Трансверсально-сдвиговое упрочнение слоистых композитов с полимерной матрицей с помощью фелтинга тема диссертации и автореферата по ВАК РФ 00.00.00, кандидат наук Форенталь Галина Анатольевна

• Форенталь Галина Анатольевна
• кандидат наук
• 2025

Оглавление диссертации кандидат наук Форенталь Галина Анатольевна

ВВЕДЕНИЕ

1. ВОПРОСЫ ПОЛУЧЕНИЯ И ИССЛЕДОВАНИЯ ТРЕХМЕРНО-АРМИРОВАННЫХ КОМПОЗИТНЫХ МАТЕРИАЛОВ

1.1. Способы 3D-армирования композитных материалов

1.2. Определение механических свойств композитных материалов

1.3. Численное исследование роста межслойных трещин

Выводы по первой главе

2. ФЕЛТИНГ КАК СПОСОБ ТРЕХМЕРНОГО АРМИРОВАНИЯ КОМПОЗИТНЫХ МАТЕРИАЛОВ

2.1. Особенности фелтинга

2.2. Анализ влияния плотности фелтинга на прочность стеклопластика

при растяжении в плоскости ХУ и межслойном сдвиге

Выводы по второй главе

3. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ВЛИЯНИЯ ФЕЛТИНГА НА ПРОЧНОСТЬ СТЕКЛОПЛАСТИКА ПРИ НИЗКОСКОРОСТНОМ УДАРЕ

3.1. Экспериментальное исследование влияния фелтинга на повреждения ПКМ при низкоскоростном ударе

3.2. Экспериментальное исследование влияния фелтинга на остаточную

прочность ПКМ после низкоскоростного удара

Выводы по третьей главе

4. ЭКСПЕРИМЕНТАЛЬНОЕ ИССЛЕДОВАНИЕ ДЕФОРМИРОВАНИЯ И РАЗРУШЕНИЯ ПКМ ПОСЛЕ ФЕЛТИНГА ПЛОТНОСТЬЮ 10 СМ-2

4.1. Экспериментальное исследование деформирования и разрушения стеклопластика после фелтинга при статическом и ударном нагружениях

на кольцевой опоре

4.2. Экспериментальное исследование межслойной трещиностойкости стеклопластика с фелтингом ^^ и GIIc)

Выводы по четвертой главе

5. ОЦЕНКА ПРОЧНОСТИ НА ОТРЫВ И СДВИГ СЛОИСТОГО КОМПОЗИТА С МЕЖСЛОЙНОЙ ТРЕЩИНОЙ

5.1. Анализ напряженно-деформированного состояния образцов с межслойными трещинами

5.2. Определение прочностных характеристик слоистого стеклопластика .. 110 Выводы по пятой главе

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

ПРИЛОЖЕНИЕ А

ПРИЛОЖЕНИЕ Б. ТЕКСТ ПРОГРАММЫ

Введение диссертации (часть автореферата) на тему «Трансверсально-сдвиговое упрочнение слоистых композитов с полимерной матрицей с помощью фелтинга»

ВВЕДЕНИЕ

Актуальность темы исследования. Создание новых материалов и конструкций из них, обладающих улучшенным комплексом свойств, остается актуальной задачей на протяжении многих десятилетий. Полимерные композитные материалы (ПКМ) обладают рядом преимуществ по сравнению с традиционными конструкционными материалами, среди которых низкая плотность и высокие модуль упругости и предел прочности при нагружении вдоль волокон. При этом существует и ряд недостатков, определяемых анизотропией слоистых ПКМ, например, низкие трансверсально-сдвиговые характеристики. Именно из-за низких трансверсально-сдвиговых характеристик ПКМ подвержены расслоениям, например, при ударах в направлении нормали к плоскости укладки слоев. Повышение трансверсально-сдвиговых характеристик является предметом многочисленных экспериментальных и расчётных исследований (Горбаткина Ю.А., Панин С.В., Халиулин В.И., Fereidoon A., Kausch H.H., Kim J.K., Lomov S.V., Mouritz A.P., Schulte K., Seyhan A.T., Wang C.H., Zhang W. и др.) и определяет актуальность темы настоящей работы.

Степень разработанности темы исследования. Способы управления механическими характеристиками ПКМ неразрывно связаны с видом ПКМ (матрицы, наполнителя), а также со способом изготовления конструкций -инфузия (пропитывание связующим пакетов из сухих тканей) или использования препрегов. При использовании препрегов распространенным способом улучшения свойств полимерной матрицы является применение ультрадисперсных (микро- или нано-) наполнителей из частиц, трубок, стержней или пластин. Однако при данном способе снижается массовая эффективность конструкции.

В случае пропитки связующим пакетов из сухих тканей для получения материала с повышенными трансверсально-сдвиговыми свойствами наиболее распространенным способом является применение трехмерно-армированных композитов (SD-армирование). Одним из основных способов, применяемых в

настоящее время для изготовления конструкций из ПКМ в авиационной технике, является SD-ткачество тканевых преформ c последующим формированием детали. К существенным недостаткам SD-ткачества можно отнести трудоемкость, негибкость, высокую стоимость. При этом получаемая заготовка должна соответствовать конкретной детали, так как полностью размещается в форме, пропитывается полимером и отверждается.

В настоящее время для повышения трансверсально-сдвиговых свойств ПКМ большой интерес вызывает SD-армирование традиционных 2D-тканых преформ. К таким способам можно отнести размещение по нормали (Z-координата) композитных стержней небольшого диаметра, сквозную прошивку, тафтинг. Изучению механических свойств SD-армированных тканей и композитов посвящены работы Базаева Е.М., Батракова В.В., Бухарова С.В., Зарецкой Г.П., Зинина А.В., Altstädt V., Chen X., Karahan M., Lomov S.V., Mai Y.-W., Mohamed M.H., Mouritz A.P., Partridge I.K., Tong L.Y. и др. Однако, несмотря на преимущества существующих способов SD-армирования, они обладают определенными недостатками: технологические сложности реализации; увеличение массы; искривление и снижение плотности укладки основных волокон в слое.

Отмеченных недостатков в этом плане лишён фелтинг - иглопробивная технология, применяемая при производстве нетканых материалов (войлоков) для организации фрикционных связей в направлении нормали к плоскости войлока за счёт использования специальных игл с зазубринами для вытягивания коротких нитей. Фелтинг, как разновидность иглопробивной технологии, без использования войлочных слоев при пробивании ткани-основы для производства конструкционных композитов практически не использовался. Фелтинг является экономичной и гибкой технологией. Свойства SD-армированных ПКМ в значительной степени зависят от плотности фелтинга - количества ударов иглой, приходящихся на единицу площади. Вытянутые в направлении нормали Z-волокна способствуют увеличению трансверсально-сдвиговых характеристик

ПКМ. Однако при высокой плотности фелтинга увеличивается количество поврежденных волокон, что приводит к снижению свойств в плоскости укладки слоев. Поэтому важно найти компромисс между повышением трансверсально-сдвиговых свойств и снижением свойств в плоскости укладки слоев. Поискам этого компромисса посвящена данная работа.

Цель диссертационной работы: провести расчётно-экспериментальную оценку повышения трансверсально-сдвиговых свойств трёхмерно-армированных слоистых ПКМ при использовании фелтинга. Для достижения поставленной цели в работе сформулированы следующие задачи:

1. Оценить влияние плотности фелтинга на длину и количество вытягиваемых в процессе фелтинга волокон.

2. Экспериментально исследовать влияние плотности фелтинга на комплекс механических свойств слоистого ПКМ и величину повреждений при локальном нагружении.

3. Провести экспериментальные исследования влияния фелтинга на межслойную трещиностойкость слоистого ПКМ.

4. Разработать расчётно-экспериментальную модель ПКМ с межслойными трещинами для оценки трансверсально-сдвиговых прочностных характеристик ПКМ.

Научная новизна:

1. Предложен новый расчетно-экспериментальный способ определения трансверсально-сдвиговой прочности полимерного композитного материала, основанный на применении для расчета нагружаемых на отрыв и сдвиг образцов с начальной межслойной трещиной специально разработанных малопараметрических моделей, использующих нелокальные теории прочности, и на минимизации отклонений расчётных и экспериментальных кривых «нагрузка-перемещение».

2. Получены новые данные о трансверсально-сдвиговой прочности и трещиностойкости (GIC, GIIC) слоистого ПКМ при использовании локального 3D-упрочнения (фелтинга).

3. Получены новые данные о зависимости площади повреждений слоистого ПКМ от плотности фелтинга в результате экспериментальных исследований при низкоскоростном локальном нагружении.

4. Показано, что при использовании фелтинга для трансверсально-сдвигового упрочнения полимерного композитного материала достаточно только тканевого материала основного пакета, поскольку образующиеся поперечные волокна имеют сверхкритическую длину, что обеспечивает повышение трансверсальной прочности без увеличения массы, возникающего при использовании иглопробивных методов с промежуточными специальными слоями упрочняющих волокон.

Теоретическая ценность работы заключается в возможности использования нелокальной теории прочности для оценки трансверсально-сдвиговой прочности ПКМ с 3D-армированием. Практическая ценность предложенного способа (фелтинга) заключается в возможности локального 3D-армирования ответственных авиационных конструкций, подвергаемых случайным ударам. Результаты проведенных исследований получили положительную оценку в ЦАГИ им. проф. Н.Е. Жуковского (г. Жуковский) и в АО «ФОРТ Технология» (г. Москва) (ПРИЛОЖЕНИЕ А).

Методы исследования. В работе использованы экспериментальные методы исследования механических свойств ПКМ на образцах с использованием универсальной испытательной машины INSTRON 5900R и вертикального башенного копра INSTRON CEAST 9350. Для создания расчетно-экспериментального способа, позволяющего определить трансверсально-сдвиговые свойства 3D-армированных ПКМ, использованы оригинальные модели, основанные на методах механики композитных материалов и методе конечных элементов (пакет ANSYS Workbench).

Положения, выносимые на защиту:

1. Концепция трансверсально-сдвигового упрочнения тканевых композитов за счёт локального 3D-армирования сухих преформ в процессе фелтинга.

2. Влияние фелтинга на межслойную трещиностойкость ^1С, GIIС) и трансверсально-сдвиговую прочность ПКМ.

3. Результаты экспериментальных исследований зависимости площади повреждений слоистого ПКМ от плотности фелтинга при низкоскоростном локальном нагружении.

4. Способ определения трансверсально-сдвиговой прочности полимерного композитного материала, основанный на применении для расчета нагружаемых на отрыв и сдвиг образцов с начальной межслойной трещиной специально разработанных малопараметрических моделей, использующих нелокальные теории прочности, и на минимизации отклонений расчётных и экспериментальных кривых «нагрузка-перемещение».

Реализация работы. Работа была выполнена в рамках гранта РФФИ № 1929-13007 в 2020-2022 г.г. и Программы создания и развития научного центра мирового уровня «Сверхзвук» на 2020-2025 годы при финансовой поддержке Минобрнауки России (соглашение от 17 мая 2022 г. № 075-15-2022-1023).

Достоверность полученных результатов при проведении экспериментальных исследований обеспечена использованием современного испытательного оборудования Центра прикладных исследований и разработки новых конструкционных материалов Южно-Уральского государственного университета, сравнением полученных результатов расчета с экспериментальными данными из литературных источников, обработкой экспериментальных данных по стандартизированным (ГОСТ, ASTM) методикам.

Апробация работы. Все положения и результаты работы были доложены на семинарах:

- кафедры «Техническая механика» Южно-Уральского государственного университета (НИУ); руководитель к.т.н., доцент Тараненко П.А.

- кафедры «Экспериментальная механика и конструкционное материаловедение» и Центра экспериментальной механики Пермского национального исследовательского политехнического университета; руководитель д.т.н., профессор Вильдеман В.Э.

- Института механики сплошных сред УрО РАН (Пермский федеральный исследовательский центр Уральского отделения Российской академии наук); руководитель академик РАН, д.т.н, профессор Матвеенко В.П.

Отдельные результаты работы были доложены:

на международных конференциях: - на 10-й Виртуальной международной конференции EASN по инновациям в авиации и космосе (EASN Virtual international Conference on Innovations in Aviation & Space to the Satisfaction of the European Citizens) (2020, г. Салерно (Salerno), Италия); - на XIV международной конференции «Mechanics, resource and diagnostics of materials and structures» (2020, г. Екатеринбург); - на II Международной конференции «Композитные материалы и конструкции» (2021, г. Москва); - на XXXIII Международной инновационной конференции молодых учёных и студентов по современным проблемам машиноведения МИКМУС-2021 (2021, г. Москва); - на XVIII Международной конференции «Механика, ресурс и диагностика материалов и конструкций» (2024, г. Екатеринбург); - на Международной конференции «InnovaTex 2025. Beyond Textiles: Materials Engineering for the Modern Age» (2025, г. Лодзь (Lodz), Польша).

на всероссийских конференциях: - на XIII всероссийском съезде по теоретической и прикладной механике (2023, г. Санкт-Петербург); - на конференции «Механика деформируемого твердого тела в проектировании материалов и конструкций» (2024, г. Пермь).

на 29-м заседании междисциплинарного научного семинара «Композиты: технологии создания, исследование и оптимизация свойств, моделирование, применение» (2023, г. Москва, МГУ, руководитель к.т.н., доцент Хохлов А.В.);

Публикации. По теме диссертационной работы опубликовано 11 научных работ. 3 работы [14; 28; 29] опубликованы в изданиях, включенных в Перечень ведущих рецензируемых научных изданий и базу данных RSCI. Работа [14] опубликована в издании, включенном в базы цитирования MathSciNet, WoS(ESCI), работа [28] - в базу CA(pt), работы [29; 95;172; 185] - в базу Scopus.

Личный вклад автора. В экспериментальной части работы изготовление образцов и проведение экспериментов выполнены диссертантом лично или при его непосредственном участии; планирование экспериментов, обработка и анализ полученных результатов выполнены автором лично. В расчетной части исследования автор лично сформулировал допущения и гипотезы, разработал алгоритмы расчета, создал модели, провел расчеты и обработку результатов.

Структура и объем работы. Диссертация состоит из введения, пяти глав, заключения, списка литературы, 2 приложений. Работа изложена на 161 странице, включает 71 рисунок и 19 таблиц. Список литературы состоит из 213 источников.

В первой главе рассмотрены освещенные в литературе способы трехмерного армирования (3D) полимерных композитных материалов. Сделан вывод о перспективности использования 3D-армированных композитов для получения материалов с повышенными трансверсально-сдвиговыми свойствами. Проанализированы достоинства и недостатки применяемых способов армирования. Рассмотрены современные методы оценки прочности (растяжение, сдвиг), методы определения трещиностойкости, методы определения ударопрочности ПКМ. Рассмотрены существующие методы численного исследования роста межслойных трещин. Показано, что только комплекс методов может дать наиболее полную картину изменения механических свойств ПКМ после фелтинга и обеспечить соответствующей базой применяемые расчетные подходы.

На основании проведенного обзора литературных источников сформулированы цель и задачи диссертации.

Во второй главе рассмотрены особенности фелтинга, описана установка, с помощью которой осуществляется фелтинг. Проанализировано влияние плотности фелтинга на длины и количество вытянутых в поперечном направлении (направление X) в процессе фелтинга 7-волокон на трех типах сухой ткани: стеклоткань полотняного переплетения Т-13; арамидная ткань полотняного переплетения Twaron СТ 613; углеродная ткань саржевого переплетения UWB-3K-TWILL2/2-100. Построены зависимости объемной доли вытянутых в поперечном направлении 7-волокон от плотности фелтинга. Сделан вывод о связи плотности фелтинга и степени армирования получаемого 3D-армированного композита. Для стеклоткани полотняного переплетения проведена оценка критической длины вытянутых 7-волокон после пропитки и отверждения полимерной матрицы. Описаны результаты экспериментальных исследований влияния фелтинга на величины максимальной нагрузки при растяжении в плоскости укладки слоев (плоскость ХГ) и предела прочности при межслойном сдвиге ПКМ. Сделан вывод о положительном влиянии фелтинга на прочность при межслойном сдвиге.

В третьей главе приведены результаты экспериментальных исследований влияния фелтинга на повреждения и остаточную прочность 3D-армированных ПКМ при низкоскоростном ударе. Исследования проведены на образцах с плотностью фелтинга f = 10, 30, 50 см- и без фелтинга с энергиями удара 5, 10 и 15 Дж. Сделан вывод о положительном влиянии фелтинга на площадь дефектов образцов при ударе - фелтинг приводит к уменьшению площади дефектов. Прочностные характеристики образцов с ударными повреждениями определены при испытаниях до разрушения по схеме трёхточечного изгиба. Для дальнейших

исследований и практического применения рекомендовано использовать фелтинг

-2

с плотностью f = 10 см- , которая позволяет уменьшить площадь дефектов при минимальном снижении свойств в плоскости.

В четвертой главе описаны экспериментальные исследования влияния фелтинга на деформирование и разрушение при локальных воздействиях

(квазистатика и удар) и межслойную трещиностойкость (в условиях отрыва по схеме DCB GIC и сдвига по схеме ENF GIIC) стеклопластика. Сделан вывод о целесообразности применения фелтинга, так как образцы с фелтингом показали уменьшение площади дефектов типа расслоения при статических испытаниях и испытаниях при низкоскоростном ударе (при энергиях 2, 4 и 6 Дж). При этом, чем выше скорость удара, тем больше положительный эффект фелтинга. На основании результатов DCB- и ENF-испытаний показано, что значения межслойной вязкости разрушения GIC и GIIC выше на 40% и на 33% у образцов с фелтингом f = 10 см- по сравнению с образцами без фелтинга.

В пятой главе предложен расчетно-экспериментальный способ определения трансверсально-сдвиговой прочности ПКМ, основанный на применении анализа напряженного состояния образцов слоистого стеклопластика с межслойными трещинами, нагружаемых на отрыв и сдвиг (схемы DCB и ENF), аналитической аппроксимации зависимости полученных расчетом значений компонент напряженно-деформированного состояния (НДС) от длины трещины, малопараметрических критериев прочности и процедуре минимизации отклонения расчётных от экспериментальных кривых «нагрузка-перемещение». При анализе НДС трещина рассматривается как концентратор напряжений без использования когезионных алгоритмов. Расчет напряженного состояния проведен с помощью коммерческого пакета ANSYS WB (опция Static Structural) для линейно-упругой модели материала без учета геометрической нелинейности и с использованием нелокальной теории прочности. С помощью решения обратной задачи из условия минимизации отклонений расчётных и экспериментальных

кривых «нагрузка-перемещение» определены прочностные характеристики ПКМ

-2

с фелтингом плотностью f = 10 см- и без фелтинга. Получено, что использование

-2

фелтинга плотностью f = 10 см- увеличивает пределы прочности на растяжение композита в направлении Z (нормали к плоскости укладки слоев) и на сдвиг в плоскости XZ на ~18 и 16 % соответственно. Сделан вывод о возможности

применения нелокальной теории прочности для описания эффектов повышения трансверсально-сдвиговой прочности в 3D-армированном слоистом ПКМ.

В заключении приведены основные результаты выполненного исследования, рекомендации и перспективы дальнейшей работы над темой.

Благодарность. Автор благодарит своего научного руководителя доктора технических наук, профессора Сапожникова Сергея Борисовича за поддержку, терпение и ценные советы. Автор выражает благодарность сотрудникам Центра прикладных исследований и разработки новых конструкционных материалов ЮУрГУ за поддержку.

1. ВОПРОСЫ ПОЛУЧЕНИЯ И ИССЛЕДОВАНИЯ ТРЕХМЕРНО-АРМИРОВАННЫХ КОМПОЗИТНЫХ МАТЕРИАЛОВ

В данной главе рассмотрены освещенные в литературе способы трехмерного армирования (3D) полимерных композитных материалов. Представлено содержание российских и зарубежных публикаций, отражающих достоинства и недостатки применяемых методов 3D-армирования. Отмечена перспективность использования 3D-армированных композитов для получения материалов с повышенными трансверсально-сдвиговыми свойствами. Рассмотрены различные способы определения механических характеристик композитных материалов при различных способах нагружения. Представлены численные методы исследования роста межслойных трещин в ПКМ.

1.1. Способы 3Б-армирования композитных материалов

Тканевые композитные материалы успешно использовались в различных отраслях промышленности (авиастроение, автомобилестроение, энергетика, судостроение и др.) в основном благодаря их высокой удельной прочности и жесткости [2; 63; 203]. Однако, трансверсально-сдвиговая прочность тканевых слоистых композитных материалов достаточно низкая [149; 155]. В работе [155] показано, что прочность на разрыв композитов из армированного углеродным волокном полимера (CFRP) составляет 500-800 МПа в направлении волокон, но в трансверсальном направлении - всего 20-30 МПа, так как в этом случае нагрузку воспринимает в основном полимерная матрица. Как следствие тканевые композитные материалы имеют низкое сопротивление сдвиговым деформациям и чувствительны к межслойному разрушению и ударным нагрузкам [56].

Для повышения вязкости межслойного разрушения (уменьшения чувствительности к расслоению) возможно использование 3D-армирования ПКМ [35]. При этом разделение типов тканевого пакета на двумерные и трехмерные

определяется наличием армирующих волокон, укладывающихся в направлении сквозной толщины, т.е. за счет введения дополнительного армирования в направлении Z [153]. В настоящее время выделяют четыре основных способа изготовления трехмерно-армированных тканевых преформ [37; 100; 146; 187]: ткачество (weaving); плетение (braiding); вязание (knitting); усиление межслойной связи (прошивка, тафтинг, Z-стержни, иглопробивной способ).

Ткачество (3D weaving process)

Классическое двумерное ткачество - это переплетение двух ортогонально ориентированных нитей. Нитями основы называют нити, ориентированные вдоль направления формируемой полосы ткани (направление ткачества), перпендикулярные к ним нити называют уток. В процессе производства направляющие нитей основы совершают возвратно-поступательное движение, так что между нитями образуется зазор, в который вводится уточная нить с помощью челнока [33]. Считается, что нити лежат только в плоскости ткани, несмотря на имеющиеся искажения в виде волнистости нитей.

3D-ткачество предполагает параллельную подачу нитей основы в нескольких плоскостях (слои ткани), уточная нить вводиться между ними [119; 188], при этом в готовой ткани часть нитей проходит через всю толщину пакета ткани, эти нити являются «Z-связующими». В зависимости от ориентации связующих нитей выделяют ортогональное и диагональное ткачество. Ортогональное ткачество позволяет создавать квазиизотропные материалы путем применения равного количества нитей в трех ортогональных направлениях. 3D-тканевые преформы должны повторять форму конструкции со сложной геометрией.

Важнейшим преимуществом 3D-тканых композитов является их высокая ударопрочность [60; 139; 186; 212]. Увеличение общей энергии, поглощаемой 3D-материалом, может достигать 85% в случае углеродных композитов и 30% для стеклопластиков по сравнению с 2D-материалами. Также, наличие Z-нитей

приводит к увеличению значений межслойной вязкости разрушения [77; 167]. Для BD-тканей из стекловолокна значения межслойной вязкости могут увеличиться в 2 раза по сравнению с 2D-слоистыми стеклопластиками [145]. В работе [212] показано, что при межслойном сдвиге прочность BD-композитов выше на 30130%, чем 2D-композитов.

Однако, при скольжении нитей во время ткачества и из-за их перегиба могут возникнуть дефекты в микроструктуре ткани, приводящие к ухудшениям механических свойств нитей. При растяжении в направлении основы 3D-ортогональные композиты выдерживают нагрузку на 39% меньшую, чем 2D-композит [60]. В работе [88] показано, что повреждение нитей происходит на большинстве этапов процесса 3D-ткачества из-за истирания и разрыва, вызванных скольжением по элементам ткацкого станка. Повреждение от истирания приводит к снижению на ~30% прочности на разрыв сухих нитей. Также к недостаткам 3D-тканых композитов можно отнести высокие давления уплотнения из-за наличия Z-нитей по всей толщине, которые ограничивают проницаемость слоя волокна [69]. Пропитка жидкой смолой толстых 3D-преформ является более сложной, чем 2D-преформ. В результате могут возникать области с различным содержанием смолы [123].

Плетение (braiding)

Плетение было первым текстильным процессом, использованным для изготовления 3D-волокнистой преформы для композитного материала [146]. Этот процесс был разработан в конце 1960-х годов для производства 3D-углерод-углеродных композитов в качестве замены высокотемпературных металлических сплавов в компонентах ракетных двигателей с целью снижения веса на 30-50% [158]. Процесс 3D-плетения отличается от ткачества тем, что в нем нет четкого разделения на нити основы и утка. В процессе плетения несколько носителей перемещают катушки по круговой траектории так, что конец нитей фиксируется на оправке и переплетается. С помощью плетения изготавливают лонжероны

летательных аппаратов, фюзеляжи ракет, ребра жесткости панелей, носовые обтекатели ракет, сопла ракетных двигателей [171].

У 3D-плетенных композитов уменьшается область повреждения, вызванная ударной нагрузкой, увеличивается прочность на сжатие после удара, они имеют более низкую чувствительность к надрезам по сравнению с 2D-композитами [97; 120; 121]. В работе [99] плетеный композит показал лучшую стойкость к повреждениям, чем квазиизотропный слоистый композит за счет переплетения жгутов волокон, которое сдерживает распространение повреждений.

Основными недостатками процесса 3D-плетения являются низкая производительность, ограничения на максимальный размер преформы и сложности при перестройке структуры плетения, необходимость в использовании дорогостоящего оборудования [146]. Механические свойства 3D-плетеных композитов, как правило, ниже, чем у 2D-композитов с эквивалентной массовой долей волокон в плоскости. Авторы в работе [75] объясняют низкие свойства при растяжении и сжатии тем, что большинство плетеных аксиальных жгутов находятся вне оси от направления нагрузки и сильно извиты. В работе [99] низкие свойства при сжатии объясняются разделением жгутов на отдельные волокна. Без надежного сцепления жгутов плетеная структура является гибким каркасом, неустойчивым при сжимающих нагрузках. Механические свойства зависят от угла плетения, рисунка и размера жгута. Это приводит к увеличению количества механических испытаний, необходимых для определения оптимальной архитектуры плетения.

Вязание (knitting)

Процесс вязания традиционно применяется при производстве одежды. Однако, так же как и плетение, он может быть применен при производстве сложных трехмерных конструкций. Уникальной особенностью уточных трикотажных структур является их пластичность [27]. Вязаные структуры обычно не имеют четко выраженных направлений максимальной прочности. Их свойства

зависят от прочности волокон, структуры вязания, плотности переплетения, количества слоев трикотажного полотна, параметров предварительного растяжения [180]. Основными недостатками этого процесса являются разрывы волокон, возникающие при изготовлении заготовки, поэтому их механические свойства, как правило, ниже, чем при применении других методов 3D-армирования [171]. Однако, во многих работах отмечается повышение ударопрочности 3D-вязаных композитов по сравнению с традиционными композитами. В работе [162] исследовался композит с усовершенствованной структурой ткани уточного вязания - 3D weft-knitted inlay (3DWKI). Авторы отмечают, что поврежденная площадь 3D-вязаного композита составляет всего 20% от площади повреждения 2D-тканевого композита полотняного переплетения. Это объясняется тем, что уложенные нити в плоскости ткани способствует распространению волн напряжения в горизонтальном направлении, а трикотажная нить способствует уменьшению расслаивания и повышению ударопрочности композита.

Список литературы диссертационного исследования кандидат наук Форенталь Галина Анатольевна, 2025 год

те с.

3 0.05 гз

0.00

У = 1 1 4,67-10"' х + 1,42-10"3

я2= = 0,998

10

20

30

40

50

Длина трещины а, мм

г - касательные напряжения (а)

4,5-10

2 3,6 10^

2,7-10"'

1,8-10

0,9-10

1 V = 9,73'Ю^х 1 -8,98'Ю"5 •

К-0 977

10

20

30

40

50

Длина'

трещины а, мм

е - касательные напряжения тхуХ (а)

Рисунок 5.9 - Зависимости напряжений в вершине трещины от длины трещины при Р=1 Н при Е№ -нагружении (без учета знака)

Если предполагать, что трещина распространяется по интерфейсу, между верхней и нижней частями образца, то рассчитанные напряжения в двух центральных элементах у вершины трещины могут быть осреднены по толщине на базе X (рисунок 5.10). При осреднении напряжения разных знаков взаимно

уничтожатся, таким образом, в вершине трещины нормальные напряжения ахХ, ауХ, а^ и касательные напряжения тхуХ будут равны нулю. В вершине трещины действуют только касательные напряжения тжХ и Поскольку стандарт Е№-испытаний [54; 17] ограничивает минимальную толщину образца 3 мм, касательные напряжения существенно меньше напряжений хХ2х (рисунок 5.9). Таким образом, при развитии трещины по середине образца основной вклад в развитие трещины и разрушение вносят касательные напряжения тжХ.

а (х), т (х)

Рисунок 5.10 - Осреднённые на базе X напряжения у вершины трещины

По полученным расчетным значениям перемещений 5 точки приложения нагрузки Р = 1 Н были построены аппроксимационные зависимости 5 (а) для DCB- и ЕМР-нагружения. Данные зависимости представлены на рисунке 5.11.

Длина трещины I

а- DCB-нагружение

0,020

2 0,016

со <„ 0,012

В

Щ 0,008

<и 5

Он 0,004 и С

0,000

у = - 9,40' 10"" х3+1,63 ■ 10"5 х2--- 4,53-10"4х+ 1.09-10 3 Я2= 0,996

0 1 0 2 0 3 0 4 0 50

Длина трещины а, мм

б - Е№-нагружение

Рисунок 5.11 - Зависимости перемещений 5 от длины трещины а при Р = 1 Н

5.2. Определение прочностных характеристик слоистого

стеклопластика

5.2.1. Однопараметрический критерий

Использование критерия осредненных напряжений на величине Хх исключает возникновение сингулярности, поэтому для оценки скачкообразного увеличения длины трещины на величину Хх становится возможным использование обычных условий прочности.

При ЕОТ-нагружении трещина в образце распространяется за счет действия касательных напряжений, поэтому критерий прочности может быть записан в виде:

тах ^х = й (52)

где S - предел прочности на сдвиг в плоскости ХЬ.

В пункте 5.1 были получены аппроксимационные зависимости напряжений тхгХ и перемещений 5 от длины трещины а:

тжХ (а) = 4,67-10"3 МПа/мм-а +1,42 -10-2 МПа, (5.3)

5 (а) = - 9,40-10-8 1/мм2- а3 + 1,63-10-5 1/мм -а 2 - 4,53-10-4 а + 1,09-10-2 мм. (5.4)

Расчет зависимости «нагрузка-перемещение» Р(5) был произведен по следующему алгоритму:

1. Расчет напряжений т1^ (а) при заданной длине трещины а от действия единичной силы с использованием зависимости (5.3).

2. Расчет критической нагрузки Рсг, при которой начнётся скачкообразное развитие трещины длиной а до длины (а + Хх) при выполнении условия разрушения (5.2).

3. Расчет критического перемещения 5СГ, соответствующего критической нагрузке Рсг, с учетом зависимости (5.4).

4. Последовательный расчет нагрузок Р (а + пХ) и перемещений 5 (а + пХ) в соответствии с пунктами 1-3 при длинах трещины а + пХ (при п > 1).

В условие разрушения (5.2) входит значение £ предела прочности на сдвиг в плоскости ХЪ. Данный параметр заранее неизвестен, поэтому он был определен из решения обратной задачи по критерию минимума среднеквадратического отклонения расчетных значений на кривой «нагрузка-перемещение» Р(5) от экспериментальных на участке, соответствующем росту трещины. Программа, используемая в расчетах, была создана с помощью программного обеспечения MathCad [197] и приведена в ПРИЛОЖЕНИИ Б.

Наилучшее согласие расчетных и экспериментальных зависимостей получено при значениях £ = 77 МПа (образцы без фелтинга) и £* = 89 МПа (образцы с фелтингом). Расчетные и экспериментальные зависимости «нагрузка-перемещение» Р (5) представлены на рисунках 5.12-5.13. Порядок полученного значения £ = 77 МПа для стеклопластика без фелтинга согласуется с данными о трансверсальной прочности стеклопластика в [57]. Таким образом, предложенный способ позволяет определить предел прочности на сдвиг композита в плоскости ХЪ с помощью результатов экспериментов при ЕЫР-нагружении.

0,7

0,6

£ 0,5

й 0,4 а

со

& 03

и ' аЗ

0,2

0,1

0,0

м > ч

> а

— э :<с пер имен г

■ - - Расчет -1-\-

0 1 2 3 4 5 6

Перемещение 5, мм

Рисунок 5.12 - Экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» образцов без фелтинга и расчетные зависимости Р(5) при £=77 МПа

(ЕМР-нагружение)

0,7

? 0,5

еС

cd 0,4 w

CO

& 0,3 <s

к

0,2 0,1 0,0

0 12 3 4 5 6 7

Перемещение §, мм

Рисунок 5.13 - Экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» образцов с фелтингом и расчетные зависимости P(5) при S*=89 МПа

(ENF-нагружение)

Аналогичный расчет был проведен для DCB-нагружения. При DCB-нагружении трещина в образце распространяется за счет действия нормальных напряжений, поэтому критерий прочности может быть записан в виде:

max azX = Zt, (5.5)

где Zt - предел прочности на растяжение композита в направлении Z.

В пункте 5.1 были получены аппроксимационные зависимости напряжений Gzx и перемещений 5 от длины трещины a:

azX (a) = 2,07 • 10"2 МПа/мм a, (5.6)

5 (а) = 1,6240-6 1/мм2 a 3. (5.7)

Расчет зависимости «нагрузка-перемещение» P(5) осуществлен по такому же алгоритму, что и расчет при ENF-нагружении:

1. Расчет напряжений a1z^i (a) при заданной длине трещины a от действия единичной силы с использованием зависимости (5.6).

2. Расчет критической нагрузки Рсг, при которой начнётся скачкообразное развитие трещины длиной а до длины (а + Хх) при выполнении условия разрушения (5.5).

3. Расчет критического раскрытия 5СГ, соответствующего критической нагрузке Рсг, с учетом зависимости (5.7).

4. Последовательный расчет нагрузок Р (а + пХ) и раскрытий 5 (а + пХ) в соответствии с пунктами 1-3 при длинах трещины а + пХ (при п > 1).

Поиск величины предела прочности на растяжение в направлении 2 осуществлен с использованием программы, приведенной в ПРИЛОЖЕНИИ Б из условия минимального среднеквадратического отклонения расчетных и экспериментальных значений нагрузок.

В DCB-испытаниях (глава 4, пункт 4.2.1) образцы без фелтинга показали достаточно большой разброс данных, вызванных, вероятно, нестингом, который приводит к разбросу свойств материала [208]. В работе [181], показано, что неконтролируемое смещение слоев является основным источником разброса в экспериментах по проницаемости. В работе [62] показано, что в зависимости от нестинга прочность на сжатие может снижаться до 40%. Таким образом, образцы без фелтинга, показавшие различные значения межслойной вязкости разрушения GIc, вероятно, обладают различными свойствами в направлении нормали слоев - различными пределами прочности Поэтому для образцов без фелтинга значения были найдены для каждого образца. Для образцов с фелтингом не наблюдался заметный разброс данных, так как фелтинг подавляет влияние нестинга за счет дополнительных связей в направлении, нормальном к слоям, и стабилизирует начало расслоения. Поэтому для образцов без фелтинга был определен предел прочности по всем экспериментальным данным. Значения пределов прочности для образцов с фелтингом и без фелтинга, при которых наблюдается наилучшее согласие расчетных и экспериментальных зависимостей, приведены в таблице 5.2. Наличие фелтинга приводит к увеличению предела прочности при растяжении стеклопластика в направлении 2

в зависимости от свойств стеклопластика без фелтинга до 39%. Расчетные и экспериментальные зависимости «нагрузка-перемещение» Р (5) представлены на рисунке 5.14-5.15.

Полученные значения для стеклопластика без фелтинга ^ = 44 и 46 МПа являются завышенными по сравнению с известными данными по трансверсальной прочности стеклопластиков в монографии [57]. Очевидно, это произошло из-за того, что критерий (5.5) не учитывает, возникающие в вершине трещины остальные компоненты напряжений а^ и

Таблица 5.2 - Пределы прочности композита при растяжении в направлении 7,

определенные при нагружении по схеме DCB

Композит Образец 1 Образец 2 Образец 3

Без фелтинга 7 = 46 МПа ^ = 44 МПа ^ = 36 МПа

С фелтингом * V = 50 МПа

Перемещение

Рисунок 5.14 - Экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» образцов без фелтинга и расчетные зависимости Р(5) при Zt = 36, 44, 46 МПа фСВ-нагружение) 1, 2, 3 - номер образца

10 15 20

Перемещение 5, мм

Рисунок 5.15 - Экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» образцов с фелтингом и расчетные зависимости Р(5) при 7^ = 50 МПа

фСВ-нагружение)

5.2.2. Трехпараметрический критерий Для учета НДС, возникающего у вершины трещины при DCD-нагружении, предлагается использовать более сложный трехпараметрический квадратичный критерий прочности композита [3]:

а

ъК

7

V t у

+

а

хК

V Xt У

+

I

хъК

S

аъК ' ахК < 1

7t' ^ " '

(5.8)

где ахК , аъК и 1жК - напряжения, осреднённые на базе К; и Х{ - пределы прочности на растяжение в направлениях 2 и X; S - предел прочности на сдвиг в плоскости XZ.

В пункте 5.1 были получены аппроксимационные зависимости напряжений ахК , аъК и 1х2К от длины трещины а при DCB-нагружении:

аъК (а) = 2,07 -10"2 МПа/мм ' а,

ахК (а) = 7,01 '10"2 МПа/мм ' а,

1хъК (а) = 7,98 -10"3 МПа/мм ' а

(5.9)

(5.10)

(5.11)

2

2

2

Расчет зависимости «нагрузка-перемещение» Р(5) осуществлен по такому же алгоритму, что и расчет в пункте 5.2.1:

1. Расчет напряжений а1^ (а) и т1^ (а) при заданной длине трещины а от действия единичной силы с использованием зависимостей (5.9-5.11).

2. Расчет критической нагрузки Рсг, при которой начнётся скачкообразное развитие трещины длиной а до длины (а + Хх) при выполнении условия разрушения (5.8).

3. Расчет критического раскрытия 5СГ, соответствующего критической нагрузке Рсг, с учетом зависимости (5.7).

4. Последовательный расчет нагрузок Р (а + пХ) и раскрытий 5 (а + пХ) в соответствии с пунктами 1-3 при длинах трещины а + пХ (при п > 1).

Поиск параметров критерия (5.8) X и £ осуществлен в программе, созданной с помощью программного обеспечения MathCad (ПРИЛОЖЕНИЕ Б), по критерию минимума среднеквадратического отклонения расчетных значений на кривой «нагрузка-перемещение» Р(5) от экспериментальных на участке, соответствующем росту трещины.

Найденные оптимальные сочетания значений пределов прочности X и £ приведены в таблице 5.3.

Так как напряжения ахХ больше напряжений тжХ в ~9 раз, предел прочности X больше предела прочности на сдвиг £ в ~4 раза, напряжения а^ больше напряжений тжХ в ~3 раза, предел прочности Zt меньше предела прочности

жХ

2

S

вносит наименьший вклад в

на сдвиг £ в ~2 раза, то слагаемое

V S У

критерий (5.8). Поэтому при выборе оптимального сочетания пределов прочности

X и возможно использовать значения предела прочности на сдвиг определенные в пункте 5.2.1 для Е№-нагружения. При этом, поиск оставшихся двух характеристик Zt и Х1; осуществляется с помощью той же программы (ПРИЛОЖЕНИЕ Б), что и поиск трех параметров. Найденные оптимальные

сочетания значений пределов прочности Zt и Х1; при заданных значениях £ = 77 МПа и 5* = 89 МПа, округленные до целых значений, приведены в Таблице 5.3.

Как видно из таблицы 5.3, значение предела прочности Zt для образцов без фелтинга не зависит от поиска по трем или двум параметрам, для образцов с фелтингом изменение предела прочности Zt составило 2%. Значение предела прочности Х; для образцов без фелтинга увеличилось при поиске по двум параметрам на 2,8%, для образцов с фелтингом значение Х; уменьшилось на 3,7% при поиске по двум параметрам. Таким образом, для поиска пределов прочности при растяжении Zt и Х; можно использовать трехпараметрический критерий (5.8), осуществляя поиск оптимального сочетания как трех входящих в критерий (5.8) параметров, так и поиск двух параметров Zt и Х; , если предел прочности на сдвиг 5 известен.

Таблица 5.3 - Характеристики прочности композита, определенные при

нагружении по схеме DCB

Определение трех параметров S, Zt, Х;

Композит S, МПа МПа Х;, МПа

Без фелтинга 82 39 360

С фелтингом * 97 46 270

Определение двух параметров Zt, Х; при фиксированном значении S

Композит S, МПа МПа X;, МПа

Без фелтинга 77 39 370

С фелтингом * 89 47 260

Расчетные зависимости Р(5) при найденных значениях пределов прочности по двум и трем параметрам, а также типовые экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» приведены на рисунках 5.16-5.17. Полученные значения для образцов без фелтинга Х; = 360-370 МПа и Zt = 39 МПа соответствуют данным по прочности стеклопластиков, указанными в работах [24; 57].

Рисунок 5.16 - Типовые экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» и расчетные зависимости Р(5) при DCB-нагружении

(расчет по трем параметрам)

Рисунок 5.17 - Типовые экспериментальные диаграммы «нагрузка-перемещение» и расчетные зависимости Р(5) при DCB-нагружении

(расчет по двум параметрам)

Выводы по пятой главе

1. С помощью МКЭ проведен анализ напряженного состояния образцов с межслойными трещинами известной длины в квазистатической упругой постановке задачи с использованием нелокальной теории прочности.

2. В расчетах не использованы когезионные алгоритмы, а рассматривается лишь разрушение слоя композита, ближайшего к трещине, и соответствующее изменение площади склейки слоёв.

3. Критерий прочности композита, содержащий один параметр и записанный через осреднённые напряжения, позволяет использовать метод пошагового продвижения трещины для прогнозирования кривой «нагрузка-перемещение» при Е№-нагружении.

4. Критерий прочности композита, содержащий три параметра и записанный через осреднённые напряжения, позволяет использовать метод пошагового продвижения трещины для прогнозирования кривой «нагрузка-перемещение» при DCB-нагружении.

5. Предложен способ расчетно-экспериментального определения трансверсально-сдвиговой прочности полимерного композитного материала, основанный на решении обратной задачи (путем минимизации отклонения расчётных от экспериментальных кривых «нагрузка-перемещение»).

6. Получено, что использование фелтинга плотностью 10 см- увеличивает предел прочности на растяжение композита в направлении 2 на ~18%, а предел прочности на сдвиг в плоскости Х2 на ~16 %.

Основные результаты, приведенные в главе, опубликованы в работах [23; 28; 29; 30; 32].

ЗАКЛЮЧЕНИЕ

Основные результаты проведенных в работе теоретических и экспериментальных исследований состоят в следующем:

1. Показана возможность определения трансверсально-сдвиговой прочности полимерного композитного материала расчетным путем по экспериментальным диаграммам «нагрузка-перемещение» при нагружении на отрыв и сдвиг образцов с начальной межслойной трещиной.

2. Для управления трансверсально-сдвиговой прочностью слоистых ПКМ на основе тканей гладкого плетения предложена иглопробивная технология (фелтинг).

3. Проведены экспериментальные исследования длины и количества вытянутых в направлении нормали 7-волокон при фелтинге плотностью f = 10 -70 см-2. Обнаружена линейная зависимость объемной доли 7-волокон от плотности фелтинга. Проведена экспериментальная оценка критической длины волокон стеклоткани полотняного переплетения при использовании эпоксидного связующего холодного отверждения. Установлено, что длина вытянутых при фелтинге 7-волокон больше критической.

4. Показано, что при увеличении плотности фелтинга происходит увеличение предела прочности при межслойном сдвиге и уменьшение максимальной нагрузки при растяжении в плоскости укладки слоев. Для использования фелтинга как способа 3D-армирования необходимо определить плотность фелтинга, позволяющую получить необходимое повышение трансверсально-сдвиговых свойств при допустимом уменьшении свойств в плоскости укладки слоев.

5. В данных исследованиях обнаружено, что наиболее рациональной

-2

плотностью фелтинга является плотность f = 10 см- , при которой увеличение предела прочности на межслойный сдвиг составило ~ 24% и уменьшение разрушающей нагрузки в плоскости ХУ при растяжении на ~ 18%.

6. Обнаружено, что фелтинг плотностью f = 10-50 см- приводит к уменьшению площади повреждения образцов при ударе. При этом, чем больше диаметр ударника и выше энергия удара, тем эффективнее применение фелтинга для 3D-армирования ПКМ.

-2

7. Фелтинг плотностью f = 10 см- приводит к увеличению значений

вязкостей межслойного разрушения GIc на ~40% и GIIc на ~33%.

-2

8. Показано, что использование фелтинга f = 10 см- увеличивает предел прочности на растяжение композита в направлении 2 на ~18 %, а предел прочности на сдвиг в плоскости Х2 на ~16 %.

Перспективы дальнейшей разработки темы

Основные направления дальнейших научных исследований по данной тематике могут состоять в следующем:

- влияние фелтинга на прочность композитов с концентраторами напряжений (управление расслоением);

- повышение стабильности закритического деформирования псевдопластичных гибридов типа угле/стеклопластика;

- влияние фелтинга на устойчивость при сжатии обшивок сетчатых конструкций с дефектами типа расслоений;

- влияние фелтинга на усталостную прочность композитов и др.

СПИСОК ЛИТЕРАТУРЫ

1. Бабаевский, П.Г. Использование экспериментально определенных параметров когезионной зоны при численной оценке устойчивости к расслоению полимерных композитов / П.Г. Бабаевский, Н.В. Салиенко, Г.В. Новиков // Перспективные материалы. - 2019. - № 3. - С. 74-81. DOI: 10.30791/1028-978Х-2019-3-74-81.

2. Васильев, В.В. Композиционные материалы: Справочник / В.В. Васильев. -М.: Машиностроение, 1990. - 512 р.

3. Васильев, В.В. Механика конструкций из композиционных материалов / В. В. Васильев. - М.: Машиностроение, 1988. - 272 с.

4. ГОСТ 19170-2001. Стекловолокно. Ткань конструкционного назначения. Технические условия. - Взамен ГОСТ 19170-70; введ. 2002.10.01. - Минск, 2001. - 10 с.

5. ГОСТ 32659-2014. Композиты полимерные. Методы испытаний Определение кажущегося предела прочности при межслойном сдвиге методом испытания короткой балки. - Введ. 2015.09.01. - М.: Стандартинформ, 2014. - 19 с.

6. ГОСТ 33495-2015. Композиты полимерные. Метод испытания на сжатие после удара. - Введ. 2015.09.29. - М.: Стандартинформ, 2016. - 23 с.

7. ГОСТ 33685-2015. Композиты полимерные. Метод определения удельной работы расслоения в условиях сдвига. - Введ. 2015.11.12. - М.: Стандартинформ, 2019. - 28 с.

8. ГОСТ Р 56785-2015. Композиты полимерные Метод испытания на растяжение плоских образцов. - Введ. 2015.11.27. - М.: Стандартинформ, 2016. - 20 с.

9. ГОСТ Р 56808-2023. Композиты полимерные. Определение характеристик межслоевой трещиностойкости (вязкости разрушения) при статическом нагружении смешанного типа (тип 1-тип II, мода 1-мода II)

однонаправленно-армированных композитов методом комбинированного испытания на изгиб и растяжение образца с торцевой трещиной (MMB-Test). - Взамен ГОСТ 56808-2015; введ. 2023.11.23. - М.: Стандартинформ, 2023. - 16 с.

10. ГОСТ Р 56815-2015. Композиты полимерные. Метод определения удельной работы расслоения в условиях отрыва. - Введ. 2015.11.27. - М.: Стандартинформ, 2016. - 23 с.

11. ГОСТ Р 57066-2016. Композиты полимерные. Метод определения прочности при сдвиге клеевого соединения внахлест. - Введ. 2016.09.13. -М.: Стандартинформ, 2016. - 14 с.

12. ГОСТ Р 57207-2016. Композиты полимерные. Определение характеристик при сдвиге методом перекашивания образцов с V-образным вырезом. -Введ. 2016.11.01. - М.: Стандартинформ, 2016. - 24 с.

13. ГОСТ Р 57864-2017. Метод определения предела прочности и модуля упругости при растяжении в направлении толщины образца. - Введ. 2017.10.31. - М.: Стандартинформ, 2017. - 23 с.

14. Деформирование и разрушение слоистого тканевого стеклопластика при изгибе на кольцевой опоре: влияние трёхмерного армирования и скорости нагружения / Г.А. Форенталь, С.Б. Сапожников, А.В. Игнатова и др. // Вестник Томского государственного университета. Математика и механика. - 2024. - № 91. - С. 141-152. DOI: 10.17223/19988621/91/12.

15. Зебзеев, А.А. Влияние размеров поперечного сечения образца из полимерных композиционных материалов на значение предела прочности при испытании на межслоевой сдвиг методом короткой балки / А.А. Зебзеев, А.В. Торопицина, Д.В. Маклаков // Вестник Пермского национального исследовательского политехнического университета. Аэрокосмическая техника. - 2023. - № 72. - С. 91-99. DOI: 10.15593/22249982/2023.72.07.

16. Исследование влияния выборочной прошивки на прочностные свойства композита с гибридным текстильным наполнителем / Г.П. Зарецкая, Е.М. Базаев, Т.В. Руднева и др. // Технология текстильной промышленности. -2023. - № 5 (407). - С. 230-235. DOI :10.47367/0021-3497 2023 5 230.

17. Межслоевая трещиностойкость конструкционных полимерных композиционных материалов / В.Д. Крылов, Н.О. Яковлев, Ю.А. Курганова, О.А. Лашов // Авиационные материалы и технологии. - 2016. - 1(40). - С. 79-85.

18. Мэтьюз, Ф. Композитные материалы. Механика и технология / Ф. Мэтьюз, Р. Ролингс. - Москва: Техносфера, 2004. - 408 с.

19. Нейбер, Г. Концентрация напряжений / Г. Нейбер; перевод с нем. Н.Н. Лебедева; под ред. проф. А.И. Лурье. - Москва, Ленинград: Гостехиздат, 1947. - 204 с.

20. Новожилов, В.В. О необходимом и достаточном критерии хрупкой прочности / В.В. Новожилов // Прикладная математика и механика. - 1969. -Т. 33, Вып. 2. - С. 212-222.

21. Петров, Ю.В. Квантовая аналогия в механике разрушения твердых тел / Ю.В. Петров // Физика твердого тела. - 1996. - Т. 38, № 11. - С. 3385-3393.

22. Петров, Ю.В. Моделирование случайных величин: учебное пособие / В.Ю.Петров, С.Н. Аникин, С.А. Юхно. - СПб.: Балтийский государственный технический университет «Военмех» имени Д.Ф. Устинова, 2020. - 90 с.

23. Сапожников, С.Б. Перспективы технологии фелтинга для локального трёхмерного армирования полимерных тканевых композитов / С.Б. Сапожников, Г.А. Форенталь // Сборник тезисов докладов XIII всероссийского съезд по теоретической и прикладной механике: в 4-х томах (Санкт-Петербург, 21-25 августа 2023). - СПб, Изд-во: Санкт-Петербургский политехнический университет Петра Великого. - С. 257259.

24. Сапожников, С.Б. Разрушение тканевых композитов с концентраторами напряжений: учет неупругого деформирования в численном моделировании / С.Б. Сапожников // Композиты и наноструктуры. - 2020. - 2(46). - C. 3139. DOI: 10.36236/1999-7590-2020-12-2-31-39.

25. Свидетельство о государственной регистрации программы для ЭВМ RU 2022681320 / Е.В. Лешков, Н.А. Оливенко, С.Б. Сапожников. - Заявка № 2022681187. Дата регистрации: 11.11.2022.

26. Сукнев, С.В. Критерий локальной прочности / С.В. Сукнев // Проблемы прочности. -2004. - №04 (370) - С. 108-124.

27. Технологии трехмерного армирования текстильными и швейными методами конструкций из полимерных композиционных материалов / Г.П. Зарецкая, Е.М. Базаев, Т.В. Руднева, Е.В. Лунина // Известия высших учебных заведений технология текстильной промышленности. - 2021. - № 6 (396). - С. 107-115. DOI: 10.47367/0021-3497 2021 6 107.

28. Форенталь, Г.А. Перспективы технологии фелтинга для локального трёхмерного армирования полимерных тканевых композитов / Г.А. Форенталь, С.Б. Сапожников // Композиты и наноструктуры. - 2022. -№14(56) - С. 233-245. DOI: 10.36236/1999-7590-2022-14-4-233-245.

29. Форенталь, Г.А. Повышение межслойной трещиностойкости полимерных тканевых композитов с помощью локального трехмерного армирования (фелтинга) / Г.А. Форенталь, С.Б. Сапожников // Advanced Engineering Research (Rostov-on-Don). - 2024. - 24(3). - С. 215-226. DOI: 10.23947/26871653-2024-24-3-215-226.

30. Форенталь, Г.А. Расчет напряжённого состояния у вершины трещины полимерных тканевых композитов с помощью локального трёхмерного армирования (фелтинга) / Г.А. Форенталь, С.Б. Сапожников // XVIII Международная конференция «Механика, ресурс и диагностика материалов и конструкций»: сб. материалов (Екатеринбург, 27-31 мая 2024). -Екатеринбург, 2024 г. - С. 91.

31. Форенталь, Г.А. Трехмерное армирование полимерных тканевых композитов с помощью фелтинга для управления межслойной трещиностойкостью / Г.А. Форенталь, О.С. Буслаева, С.Б. Сапожников // Сборник тезисов докладов в книге: II-я Международная конференция «Композитные материалы и конструкции» (Москва, 16 ноября 2021). -Москва, 2021. - С. 57-58.

32. Форенталь, Г.А. Трёхмерное армирование слоистых тканевых композитов с помощью фелтинга / Г.А. Форенталь, С.Б. Сапожников // Тезисы докладов конференции «Механика деформируемого твердого тела в проектировании материалов и конструкций» (Пермь, 7-8 ноября 2024) - Пермь, 2024 - С. 45-46.

33. Шагеев, А.М. Цельнотканые каркасы-оболочки - наполнители перспективных композиционных материалов // А.М. Шагеев, Н.С. Микрюкова, Е.В. Лапин // Вестник ПНИПУ, Аэрокосмическая техника. -2015. - №42. - C. 132-149. DOI: 10.15593/2224-9982/2015.42.10.

34. Экспериментальное исследование влияния фелтинга на расслоение и остаточную прочность ПКМ при низкоскоростном ударе / Г.А. Форенталь, А.В. Безмельницын, А.В. Игнатова и др. // В сборнике: XXXIII Международная инновационная конференция молодых ученых и студентов по проблемам машиноведения (МИКМУС-2021): труды конференции. -Москва, 2021. - С. 194-199.

35. Abrate, S. Impact on Composite Structures / S. Abrate. - Cambridge: Cambridge University Press, 2009. - 289 p. DOI: 10.1017/CB09780511574504.

36. Adanur, S. Improving fracture resistance of laminar textile composites by third direction reinforcement/ S. Adanur, Y.P. Tsao // Composites Engineering. -1995. - Vol. 5, Iss. 9. - P. 1149-1158. DOI: 10.1016/0961 -9526(95)00089-6.

37. Advances in 3D Textiles / ed. X. Chen. - Cambridge: Woodhead Publishing, 2015. - 404 p.

38. Advanced TTT composite materials for aeronautical purposes: Compression after impact (CAI) behavior / C. Scarponi, A.M. Perillo, L. Cutillo, C. Foglio // Composites Part B: Engineering. - 2007. - Vol. 38, Iss. 2. - P. 258-264. DOI: 10.1016/j.compositesb.2006.03.014.

39. Agrawal, A. Obtaining mode mixity for a bimaterial interface crack using the virtual crack closure technique / Agrawal, A., Karlsson, A.M. // International Journal of Fracture. - 2006. - Vol. 141. - P. 75-98. DOI:10.1007/s10704-006-0069-4.

40. Alessandro F. A critical review of numerical methods for the simulation of pultruded fiber-reinforced structural elements / A. Fascetti, L. Feo, H. Abbaszadeh // Composite Structures. - 2021. - Vol. 273. - 114284. DOI: 10.1016/j. compstruct.2021.114284.

41. Alfano, M. Analysis of Fracture in Aluminum Joints Bonded with a Bi Component Epoxy Adhesives / M. Alfano, F. Furgiuele, L. Pagnotta, G.H. Paulino // Journal of Testing and Evaluation. - 2010. - Vol. 39. - No. 2. -JTE102 753. DOI: 10.1520/JTE102753.

42. Analysis of the impact and compression after impact behavior of tufted laminated composites / A.T. Martins, Z. Aboura, W. Harizi et al. // Composite Structures. - 2018. - Vol. 184. - P. 352-361. DOI: 10.1016/j. compstruct.2017.09.096.

43. An engineering solution for mesh size effects in the simulation of delamination using cohesive zone models / A. Turon, C.G. Davila, P.P. Camanho, J. Costa // Engineering Fracture Mechanics. - 2007. - Vol. 74, Iss. 10. - P. 1665-1682. DOI: 10.1016/j. engfracmech.2006.08.025.

44. A New Method for Adhesion Strength Assessment of Indented Polymer Coatings / S.V. Smirnov, M.V. Myasnikova, A.V. Pestov et al. // Physical Mesomechanics. - 2023. - Vol. 26. - P. 514-522. DOI: 10.1134/S1029959923050041.

45. ASTM D3039/ASTM D 3039M. Standard Test Method for Tensile Properties of Polymer Matrix Composite Materials. - Adopt. 2017. - 13 p.

46. ASTM D3528-96. Standard Test Method for Strength Properties of Double Lap Shear Adhesive Joints by Tension Loading. - Reapproved 2024. - 4 p.

47. ASTM D5379/D5379M-2019. Standard test method for shear properties of composite materials by the v-notched beam method. - Adopt. 2014. - 14 p.

48. ASTM D5528M. Standard test method for Mode I interlaminar fracture toughness of unidirectional fiber-reinforced polymer matrix composites.-Reapproved 2021. - 14 p.

49.ASTM D5868-01. Standard Test Method for Lap Shear Adhesion for Fiber Reinforced Plastic (FRP) Bonding. - Reapproved 2023. - 2 p.

50. ASTM D6671/D6671M. Standard Test Method for Mixed Mode I-Mode II Interlaminar Fracture Toughness of Unidirectional Fiber Reinforced Polymer Matrix Composites. - Reapproved 2022. - 15 p.

51. ASTM D7137/D7137M. Standard Test Method for Compressive Residual Strength Properties of Damaged Polymer Matrix Composite Plates. - Reapproved 2023. - 16 p.

52. ASTM D7264/D7264M. Standard Test Method for Flexural Properties of Polymer Matrix Composite Materials. - Reapproved 2021. - 10 p.

53. ASTM D7291/D7291M-15. Standard Test Method for Through-Thickness "Flatwise" Tensile Strength and Elastic Modulus of a Fiber-Reinforced Polymer Matrix Composite Material. - Adopt. 2015. - 12 p.

54. ASTM D 7905/D7905M. Standard test method for determination of the mode II interlaminar fracture toughness of unidirectional fiber-reinforced polymer matrix composites. - Reapproved 2019. - 18 p.

55.Atkinson, C. On stress singularities and interfaces in linear elastic fracture mechanics / C. Atkinson // International Journal of Fracture. - 1977. - Vol. 13. -P. 807-820. DOI: 10.1007/BF00034324.

56. Balasubramani, V. Prediction of residual tensile strength of laminated composite plates after low velocity impact / V. Balasubramani, S.R. Boopathy // ARPN Journal of Engineering and Applied Sciences. - 2014. - Vol. 9, No. 3. - P. 320.

57. Barbero, E.J. Introduction to composite materials design / E.J. Barbero. - Boca Raton: CRC Press, 2011. - 520 p.

58. Barenblatt, G.I. The mathematical theory of equilibrium cracks in brittle fracture / G.I. Barenblatt // Advances in Applied Mechanics. - 1962. - Vol. 7. - P. 55129. DOI: 10.1016/S0065-2156(08)70121-2.

59. Bazant, Z.P. Crack band theory for fracture of concrete / Z.P. Bazant, B.H. Oh // Materials and Structures. - 1983. - Vol. 16. - P. 155-177. DOI: 10.1007/BF02486267.

60. Behera, B.K. Mechanical behavior of 3D woven composites / B.K. Behera, B.P. Dash // Materials & Design. - 2015. Vol.67. - P. 261-271. DOI: 10.1016/j.matdes.2014.11.020.

61. Benzeggagh, M.L. Measurement of Mixed-Mode Delamination Fracture Toughness of Unidirectional Glass/Epoxy Composites with Mixed-Mode Bending Apparatus / M.L. Benzeggagh, M. Kenane // Composite Science and Technology - 1996, - Vol. 56, Iss. 4. - P. 439-449. DOI: 10.1016/0266-3538(96)00005-X.

62. Breiling, K.B. Effects of Layer Nesting on Compression-Loaded 2-D Woven Textile Composites / K.B. Breiling, D.O.H. Adams // Journal of Composite Materials, - 1995. - Vol. 30, Iss. 15. - P. 1710-1728. DOI: 10.1177/002199839603001505.

63. Callister, W.D. Jr. Materials Science and Engineering: An Introduction / W.D. Callister Jr., D.G. Rethwisch. - 10th Edition. - New-Jersey: Wiley, 2018. - 992 p.

64. Carbon-fibre non-crimp fabric laminates for cost-effective damage-tolerant structures / G.A. Bibo, P.J. Hogg, R. Backhouse, A. Mills // Composite Science and Technology. - 1998. - Vol. 58, Iss. 1. - P. 129-143. DOI: 10.1016/S0266-3538(97)00106-1.

65. Carter, B. J. Automated 3-D crack growth simulation / B.J. Carter, P.A. Wawrzynek, A.R. Ingraffea // International Journal for Numerical Methods in

Engineering. - 2000. Vol. 47, Iss. 1-3. - P. 229-253. DOI: 10.1002/(SICI)1097-0207(20000110/30)47:1/3<229::AID-NME769>3.0.C0;2-2.

66.Cartie, D.D.R. Delamination of Z-pinned carbon fibre reinforced laminates / D.D.R. Cartie, M. Troulis, I.K. Partridge // Composites Science and Technology. - 2006. - Vol. 66, Iss. 6. - P. 855-861. DOI: 10.1016/j.compscitech.2004.12.018.

67. Chang, P. Flexural properties of z-pinned laminates / P. Chang, A.P. Mouritz, B.N. Cox // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2007. -Vol. 38, Iss. 2. - P. 244-251. DOI: 10.1016/j.compositesa.2006.05.004.

68. Chang, P. Properties and failure mechanisms of z-pinned laminates in monotonic and cyclic tension / P. Chang, A.P. Mouritz, B.N. Cox // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2006. - Vol. 37, Iss. 10. - P. 1501-1513. DOI: 10.1016/j.compositesa.2005.11.013.

69. Characterization of 3D woven reinforcements for liquid composite molding processes / H. Alhussein, R. Umer, S. Rao et al. // Journal of Materials Science. -2016. - Vol. 51(6). - P. 3277-3288. DOI: 10.1007/s10853-015-9640-6.

70. Cheng, Z. Progressive damage behaviors of woven composite laminates subjected to LVI, TAI and CAI / Z. Cheng, J. Xiong // Chinese Journal of Aeronautics. - 2020. - Vol. 33, Iss. 10. - P. 2807-2823. DOI: 10.1016/j.cja.2019.12.015.

71. Childress, J.J. Z-Direction pinning of composite laminates for increased survivability / J.J. Childress, G. Freitas // In: Proceedings of the AIAA Aerospace Design Conference (Irvine, USA 03-06 February 1992). - 1992. - P. 1092-1099. DOI: 10.2514/6.1992-1099.

72. Cholakara, M.T. Deformation and failure mechanisms in 3D composites / M.T. Cholakara, B.Z. Jang, C.Z. Wang // In: Proceedings of the 34th International SAMPE Symposium and Exhibition (Reno, USA 8-11 May 1989). - 1989. - P. 2153-2160.

73. Cohesive zone models and the plastically deforming peel test / I. Georgiou, H. Hadavinia, A. Ivankovic et al. // Journal of Adhesion. - 2003. - Vol. 79, Iss. 3. -

P. 239-265. DOI: 10.1080/00218460309555.

74. Comparison of compression-after-impact and flexure-after-impact protocols for 2D and 3D woven fiber-reinforced composites / K.R. Hart, P.X.L. Chia, L.E. Sheridan et al. // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2017. - Vol. 101. - P. 471-479. DOI: 10.1016/i.compositesa.2017.07.005.

75. Crane, RM. Experimental and analytical characterization of multidimensional^ braided graphite/epoxy composites. / R.M. Crane, E.T. Camponeschi Jr. // Experimental Mechanics. - 1986. - Vol. 26. - P. 259-266. DOI: 10.1007/BF02320051.

76. Damage characteristics in 3D stitched composites with various stitch parameters under in-plane tension / A.Yudhanto, G. Lubineau, I.A. Ventura et al. // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2015. - Vol. 71. - P. 17-31. DOI: 10.1016/i.compositesa.2014.12.012.

77. Delamination toughening and healing performance of 3D woven composites / R. Ladani, Kh. Pingkarawat, Ch.H. Wang, A.P. Mouritz // 21st International Conference on Composite Materials (Xian, China, 20-25 August 2017). - 2017. -8 p. - URL: https://zenodo.org/records/15433012 (дата обращения 19.08.2025).

78. Dell'Anno, G. Effect of tufting on the mechanical behaviour of carbon fabric/epoxy composites: PhD thesis. - Cranfield, 2007. - 219 p.

79. Dell'Anno, G. February Manufacturing of composite parts reinforced through-thickness by tufting / G. Dell'Anno, J.W.G. Treiber, I.K. Partridge // Robotics and Computer-Integrated Manufacturing. - 2016. - Vol. 37. - P. 262-272. DOI: 10.1016/i.rcim.2015.04.004.

80. De Moura, M.F.S.F. Progressive damage modeling / M.F.S.F de Moura // Modeling of Adhesively Bonded Joints; eds. L. da Silva, A. Oschner. -Heidelberg: Springer Berlin, 2008. - - P. 155-182.

81. Dexter, H.B. Mechanical properties and damage tolerance of multiaxial warp-knit composites / H.B. Dexter, G.H. Hasko // Composite Science and

Technology. - 1996. - Vol. 56, Iss. 3. - P. 367-380. DOI: 10.1016/0266-3538(95)00107-7.

82. Dransfield, K. Improving the delamination resistance of CFRP by stitching - a review / K. Dransfield, C. Bailllie, Y-W. Mai // Composites Science and Technology. - 1994. - Vol. 50, Iss. 3. - P. 305-317. DOI: 10.1016/0266-3538(94)90019-1.

83. Ductile-Brittle Transitions in Adhesively Bonded Structures. Part I: Experimental Studies / C. Sun, M.D. Thouless, A.M. Waas, et al. // International Journal of Solids and Structures. - 2008. - Vol. 45, Iss. 10. - P. 3059-3073. DOI: 10.1016/j.ijsolstr.2008.01.011.

84. Dugdale, D.S./ Yielding of steel sheets containing slits / D.S. Dugdale // Journal of the Mechanics and Physics of Solid. - 1960. - Vol. 8, Iss. 2. - P. 100-104. DOI: 10.1016/0022-5096(60)90013-2.

85. Effects of needle-punched felt structure on the mechanical properties of carbon/carbon composites // T. Chen, J. Liao, G. Liu et al. // Carbon. - 2003. -Vol. 41, Iss. 5. - P. 993-999. DOI: 10.1016/S0008-6223(02)00445-1.

86. Effect of needling parameters on the effective properties of 3D needled C/C-SiC composites / J. Xie, J. Liang, G. Fang, Zh. Chen // Composites Science and Technology. - 2015. - Vol. 117. - P. 69-77. DOI: 10.1016/j.compscitech.2015.06.003.

87. Effect of Tufting on Mechanical Properties of Laminated Composites / K. Dhanapal, V. Sivaraman, K. Gaddikeri et al. // In: Proceedings of the Conference: «ISAMPE National Conference on Composite Structures» (Coimbatore, India 23 November, 2012). - 2012. - P. 2-3.

88. Effect of weaving damage on the tensile properties of three-dimensional woven composites / L. Lee, S. Rudov-Clark, A. Mouritz et al. // Composite Structures. -2002. - No. 57. - P. 405-413. DOI: 10.1016/s0263-8223(02)00108-3.

89. Evaluation of the mechanical and damage behaviour of tufted non crimped fabric composites using full field measurements / M. Colin de Verdiere, A.K. Pickett,

A.A. Skordos, V. Witzel // Composite Science and Technology. - 2009. - Vol. 69, Iss. 2. - P. 131-138. DOI: 10.1016/j.compscitech.2008.08.025.

90. Exploring mechanical property balance in tufted carbon fabric/epoxy composites / G. Dell'Anno, D.D. Cartie, I.K. Partridge, A. Rezai // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2007. - Vol. 38, Iss. 11. - P. 2366-2373. DOI: 10.1016/j.compositesa.2007.06.004.

91. Failure analysis and strength prediction for needled composites prepared by different needling processes with out-of-plane tensile load // Y. Qi, G. Fang, Zh. Zhou et all. // Polymer Composites. - 2025. - Accepted/In press. DOI: 10.1002/pc.29831.

92. Flexural after impact behaviour of carbon/epoxy and carbon/vinyl-ester composite laminates at elevated temperatures / V. Bhoominathan, V. Arumugam, V.A. Thompson et al. // Polymers and Polymer Composites. - 2022. - Vol. 30. -P. 1-12. DOI: 10.1177/09673911221110338.

93. Flexural and flexural-after-impact strength of basalt fiber reinforced polymer improved by ultra-thin zirconia fiber/epoxy films / J. He, Y. Lyn, F. Cheng et al. // Composites Part B: Engineering. - 2025. - Vol. 303. - 112609. DOI: 10.1016/j.compositesb.2025.112609.

94. Flexure and flexure-after-impact properties of carbon fibre composites interleaved with ultra-thin non-woven aramid fibre veils / B. Yuan, M. Ye, Y. Hu et al. // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2020. - Vol. 131. - 105813. DOI: 10.1016/j.compositesa.2020.105813.

95. Forental, G.A. Stack fabric felting to get PCM GIIc improvement and LVI tolerance / G.A. Forental, A.V. Kheruvimov, A.V. Nikonov, S.B. Sapozhnikov // IOP Conference Series Materials Science and Engineering: 10th EASN International Conference on Innovation in Aviation and Space to the Satisfaction of the European Citizens. - 2021. - Vol. 1024 - 012001. DOI: 10.1088/1757-899X/1024/1/012001.

96. Gibson, R.F. Principles of composite material mechanics / R.F. Gibson. - 4th edition. - Boca Raton: CRC Press, 2016. - 700 p. DOI: 10.1201/b19626.

97. Gause, LW. Structural properties of braided graphite / epoxy composites / L.W. Gause, J.W. Alper // Journal of Composite Technology & Research. - 1987. -Vol. 9, Iss. 4. - P. 141-150.

98. Gôktaç, D. Improvement of Mode I Interlaminar Fracture Toughness of Stitched Glass/Epoxy Composites / D. Gôktaç, W.R. Kennon, P. Potluri // Applied Composite Materials. - 2017. - Vol. 24. - P. 351-375. DOI: 10.1007/s10443-016-9560-x.

99. Gong, JC. Impact properties of three-dimensional braided graphite/epoxy composites / J.C. Gong, B.V. Sankar // Journal of Composite Materials. - 1991. -Vol. 25. - P. 715-731. DOI: 10.1177/002199839102500606.

100. Handbook of Technical Textiles / ed. A.R. Horrocks, S.C. - Cambridge: Woodhead, 2000. - 559 p.

101. Harper, P. Cohesive zone length in numerical simulations of composite delamination / P. Harper, S.R. Hallett // Engineering Fracture Mechanics. - 2008. - Vol. 75, Iss. 16. - P. 4774-4792. DOI: 10.1016/j.engfracmech.2008.06.004.

102. Hillerborg, A. Analysis of crack formation and crack growth in concrete by means of fracture mechanics and finite elements / A. Hillerborg, M. Modéer, P.E. Petersson // Cement and Concrete Research. - 1976. - Vol. 6, Iss. 6. - P. 773781. DOI: 10.1016/0008-8846(76)90007-7.

103. Hui, Ch. Textile reinforcement based on advanced textile technology for composites manufacturing. - Materials. Université de Lille. - 2021. - URL: https://theses.hal.science/tel-03551873v1 (дата обращения 19.08.2025).

104. Hypervelocity impact behavior and residual flexural strength of C/C composites / L.Z. Xue, K.Z. Li, Y. Jia, S.Y. Zhang // Vacuum. - 2017. - Vol. 144. - P. 101- 106. DOI: 10.1016/j.vacuum.2017.07.028.

105. Influence of Fibre Architecture on Impact Damage Tolerance in 3D Woven Composites / P. Potluri, P. Hogg, M. Arshad et al. // Applied Composite Materials. - 2012. - Vol. 19. - P. 799-812. DOI: 10.1007/s10443-012-9256-9.

106. Influence of needle-punching processing parameters on mechanical properties of C/C composites reinforced by carbon cloth and carbon fiber net / X.-H. Zhang, H.-J. Li, Z.-B. Hao et al. // Journal of Inorganic Materials. - 2007. -Vol. 22, No.5. - P. 963-967. DOI: 10.3724/SP.J.1077.2007.00963.

107. Influence of stitching on the out of-plane behavior of composite materials -A mechanistic review / D.A. Drake, R.W. Sullivan, A.E. Lovejoy et al. // Journal of Composite Materials. - 2021. - Vol. 55, Iss. 23. - P. 3307-3321. DOI: 10.1177/00219983211009290.

108. Influence of Stitching Parameters on Tensile Strength of Aramid/Vinyl Ester Composites / M. Karahan, Y. Ulcay, N. Karahan, A. Kus // Materials Science. - 2013. - Vol. 19, No. 1. - P. 67-72. DOI: 10.5755/j01.ms.19.1.3829.

109. Ingraffea, A.R. FRANC2D: A case study in transfer of software technology. Research. Transformed into Practice Implementations of NSF Research / A.R. Ingraffea, P. A. Wawrzynek. - New York: ASCE Press, 1995. -P. 233-344.

110. Interfacial fracture in sandwich laminates / W. Cantwell, R. Scudamore, J. Ratcliffe, P. Davies // Composites Science and Technology. - 1999. - Vol. 59, Iss. 14. - P. 2079-2085. DOI: 10.1016/S0266-3538(99)00065-2.

111. Interlaminar damage resistance of Z-fibre TM reinforced structural CFRP / A. Rezai, D. Cartie, I. Partridge et al. // In: Proceedings of the 13th International conference on Composite Materials. Session Mechanical & Physical Properties (Beijing, China 25-29 June 2001). -2001. - 11 p. DOI: 10.5281/zenodo.15414919.

112. Intralaminar and interlaminar progressive failure analyses of composite panels with circular cutouts / V.K. Goyal, N.R. Jaunky, E.R. Johnson, D.R.

Ambur // Composite Structures. - 2004. - Vol. 64, Iss. 1. - P. 91-105. DOI: 10.1016/S0263-8223(03)00217-4.

113. Investigation of mechanical properties of tufted composites: influence of tuft length through the thickness reinforcement / L. Liu, P. Wang, X. Legrand, D. Soulat // Composite Structures. - 2017. - Vol. 172. - P. 221-228. DOI: 10.1016/j. compstruct.2017.03.099.

114. Jain, L.K. Determination of mode II delamination toughness of stitched laminated composites // L.K. Jain, Y.-W. Mai // Composites Science and Technology. - 1995. - Vol. 55, Iss. 3. - P. 241-253. DOI: 10.1016/0266-3538(95)00089-5.

115. Jeon J.-A. Evaluation of interlaminar shear strength of co-cured fiber-reinforced fabric composite structures by lap joint method / J.-A. Jeon, S.-E. Lee // Functional Composites and Structures. - 2023. - Vol. 5, No. 2. - 025005. DOI: 10.1088/2631-6331/acdb45.

116. Kafkalidis, M.S. The effects of geometry and material properties on the fracture of single lap-shear joints / M.S. Kafkalidis, M.D. Thouless // International Journal of Solids and Structures. - 2002. - Vol. 39, Iss. 17. - P. 4367-4383. DOI: 10.1016/S0020-7683(02)00344-X.

117. Kang, T. J. Characterization of reinforcing web structures in needle punched nonwoven composites / T.J. Kang, S.H. Lee // Journal of Composite Materials. - 1999. - Vol. 33, Iss. 22. - P. 2116-2132. DOI: 10.1177/002199839903302203.

118. Kay, ML. Damage tolerance of non-crimp fabric composites. In: editors / M.L. Kay, P.J. Hogg // In: Proceedings of the 6th European Conference on Composite Materials (Bordeaux, France, 20-24 September 1993), ed. A.R. Bunsel, A. Kelly, A. Massiah. - 1993. - P. 361-369.

119. Khokar, N. 3D-weaving: Theory and practice / N. Khokar // Journal of the Textile Institute. - 2001. - Vol. 92, Iss. 2. - P. 193-207. DOI: 10.1080/00405000108659570.

120. Ko, F.K. Developments of high damage tolerant, net shape composites through textile structural design / F.K. Ko // In: Proceedings of the 5th International Conference on Composite Materials (San Diego, USA, 29 July-1 August 1985). - 1985. - Vol. 1. - P. 1201-1210.

121. Ko, F. Impact behaviour of 2D and 3D glass-epoxy composites / F. Ko, D. Hartman // SAMPE Journal. - 1986. - Vol. 22. - P.26-30.

122. Krueger, R. The Virtual Crack Closure Technique: History, Approach and Applications / R. Krueger. - Hampton: ICASE Report, 2002. - 64 p. URL: https: //www. cs.odu. edu/~mln/ltrs-pdfs/icase-2002- 10.pdf (дата обращения 20.08.2025).

123. Lee, B. Effect of Weaving on the Tensile Properties of Carbon Fibre Tows and Woven Composites / B. Lee, K.H. Leong, I. Herszberg // Journal of Reinforced Plastics and Composites. - 2001 - No. 20, Iss. 8. - P. 652-670. DOI: 10.1177/073168401772679011.

124. Lee, S.H. Mechanical and impact properties of needle punched nonwoven composites / S.H. Lee, T.J. Kang // Journal of Composite Materials. - 2000. -Vol. 34, Iss. 10. - P. 816-840. DOI: 10.1177/002199830003401001.

125. Leone F.A. Progressive damage analysis of bonded composite joints / F.A. Leone, D. Girolamo, C.G. Davila. - NASA/TM-2012-217790, 2012. - 47 p. URL:

https://ntrs.nasa. gov/api/citations/20130000531/downloads/20130000531 .pdf (дата обращения 20.08.2025).

126. Li, D. Layerwise Theories of Laminated Composite Structures and Their Applications: A Review. // D. Li // Archives of Computational Methods in Engineering. - 2021. - Vol. 28. - P. 577-600. DOI: 10.1007/s11831-019-09392-2.

127. Lomov, S.V. Non-crimp Fabric Composites: Manufacturing, Properties and Applications / S.V. Lomov. - Cambridge: Woodhead Publishing, 2010. - 544 p.

128. Low-Velocity Impact Induced Damage Evaluation and Its Influence on the Residual Flexural Behavior of Glass/Epoxy Laminates Hybridized with Glass Fillers / S. Kannivel, H. Subramanian, V. Arumugam, H.N. Dhakal // Journal of Composites Science. - 2020. - Vol. 4, Iss. 3.- 99.- 20 p. DOI: 10.3390/jcs4030099.

129. Low-velocity impact response and post-impact flexural behaviour of composite sandwich structures with corrugated cores / W. He, J. Liu, S. Wang, D. Xie // Composite Structures. - 2018. - Vol. 189. - P. 37-53. DOI: 10.1016/j. compstruct.2018.01.024.

130. Mahmoodi, M.J. Finite element analysis of free corner effects in composite laminates based on a global-local model / M.J. Mahmoodi, M. Khamehchi // Archive of Applied Mechanics. - 2023. - 93(12). - P. 4327-4350. DOI: 10.1007/s00419-023-02494-1.

131. Mantic, V. Relation between SIF and ERR base measures of fracture mode mixity in interface cracks / V. Mantic, F. Paris // International Journal of Fracture. - 2004. - Vol. 130. - P. 557-569. DOI: 10.1023/B:FRAC.0000049496.77533.d5.

132. Manufacturing Principles for Z-Pin Reinforced FRP Composite Laminates in the Case of Bolted Joints / B. Schornstein, R. Staschko, N. Fuchs, N. Glück // Lightweight Design Worldwide. - 2017. - Vol. 10. - P. 28-33. DOI: 10.1007/s41777-017-0025-1.

133. Massabo, R. Characterizing Mode II Delamination Cracks in Stitched Composites / R. Massabo, D.R. Mumm, B. Cox // International Journal of Fracture. - 1998. - Vol. 92. - 1-38. DOI: 10.1023/A: 1007520324207.

134. Massabo, R. Concepts for bridged Mode II delamination cracks / R. Massabo, B.N. Cox // Journal of the Mechanics and Physics of Solids. - 1999. -Vol. 47, Iss. 6. - P. 1265-1300. DOI: 10.1016/S0022-5096(98)00107-0.

135. Mechanical performance of through-thickness tufted sandwich structures / A. Henao, M. Carrera, A. Miravete, L. Castejon //Composite Structures. - 2010. -Vol. 92, Iss. 9. - P. 2052-2059. DOI: 10.1016/j.compstruct.2009.11.005.

136. Mechanical properties of woven laminates and felt composites using carbon fibers. Part 1: in-plane properties / J. Kim, M. Shioya, H. Kobayashi et al. // Composites Science and Technology. - 2004. - Vol. 64, Iss. 13-14. - P. 22212229. DOI: 10.1016/j.compscitech.2004.03.012.

137. Mechanical properties of woven laminates and felt composites using carbon fibers. Part 2: interlaminar properties / J. Kim, M. Shioya, H. Kobayashi et al. // Composites Science and Technology. - 2004. - Vol. 64, Iss. 13-14. - P. 2231-2238. DOI: 10.1016/j.compscitech.2004.03.013.

138. Mechanical response of glass fibre tufted composites for structural applications / R. Anwal, P.S.Sh. Gouda, S. Waddar et al. // Engineering Research Express. - 2025. - Vol. 7, Iss. 2. - 025551. DOI: 10.1088/2631-8695/addb08.

139. Mishra, R.K. 3D Woven Textile Structural Polymer Composites: Effect of Resin Processing Parameters on Mechanical Performance / R.K. Mishra, M. Petru, B.K. Behera, P.K. Behera // Polymers. - 2022. - Vol. 14(6), 1134. DOI: 10.3390/polym14061134.

140. Morales, A. Structural stitching of textile performs / A. Morales // In: Proceedings of the 22nd International SAMPE Technical Conference (Boston, USA 6-8 November 1990). - 1900. - P. 1217-1230.

141. Moslemi, M. Cohezive zone parameters selection for Mode I prediction of interlaminar delamination / M. Moslemi, M. Khoshravan // Journal of Mechanical Engineering. 2015. - Vol. 61, Iss. 9. - P. 507- 516. DOI: 10.5545/sv-jme.2015.2521.

142. Mouritz, A.P. A mechanistic interpretation of the comparative in-plane mechanical properties of 3D woven, stitched and pinned composites / A.P. Mouritz, B.N. Cox // Composites Part A: Applied Sciences and Engineering. 2010. - Vol. 41. -P. 709-728. DOI: 10.1016/j.compositesa.2010.02.001.

143. Mouritz, A.P. A review of the effect of stitching on the in-plane mechanical properties of fibre-reinforced polymer composites / A.P. Mouritz, K.H. Leong, I.

Herszberg // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 1997. -Vol. 28, Iss. 12. - P. 979-991. DOI: 10.1016/S1359-835X(97)00057-2.

144. Mouritz, A.P. Flexural and interlaminar shear properties of stitched GRP laminates following repeated impacts // A.P. Mouritz, J. Gallagher, A.A. Goodwin // Composite Science and Technology. - 1997. - Vol. 57. - P. 509-522. DOI: 10.1016/S0266-3538(96)00164-9.

145. Mouritz, A.P. Mode I interlaminar fracture toughness properties of advanced textile fibreglass composites / A.P. Mouritz, C. Baini, I. Herszberg. // Composites. - 1999. - Vol. 30, Iss. 7. - P. 859-870. DOI: 10.1016/S1359-835X(98)00197-3.

146. Mouritz, A. Review of applications for advanced three-dimensional fibre textile composites / A. Mouritz // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 1999. - Vol. 30, Iss. 12. - P. 1445-1461. DOI: 10.1016/S1359-835X(99)00034-2.

147. Mouritz, A.P. Review of z-pinned composite laminates / A.P. Mouritz // Composites. Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2007. - Vol. 38, Iss. 12. - P. 2383-2397. DOI: 10.1016/i.compositesa.2007.08.016.

148. Mouritz, A.P. Three-dimensional (3D) fibre reinforcements for composites / A.P. Mouritz // Composite Reinforcements for Optimum Performance. Woodhead Publishing Series in Composites Science and Engineering. -Cambridge: Woodhead Publishing, 2011. - P. 157-199. DOI: 10.1533/9780857093714.2.157.

149. Nishimura, A. New fabric structures for composite / A. Nishimura, H. Aotani // Proc. of Composites '86: Recent Adv. in Japan and the United States; ed. K. Kawata, S. Umekawa, A. Kobayashi. - 1986. - P. 29-36.

150. Numerical Analysis of the Energy Contributions in Peel Tests: A Steady-State Multilevel Finite Element Approach / P. Martiny, F. Lani, A.J. Kinloch, T. Pardoen // International Journal of Adhesion and Adhesives. - 2008. - Vol. 28, Iss. 4-5. - P. 222-236. DOI: 10.1016/i.iiadhadh.2007.06.005.

151. Orifici, A.C. Review of methodologies for composite material modelling incorporating failure / A.C. Orifici, I. Herszberg, R.S. Thomson // Composite Structures. - 2008. - Vol. 86, Iss. 1-3. - P. 194-210. DOI: 10.1016/j.compstruct.2008.03.007.

152. Performance analysis of a carbon cloth/ felt layer needled perform / A. Ji, H. Cui, H.-J. Li et al. // New Carbon Materials. - 2011. - Vol. 26, Iss. 2. - P. 109-117. DOI: 10.1016/S1872-5805(11 )60070-X.

153. Poe, C. A review of the NASA textile composites research / C. Poe, H. Dexter, I.S. Raju // Journal of Aircraft. - 1997. - Vol. 36, No. 5. - P. 876-889. DOI: 10.2514/2.2521.

154. Post-impact flexural behavior of carbon-aramid/epoxy hybrid composites / A. Wagih, T.A. Sebaey, A. Yudhanto, G. Lubineau // Composite Structures. -2020. -Vol. 239. - 112022. DOI: 10.1016/j.compstruct.2020.112022.

155. Predicting low velocity impact damage and Compression-After-Impact (CAI) behaviour of composite laminates / W. Tan, B.G. Falzon, L.N.S. Chiu, M. Price // Composites Part A: Applied Science and Manufacturing. - 2015. - Vol. 71. - P. 212-226. DOI: 10.1016/j.compositesa.2015.01.025.

156. Prediction of residual mechanical properties in flexure-after-impact of woven composite beams through electrical resistance measurement / X. Cheng, Y. Gong, Y. Liu et al. // Composite Structures. 2020. - Vol. 240. - 112066. DOI: 10.1016/j. compstruct.2020.112066.

157. Preparation and characterization of carbon fiber spread tow needled preform and its composite based on novel short yarn needling method // D. Guo, X. Chen, Zh. Ren et al. // Polymer Composites. - 2024. - Vol. 45, Iss. 10. - P. 9266-9279. DOI: 10.1002/pc.28408.

158. Preparation of an omniweave-reinforced carbon-carbon cylinder as a candidate for evaluation in the advanced heat shield screening program / E.R. Stover, W.C. Marck, I. Marfowitz, W. Mueller // Technical Report AFML-TR-70-283. - 1971.

159. Purdy, A.T. The structure of needle punched fabric / A.T. Purdy // Fibre Science and Technology. - 1971. - Vol. 4, Iss. 2. - P. 81-100. DOI: 10.1016/0015-0568(71)90014-5.

160. Quasi-automatic simulation of crack propagation for 2D LEFM problems / T.N. Bittencourt, P.A. Wawrzynek, A.R. Ingraffea, J.L. Sousa // Engineering Fracture Mechanics. - 1996. - Vol. 55, Iss. 2. - P. 321-334. DOI: 10.1016/0013-7944(95)00247-2.

161. Raju, I.S. Calculation of strain-energy release rates with higher order and singular finite elements / I.S. Raju // Engineering Fracture Mechanics. - 1987. -Vol. 28, Iss. 3. - P. 251-274. DOI: 10.1016/0013-7944(87)90220-7.

162. Response and damage mechanism of UHMWPE 3D weft-knitted inlay fabric reinforced composites under low-velocity impact / T. Jiangtao, J. Gaoming, L. Yonggui et al. // Textile Research Journal. - 2025. DOI: 10.1177/00405175251327087.

163. Residual flexural properties of CFRP sandwich structures with aluminum honeycomb cores after low-velocity impact / W. He, S. Lu, K. Yi et al. // International Journal of Mechanical Sciences. - 2019. - Vol. 161-162. - 105026. - 106. DOI: 10.1016/i.iimecsci.2019.105026.

164. Rice, J.R. Embrittlement of Interfaces by Solute Segregation / J.R. Rice, J.-Sh. Wang // Materials of Science and Engineering A. - 1989. - Vol. 107. - P. 2340. DOI: 10.1016/0921-5093(89)90372-9.

165. Robot needle-punching for manufacturing composite performs / X. Chen, Y. Zhao, C. Zhang et al. // Robotics and Computer-Integrated Manufacturing. -2018. - Vol. 50, Iss. C. - P. 132-139. DOI: 10.1016/j.rcim.2017.09.008.

166. Rose, J.H. Universal Binding Energy Curves for Metals and Bimetallic Interfaces / H. Rose, J.R. Smith, J. Ferrante // Physical Review Letters. - 1981. -Vol. 47, Iss. 9. - P. 675-678. DOI: 10.1103/PhysRevLett.47.675.

167. Rudov-Clark, S. Tensile fatigue properties of a 3D orthogonal woven composite / S. Rudov-Clark, A.P. Mouritz // Composites Part A: Applied Science