3501—6标准固化周期温度与压力曲线图2有限元网格力学分析模块:在固化过程中,结构件只能沿模具表面滑动,与模具接触的结点沿模具表面法线方向位移为零。‘脱膜后,固定一点以限制z方向的刚体位移,在拐角处对称面上所有节点施加对称边界条件。3分析与讨论针对8mm厚,拐角处半径为20mm的L形层合板进行有限元数值模拟,并分别就温度、102复合材料探索与求实ｌ２ｌＯＯ８Ｏ６Ｏ４目善号ｎｐ盘∞器曰１３Ｈ卢一０２ＯＯＡＰｏｓｉｔｉｏｎＢＯ．ＯＯ．２０．４０．６０．８１．０ＲｅｌａｔｉｖｅＴｈｉｃｋｎｅｓｓ（ａ）压缩厚度（ｂ）纤维体积含量（相对厚度：内表面为Ｏ，外表面为１）图４平直和拐角处压缩厚度及纤维体积含量三种方法所得回弹角的对比表ＭｅｔｈｏｄＲａｄｆｏｒｄ’８ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ【９】ＦＥＡＳｐｒｉｎｇ—ｂａｃｋ锄ｇｌｅ／。一０．５０４一０．６８Ｒｅｌａｔｉｖｅｅｒｒｏｒ／％３４．５１１．７垦堡巫望堡翌！！！４结论＝Ｑ：！！Ｑ在通用有限元分析程序ＡＢＡＱＵＳ平台上，通过添加适当的用户子程序，模拟了热固性树脂基纤维增强复合材料的固化过程。本文的计算结果与相关文献的计算及实验结果对比表明，该方法可以较好地模拟复合材料固化过程中热传导、反应放热、树脂流动和固化变形等现象。该研究工作对于进一步进行大型复杂复合材料结构固化过程的数值模拟奠定了理论基础和技术手段。参考文献［１］杨乃宾．国外复合材料飞机结构应用现状分析［Ｊ］．航空制造技术，２００２，９：２１—２９［２］ＭＳ，Ａｃ＆Ｓｐｒｉｎｇｅｒ，ＧＳ．Ｃｕｒｉｎｇｏｆｅｐｏｘｙｍａｔｒｉｘｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｍｐｏｓ—ｉｔｅＭａｔｅｒｉａｌｓ，１９８３，１７（２）：１３５—１６９［３］Ｂｏｇｅｔｔｉ，ＴＡ＆Ｇｉｌｌｅｓｐｉｅ，ＪＷ．Ｔｗｏ—ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃｕｒｅｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｔｈｉｃｋｔｈｅｒｍｏｓｅｔｔｉｎｇｃｏｍｐｏｓｉｔｅ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌ［４］Ｎａｊｉ，ＭｅｆｆｅｃｔｏｎｏｆＣｏｍｐｏｓｉｔｅＭａｔｅｒｉａｌｓ，１９９１，２５（３）：２３９～２７３Ｉ＆ＨｏａＳＶ．Ｃｕｒｉｎｇｏｆｔｈｉｃｋａｎｓｌｅ—ｂｅｎｄｔｈｅｒｍｏｓｅｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐａｒｔ：ｃｕｒｉｎｇｃｙｃｌｅｔｈｉｃｋｎｅｓｓｖａｒｉａｔｉｏｎａｎｄｆｉｂｅｒｖｏｌｕｍｅｆｒａｃｔｉｏｎ［Ｊ］．Ｊｏｕｒｎａｌｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｐｌａｓｔｉｃｓａｎｄｃｏｍｐｏｓ－ｉｔｅｓ，１９９９，１８（８）：７０２—７２２［５］Ｈｕｂｅｒｔ，Ｐ，Ｖａｚｉｒｉ，Ｒ＆Ｐｏｕｒｓａｒｔｉｐ，Ａ．Ａｕｌａｔｉｏｎｏｆｃｏｍｐｌｅｘｓｈａｐｅｔｗｏ－ｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｆｌｏｗｍｏｄｅｌｆｏｒｔｈｅｐｒｏｃｅｓｓｓｉｍ－ｆｏｒＮｕｍｅｒｉｃａｌＭｅｔｈｏｄｓｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓ［Ｊ］．ＩｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌＪｏｕｒｎａｌＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９９，４４（１）：ｌ～２６［６］Ｈｕｂｅｒｔ，Ｐ＆Ｐｏｕｒｓａｒｔｉｐ，Ａ．Ａｓｐｅｃｔ１０４ｏｆｔｈｅｃｏｍｐａｃｔｉｏｎｏｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅａｎｇｌｅｌａｍｉｎａｔｅｓ：ａｎ热固性复合材料层合板固化过程有限元数值模拟ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ［Ｊ］，．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＣｏｍｐｏｓｉｔｅＭａｔｅｒｉａｌｓ，２００１，２５（３）：２３９—２７３［７］Ｒａｄｆｏｒｄ，ＤＷ．Ｖｏｌｕｍｅｆｒａｃｔｉｏｎｇｒａｄｉｅｎｔｉｎｄｕｃｅｄｗａｒｐａｇｅｉｎｃｕｒｖｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｌａｔｅｓ［Ｊ］［８］Ｇｕｔｏｗｓｋｉ，ＴＧＡｒｅｓｉｎｆｌｏｗ／ｆｉｂｅｒｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎｍｏｄｅｌｆｏｒ．Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，１９９５，５（７）：９２３～９３４ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．ＳＡＭＰＥｑｕａｒ－ｔｅｒｌｙ，１９８５，１６（４）：５８～“［９］Ｒａｄｆｏｒｄ，ＤＷ＆Ｄｉｅｆｃｎｄｏｒｆ，ＲＪ．Ｓｈａｐｅｈａｔｅｉｎｓｔａｂｉｌｉｔｉｅｓｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓｒｅｓｕｌｔｉｎｇｆｒｏｍｌａｍｉ．ａｎｉｓｏｔｒｏｐｙ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄＰｌａｓｔｉｃｓａｎｄＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，１９９３，１２（１）：５８～７５ＦＤⅡＴＥＥＬＥＭ哐ＮＴＮＵＭ凰ＲＩＣＡＬＳＭＩⅡ．ＡＴＩＯＮＯＦＴＨＥＩ泓ｏＳＥＴＴＤ叮ＧＣＯＭ口ＯＳＩＴＥＬＡⅣⅡＮＡＴＥＣＵＲＩＮＧＰＲＯＣＥＳＳＺｈａｎｇＪｉｋｕｉ，ＣｈｅｎｇＸｉａｏｑｕａｎ，ＬｉＺｈｅｎｇｎｅｎｇ，ＧｕａｎＺｈｉｄｏｎｇ（ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃａｌＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＢｅｉｊｉｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃｓ＆Ａｓｔｒｏｎａｕｔｉｃｓ，Ｂｅｉｊｉｎｇ１０００８３，Ｃｈｉｎａ）Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｂａｓｅｄｏｎａｏｎｔｈｅｃｕｒｉｎｇｐｒｏｃｅｓｓｃｏｎｔｒｏｌｅｑｕａｔｉｏｎｓ，ｎｕｍｅｒｉｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｗａｓｃｏｎｄｕｃｔｅｄｃｕｒｅｓｅｒｉｅｓｏｆｃｏｍｐｌｉｃａｔｅｄｐｈｙｓｉｃａｌａｎｄｃｈｅｍｉｃａｌｖａｒｉｅｔｙｐｒｏｃｅｓｓｄｕｒｉｎｇｔｈｅｃｙｃｌｅｏｆｆｉｂｒｅｒｅｉｎ—ｆｏｒｃｅｄｔｈｅｒｍｏｓｅｔｔｉｎｇｒｅｓｉｎｃｏｍｐｏｓｉｔｅｌａｍｉｎａｔｅｓ，ｓｕｃｈａｓａｎｄｔｈｅｈｅａｔｅｘｃｈａｎｇｅ，ｃｕｒｉｎｇｈｅａｔｒｅｌｅａｓｅ，ｍａｔｒｉｘｏｎｆｌｏｗｉｎｇ，ｃｕｒｅｃｈｅｍｉｃａｌｓｈｒｉｎｋａｇｅ，ｃｕｒｅｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ，ｅｔｅ．ＣｏｍｐｕｔｅｒｃｏｄｅＷａｓｃｏｍｐｉｌｅｄｏｆｔｈｅｂａｓｉｓｔｏＡＢＡＱＵＳｓｏｆｔｗａｒｅ．Ｔｈｅｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄｅｆｆｅｃｔｉｖｅｗｉｔｈａｃｏｍｐｕｔｅｒｃｏｄｅｃｏｍｐｉｌｅｄｗｅｒｅｖｅｒｉｆｉｅｄｂｅｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙａｎｄｃｅｒｔａｉｎｅｘａｍｐｌｅ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：Ｌａｍｉｎａｔｅ；Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ；Ｃｕｒｅｃｈｅｍｉｃａｌｓｈｒｉｎｋａｇｅ；Ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ；ＦＥＡ１０５热固性复合材料层合板固化过程有限元数值模拟作者单位：张纪奎，程小全，郦正能，关志东北京航空航天大学航空科学与工程学院,北京,100083相似文献(4条1.期刊论文张纪奎.郦正能.关志东.程小全.ZHANGJikui.LIZhengneng.GUANZhidong.CHENGXiaoquan固化度与固化收缩对非对称复合材料层合板固化变形的影响-复合材料学报2007,24(2采用三维有限元方法研究复合材料非对称层合板在热载荷和固化收缩载荷下的固化变形情况,建立了材料力学特性、固化体积收缩量和温度与固化度之间的函数关系,考察了层合板变形曲率与温度和固化度之间的关系.数值计算结果表明:非对称层合板变形曲率与固化终止时固化度有密切关系;固化变形主要发生在降温阶段;固化收缩对层合板变形曲率影响很小,主要发生在第二个保温平台的前半段.2.期刊论文张振国.张娜.张秀丽.张恒.ZHANGZhen-Guo.ZHANGNa.ZHANGXiu-Li.ZHANGHeng复合材料薄层板常温固化收缩及翘曲变形-河南科技大学学报（自然科学版）2021,30(6研究了常温下树脂基复合材料层合板固化时的收缩以及翘曲变形,结果表明:薄层板各层不同的树脂含量是翘曲变形的主要因素;对称的铺层结构能有效的降低复合材料薄层板收缩与变形.采用有限元加以分析,有限元计算结果与实验结果相近,可以利用有限元的分析计算近似地预估变形.3.期刊论文戴棣.乔新.DaiDi.QiaoXin复合材料层合板的非同步固化翘曲变形分析-南京航空航天大学学报2000,32(1复合材料层合板在实际固化过程中因板内温度梯度的存在,各铺层内树脂的固化反应并非同步进行.这种非同步过程导致层合板内固化后残余应力的分布不同于经典分析方法的计算结果,使按对称铺层设计的层合板亦存在固化后翘曲变形.针对实际固化过程的非同步特征,文中给出一种基于弹性子叠层块的非同步固化过程描述模型,用此模型对非同步固化过程引起的对称层合板翘曲变形进行计算机模拟,分析树脂固化收缩率,固化过程中板内温度梯度,以及层合板铺叠方式对非同步固化翘曲变形的影响作用,为复合材料层合构件的设计和制造工作提供帮助.4.期刊论文张纪奎.郦正能.关志东.程小全.王军.ZHANGJikui.LIZhengneng.GUANZhidong.CHENGXiaoquan.WANGJun热固性复合材料固化过程三维有限元模拟和变形预测-复合材料学报2021,26(1分析了复合材料热固化过程中各种复杂的物理化学变化之间的相互影响,在此基础上建立了复合材料固化过程数值模拟和固化变形预测的三维有限元分析模型.采用整体-子模块方法将固化过程分为热-化学、流动-压实和应力-变形三个相对独立的子模块.热-化学模块的控制方程基于Fourier热传导方程和树脂固化动力学方程建立,解决了温度和固化度之间的强耦合问题.流动-压实模块的控制方程基于Darcy定律和有效应力原理建立,反映了树脂流动和纤维网络紧密压实之间的流固耦合关系.应力-变形模块建立了考虑热载荷和固化收缩载荷时复合材料层合板的有限元方程.各模块之间的相互作用通过它们之间的数据交换来实现,以树脂在固化过程中的凝胶点和玻璃化转化点为判断依据确定是否运行各模块及其子程序.典型结构的计算结果与实验对比验证了本文三维有限元模型的有效性.本文链接：://d.g.wanfangdata/Conference_6232049.aspx授权使用：洛阳工学院（河南科技大学）(wflskd，授权号：37a47ad2-3b07-4189-8947-9e4d010ced2f下载时间：2021年12月15日复合材料学报第22卷第5期10月2005年ActaMateriaeCompositaeSinicaVol.22No.5October2005文章编号:1000-3851(200505-0155-07收稿日期:2004-11-09;收修改稿日期:2005-01-07基金项目:航空科学基金资助项目(04B51045通讯作者:卢子兴,教授,主要研究方向为复合材料力学、泡沫材料力学E-mail:luzixing@buaa.edu三维四向编织复合材料力学性能的有限元分析杨振宇1,卢子兴1,*,刘振国1,李仲平2(1.北京航空航天大学固体力学研究所,北京100083;2.航天材料工艺研究所,北京100076摘要:在已有研究的基础上,提出了一个新的三维编织复合材料单元胞体模型,该模型正确地反映了纤维束的交织方式,十分接近三维编织复合材料的真实结构,可用于三维四向编织复合材料有效模量的有限元数值预报,并合理确定复合材料内部全场应力分布。采用有限元软件对该模型进行了力学分析,得到了相关等效弹性性能参数。结果表明:有限元计算得到的三维编织复合材料的等效弹性性能与实验结果和理论预测值都吻合较好,从而验证了该模型的有效性。此外,基于新的单元胞体模型还确定了三维四向编织复合材料的应力场,为进一步的强度计算奠定了基础。关键词:三维编织;复合材料;有限元;等效弹性性能;应力场中图分类号:TB330.1文献标识码:AFINITEELEMENTANALYSISOFTHEMECHANICALPROPERTIESOF3-DBRAIDEDCOMPOSITESYANGZhenyu1,LUZixing1,*,LIUZhenguo1,LIZhongping2(1.InstituteofSolidMechanics,BeijingUniversityofAeronauticsandAstronautics,Beijing100083,China;2.InstituteofSpaceMaterialTechnology,Beijing100076,ChinaAbstract:Onthebasisofavailablestudies,anewmodelofrepresentativevolumeelementsof3-Dbraidedcom-positesisproposed,whichtrulyreflectsthebraidedmannerandcoincideswiththeactualconfigurationofthebrai-dedcomposites.Itcanbeusedtopredicttheeffectivemodulusof3-DbraidedcompositeswithFiniteElementMeth-od(FEManddetermineitsstressfieldinreason.Thefiniteelementsoftwarewasadoptedtostudythemechanicalpropertiesofthismodel,andtheeffectivepropertiesofelasticitywereobtained.Theresultsshowthattheonesoffiniteelementcalculationfitwellwiththeexperimentalresultsandtheoreticalprediction,whichdemonstratesthevalidityofthismodel.Inaddition,basedonthenewmodel,thestressfieldof3-Dbraidedcompositesintensionorshearingisdetermined,whichprovidesthebasisforstrengthcalculationinthefuture.Keywords:threedimensionalbraiding;composites;FEM;effectiveelasticproperties;stressfield随着计算机应用的普及和各种有限元计算方法及理论的发展,用有限元分析来预报复合材料力学性能的工作不断涌现,但相对而言,对编织复合材料的力学计算还不多见,且由于编织复合材料结构的复杂性,所以目前的分析模型一般均包含有较多的脱离实际的假设。编织复合材料有限元分析的工作主要有:Lei等[1]建立了三维桁架结构的有限元胞体模型,其中用梁单元模拟纤维束,而基体简化为杆单元,该模型虽然在一定程度上反映了复合材料中纤维束的交织情况,但对纤维束和基体的受力、变形方式及它们之间相互作用的处理过于简化。Chen等[2]基于变分原理,提出用有限多相单元法来预测三维编织复合材料的有效性能。Tang[3]等从三维编织复合材料的细观结构入手,采用非线性有限元模拟分析了三维编织复合材料的变形。而孙慧玉等[4]则通过均匀化理论和非协调多变量有限元法研究了三维编织复合材料的微观力学性能,提出采用非协调位移单元和混合应力单元来模拟三维编织复合材料的有效弹性力学性能。最近,庞宝君等[5]根据自己所建立的三维多向编织复合材料的单胞几何模型,建立了有限元计算模型,他们将纤维束和基体分别视为编织复合材料的组分材料,在单胞内采用规则的8节点体单元对其整个单胞结构进行了剖分,所得单元分成三类:一类为基体单元;另一类为纤维束单元;第三类为混合单元(单元内既有纤维束又有基体材料。此外,文献[6,7]中本文作者也对三维四向编织复合材料的参数化建模技术进行了研究,提出了一种“米”字型体胞的有限元计算模型,数值预报了三维四向编织复合材料的有效弹性模量。然而,上述体胞有限元计算模型与编织物的真实细观结构还存在较大的差别,虽然能给出较好的模量预测结果,但给出的全场应力分布却不尽合理,难以用于材料的强度估算。最近,文献[8]中本文作者又提出了一个新的三维编织复合材料的单元胞体模型,该模型正确反映了纤维束的交织方式,十分接近三维编织复合材料的真实结构,可用于三维四向编织复合材料有效模量的有限元数值预报,并合理确定复合材料内部的全场应力分布。1单元胞体的有限元建模三维编织复合材料具有很复杂的细观结构,且计算机的容量仍然是有限的,故不可能以整体结构为对象进行有限元的分析,而只能选取具有代表性的体积单元(RepresentativeVolumeElement作为研究的对象。文献[8]中,讨论了三维四向编织复合材料的单元胞体模型,所选取的单元为具有周期性分布的最小结构单元。通过胞体尺寸与编织参数之间的几何关系,可以在有限元软件中,按照点→线→面→体的顺序进行有限元的建模。纤维束的几何参数(如图1所示与胞体几何尺寸的关系为α=2arcsin11+cos2θ;c=a41+cos2θ;d=a2cosθ(1图1纤维束截面图Fig.1Sectionofthebundle其中:α为纤维束的截面角;c、d为纤维束的截面尺寸;a为单元胞体的几何尺寸;θ为编织角。根据上述结果可以计算得到有限元模型的每一个关键点的坐标(该模型一共具有96个关键点。由这些参数坐标可以发现,每一个关键点的坐标只与胞体的尺寸相关,因此,十分有利于对此模型进行有限元建模,通过Ansys中的APDL(AnsysParame-terDesignLanguages程序设计语言,可完成整个有限元的建模。2有限元计算2.1材料属性设定与有限元网格划分在新的单元胞体模型中,可将三维编织复合材料看作由两种材料组成,一种为树脂基体,另一种为单向纤维树脂复合材料柱体。这里取纤维束中纤维单丝的数目为9000根,纤维单丝的直径为12μm。设基体为各向同性线弹性材料,而按照单向复合材料的理论,纤维复合柱体为横观各向同性的,则其等效的弹性性能参数计算公式可参见文献[6]。计算中所用的材料参数如表1所示。表1所用碳纤维和树脂基体的弹性性能[6]Table1TheelasticpropertiesofcarbonfiberandepoxyresinmatrixE1/GPaE2/GPaG12/GPaG23/GPaμ12μ23T300carbonfiber22013.89.05TDE-85epoxy采用有限元软件对单元胞体模型划分有限元网格后得到图2所示的结果。图2中单元胞体的参数为θ=35°,Vf=55%,一共分出了32773个单元,6574个节点。并且,在单元胞体表面相对面上的节点是一一对应的。图2单元胞体的有限元网格划分Fig.2Thefiniteelementmeshofunitcell156复合材料学报2.2边界条件的确定和弹性性能的计算根据所取单元胞体模型自身在空间上的周期性分布特点,假设编织体足够大,则当其受到外载荷作用时仍可认为胞体保持空间上的周期性。在下面的计算中针对不同的受载情况,对单元胞体边界的处理也有所不同,目的是为了保证胞体在各种载荷下都能保持空间上的周期性和连续性。为了计算三维四向编织复合材料在纵向上的弹性模量,通过对单元胞体(UA×UA×UB(如图3(a的实线部分施加位移载荷,由有限元法计算得到平均应力和应变,最后得到等效弹性性能。由于新的单元胞体模型不满足结构对称性条件,所以经典的平面假设不再适用,边界条件只能按胞体的周期性来确定。当在Z方向施加位移载荷时,根据周期性边界条件的要求,单元胞体模型中X=0与X=UA的面在X方向上应具有相同的变形模式,而在另两个自由度上具有相同的位移;同样,Y=0与Y=UA的面在Y方向上也应具有相同的变形模式,而在其它两个自由度上保持相同的位移;Z=0与Z=UB的面应具有相同的变形趋势,这样才能保证单元胞体在变形以后仍然保持在空间上的周期性。同时,在计算中对胞体施加适当的约束条件,以保证编织复合材料变形后在空间上的连续性,并使单元胞体面的翘曲变形不受限制。图3单元胞体的剪切变形Fig.3Thedeformationoftheunitcellundershearload2.2.1计算弹性模量Ez和泊松比μzx假设δ为已知的位移载荷,通过有限元软件可计算得到面X=UA相对于面X=0的位移u,则有:–εx=uUA,–εz=δUB(2因此有:μzx=-–εx–εz=-u×UBδ×UA(3因为编织复合材料具有横观各向同性的性质,所以有:μxzEx=μzxEz(4此外,通过有限元软件还可以计算得到Z=UB的单元胞体表面上所有节点在Z方向的节点力之和∑Fz,这样可以得到单元胞体在Z方向的平均应力为:–σz=∑FzUA×UA(5故Z方向的弹性模量为:Ez=–σz–εz=∑FzUBUA2δ(6当在X方向施加位移载荷时,对边界条件进行类似的处理,并施加适当的约束条件,用同样的方法也可以计算得到Ex=Ey和μxy。2.2.2计算剪切模量Gxz对于图3(a所示单元胞体模型,当受到剪切作用时,单元胞体除了产生纯剪切变形外,原单元胞体的各个面还可能产生翘曲变形。各面的翘曲使得Gxz与各面为平面假定(经典理论时的结果不同。考虑到整体复合材料在剪切变形过程中,各单元胞体仍会保持空间的周期性与连续性,而且相邻单元胞体在其分界面上应保持位移连续,因此对每个单元胞体而言(如图3(b所示,B1点与B2点应该保持位移连续,A1点与A2点由于剪切的作用,它们的位移在X、Y方向上连续,在Z方向上满足UZA2-UZA1=δz(7在X=0面上的四个角点处施加固定铰约束,这样使图3(a中相对的两个面都产生相同的变形模式,其中虚线表示面可能出现的变形趋势。δz是对单元胞体施加的剪切变形(位移载荷,通过有限元计算可以得到在X=UA平面上所有沿Z方向的节点力的合力∑Fz。由图3(b可知,宏观的剪切应变(平均应变及相应的平均应力为:γxz=δzUA,–τxz=∑FzUA×UB(8因此有:Gxz=–τxzγxz=∑FzUBδz(9若采用相同的方法处理边界条件,并施加剪切位移载荷,进行有限元法计算则也可确定Gxy。3计算结果与讨论根据表1提供的数据,经计算得到了三维四步矩形编织复合材料的等效弹性性能。图4给出了三维四向编织复合材料的等效弹性性能随编织角及纤157杨振宇,等:三维四向编织复合材料力学性能的有限元分析图4等效弹性性能与编织角的变化关系Fig.4Effectiveelasticpropertiesvariationwithbraidedangle维体积含量的变化曲线。由图4(a、图4(b可见,给定纤维体积比,纵向杨氏模量Ez随编织角的增大而减小,而横向杨氏模量Ex随编织角的增大而增大。纵向杨氏模量Ez则在小编织角情况下对纤维体积比的变化比较敏感,在大编织角时随纤维体积比的改变不大,而横向杨氏模量Ex对纤维体积比始终保持相当的敏感性。从图4(c、图4(d可以看出,给定纤维体积比,随编织角的增大,横向158复合材料学报剪切模量Gxy增大,而纵向剪切模量Gxz则先增大后减小,在编织角约等于45°时具有最大值。此外,在大编织角的情况下,横向剪切模量Gxy受纤维体积比的影响较大,而纵向剪切模量Gxz则在编织角约为40°~50°时受纤维体积比的影响最大。在图4(e、图4(f的计算结果中泊松比的变化比较复杂。给定纤维体积比,随编织角的增大,泊松比μxy先减小,然后再增大,并且存在一个特定编织角(约45°,在小于该编织角的条件下,μxy随纤维体积比的增大而增大,而在大于该编织角的条件下,μxy随纤维体积比的增加变化不明显。泊松比μzx随编织角的增大先增加后减小,并且对纤维体积比的变化不敏感,存在一特定的编织角(约30°,在小于该编织角的条件下,μzx随编织角的增大而增加,而在大于该编织角的条件下,μzx随编织角的增大而减小。总体上,泊松比μxy和μzx主要由编织角控制,而纤维体积比对其影响较小;另外,若给定编织角,则随纤维体积含量的增加,弹性模量Ex和Ez、剪切模量Gxy和Gxz、泊松比μxy基本上表现为线性规律的增大[11],而泊松比μzx则具有一个特殊的非线性的变化过程,在编织角等于30°时,它随纤维体积含量的增加而增大,并且趋于平缓;但给定较小编织角时,泊松比μzx表现出先增大后减小的变化趋势[11]。此外,比较图4中的纵向弹性模量和横向模量可以看出,当编织角大于某一特定角度时,横向模量Ex可以大于纵向模量Ez。根据单元胞体的几何模型可知,当编织角趋近于0°时,模型应退化为单向复合材料,故三维四向编织复合材料的纵向弹性模量的上限应该趋近于相同纤维体积含量的单向复合材料的相应模量,计算的结果也表明,三维四向编织复合材料的纵向弹性模量不会超过单向复合材料的相应值;同样地,当编织角趋近于90°时,纤维沿横向的角度趋近于45°,模型应接近[45°/-45°]T的层合板,故横向弹性模量趋近于[45°/-45°]T层合板的纵向弹性模量,并且不会超过该值。同时,不难看到,由新的有限元模型计算得到的三维编织复合材料的等效弹性性能随编织角和纤维体积含量的变化趋势与文献[10]中的理论计算结果十分相似,且在数值上也比较接近,这在某种程度上证明了该有限元计算模型的正确性。需要指出,经过不同密度的网格划分,对同一性能进行计算时,会发现计算结果会随网格的加密不断地变化,呈振荡的趋势,但随网格的加密,计算结果的变化会越来越小。因此,网格的划分会对最后的计算结果有一定的影响。需指出,有限元计算中,同时也得到了单元胞体在拉伸载荷和剪切载荷作用下的应力云图[11]。例如,图5给出了Z向拉伸载荷下单元胞体的全场应力云图和胞体中主要纤维束的应力云图。可见,纤维束是编织复合材料中的主要承载部分,从应力的数值上看,纤维束中应力是基体中应力的数十倍。这主要是由于纤维的纵向弹性模量(E1=220GPa与基体的弹性模量(E=4.5GPa相差比较悬殊,在相同的应变下,纤维束将产生远比基体大的应力。而处于纤维束交叉处的基体也表现出了一定的应力集中现象,越是靠近交叉部位,基体的应力就越大,这主要是由于在受到拉伸载荷时纤维束会发生微小的转动,从而对基体形成了挤压的作用图5单元胞体的应力云图Fig.5Stressnephogramoftheunitcell159杨振宇,等:三维四向编织复合材料力学性能的有限元分析160复合材料学报验值,介于实验值与理论预测之间。由于有限元计算采用了周期性的边界条件,忽略了三维编织复合材料边界的影响,此外,也没有考虑复合材料内部可能存在的缺陷和纤维束弯曲带来的影响,故有限元模型计算的模量一般大于实验值。力。在剪切载荷作用下,纤维束的受力情况更加复杂,纤维束之间有明显的错动,纤维束交叉处的应力集中现象也更加明显,而且纤维束上存在较大的应力梯度[11](限于篇幅,这里略去应力云图。为了进一步验证有限元计算模型的有效性,这里将有限元计算结果与文献[9]的实验和文献[10]的理论预测结果进行了比较。共选取了5种情况:A(Vf=45%,θ=21°、B(Vf=54%,θ=41°、C(Vf=54%,θ=42°、D(Vf=58%,θ=42°和E(Vf=45%,θ=48°,其结果示于图6中。可见,纵向弹性模量Ez的有限元计算结果比实验数据总体上是偏高的,在40°以上编织角的复合材料预测中,有限元的计算值大于实验结果和理论预测结果,但是在小编织角(θ=21°的时候非常接近于实验数据,并优于理论预测的结果。而对泊松比的预测,在大编织角(θ=48°试件的比较中,有限元法的计算结果稍微小于实验值和理论预测值;而在其他几个试件的比较中,有限元法预测结果略大于实4结论综上所述,有限元计算得到的三维编织复合材料的等效弹性性能与实验结果和理论预测都吻合较好,从而证明了新的三维编织复合材料单元胞体模型的有效性。同时,由于新的单元胞体模型正确地反映了纤维束的交织方式,真实地模拟了三维编织复合材料的细观结构,所以基于新的有限元模型得到的三维编织复合材料内部的应力分布,对下一步进行三维编织复合材料的强度预测具有重要的理论意义和实用价值。此外,从有限元分析得到的应力云图不难看出,编织节点处的纤维束,是单向拉伸载荷下增强相中强度的最薄弱点,在较大拉伸载荷作用下,该处有先被局部拉裂的可能性。同样,位于纤维束交织节点处的基体区域存在着明显的应力集中,该处的拉伸应力、剪切应力对应力集中起着主导作用,这是编织复合材料强度最为薄弱、最易损伤的部位。另外,在载荷作用下,由于纤维束在编织复合材料中处于倾斜状态,纤维束与基体、纤维束与纤维束之间存在有相互的作用,所以导致了编织复合材料内部各纤维束总是处于复杂的应力状态中。参考文献:[1]LeiC,CaiYJ,KoFK.Finiteelementanalysisof3Dbraidedcomposites[J].AdvancesinEngineeringSoftware,1992,14:187-194.[2]ChenL,TaoXM,ChoyCL.Mechanicalanalysisof3Dbraidedcompositesbythefinitemultiphaseelementmethod[J].CompositesScienceandTechnology,1999,59(16:2383-2391.[3]TangZX,PostleR.Mechanicsofthreedimensionalbraidedstructuresforcompositematerials———PartⅢ:Nonlinearfiniteelementdeformationanalysis[J].CompositeStructures,2001,51(4:451-457.[4]SunHY,DiSL,ZhangN,etal.MicromechanicsofbraidedcompositesviamultivariableFEM[J].Structures,2003,81(20:2021-2027.[5]庞宝君,曾涛,杜善义.三维多向编织复合材料有效弹性模量的细观计算力学分析[J].计算力学学报,2001,18Computersand图6有限元计算结果与实验数据和刚度平均法(SAM预测结果的比较Fig.6ComparedFEMresultswithexperimentaldataandresultspredictedbySAM杨振宇,等:三维四向编织复合材料力学性能的有限元分析(2:231-234.PANGBaojun,ZENGTao,DUShanyi.Mesoscopiccomputingmechanicsanalysisofthreedimensionalmultidirectionalbraidedcomposites[J].ChineseJournalofComputationalMechanics,2001,18(2:231-234.[6]刘振国,陆萌,麦汉超,等.三维四向编织复合材料弹性模量数值预报[J].北京航空航天大学学报,2000,26(2:182-185.LIUZhenguo,LUMeng,MAIHanchao,etal.Numericalpredictionofmoduliof3Dand4stepbraidedcomposites[J].JournalofBeijingUniversityofAeronauticsandAstronautics,2000,26(2:182-185.[7]刘振国,卢子兴,陆萌,等.三维四向编织复合材料剪切性能的数值预报[J].复合材料学报,2000,17(2:6669.LIUZhenguo,LUZixing,LUMeng,etal.Numericalpredictionofthelongitudinalandtransversalmoduliofthreedimensionaland4stepbraidedcomposites[J].ActaMateriaeCompositaeSinica,2000,17(2:66-69.[11][10]161[8]杨振宇,卢子兴,刘振国.三维四向编织复合材料结构模型的几何特性分析[J].北京航空航天大学学报(审稿中.[9]卢子兴,冯志海,寇长河,等,编织复合材料拉伸力学性能的研究[J].复合材料学报,1999,16(3:129-134.LuZixing,FengZhihai,KouChanghe,etal.Studiesontensilepropertiesofbraidedstructuralcompositematerials[J].ActaMateriaeCompositaeSinica,1999,16(3:129134.杨振宇,卢子兴.三维四向编织复合材料弹性性能的理论预测[J].复合材料学报,2004,21(2:134-141.YANGZhenyu,LUZixing.Theoreticalpredictionoftheelasticpropertiesofthreedimensionalandfourdirectionalbraidedcomposites[J].ActaMateriaeCompositaeSinica,2004,21(2:134-141.杨振宇.三维编织复合材料弹性性能研究[D].北京:北京航空航天大学,2004.48-55.YANGZhenyu.Investigationintotheelasticpropertiesof3Dbraidedcomposites[D].Beijing:BeijingUniversityofAeronauticsandAstronautics,2004.48-55.第23卷第10期中国塑料Vol.23,No.102021年10月CHINAPLASTICSOct.,2021热固性树脂/碳纳米管复合材料的研究进展张翼,颜红侠3,李朋博,宋长文(西北工业大学理学院应用化学系,陕西西安710129摘要:介绍了碳纳米管(CNTs在改性环氧树脂(EP、酚醛树脂(PF、双马来酰亚胺树脂(BMI以及氰酸酯树脂(CE等热固性树脂方面的应用,综述了EP/CNTs、PF/CNTs、BMI/CNTs、CE/CNTs复合材料的近期研究进展,详细叙述了CNTs对热固性树脂的力学性能、热性能、摩擦性能的改善情况,结合扫描电镜分析结果研究了CNTs在EP和BMI中的分散情况,并指出了热固性树脂/CNTs复合材料存在的问题和应用前景。关键词:碳纳米管;热固性树脂;改性;复合材料中图分类号:TQ322.4+1文献标识码:A文章编号:100129278(20211015ResearchProgressinThermosettingResins/CarbonNanotubesCompositesZHANGYi,YANHong2xia3,LIPeng2bo,SONGChang2wen(DepartmentofAppliedChemistry,SchoolofScience,NorthwesternPolytechnicalUniversity,Xi’an710129,ChinaAbstract:Inthispaper,theapplicationofthecompositesofcarbonnanotubes(CNTsreinforcedthermosettingresinsincludingepoxyresin(EP,phenolicresin(PF,bismaleimideresin(BMI,andcyanateresin(CEwasintroduced,Therecentdevelopmentinresearchofthesecompositeswasreviewed.TheinclusionofCNTsimprovedthemechanical,thermal,andfrictionalpropertiesofthethermosetmatrix.ThemeasurestoimprovethedispersionofCNTsinepoxyresinandbis2maleimideresinwerepresented.Thepresentproblemsanddevelopmentprospectofthermosettingresin/CNTscompositeswerealsodiscussed.Keywords:carbonnanotube;thermosettingresin;modification;composite碳纳米管(CNTs由于具有特有的力学、电学和化学性能以及独特的准一维管状分子结构,迅速成为物理、化学及材料科学领域的研究热点。CNTs的量子尺寸效应、表面效应和超塑性,使之与聚合物复合后表现出大大优于常规复合材料的物理化学性能,且CNTs与聚合物尺寸在同一数量级上,复合材料易于加工成型,所以用CNTs对聚合物改性可以制备高性能的复合材料。根据树脂受热后的性质不同可将树脂分为热塑性树脂和热固性树脂。热塑性树脂分子一般是线形或带支链的结构,分子链之间没有化学键,所以热塑性树脂加热时会变软以至流动,冷却变硬,这种过程是可逆的,可以反复进行。热固性树脂的分子是体型结构,第收稿日期:20212032263联系人一次加热时可以软化流动,但加热到一定温度,树脂交联固化变硬,这种变化是不可逆的,此后再加热,热固性树脂不能再变软流动。CNTs对热塑性树脂的改性已有较多的研究,如高密度聚乙烯复合材料/CNTs[1]、聚酰胺/CNTs复合材料[2]、聚丙烯腈/CNTs复合材料[3]等,而关于CNTs对热固性树脂改性的研究就相对较少。因此本文主要综述了CNTs在常用的热固性树脂改性方面的研究进展。1热固性树脂/碳纳米管复合材料热固性树脂具有比强度高、抗压能力强、加工性能优异等优点,用CNTs改性后,其力学强度在特定条件下可以与金属材料相媲美,它已成为新一代替代金属及陶瓷的材料。目前研究较多的热固性树脂有环氧树脂(EP[4]、酚醛树脂(PF[5]、双马来酰亚胺树脂(BMI[6]、氰酸酯树脂(CE[7]等。2021年10月中国塑料・11・1.1环氧树脂/碳纳米管复合材料EP/CNTs复合材料是目前研究较多的一种热固性树脂/CNTs复合材料。这主要是因为EP具有优良的物理和化学性能以及价格低等优点,在涂料、胶黏剂、电子封装材料等方面有广泛的应用。但是常用的EP固化后胶层较脆,对温度敏感性较高,相应的其力学性能较低,因此用力学性能极高的CNTs改性EP可得到性能优异的复合材料[8]。A.Hernández2Pérez等[9]用环氧树脂828和多壁碳纳米管(直径是110~170nm,长度大约5~9μm制得EP/CNTs复合材料。研究表明,当复合材料中CNTs的含量为1.0%时,与纯EP相比,复合材料的冲击强度提高了63.0%,断裂韧度提高了12.5%。根据裂纹偏转理论[10],EP树脂中加入CNTs后,当复合材料受到冲击产生裂纹时,CNTs阻碍裂纹向前扩展,使得裂纹由一个方向的扩展变为立体空间三个方向上的扩展,断裂面积变大,消耗大量的外加载荷能,阻止裂纹继续扩展,从而达到增强复合材料的目的。由于CNTs的惰性表面、管与管之间固有的范德华力,CNTs一般都会产生较严重的团聚,这种性质不利于其在聚合物中的均匀分散及其优异性能的发挥。因此,要想制备性能优良的复合材料首先要提高CNTs的分散能力。付继伟[11]等首先对原生多壁碳纳米管(r2MWNTs进行修饰,即先与硝酸反应得到酸化碳纳米管(a2MWNTs,后与己二胺反应得到接枝己二胺的碳纳米管(m2MWNTs,接着与环氧树脂E251反应制得EP/r2MWNTs和EP/m2MWNTs复合材料。结果表明,当CNTs的含量为2.0%时,EP/m2MWNTs复合材料的拉伸强度、断裂伸长率及冲击强度分别较EP/r2MWNTs复合材料提高了79.7%、160.4%和188.2%。(aEP/r2MWNTs(bEP/a2MWNTs图1EP/MWNTs复合材料拉伸断面的SEM照片(80000×Fig.1SEMphotosofthetensilefractureofEP/MWNTscomposites图1是CNTs含量为2%时EP/r2MWNTs和EP/a2MWNTs复合材料拉伸断面的SEM照片。从图1(a可以看出,断面中白色区域为团聚在一起的r2MWNTs,其在EP基体中分散不均匀,并且断裂面中的部分r2MWNTs被直接拔出。而从图1(b可明显地看出,复合材料的断裂面比较整齐,a2MWNTs在EP中被拉断而不是被拔出。原因是修饰后的CNTs之间的缠绕作用力减弱,促进了CNTs在EP基体中更好地分散,且CNTs表面接枝上的二元胺基可以与EP的环氧基发生化学反应[12],形成共价键,从而使EP承受的应力可以有效地转移给a2MWNTs,达到提高复合材料力学性能的目的。另外,由于CNTs拥有特殊的螺旋结构和手性特征,导致其具有特殊的电磁效应[13],将其填充到树脂基体中,不仅可以改善树脂的力学性能,还可以显著提高树脂的微波吸收性能[14~16],因此CNTs在吸波隐身复合材料中也具有较好的应用前景。刘玲等[17]将不同管径的MWNTs添加到环氧树脂618与6360的混合体系中制得复合材料。采用波导同轴法测试复合材料的吸波性能。结果表明,不同管径的MWNTs填充得到的复合材料(厚度2.5~3.5mm在3.9~12.4GHz微波频段均有较好的吸收性能,最大吸收峰都集中在8.0~10.0GHz,且随着CNTs直径的增大,吸收带宽也出现增大现象。原因是CNTs的量子尺寸效应使电子的能级发生分裂,电子分裂后的能级间隔处在微波的能量范围,从而导致新的吸波通道,而且CNTs的手性结构也有利于提高其吸波性能[14,15]。CNTs管径越大,石墨化的碳管层越多,可极化的偶极子也增多,因此极化强度增大,吸波性能增强。1.2酚醛树脂/碳纳米管复合材料PF是一种具有耐高温、绝热和耐烧蚀等功能的热固性树脂,在火箭武器、航空航天等领域有广泛应用。但是,PF结构上的薄弱环节———酚羟基和亚甲基容易氧化[18],从而使PF产品的耐热性降低,力学性能也受到影响。如果把CNTs有效分散到PF中[19],就可以扬长避短,极大地拓宽PF的应用范围。PF/CNTs复合材料一般采用球磨法制得,先在多维摆动式球磨机中制得胶液,然后按照一定比例制备预浸料,再晾干、烘干以完全除去溶剂,最后制得复合材料。苏志强等[20]对PF/CNTs复合材料进行热失重测试,结果表明复合材料的耐热性比普通PF有较大的提高,其分解温度随着CNTs含量的增加先增大后降低。当复合材料中CNTs含量为5.0%时,复合材料的分解温度最高,比纯PF提高了50.1℃。这是因为CNTs的富勒烯结构不但具有较高的强度而且具有较高的耐热性,因此加入适量的CNTs可以明显提高PF/CNTs复合材料的热分解温度。另外,・12・热固性树脂/碳纳米管复合材料的研究进展复合材料在900℃时的残炭率比纯PF树脂可提高6.05%以上。其原因在于PF树脂含有丰富的苯环结构和丰富的羟基基团,在PF树脂中加入CNTs后,由于CNTs与PF树脂会形成π2π共轭,可诱导PF树脂在CNTs周围紧密堆积排列,比起纯PF树脂的随机排列来说,这种排列在PF树脂炭化时由于六元环紧密堆积而提高形成石墨碳的成环能力,从而提高残炭率和耐热性[21]。理论上讲,CNTs含量越多PF耐热性越好,但随着CNTs含量的增加,CNTs在PF中的分散性变差,从而使得复合材料的耐热性降低。NyanHwaTai等[22]采用化学催化蒸汽沉积法制得PF/CNTs复合材料。对复合材料进行力学性能测试,结果表明在PF中加入少量的CNTs能显著提高复合材料的力学性能。当CNTs含量为0.75%和2.0%时,复合材料的弹性模量和拉伸强度分别达到最大值,与纯PF相比分别提高了29.7%和20.3%。这是因为PF的固化过程是一个缩聚过程,在反应的过程中会有大量低分子物放出,造成复合材料内部空隙的增加。CNTs的尺寸小,可以减少复合材料内部的空隙,从而提高复合材料的力学性能。1.3双马来酰亚胺树脂/碳纳米管复合材料BMI是先进树脂基复合材料的一种基体树脂。它既有耐高温、耐潮湿、化学性质稳定等优点,又易于加工,所以BMI复合材料广泛地应用于航空、航天、汽车、电子等高新技术领域的主承力件和次承力件上[23]。由于BMI是由聚酰亚胺树脂体系派生的另一类树脂体系,其分子链结构中存在刚性基团芳环和酰亚胺环,使得固化树脂具有较高的耐热性、较低的热膨胀系数及较高的弯曲强度和模量,但这种刚性基团导致树脂脆性大、易断裂[23]。利用CNTs对其进行改性后可以使其韧性得到很大提高。张麟等[24]采用原位聚合法制备了BMI/CNTs复合材料。热重分析表明,CNTs的加入有利于体系热分解温度(Td和高温下质量保持率的提高。当CNTs含量为1.0%时,体系的耐热性提高幅度最大,其起始分解温度比纯BMI提高了8.59℃,质量损失50.0%时的分解温度提高了13.38℃。其原因在于CNTs本身具有较好的耐热性,热分解温度远高于BMI。CNTs与树脂基体界面结合最好,作为增强骨架的CNTs受热时可以限制高分子链的大幅度蠕动,从而使整个体系的耐热性增加。LinaLiu等[25]对BMI/CNTs复合材料进行摩擦性能测试。结果表明,CNTs的加入能显著降低BMI的摩擦因数和磨耗率,且复合材料的磨耗率随着复合材料中CNTs含量的增大而逐渐降低。当CNTs含量为2.5%时,复合材料的磨耗率最小。CNTs的减摩机理一般认为有3种:第一种是CNTs由于其粒径很小可以填充摩擦副表面的凹坑,加之其良好的力学性能,可以起到降低其表面粗糙度的作用,同时在摩擦副之间形成一个“隔离层”,避免摩擦副之间的直接接触,从而有效降低磨耗率[26]。第二种机理认为CNTs具有良好的自润滑作用,在摩擦副表面能有效滚动,起到“微轴承”的作用,改变了摩擦接触面的性质,从而提高耐磨性[27]。第三种机理是材料的摩擦因数及磨耗率与材料的硬度有关,硬度越大,材料的摩擦因数和磨耗率越小。CNTs的加入能提高BMI的硬度,因此能减小复合材料的摩擦因数和磨耗率[25]。(aBMI2BA/CNTs(bBMI2BA/A2CNTs图2BMI2BA/CNTs和BMI2BA/A2CNTs复合材料的SEM照片Fig.2SEMphotosofBMI2BA/CNTsandBMI2BA/A2CNTscompositesGuAijuan[28]等先用烯丙基双酚A(BA修饰BMI,然后再用CNTs、氨基碳纳米管(A2CNTs分别改性BMI2BA,制得了BMI2BA/CNTs和BMI2BA/A2CNTs复合材料,并研究了CNTs、A2CNTs在BMI2BA体系中的分散情况和两种复合材料的静态、动态力学性能,如图2所示。图2(a中黑色区域为团聚在一起的CNTs,表明CNTs在BMI2BA中的分散性较差,图2(b中黑色区域小得多,表明A2CNTs在BMI2BA中分散性较好。力学性能测试结果表明,复合材料的力学性能与CNTs的种类和含量有关。添加适量A2CNTs的复合材料的冲击强度和弯曲强度比添加相同含量纯CNTs的复合材料的冲击强度和弯曲强度明显要高,这是由于A2CNTs比CNTs在BMI2BA中的分散性要好。动态力学分析表明BMI2BA/CNTs复合材料和BMI2BA/A2CNTs复合材料的储能模量和玻璃化转变温度比纯BMI树脂都要低。2021年10月中国塑料・13・1.4氰酸酯树脂/碳纳米管复合材料CE是新一代性能优异的热固性树脂,具有优异的力学性能、耐热性及优良的加工性能,是高性能树脂基复合材料理想的基体材料之一,在航空航天、机械电子、汽车等许多领域显现良好的应用前景。但由于三嗪环交联密度过大CE固化后的韧性较差,与EP相比,CE的工艺性也较差,反应温度较高,预浸料的铺覆性不如EP等,其应用受到一定的限制,因此CNTs改性CE也受到人们的关注[29]。卢婷利等[30]用MWNTs改性环氧树脂/双酚A型氰酸酯树脂,并与碳纤维复合,制得了一种多组分的复合材料。力学性能分析表明,MWNTs的加入能明显地改善复合材料的力学性能。当MWNTs的含量为1份和1.5份时,复合材料的层间剪切强度和弯曲强度分别达到最大值,比未加MWNTs的体系分别提高了约31.0%和23.0%。原因是CNTs粒子的尺寸小,比表面积大,与树脂基体的接触面积大,而且CNTs的表面活性中心多,可以与树脂基体充分结合形成相互作用较强的交联体系,对复合材料起到了较好地增强作用。分析还表明随着CNTs添加量的增多,复合材料的剪切强度呈先增大后减小并趋于稳定值的趋势。这是因为CNTs含量低,吸收外界能量和传递剪切应力的程度不是很大,但若CNTs用量过多,超过临界值时,CNTs粒子间过于接近,材料受剪切时产生的微裂纹变形太大,易发展成宏观开裂,从而使剪切强度下降。同时过多的CNTs在材料中的分散变得较困难,从而影响了材料的力学性能。为了提高CNTs在CE中的分散性,可以先对CNTs进行表面改性,再与CE复合制得复合材料。CheJianfei等[31]先将单壁碳纳米管放在混酸中纯化后与乙二胺反应制得A2CNTs,然后将1.0%的A2CNTs加入CE中,熔融混合,预聚后固化得到CE/A2CNTs复合材料。光学显微镜、SEM分析显示A2CNTs均匀地分散在CE中。复合材料的拉伸强度比纯CE的拉伸强度提高了420%,原因是A2CNTs表面活性中心多,分散性良好,可以和树脂基体形成化学键。当复合材料受外力时,A2CNTs不易与树脂基体脱离,而且因为应力场的相互作用,在基体内产生很多微变形区,能较好地传递所承受的外应力,吸收大量的能量,从而达到显著增韧的作用。2存在的问题和展望尽管CNTs可以改善热固性树脂的力学性能、摩擦性能、吸波性能和热性能等,但由于技术和经济上原因,绝大多数的研究尚处在理论阶段[32],要想真正将热固性树脂/CNTs复合材料的潜在价值变为现实,还有许多问题需要解决。首先,CNTs作为增强材料必须与树脂基体分子骨架紧密结合,这样才能使应力有效地转移到CNTs上,但目前存在的问题是CNTs在树脂基体中难以均匀分散。因此,如何使CNTs均匀地分散在树脂中并增强它与基体材料界面间的结合作用是今后研究的一个重要方向。目前常见的改性方法分为物理改性方法和化学改性方法。物理改性法主要是通过球磨、紫外线、等离子射线、各种低分子吸附等物理作用对CNTs进行表面改性。化学改性方法则是通过改性剂与CNTs表面进行化学反应,在CNTs上获得某些官能团,改变其表面性质以达到特定分散的要求。其次,CNTs在树脂基体中的定向排列是影响其复合材料力学性能的关键[33],因此,如何实现CNTs在树脂基体中的定向排列是目前研究的另一重要方向。研究发现,通过一定的加工可以改善CNTs在聚合物中的取向。ChengQunfeng等[34]通过渗透法将环氧树脂熔融体系连续地渗透到具有较高取向的MWNTs薄膜上制得了高取向性的复合材料,复合材料的力学性能和电学性能得到极大地提高。制约热固性树脂/CNTs复合材料广泛应用的还有些其他因素,如CNTs的成本较高、如何精确表征复合材料的结构和性能等。相信随着CNTs分散手段的提高及新的聚合物表征方法的出现,热固性树脂/CNTs复合材料定将开辟出材料领域的一片新天地。参考文献:[1]XueY.,WuW.,JacobsO.,etal.TribologicalBeha2viourofUHMWPE/HDPEBlendsReinforcedwithMulti2wallCarbonNanotubes[J].PolymerTesting,2006,25(2:2212229.[2]ChunguiZhao,GuanjunHu,JusticeR.,etal.SynthesisandCharacterizationofMulti2walledCarbonNanotubesReinforcedPolyamide6viaInSituPolymerization[J].Polymer,2005,46(14:512525132.[3]HanS.J.,KimB.,SuhK.D..ElectrorheologicalPro2pertiesofPoly(acrylonitrileMicrospheresCoatedwithMultiwallCarbonNanotubes[J].MaterialsLetters,2007,61(18:399523999.[4]FennerD.N.,SirivedinS.,NathR.B.,etal.EffectsofInter2fibreSpacingandMatrixCracksonStressAmplifica2tionFactorsinCarbon2fibre/EpoxyMatrixComposites,PartII:HexagonalArrayofFibres[J].CompositesPartA:AppliedScienceandManufacturing,2006,37(11:・14・热固性树脂/碳纳米管复合材料的研究进展193621943.[5]NakagawaK.,TamuraK.,MukaiS.R.,etal.PorousPropertiesofActivatedCarbonsPreparedfromMixturesofSynthesizedPhenolicResinswithMetalSalts[J].Jour2nalofChemicalEngineeringofJapan,2007,40(5:4102414.[6]KurdiJ.,KumarA..StructuringandCharacterizationofANovelHighlyMicroporousPEI/BMISemi2interpenetra2tingPolymerNetwork[J].Polymer,2005,46(18:691026922.[7]FangZ.P.,WangJ.G.,GuA.J..StructureandPro2pertiesofMultiwalledCarbonNanotubes/CyanateEsterComposites[J].PolymerEngineeringandScience,2006,46(5:6702679.[8]GanguliS.,BhuyanM.,AllieL.,etal.EffectofMulti2walledCarbonNanotubeReinforcementontheFractureBehaviorofATetrafunctionalEpoxy[J].JournalofMate2rialsScience,2005,40(13:359323595.[9]A.Hernández2Pérez,F.Avilés,A.Maypat,etal.Ef2fectivePropertiesofMultiwalledCarbonNanotube/EpoxyCompositesusingTwoDifferentTubes[J].CompositesScienceandTechnology,2021,48(6:142221431.[10]WetzelB.,RossoP.,HaupertF.,etal.EpoxyNano2compositesFractureandTougheningMechanisms[J].En2gineeringFractureMechanics,2006,73(16:237522398.[11]付继伟,黄德欢.多壁碳纳米管的化学修饰及其增强环氧树脂复合材料的性能[J].高分子材料科学与工程,2021,24(11:1762179.[12]孙曼灵.环氧树脂应用原理与技术[M].北京:机械工业出版社,2003.18222.[13]AllaouiA.,BaiS.,ChengH.M.,etal.MechanicalandElectricalPropertiesofMWNTs/EpoxyComposite[J].CompositesScienceandTechnology,2002,62:199321994.[14]罗国华,范状军,项荣,等.不同结构碳纳米管的电磁波吸收性能研究[J].物理化学学报,2006,22(3:2962297.[15]孙晓刚.碳纳米管吸波性能研究[J].人工晶体学报,2005,34(1:1742175.[16]廖宇涛,张兴华.多壁碳纳米管电磁参数的研究和吸波性能模拟[J].材料导报,2006,20(3:1382139.[17]刘玲,梁燕民.MWNTs/环氧的吸波与力学性能[J].宇航材料工艺,2021,(1:40242.[18]黄发荣,焦杨声.酚醛树脂及其应用[M].北京:化学工业出版社,2003.97298.[19]LiK.Z.,WeiJ.,LiH.J.,etal.PreparationofWell2alignedCarbonNanotubesbyPyrolysisofPhenolicResininAnodicAluminaPores[J].AppliedSurfaceScience,2007,253(18:736527368.[20]苏志强,刘云芳,魏强,等.碳纳米管改性酚醛树脂的研究[J].炭素技术,2002,(1:9211.[21]冯青平,谢续明.多壁碳纳米管改性热固性酚醛树脂的研究[J].玻璃钢/复合材料,2007,(3:27228.[22]NyanHwaTai,MengKaoYeh,TaiHaoPeng.Experi2mentalStudyandTheoreticalAnalysisontheMechanicalPropertiesofSWNTs/PhenolicComposites[J].Compo2sitesPartB:Engineering,2021,39(6:9262932.[23]唐玉生,顾军渭.碳纳米管改性双马来酰亚胺/碳纤维复合材料力学性能研究[J].塑料工业,2007,35(11:53254.[24]张麟,梁国正,杨莉蓉,等.碳纳米管改性双马来酰亚胺树脂体系的性能[J].工程塑料应用,200