細(xì)編穿刺C/C復(fù)合材料熱導(dǎo)率數(shù)值模擬*

梁 珩，童明波，王玉青，朱書(shū)華

(南京航空航天大學(xué) 飛行器先進(jìn)設(shè)計(jì)技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，南京 210016)

細(xì)編穿刺C/C復(fù)合材料熱導(dǎo)率數(shù)值模擬*

梁 珩，童明波，王玉青，朱書(shū)華

(南京航空航天大學(xué) 飛行器先進(jìn)設(shè)計(jì)技術(shù)國(guó)防重點(diǎn)學(xué)科實(shí)驗(yàn)室，南京 210016)

根據(jù)細(xì)編穿刺復(fù)合材料的細(xì)觀和微觀結(jié)構(gòu)，分別建立了纖維束和細(xì)編穿刺單胞有限元模型。采用周期性非絕熱溫度邊界條件，計(jì)算了纖維束和材料整體的等效熱導(dǎo)率。計(jì)算結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式比較，具有高度的一致性。在此基礎(chǔ)上，進(jìn)一步研究了纖維體積分?jǐn)?shù)、基體和纖維熱導(dǎo)率對(duì)材料熱導(dǎo)率的影響。結(jié)果表明，隨著纖維含量的增加，材料兩個(gè)方向熱導(dǎo)率均有不同程度的下降，且差異逐漸減小，且基體對(duì)熱導(dǎo)率影響作用較大。文中采用的模型和周期性邊界條件與理論預(yù)期符合較好，為材料熱學(xué)和熱力耦合問(wèn)題的分析提供了有用參考。

細(xì)編穿刺C/C復(fù)合材料；有限元；單胞；周期性邊界條件；熱導(dǎo)率

0 引言

隨著現(xiàn)代工業(yè)水平、國(guó)防技術(shù)的快速發(fā)展，C/C復(fù)合材料因其優(yōu)異的比剛度、比強(qiáng)度和耐高溫性能，而廣泛用于航空航天等領(lǐng)域。C/C復(fù)合材料也從最初的兩向發(fā)展為三向、四向等多向編織C/C復(fù)合材料，從單一功能材料發(fā)展成為多功能材料[1]。復(fù)合材料性能的研究也逐漸得到了人們的重視。目前，針對(duì)C/C復(fù)合材料剛度和強(qiáng)度方面的相關(guān)研究較多，對(duì)熱物理性能的研究則鮮有報(bào)道。由于C/C復(fù)合材料結(jié)構(gòu)復(fù)雜，工作環(huán)境溫度較高，通過(guò)試驗(yàn)獲得材料熱物理性能費(fèi)用較高，難度較大。因此，通過(guò)有限元分析，對(duì)材料的熱物理性能進(jìn)行充分研究，能更好地完成復(fù)合材料結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)工作。

對(duì)C/C復(fù)合材料的熱物理性能，國(guó)外已進(jìn)行了大量的研究[2-4]。Rolfes R和Hammershmidt U[5]對(duì)纖維加強(qiáng)復(fù)合材料的橫向熱導(dǎo)率進(jìn)行了深入研究，提出了多種經(jīng)驗(yàn)公式，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行了詳細(xì)比對(duì)。Klett J W等[6]建立了一套有限元模型，對(duì)影響C/C復(fù)合材料的多種因素進(jìn)行了分析，并準(zhǔn)確預(yù)測(cè)了材料的橫向和縱向熱導(dǎo)率。Grujicic M等[7]針對(duì)不同基體和纖維的三維編織C/C復(fù)合材料建立了有限元模型，對(duì)其熱導(dǎo)率進(jìn)行了對(duì)比分析。結(jié)果表明，纖維和基體對(duì)材料的熱導(dǎo)率都有重要的影響，纖維基體中的孔隙和裂紋會(huì)顯著下降材料熱導(dǎo)率。Hongzhou Li等[8]將周期性邊界條件與單胞模型相結(jié)合，建立了微觀和細(xì)觀兩級(jí)單胞模型，對(duì)平紋機(jī)織復(fù)合材料的熱導(dǎo)率進(jìn)行了研究。Jian-Jun Gou等[9]針對(duì)三維四向編織復(fù)合材料，建立了一套有限元分析方法，對(duì)其熱導(dǎo)率進(jìn)行了研究，并與試驗(yàn)結(jié)果進(jìn)行對(duì)比分析。

國(guó)內(nèi)關(guān)于復(fù)合材料熱導(dǎo)率的研究資料則相對(duì)較少。程偉等[10]采用實(shí)驗(yàn)和有限元法，研究了三維四向編織復(fù)合材料的等效熱物理性能，為后續(xù)的理論分析和數(shù)值模擬提供了實(shí)驗(yàn)參考。Liu[11]和李典森等[12]分別對(duì)三維四向和五向編織復(fù)合材料的熱傳導(dǎo)性能進(jìn)行了研究。然而，上述文獻(xiàn)中，對(duì)平行于熱傳導(dǎo)方向的側(cè)面均采用絕熱邊界條件，限制了胞體之間的熱量交換，與實(shí)際的情況不太相符。夏彪和盧子興[13]采用周期性的非絕熱溫度邊界條件和位移邊界條件，計(jì)算了三維四向和五向編織復(fù)合材料的整體等效熱傳導(dǎo)系數(shù)和熱膨脹系數(shù)，計(jì)算結(jié)果同已有文獻(xiàn)相比，與實(shí)驗(yàn)值符合得更好。目前，關(guān)于C/C復(fù)合材料熱導(dǎo)率的研究，已經(jīng)取得了一定的成果，但仍需深入的對(duì)合理的模擬方法進(jìn)行研究，對(duì)指導(dǎo)材料結(jié)構(gòu)與工藝設(shè)計(jì)，為工程選擇復(fù)合材料細(xì)觀結(jié)構(gòu)提供依據(jù)，具有非常重要的意義。

本文針對(duì)細(xì)編穿刺C/C復(fù)合材料，分別建立了微觀和細(xì)觀有限元單胞模型，結(jié)合周期性邊界條件在單胞周?chē)┘臃墙^熱的溫度邊界條件，對(duì)材料的熱導(dǎo)率進(jìn)行了預(yù)測(cè)。并進(jìn)一步分析了纖維體積分?jǐn)?shù)、基體和纖維熱導(dǎo)率對(duì)材料熱導(dǎo)率的影響規(guī)律。

1 分析方法

1.1 周期性邊界條件

在非均質(zhì)材料的細(xì)觀有限元分析中，單胞模型被廣泛用來(lái)計(jì)算材料的等效參數(shù)[14]。為獲得較準(zhǔn)確的結(jié)果，邊界條件選取的合理性至關(guān)重要。對(duì)于機(jī)織復(fù)合材料，假設(shè)纖維在基體中是均勻且按一定規(guī)則分布，則其細(xì)觀結(jié)構(gòu)具有明顯的周期性，宏觀結(jié)構(gòu)即可視為相同的單胞結(jié)構(gòu)按照一定的周期性排列而成。本文研究的細(xì)編穿刺材料為三向細(xì)編穿刺結(jié)構(gòu)，織物的X-Y向?yàn)榫劜继坷w維疊層，Z向?yàn)榇┐痰奶坷w維束。材料具有明顯的平移對(duì)稱(chēng)性，選取最小平移對(duì)稱(chēng)單位作為該材料的代表性體積單元進(jìn)行研究，如圖1所示。

在平移對(duì)稱(chēng)變換下，模型的溫度分布也應(yīng)滿(mǎn)足平移對(duì)稱(chēng)條件。假設(shè)滿(mǎn)足平移對(duì)稱(chēng)條件的單胞為六面體，如圖2所示，0≤x≤a，0≤y≤b，0≤z≤h。周期性溫度邊界條件的推導(dǎo)過(guò)程如下所示：

根據(jù)模型的平移對(duì)稱(chēng)性，單胞中任意一點(diǎn)P′(x′，y′，z)都可通過(guò)其他單胞上的對(duì)應(yīng)點(diǎn)P(x，y，z)在x、y、z方向上經(jīng)過(guò)若干次平移變換得到，即

(1)

其中，i，j，k=0，±1，±2，…表示點(diǎn)P沿著x、y、z軸平移到P′的距離。

對(duì)于點(diǎn)P′(x′，y′，z)和P(x，y，z)處的溫度場(chǎng)，存在如下關(guān)系：

(2)

將式(1)代入式(2)中，得

(3)

根據(jù)平移對(duì)稱(chēng)性，六面體的三對(duì)平行面都可看作是前一個(gè)單胞的面沿垂直于該面的坐標(biāo)軸，通過(guò)一次平移變換到后一個(gè)單胞中。因此，可得到六面體三隊(duì)平行面之間的溫度約束條件：

(4)

其中，下標(biāo)x=a和x=0等代表對(duì)應(yīng)面上的普通節(jié)點(diǎn)，并不包括單胞邊上的點(diǎn)和頂點(diǎn)。

由于單胞的邊同時(shí)屬于兩個(gè)相鄰的平面，則每個(gè)邊上的點(diǎn)應(yīng)同時(shí)滿(mǎn)足兩個(gè)面的位移約束方程。因此，需重新推導(dǎo)邊界條件。給六面體單胞的所有邊和頂點(diǎn)進(jìn)行編號(hào)，如圖2所示。

為得到單胞各邊之間的約束條件，可將單胞的12條邊分成3組：平行于x軸的邊Ⅸ、Ⅹ、Ⅺ和Ⅻ；平行于y軸的邊Ⅴ、Ⅵ、Ⅶ和Ⅷ，以及平行于z軸的邊Ⅰ、Ⅱ、Ⅲ和Ⅳ。可看出，不同組的邊是相互獨(dú)立的，每一組內(nèi)的任意一條邊都可由組內(nèi)其他邊通過(guò)平移變換轉(zhuǎn)化得到。以邊Ⅰ為例，邊Ⅱ、Ⅲ、Ⅳ相對(duì)于邊Ⅰ的變換方式分別為(i=1，j=0，k=0)，(i=1，j=1，k=0)和(i=0，j=1，k=0)。其他兩組邊具有相似的變換方式。因此，可推導(dǎo)出各組之間的溫度約束條件：

(5)

(6)

(7)

以上推導(dǎo)的邊同樣不包含單胞的頂點(diǎn)，因?yàn)槿我庖粋€(gè)單胞的頂點(diǎn)都同屬于3條正相交的邊，且任意一個(gè)頂點(diǎn)都可由其他頂點(diǎn)通過(guò)平移變換得到。例如，頂點(diǎn)7就可通過(guò)頂點(diǎn)1通過(guò)變換方式(i=1，j=0，k=1)得到，由此可推導(dǎo)出各個(gè)頂點(diǎn)之間的溫度約束關(guān)系：

(8)

1.2 宏觀本構(gòu)關(guān)系與等效參數(shù)的求解

本文所采用的單胞穩(wěn)態(tài)熱傳導(dǎo)分析控制方程為

(9)

式中T為溫度；λx、λy、λz、λxy等分別為各個(gè)方向的熱導(dǎo)率。

由控制方程(9)和單胞表面的邊界條件，即可求解出單胞的溫度分布，x、y、z方向上的熱通量與溫度梯度的關(guān)系，由式(10)給出：

(10)

在邊界條件中，引入宏觀熱通量作為系統(tǒng)的一個(gè)獨(dú)立自由度，則可用參考點(diǎn)上的集中熱流來(lái)表示宏觀熱通量，這個(gè)宏觀熱通量與集中熱流之間的關(guān)系可通過(guò)能量公式等效得到。例如，將x方向上的集中熱流Qx加載在單胞的相應(yīng)參考點(diǎn)上，其他的自由度都不約束，則在單位時(shí)間內(nèi)，這個(gè)熱流產(chǎn)生的能量為

QxΔt=ρcVTx

(11)

式中ρ為材料密度；c為材料比熱容；V為單胞體積；Tx為x方向上溫度變量。

公式兩邊同時(shí)關(guān)于t求導(dǎo)，可得

(12)

又因?yàn)?/p>

(13)

所以

(14)

(15)

將式(15)代入式(14)中，可得：

(16)

所以，可推出：

(17)

基于上述公式，用Python語(yǔ)言編寫(xiě)了溫度周期性邊界條件，以顯示約束方式施加到模型對(duì)應(yīng)的節(jié)點(diǎn)上。在纖維束單胞模型中，施加不同方向的集中熱流，計(jì)算得到纖維束不同方向的熱導(dǎo)率λ1、λ2、λ3。再將這些結(jié)果作為細(xì)編穿刺單胞模型的材料參數(shù)進(jìn)行輸入，計(jì)算得到細(xì)編穿刺材料各個(gè)方向的熱導(dǎo)率λx、λy、λz。

2 有限元模型

2.1 纖維束單胞幾何模型

在纖維束理論分析中，假設(shè)纖維束為纖維在基體中均勻規(guī)則分布的單向纖維增強(qiáng)復(fù)合材料，纖維體積分?jǐn)?shù)即為其堆積密度。假設(shè)纖維在基體中的分布為正六邊形分布，如圖3所示。據(jù)此假設(shè)，可建立正六棱柱單胞模型。然而，正六棱柱單胞模型復(fù)雜的外形，使得施加邊界條件相對(duì)困難。所以，將正六棱柱模型拓展為圖3中矩形區(qū)域作為纖維束單胞，建立厚度方向?yàn)閱挝婚L(zhǎng)度的矩形纖維束單胞模型，并施加周期性溫度邊界條件。由于不同的纖維體積含量會(huì)導(dǎo)致纖維束熱傳導(dǎo)率的不同，本文分別選取10%～85%纖維體積含量的纖維束進(jìn)行研究。

(18)

材料采用T300炭纖維，單絲半徑r=3.8 μm ，帶入式(18)中求得a=16.18 μm，b=9.34 μm。

2.2 細(xì)編穿刺單胞幾何模型

細(xì)編穿刺織物是機(jī)織碳布和正交非織造三向織物的組合形式，如圖5所示。材料的成型工藝是將炭纖維經(jīng)整經(jīng)、穿綜、卷緯等工序在織布機(jī)上織X-Y向互相交織的平面碳布，再根據(jù)織物Z向間距和尺寸，確定Z向鋼針矩陣，碳布逐層穿刺，通過(guò)加壓控制保證碳布層密度和Z向垂直度，達(dá)到設(shè)計(jì)高度后，用炭纖維置換Z向鋼針形成織物。

由于復(fù)合材料平面結(jié)構(gòu)是由一層經(jīng)紗和一層緯紗相互交織而成，因此在其面內(nèi)具有嚴(yán)格的周期性。在厚度方向上，由于細(xì)編穿刺材料是由多層壓制穿刺而來(lái)，假設(shè)各層在厚度方向上均勻鋪設(shè)，忽略表層的影響，則材料內(nèi)部各層在3個(gè)方向上均具有周期性。為了方便有限元模擬，假設(shè)Z向纖維束的橫截面近似圓形，X-Y向纖維束的橫截面近似為橢圓形，且都為密實(shí)實(shí)體，各向纖維束之間的空隙全部由基體填充。假設(shè)X-Y向纖維交織方式均按式(19)給定的余弦公式排列。建立的細(xì)編穿刺單胞有限元模型如圖6所示。

(19)

經(jīng)電鏡掃描(SEM)分析，得到單胞的尺寸a=b=2.60 mm，h=0.44 mm，X-Y向纖維橫截面尺寸w=0.61mm，c=0.20 mm，纖維間距u=v=0.69 mm，Z向纖維橫截面半徑r=0.29mm，長(zhǎng)度與單胞厚度尺寸相同。通過(guò)計(jì)算得出細(xì)編穿刺單胞模型中，纖維束體積含量Vy=48.48%。由于纖維是各向異性材料，而纖維束在碳布中呈交織的彎曲狀態(tài)，因此需在纖維束中定義局部坐標(biāo)系，使Z軸始終與纖維束方向平行。

3 結(jié)果與分析

3.1 纖維束單胞模型計(jì)算結(jié)果比較

在纖維束中，軸向的熱導(dǎo)率λ3可通過(guò)混合法則計(jì)算得到：

(20)

式中λfa和λm分別為纖維軸向熱導(dǎo)率和基體的熱導(dǎo)率。

纖維束橫向熱導(dǎo)率的情況則相對(duì)復(fù)雜，為簡(jiǎn)化計(jì)算，假設(shè)纖維束為橫觀各向同性材料，即

(21)

同時(shí)為方便有限元模擬，以及計(jì)算準(zhǔn)則的需要，提出如下假設(shè)[5]：

(1)纖維的橫截面為圓形；

(2)所有的纖維都完全相同；

(3)纖維均勻的分布在基體中；

(4)基體的熱導(dǎo)率是各向同性的，纖維的熱導(dǎo)率在面內(nèi)是各向同性的。

基于上述假設(shè)，1982年，Rayleigh[5，15]在三角級(jí)數(shù)理論基礎(chǔ)上，提出了一種經(jīng)驗(yàn)公式用于計(jì)算纖維束橫向熱導(dǎo)率：

(22)

其中

(23)

S4=0.032 350 24

(24)

Hermans[5，16]在保留了Rayleigh理論的第一要素后，提出一種計(jì)算準(zhǔn)則用于計(jì)算纖維束橫向熱導(dǎo)率。

(25)

式中λft為纖維橫向熱導(dǎo)率。

式(25)僅針對(duì)纖維與基體為同心圓的復(fù)合材料，因此也被稱(chēng)為自洽公式，如圖7所示。

計(jì)算采用的纖維與基體的參數(shù)如表1所示。

表1 碳基體和T300纖維的熱導(dǎo)率[17]

不同纖維體積含量的纖維束熱導(dǎo)率有限元預(yù)測(cè)結(jié)果如表2所示。有限元預(yù)測(cè)結(jié)果與法則計(jì)算結(jié)果對(duì)比如圖8所示?？煽闯?，有限元預(yù)測(cè)纖維束軸向和橫向的熱導(dǎo)率結(jié)果與法則計(jì)算結(jié)果高度重合。隨著纖維含量的增加，纖維束軸向熱導(dǎo)率λ3線(xiàn)性升高。這是因?yàn)槔w維軸向熱導(dǎo)率比基體高，纖維束軸向熱量傳導(dǎo)主要由纖維承擔(dān)。而纖維束橫向熱導(dǎo)率λ1=λ2則逐漸降低，主要因?yàn)槔w維橫向熱導(dǎo)率相比基體低得多，使得基體在纖維束橫向熱量傳導(dǎo)中占主導(dǎo)地位，隨著纖維體積含量的增加，基體含量減少，使得橫向熱導(dǎo)率相應(yīng)降低。70%纖維體積含量的纖維束單胞模型熱通量分布圖如圖9所示。

表2 不同纖維含量體積的纖維束熱導(dǎo)率

為進(jìn)一步驗(yàn)證周期性邊界條件的可靠性，參照文獻(xiàn)[18]建立瀝青基C/C復(fù)合材料單胞模型，如圖10所示。采用周期性邊界條件，忽略界面相的影響，對(duì)T300纖維束進(jìn)行了熱導(dǎo)率的模擬。模擬結(jié)果如表3所示。由于沒(méi)有考慮纖維與基體界面相的影響，模擬得到的結(jié)果比試驗(yàn)值偏大。綜合經(jīng)驗(yàn)公式和試驗(yàn)對(duì)比，認(rèn)為本文所建模型和周期性溫度邊界條件可較準(zhǔn)確地預(yù)測(cè)纖維束軸向和橫向熱導(dǎo)率。

參數(shù)FEM/[W/(m·K)]試驗(yàn)結(jié)果/[W/(m·K)]誤差/%λ1=λ288．4374．3018．98λ3289．61253．8614．08

3.2 纖維含量對(duì)細(xì)編穿刺復(fù)合材料熱導(dǎo)率的影響

為研究纖維體積含量對(duì)細(xì)編穿刺復(fù)合材料熱導(dǎo)率的影響，采用70%纖維體積含量的纖維束，通過(guò)改變纖維束經(jīng)密和緯密改變纖維體積含量，建立如圖11所示的一組模型。

不同纖維體積含量的細(xì)編穿刺復(fù)合材料的熱導(dǎo)率如圖12所示。隨著纖維束體積含量的增加，單胞面內(nèi)熱導(dǎo)率和Z向熱導(dǎo)率均有不同程度的下降。這主要是由于C/C 復(fù)合材料作為一元復(fù)合材料，其熱導(dǎo)率與纖維含量和組元熱導(dǎo)率有關(guān)，滿(mǎn)足混合規(guī)則。所以，熱導(dǎo)率相對(duì)較大的基體體積含量越少，材料的熱導(dǎo)率就會(huì)越小。其次，由于基體熱導(dǎo)率小于纖維軸向熱導(dǎo)率卻遠(yuǎn)大于纖維橫向熱導(dǎo)率。使得復(fù)合材料主要沿纖維束軸向方向進(jìn)行熱量的傳導(dǎo)，纖維束橫向方向則對(duì)熱量的傳導(dǎo)起到一定的阻礙作用。因?yàn)榧?xì)編穿刺復(fù)合材料Z向纖維束含量遠(yuǎn)小于X-Y向纖維束含量，X-Y向纖維束對(duì)縱向熱量的傳導(dǎo)阻礙作用較大。所以，Z向熱導(dǎo)率要小于面內(nèi)熱導(dǎo)率。從圖12還可看出，隨著纖維體束積含量的增加，面內(nèi)熱導(dǎo)率與Z向熱導(dǎo)率差距逐漸縮小，這為材料的設(shè)計(jì)提供一種實(shí)用方法，當(dāng)材料需要在2個(gè)方向有不同的熱導(dǎo)率比例時(shí)，可通過(guò)調(diào)節(jié)材料經(jīng)密緯密來(lái)實(shí)現(xiàn)。

圖11 纖維束體積含量不同的細(xì)編穿刺模型

Fig.11 Fine weave pierced C/C composite of different yarn volume fraction

3.3 細(xì)編穿刺復(fù)合材料熱通量分布

以48.48%纖維束體積含量的單胞為例，在X方向施加集中熱流 ，熱通量分布圖如圖13所示?？煽闯觯琗向纖維束熱通量較大，熱通量主要集中在經(jīng)紗和緯紗的交織處，以及周?chē)幕w。纖維中熱通量最大值為1 739 W/m2，周?chē)w的熱通量最大值為1 459 W/m2。

圖14為在單胞Z向施加集中熱流的熱通量分布圖。熱量主要集中在Z向纖維束及周?chē)幕w上，Z向集中熱流下纖維束熱通量最大值為26.85 W/m2，基體為25.17 W/m2。

由圖13和圖14可知，細(xì)編穿刺復(fù)合材料的熱載荷主要由相應(yīng)方向的纖維束承擔(dān)，同時(shí)纖維束周?chē)w也承擔(dān)了較多熱載荷。

3.4 參數(shù)研究

復(fù)合材料的熱導(dǎo)率是由纖維、基體和機(jī)織方式共同決定的。采用不同的纖維和基體，復(fù)合材料的熱導(dǎo)率也會(huì)有一定的差別。因此，需要對(duì)復(fù)合材料的敏感性進(jìn)行研究。通過(guò)分別改變纖維絲和基體的熱導(dǎo)率，對(duì)細(xì)編穿刺碳碳復(fù)合材料單胞模型進(jìn)行有限元模擬，模擬結(jié)果如圖15和圖16所示。

圖15中，纖維絲熱導(dǎo)率不變，將基體的熱導(dǎo)率變?yōu)樵瓉?lái)的1/10為7.04 W/(m·K)?？煽闯觯S著碳基體熱導(dǎo)率的減小，單胞整體熱導(dǎo)率也較大程度下降。當(dāng)基體熱導(dǎo)率小于纖維熱導(dǎo)率時(shí)，隨著纖維含量的增加，單胞面內(nèi)和縱向熱導(dǎo)率增加。由于細(xì)編穿刺復(fù)合材料增加了Z向的纖維束，所以縱向熱導(dǎo)率與面內(nèi)熱導(dǎo)率相差不多。

圖16中，基體和纖維橫向熱導(dǎo)率保持不變，軸向熱導(dǎo)率提高到200 W/(m·K)。由圖16可知，隨著軸向熱導(dǎo)率的增加，單胞整體各個(gè)方向的熱導(dǎo)率均有不同程度的增加，但增加幅度較小。由于纖維橫向熱導(dǎo)率依然小于基體熱導(dǎo)率，單胞面內(nèi)熱導(dǎo)率依然隨纖維含量的增加呈下降趨勢(shì)。Z向熱導(dǎo)率則小幅上揚(yáng)。

4 結(jié)論

(1)本文所采用的周期性邊界條件保證了在單元胞體之間的熱量交換，與實(shí)際情況較為相符，預(yù)測(cè)結(jié)果與經(jīng)驗(yàn)公式吻合程度較高。為后續(xù)復(fù)合材料的結(jié)構(gòu)性能研究及優(yōu)化奠定了一定的研究基礎(chǔ)。

(2)針對(duì)不同機(jī)織密度的單胞進(jìn)行有限元分析，研究表明，隨著纖維含量的增加，材料兩個(gè)方向熱導(dǎo)率均有不同程度的下降，且差異逐漸減小，為材料的設(shè)計(jì)提供一種實(shí)用方法。

(3)針對(duì)不同纖維含量的單胞的材料分析表明，材料對(duì)基體熱導(dǎo)率敏感性較高。當(dāng)基體熱導(dǎo)率大于纖維橫向熱導(dǎo)率時(shí)，材料Z向熱導(dǎo)率和面內(nèi)熱導(dǎo)率隨著纖維含量的增加而下降，其中面內(nèi)熱導(dǎo)率下降趨勢(shì)較快。反之，熱導(dǎo)率隨纖維含量增加呈上升趨勢(shì)。

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(編輯：薛永利)

Simulation on effective thermal conductivity of fine weave pierced C/C composite

LIANG Heng，TONG Ming-bo，WANG Yu-qing，ZHU Shu-hua

(Ministerial Key Discipline Laboratory of Advanced Design Technology of Aircraft，Nanjing University of Aeronautics and Astronautics，Nanjing 210016，China)

Based on the meso and micro structures of the fine weave pierced C/C composite,finite element models of a single braiding yarn and C/C composites were established, respectively.By using the periodic non-adiabatic temperature boundary condition, the effective thermal conductivity of yarns and composites were calculated.The calculation results were highly consistent with empirical formula.Furthermore, the law of effective thermal conductivity by material parameters(i.e.fiber volume fraction,fiber and matrix thermal conductivity)was studied. With the increase of the fiber fraction,the transverse and longitudinal effective thermal conductivities decrease with reduced discrepancy.The thermal conductivity of the matrix has much more effects on the global effective thermal conductivity.Based on the FE model and boundary conditions proposed in this paper,the calculation results are in good agreement with the theory, which provides a useful reference for the analysis of thermal and thermo-mechanical coupling.

fine weave pierced C/C composites；FEM；unit cell；periodic boundary condition；thermal conductivity

2016-01-08；

2016-02-14。

國(guó)家自然科學(xué)基金(11302105)；中國(guó)航空科學(xué)基金(2014ZF52074)。

梁珩(1989—)，男，博士，研究方向?yàn)轱w行器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。E-mail： leunghengh@sina.com

童明波，男，教授，研究方向?yàn)轱w行器結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。E-mail：tongw@nuaa.edu.cn

V258

A

1006-2793(2017)03-0364-08

10.7673/j.issn.1006-2793.2017.03.017