多轴向织物层合板层间剪切强度有限元分析与试验-国防科技大学学报

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复合材料层合板的力学行为与优化设计

复合材料层合板的力学行为与优化设计复合材料层合板是由两个或多个不同材料的层按照一定方式堆叠而成的结构材料。

它具有优异的力学性能和设计灵活性，在航空航天、汽车制造、建筑工程等领域得到广泛应用。

本文将从力学行为和优化设计两个方面对复合材料层合板进行探讨。

首先，复合材料层合板的力学行为是理解和研究该材料的基础。

复合材料层合板的力学性能受到多种因素的影响，包括材料的性质、层间粘结强度、层间厚度比、层间角度等。

其中，材料的性质是决定层合板力学性能的关键因素。

复合材料层合板通常由纤维增强复合材料和基体材料组成。

纤维增强复合材料具有高强度、高刚度和低密度的特点，而基体材料则具有良好的韧性和耐磨性。

通过选择不同的纤维和基体材料，可以实现对层合板力学性能的调控。

其次，复合材料层合板的优化设计是提高材料性能和降低成本的重要手段。

优化设计的目标是找到最佳的材料组合、层间厚度比和层间角度，以满足特定的工程要求。

优化设计可以通过数值模拟和实验测试相结合的方式进行。

数值模拟可以通过有限元分析等方法，预测不同设计参数对层合板力学性能的影响。

实验测试可以通过拉伸、弯曲、剪切等试验，验证数值模拟结果的准确性。

在优化设计过程中，需要考虑的因素包括强度、刚度、韧性、疲劳寿命和成本等。

强度是指材料抵抗外力破坏的能力，刚度是指材料对应力的响应程度，韧性是指材料在受到外力作用下的变形能力，疲劳寿命是指材料在循环加载下的使用寿命。

通过优化设计，可以在满足这些要求的前提下，尽量降低材料的成本。

在实际应用中，复合材料层合板的优化设计需要综合考虑多个因素。

例如，层间厚度比的选择既要考虑强度和刚度的要求，又要考虑材料的成本和制造工艺的可行性。

层间角度的选择既要考虑层间剪切强度的要求，又要考虑层间粘结强度和制造工艺的限制。

因此，在优化设计中需要综合考虑材料的性能、制造工艺和经济性等多个方面的因素。

总之，复合材料层合板的力学行为与优化设计是研究和应用该材料的重要内容。

温度对编织复合材料层合厚板冲击性能的影响研究

装备环境工程第20卷第9期 ·178·EQUIPMENT ENVIRONMENTAL ENGINEERING 2023年9月收稿日期：2023-08-14；修订日期：2023-09-06 Received ：2023-08-14；Revised ：2023-09-06引文格式：葛辛辛, 赵南, 屈毫拓, 等. 温度对编织复合材料层合厚板冲击性能的影响研究[J]. 装备环境工程, 2023, 20(9): 178-184.GE Xin-xin, ZHAO Nan, QU Hao-tuo, et al. Effect of Temperature on Impact Resistance of Woven Composite Thick Laminates[J]. Equipment 温度对编织复合材料层合厚板冲击性能的影响研究葛辛辛1，赵南1，杨骏1，屈毫拓1，欧阳旭宇1，张攀2*（1. 中国船舶科学研究中心，江苏无锡 214082； 2. 华中科技大学船舶与海洋工程学院，武汉 430074）摘要：目的研究室温和低温下编织复合材料层合厚板的冲击性能。

方法通过开展低速冲击试验和冲击后的压缩试验，对冲击响应曲线、冲击损伤容貌、压缩失效模式和剩余压缩强度进行分析，探讨冲击时的环境温度对编织复合材料层合厚板冲击性能的影响。

结果冲击后的编织复合材料层合厚板存在凹坑、分层、基体裂纹和纤维断裂等多种失效模式，压缩失效模式主要表现为横贯冲击损伤区域截断式破坏失效。

结论低温环境增强基体强度，降低了复合材料的冲击损伤程度，从而提高编织复合材料结构的剩余压缩强度。

关键词：编织复合材料；低速冲击；损伤；失效模式；压缩强度中图分类号：U668.1 文献标识码：A 文章编号：1672-9242(2023)09-0178-07 DOI ：10.7643/ issn.1672-9242.2023.09.020Effect of Temperature on Impact Resistance of Woven Composite Thick LaminatesGE Xin-xin 1, ZHAO Nan 1, YANG Jun 1,QU Hao-tuo 1, OUYANG Xu-yu 1, ZHANG Pan 2*(1. China Ship Scientific Research Center, Jiangsu Wuxi 214082, China; 2. School of Naval Architecture and Ocean Engineering, Huazhong University of Science and Technology, Wuhan 430074, China)ABSTRACT: The work aims to study the impact resistance of woven composite thick laminates at room and low temperature. By carrying out the low-velocity impact test and post-impact compression test, the impact response curves, impact damage appearance, compression failure mode and residual compressive strength were analyzed and the effect of ambient temperature on the impact resistance of woven composite thick laminates was explored. The woven composite thick laminates after impact had many impact failure modes, such as pitting, delamination, matrix crack and fiber fracture, and the compression failure mode was truncation failure crossing through the impact damage area. The low temperature environment enhances the strength of the matrix, reduces the impact damage degree of composite material, and thus increases the residual compressive strength of the woven composite structure. The results of this study can provide references for the application in ice zone of the woven carbon fiber reinforced thick composite laminates.KEY WORDS: woven composite; low-velocity impact; damage; failure mode; compression strength复合材料因其具有高比刚度和高比强度的优异力学性能、抗疲劳性、耐腐蚀和易成形等特性，在船舶与海洋工程领域得到广泛应用[1]。

第4章层合板的刚度分析

A11 = U1Q h + U 2QV1 A + U 3QV2 A
NUDT 12.6
第四章层合板的刚度分析
Chap.04
层合板面内刚度计算
A11 = U1Q h + U 2QV1 A + U 3QV2 A A22 = U1Q h U 2QV1 A + U 3QV2 A A12 = U 4Q h U 3QV2 A A66 = U 5Q h U 3QV2 A 1 A16 = U 2QV3 A + U 3QV4 A 2 1 A26 = U 2QV3 A U 3QV4 A 2
Chap.04
4.2.1 层合板的面内刚度横向加载: 横向加载: 面内剪切加载: 面内剪切加载:
σ2 1 E = 0 = ε2 α 22 h
0 2
σ6 1 E = 0 = ε6 α 66 h
0 6
ν
0 12
ε = ε
0 1 0 2
α 12 = α 22
ν
0 16
ε 10 α 16 = 0 = ε6 α 66
θ ( z ) = θ ( z )
+θ1 -θ2 +θ3 -θ3 +θ2 -θ1 0° 90 ° 0° 90 ° 0° 90 °
(θ ≠ 0°,90°)
+θ -θ +θ -θ +θ -θ
反对称层合板
θ6 θ5 θ4 θ3 θ2 θ1
(a)
(b) (c) (d) 非对称层合板反对称层合板;( ;(b 正交非对称层合板; (a)反对称层合板;(b)正交非对称层合板; 斜交反对称层合板;( ;(d (c)斜交反对称层合板;(d)一般层合板
αij称为层合板的柔量

复合材料层合板弹性参数和失效强度多尺度预测和损伤演化过程分析

(11)如图3(e)浸润有树脂基体纤维堆积层增强体（三明治结构的中间区域）表现为横观各向同性力学特征，每层单元的材料本构关系如式（12）所示。
(12)
其中，
。如图3(f)，层合板模型由于铺层角度差异和单元属性为横观异性材料，通常表现为各向异性材料特征（在特定铺层角度下会表现为面内准各向同性特征），每层单元的材料本构模型如式（13）所示。
在固定翼飞机上，空客A380客机的复合材料用量达到结构重量的25%（复合材料为22%，GLARE为3%）；波音787客机的主机翼和全机身使用全复合材料，该机复合材料用量占到机体结构重量的50%；而与波音787竞争的空客A350XWB客机的复合材料用量更是高达53%。
在旋翼机上，RAH-66武装直升机上复合材料用量达结构重量的50%以上；V-22倾转旋翼机上复合材料用量到达了结构重量50%；欧洲最新研制的虎式（Tiger）直升机，其复合材料用量高达80%。
图3 复合材料层合板多尺度几何结构模型
四、多尺度弹性本构模型复合材料多尺度几何模型（如图3所示）分别对应的材料模型如下：纤维和树脂基体均假定弹性脆性材料，纤维和基体界面粘结完好并组成细观模型，界面开裂归因于纤维或树脂失效所致（如图3(d)）；中观模型（如图3(e)），中间区域的材料属性来自图3(d)中模型的均质化属性；在层合板模型中(如图3(f))，每层材料属性来自图3(e)模型中的均质化材料属性。上述材料模型及其损伤与失效模型具体如：1、多尺度本构关系模型复合材料层合板的试验测试行为表现为脆性断裂特征，如图3(d)所示纤维和树脂采用各向同性弹性模型，二者的本构关系如式（11）所示。
(4)在有限元分析中, 如果上述单胞采用相对面节点等同分割则上式（3）可进一步简化为：顶点节点对，边界节点对和面内节点对。(a) 顶点节点对：对顶点节点 C, D’, B’, C’，式（3）则可表示为：

聚合物基复合材料中孔隙率及层间剪切性能的实验表征

第26卷　第4期2006年8月航　空　材　料　学　报JOURNAL OF AERONAUTI CA L MATER I ALSVol .26,No .4Aug ust 2006聚合物基复合材料中孔隙率及层间剪切性能的实验表征刘　玲1,张博明2,王殿富2,武湛君1(1.同济大学航空航天与力学学院,上海20092;2.哈尔滨工业大学复合材料研究所,哈尔滨150001)摘要:在不同固化压力条件下制作孔隙含量不同的层合板。

将层合板进行超声C 扫描以识别孔隙率分布不同的区域,然后再将孔隙率分布相对均匀的区域进行超声波二次穿透反射法检测以精确测量孔隙的含量,并取试样测量孔隙的体积含量和测试层间剪切性能(I LSS )。

结果表明,在孔隙率低于4%时,孔隙率与层间剪切性能基本成线性关系,并且孔隙率每增加1%,层间剪切性能约下降8%。

从而建立起层合板中孔隙率与层间剪切性能的定量表征关系。

关键词:孔隙率;层间剪切性能;超声检测;复合材料中图分类号:T B 332 文献标识码:A 文章编号:100525053(2006)0420115204收稿日期2326;修订日期5225作者简介刘玲(3—),女,博士,(2)L @ 孔隙问题是多聚物复合材料工艺中普遍存在的问题。

其形成原因主要是材料存放过程中的吸湿作用和铺层操作对空气的机械夹杂作用。

一般说来,纤维增强树脂基复合材料中的孔隙率,主要取决于制造技术和固化方法。

孔隙率的出现对材料的层间剪切性能有着显著的影响,同时也对压缩强度、抗冲击性能和疲劳寿命有重要影响[1-8]。

孔隙是材料所不期望得到的内部缺陷,在复合材料加工中应该尽量减少或去除。

但对所有纤维-树脂系统,从复合材料中完全去除孔隙是不可能的,因此必须考虑孔隙率对复合材料力学性能的影响[2]。

前人的研究表明,不管是采用实验方法测定还是采用理论模型预测孔隙率对复合材料力学性能的影响,其共同点都是力学性能随着孔隙率的增加而下降,但具体影响的数值却不一样,表现为孔隙率对力学性能的影响离散性大,重复性差[1-8]。

缝纫层合板低速冲击损伤有限元分析

缝纫层合板低速冲击损伤有限元分析
陈纲，桂良进，郦正能，寇长河
（京航空航天大学飞行器设计与应用力学系，京１０８）北北００３
ＦＮＩＥＥＬＩｒＥＭＥＮＴＡＮＡＬＹＩＦＬＯＷ — ＳＳＯＶＥＬｏＣｒＹＭＰｒＩＡＣＴＤＡＭＡＥＧ
ｏＦＳＴＩＴＣＨＥＤＬＡＭＩＡＴＥＳＮ
ＣＨＥＮｎＧＵＩＬｉｎ —ｉＧａｇ，ａｇｊｎ，Ｌｈｎ — ｅｇ，ＩＺｅｇｎｎＫ０Ｕｈｎ — ｅＣａｇｈ
（ｅａｔｅｔｆｌｈＶｅｉｅｓｎａｄＡｐｉｅｈｎｃＢｉｎｉｅｓｙＤｐｒｍｎｉｔｈｌＤｉｎｐｌｄＭｃａｉＰｅｉＵｎｖｒｔｏＦｇｃｅｇｅｓｊｇｉ
分层损伤是低速冲击下复合材料层合板的主要损伤形式，它对冲击后结构的剩余压缩强度有非常不利的影响，为了克服此缺陷，缝纫被应用到了层合板结构当中，以提高其抗损伤性能。
Ｅ．Ｈｕｈｅｓ早运用了动态有限元Ａ．ｍｐｒｙ口较
板结构，二十节点等参单元的单元刚度矩阵为该
Ⅱ 熙Ｂ趾ａｚ｛Ｔ蓦Ｄ．
式中％是单元所包含的铺层数；柏ｍ，ｍ分别属是第铺层上、表面ｘ向坐标；为该铺下方Ｄ
分析层合板低速冲击问题，目的就是为了能预其测冲击损伤。本文运用复合材料层合板低速冲击损伤特性的动态有限元方法，依据试验测得的并参数来模拟缝纫层合板的低速冲击响应过程，以

复合材料织物层合板层间剪切性能研究

【ｆ｜必须号虑的重要叫题『ｊ。同ｆｊｉｆ＿，同内外作为层合板层问剪切强度测试标７伟的试验方法主要仃梁法、ｖ型椭觚梁法、品宁梁法和双切门拉伸／缩法。水文将采，订ｖ型槽梁法对小同同化＿ｒ：艺下层合板的层间剪切性能进仃试验，研究使川热罐或热补仪进行化对层合板层问剪切刚度及慢度的影响１试验１．１试验件化过氍及没汁
同温度变化周期条件下，分别使用热压罐和热补仪进行层合板固化所得到的复合材料层合板的层间剪切性能基于ＡＳ．ｒＭＤ５３７９试验标准，开展了相关试验，结果表明：采用热压罐进行固化所得到的层合板，其层间剪切强度及刚度都要优于采用热补
１７７。Ｃ
、
图３层间剪切性能试验装置
、
１
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图４应变片位置
１３数据处理试验可以得到试件的载荷一位移曲线和应变一时『Ｈ】曲线，进一步图Ｉ固化过程的温度变化周期处理ｎＪ．以得到相应的切应力一切应变［ＨＩ线。槲下列公式，ｒ１『】得到将化完成后的Ｊ介饭按２所示进仃没计『Ｊ『Ｉ得到标准的试ｆｆ：ｌｆ；．Ｉ极限剪切强度干 ¨ ｝ＪＪ卡｝ｌ量。试验什。试验件的姚格为７６ｘ２０ｘ２，每种类准备叫块试件加强片（１）剪切应力与鲍切强Ｊ芟由如公式汁算：分圳常温下【古１化２４ｈ，６Ｏｃ【：卜田化２ｈ，８２：下『占１化ｌｈ、７＿尸／Ａ（Ｉ）ｌ２试验过３为层『ＨＪ｝ＪＪ试验装置，央具两头紧紧火住试件，ｊｉ：试什Ｓ＝Ｐ“ ／Ａ（２）ｖ缺Ｉ１截上沿裁倚向产生纯剪力存Ｖ，缺ＩＩ连线上放置应式｝１＿变片测切作，１Ｆ，试仆ｖ截面剪心变的变化，应变片位Ｔ．：剪切应力；Ｐ．：戟倚；Ａ：ｖ缺ｒ］横截｛；ｓ “ ：极限剪切强度；见『幺］４Ｐｕ：最大载倚。试验过程｝１，将试验什火持到位后，刘ｆ、变片执行平衡、清零操（２）剪应变作，载简和位移清岑后．行始进仃试验；按ｌａｒｍ／ａｒｉｎ的速度施加载（３）简．，ｆ至发破坏试验过程【｛Ｊ采集载简、化移、应变等数据，记录试２＝ｌｓ。ｌ＋ｌＩ＋Ｉｌ＋Ｊ验什的破坏模式

复合材料织物层合板层间剪切性能研究

复合材料织物层合板层间剪切性能研究纤维增强复合材料的层间剪切性能是其基本性能之一，是复合材料设计中必须考虑的重要问题。

而复合材料固化工艺和条件是影响复合材料性能的重要因素，因此，文章对不同固化条件下复合材料织物层合板层间剪切性能进行了研究。

考察了在相同温度变化周期条件下，分别使用热压罐和热补仪进行层合板固化所得到的复合材料层合板的层间剪切性能。

基于ASTM D5379试验标准，开展了相关试验，结果表明：采用热压罐进行固化所得到的层合板，其层间剪切强度及刚度都要优于采用热补仪固化的层合板。

标签：复合材料层合板；固化过程；层间剪切；热压罐；热补仪纤维增强复合材料是20世纪60年代中期发展起来的一种新型材料，因其具有比强度高、比刚度高和可设计性强等其他材料无法比拟的优点[1-2]，在航天和航空等国防领域得到越来越广泛的应用。

为了有效利用复合材料的性能优势，充分发挥其潜能，要求对复合材料力学性能进行深入细致的研究。

纤维增强复合材料的层间剪切性能是其基本性能之一，与拉伸和压缩这些基本性能相比，剪切性能的分析难度更大[3]。

按照经典层合板理论，一般多向层合板中各铺层均按平面应力状态进行分析，不考虑垂直铺层面的應力和垂直剪切应力（即层间应力）。

这在复合材料设计的许多情况下是合适的。

然而，在不少情况下层间应力是不可忽视的。

例如，平板或梁在横向载荷作用下，将在横截面内产生剪应力，按照剪应力互等定律，也即构成层间剪应力。

由于层合板复合材料抵抗层间应力的能力与基体强度同量级，故层间应力的存在很容易导致层间的分层破坏，而层间分层将会严重降低层合板的刚度和强度。

所以，层间应力和层间强度等层间问题是复合材料设计中必须考虑的重要问题[4-5]。

目前，国内外作为层合板层间剪切强度测试标准的试验方法主要有短梁法、V型槽短梁法、品字梁法和双切口拉伸/压缩法[6-8]。

本文将采用V型槽短梁法对不同固化工艺下层合板的层间剪切性能进行试验，研究使用热压罐或热补仪进行固化对层合板层间剪切刚度及强度的影响。

三维编织复合材料紧固件剪切强度预报

三维编织复合材料紧固件剪切强度预报／刘发齐等
・１２１・
三维编织复合材料紧固件剪切强度预报
刘发齐，关志东，边Fra bibliotek天涯（北京航空航天大学航空科学与工程学院，北京１００１９１）
摘要
建立了三维缎纹编织复合材料代表性体积单元（ＲＶＥ）和紧固件剪切试件模型，引入周期性边界条件，建立了材料的
（ＳｃｈｏｏｌｏｆＡｅｒｏｎａｕｔｉｃＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＢｅｉｈａｎｇＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙ，Ｂｅｉｊｉｎｇ１００１９１）
ａｎｄｎｕｍｅｒｉｃａｌｍｏｄｅｌｏｆｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｎｅｆｆｅｃｔｉｖｅｅｌａｓｔｉｃｍｏｄｕｌｅｉＳｐｒｅｓｅｎｔｅｄｂａｓｅｄｏｎｐｅｒｉｏｄｉｃｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ．Ｃｒｏｓｓ — ｓｃａｌｅｎｕｍｅｒｉ — ｃａｌｓｉｍｕｌａｔｉｏｎｏｆｓｈｅａｒｆａｉｌｕｒｅｉｎｄｉｆｆｅｒｅｎｔｌｏａｄａｎｇｌｅｉＳｉｍｐｌｅｍｅｎｔｅｄ．Ｔｈｅｕｎｉａｘｉａｌｓｈｅａｒｔｅｓｔｓｏｆｓａｔｉｎｗｅａｖｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅｆａｓｔｅｎｅｒａｒｅｐｅｒｆｏｒｍｅｄ．Ｔｈｅｓｈｅａｒｓｔｒｅｇｔｎｈｏｂｔａｉｎｅｄｆｒｏｍｆｉｎｉｔｅｅｌｅｍｅｎｔｍｅｔｈｏｄ（ＦＥＭ）ｉｓｉｎｇｏｏｄａｇｒｅｅｍｅｎｔｗｉｔｈｔｈｅｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓ，ｗｈｉｃｈｄｅｍｏｎｓｔｒａｔｅｄｔｈｅｆｅａｓｉｂｉｌｉｔｙｏｆｔｈｅＦＥＭｍｏｄｅ１．Ｔｈｅｉｎｆｌｕｅｎｃｅｏｆｄｉｆｆｅｒｅｎｔ１ｏａｄａｎｇｌｅｉｎｓｈｅａｒｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅａｎｄｓｔｒｅｎｇｔｈｉＳｄｉｓ — ｃｕｓｓｅｄ，ｗｈｉｃｈｉｎｄｉｃａｔｅｓｔｈｅｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈｄｅｃｒｅａｓｅｓａｓｔｈｅｌｏａｄａｎｇｌｅｇｒｏｗｔｈｄｕｅｔＯｄｉｆｆｅｒｅｎｔｆａｉｌｕｒｅｍｏｄｅ．Ｋｅｙｗｏｒｄｓｂｒａｉｄｅｄｃｏｍｐｏｓｉｔｅ，ｆａｓｔｅｎｅｒ，ｓｈｅａｒｓｔｒｅｎｇｔｈ，ｐｅｒｉｏｄｉｃｂｏｕｎｄａｒｙｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ，ＦＥＭ

纬编双轴向多层衬纱织物的剪切性能研究及成型计算机模拟

纬编双轴向多层衬纱织物的剪切性能研究及成型计算机模拟纬编双轴向多层衬纱(MBWK)织物作为针织轴向织物中的一枝新秀，由于其卓越的机械力学性能和较低的生产成本，因此从它一出现即引起了人们的极大兴趣和广泛关注。

MBWK织物可应用于航空航天、汽车、造船、军工以及建筑等众多领域，具有巨大的潜力和十分广阔的发展前景。

在MBWK织物的力学性能中，剪切性能尤为重要，它直接决定了该织物对三维曲面的成型性能。

本文首先讨论了近年来研究较多而又颇具潜力的画框式剪切试验装置的运动规律。

研究发现，该剪切测试装置的各边框虽然以不同的形式运动，但却具有相同的角速度和角加速度。

在此基础上，提出了在特定的剪切范围内，可以将画框的运动看作是准静态过程进行处理的思想；得出了在不同拉伸速度和边框长度条件下装置处于准静态时的临界剪切角，并且分析了织物试样尺寸大小对准静态范围的影响。

基于上述研究，对剪切过程中画框的受力情况进行了分析，得到了外力载荷与各边框上的作用力之间的关系，并从理论上证明了Bryan的试验结论，即画框边框附近区域的应力近似于纯剪状态。

此外，本课题还对该试验装置存在的问题进行了探讨，通过对装置结构的具体分析，提出了相应的改进方法。

其次，利用画框式剪切试验装置，对MBWK织物的剪切性能进行了研究。

具体分两个方面：其一是从画框式剪切试验装置的结构特点出发，结合斜向拉伸试验，研究了MBWK织物的剪切规律，从而得到了这种织物的剪切曲线。

该方法同样可以用于机织物、经编轴向织物等其它平面织物的剪切性能研究。

其二是直接利用MBWK织物的结构参数及其内摩擦性能推导出了该织物在小应变状态下的剪切模型。

这将为MBWK织物的进一步研究和发展奠定基础。

最后，为了更好地了解和掌握织物的三维曲面模压成型性能，预测织物在成型过程中可能出现的成型疵点(如起拱、起皱等)，并且对成型工艺提供理论指导，利用当今世界发展较快、具有广泛应用价值的非均匀有理B样条(NURBS)方法，借助SUN工作站，对织物的半球成型进行了模拟。

复合材料层合板面内剪切.试验方法

复合材料层合板面内剪切.试验方法
复合材料层合板面内剪切试验方法因其材料特性、试验设备以及试验环境的不同而有所区别。

以下内容详述面内剪切试验的基本步骤和方法。

首先，选择合适的复合材料，如玻璃纤维，碳纤维等，制备出层合板，使每层材料都均匀分布。

确保材料无明显裂纹、损伤和其它缺陷。

制备过程中需要注意，每一层的纤维方向应与其它层的方向相互交错，以增强层压板的强度和刚度。

然后，选择适当的剪切试验装置，如万能试验机等。

将制备好的复合材料层合板固定在试验机上，确保其在标定的剪切荷载下能够稳定地执行试验。

设置试验参数，包括荷载速率、荷载上限等。

开始试验时，万能试验机将以设定的速率施加剪切力，直至层合板破坏或达到设定的荷载上限。

在整个试验过程中，需要记录加载速度，荷载值，以及层合板
在受力过程中的形变情况。

试验完成后，通过分析收集到的数据，获得复合材料层合板面内剪切强度、刚度以及其它相关参数。

根据实验结果，可以进一步优化材料选择和层合板设计。

最后，在评估试验结果时，要注意比较不同材料，不同纤维排列方式以及不同工艺条件下的试验结果，以全面评价材料性能及其对面内剪切性能的影响。

总的来说，面内剪切试验是评估复合材料层合板性能的重要方法，要求操作者不仅要了解材料性质、试验设备以及试验技术，同时还要注重实验数据的分析与评估。

以上即为复合材料层合板面内剪切试验的基本步骤和方法。

新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究

第51 卷第 1 期2024年1 月Vol.51，No.1Jan. 2024湖南大学学报（自然科学版）Journal of Hunan University（Natural Sciences）新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究张望喜1，2†，叶缘2，张晨2，林泽宇2，陈乐球3［1.工程结构损伤诊断湖南省重点实验室（湖南大学），湖南长沙 410082；2.湖南大学土木工程学院，湖南长沙 410082；3.中国石油天然气股份有限公司湖南销售分公司，湖南长沙 410004］摘要：新旧混凝土结合面的抗剪强度是装配式混凝土结构和混凝土结构加固等领域重点关注的问题. 基于搜集、整理的新旧混凝土结合面（以下简称结合面）的剪切试验数据库（含439个试件），对GB 50010―2010、ACI 318―19、Eurocode 2、PCI7th四个规范所给结合面抗剪建议计算式进行对比分析.结果表明：在各参数的影响下，ACI结果的保证率表现最好，而Eurocode 2计算强度的拟合效果最好；在结合面宽度达到300~400 mm时，GB 50010―2010的表现最好，但安全富余均较低，相对误差最大达到9倍. 对数据库进行参数分析，发现结合面剪切强度τexp存在尺寸效应，与结合面的沿剪切方向尺寸关联较大；且τexp与夹紧力ρf y有较好的相关性. 基于分析结果，根据叠加计算理论，对计算式提出建议和修正：分析引入尺寸效应系数β；同时修正了摩擦系数μ；应用了数据库拟合的销栓力分段函数，极大值为6.6 MPa.经对比验算证明，修正计算式在有无插筋及各种粗糙度情况下的误差最小，拟合效果最好，可为工程应用提供参考.关键词：新旧混凝土结合面；剪切强度；规范对比；参数分析；公式修正中图分类号：TU313 文献标志码：AParameter Analysis and Calculation Investigation of Shear Strength of Bonding Interface between New and Old ConcreteZHANG Wangxi1，2†，YE Yuan2，ZHANG Chen2，LIN Zeyu2，CHEN Leqiu3［1.Key Lab of Damage Diagnosis for Engineering Structures of Hunan Province（Hunan University）， Changsha 410082， China；2.College of Civil Engineering， Hunan University， Changsha 410082， China；3.Petro China Hunan Marketing Company， Changsha 410004， China］Abstract：The shear strength of the bonding interface between new and old concrete is a critical concern in precast concrete structures and the strengthening of concrete structures. Shear calculation formulas of the bonding interface between new and old concrete given by four codes （GB 50010―2010，ACI 318―19，Eurocode 2，and PCI7th）are compared and analyzed based on the test date of shear tests （containing 439 specimens）of bonding interface between new and old concrete （to be referred to as the interface）. The results show that under the influence∗收稿日期：2023-02-17基金项目：国家自然科学基金资助项目（52078201），National Natural Science Foundation of China（52078201）作者简介：张望喜（1971—），男，湖北黄冈人，湖南大学教授，博士† 通信联系人，E-mail：********************.cn文章编号：1674-2974（2024）01-0112-14DOI：10.16339/ki.hdxbzkb.2024011第 1 期张望喜等：新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究of each parameter， the assurance rate of ACI calculation results is the best， and the calculation results of Eurocode 2 fit shear tests best. When the size range of the interface is 300~400 mm， the performance of GB 50010―2010 is best， but both of them are not safe， and the maximum relative error is about 9. According to the parameters analysis results of the database， the shear strength τexp is affected by the size effect and is closely related to the size of the interface along the shear direction. And τexp has a good correlation with the clamping stress ρf y. Based on the analysis results，the shear strength calculation formula is modified according to the superposition calculation theory. The modification includes that the coefficient βis introduced by analyzing the size effect；the friction coefficient μis modified；the piecewise function of dowel resistance fitted by the database is applied，and its maximum value is 6.6 MPa. It is proved by comparative calculation that the error of the modified formula is the smallest， and the fitting effect is the best when the interface is with or without rebar and has various roughness. Moreover， it can be used as a reference for applications in civil engineering.Key words：bonding interface between new and old concrete；shear strength；comparison of codes；parameter analysis；formula modification19世纪以来，混凝土结构得到了快速发展，既有结构的加固成为土木工程界关注的焦点之一.在建筑行业中，装配式应用是推进我国“双碳”政策发展的重要手段. 新旧混凝土的结合面（简称“结合面”）广泛存在于混凝土结构中，如现浇混凝土（RC）结构中施工缝，混凝土结构加固中连接界面［1］，装配式混凝土（PC）结构中叠合面、接缝［2］等. 结合面在构件或结构受力时易形成剪切薄弱面，影响结构的受力性能，在PC结构中尤为明显.1966年起［3］，各国规范中逐渐写入结合面的相关剪切计算理论，以指导工程中结合面的抗剪设计. 规范公式相关侧重点有较大差别，1960―1978年学者相关讨论集中在结合面的剪切摩擦理论和插筋的影响，且通过混凝土强度及密度等参数对计算强度进行极值限定，如Mattock等［4］早期的系列更迭公式. 1978年后，随剪切试验的深入开展，学者们对销栓作用认识逐渐深入，结合面剪切强度的计算中开始引入混凝土强度，其中Randl［5］提出了基于叠加理论（各贡献项的效果累加）的剪切计算式，明确结合面剪切强度由黏聚力、摩擦力和销栓力组成，并将插筋贡献通过销栓力来考虑. 2000年后，结合面剪切理论的主要差异集中在黏聚力和摩擦力的影响［6-7］，目前学者主要将两者大小与结合面的粗糙程度等进行映射，其体现在计算式中引入黏聚力系数和摩擦系数［5，8］；此外，不同的界面处理方式致使结合面的物理特性有所差异，抗剪表现也有所不同. 研究表明，结合面的粗糙程度能够提升抗剪强度，最后趋于稳定；也有试验表明［7，9］，保证结合面可靠的粗糙程度可减少插筋的布置，并保证足够的抗剪能力. 随结合面研究推进，诸多影响因素被关注和讨论，如钢筋的方向［10］、结合面面积［11］、界面涂剂［12-13］、钢筋直径［14］等，同时，剪切理论和工程应用计算式仍需继续更迭.在已加固混凝土结构和PC结构中，新旧混凝土结合面的可靠连接是保证混凝土构件整体受力的重要环节，由于连接处理方式不同，以及受力状态的差异，结合面的抗剪表现和破坏方式存在一定差异. 为更好分析结合面的抗剪计算理论，了解研究现状，基于国内外相关试验［15-32］，笔者调研并建立了包含439个样本的数据库，以探讨各国规范的结合面剪切计算式的应用表现，对比分析并给予建议和进行完善，浅析未来需研究的内容.1 数据库建立目前结合面的剪切力，主要关注在黏聚力、摩擦力和销栓力三部分［3］，且作叠加处理. 黏聚力部分（或称范德华力）主要是材料之间的黏结，结合面发生微小位移，此黏结先破坏；同时随结合面错动的发生，分离的结合面开始发生挤压并产生摩擦，即库仑113湖南大学学报（自然科学版）2024 年摩擦，并伴随整个剪切过程，摩擦力大小与结合面的粗糙程度和所受压力有关；位移继续增大，基于混凝土对插筋有效约束的拉锚作用产生，并且带动混凝土与插筋之间局部挤压，类似悬臂梁梁端，钢筋一侧受压，另一侧受拉，直至钢筋屈服，结合面抗剪承载力达到最大，后因钢筋的塑性发展，抗剪强度继续缓慢上升或者进入残余平台阶段. 对于无插筋的结合面，一般将错移达到约1.5 mm作为剪切破坏参考标准，且表现为脆性破坏，尤其在无结合面压力时，而前者带插筋结合面破坏为延性破坏. 剪切力组成相对关系见图1，其中τa为黏聚力，τsf为摩擦力，τsr为销栓力.通过调研查阅大量文献，收集了439个单面剪切试验数据.为保证数据库的有效性和普适性，具有足够说服力，按下述原则进行数据收集：1）试件为单面剪切试件，试验方法采用直剪试验、推出试验或叠合梁试验，见图2；2）试件结合面发生剪切破坏；3）不带插筋试件和带插筋试件选取占比分约50%；4）混凝土基层为普通集料混凝土，插筋为非预应力变形钢筋；5）试件参数信息完整（混凝土强度，钢筋屈服强度，插筋布置位置，结合面尺寸，结合面广义粗糙程度等），详见表1.图1 结合面的剪切力组成Fig.1 Composition of shear force of bonding interface图2 结合面剪切试验方法Fig.2 Bonding interface shear test method表1 结合面剪切试验数据库Tab.1 Bonding interface shear test database作者Xia等王伟等［16］赵勇等［17-18］方志等［11］Loov等［19］刘健［20］胡铁明等［21］潘传银等［10］Patnaik［22］Moom和Oh等［23-24］Gohnert［7］Kahn等［25］Júlio等［26］Liu等［27］方鑫［28］张雷顺等［29］邢强［30］Liu等［31］试件数量15（Y）+10（Y）8（N）+8（Y）16（Y）109（N）1（N）+6（Y）7（N）+9（Y）24（Y）6（Y）+8（Y）90（N）6（Y）7（Y）10（Y）28（Y）24（Y）8（Y）试件类型推出试件直剪试件直剪试件叠合梁试件直剪试件直剪试件直剪试件叠合梁试件叠合梁试件推出试件叠合梁试件直剪试件直剪试件直剪试件直剪试件直剪试件直剪试件混凝土强51.34/32.3038.9916.05~38.7316.05/17.0525.8928.5614.21~28.7618.73~45.8614.49~17.9840.19/59.5934.6845.4723.94/34.8522.4013.51/17.72钢筋强度/MPa408/468/530335408/420/432―584/603339340/520/558/641/558430/503―556443446340/347/353300344/358研究参数或因素配筋率、界面特性、加载方式配筋率、混凝土强度、结合面粗糙程度、钢筋强度配筋率、结合面粗糙程度、结合面面积粗糙程度、结合面宽度、结合面面积、配筋率结合面应力、结合面粗糙程度钢筋直径、配筋率、钢筋构造结合面粗糙程度、结合面倾角、振动频率、配筋率配筋率、结合面尺寸混凝土强度、配筋形式、结合面粗糙程度混凝土强度、结合面粗糙程度混凝土强度配筋率配筋率混凝土强度、配筋率、结合面粗糙程度配筋率、配筋形式配筋率、配筋形式配筋率、结合面粗糙程度注：试件类型中N代表无插筋，Y代表带插筋；表中混凝土强度为轴心抗压强度，钢筋强度为屈服强度.114第 1 期张望喜等：新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究2 剪切计算公式2.1 相关规范计算式将各国规范所给新旧混凝土结合面的剪切计算建议式列举如下，均为普通混凝土下建立的半理论半经验公式.2.1.1 中国GB 50010―2010中国规范体系主要在《混凝土结构设计规范》（GB 50010―2010）［33］和《装配式混凝土结构技术规程》（JGJ 1―2014）［34］中给出了相关结合面的剪切计算式，且对结合面给予相应的物理特性限定，主要体现在结合面键槽设计建议和叠合面粗糙程度限定. 同时，国标体系将结合面的抗剪计算式按构件类型梁、板、柱、墙等分别给出，并按受力状态进行细化区分. 考虑到计算式的适用性和代表性，选用《混凝土结构设计规范》（GB 50010―2010）［33］所给计算式，如式（1）所示.V≤1.2f t bh0+0.85f yv A sv s h0（1）式中：f t为预制构件和叠合层中混凝土轴心抗拉强度设计值中的较小值；f yv为插筋抗拉强度设计值；b为矩形截面或组合截面腹板宽度；h0为截面有效高度（类比梁构件）；A sv为结合面内插筋各肢总截面面积；s为最外侧插筋的间距.2.1.2 美国ACI 318―19ACI 318―19［35］中根据结合面剪切力大小，将结合面的抗剪计算分成两类. 当结合面所受剪力V u大于375b v d（其中b v为结合面的宽度，d为有效高度，类比梁试件）时按式（2）计算：V u=ϕA vf f y(μsinα+cosα)（2）式中：μ为结合面摩擦系数，结合面硬化且粗糙深度约6.35 mm时取1.0，结合面硬化且有粗糙处理时取0.6，设有剪力钉或变形钢筋的钢-混结合面时取0.7；α为插筋与结合面夹角；A vf为插筋各肢总截面面积；f y为插筋抗拉强度；ϕ为剪切强度折减系数，取0.75.其他情况下，按表2进行结合面的抗剪计算.2.1.3 欧洲Eurocode 2Eurocode 2［36］主要根据叠加理论建立结合面抗剪计算式，即划分为独立的黏聚力、摩擦力和“剪摩擦”. 文中将结合面的物理粗糙程度分为4个等级，并体现在黏聚力系数c和摩擦系数μ中，同时限定剪切强度极大值. 设计计算式如式（3）和式（4）所示：V RDi=cf ctd+μσn+ρf yd(μsinα+cosα)≤0.5vf cd（3）v=0.6()1-f ck250（4）式中：f cd为混凝土抗压强度设计值；f ctd为混凝土抗拉强度设计值；f yd为钢筋抗拉强度设计值；f ck为混凝土抗压强度特征值；c为黏聚力系数；μ为摩擦系数；σn 为结合面法向应力，压为正且σn˂0.6f cd，拉为0；ρ为插筋面积和结合面面积之比；α为插筋与结合面夹角；v为强度折减系数.其中黏聚力系数c和摩擦系数μ按下列原则取值：结合面光滑无任何处理时，c=0.25，μ=0.5；结合面光滑，有一定挤压处理时，c=0.35，μ=0.6；结合面粗糙，间距40 mm，有3 mm深度的粗糙处理时，c=0.45，μ=0.7；结合面有规则凹痕时［36］，c=0.50，μ=0.9. 2.1.4 美国PCI7th美国PCI设计手册第七版［37］中，主要参考了ACI 318―05中计算理论，根据结合面的物理粗糙处理进行了分类：当结合面普通处理时，可当故意粗糙处理，按ϕ80b v l vh进行计算；当结合面的全幅粗糙深度处理大于6.35 mm时，采用式（5）和（6）计算：F h=ϕ(260+0.6ρv f yt)λb v l vh（5）F h≤ϕ500b v l vh（6）式中：f yt为钢筋抗拉强度；ϕ为强度折减系数，取0.75；ρv为插筋配筋率；λ为混凝土密度参数，普通混凝土取1.0；b v为结合面宽度；l vh为结合面长度.2.2 各规范计算式对比对各国规范计算式进行对比分析，将不同计算式的考量因素进行列举，见表3. 可以看出，材性的考量在计算理论中的表现中有较大差别，其中钢筋贡献均有考虑，在ACI 318―19中，当结合面配筋面积表2 结合面抗剪强度计算Tab.2 Shear strength calculation of bonding interface结合面状态结合面硬化，粗糙深度达到6.35 mm（A v˃A v，min）结合面硬化，未粗糙（A v˃A v，min）配筋面积小于最小配筋面积，结合面硬化，设有粗糙结合面抗剪强度min｛ϕ500b v d，ϕλ(260+0.6A vf f y/b v s)b v d｝ϕ80b v dϕ80b v d 注：表中s为最外侧插筋中心间距；λ为混凝土密度参数，普通混凝土取1.0，轻集料混凝土按ACI中19.2.4节来取，其他参数同上；参考ACI第16.4.6.1节，A v，min=max｛0.7√f c′b w s/f y，50b w s/f y｝，b w为幅宽或者圆截面直径，此处等同结合宽度b v；f c′为混凝土圆柱体抗压强度.115湖南大学学报（自然科学版）2024 年小于最小配筋面积时，钢筋贡献在计算中不予考虑；在混凝土材料强度方面，ACI 318―19和PCI7th并未予以考虑，其仅考虑混凝土密度，设置密度系数，同时考虑结合面的尺寸影响. 在结合面广义粗糙程度方面，国标规范在计算式前提条件中予以体现，其他规范则根据不同粗糙程度，分不同条件进行计算.3 计算式误差对比和抗剪参数分析按上述规范，将数据库中的剪切试验值和按各规范计算式得到的计算值进行数理统计和误差分析. 各规范的计算式是基于大量试验数据建立的平均值公式，并在不同的保证率基础上进行回归控制，进而推演得到最后计算式，因此根据各设计值、标准值、平均值转换关系［38］，将各规范计算式归一化成平均值公式，再代入数据库进行计算处理. 混凝土的立方体抗压强度f cu，m、棱柱体抗压强度f ck，m和圆柱体抗压强度f'c，m之间换算按规范［33］中规定来完成. 各规范结合面剪切计算公式见表4.3.1 计算式误差对比分析对4个公式中的剪切参数混凝土强度f cu、钢筋屈服强度f y、界面的宽度b进行统计分析，并分别作为材性和尺寸效应来考虑. 其中保证率为τexp/τcal大于1的组数占总组数的百分比.在混凝土强度影响分析中，统一采用混凝土立方体（150 mm×150 mm×150 mm）抗压强度f cu，m，图3中按C15~C30、C30~C60、C60~C100区间计算保证率（各规范分别简记为GB 50010、ACI、EC2、PCI）. 在普通混凝土（C60以下）区间，ACI表现较好，在高强混凝土（C60及以上）区间，PCI表现较好；从散点分布可见，GB 50010在普通混凝土区间计算结果较分散，但整体安全富余较高，对比发现EC2结果离散程度最低，ACI结果离散程度最高. PCI计算式并未考虑混凝土强度影响，但随着混凝土强度增加，PCI计算结果的保证率呈增长趋势，GB 50010和EC2呈减小趋势，且GB 50010下降较快，GB 50010更适用于普通混凝土的结合面抗剪计算，整体保证率最高的是ACI计算式.在插筋（钢筋）强度讨论中，图4将屈服强度f y划分为300~400 MPa、400~500 MPa、500~700 MPa三个区间以计算保证率，通常f y大于400 MPa的钢筋称为高强钢筋［33］.由散点分布可见，随钢筋强度增加，GB 50010和ACI整体安全富余提高，但ACI离散度较大，富余最大，而PCI离散度较小，安全富余最小. ACI结果保证率最高，其次为PCI和GB 50010；随f y 增加，EC2和GB 50010保证率均有提高，其中GB 50010提高较多，较普通钢筋提高近4倍；PCI保证率则有所降低. 上述差异是因为各规范计算式对于插筋（钢筋）的贡献量化计算考虑方式差别较大.表3 各规范计算式因素对比Tab.3 Comparison of calculation factors of each code规范体系GB 50010―2010 ACI 318―19 Eurocode 2 PCI7th影响因素混凝土强度√∕√∕钢筋强度√√√√配筋率/∕√√结合面尺寸√√∕√结合面粗糙程度∕√√∕备注在结合面粗糙处理大于6 mm时，考虑混凝土抗拉强度考虑了混凝土密度考虑了混凝土抗拉和抗压强度考虑了混凝土密度注：“ √ ”表示考虑该影响因素；“ / ”表示不考虑该影响因素；配筋率=插筋面积 / 结合面面积.表4 各规范剪切强度计算平均值公式Tab.4 The mean formula for the shear calculationof each code规范体系GB 50010―2010ACI 318―19Eurocode 2 PCI7th结合面剪切计算式平均值表达式V m≤1.401 0f t，m bh0+1.392f yv，m A sv s h0V n，m=0.902A vf f y，m(μsinα+cosα) minìíîüýþ195b v d+0.410A v f yt，m d s，375b v d60b v d60b v dV RDi，m=1.024cf ctd，m+1.024μσn+1.675ρf yd，m(μsinα+cosα)V RDi，m≤0.307f c，m(1-0.003f c，m) F h，m=0.991(260+0.546ρv f yt，m)b v l vhF h，m≤378.41b v l vh注：1 psi=0.006 89 MPa，1 in=25.4 mm，1 bf=4.448 N. 116第 1 期张望喜等：新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究宽度b 是结合面重要几何参数，图5按0~100 mm 、100~200 mm 、200~300 mm 、300~400 mm 四个区间计算保证率. 其中300~400 mm 为工程应用构件常见尺寸区间，GB 50010在此区间预测表现最好，达到100%；小于300 mm 时，ACI 和PCI 预测表现相对较好；但在300~400 mm 尺寸区间，PCI 保证率为0.随图3 f cu 变化下各规范τexp /τcal 散点分布图及保证率曲线Fig.3 Scatter diagram of τexp /τcal of each code under the change of f cuand assurance rate curve图4 f y 变化下各规范τexp /τcal 散点分布图及保证率曲线Fig.4 Scatter diagram of τexp /τcal of each code under the change of f y and assurance rate curve117湖南大学学报（自然科学版）2024 年着b 增大，EC2、PCI 和ACI 预测表现均变差，EC2在300~400 mm 保证率为0. 从散点分布可见，b 小于200 mm 时，预测离散程度较大，整体上GB 50010和PCI 安全富余较高，ACI 离散较大，EC2安全富余较低.在计算τexp /τcal 时，EC2的预测表现最好，最接近1，GB 50010、ACI 、PCI 均有较大计算富余，τexp /τcal 达到2以上，其中ACI 的结果比值最大，达到3.46，存在严重富余.从τexp /τcal 的标准差的Bezier 曲线可以看出，EC2计算预测离散程度最小，其次是GB 50010，最大是ACI ，详见图6.3.2 抗剪试验参数分析根据上述试验数据库，建立试验剪切强度τexp 相关试验参数分析，具体包括混凝土强度f cu 、钢筋屈服强度f y 、结合面宽度b 、结合面长度l 、结合面有效高度h 0、配筋率ρ、定义夹紧力ρf y 、剪切接触面积A i 以及 f y f cu 、 f cu /f y .3.2.1 混凝土与钢筋强度混凝土强度增加对结合面抗剪强度的提高有一定贡献，但进入高强混凝土区间，剪切强度的提升效率趋于平缓，这可能是因为结合面抗剪中，混凝土的抗拉强度有较大影响，实际上f t 增长并不显著；在带插筋结合面中，几乎没有这种影响.图7（a ）数据线性拟合带插筋结合面抗剪强度增长斜率（k L1=0.000 1）远小于无插筋结合面抗剪强度增长斜率（k L2=0.038 52），因为在带插筋结合面的抗剪效应中，销栓作用起控制作用，即插筋的强度等因素决定抗剪强度上限，且结合面粗糙程度的降低会增大销栓作用的贡献占比［15］.插筋屈服强度f y 的增加并没带来预期中抗剪强度的提高，这是因为没综合考虑插筋的直径和配筋形式等影响. 与梁构件的横截面抗剪类似，随配筋率ρ提高，结合面抗剪强度增大，当ρ大于1%时，抗剪强度的增长幅度趋于平缓. 参考文献［14］中定义图5 b 变化下各规范τexp /τcal 散点分布图及保证率曲线Fig.5 Scatter diagram of τexp /τcal of each code under the change of band assurance rate curve图6 各规范τexp /τcal 分布柱状图Fig.6 Histogram of τexp /τcal distribution of each code118第 1 期张望喜等：新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究的夹紧力ρf y 更能表征销栓作用的强弱，由图7（d ）可见，ρf y 的提高对抗剪强度的增幅更为显著，与抗剪强度相关性也更强［39］［相关系数R （ρf y ）=0.63˃ R （ρ）=0.49］.从图7（e ）、（f ）可以看出，材性参数的转换形式f y f cu 和f cu /f y 的散点图中，两者数据分布离散性较大，且相关系数R 均小于0.2，属于弱相关. 可见，在销栓作用中，虽然存在混凝土的局部挤压，但相关性分析结果表明，以插筋（钢筋）的材性和配筋率为主要因素的相关性更强，离散性更小.3.2.2 尺寸效应考虑结合面三维独立尺寸的相关影响，结合面宽度b 、结合面长度l 和结合面平面外有效界面高度h 0，分别建立三者与剪切强度τexp 的相关分析. 由图8可看出，在三个方向尺寸变化下，强度分布的离散性较大；从区间平均值上看，随宽度b 增加，抗剪强度τexp 降低；在大于500 mm 区间段，随l 增加，抗剪强度τexp 提高；结合面平面外高度变化对抗剪强度的影响不大，离散程度最高. 但在考虑结合面面积A i 时，当其进入梁、板等构件尺寸范围，随结合面面积增加，平均抗剪强度有所降低.类比梁的横截面抗剪尺寸效应，结合面抗剪与其宽和长关联较大. 与梁横截面剪切中细观的集料咬合不同，结合面剪切与黏聚力有较大关联，其实质为水泥浆体之间、浆体与集料之间的黏结. 且摩擦与结合面尺寸并无关联，因为广义下摩阻力大小与接触面积无关. 综上，结合面抗剪存在一定尺寸效应［11-40］，在抗剪计算中精准考量，值得讨论.3.2.3 结合面粗糙程度目前结合面的摩擦程度主要根据广义粗糙度H z来划分，4个规范计算式中，仅ACI 和EC2以摩擦系数的形式在计算式中考虑了粗糙程度的量化效果.分布详见图9.在ACI 预测中，随着粗糙程度增加，计算结果的表现均较好，比值均大于1，偏于安全，但保守程度过高.在EC2预测中，随着粗糙程度增加，计算结果先趋好后变差，在粗糙度大于5 mm 时，τexp /τcal 为0.80，偏差较多；小于5 mm 时，其结果是符合工程应用要求的.4 计算模型选取与修正4.1 计算模型选取据上，各规范的计算效果并未完全达到工程应用目标，且均有较大差距. 随着混凝土新旧结合面剪切计算模型的更迭发展，叠加理论计算模型现被讨（a ）τexp -f cu （b ）τexp -f y （c ）τexp -ρ（d ）τexp -ρf y （e ）τexp -f cu /f y （f ）τexp -f y f cu图7 τexp 随材性参数变化趋势图Fig.7 The trend diagram of the change of τexp with material parameters119湖南大学学报（自然科学版）2024 年论较多，即结合面的剪切效应由黏聚力、摩擦力和插筋的销栓力组成［3］，笔者基于此模型组成项对我国规范进行讨论. 上述计算式中，GB 50010和EC2中计算式是基于上述理论建立的，且在实验值与计算式计算值比值τexp /τcal 分析中，计算结果变异系数C.V EC2最低，为0.62（C.V GB 50010=1.16，C.V ACI =1.37，C.V PCI =0.95），因笔者参考了Randl ［5］所采用的各表达项开展深入讨论.4.2 计算式修正前节对不同规范平均值公式计算结果进行系统分析，从材性分析来看，在无插筋结合面中，混凝土强度的变化对抗剪强度影响并不显著，这是因为其抗剪组成中“黏聚力”部分变化并不大，其主要表现为水泥浆体及水泥浆体与局部集料之间的黏结效果，更依赖其抗拉强度［8］，据此在计算式中黏聚力项中考虑混凝土抗拉强度f t 是可靠的.基于浆体黏结机理，浆体的平均黏结强度与浆体抗拉性质和结合面集料有关，其平均黏结力趋于稳定，但因结合面尺寸的变化，宏观上的黏聚力会存在一定尺寸效应［11］，因此黏聚力项中需考虑结合面抗剪强度的尺寸效. 参照我国规范［33］对配箍筋和弯起钢筋的RC 梁的横截面抗剪强度尺寸效应的考虑方法，其设置系数βh =（800/h 0）1/4，本文结合数据库中部分试验研究［6，11，19］，设置尺寸效应系数β来反映结合面抗剪强度尺寸效应. 数据库中的结合面尺寸h 多为150 mm ，因此选择150为分母；在结合面双向剪切时，则考虑基于结合面的面积来进行修正，此时分母为22 500. 对于指数部分，采用不同结合面尺寸试件，进行递级（1，1/2，1/3，1/4，…）对比选取，最终发现取1/10时，整体试算效果较好，因此系数β的计算方法详见表5.在摩擦力部分，传统库仑摩擦关注接触面的粗糙程度（结合面摩擦系数μ）和接触面压力N . 在结合面粗糙程度讨论中，目前常用量化测量方法有粗糙梯度法和沙斑法［41］，分别对应的变量为广义粗糙程度H z 和平均深度MTD. 现计算式中均关注广义粗糙程度，GB 50010、ACI 和EC2中均采用H z . EC2在H z大（a ）τexp -b （b ）τexp -l（c ）τexp -h 0 （d ）τexp -A i图8 τexp 随尺寸参数变化趋势图Fig.8 The trend diagram of the change of τexp with the size parameters120第 1 期张望喜等：新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究于或等于5 mm 时的计算结果并未达到工程应用误差要求，且可以看出，μ的取值并不与H z 成正比. 从3.2.3节分析结果看，进入大粗糙度时，τexp /τcal 的均值下降较多，τcal 偏高，安全富余偏低. 因此基于数据库的统计分析结果来调整结合面摩擦系数μ，且μ为经验性系数，通过试算修正摩擦系数μ，试算增量为0.05，最终结果详见表6.结合面中的销栓作用主要依靠插筋（钢筋）来实现，以插筋的屈服来判定失效［3］. 目前相关研究表明，带插筋结合面抗剪中，销栓力贡献最大［15］，其次是摩擦力，但摩擦力受界面粗糙度和接触面压力影响波动非常大，销栓力则在两者影响下相对稳定，波动较小. 销栓作用发挥前提是混凝土对插筋的有效锚固，有学者据此将混凝土强度作为销栓力大小的考虑因素之一，从上节数据库的参数分析来看，虽存在混凝土的局部挤压，但相关性不强，夹紧力ρf y 的相关性更高.基于试验数据库的分析结果，可以看出抗剪强度τexp 与夹紧力ρf y 有较好的拟合性. 有实验结果［15］表明，结合面的正压力对销栓作用强度的提高并不显著，此处销栓力可不考虑正压力的影响. 对3.2.1节中的τexp -ρf y 散点分布进行非线性拟合和计算简化，得到如图10所示曲线，曲线分为上升段和水平直线段，峰值约为6.6 MPa ，与Santos 等［42］表达式较为吻合，据此将修正计算式中的销栓力计算项分为两段，即夹紧力ρf y 小于等于5.5 MPa 前的上升段和大于5.5 MPa 的水平段.基于上述理论中各部分效应的分析，对EC2计算式的修正结果见式（7）和式（8）.τu ，m =1.02cβf t ，m +1.02μσn +1.68v sr（7）图10 本文拟合与Santos 等［42］表达式对比Fig.10 Comparison between the fit of this paper and the Santosand Júlio ’s expression表5 尺寸效应系数βTab.5 Size effect coefficient β结合面受力情况竖向受剪切双向均可能受剪切或h >1 000 mm系数β(h 150)-0.1(A i 22 500)-0.1备注h 为受力方向高度A i 为结合面的面积（a ）ACI 的τexp /τcal 分布柱状图（b ）EC2的τexp /τcal 分布柱状图图9 τexp /τcal 随粗糙度H z 变化的分布柱状图Fig.9 Histogram of the distribution of τexp /τcal with the variationof roughness H z表6 摩擦系数μ修正Tab.6 Modification of the friction coefficient μ结合面粗糙状况光滑挤压处理H z ≥3 mm H z ≥5 mm H z ≥7 mm修正前系数μ0.500.600.700.900.90修正后系数μ0.500.600.650.700.75121。

316L不锈钢多轴载荷下弹塑性有限元分析

316L不锈钢多轴载荷下弹塑性有限元分析田大将;李江华;缑之飞;金丹【摘要】针对316L奥氏体不锈钢进行了一系列非比例载荷下应变控制低周疲劳试验.采用ANSYS软件进行模拟计算,材料弹塑性特性采用多线性随动硬化模型和von Mises屈服准则,分别采用单轴循环应力应变曲线和圆路径循环应力应变曲线来描述材料属性.在柱坐标系下进行分析,一端固定,另一端施加轴向及周向位移来实现拉扭应变加载.模拟结果表明:针对单轴路径模拟得到的应力与试验值相差仅为3.6％,扭转路径下差值为5.1％;而在比例路径和阶梯路径下,模拟得到正应力和剪应力与试验值的差约为12％及14％;虽然采用圆路径下循环应力应变关系表征材料属性,但该路径下最大应力误差达到了近12.9％及14.2％.【期刊名称】《沈阳化工大学学报》【年(卷),期】2017(031)001【总页数】7页(P56-62)【关键词】316L;多轴加载;应变控制;滞回线;有限元分析【作者】田大将;李江华;缑之飞;金丹【作者单位】沈阳化工大学能源与动力工程学院,辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院,辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院,辽宁沈阳110142;沈阳化工大学能源与动力工程学院,辽宁沈阳110142【正文语种】中文【中图分类】TG155.5316L奥氏体不锈钢以其良好的断裂韧性、高温拉伸、蠕变、疲劳特性、优良的耐腐蚀性以及良好的焊接性能和冷弯成型工艺性，被广泛用于核反应器中的反应容器、管道及热交换器中，同时亦被用于国际热核实验反应堆(ITER)的真空容器，以及第四代核反应容器及中间换热器等压力容器中.目前，国内外对于316L的疲劳问题进行了许多研究：Roy[1-2]等人通过对316L进行一系列单轴低周疲劳试验，并且对滞回线进行分析，得到在低应变下材料表现为Mashing材料，而在高应变幅值下则表现为非Mashing材料；Pham[3-4]等人分析研究了单轴情况下，随着循环数的变化，微观结构在循环硬化、循环软化及应力饱和时的变化；康国政[5-8]等的研究表明，随着温度的增加，疲劳寿命降低，并且在某一温区内出现动态应变时效.先前针对该材料的研究主要考虑温度、焊接结构等方面的影响，而且大多集中在单轴加载情况下；而实际工程中结构通常承受多轴载荷，研究多轴非比例加载下材料和结构的疲劳寿命更有实际意义.然而，进行多轴疲劳实验需要耗费大量人力物力，随着计算机技术的发展，有限元方法在材料、结构的疲劳问题研究中得到了日益广泛的应用，因此，许多研究人员通过有限元模拟材料和结构件多轴加载情况[9-12].本文针对316L奥氏体不锈钢进行了5个路径下的疲劳试验，采用ANSYS软件进行多轴弹塑性有限元模拟，将模拟得到的路径与给定路径及模拟得到的应力应变滞回线与试验结果进行了对比分析，比较了不同路径下模拟结果准确程度.试验材料为316L不锈钢，经过1 080 ℃的保温，再经水冷处理，材料的化学成分如表1所示.采用薄壁管状试件进行多轴疲劳试验，具体试件的尺寸及形状由图1所示，标距段长度12 mm，外径12 mm，壁厚1.5 mm.常温下材料的屈服强度σv=247 MPa，拉伸强度σb=564 MPa，杨氏模量E=200 GPa，泊松比μ=0.3.试验在常温下在多轴液压疲劳试验机上进行，控制等效应变范围分别为0.7 %和1.0 %，Mises等效应变速率为0.2 %/s，完全对称三角波和正弦波控制，当正应力水平下降至半寿命载荷的25 % 时定义为失效.试验所用应变路径及试验条件如表2所示，各路径加载波形如表3所示.2.1 材料属性定义图2所示为Case0路径0.7 %时第5周次及半寿命14 800周时应力应变响应，可以看出随着循环数的增加，屈服面随之移动，在循环加载中具有明显的随动强化特性，因此，有限元模拟时材料特性采用多线性随动硬化模型，屈服准则采用通用的von Mises屈服准则.奥氏体不锈钢在非比例路径下表现出明显的非比例附加强化，Case4路径下则更为明显，寿命降低了约90 %.因此，由单轴循环实验得到的循环应力-应变曲线无法准确描述材料非比例循环特性.本文采用Case0路径和Case4路径循环应力应变关系进行模拟计算.在材料属性定义时，分别使用Case0与Case4路径下的疲劳试验数据，并应用Osgood-Ramberg方程绘制相应条件下的应力应变曲线，如图3所示.Osgood-Ramberg方程如下：ε=σ/E+(σ/K)1/n式中弹性模量E=200 GPa，其中Case0、Case4路径下循环硬化系数分别为KCase0=1 365、KCase4=2 573，循环硬化指数分别为nCase0=0.245、nCase4=0.242，由此可以看出两路径下循环硬化指数n相差不大，而循环硬化系数K相差较大，这与文献[13]中规律相同.2.2 模型与网格划分有限元模型及网格划分，如图4所示.取试验中试件标距段长度进行建模，采用计算精度较高、边界为曲线的20节点六面体单元Solid 95进行计算.划分网格时轴向间隔大约1 mm、周向间隔为15°，径向间隔为0.3 mm，共得到7 032 个节点，1 500个单元.2.3 加载方式及施加边界条件试验中试件承受拉伸与扭转两个方向载荷，控制方式为应变控制加载.在柱坐标系下进行加载，试件一端固定，另一端施加对应于试验条件的轴向及周向两个方向位移载荷.位移加载波形与试验中波形相同，加载波形如表3所示.应用ANSYS中Function 功能进行波形加载.首先将试验中的应变量转化为模拟中的控制位移量，即将轴向应变转化为右端面节点的轴向位移，扭转应变转化为右端面节点的周向位移，其计算公式分别为：轴向位移为ΔL=L-L0=L0(eε-1)周向位移为Δuφ=uφ-uφ0=Lγφ其中L0为原长，ε为轴向应变，γφ为剪切应变.在加载周向位移时，在端部最外圈节点施加周向位移Δuφ，由于所有节点转角相同，因此对于端部任一点施加周向位移为Δuφ′=Δuφ=Δuφ式中x为任一点距端部圆心距离，r为试件半径，r=6 mm.端部施加位移载荷如图5所示.2.4 模拟路径的有效性验证由于试验中的控制量为应变，而有限元模拟时施加的则是位移载荷，因此，需要对有限元模型施加路径的正确性进行验证.以等效应变范围1.0 %为例，将模拟路径与试验路径进行对比，如图6所示.从对比结果可以看出：有限元模拟时施加的位移载荷与试验中的控制应变量作用等同，这为模拟的后续进行提供了依据.选取薄壁管光滑试件中间部位的应力-应变滞回线与试验半寿命应力应变滞回线进行对比，以等效应变范围1.0 %时各个路径结果为例进行分析，结果见图7.由图7可以看出：Case0、Case1及Case2这3种应变路径下滞回线的应变最大值与应力最大值可以同时达到；而观察Case3及Case4路径滞回线，由于这两种路径为非比例路径，其滞回线中应变最大值与应力最大值不能同时达到，存在着不同程度的滞后现象，这种滞后现象Case4比Case3路径更为明显，这说明非比例加载下材料循环流动特性与比例加载下情况有很大不同.图7结果表明：对于Case0路径及Case1路径，模拟滞回线中最大应力值与试验最大应力值误差分别为3.6 %及5.1 %；但是当加载为Case2路径时，模拟正应力应变滞回线中最大正应力相对于试验结果较小，而剪应力应力应变滞回线结果相对吻合较好，两种滞回线模拟最大应力值与试验最大应力值误差分别为14.2 %及9.4 %；对于 Case3路径，模拟的正应力应变滞回线及剪应力应变滞回线结果相对于试验都略微偏小，最大应力值误差分别为12.4 %及14.1 %；Case4路径下模拟结果相对于前面几种路径而言，虽然在Case4路径下采用循环应力应变关系表征材料属性，但整体模拟结果误差较大，最大应力值误差分别为12.9 %及14.2 %.造成上述误差可能是由于模型的建立、材料属性的定义不精确等因素导致.由于模拟结果与试验结果比较吻合，因此，文中采用的材料属性的定义具有可信度，这为之后研究缺口件的有限元模拟提供了保证和依据.(1) 针对316L奥氏体不锈钢进行了不同应变范围和不同路径下应变控制低周疲劳试验.材料弹塑性特性采用多线性随动硬化模型和von Mises屈服准则，考虑到材料明显的非比例附加强化特性，采用单轴和圆路径下循环应力应变关系表征材料属性.(2) 模拟时采用位移加载，并与试验中应变控制量的吻合程度进行对比分析.结果表明：有限元加载路径可与试验中应变加载路径等效.(3) 模拟得到的应力应变滞回线与试验结果对比分析表明：Case0路径下最大应力误差为3.6 %；Case1路径下为5.1 %；Case2路径下分别为14.2 %及9.4 %；Case3路径下分别为12.4 %及14.1 %；虽然在Case4路径下采用循环应力应变关系表征材料属性，但该路径下最大应力误差依然分别为12.9 %及14.2 %.【相关文献】[1] ROY S C，GOYAL S，SANDHYA R，et al.Analysis of Hysteresis Loops of 316L(N) Stainless Steel under Low Cycle Fatigue Loading Conditions[J].Procedia Engineering，2013，55:165-170.[2] ROY S C，GOYAL S，SANDHYA R，et al.Low Cycle Fatigue Life Prediction of 316 L(N) Stainless Steel Based on Cyclic Elasto-plastic Response[J].Nuclear Engineering and Design，2012，253:219-225.[3] PHAM M S，SOLENTHALER 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基于有限元分析的车辆驱动桥壳台架加速疲劳试验

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丛楠;陈循;尚建忠;梁科山
【期刊名称】《国防科技大学学报》
【年(卷),期】2009(031)006
【摘要】针对开展驱动桥壳台架加速疲劳试验对删减载荷谱的实际需求,提出了基于有限元虚拟台架试验获得删减载荷谱的试验与分析方法.在有限元仿真分析环境下对某军用特种车辆驱动桥壳进行静强度试验、疲劳寿命预测、应变历程提取以及时间关联损伤分析等工作,得到了用于加速台架试验的删减载荷谱.台架试验表明,使用该方法获得的删减载荷谱能够在准确反映桥壳所受到的损伤同时,大幅缩短台架试验时间,证明了本文所述方法的实用价值.
【总页数】4页(P106-109)
【作者】丛楠;陈循;尚建忠;梁科山
【作者单位】国防科技大学机电工程与自动化学院,湖南,长沙,410073;国防科技大学机电工程与自动化学院,湖南,长沙,410073;国防科技大学机电工程与自动化学院,湖南,长沙,410073;国防科技大学机电工程与自动化学院,湖南,长沙,410073
【正文语种】中文
【中图分类】U462.3~+6;TP391.9
【相关文献】
1.四立柱振动台架在车辆疲劳试验中的应用 [J], 邱炎
2.地铁车辆齿轮箱加速疲劳试验方法研究 [J], 林新海;关云辉;
3.地铁车辆齿轮箱加速疲劳试验方法研究 [J], 林新海;关云辉
4.基于威布尔分布对某重卡前轴台架疲劳试验数据分析 [J], 周福庚;史为成
5.基于实测载荷谱的板簧衬套载荷提取及台架疲劳试验 [J], 葛文韬;龚春辉;刘洲;段龙杨;黄晖
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多轴向织物层合板层间剪切强度有限元分析与实验研究_刘卓峰

近年来玻璃纤维增强树脂基复合材料(Glass Fibre Reinforced Polymer ,GFRP)以其较高的强度模量、
制造简单、成本低等优点 , 作为大型主承力件已广泛应用于能源、船舶、建筑等工业 , 并显示出很好的应用前景[ 1] 。做为目前大型 GFRP 构件大量采用的增强材料之一 , 多轴向玻纤织物是由一层或多层平行
的无卷曲的未经织造的玻纤纱线层按照一定方向角度层叠而成 , 层间采用微量针织线圈进行固定的新型织物[ 2] 。多轴向织物中纱线层平行排列 , 可认为是多层单向带按角度铺层的组合 , 承载性能要明显优于机织物[ 3] 。多轴向织物制备大型复合材料主流制备工艺为真空导入模塑工艺(Vacuum Infusion Molding Process ,VIMP), 其优点为低成本、环保和一次整体成型等[ 4] 。
1.3 层合板试样的短梁剪切实验
0 45 -45 三轴向织物增强层合板垂直织物方向切割试样 , 可认为是 90 45 -45 三向织物增强层合
板。因此共制备了 16 种短梁剪切试样进行短梁剪切实验。试样长为 6h , 宽 2h , 跨距 4h(h 为试样厚度)。依据 ASTM D2344[ 8] 相关规定进行实验 , 所用的实验机为长春试验机厂生产的 WDW -100 型万能
Tab .1 The failure modes of the short-beam shear samples
laminates
Thickness mm
Number of the samples in failure modes
a
b
c
d
UD4
3.4
3

复合材料短梁剪切试片尺寸对试验结果影响分析

复合材料短梁剪切试片尺寸对试验结果影响分析孙启星;刘慧慧;朱照阳;孙英超;朱利媛【摘要】工程中常用复合材料短梁剪切强度表征层间剪切强度,通过理论和试验对平纹编织复合材料短梁剪切试样破坏模式进行了分析,结果表明短梁剪切强度与试样厚度相关,厚度越大,等效剪切强度值越小,随厚度增加到5mm,短梁剪切强度值趋于稳定.在工程中如必须用短梁剪切试验,建议厚度取5～6mm.【期刊名称】《教练机》【年(卷),期】2018(000)001【总页数】5页(P57-61)【关键词】复合材料;短梁剪切;层间剪切强度【作者】孙启星;刘慧慧;朱照阳;孙英超;朱利媛【作者单位】航空工业洪都,江西南昌330024;航空工业洪都,江西南昌330024;航空工业洪都,江西南昌330024;航空工业洪都,江西南昌330024;航空工业洪都,江西南昌330024【正文语种】中文0 引言复合材料由于设计性强在航空航天领域得到了广泛的应用，获得准确的复合材料力学性能是进行可靠设计的前提。

目前复合材料拉伸、压缩、面内剪切强度测试方法已经比较成熟，可以获得比较精准的结果，而面外剪切强度由于其受力特点，近些年学者推荐采用V型缺口梁方法测试，但是采用该方法测试对试片要求较高，尤其是面外层间剪切强度，试片厚度较大、平面尺寸相对较小、制作困难，所以目前仍有许多单位采用短梁剪切强度来表征面外层间剪切强度[1-2]。

短梁剪切试验(ASTM 2344）[3]给出了试验试片宽度、厚度和跨度推荐值，但是试验单位会根据各自实际情况生产试片，按标准要求进行缩放。

采用不同厚度试片得到的短梁剪切强度会有一定的差异[4]，本文采用有限元法建立短梁剪切模型，采用Hashin准则模拟复合材料层板损伤、采用内聚力模型模拟复合材料层间破坏[5-6]。

通过建立不同厚度试片模型，分析试片厚度对RTM成型平纹编织复合材料短梁剪切强度值影响，以此为设计取值参考。

1 试验方法及结果短梁剪切试验（ASTM 2344）试验加载方式见图1。

多向纤维复合材料层间剪切方法

多向纤维复合材料是一种重要的工程材料，由于其强度高、重量轻、耐腐蚀等特点，在航空、航天、汽车等领域得到了广泛的应用。

然而，层间剪切是复合材料面临的一种常见破坏形式，因此，了解和掌握多向纤维复合材料的层间剪切方法具有重要的工程意义。

首先，我们来了解一下多向纤维复合材料的结构特点。

多向纤维复合材料通常由纤维编织成多个方向，然后将这些方向编织在一起形成整体。

由于纤维的方向性，材料的力学性能与其加载方向密切相关。

因此，对于层间剪切，需要关注不同方向上的剪切性能。

接下来，我们来介绍几种常用的多向纤维复合材料层间剪切方法：1. 平板剪切试验：这是最常用的方法之一。

通过将复合材料平板放置在剪切机上，对平板施加剪切力，测量其变形和破坏。

这种方法可以测量不同方向的剪切性能，并且可以通过试验数据建立材料的层间剪切强度指标。

2. 拉伸-剪切联合试验：通过拉伸和剪切的联合加载，可以模拟复合材料在实际工况中的应力状态。

通过测量材料的变形和破坏，可以获得更全面的材料性能信息。

3. 弯曲-剪切联合试验：这种方法可以模拟复合材料在弯曲状态下受到的剪切应力。

通过测量材料的变形和破坏，可以评估材料的层间剪切性能。

4. 有限元分析：这是一种数值模拟方法，可以通过计算机模拟复合材料的应力、应变和破坏过程。

通过建立复合材料的有限元模型，可以预测在不同加载条件下的层间剪切性能，并与试验数据进行比较。

在以上方法中，平板剪切试验是最简单直观的方法之一，也是工程实践中常用的方法之一。

然而，对于复杂的工况和多方向的剪切应力，其他方法更为适用。

此外，需要注意的是，试验方法和测试设备的质量对测试数据的准确性和可靠性至关重要。

因此，在选择测试方法时，应考虑测试设备的精度、可靠性以及试验条件与实际工况的符合程度。

总之，多向纤维复合材料的层间剪切方法多种多样，每种方法都有其特点和适用范围。

在实际应用中，应根据具体情况选择合适的方法进行测试和评估。

同时，需要注意试验方法和测试设备的质量，以确保测试数据的准确性和可靠性。

含压电片层合壳的有限元分析与控制仿真

含压电片层合壳的有限元分析与控制仿真
林西强;任钧国
【期刊名称】《计算力学学报》
【年(卷),期】1998(015)003
【摘要】本文首先针对含压电材料的一般结构，推导了按位移和电位移求解时的
混合变分原理，在此基础上，通过对面电荷取变分，直接得到了含按电压驱动压电片层合壳的有限元方程，最后给出了利用压电片进行静变形和振动控制的仿真算例，并进行了分析。

结果表明，本文建立的有限元方程准确、可靠。

【总页数】9页(P329-337)
【作者】林西强;任钧国
【作者单位】国防科技大学航天技术系;国防科技大学航天技术系
【正文语种】中文
【中图分类】V214.8
【相关文献】
1.考虑大变形和转动惯量效应的多层压电层合壳内波的传播 [J], 王虹;董科
2.四边简支压电热弹性体层合开口壳的精确解 [J], 田秀云;李家宇;刘艳红;卿光辉
3.电场及双向压缩下含压电层的对称层合圆柱壳体的动力稳定性 [J], 朱军强;沈亚鹏;杨新迈
4.压电纤维复合材料层合壳的非线性动力学研究 [J], 郭翔鹰;刘大猛;张伟
5.含分层损伤轴对称复合材料层合壳的高阶理论及有限元分析 [J], 陈浩然;温玄玲
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纤维织物复合材料组分材料体分比的显微CT实验测定法

纤维织物复合材料组分材料体分比的显微CT实验测定法王浩;王中伟【摘要】A method for measuring the volume fractions of component material of textile composite by using micro CT experiments was developed.This method can present global,local fiber and yarn volume fractions by micro CT images in different scales,and can also offer solutions to the difficult volume fractions measurement of component materials of some composites which cannot be measured directly by conventional physical experiments.An E-Glass/Epoxy textile composite was used to illustrate the feasibility and reasonability of the method by the comparisons of the measured values among ASTM D3171 ProcedureG,scanning electron microscope and micro CT experiments.Corresponding image processing methods for the scanning electron microscope and micro CT images were used to acquire the accurate component material segmentations.The measurement of micro CT experiments can be widely applied to measure the volume fractions of component materials of composite.%针对纤维织物复合材料的组分材料体分比测定问题,提出一种基于显微CT图像的测定方法.该方法可以通过不同尺度的显微CT图像分别测定全局纤维体分比、局部纤维体分比和纤维束体分比参数,还可以为难以用常规物理实验测定体分比的复合材料组分材料体积分数测定提供解决方案.以E-Glass/Epoxy纤维织物复合材料为研究对象,对比ASTM D3171 Procedure G、扫描电镜实验和显微CT实验三种测定法的测量值,结果证明了显微CT实验测定法的可行性和合理性.针对扫描电镜图像和显微CT图像,分别给出了相应的图像处理方法,为获得正确的组分材料分割结果提供了技术保证.显微CT实验测定方法可以广泛应用于复合材料组分材料体分比的测定.【期刊名称】《国防科技大学学报》【年(卷),期】2017(039)003【总页数】9页(P185-193)【关键词】玻璃纤维/环氧树脂;纤维织物复合材料;体分比;显微CT;扫描电镜;图像分割【作者】王浩;王中伟【作者单位】国防科技大学高超声速冲压发动机技术重点实验室,湖南长沙410073;国防科技大学高超声速冲压发动机技术重点实验室,湖南长沙410073【正文语种】中文【中图分类】TB332近年来，显微CT(micro computed tomography)技术已经成为研究复合材料微观结构的一种重要手段。

多轴向织物层合板层间剪切强度有限元分析与试验-国防科技大学学报

复合材料层合板的力学行为与优化设计

温度对编织复合材料层合厚板冲击性能的影响研究

第4章 层合板的刚度分析

复合材料层合板弹性参数和失效强度多尺度预测和损伤演化过程分析

聚合物基复合材料中孔隙率及层间剪切性能的实验表征

缝纫层合板低速冲击损伤有限元分析

复合材料织物层合板层间剪切性能研究

复合材料织物层合板层间剪切性能研究

三维编织复合材料紧固件剪切强度预报

纬编双轴向多层衬纱织物的剪切性能研究及成型计算机模拟

复合材料层合板面内剪切.试验方法

新旧混凝土结合面剪切强度参数分析和计算研究

316L不锈钢多轴载荷下弹塑性有限元分析

基于有限元分析的车辆驱动桥壳台架加速疲劳试验

多轴向织物层合板层间剪切强度有限元分析与实验研究_刘卓峰

复合材料短梁剪切试片尺寸对试验结果影响分析

多向纤维复合材料层间剪切方法

含压电片层合壳的有限元分析与控制仿真

纤维织物复合材料组分材料体分比的显微CT实验测定法

第4章层合板的刚度分析