Vol.15 No.1 硼钛复合纤维拉伸曲线分析 ·131· 一项为2272MP,仅为前一项的1%。也就是说.基体的塑性变形对整个复合纤维的变 形影响甚微，这是复合纤维低应变断裂的主要原因。 其次，由于界面塑性约束作用使复合纤维屈服点提高的 辐度为：K=0。:/口m,。对于硼钛复合纤维，由(12)式 20 得K≈3.5，即0，≈3.50m。而复合纤维的抗拉强度： 0b=0a+(,E,+vn/nG"-'8。≈o。+E,8 ∴.0b/oa=1+,Er5。/o、=1+,E。/3.5Em8m ≈1+vE,/3.5Em=1.92, 即复合纤维的屈服强度仅为其抗拉强度的一半。 理论计算值与实测结果之间的差异，我们认为主要是由×10 于应变测量不够精确所引起的。特别是对于实测曲线上在屈6 服之后出现较大应变（类似于低碳退火钢的屈服平台）尚不能 作出满意的解释。此外，其它因素也会对实验结果产生一定 5 影响，如用退火钛丝模似由物理方法获得的钛镀层；未考虑 由于组元之间热膨胀系数差异造成的残余应力及显微结构影 一计算结果 响等。因此，本文仅提供了一个粗糙的模型。 剥量结果 0 0 51015 4结论 e×10-3 图4硼钛复合纤维拉伸曲线 (1)硼纤维经钛镀层包覆后塑性性能有所提高，因而 Fig.4 Tensile corve of 硼钛复合纤维对防止硼纤维在复合工艺中的损伤能 Bw/Ti fiber 起到一定保护作用。 (2)复合纤维的拉伸过程由纤维的弹性变形与基体的弹塑性变形复合迭加构成。 (3) 当塑性组元体积分数较少时，复合纤维的变形遵循等应变变形原则，由此导出 的应力一应变关系与实验结果基本相符。 参考文献 1 Smith Paul R,Froes H.US Pat 4 499 156,1985 2 Park Y H,Narayen D,Marcus H L.Mater Sei Eng,1984,67:79 3 Jones Kiely C J and Wang S S.J Mater Res 1990,5(7):435 4 Mahulikar Deepak and Marcus H L.Met Trans A,1984,15A:209 5高山，孙长义，戴南荣第三届中国青年材料科学研讨会论文集（下），西北工大 学报编辑部，1991,199 6 Sun C T,Chen J L.Composite Sci and Tech,1991,40:115 7 Dvorak G J,Bahe-EL-Din Y A.J of Applied Mech,1982,49:327 8 Kenega D,Doyle J E and Sun C T.J of Composite Mater,1987,21:516硼钦复合纤维拉伸 曲线分析 一项为 ， 仅 为前一项的 。 也就是说 基体的塑性变形 对整个复合纤 维的变 形影响甚微 ， 这是 复合纤维低应变 断裂的主要 原因 。 七一层把 其次 ， 由于界面塑性 约束作用 使复合纤 维屈 服 点提 高的 幅 度为 二 气 。 ， 。 对 于 硼 钦 复合 纤维 ， 由 式 得 ‘ ， 即 “ “ 。 ， ， 。 而复合纤 维的抗拉强 度 。 。 。 一 。 。 。 。 ‘ ，二 刀万 ” 一 ’ 。 。 二 。 。 ，。它 。 。 · ’ · “ 比 ‘ 。 “ 。 “ 。 二 ， 产 。 · 二。 急 · 二 · 即 复合纤维的屈 服强 度仅为其抗拉强 度的一 半 。 理 论计算值 与 实测结果之 间的差异 ， 我们 认为主 要是 由 于应 变测量不够精确所引起 的 。 特别是对 于 实测 曲线上在屈 服之 后 出现较大应变 类似于低碳退 火 钢的屈 服平 台 尚不能 作出满意的解释 。 此外 ， 其它 因素也会对实验 结果产生一 定 影 响 ， 如 用 退火 钦 丝 模似 由物理方法 获得 的 钦 镀层 未 考虑 由于组 元之 间热膨胀系数差异造成 的残 余应 力及显 微结构影 响等 。 因此 ， 本文仅提供 了一 个粗糙的模型 。 口 一 一才共转果 － 侧世结果 结 论 硼纤维经钦镀层包覆后塑性性能有所提高 ， 因而 硼 钦复合纤维对防止硼纤 维在复合 工艺 中的损伤能 起 到一定 保护作用 。 名 一 图 硼钦复合纤维拉伸曲线 书 仙 复合纤维的拉伸过程 由纤 维的弹性变 形与基体的弹 塑性变形 复合迭加构成 。 当塑性组元体积分数较 少时 ， 复合纤 维的变形遵循 等 应 变变形原 则 ， 由此导 出 的应 力一 应变关 系与实验结果基本相符 。 参 考 文 献 ， ， ， ， ， ， ， ， ， 高 山 ， 孙长义 ， 戴南荣 第三届 中国青年材料科学研讨会 论文集 下 ， 西北工 大 学报编辑部 ， ， ， ， ， ， 一 一 ， ， ， ，