CN112632819B - 一种连续纤维增强复合材料基本力学性能参数预测方法 - Google Patents
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Abstract
本发明属于航空复合材料技术领域，涉及一种连续纤维增强复合材料基本力学性能参数的预测方法，尤其涉及能够应用在连续纤维增强金属基复合材料的基本力学性能参数的预测。本发明提供了一种基于周期性边界条件(应力和位移连续)建立代表性体积元(RVE)模型，并结合基体横向拉伸应力集中系数表征，对连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量、纵向泊松比、横向杨氏模量、横向泊松比、纵向剪切模量、横向剪切模量和横向拉伸强度等基本力学性能参数进行预测的方法，该方法可实现准确预测连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能参数；此外，该方法亦可应用于连续纤维增强树脂基复合材料、连续纤维增强陶瓷基复合材料基本力学性能参数的预测。
Description
技术领域
本发明属于航空复合材料技术领域，涉及一种连续纤维增强复合材料基本力学性能参数的预测方法，尤其涉及能够应用在连续纤维增强金属基复合材料的基本力学性能参数的预测。
背景技术
人类对纤维增强金属基复合材料的研究已有近40年的历史。各国都已把复合材料的研究与应用作为航空发动机研制发展的重点，美国先后通过国家航空航天计划(NASP)、集成高性能涡轮发动机技术项目(IHPTET)研究计划、钛基复合材料涡轮发动机联合研制项目(TMCTECC)等研究项目以研究纤维增强钛金属基复合材料在航空航天框架结构和发动机上的应用。连续纤维增强金属基复合材料具有高比强度、高比刚度等优良性能，被广泛应用到航空航天装备制造等领域。对连续纤维增强金属基复合材料力学性能的准确预测是其应用于结构设计的必要前提。通常预测连续纤维增强金属基复合材料力学性能主要采用理论分析、数值计算和实验测试相结合的方法。理论分析主要是基于复合材料力学理论，采用Eshelby等效夹杂法、自洽法、广义自洽法和Mori-Tanaka法等方法预测力学性能，但因复合材料结构、制备工艺等差异性，其预测精度有限，一般仅限于典型复合材料基本力学性能参数计算。数值计算主要是基于复合材料结构有限元法，细观力学模型和宏观力学模型相结合，实现力学性能预测。实验测试是依据复合材料力学性能测试准则，通过专门设计的实验设备(夹具)测取材料的力学性能。在复合材料力学性能数值计算中，通过细观力学分析可以计算细观结构的应力/应变场，进而建立结构刚度矩阵，实现宏观力学性能预测，因此，建立有效的细观力学方法及其计算模型具有重要意义。
针对连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能预测问题，建立有效的细观力学有限元模型是关键。常用的细观力学分析模型主要包括CCA(Composite CylinderAssemblage)上下限模型、桥联模型、代表体积元(Representative Volume Element,RVE)模型等，其中，代表体积元模型因对连续纤维增强复合材料结构力学性能预测精度较高被广泛关注。但是，在应用RVE模型计算中，因边界条件施加不够完备合理、未考虑基体应力集中系数会对力学性能计算结果产生较大的影响。一些学者将周期性边界条件应用于交叉排列的层合板力学性能预测、编织复合材料结构力学性能预测及颗粒增强复合材料力学性能预测，均表明可以达到一定预测精度。然而，针对连续纤维增强金属复合材料结构的代表性体积元(RVE)模型施加周期性边界条件进行力学性能预测的方法及其有效性和精度的验证尚未充分开展。
发明内容
为了准确预测连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能参数，本发明提供了一种基于周期性边界条件(应力和位移连续)建立代表性体积元(RVE)模型，并结合基体横向拉伸应力集中系数表征，对上述基本力学性能参数进行预测的方法，该方法可实现准确预测连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能参数；此外，该方法亦可应用于连续纤维增强树脂基复合材料、连续纤维增强陶瓷基复合材料基本力学性能参数的预测。
本发明是通过以下技术方案实现的：
S1：基于位移和应力连续的周期性边界条件，通过有限元仿真计算软件建立四边形代表性体积元模型，并划分有限元网格；
S2：规定沿连续纤维的方向为纵向，垂直连续纤维的方向为横向，在代表性体积元模型垂直于连续纤维的面上分别施加在材料(基体与纤维)弹性范围内的纵向的正向载荷、横向的正向载荷，平行于连续纤维的面上的纵向剪切载荷以及平行于连续纤维的面上的横向剪切载荷，并通过有限元分析，计算加载横向的正向载荷后，基体的应力集中系数；
S3：将分别施加上述载荷后，有限元仿真计算软件得到的平均变形量响应结果和横向正向载荷下基体应力集中系数带入数值解析法的基于基本力学性能模型计算公式，最终可求得连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量、纵向泊松比、横向杨氏模量、横向泊松比、纵向剪切模量、横向剪切模量和横向拉伸强度的预测值。
所述的代表性体积元(RVE)是为模拟连续纤维在基体中周期性排列而提取的单胞特征单元模型，根据连续纤维材料的具体牌号/规格(用以确定连续纤维的截面半径r)及连续纤维在复合材料中的体积分数Vf，可确定代表性体积元(RVE)模型的具体尺寸：
所述四边形代表性体积元(RVE)模型是一个长方体，如图1所示，棱长为a、b、c，其中一对包含棱长b、c的平行面正中间被一条圆柱形连续纤维垂直贯穿，其他部分为基体材料，b、c的取值满足πr2/bc＝Vf，且b、c均大于连续纤维的直径2r，a为任意值。
所述的周期性边界条件可用来约束代表性体积元(RVE)，因连续纤维在复合材料中呈周期性排布，在细观力学建模过程中需将单胞代表性体积元在周期排列的复合材料中分离出来。在计算过程中为了模拟代表性体积元周围真实情况，需要对其施加周期性边界条件。
周期性边界条件即在连续纤维增强金属基复合材料细观力学中，认为纤维呈周期性排布，轴结构的失效模式分析从宏观结构过渡到细观单胞代表性体积元RVE，周期性排列的代表性体积元既要保证相邻的位移场的连续性，又要保证应力连续传递。
如图2所示，RVE的简化几何模型是一长方体，Ai(i＝1,2,...8)表示RVE各顶点，Bi(i＝1,2,...12)表示各棱边。分别用CF、CA、CL、CR、CU、CD为RVE的前、后、左、右、上、下各个边界面。
当代表性体积元在最初未变型时，设MQ1、MQ2分别为代表性体积元初始模型面CL、面CR上对应点Q1、点Q2位置矢量，MA1、MA2为初始模型顶点A1、顶点A2的位置矢量，TQ1、TQ2为代表性体积元初始模型面CL、面CR上点Q1、点Q2的形状向量。则有：
TQ1＝MQ1-MA1 (1)
TQ2＝MQ2-MA2 (2)
当代表性体积元发生变形后，NQ1、NQ2分别为代表性体积元面CL、面CR上任意一点Q1、点Q2位置矢量，NA1、NA2为对应顶点A1、顶点A2的初始位置矢量，PQ1、PQ2为代表性体积元面CL、面CR上点Q1、点Q2的形状向量。则有：
PQ1＝NQ1-NA1 (3)
PQ2＝NQ2-NA2 (4)
根据代表性体积元位移连续条件，其模型对应边界的变量始终保持相同，即：
TQ1＝PQ1 (5)
TQ2＝PQ2 (6)
当代表性体积元发生变形后，RQ1、RQ2分别为代表性体积元面CL、面CR对应点Q1、点Q2位移矢量，RA1、RA2为对应顶点A1、顶点A2的位移矢量，则：
NQ1＝MQ1+RQ1 (7)
NQ2＝MQ2+RQ2 (8)
NA1＝MA1+RA1 (9)
NA2＝MA2+RA2 (10)
综合以上各式可得：
RQ2＝RQ1+(RA2-RA1) (11)
同理，对于面CA、面CF上的点Q3、点Q4，RQ3、RQ4为对应点Q3、点Q4的位移矢量，RA4为代表性体积元变形后顶点A4的位移矢量,则有：
RQ4＝RQ3+(RA4-RA1) (12)
对于面CD、面CU上的点Q5、点Q6的位移矢量，RQ5、RQ6为对应点Q5、点Q6的位移矢量，RA5为代表性体积元变形后A5的位移矢量：
RQ6＝RQ5+(RA5-RA1) (13)
由式(11)、式(12)和(13)可得，代表性体积元变形过程中，对称面内节点位移全部可以由其对称面内相应节点确定。即位移连续的周期性边界条件可总结为：对于RVE的任一对平行面，分别在这两个平行面内的对应位置的两个有限元节点的位移矢量之差，等于分别在两个平行面内的同一RVE棱上两个RVE顶点节点的位移矢量之差。在有限元分析过程中，可以根据式(11)、式(12)和式(13)编写对应节点施加多点约束方程边界条件的程序，运行程序即可对RVE模型施加周期性边界条件。
代表性体积元在其相对面上满足应力大小相等、方向相反，才可以充分确保应力场在相邻代表性体积元间是连续而不间断的。当代表性体积元产生变形后，其Y方向由RVE单元应力连续条件可知，RVE单元变形外界面的应力分量可以用下式表示：
σ+-σ-＝0 (14)
τ+-τ-＝0 (15)
其中，σ为Y方向对应面上法向力，τ为Y方向对应面上切向力，+与-为Y方向任意两个边界相对平行面。
在具有周期性代表性体积元的复合材料中，Y方向位移可以用下式(16)表示：
其中，是具有周期性代表体积元在Y方向的平均应变；/>y是为了体现复合材料代表性体积元周期均匀性的位移场；/>即代表性体积元在Y方向的位移修正量，该变量由复合材料内部组成结构决定，针对长纤维增强结构，此变量在该结构中具有全局周期性特点，则在复合材料结构中取其中任意的代表性体积元，则该单元在边界上应有：
若已定义复合材料代表性体积元具有周期性，则Δy应为常量，是复合材料整体平均应变分量，在同一材料中，增强体均匀排布的结构中是定值，因此，/>为常数。
若针对代表性体积元对应边界位移Sa、Sb同时满足式(17)，则有：
ΔS＝Sa-Sb (18)
由最小应变能原理，若最小应变能达到最小值，则有ΔS＝0，此时，当代表性体积元施加位移边界条件时仅有一个解。
连续纤维增强复合材料多个代表性体积元的有纤维截面的平面结构如图3所示。在图3中对复合材料结构TaTbTcTd、TaTeTkTg、TeTbThTk等施加位移连续边界条件，若假设该代表性体积元不能满足应力连续，则对单元TaTbTcTd存在：
σag≠σbh (19)
σij为代表性体积元对应边界外法向力。
而对代表性体积元TaTeTkTg则存在：
σb′h≠σek (20)
σij′为代表性体积元对应边界右侧法向力。
综上述两式(19)和(20)，则有：
σb′h≠σbh (21)
式(21)显然与实际情况不符合，若前文假设不成立，则代表性体积元可确保满足法向应力连续条件。同理，用此方法可以证明剪切应力连续条件同时成立。综上所诉，对于具有周期性排列的代表性体积元施加位移连续边界条件时，对应的应力连续边界条件自动满足。上面的证明说明了对代表性体积元满足位移连续边界条件时，加载在复合材料上的宏观层面的应力满足应力连续边界条件，能够在周期性排列的代表性体积元上连续传递，可以直接视作加在细观层面的代表性体积元上的载荷。进而可以用有限元计算的方法，对输入了几何参数、材料参数后在有限元仿真计算软件上建立的RVE模型施加载荷，将RVE模型划分成多个有限元节点，计算施加载荷后各个有限元节点的位移与应力的响应，在垂直于某方向的平面上，有限元节点的在该方向的位移响应平均值可作为RVE在该方向的平均变形量，下文所述的外法线内的有限元节点的应力响应的平均值可以用来计算加载横向的正向载荷后，基体的应力集中系数。
根据上述证明，施加的周期性边界条件满足位移连续和应力连续，即可用细观的RVE模型得到的基本力学性能参数预测整个复合材料的相应参数，通过将平均变形量响应结果和应力集中系数带入数值解析法的基于基本力学性能模型计算公式，即可得到相应基本力学性能参数的预测值。
具体来说，所述连续纤维增强复合材料横向杨氏模量、纵向杨氏模量、横向弹性模量、纵向泊松比、横向泊松比、纵向剪切模量和横向剪切模量的预测值计算方法包括以下步骤：
如图1所示，将四边形代表性体积元模型记为长方体ABCD-GFEH(D为图中遮挡住的坐标轴原点)，其中AB＝GF＝CD＝EH＝b，AG＝BF＝CE＝DH＝c，GH＝EF＝AD＝BC＝a，定义DA方向为X轴方向，DC方向为Y轴方向，DH方向为Z轴方向，即X轴方向为纵向，Y轴和Z轴方向为横向；本领域技术人员可以理解，X轴作为连续纤维的方向，是宏观上确定的，Y轴和Z轴可以根据实际需要计算的方向选取。将RVE模型在有限元仿真计算软件上划分为含有多个有限元节点的有限元网格，对于外加的应力载荷，可以对每一节点分别计算应力响应和X、Y、Z轴的位移响应。
在ABFG面上施加沿X轴方向的纵向正向载荷P1，进行有限元模拟计算后，得到的ABFG面上各有限元节点沿X轴上的位移平均值为δ1，沿Y轴的位移平均值为δ2，用下式(22)计算连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量E1和纵向泊松比v12的预测值：
在BCEF面上施加沿Y轴的横向的正向载荷Pt，进行有限元模拟计算后，得到的BCEF面上各有限元节点沿Y轴的位移平均值为δ3，沿Z轴的位移平均值为δ4，用下式(23)计算连续纤维增强复合材料横向杨氏模量E2和横向泊松比v23的预测值：
在GFEH面上施加沿Y轴的横向剪切载荷P，进行有限元模拟计算后，得到的GFEH面上各有限元节点沿Y轴的位移平均值为δ5，用下式(24)计算连续纤维增强复合材料横向剪切模量G32的预测值：
在BCEF面上施加沿X轴的纵向剪切载荷Ps，进行有限元模拟计算后，得到的BCEF面上各有限元节点沿X轴的位移平均值为δ6，用下式(25)计算连续纤维增强复合材料纵向剪切模量G21的预测值：
上述式(22)-(25)中，表示平均应力，/>表示平均正应变，/>表示平均切应变，下角标中的1、2、3对应图1中的X、Y、Z方向，下角标ab表示在以a方向为法线的平面上沿b方向。
所述的横向正向载荷(即拉伸载荷)下基体的应力集中系数是为了修正连续纤维增强复合材料在横向正向载荷作用下基体产生的应力集中，通过提取代表性体积元(RVE)在破坏面最短外法线方向的平均应力结果并结合基体横向拉伸强度代入计算公式，可得到连续纤维增强在金属基复合材料的横向拉伸强度。具体原理及方法如下：
应力集中系数修正的表征方法即在外载荷作用下，带圆孔的平板会在圆孔附近出现应力集中的现象，受面内单向拉伸载荷作用下的经典应力集中系数为3，如图4所示。
当圆孔被纤维填充后，由于基体与纤维的弹性模量不同，在相同拉伸载荷下的形变量不同，基体与开孔板一样，也会出现应力集中的现象，如图5所示。
经典应力集中系数的定义为圆孔附近最大应力与外加应力的比值(例如图4中的K＝3和K＝1，图5中的Kmax和Ko处)，但是这种方式并不适用于复合材料中基体应力集中系数的计算，这是因为如果纤维和基体界面出现裂纹，经典方法给出的应力集中系数将为无穷大，在裂纹出基体的应力场奇异，进而得到基体场强度为0的结论。所以基体中的应力集中系数就只能基于平均应力计算，即应力平均只能是相对于基域中的直线段进行。
基体应力集中发生的位置应是对应外载荷作用下的破坏发生处。在横向拉伸载荷下，破坏面平行于受拉平面，且与连续纤维(圆柱形)相切。如图5所示，提取出一个垂直于连续纤维方向的平面进行分析。垂直于破坏面的连续纤维截面圆最短外法线方向与外载荷σ一致，如图6所示。
横向拉伸载荷下基体的应力集中系数可由垂直于破坏面1的连续纤维截面圆最短外法线2上的平均应力除以外加应力载荷得到：
其中，为垂直于破坏面的连续纤维截面圆最短外法线上的沿外加应力载荷方向的平均应力，σ为外加应力载荷，K为横向拉伸载荷下基体的应力集中系数。
具体在本发明的有限元计算中，在图1中的BCEF面上施加沿Y轴的横向的正向载荷σ，平行于BCEF面与连续纤维相切的接近BCEF面一侧的平面为破坏面，选取代表性体积元垂直于纤维方向的一个有限元平面，提取有限元平面内破坏面与连续纤维截面圆切点处的最短外法线上的所有有限元节点沿载荷σ方向的应力响应，计算平均值，得到最短外法线应力平均值横向的拉伸(正向)载荷σ下基体的应力集中系数K通过下式(26)计算：
由材料力学不难得知，应力集中的存在对单向复合材料的弹性模量几乎没有影响。但是要得到复合材料的强度，不仅要知道纤维和基体的弹性性能，同时还要知道纤维和基体的强度。因此，基体中的应力集中现象就会对复合材料强度产生很大的影响，由于复合材料的横向拉伸强度是由基体强度决定的，复合材料的横向拉伸强度所受影响就更加明显。如果在预测复合材料的横向拉伸强度时只考虑纤维和基体的强度而不计入应力集中系数时，预测结果将会产生很大的误差。因此要更加精确的预测复合材料的强度就必须计入应力集中系数，应力集中系数计入后复合材料横向拉伸强度预测值为：
其中，σu,t为复合材料横向拉伸强度的预测值，为复合材料中基体材料的横向拉伸强度，由基体材料本身的性质决定。
本发明的有益效果：本发明可完成连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能参数预测，该方法基于位移连续和应力连续的周期性边界条件、横向应力集中系数表征，充分考虑基体在横向拉伸载荷作用下的应力集中对材料性能的影响，解决了连续纤维增强金属基复合材料基体材料的应力集中的计算问题，通过有限元仿真计算和数值分析计算相结合的方法，最终可求得纵向杨氏模量、横向杨氏模量、纵向泊松比、横向泊松比、纵向剪切模量和横向剪切模量和横向拉伸强度的预测值，这种建立模型的方法可使模型的预估值准确度更高。
附图说明
图1:本发明中使用的四边形代表性体积元(RVE)模型示意图。
图2：RVE的简化几何模型。
图3：纤维增强复合材料代表性体积元RVE的二维周期性平面结构。
图4：开孔板受面内载荷的应力集中示意图。
图5：填充纤维后受面内载荷产生应力集中示意图。
图6：横向拉伸载荷下的破坏面和最短外法线示意图。
图7：连续纤维增强复合材料基本力学性能参数预测方法流程图。
图8：本发明实施例1中的RVE模型与有限元网格划分。
图9：本发明实施例1中RVE模型在正向(拉伸)与剪切载荷下的应力和位移云图：(a)RVE模型在纵向正向(拉伸)载荷下位移和应力云图；(b)RVE模型在横向正向(拉伸)载荷下位移和应力云图；(c)RVE模型在纵向剪切载荷下位移和应力云图；(d)RVE模型在横向剪切载荷下位移和应力云图。U为应力，S为位移。
附图标记：1-破坏面；2-最短外法线。
具体实施方式
下面结合流程图图7和实施方式对本发明做进一步的描述。
如图7所示，为连续纤维增强复合材料基本力学性能参数预测方法流程图。主要由基本力学性能参数解析计算和代表性体积元(RVE)数值仿真计算两部分组成。在基本力学性能参数解析计算过程中，主要通过输入复合材料基本力学性能参数构建物理方程实现，在计算连续纤维增强金属基复合材料的横向拉伸强度过程中，将基体的横向拉伸应力集中系数表征方式加入预测模型中。在代表性体积元有限元(RVE)数值仿真计算中，首先确定连续纤维的具体牌号/规格等，确定连续纤维的具体直径尺寸，根据连续纤维增强金属基复合材料的体积分数确定RVE的边长、纤维半径等几何参数，同时输入材料参数(材料的杨氏模量、剪切模量、泊松比、基体的横向拉伸强度等)，建立代表性体积元(RVE)，结合具体的载荷条件对应的施加其约束条件，通过有限元计算获得计算结果，将计算结果分成两部分，其中一部分要提取在横向拉伸载荷作用下代表性体积元(RVE)某一有限元平面内，垂直于破坏面的最短外法线上的有限元节点沿外加载荷方向的平均应力，另一部分提取有限元节点其它载荷条件下相应的应力、应变及位移值。将这两部分结果分别带入解析计算的方程中完成计算，获得连续纤维增强金属基复合材料基本力学性能参数预测结果。
实施例1
以SiC/TC4复合材料为研究对象，材料性能参数如表1所示。E为弹性模量，μ为泊松比，G为剪切模量，可用G＝E/2(1+μ)计算，σt为拉伸强度。
表1 SiC和TC4的力学性能
基本力学性能参数的预测采用以下方法：
S1：在有限元仿真软件Abaqus上输入RVE的几何参数和基体与纤维材料的杨氏模量、剪切模量、泊松比、拉伸强度等材料参数(材料参数见表1)，建立RVE模型。本实施例中，纤维占基体的体积分数为40％，纤维直径为100μm，RVE模型为棱长140μm的一对平行面中心被纤维贯穿的立方体。
为了便于施加周期性边界条件，RVE模型的网格要划分成周期性网格，以保持相对边界上的网格节点一一对应。RVE模型与网格划分如图8所示。
在有限元分析中，根据式(11)、式(12)和式(13)编写对应节点施加多点约束方程边界条件的程序，运行程序即可对RVE模型施加周期性边界条件。
S2：规定沿连续纤维的方向为纵向，垂直连续纤维的方向为横向，根据所求弹性参数，在RVE模型上分别施加纵向的正向载荷、横向的正向载荷、纵向的剪切载荷以及横向的剪切载荷进行求解计算，图9为RVE模型在拉伸与剪切载荷下的应力和位移云图。在施加横向的正向载荷σ时，选取RVE模型中垂直于纤维方向的一个有限元平面，提取有限元平面内破坏面与连续纤维截面圆切点处的最短外法线上的所有有限元节点沿载荷σ方向的应力响应，计算平均值根据公式/>计算基体的应力集中系数K。
S3：将分别施加上述载荷后，有限元仿真计算软件得到的平均变形量响应结果(即载荷作用面的有限元节点的位移平均值)带入数值解析法的基于基本力学性能模型计算公式式(22)-式(25)，最终可求得连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量、纵向泊松比、横向杨氏模量、横向泊松比、纵向剪切模量、横向剪切模量的预测值。
为验证计算方法的有效性，开展SiC/TC4层合板力学性能试验。SiC/TC4层合板试验件长218mm，宽24.5mm，厚度为3.4mm，在室温下对试验件分别施加拉伸、剪切载荷至出现破坏。表2为利用所建立的RVE模型得到的力学性能预测及试验结果，计算误差均在10％以内。表2中E为杨氏模量，μ为泊松比，G为剪切模量，参数下角标A表示沿纤维方向(纵向)，T表示垂直于纤维方向(横向)。
表2复合材料力学性能参数预测结果
用式(26)计算得到纤维体积分数为40％时，SiC/TC4复合材料横向拉伸载荷下基体的应力集中系数K为1.687。TC4基体的横向拉伸强度为950MPa，计入应力集中系数K，利用式(27)计算得到SiC/TC4复合材料横向拉伸强度σu,t预测值为563MPa。SiC/TC4横向拉伸强度试验值为418MPa，预测强度与试验强度相比，误差为34.7％，在可接受范围内，计算方法有效。
Claims (2)
1.一种连续纤维增强复合材料基本力学性能参数预测方法，其特征在于，包括以下步骤：
S1：基于周期性边界条件，通过有限元仿真软件建立四边形代表性体积元模型并划分有限元网格，所述的四边形代表性体积元模型为连续纤维增强复合材料中纤维呈周期性排列时截取的其中具代表性的最小体积单元，根据连续纤维的截面半径r和连续纤维在复合材料中的体积分数Vf，确定四边形代表性体积元模型的尺寸：
所述四边形代表性体积元模型是一个长方体，棱长为a、b、c，其中一对包含棱长b、c的平行面正中间被一条圆柱形连续纤维垂直贯穿，其他部分为基体材料，b、c的取值满足πr2/bc＝Vf，且b、c均大于连续纤维的直径2r，a为任意值；
S2：规定沿连续纤维的方向为纵向，垂直连续纤维的方向为横向，在代表性体积元模型垂直于连续纤维的面上分别施加在材料弹性范围内的纵向的正向载荷、横向的正向载荷，平行于连续纤维的面上的纵向剪切载荷以及平行于连续纤维的面上的横向剪切载荷，并计算横向正向载荷下基体的应力集中系数；
S3：将分别施加上述载荷后，有限元仿真计算软件得到的平均变形量响应结果和横向正向载荷下基体的应力集中系数带入数值解析法的基于基本力学性能模型计算公式，最终可求得连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量、纵向泊松比、横向杨氏模量、横向泊松比、纵向剪切模量、横向剪切模量和横向拉伸强度的预测值；
所述连续纤维增强复合材料横向杨氏模量、纵向杨氏模量、横向弹性模量、纵向泊松比、横向泊松比、纵向剪切模量和横向剪切模量的预测值计算方法包括以下步骤：
将四边形代表性体积元模型记为长方体ABCD-GFEH，其中AB＝GF＝CD＝EH＝b，AG＝BF＝CE＝DH＝c，GH＝EF＝AD＝BC＝a，定义DA方向为X轴方向，DC方向为Y轴方向，DH方向为Z轴方向，即X轴方向为纵向，Y轴和Z轴方向为横向；
在ABFG面上施加沿X轴方向的正向载荷P1，进行有限元模拟计算后，得到的ABFG面上各有限元节点沿X轴上的位移平均值为δ1，沿Y轴的位移平均值为δ2，用下式计算连续纤维增强复合材料纵向杨氏模量E1和纵向泊松比v12的预测值：
在BCEF面上施加沿Y轴的横向的正向载荷Pt，进行有限元模拟计算后，得到的BCEF面上各有限元节点沿Y轴的位移平均值为δ3，沿Z轴的位移平均值为δ4，用下式计算连续纤维增强复合材料横向杨氏模量E2和横向泊松比v23的预测值：
在GFEH面上施加沿Y轴的横向剪切载荷P，进行有限元模拟计算后，得到的GFEH面上各有限元节点沿Y轴的位移平均值为δ5，用下式计算连续纤维增强复合材料横向剪切模量G32的预测值：
在BCEF面上施加沿X轴的纵向剪切载荷Ps，进行有限元模拟计算后，得到的BCEF面上各有限元节点沿X轴的位移平均值为δ6，用下式计算连续纤维增强复合材料纵向剪切模量G21的预测值：
横向拉伸载荷下基体的应力集中系数和连续纤维增强复合材料横向拉伸强度的预测值计算方法为：
在BCEF面上施加沿Y轴的横向的拉伸载荷σ，平行于BCEF面与连续纤维相切的接近BCEF面一侧的平面为破坏面；选取代表性体积元模型中垂直于纤维方向的一个有限元平面，提取有限元平面内破坏面与连续纤维截面圆切点处的最短外法线上的所有有限元节点沿载荷σ方向的应力响应，计算平均值，得到最短外法线应力平均值横向的正向载荷σ下基体的应力集中系数K通过下式计算：
采用下式计算连续纤维增强复合材料横向拉伸强度的预测值σu,t：
其中，为复合材料的基体材料的横向拉伸强度。
2.根据权利要求1所述的连续纤维增强复合材料基本力学性能参数预测方法，其特征在于，所述复合材料的基体材料为金属、陶瓷或树脂。
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