摘  要：傳統(tǒng)成型工藝制造的合成纖維增強復合材料逐漸無法滿足低成本快速制造、環(huán)境友好等要求。為此，選取連續(xù)苧麻纖維增強聚乳酸（PLA）基生物質復合材料，采用原位浸漬3D打印工藝成型不同鋪層方式的樣件。利用準靜態(tài)侵徹測試評估了鋪層方式、支撐跨距與沖頭直徑比（跨距比）及增強材料對侵徹性能的影響，并通過背光法實時監(jiān)測了侵徹過程中復合材料的損傷行為。結果表明，連續(xù)苧麻纖維的加入使樣件的侵徹強度提升了51.5%（單向）和52.9%（正交）；正交鋪層的復合材料樣件與單向鋪層相比，吸收的能量和最大侵徹力分別提升了24.9%和13.1%；打印樣件的侵徹力和能量吸收能力隨著跨距比的降低而顯著增加，跨距比為10時的正交鋪層復合材料與跨距比為5時相比，強度提升了202.4%。最后通過樣件的多尺度失效特征分析及侵徹機理研究，揭示了3D打印生物質復合材料的鋪層結構-侵徹性能的關系。

關鍵詞：連續(xù)苧麻纖維；生物質復合材料；3D打??；準靜態(tài)侵徹

 

0引言

3D打印具有生產(chǎn)效率高、集成化制造等優(yōu)點，從而被廣泛用于復雜形狀聚合物零件的快速制造^[1,2]。聚合物及聚合物基復合材料的3D打印技術主要包括立體光固化成型技術^[3]、選擇性激光燒結技術^[4]及熔融沉積制造技術等^[5]。在眾多的聚合物增材制造方法中，熔融沉積制造技術已經(jīng)成為制造概念原型和通用零件的最常用技術之一^[6]。然而，由熔融沉積方法制造的純聚合物或短纖維增強聚合物復合材料部件的力學性能相對較差，限制了其作為承載部件的應用^[7]。因此，為了提高熔融沉積方法打印部件的力學性能，連續(xù)纖維被越來越多地作為熔融沉積制造的增強材料^[8,9]。

目前，連續(xù)纖維增強復合材料最常用的熔融沉積制造方法是原位浸漬和浸漬絲束擠出^[6]。TIAN等^[10]研究了打印參數(shù)對3D打印連續(xù)碳纖維增強復合材料彎曲性能的影響。結果表明，優(yōu)化后的打印參數(shù)可以提高復合材料的彎曲性能。WANG等^[11]打印了不同基體材料的連續(xù)碳纖維增強復合材料進行測試，以驗證其力學模型，其拉伸強度和彈性模量的模型預測誤差分別小于5%和10%。Alberto等^[12]研究發(fā)現(xiàn)，浸漬絲束3D打印的連續(xù)碳纖維增強復合材料，0°鋪層的試件表現(xiàn)出更好的抗疲勞性能。Dickson等^[13]通過三點彎曲試驗評估了浸漬絲束擠出3D打印的連續(xù)碳、芳綸和玻璃纖維增強尼龍基復合材料的力學性能。研究結果表明，與尼龍基體試件相比，碳纖維增強復合材料的強度提高了6.3倍，芳綸纖維增強復合材料的韌性提高了48%。

在上述研究中可以發(fā)現(xiàn)，由于連續(xù)合成纖維增強復合材料在傳統(tǒng)復合材料制造中的廣泛應用，目前3D打印復合材料的增強連續(xù)纖維大多數(shù)都集中在碳纖維等合成纖維上。然而，隨著全球生態(tài)環(huán)境面臨日益嚴峻的挑戰(zhàn)以及國內對“碳中和”、“碳達峰”目標的提出，合成纖維增強復合材料已不能滿足當今環(huán)境友好和可持續(xù)發(fā)展的要求。因此，在復合材料的開發(fā)過程中考慮環(huán)境問題已經(jīng)成為必不可少的一個環(huán)節(jié)^[14,15]。在這種情況下，通過3D打印連續(xù)植物纖維增強可生物降解聚合物的復合材料開始受到極大的關注^[16]。2016年，Matsuzaki等^[17]首次提出了連續(xù)黃麻纖維增強熱塑性復合材料的原位浸漬3D打印方法。Le Duigou等^[18,19]隨后研究了連續(xù)亞麻纖維/聚乳酸生物質復合材料的浸漬絲束擠出3D打印。研究結果表明，90°方向鋪層復合材料的拉伸性能遠不如0°鋪層。此外，通過改變切片參數(shù)可以實現(xiàn)對打印樣件力學性能的調控。由此可以看出，3D打印連續(xù)纖維增強復合材料的力學行為高度依賴于鋪層方式和打印參數(shù)。然而，現(xiàn)有的工作較少考慮原位浸漬3D打印方法制造的連續(xù)植物纖維增強生物質復合材料的力學性能，尚未涉及鋪層方式及跨距比對原位浸漬方法制造復合材料侵徹性能的影響分析。復合材料在應用過程中難免受到外來物體的撞擊，外來物體對3D打印植物纖維增強復合材料的侵徹問題幾乎未被研究，這使得3D打印連續(xù)植物纖維增強復合材料走向靜態(tài)侵徹或沖擊結構件的應用還具有一定的挑戰(zhàn)性。

因此，本文通過原位浸漬3D打印方法制備了連續(xù)苧麻纖維增強聚乳酸（PLA）生物質復合材料。首先，通過設計不同的連續(xù)打印路徑實現(xiàn)單向及正交鋪層試件的3D打印。其次，采用準靜態(tài)侵徹試驗獲得生物質復合材料在三種跨距比下的力學響應。最后，通過背光法揭示了鋪層方式、跨距比以及增強植物纖維對材料侵徹行為的影響。此外，多尺度分析了3D打印生物質復合材料的失效特征，揭示了結構-性能的關系。

1實驗

1.1材料與制造

本研究選擇連續(xù)苧麻紗線作為3D打印復合材料的增強相，聚乳酸（PLA）作為基體相。苧麻紗線由湖南華升洞庭麻業(yè)有限公司提供，并以36Nm/2R的線密度加捻，其捻度為400轉/米。不連續(xù)的長苧麻纖維被緊密地捻合在一起，形成的紗線平均直徑約為350µm。采用的苧麻纖維呈圓柱形或扁平狀，表面光滑，厚度不均勻^[20]，單根苧麻纖維的寬度在20-40µm之間。在打印前，將苧麻紗線放置于80℃的烘箱中干燥兩個小時^[21]。聚乳酸線材直徑為1.75mm，購自深圳光華偉業(yè)股份有限公司。

基于熔融沉積技術的3D打印機（Combot-200，陜西斐帛科技發(fā)展有限公司）被用于制造連續(xù)纖維增強復合材料（圖1（a））。如圖1所示，在打印過程中，預先干燥的苧麻紗線和PLA線材被同時送入噴嘴并在印刷床上擠出，從而使PLA基體原位浸漬苧麻紗線。這里，打印參數(shù)設置為層厚0.3mm，打印速度100mm/min，打印線間距1mm，打印噴嘴溫度210℃，打印底板的溫度為50℃^[16]。由于該打印機沒有纖維剪斷裝置，通過設計如圖1（b）所示的連續(xù)打印路徑來制備具有不同鋪層方式的連續(xù)苧麻纖維增強生物質復合材料。

  

圖1 連續(xù)纖維原位浸漬(a)3D打印工藝,(b)路徑設計

1.2準靜態(tài)侵徹試驗設置

準靜態(tài)侵徹試驗在美國美特斯（MTS）公司的E44可控式萬能試驗機上進行，其中測試夾具的示意圖如圖2所示。它由中心有圓形切口（支撐跨距為40mm）的蓋板、與蓋板相似的厚支撐板和半球形沖頭組成。試驗使用相同40mm支撐跨距，使用三個不同直徑的沖頭（2mm、4mm和8mm）測試具有不同鋪層方式的PLA基體及生物質復合材料。因此，支撐跨距與沖頭直徑比（跨距比）分別為20、10和5。測試樣件尺寸為長70mm，寬70mm，厚1.8mm。根據(jù)侵徹試驗標準ASTMD-6264，沖頭的加載速率為1.25mm/min。在室溫下將所有樣件加載到完全穿透。可以獲得測試樣件在侵徹試驗中的最大力（Fmax，單位：N）和總能量吸收（ET，單位：J）。樣品的穿透強度（PS，單位：MPa）是沖頭下材料抵抗從樣件上剪下來所需的最大力與沖頭面積的比值，可以通過使用公式（1）計算[22]。

PS=Fmaxπ(d/2)2PS=Fmaxπ(d/2)2(1)

其中d是沖頭的直徑。ET是通過將力-位移曲線下的面積積分到最大位移（Smax，單位：mm）來計算的^[22,23]（S為位移）：

ET=∫Smax0F(s)dsET=∫0SmaxF(s)ds(2)

在每個跨距比下進行3次重復測試，取平均值作為最終結果^[24]。

  

圖2 準靜態(tài)侵徹實驗示意圖

1.3損傷分析方法

本研究使用兩種方法來評估樣件的侵徹過程，用于表征全局損傷區(qū)域的背光法和用于表征局部損傷的場發(fā)射掃描電子顯微鏡（FE-SEM，HitachiCo.，S-4800，日本）^[23]。背光法是為了捕捉樣件在準靜態(tài)侵徹過程和侵徹之后的損傷情況。如圖3所示，在樣件正面上方配備環(huán)形光源，利用樣件的半透光性在其背面形成陰影區(qū)域，陰影面積隨侵徹試驗的進行發(fā)生變化。將高分辨率數(shù)碼相機（EOS5D，MarkⅣ，Canon，日本）組合微距鏡頭（EF100mm，Canon，日本）安裝在夾具下方，從背面捕捉樣件的侵徹過程。此外，通過上述高分辨率數(shù)碼相機也觀察了侵徹后樣件的正面和背面形貌。下文中，“單向”和“正交”代表鋪層方式，“復材”代表生物質復合材料，“基體”代表PLA基體，“基體-單向”代表單向鋪層的PLA基體，“復材-單向”代表單向鋪層的生物質復合材料等。

2實驗結果與分析

2.1準靜態(tài)侵徹性能分析

在三種不同的跨距比（20，10，5）下研究了基體和復材的準靜態(tài)侵徹特性。侵徹試驗的力-位移曲線如圖3（a）所示，這里以跨距比為10的結果作為代表。在侵徹試驗中，測試樣件的載荷隨著位移的增加而線性增加，直到曲線發(fā)生第一個斜率（剛度）下降（虛線框），此時樣件出現(xiàn)初始損傷，隨后損壞進一步擴展，直到?jīng)_頭穿透樣件^[25]。與基體樣件相比，復材表現(xiàn)出更好的力學性能，正交鋪層樣件的侵徹性能明顯好于單向鋪層樣件。此外，正交鋪層復合材料初始損傷的發(fā)生需要更大的驅動力，同時也表現(xiàn)出更好的剛度。單向和正交鋪層復合材料的強度與基體樣件相比分別增加了51.5%和52.9%（圖3（b））。這些變化歸因于苧麻纖維具有良好的彎曲性能和橫向抗剪切性^[25]。當跨距比=10時，正交鋪層樣件的侵徹性能優(yōu)越性表現(xiàn)不顯著，但當跨距比=5時，正交鋪層的復合材料樣件與單向鋪層相比，吸收的能量和最大侵徹力分別提升了24.9%和13.1%。如圖4（a）所示（以正交鋪層復合材料為例）樣件的侵徹性能隨著跨距比的降低而增加，當跨距比較小時，侵徹試件表現(xiàn)出更好的韌性及抗損傷能力。侵徹力及吸能量隨著跨距比的增大而逐漸減小，但侵徹強度卻急劇提升（圖4（b））。正交鋪層復合材料在跨距比為10時與跨距比為5時相比，侵徹強度提升了202.4%?？缇啾葹?0時正交鋪層復合材料的強度比跨距比為10時提升了235.3%。

  

圖3 增強纖維/鋪層方式對3D打印復合材料侵徹性能的影響,(a)力位移曲線,(b)侵徹強度（跨距比=10）

 

  

圖4 跨距比對3D打印復合材料侵徹性能的影響,(a)力位移曲線,(b)侵徹強度

如圖5所示，測試樣件的吸能量隨著連續(xù)纖維的添加及跨距比的減小而增加。復材與基體相比，表現(xiàn)出更好的能量吸收能力，更高的能量吸收速率（斜率更大）。基體的單向鋪層樣件與正交鋪層樣件的吸能出現(xiàn)交替上升，位移在約7.5mm之前，正交鋪層樣件的吸能量更大，吸收速率更高，7.5mm之后則單向鋪層表現(xiàn)更佳（圖5（a））。對于復合材料而言，正交鋪層結構的能量吸收一直優(yōu)于單向鋪層樣件，能量吸收速率也明顯高于單向鋪層樣件。如圖5（b）所示，樣件的能量吸收能力隨著跨距比的減小而增加，跨距比的變化造成吸能量發(fā)生極大的差異。這種現(xiàn)象歸因于纖維在不同跨距比下有強烈的彎曲敏感性^[25]。此外，隨著跨距比的減小，侵徹載荷下的承載位移顯著增加，能量吸收速率提高。當跨距比增大時，沖頭直徑減小，侵徹強度顯著增加，造成更小的侵徹位移和吸能量。

  

圖5 增強纖維/鋪層方式及跨距比對3D打印復合材料能量吸收的影響,(a)增強纖維及鋪層,(b)跨距比

2.2損傷行為分析

基體和復材在不同損傷程度下的背光圖像如圖6所示，圖上黑色圓圈區(qū)域為沖頭形成的陰影，其他較暗的區(qū)域則表示損傷區(qū)域（跨距比為5作為代表）。A.Yudhanto等^[23]將背光法捕捉的損傷圖像與超聲C掃描的結果進行了比較。結果表明，背光法和超聲C掃描獲得的損傷區(qū)域非常相似，這說明背光法在捕獲樣件侵徹損傷方面是合理的。

由圖6中的背光圖像可知，在侵徹位移（s）=1.5-2mm時，樣件開始出現(xiàn)損傷?；w和復材的初始損傷模式相同，最早的損傷主要是3D打印沉積線之間的裂紋，其不受增強纖維、鋪層方式和跨距比的影響^[26]。在相同的跨距比和鋪層方式下，基體和復合材料樣件的損傷演化過程和損傷形狀基本是一致的，這主要取決于打印路徑所形成的鋪層方式，對于純基體樣件而言，成型后的樣件仍然存在方向性的問題（由于打印沉積線之間的界面等影響，無法形成各向同性材料），這使得基體與復合材料樣件出現(xiàn)基本一致的損傷過程。如圖6所示，鋪層方式對侵徹損傷擴展形式有顯著地影響^[27]，單向鋪層試樣的損傷在載荷作用下由初始裂紋，最終演變成長橢圓形損傷；而正交鋪層樣件則顯示出完全不同的星形損傷形狀。觀察損傷面積發(fā)現(xiàn)，復合材料呈現(xiàn)出比基體更大的損傷區(qū)域（陰影面積），正交鋪層樣件則表現(xiàn)出比單向鋪層更大的損傷面積。根據(jù)能量守恒原理，損傷嚴重的樣件與受損較小的樣件相比，吸收的能量更多^[28]。因此，這里研究了準靜態(tài)侵徹試驗過程中樣件的損傷面積與能量吸收之間的關系。由圖7可知，損傷面積與能量吸收之間呈現(xiàn)明顯的線性遞增關系，損傷面積的增加使得能量吸收增加^[23]。（基于背光圖像，利用軟件Image-J測量得到損傷面積。）此外，樣件的損傷面積-能量吸收關系對鋪層方式和增強纖維較敏感，其中正交鋪層的復合材料表現(xiàn)出最好的能量吸收能力。

  

圖6 PLA和苧麻纖維增強復合材料的損傷演化過程（跨距比=5）

 

  

圖7 能量吸收與樣件損傷面積的關系（跨距比=5）

背光法捕獲了侵徹過程中樣件的損傷演變過程（圖6），侵徹試驗后樣件正背面的圖像用于進一步分析損傷行為。如圖8所示，侵徹后基體樣件的損傷形式主要表現(xiàn)為沉積線間開裂、基體斷裂等。復合材料樣件主要表現(xiàn)為纖維隆起、斷裂及彎曲變形等損傷，其也表現(xiàn)出了更嚴重的殘留變形^[22]。此外，觀察試驗結果發(fā)現(xiàn)，鋪層方式及跨距比均對侵徹損傷有著顯著的影響。對于單向鋪層樣件，沉積線之間的裂紋對損壞行為起主導作用，并且沉積線自身的（基質/纖維）斷裂較少。而對于正交鋪層樣件，由于彎曲效應導致的拉伸失效（基質/纖維）在損傷行為中占主導地位，造成更多的纖維發(fā)生斷裂。此外，如圖9所示，隨著跨距比的減小，纖維的膨脹隆起面積增加，殘留變形和斷裂失效現(xiàn)象加劇，樣件出現(xiàn)大量的劈裂損傷，當跨距比=20時，由彎曲引起的拉伸損傷主導了樣件的破壞形式。在跨距比=5時，沖頭周圍的剪切和壓縮應力引起的局部變形更嚴重（圖9，背面），導致更多的纖維失效。

  

圖8 PLA基體及復合材料樣件侵徹后的正面和背面視圖（跨距比=5）

 

  

圖9 跨距比對復合材料侵徹損傷影響（正交鋪層）

 

為了進一步分析侵徹后復合材料的損傷形式，通過掃描電子顯微鏡觀察了樣件在沖頭附近的損傷。這里，以跨距比為5的復合材料樣件作為代表。如圖10所示，不同鋪層方式的3D打印復合材料表現(xiàn)出不同的損傷形式。0°方向的苧麻紗線在侵徹載荷作用下從復合材料中拔出，拔出的紗線解捻成冗長而無序的苧麻纖維（圖10（a，c））。單向鋪層復合材料所有的紗線幾乎都被拔出，而正交鋪層生物質復合材料0°方向的紗線拔出較少，但90°方向上的纖維發(fā)生嚴重的剝離現(xiàn)象（纖維/基體脫粘，圖10（c））。在更高的放大倍數(shù)下，可以看到拔出的纖維發(fā)生明顯的彎曲變形，纖維束分散嚴重，這說明纖維發(fā)生塑性斷裂失效，纖維與基體結合強度較差（圖10（b），（d））。

  

圖10 復合材料在侵徹測試后的掃描電鏡顯微圖（跨距比=5）

 

2.3損傷機理分析

如圖11所示，具有不同鋪層方式的3D打印復合材料的力-位移曲線可以根據(jù)不同的變形和破壞機制分為幾個階段^[29,30]。在試驗過程中，最初侵徹載荷的增加會導致沉積線之間的開裂（損傷起始）和纖維/基體開始產(chǎn)生局部的壓痕脫粘（彈性彎曲階段）。隨后，單向鋪層樣件的損傷從初始裂紋（沉積線間開裂）演變?yōu)殚L橢圓形損傷，橢圓形損傷面積隨著位移的增加而逐漸增大。相比之下，正交鋪層樣件從最初的單裂紋（打印沉積線之間的裂紋）演變?yōu)槭至鸭y，最終形成四角星形損傷。隨著載荷的增加，損傷發(fā)生擴展，損傷面積逐漸增大，樣件的承載能力隨之降低（損傷演化階段）。最后，樣件逐漸被穿透，導致樣件和沖頭之間產(chǎn)生摩擦（摩擦和穿孔階段）^[25]。3D打印的兩種鋪層復合材料的典型損傷機理示意如圖12所示。在侵徹試驗過程中，首先觀察到相鄰沉積線之間的分裂，同時伴隨著基體裂紋的產(chǎn)生。在較大的載荷下，裂紋發(fā)生擴展并隨后在底層出現(xiàn)纖維、基體的斷裂。最終，當沖頭逐漸穿透復合材料時，所有層都發(fā)生纖維斷裂^[24,31]。單向鋪層由于纖維均沿著同一個方向，導致沖頭更容易從3D打印沉積線之間穿過，造成沖頭兩側基體出現(xiàn)嚴重的塑性變形，兩側的纖維彎曲嚴重，而更少的纖維參與承載，最終發(fā)生斷裂失效的纖維較少，形成較小的損傷面積，從而能量吸收較差。相比之下，正交鋪層復合材料由于纖維在0°/90°之間交替鋪放，形成致密的纖維網(wǎng)，沖頭很難直接從3D打印沉積線中間穿過。面對侵徹載荷時，更多的纖維參與承載，更大的面積參與抵抗變形。最終，侵徹位移及抵抗損傷時間增加，發(fā)生斷裂失效的纖維較多，形成了較大的損傷面積，這也體現(xiàn)了正交鋪層復合材料具有更好的能量吸收能力（圖7）。

  

圖11 3D打印復合材料損傷階段與力-位移之間的關系（跨距比=5）

 

  

圖12 3D打印復合材料侵徹損傷機理示意圖

 

3結論

本研究評估了鋪層方式和跨距比對3D打印連續(xù)苧麻纖維增強復合材料侵徹性能的影響；利用背光法實時監(jiān)測了復合材料的侵徹過程；分析了復合材料的侵徹損傷機理，主要得到如下結論：

（1）連續(xù)苧麻纖維的加入顯著提高了樣件的力學性能，單向和正交鋪層復合材料的強度與PLA基體樣件相比分別增加了51.5%和52.9%。正交鋪層復合材料跨距比為10時的侵徹強度與跨距比為5時相比，提升了202.4%；當跨距比為20時，正交鋪層復合材料的強度比跨距比為10時提升了235.3%。

（2）侵徹試驗中，樣件的損傷擴展形式主要由鋪層方式?jīng)Q定。單向鋪層樣件的損傷由初始打印沉積線之間的裂紋擴展成長條裂紋，最終演變?yōu)殚L橢圓形損傷。相比之下，正交鋪層樣件從起始的沉積線間的單裂紋演變?yōu)槭至鸭y，最終形成四角星形損傷，造成的損傷面積遠大于單向鋪層樣件。

（3）3D打印正交鋪層復合材料表現(xiàn)出更好的侵徹性能，這是由于纖維在0°/90°方向上交替打印，形成致密的纖維網(wǎng)。面對侵徹載荷時，更多的纖維參與承載，更大的面積抵抗變形，從而吸收更多的能量。

 

參考文獻

[1]Peng Y, Wu Y, Li S, Wang K,, et al.Composites Science Technology, 2020, 108337.

[2]Yang K, Zhang G M, et al.Journal of MechanicalEngineering, 2020, 56 (23), 193-202 (in Chinese).

[3]Yang Z Z, Kong Z W, Wu G M, et al.Materials Reports, 2021, 35 (13), 13177-13185 (in Chinese).

[4]Yan R, Li H, Li J C, et al.Chinese Journal of Lasers, 2019, 46 (3), 138-145 (in Chinese).

[5]Dudek P.Archives of Metallurgy and Materials, 2013, 58 (4), 1415-8.

[6]Kabir S, Mathur K, Seyam A.Composite Structures, 2020, 232 (Jan.), 111476.

[7]Botelho Ec, Figiel L, Rezende Mc, et al.Composites Science and Technology, 2003, 63 (13), 1843-55.

[8]Blok L G, Longana M L, Yu H, et al.Additive Manufacturing, 2018, 22, 176-86.

[9]Liu T F, Tian X Y, Zhu W J, et al.Journal of Mechanical Engineering, 2019, 55 (7), 128-134 (in Chinese).

[10]Tian X, Liu T, Yang C, et al.Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2016, 88, 198-205.

[11]Wang F, Zhang Z, Ning F, et al.Additive Manufacturing, 2020, 32, 101102.

[12]Pertuz A D, Díaz-Cardona S, González-Estrada O A.International Journal of Fatigue, 2020, 130, 105275.

[13]Dickson A N, Barry J N, Mcdonnell K A, et al.Additive Manufacturing, 2017, 16, 146-52.

[14]Karoyo A H, Dehabadi L, Alabi W.ACS Omega, 2020, 5, 6113-21.

[15]Wang K, Addiego F, Laachachi A, et al.Composite Structures, 2014, 113 (Jul.), 74-82.

[16]Cheng P, Wang K, Chen X, et al.Industrial Crops and Products, 2021, 170, 113760.

[17]Matsuzaki R, Ueda M, Namiki M, et al.Scientific Reports, 2016, 6, 23058.

[18]Duigon A L, Barbe A, Guillon E, et al.Materials & Design, 2019, 180, 107884.

[19]Duigon A L, Chabaud G, Matsuzaki R, et al.Composites Part B: Engineering, 2020, 203, 108474.

[20]Zhou N, Yu B, Sun J, et al.Journal of Biobased Materials and Bioenergy, 2012, 6 (5), 564-568.

[21]Li Q, Li Y, Ma H, et al.CompositeCommunication, 2020, 20.

[22]Bulut M, Erklig A, Yeter E.Composites Part B: Engineering, 2016, 98, 9-22.

[23]Yudhanto A, Wafai H, Lubineau G, et al.Composite Structures, 2018, 186, 324-34.

[24]Wang K, Li S, Wu Y, et al.Composite Structures, 2021, 267, 113854.

[25]Lee S W R, Sun C T.Journal of Composite Materials, 1993, 27 (3), 251-71.

[26]Pulungan D, Lubineau G, Yudhanto A, et al.International Journal of Solids and Structures, 2017, 117, 177-90.

[27]Erkendirci Ö F, Haque B Z.Composites Part B: Engineering, 2012, 43 (8), 3391-405.

[28]Ismail K I, Sultan M T H, Shah A U M, et al.Composites Part B: Engineering, 2019, 163, 455-63.

[29]Fotouhi M, Damghani M, Leong M C, et al.Composite Structures, 2020, 245, 112327.

[30]Wagih A, Maimi P, Blanco N, et al.Composites Part A: Applied Science and Manufacturing, 2016, 82, 180-9.

[31]Taghizadeh S A, Liaghat G, Niknejad A, et al.Journal of Composite Materials, 2019, 53 (1), 107-23.

 

文章摘自：程平,彭勇,汪馗,姚松,劉志祥.3D打印連續(xù)苧麻纖維增強聚乳酸復合材料的準靜態(tài)侵徹性能[J/OL].材料導報,2023(01):1-15[2022-07-05].