Carbon Fiber Shape and Interphase Effects on the Equivalent Thermoelastic Properties of Composites
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摘要: 碳纤维增强聚合物基复合材料是一种应用广泛的工程材料，其性能优异与否直接影响着工程应用的安全和可靠性. 碳纤维的形状效应和界面效应被认为是影响碳纤维复合材料力学性能的重要因素. 因此，开展碳纤维形状效应和界面效应的深入研究，对于碳纤维增强聚合物基复合材料的优化设计和工程应用具有重要意义. 为了揭示碳纤维形状效应和界面效应对碳纤维复合材料热弹性性能的影响，该文采用细观力学有限元方法建立了一个代表性体积单元(RVE)模型，通过模拟材料内部微观结构，研究了不同碳纤维形状和含量、界面相含量和界面相性能对碳纤维复合材料等效热弹性性能的影响. 结果表明，碳纤维形状效应对复合材料宏观纵向弹性模量和纵向热膨胀系数几乎没有影响，而对横向弹性模量、横向剪切模量、纵向剪切模量和横向热膨胀系数影响较大，尤其是随着碳纤维含量的增加影响更为明显. 随着界面相含量的增加，当界面效应表现为硬界面效应时，复合材料的纵向与横向弹性模量均会随之增加，而当界面效应表现为软界面效应时，复合材料的纵向与横向弹性模量均会随之减小. 当界面相热膨胀系数小于基体热膨胀系数时，复合材料的纵向与横向热膨胀系数均会随界面相含量的增加而减少，而当界面相热膨胀系数大于基体热膨胀系数时，复合材料的纵向与横向热膨胀系数均会随界面相含量的增加而增加.Abstract: Carbon fiber reinforced polymer matrix composites are widely used engineering materials, and their performances directly affects the safety and reliability of engineering applications. The carbon fiber shape and interphase are considered as important factors affecting the properties of composites. Therefore, conducting in-depth research on the carbon fiber shape and interphase effects on the thermoelastic properties of composites is of significance for the optimization design and engineering application of carbon fiber composites. A representative volume element (RVE) model was established with the finite element method. The internal microstructure of the composite was simulated, and the influences of different fiber volume fractions and shapes, interphase volume fractions and behaviors on the equivalent properties of fiber composites, were investigated. The results show that, the fiber shape has little effect on macroscopic longitudinal Young's modulus and the longitudinal thermal expansion coefficient of the composite, but has a great influence on transverse Young's modulus, the transverse shear modulus, the longitudinal shear modulus and the transverse thermal expansion coefficient, especially with the increase of the fiber volume fraction. Longitudinal and transverse Young's moduli of the composite will increase with the interfacial volume fraction, while the interphase effect is manifested as a hard one, but will decrease while the interphase effect is manifested as a soft one. When the interfacial thermal expansion coefficient is less than that of the matrix, both the longitudinal and the transverse thermo-parameters of the composite will decrease with the interfacial volume fraction; but when the interfacial thermal expansion coefficient is greater than that of the matrix, both the longitudinal and the transverse thermo-parameters of the composite will increase with the interfacial volume fraction.
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Key words:
- carbon fibre composite /
- micromechanics /
- shape effect /
- interphase effect /
- thermoelastic property
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0. 引言
近年来，碳纤维增强聚合物基复合材料由于比重低、强度好、刚度高、制造工艺简单、耐腐蚀性能好、抗疲劳性能高、寿命周期长、结构轻量化等优点，得到了快速的发展，尤其是异性碳纤维复合材料[1-3]. 异性碳纤维是采用一定特殊形状喷丝孔制备的具有特殊截面和优异力学性能的碳纤维，其形状和尺寸可以根据不同工程需求进行定制设计. 目前，异性碳纤维复合材料已广泛应用于航空航天、汽车工业等领域[4-6].
陈立军等[7]采用母粒共混熔融纺丝法，制备了圆形、十字形和三角形截面的聚酰胺6/石墨烯复合纤维，研究了纤维形貌异形度对复合材料物理性能的影响规律. He等[8]基于计算细观力学方法揭示了纤维半径、纤维形状偏差对复合材料在横向拉伸、压缩、剪切和纵向剪切四种载荷条件下强度和破坏机制的作用机理. Bond等[9]通过实验发现，与圆形纤维相比，三角形纤维增强复合材料的抗拉和抗压强度均有所提高. Huang等[10]建立了一种基于有限元方法的机器学习模型用来预测纤维复合材料的横观模量，证实了纤维形状对复合材料力学横观力学性能的重要影响. Rao等[11]利用有限元方法计算了圆形、正方形、椭圆形和菱形纤维的形状效应对复合材料横观导热性能的影响，阐明了不同纤维形状下复合材料的横观导热性能有显著差异. Pathan等[12]通过细观力学有限元方法研究了纤维形状效应对各向异性黏弹性复合材料的黏弹性力学行为的影响规律. Sadowski等[13]研究了石墨烯纤维的形状效应对复合材料热弹性性能的影响. Herráez等[14]采用计算细观力学的方法研究了多边形、小叶形和椭圆形纤维截面对复合材料横观强度的影响，研究发现圆形纤维表现出最好的平均性能，小叶形纤维则在横向压缩中表现优异.
在碳纤维复合材料中，由于碳纤维和基体之间的物理和化学反应或者由于碳纤维上涂层的存在，在碳纤维和基体之间的界面处存在具有不同于碳纤维和基体力学性能的区域，该区域一般称为界面相[15-18]. 尽管碳纤维增强聚合物复合材料通过提供优良的宏观特性促进了传统复合材料行业的发展，但经常受到界面薄弱的困扰，导致不能将碳纤维的优异力学和物理性能较好地传递到基体[19-22]. 许培俊等[23]通过引入热固性树脂界面过渡层显著提高了碳纤维复合材料的界面性能，进而使复合材料的弯曲强度和热力学性能得到了较大改善. Mamolo等[24]利用浸涂工艺通过化学和物理吸附在碳纤维和聚合物界面形成氯化芳纶纳米纤维界面相，使界面的剪切强度获得了较大提升. Kundalwal等[25]和Hassanzadeh-Aghdam等[26]的研究表明，碳纳米管纤维与周围聚合物基体之间的界面相对复合材料的热弹性性能建模起着至关重要的作用. 因此，为了提高计算结果的精确性，将碳纤维与基体之间的界面效应引入数值模型具有重要意义.
综上，碳纤维的形状效应和界面效应对复合材料的等效性能具有重要影响，但是目前综合考虑碳纤维形状效应和界面效应的复合材料细观力学模型依然较少. 鉴于此，本文采用了细观力学有限元方法，建立了碳纤维完全随机分布的复合材料代表性体积单元(RVE)模型，研究了碳纤维的形状效应和界面效应对复合材料宏观热弹性性能的影响规律，以期为碳纤维的形状设计与界面相性能优化提供理论依据.
1. 细观力学有限元方法
1.1 RVE
本文主要考虑了两个凹图形和两个凸图形形状的碳纤维，截面分别为圆形、椭圆形、月牙形和八角星形. 首先，基于Monte Carlo随机算法，利用MATLAB软件生成具有随机坐标和随机角度的碳纤维，注意在建模过程中保证各形状纤维的截面积相等，可将它们简化为外接圆进行生成. 然后，将生成的碳纤维坐标与角度信息导入COMSOL有限元软件中，构建RVE，如图 1所示. 为了排除其他因素带来的影响，对于四种不同形状碳纤维RVE模型的网格，均采用自由三角形网格扫掠而成，其中最大单元大小为2.4，最小单元大小为0.432，最大单元增长率为1.5，曲率因子为0.6，狭窄区域分辨率为0.5.
图 1 不同形状碳纤维复合材料的RVE模型Figure 1. RVE models of composites with different carbon fiber shapes在研究碳纤维形状效应对复合材料等效热弹性性能的影响时，暂不考虑界面相的影响. 每种形状下碳纤维的数量随碳纤维体积分数改变而改变，其体积分数在0.1~0.3范围内变化，具体值为0.103 6，0.152 7，0.201 8，0.250 9. 根据碳纤维和基体各自的属性计算六种不同载荷工况下复合材料的均质弹性和热属性，并将结果与根据混合定律(ROM)获得的值进行比较. 在研究界面效应时，分别构建不同形状纤维上的等厚度界面相，通过改变界面相的体积分数(采用类似两个同心圆相减得到圆环的方法获得界面体积分数)和性能，研究其对复合材料等效热弹性性能的影响.
1.2 周期性边界条件
在碳纤维增强复合材料的周期性细观结构中，RVE模型具有平行且成对的边界表面. 为了满足边界上应力的连续性与位移的协调性条件，RVE对称面上的节点需要一一对应且具有大小相等的应力和变形. 对于具有周期性的细观结构，在一对边界表面上，施加的周期位移场表达式如下[27]：
ui=ˉεikxk+u∗i, (1) 式中，εik为单胞平均应变；xk为单胞任意节点的坐标；ui*为周期性位移修正量. 在RVE模型的一对边界面上，周期性位移场可以写为
{uj+i=ˉεikxj+k+u∗i,uj−i=ˉεikxj−k+u∗i. (2) 在具有周期性的RVE模型中，每一组平行相对面上的ui*都是完全相同的，所以式(2)中两式相减可得
uj+i−uj−i=ˉεik(xj+k−xj−k)=ˉεikΔxjk. (3) 对于RVE模型每一组相对平行的面，Δxkj为常数. 如果给定了εik，则式(3)右边为常数，那么周期性边界条件可改写为
uj+(x,y,z)−uj−(x,y,z)=cji. (4) 由于式(4)中不含有周期性位移修正量ui*，所以确定RVE模型后，在COMSOL中通过使用单元周期性节点，即可将周期性边界条件施加于RVE模型的三对面.
2. 结果与讨论
在本文建立的细观力学有限元模型中，基体采用914C环氧树脂材料，基体和界面相均假设为各向同性. 碳纤维假设为横观各向同性. 914C环氧树脂的基本力学性能参数为：弹性模量Em=4 GPa，Poisson比νm=0.35，密度ρm=1 100 kg/m3，热膨胀系数αm=5.5×10-5 K-1. T300碳纤维的基本力学性能参数为：纵向弹性模量E1f=230 GPa，横向弹性模量E2f=E3f=15 GPa，纵向剪切模量G12f=G13f=15 GPa，横向剪切模量G23f=7 GPa，纵向Poisson比ν12f=ν13f=0.2，横向Poisson比ν23f=0.07，密度ρf=1 800 kg/m3，纵向热膨胀系数α1f=-0.6×10-6 K-1，横向热膨胀系数α2f=α3f=8.5×10-6 K-1.
根据ROM[28]，结合碳纤维和基体的材料属性，复合材料的弹性模量、剪切模量和Poisson比表达式分别如下：
{E11=VfE1f+VmEm,E22=E33=E2fEmVfEm+VmE2f,G12=G12fGmVfGm+VmG12f,ν12=Vfν12f+Vmνm, 其中，Vf和Vm分别是碳纤维和基体的体积分数. 复合材料在纵向(纤维方向)和横向上的热膨胀系数可以分别表示为
{α11=Vfα1fE1f+VmαmEmVfE1f+VmEm,α22=α33=(1+νm)Vmαm+(1+ν12fα1fα2f)Vfα2f−ν12α11. 2.1 碳纤维形状效应对复合材料等效热弹性性能的影响
2.1.1 不同碳纤维形状对复合材料等效模量的影响
图 2显示了不同形状碳纤维复合材料归一化的弹性性能随纤维体积分数的变化规律. 如图 2(a)所示，随着碳纤维体积分数Vf的增大，不同形状碳纤维复合材料的纵向弹性模量均增加，并且不同形状碳纤维RVE模型与ROM计算出的纵向弹性模量非常接近. 因此可以得出结论，复合材料纵向模量与碳纤维形状无关，ROM可对此特性提供有效估计. 如图 2(b)所示，对于复合材料的横向模量，随着Vf的增加，四种形状碳纤维的复合材料整体的横向弹性模量均呈增加趋势，并且四种形状碳纤维复合材料的RVE模型和ROM预测的横向弹性模量值差异越来越大. 在碳纤维体积分数为0.250 9时，含有月牙形碳纤维的复合材料整体的横向弹性模量比圆形碳纤维的复合材料高1.45%，其次是含有八角星形碳纤维、椭圆形碳纤维的复合材料. 图 2(c)给出了复合材料纵向剪切模量的结果，随着Vf的增加，各形状碳纤维复合材料的G12也增加，而且各形状碳纤维复合材料与ROM计算的纵向剪切模量值差异也越来越大. 与横向弹性模量的结果类似，可以明显看出月牙形碳纤维具有最高的纵向剪切模量，其次是八角星形、椭圆形碳纤维. 图 2(d)给出了横向剪切模量与碳纤维体积分数的关系. 从图中可以看出，随着Vf的增加，各形状碳纤维复合材料的横向剪切模量也增加，且不同形状碳纤维复合材料的横向剪切模量亦有明显差异. 值得注意的是, 由于纵向弹性模量受形状效应影响较小，所以有限元结果与ROM结果一致，而横向弹性模量、纵向剪切模量、横向剪切模量受形状效应影响较大，因此有限元结果与ROM预测结果偏差较大，这是因为ROM仅与材料本身参数的设置有关，并未考虑碳纤维形状带来的影响.
图 2 不同形状碳纤维复合材料归一化的弹性性能随纤维体积分数的变化规律注 为了解释图中的颜色，读者可以参考本文的电子网页版本，后同.Figure 2. The variations of normalized elastic properties of carbon fiber composites with different shapes as a function of the fiber volume fraction2.1.2 不同碳纤维形状对复合材料等效热膨胀系数的影响
图 3显示了不同形状碳纤维复合材料归一化的热膨胀系数随纤维体积分数的变化规律. 由图 3(a)可知，随着碳纤维体积分数从0.103 6增加至0.250 9，不论是哪种形状的碳纤维，它们的纵向热膨胀系数均逐渐减小. 四种不同形状碳纤维复合材料的RVE模型预测的结果差异并不大，说明复合材料纵向热膨胀系数受碳纤维形状效应的影响较小，ROM可对纵向热膨胀系数提供有效预测. 图 3(b)为复合材料横向热膨胀系数与碳纤维体积分数的关系，由图可知，Vf从0.103 6增加至0.250 9的过程中，复合材料整体的α2逐渐减小. 随着Vf的增加，含有月牙形碳纤维的复合材料的α2比圆形碳纤维降低了1.012%，说明碳纤维的形状效应对复合材料的横向热膨胀系数有较大影响.
图 3 不同形状碳纤维复合材料归一化的热膨胀系数随纤维体积分数的变化规律Figure 3. The variations of normalized thermo parameters of composites with different shapes as a function of the fiber volume fraction2.2 界面效应对碳纤维复合材料等效热弹性性能的影响
2.2.1 不同界面相性能对碳纤维复合材料等效模量的影响
图 4显示的分别是当界面相弹性模量Ei为0.1倍和2倍的基体弹性模量Em时，碳纤维复合材料纵向弹性模量E1与界面相体积分数Vi的变化关系，其中碳纤维体积分数保持在0.2. 从图 4(a)中可以看到，当界面相弹性模量小于基体弹性模量时，即界面相为软界面时，复合材料的E1随Vi增加而减小，并且不同形状的碳纤维复合材料表现出显著的差异. 从图 4(b)中可以看到，当界面相弹性模量高于基体弹性模量，即界面相为硬界面时，复合材料的E1随Vi增加而增加. 当Ei=2Em时，在界面相体积分数从0.01增加至0.09的情况下，碳纤维形状为圆形、椭圆形、月牙形和八角星形的碳纤维复合材料的纵向弹性模量分别增加了383.3 MPa，191.4 MPa，399.2 MPa，289.6 MPa.
图 4 不同形状碳纤维复合材料纵向弹性模量随界面相体积分数的变化规律Figure 4. The variations of longitudinal elastic moduli of carbon fiber composites with different shapes as a function of the interphase volume fraction图 5显示了不同形状碳纤维复合材料横向弹性模量E2随界面相体积分数Vi的变化规律. 从图 5中可以得出：当Ei=0.1Em时，即界面相为软界面时，复合材料的E2随Vi增加而减小；当Ei=2Em时，即界面相为硬界面时，复合材料的E2随Vi增加而增加. 不管是硬界面还是软界面，同一界面相体积分数下不同形状的碳纤维复合材料横向弹性模量均有较大差异. 总的来说，软界面会降低复合材料的弹性模量，这是因为界面相的刚度较低，限制了碳纤维和基体之间的应力传递，增加界面相体积分数会导致复合材料整体弹性性能下降. 另一方面，硬界面可以提高复合材料的弹性模量，主要是因为硬界面可以增强碳纤维与基体的相互作用，从而更有效地传递应力，并提高复合材料整体的刚度.
图 5 不同形状碳纤维复合材料横向弹性模量随界面相体积分数的变化规律Figure 5. The variations of transverse elastic moduli of carbon fiber composites with different shapes as a function of the interphase volume fraction2.2.2 不同界面相性能对碳纤维复合材料等效热膨胀系数的影响
如图 6(a)所示，当界面相热膨胀系数αi为0.1倍基体热膨胀系数αm时，在界面相体积分数Vi从0.02增加至0.1且碳纤维形状为圆形的情况下，复合材料整体的纵向热膨胀系数减小了3.21×10-7 K-1. 同样地，月牙形碳纤维复合材料减小了3.42×10-7 K-1，八角星形碳纤维复合材料减小了2.45×10-7 K-1. 如图 6(b)所示，当界面相热膨胀系数为2倍基体热膨胀系数时，在界面相体积分数从0.02增加至0.1且碳纤维形状为圆形的情况下，复合材料整体的纵向热膨胀系数增加了3.49×10-7 K-1，月牙形碳纤维复合材料增加了3.65×10-7 K-1，八角星形碳纤维复合材料增加了2.63×10-7 K-1.
图 6 不同形状碳纤维复合材料纵向热膨胀系数随界面相体积分数的变化规律Figure 6. The variations of longitudinal thermo parameters of composites with different carbon fiber shapes and the interphase volume fraction如图 7(a)所示，当界面相热膨胀系数为0.1倍基体热膨胀系数时，在界面相体积分数从0.02增加至0.1且碳纤维形状为圆形的情况下，复合材料整体的横向热膨胀系数减小了4.93×10-6 K-1. 同时，月牙形碳纤维复合材料减小了5.18×10-6 K-1，八角星形碳纤维复合材料减小了3.64×10-6 K-1. 如图 7(b)所示，当界面相热膨胀系数为2倍基体热膨胀系数时，在界面相体积分数从0.02增加至0.1且碳纤维形状为圆形的情况下，复合材料整体的横向热膨胀系数增加了4.90×10-6 K-1，月牙形碳纤维复合材料增加了5.02×10-6 K-1，八角星形碳纤维复合材料增加了3.54×10-6 K-1. 从图 6和图 7均可以看到，当αi小于αm时，随着Vi的增加，复合材料的纵向和横向热膨胀系数均会减少. 当αi大于αm时，随着Vi的增加，复合材料的纵向和横向热膨胀系数均会增加.
图 7 不同形状碳纤维复合材料横向热膨胀系数随界面相体积分数的变化规律Figure 7. The variations of transverse thermo parameters of composites with different carbon fiber shapes and the interphase volume fraction3. 结论
本研究基于细观力学有限元方法，针对碳纤维复合材料，通过改变不同的碳纤维形状和含量，以及不同的界面相含量、界面相弹性模量和界面相热膨胀系数，探究了碳纤维形状效应和界面效应对复合材料热弹性性能的影响.
在形状效应方面，随着碳纤维含量的增加，各形状碳纤维复合材料的纵向弹性模量、横向弹性模量、纵向剪切模量和横向剪切模量均呈增加趋势，纵向、横向热膨胀系数均随碳纤维含量增加而减小，碳纤维形状效应对复合材料纵向弹性模量和纵向热膨胀系数几乎没有影响，而对横向弹性模量、横向剪切模量、纵向剪切模量和横向热膨胀系数影响较大，尤其是随着碳纤维含量的增加影响较为显著.
在界面效应方面，本研究通过引入界面相，分析了界面相含量、弹性模量和热膨胀系数对碳纤维复合材料热弹性性能的影响. 研究表明，当界面相为软界面时，复合材料的纵向和横向弹性模量均随界面相含量增加而减小；当界面相为硬界面时，复合材料的纵向和横向弹性模量均随界面相含量增加而增加. 而随着界面相弹性模量的增加，复合材料整体的纵向与横向弹性模量均会随之增加，并且界面相的形状对复合材料热弹性性能会有一定影响. 当界面相热膨胀系数小于基体热膨胀系数时，复合材料的纵向和横向热膨胀系数均会随界面相含量的增加而减少；当界面相热膨胀系数大于基体热膨胀系数时，复合材料的纵向和横向热膨胀系数均会随界面相含量的增加而增加. 这些结果有助于深入理解碳纤维复合材料形状效应和界面效应的作用机理，对于优化碳纤维复合材料的热弹性性能具有重要意义.
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图 1 不同形状碳纤维复合材料的RVE模型
Figure 1. RVE models of composites with different carbon fiber shapes
图 2 不同形状碳纤维复合材料归一化的弹性性能随纤维体积分数的变化规律
注 为了解释图中的颜色，读者可以参考本文的电子网页版本，后同.
Figure 2. The variations of normalized elastic properties of carbon fiber composites with different shapes as a function of the fiber volume fraction
图 3 不同形状碳纤维复合材料归一化的热膨胀系数随纤维体积分数的变化规律
Figure 3. The variations of normalized thermo parameters of composites with different shapes as a function of the fiber volume fraction
图 4 不同形状碳纤维复合材料纵向弹性模量随界面相体积分数的变化规律
Figure 4. The variations of longitudinal elastic moduli of carbon fiber composites with different shapes as a function of the interphase volume fraction
图 5 不同形状碳纤维复合材料横向弹性模量随界面相体积分数的变化规律
Figure 5. The variations of transverse elastic moduli of carbon fiber composites with different shapes as a function of the interphase volume fraction
图 6 不同形状碳纤维复合材料纵向热膨胀系数随界面相体积分数的变化规律
Figure 6. The variations of longitudinal thermo parameters of composites with different carbon fiber shapes and the interphase volume fraction
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[1] SAYAM A, RAHMAN A N M M, RAHMAN M S, et al. A review on carbon fiber-reinforced hierarchical composites: mechanical performance, manufacturing process, structural applications and allied challenges[J]. Carbon Letters, 2022, 32 : 1173-1205. doi: 10.1007/s42823-022-00358-2 [2] 刘鑫, 吴倩倩, 于国财, 等. 碳纤维/树脂基复合材料曲壁蜂窝夹芯结构的三点弯曲性能[J]. 应用数学和力学, 2022, 43 (5): 490-498.LIU Xin, WU Qianqian, YU Guocai, et al. Three-point bending properties of carbon fiber reinforced polymer composite honeycomb sandwich structures with curved wall[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2022, 43 (5): 490-498. (in Chinese) [3] 谢世红, 高洁, 宁来元, 等. 碳纤维/聚合物复合材料热导率近十年研究进展[J]. 复合材料学报, 2024, 41 (2): 561-571.XIE Shihong, GAO Jie, NING Laiyuan, et al. Research progress on thermal conductivity of carbon fiber/polymer composites in recent ten years[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41 (2): 561-571. (in Chinese) [4] 范春峰, 何鉴峰, 王建. 异形纤维及其制造技术进展[J]. 高分子材料科学与工程, 2024, 40 (3): 172-179.FAN Chunfeng, HE Jianfeng, WANG Jian. Progress in shaped fibers and their manufacturing techniques: a review[J]. Polymer Materials Science & Engineering, 2024, 40 (3): 172-179. (in Chinese) [5] 王立超, 李响, 伊翠云, 等. 空天领域用3D打印纤维复合材料研究进展[J]. 纤维复合材料, 2023, 40 (4): 86-89.WANG Lichao, LI Xiang, YI Cuiyun, et al. Research progress of 3D printed fiber composites used in aerospace field[J]. Fiber Composites, 2023, 40 (4): 86-89. (in Chinese) [6] 于敬晖. 碳纤维复合材料在汽车结构件中的应用研究进展[J]. 纤维复合材料, 2023, 40 (4): 71-75.YU Jinghui. Application research progress of CFRP in automobile structure parts[J]. Fiber Composites, 2023, 40 (4): 71-75. (in Chinese) [7] 陈立军, 钟百敏, 胡泽旭, 等. 截面形状对聚酰胺6/石墨烯复合纤维性能的影响[J]. 合成纤维, 2019, 48 (7): 5-8.CHEN Lijun, ZHONG Baimin, HU Zexu, et al. Effect of cross-sectional morphology on properties of polyamide 6/graphene composite fiber[J]. Synthetic Fiber in China, 2019, 48 (7): 5-8. (in Chinese) [8] HE C W, GE J R, CAO X F, et al. The effects of fiber radius and fiber shape deviations and of matrix void content on the strengths and failure mechanisms of UD composites by computational micromechanics[J]. Composites Science and Technology, 2022, 218 : 109139. [9] BOND I, HUCKER M, WEAVER P, et al. Mechanical behaviour of circular and triangular glass fibres and their composites[J]. Composites Science and Technology, 2002, 62 (7/8): 1051-1061. [10] HUANG H W, HADIGHEH S A, BAGHAEI K A. Influences of fibre shape on the transverse modulus of unidirectional fibre reinforced composites using finite element and machine learning methods[J]. Composite Structures, 2023, 312 : 116872. [11] RAO B R, RAJU V R, RAO K M. Effect of fibre shape on transverse thermal conductivity of unidirectional composites[J]. Sadhana, 2015, 40 (2): 503-513. [12] PATHAN M V, TAGARIELLI V L, PATSIAS S. Effect of fibre shape and interphase on the anisotropic viscoelastic response of fibre composites[J]. Composite Structures, 2017, 162 : 156-163. [13] SADOWSKI P, KOWALCZYK-GAJEWSKA K, STUPKIEWICZ S. Classical estimates of the effective thermoelastic properties of copper-graphene composites[J]. Composites Part B: Engineering, 2015, 80 : 278-290. [14] HERRÁEZ M, GONZÁLEZ C, LOPES C S, et al. Computational micromechanics evaluation of the effect of fibre shape on the transverse strength of unidirectional composites: an approach to virtual materials design[J]. Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2016, 91 : 484-492. [15] 周磊, 刘玉库, 陈英函, 等. 碳纤维增强聚合物界面相的研究进展[J]. 纤维复合材料, 2023, 40 (4): 81-85.ZHOU Lei, LIU Yuku, CHEN Yinghan, et al. Research progress of interfacial phases of carbon fiber reinforced polymer[J]. Fiber Composites, 2023, 40 (4): 81-85. (in Chinese) [16] JIANG X F, WANG C, LI G, et al. Enhanced interfacial property and thermal conductivity of pitch-based carbon fiber/epoxy compositesvia three-layer assembly of PDI/GN/PDI interphase[J]. Composites Part B: Engineering, 2024, 273 : 111238. [17] TAN Y K, LIU J H, LI Y J, et al. Constructing a new multiscale "soft-rigid-soft" interfacial structure at the interphase to improve the interfacial performance of carbon fiber reinforced polymer composites[J]. Composites Science and Technology, 2024, 248 : 110458. [18] ZHANG Y Y, YANG P W, SUN Y H, et al. Optimization of interfacial properties of different high modulus carbon fiber composites by tailored interphase stiffness with MWNT-EP/epoxy sizing[J]. Surfaces and Interfaces, 2023, 39 : 102977. [19] 崔春丽, 徐耀玲. 预测纳米纤维复合材料有效弹性性能的界面模型和界面相模型[J]. 应用数学和力学, 2022, 43 (8): 877-887.CUI Chunli, XU Yaoling. The interface model and the interphase model for predicting the effective elastic properties of nano-fiber composites[J]. Applied Mathematics and Mechanics, 2022, 43 (8): 877-887. (in Chinese) [20] QIU B W, QIU B L, SUN T, et al. Constructing a multiscale rigid-flexible interfacial structure at the interphase by hydrogen bonding to improve the interfacial performance of high modulus carbon fiber reinforced polymer composites[J]. Composites Science and Technology, 2022, 229 : 109672. [21] 李美琪, 李晓飞, 王瑞涛, 等. 碳纤维增强聚合物基复合材料界面特性研究进展[J]. 材料导报, 2023, 37 (20): 229-240.LI Meiqi, LI Xiaofei, WANG Ruitao, et al. Research progress on the interface properties of carbon fiber reinforced polymer matrix composites[J]. Materials Reports, 2023, 37 (20): 229-240. (in Chinese) [22] XU W X, WU F, JIAO Y, et al. A general micromechanical framework of effective moduli for the design of nonspherical nano- and micro-particle reinforced composites with interface properties[J]. Materials & Design, 2017, 127 : 162-172. [23] 许培俊, 李兆, 郭新良, 等. 热固性树脂过渡层对聚醚砜树脂基碳纤维复合材料界面性能的增强改性[J]. 复合材料学报, 2024, 41 (7): 3568-3576.XU Peijun, LI Zhao, GUO Xinliang, et al. Enhanced modification of interface performance of polyethersulfone resin matrix carbon fiber composite by thermosetting resin transition layer[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2024, 41 (7): 3568-3576. (in Chinese) [24] MAMOLO S U, SODANO H A. Interfacial reinforcement of carbon fiber composites through a chlorinated aramid nanofiber interphase[J]. Composites Science and Technology, 2024, 245 : 110351. [25] KUNDALWAL S I, MEGUID S A. Micromechanics modelling of the effective thermoelastic response of nano-tailored composites[J]. European Journal of Mechanics A: Solids, 2015, 53 : 241-253. [26] HASSANZADEH-AGHDAM M K, ANSARI R, MAHMOODI M J. Thermo-mechanical properties of shape memory polymer nanocomposites reinforced by carbon nanotubes[J]. Mechanics of Materials, 2019, 129 : 80-98. [27] 周金秋, 王振军, 杨思远, 等. 连续石墨纤维增强铝基复合材料准静态拉伸损伤演化与断裂力学行为[J]. 复合材料学报, 2020, 37 (4): 907-918.ZHOU Jinqiu, WANG Zhenjun, YANG Siyuan, et al. Damage evolution and fracture behaviors of continuous graphite fiber reinforced aluminium matrix composites subjected to quasi-static tensile loading[J]. Acta Materiae Compositae Sinica, 2020, 37 (4): 907-918. (in Chinese) [28] SRISUK N. A micromechanics model of thermal expansion coefficient in fiber reinforced composites[D]. Texas: The University of Texas at Arlington, 2010. -
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