复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究.pdf

　２０１５年第８期　　　　　　　玻璃钢／复合材料　　　复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究　　　　　　高建岗，刘鹏飞，赵启林，柳锦春　　　　　　　　（１．解放军理工大学爆炸冲击防灾减灾国家重点实验室，南京２１０００７；　　　　２．解放军理工大学野战工程学院，南京２１０００７）　　　　摘要：研究表明复合材料预紧力齿连接接头具有良好的静力性能，但对其在循环载荷作用下的疲劳性能还没有深入研　　　　究。主要针对不同预紧力下的接头进行了大量疲劳试验，首先通过对试验结果的分析，讨论了预紧力对接头疲劳寿命的影响　　　　　规律；然后分析了滞回曲线的变化规律，探讨了滞回曲线与接头疲劳损伤累积的关系；最后通过对试件疲劳断口的观察和分　析，初步探究了接头的疲劳破坏机理。　　关键词：复合材料；预紧力齿连接；疲劳；滞回曲线　　　　　———　中图分类号：ＴＢ３３２文献标识码：Ａ文章编号：１００３０９９９（２０１５）０８００２５０６　　　纤维增强复合材料因其比强度和比刚度高等特　　　　　　性在工程结构应用中显现出良好前景，但就目前的　　　　应用而言，主要集中在承载能力低的次要构件和一　　　些特殊结构中，这与缺乏有效的连接技术有密切关　系。现有的复合材料连接方式主要有机械连接、胶　接和胶栓混合连接三种类型。专家学者已经对各种　　　　　连接方式进行了深人研究，对接头的性能和破坏模　式有了比较清晰的了解。但传统的连接方式都存在一　　　　定的缺点，例如机械连接孔边存在应力集中，疲劳　性能差，使用螺栓和孔边加强措施又会使得重量增　加；胶接虽然不会增加重量但是存在老化、质量难以　　　控制、易于剥离、外场作业难等问题¨　　　　。为了克服　　　　　复合材料传统连接方式存在的问题，文献［５，６］基　　于正应力对复合材料层间剪切强度有增强效果的结——　论，提出了一种复合材料新型连接技术复合材　　　料预紧力齿连接技术，如图１所示。　Ｓｔｅｅｌ　ｐｌａｔｅ—　—　—　　一　　　　　　ｆ：、ｌ：、Ｉ：　。八　．九　　　．厂　ｉ＿｛　　广一Ｕ　。Ｕ　　。、　　　　　　１：ｒＪ１：一、：Ｊ　】－　＿●　，　ｌ　　　图１复合材料板预紧力齿连接接头示意图　　　　　　　Ｆｉｇ．１Ｔｈｅｓｃｈｅｍａｔｉｃｄｉａｇｒａｍｏｆｐｒｅ－ｔｉｇｈｔｅｎｅｄ　　ｔｏｏｔｈｃｏｎｎｅｃｔｏｒ　该连接形式与现有的复合材料连接形式相比，　可以更好地发挥复合材料的强度，且具有承载力高、　抗老化与多向连接等特点。从应用上讲，利用该连　接形式不仅可以进行复合材料构件的单向接长、多　　　向连接，而且由于可以直接在接头外金属套筒上进　行焊接、切削等常规操作，因而可方便地制作成复合　材料桁架单元之间的单双耳接头、复合材料空间桁　架的球形接头、复合材料筋与索的锚具等，因此广泛　应用于桁架桥、空间网架与预应力桥梁等。李飞　对拉挤型玻璃纤维增强树脂基复合材料（下文简称　ＧＦＲＰ）制成的预紧力单齿板和内螺纹管接头试件承　　　载力的影响因素和设计方法进行了初步研究，并在　　　某复合材料桁架桥中成功应用了该连接方式；徐龙　　　　星＿８对拉挤型ＧＦＲＰ预紧力单齿板和管接头进行了　大量静力试验，进一步优化了单齿接头的结构形式，　　并提出了系统的理论设计计算方法；高一峰对拉　挤型碳纤维增强树脂基复合材料预紧力齿连接接头　　　　　进行了大量静力试验，并提出多齿接头不同齿上的　荷载分配比例随荷载增加而变化。　　上述研究都表明复合材料预紧力齿连接接头的　静力性能较好，破坏形式主要为剪切破坏，且其性能　　　与预紧力的大小密切相关，但上述研究都没有涉及　　　　　该接头疲劳陛能的研究，而接头在实际使用中难免　承担循环载荷的作用，所以为了推动该接头在工程　中的使用，对疲劳陛能的研究十分有必要。　本文针对拉挤型玻璃纤维增强环氧树脂基复合——　收稿日期：２０１５０４０１　　　　　　　　基金项目：国家自然科学基金（１１３７２３５５）；国家９７３计划资助项目（２０１２ＣＢ０２６２０２）　　　　　　　　　　作者简介：高建岗（１９９０一），男，硕士，主要从事复合材料应用研究。　　　　　　　　　通讯作者：赵启林（１９７２一），男，副教授，主要从事复合材料的应用研究，ｚｈａｏｈｓｑ１９１９＠１６３．ｃｏｒｎ。　复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究　　２０１５年８月　材料预紧力齿板接头的层间剪切疲劳性能开展了试　　　　验研究，测定了不同预紧力及荷载水平下单齿板接　头的疲劳寿命；通过对力一位移滞回曲线的观察和分　　　　　　析，初步了解了该接头疲劳损伤的变化规律，为该新　　　　型连接方式以后的疲劳研究提供了参考和依据；最　　　　后还观察了层间剪切疲劳断面形貌，从唯象层面剖　　　　析了齿连接剪切疲劳的破坏机理，为疲劳模型的建　立提供参考。　　　１试件和试验设备　　无论是国外还是国内，关于复合材料层间剪切　　　　疲劳的试验方法目前还没有标准可供参考，也没有　　　　　　行业内通用的试验方法，从已发表的文献中可以看　到多为层间剪切静态试验方法的试件或者夹具经改　　造来进行层间剪切的疲劳试验¨　　ＭＪ。故本文所采　　　　用的疲劳试验方法与李飞、徐龙星等人¨　　　的静力　　　　试验方法相似，仅在夹具和试件的几何形状上进行　适当改进，以便与疲劳试验机连接并施加循环载荷。　１．１试　件　　试件均采用拉挤成型的单向玻璃纤维树脂基复　合材料板，板材表面有一层玻璃纤维毡，纤维体积含　　量为６５％，基体采用间苯树脂。板材厚度为１５ｍｍ、　　　　　宽度为３０ｍｍ，总长为９２ｍｍ。齿深为２ｒａｍ，齿长为　　　　　　　　１６ｍｍ。试件分为三组，分别对应三种不同的预紧　　力。材料性能参数见表１，试件几何形状及尺寸如　　图２所示。　　（ａ）Ｓｐｅｃｉｍｅｎｇｅｏｍｅｔｒｙ　圈　　（ｂ）Ｓｐｅｃｉｍｅｎａｎｄｆ　　　ｉｘｔｕｒｅａｓｓｅｍｂｌｙｄｉａｇｒａｍ　　　图２试件及夹具几何尺寸　　　　Ｆｉｇ．２Ｓｐｅｃｉｍｅｎｇｅｏｍｅｔｒｙ　　　表１试验材料参数表　　　　　　　Ｔａｂｌｅ１ＴｅｓｔｍａｔｅｒｉａｌｐａｒａｍｅｔｅｒｔａｂｌｅＭ帅ａｔｅｒ。　ｉＧ凹ｘｙ凹Ｇｚｙ　／ＧＰａ／　／／　ａ／　　ａ／　ｔｙｐｅ　　　ＧＰ８ＧＰａ…　　　　　　　ＧＰＧＰＧＰａ　　　　ＧＦＲＰｐｌａｔｅ４８　　　　　　　　　　　　　　８．２８．２０．２６Ｏ．２６０．２５．１４．６５．１　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　Ｓｔｅｅｌｐｌａｔｅ２１０２１０２１００．３０．３０．３１１３１１３１１３　　　　钢材选用Ｑ３４５钢板，材料参数见表１，钢板宽　　　　　为５０ｍｍ，厚为１０ｍｍ，为了避免施加预紧力时螺栓　接触复合材料而对其造成初始缺陷，取钢板宽度大　于复合材料至少两倍螺栓直径。　　　　　使用全牙不锈钢１２．９级Ｍ６高强螺栓来达到　　　　施加预紧力的目的，螺栓抗拉强度为７００ＭＰａ，屈服　　强度为４５０ＭＰａ。使用直径为１０ｒａｍ的普通螺栓与　试验机连接。　　　１．２试验设备和方案　　　　　试验分为静力试验和疲劳试验两部分，静力试　　　　验采用液压万能试验机ＷＥ一１０００Ａ，疲劳试验采用　　国产ＦＴＳ液压伺服疲劳试验机进行。　　首先采用万能试验机对不同预紧力下同规格试　　　件静态承载力进行测试，试验结果见表２。　　　表２单齿试件不同预紧力下承载力试验结果　　　　　　　　　　　Ｔａｂｌｅ２Ｔｈｅｂｅａｒｉｎｇｃａｐａｃｉｔｙｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔｒｅｓｕｌｔｓｏｆｓｉｎｇｌｅ　　　　—　　ｔｏｏｔｈｓｐｅｃｉｍｅｎｓｕｎｄｅｒｄｉｆｆｅｒｅｎｔｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ　　基于上述所测得的静态承载力，采用国产ＦＴｓ　　　液压伺服试验机进行疲劳试验，力控制模式，施加的　　　　　　循环载荷为正弦波型，加载频率为５Ｈｚ，应力比Ｒ＝　　　　　０．１。试件分为三组，分别对应三种不同的预紧力：　　　　２６ＭＰａ预紧力对应的载荷水平Ｋ分为五级（Ｋ为施　加的最大载荷与极限承载力的比值）：０．５４３、０．７８２、　　０．８５４、０．８８６、０．９１８；４５ＭＰａ预紧力对应的剪应力水　　　　　平分为五级：０．５５６、０．６４４、０．７３３、０．８０８、０．８５５；　　　６５ＭＰａ预紧力对应剪应力水平分为五级：０．５５８、　　　０．６５５、０．６７８、０．７１０、０．８０７。试验终止条件为试件　　突然破坏或者循环１００万次。　　　２试验结果分析　　２．１疲劳寿命　　　　接头在不同的预紧力作用下的Ｓ－Ｎ曲线如图３　　　２０１５年第８期　　　　　　　玻璃钢／复合材料　２７　所示。从图中可以看到，对于不同预紧力下的单齿　连接接头，当载荷水平逐渐降低时，寿命逐渐增加，　　当应力水平降低到一定值时，经过１００万次循环试　　　　件不发生破坏，即存在一个疲劳强度极限值，当剪切　　　载荷低于该值时，可以视作接头不会出现疲劳破　　　　坏［１引。由图３（ａ）可以看出，对于相同的寿命，当　　　　　　预紧力提高时，接头的静承载力提高，但在比较低的　载荷水平下发生疲劳破坏。三种预紧力下疲劳寿命　　　　　拐点值均出现在静态承载力的８０％～９５％处，预紧　　　　　力越大，比值越小；对于相同的载荷水平，当提高预　紧力时，疲劳寿命降低。这主要是因为预紧力越大，　虽然静强度有所提高，但也使得齿根处应力集中更　　　加严重，而严重的应力集中往往导致过早地发生疲　劳破坏；其次静强度提高后相同的载荷水平下试件　实际承担的载荷绝对值也有所提高，这也在一定程　度上造成了高预紧力下试件的过早失效。此外根据　　图３（ｂ）可以看出当载荷绝对值在４０ｋＮ以下时，对　　相同的载荷绝对值，随着预紧力的提高，疲劳寿命有　　　　逐渐增加的趋势。这主要是因为预紧力增大，纤维　　　　　与基体之间结合更加紧密，同时钢板与试件之间的　　　　摩擦力也有所增大，承担了部分外载荷。’　ｌ。　Ｏ．９　薹ｏ－ｓ　要们　０・６　Ｏ．５　１　ｌ０　ｌ００　　　　　　１０００１００００１０００００１０（￣０００　ｌｏｇＮ　—　　　（ａ）ＲｅｌａｔｉｖｅｌｏａｄｌｏｇＮｃａｌｖｅｓ　１　ｌ０　ｌ００　　　　　　１０００１００００１０（１０００ｌ００００００　ｌｏｇＮ　　　　（ｂ）Ａｂｓｏｌｕｔｅｌｏａｄ－ｌｏｇＮｃｕｒｖｅ８　　　图３接头在不同预紧力下的Ｓ－Ｎ曲线　　—　　　　　　Ｆｉｇ．３ＳＮｃｕｒｖｅｓｏｆｔｈｅｃｏｎｎｅｃｔｏｒｕｎｄｅｒｄｉｆ　　　ｆｅｒｅｎｔｐｒｅ－ｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ　　　２．２滞回曲线　将循环若干次之后的滞回曲线人工闭合得到特　—　征曲线，如图４所示，其中试件１１－６预紧力为２６ＭＰａ，　　——　　载荷水平为０．８９２；试件１２６和１－２－７预紧力都为　　　—　６５ＭＰａ，载荷水平分别为０．７６９和０．８４６；试件１３・４　　　　预紧力为４５ＭＰａ，载荷水平为０．８０６。ＤｅＢａｅｒｅＩ等¨　　指出，因为循环加载时位移太大，应变片的使用受到　限制，但是根据剪应变与滞回曲线中位移之间的线　　　性关系，可以估计产生的剪应变大小，即剪应变和位　移有相似的变化规律，关于位移的结论同样适用于　　　　　　应变。罗飞纠指出，相邻两滞回曲线中心之间的距　　　　离越大，表明滞回曲线越疏松，材料的细观损伤程度　　　　　越大；距离越小，表明滞回曲线越密集，细观损伤程　　　度越小；滞回曲线的面积越大，表明材料的能量耗散　　　　　　能力越强、抗震性能越好。从滞回曲线可以看出对　于同一个试件每次循环得到的滞回曲线形状相似，　且都呈现出在低载荷水平宽而高载荷水平窄的形　状，对于单个滞回环来说加载阶段曲线斜率不断减　　　　　小，说明试件内产生了微裂纹导致了永久塑性变形；　　　　　随着循环次数的增加，滞回曲线在图中都呈现出向“”　　　下漂移的趋势，即位移不断变大，这是因为钢板　与齿之间进一步压挤以及材料内残余塑性应变逐渐　增加，内部损伤逐步累积造成的；滞回曲线在寿命前　　　　　　１％分布比较稀疏，随着循环次数的增加，滞回曲线　　　　　越来越密集，在寿命后５％滞回曲线又变得很稀疏，　　　　这是因为一开始初始缺陷比较多，内部损伤积累较　　　　　快，所以导致位移变化比较大，随着循环次数增加，　　　内部缺陷密度、微裂纹密度等逐渐达到饱和，开始稳　　　定发展，所以比较密集，在接近疲劳断裂时因为材料　承载力下降，内部新的损伤急剧增加，所以比较稀　　　　疏；从图中还可以看到对于同一个试件不同循环次　　　数对应的滞回曲线倾斜程度基本一致，说明在疲劳　——　过程中试件的刚度降低不明显。以试件１３４为例，　　提取有代表性的几个滞回曲线的面积见图５，可以　发现滞回曲线包围的面积随着循环数的增加先增　　　加。循环所消耗的能量，主要用于组分之间的摩擦　　　　损耗以及原有微裂纹的扩展和新裂纹的萌生，滞回　曲线的缩小表示消耗的能量在减小，同时也说明裂　　　纹的扩展及新裂纹的增加相应地也有所减少，反之　　亦然。∞　　２８　　复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究　　２０１５年８月－　３５　－３０　　　－２５－２０　　　－１５－１０　－５　０　Ｌｏａｄ／ｋＮ　　　　—　（ａ）Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１－１６．５Ｏ　　．加　．３０　－２０　．１０　０　Ｌｏｌｌｄ／ｋＮ　　　　　（ｂ）Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１－２－７　—－４５柏　　　　　　　　　　　．３Ｓ．３０．２５２０．１５．１０．５０　Ｌｏａｄ／ｋＮ　　　　　（Ｃ）Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１－３・４．　５０　－４０　３０　－２０　．１０　０　Ｌｏａｄ／ｋＮ　　　　　（ｄ）Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１－２－６　　　图４滞回曲线　　　　Ｆｉｇ．４Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐ　ｌ０ｃｌｏｏ０　　　图５试件１－３－４滞回曲线面积与循环次数的关系　　　　　　　　Ｆｉｇ．５Ｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｌｏｏｐａｒｅａｏｆｓｐｅｃｉｍｅｎ１－３－４　　　　ｒｅｌａｔｅｓｔｏｔｈｅｃｙｃｌｅｓ　　３断面分析　　　　试件疲劳断面形式如图６所示，试验结果表明　　　　　　单齿接头的疲劳破坏形式以剪切破坏为主，如图６　　　　（ａ）所示，这是因为在一定预紧力和载荷水平下，齿　　　处于压剪载荷状态，在剪切循环载荷作用下，损伤主　　　　要沿着剪切面积累，最后产生剪切破坏。而当预紧　　力较大且荷载水平较高时，破坏形式逐渐过渡为拉　　　　伸破坏，如图６（ｂ）所示，这是因为大预紧力会导致　　　　齿根处应力集中现象更加明显，在拉压载荷共同作　　　　　　用下，断口呈现不规则Ｖ形，如图８（ｂ）所示，其中试　——　　　　件１３２预紧力为４５ＭＰａ，载荷水平为０．８９３；其次，　　当预紧力较大时，尽管静强度提高，但是界面摩擦力　　　　　也增大，而齿前端分配的荷载相对减小，所以剪切面　　　上剪应力分布的不均匀现象降低。与此同时，在相　　同载荷水平下高预紧力的试件实际承担的载荷绝对　　　值变大，构件拉伸应力也增加，所以在高预紧力下构　　件更容易发生拉伸破坏，而不是齿沿剪切面的破坏。　　此外从断面图片可以看出，当为剪切破坏时，剪切面　　　大致为一个平行于循环载荷作用方向的凹凸不平的　　面，如图８（ａ）所示。一方面是由于纤维与基体的界　　　　　面强度在空间上不均匀；另一方面是由于在预紧力　作用下，纤维与基体之间的接触更加紧密，有些纤维　　　　　　与基体的界面强度要大于基体的抗剪强度，所以在　　　　剪力作用下，裂纹就沿着强度较低的纤维间的富树　脂区域扩展。有限元模拟静力情况下，当预紧力过　　　　大时的应力分布如图７所示，可以清楚地看到在齿　　　　根之间最大应力边界为Ｖ形，与图６（ｂ）拉伸破坏实　物图的断面形状吻合。　　４　　３　　２　　１　　Ｏ　≈　８　一　　　　　　　　　　　８０２４　　　　　　　　　　　　　　　　　６８Ｏ２４６　之之　之之　　　　　　００００　∞　唇宣矗宣０譬Ｉｄ一口　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　２４６８０２４６８Ｏ　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　２２２２３３３３３４　　∞　目粤ｇ目ＱＩａ一０　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　０２４６８Ｏ２４６８０２４６　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　２２２２２３３３３３４４４４　　　　　　　目鼻８ｇ８鲁一自　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　８０２４６８０２４６８Ｏ２４　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　　ｌ２２２２２３３３３３４４４　复合材料预紧力齿连接件剪切疲劳试验研究　　２０１５年８月　参考文献　　　　［１］赵启林，高一峰，李飞．复合材料预紧力齿连接技术研究现状与　　进展［Ｊ］．玻璃钢／复合材料，２０１４，１２：５２－５６．　　　　　　　　　　［２］ＦｅｉＬｉ，ＱｉＬｉｎＺｈａｏ．Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎｏｆｔｅｎｓｉｌｅｃａｐａｃｉｔｙｂａｓｅｄｏｎｃｏｈｅｓｉｖｅ　　　　　　ｚｏｎｅｍｏｄｅｌｏｆｂｏｎｄａｎｃｈｏｒａｇｅｆｏｒｆｉｂｅｒ－ｒ　　ｅｉｎｆｏｒｃｅｐｏｌｙｍｅｒ￣ｎｄｏｎ【Ｊ］．　—　ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＳｔｒｕｃｔｕｒｅｓ，２０１０，（９２）：２４００２４０５．　［３］马毓，赵启林．复合材料胶．螺混合连接接头承载力分析［Ｊ］．复　合材料学报，２０１ｌ，２８（４）：２２５－２３１．　　　　［４］ＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇＤｅｓｉｇｎＨａｎｄｂｏｏｋ：ＪｏｉｎｉｎｇｏｆＡｄｖａｎｃｅ　　ｄＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｍ］．　　　　　　　ＵＳＡｒｍｙＭａｔｅｒｉｅｌＤｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔａｎｄＲｅａｄｉｎｅｓｓＣｏｍｍａｎｄ，Ｍａｒｃｈ，１９７９．　　［５］ＱｊＬｉｎＺｈａｏ，ＦｅｉＬｉ．ＲｅｓｅａｒｃｈｏｎＢｅａｒｉｎｇＣａｐａｃｉｔ　　ｙｏｆＳｉｎｇｌｅＴｏｏｔｈｔｏ　　　　　　ＣｏｍｐｏｓｉｔｅＰｒｅ－ＴｉｇｈｔｅｎｅｄＴｏｏｔｈＣｏｎｎｅｃｔｉｏｎ［Ｊ］．ＪｏｕｒｎａｌｏｆＲｅｉｎｆｏｒｃｅｄ　　—　ＰｌａｓｔｉｃｓａｎｄＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓ，２０１３，３２（２１）：１６０３１６１３．　　［６］赵启林，李飞．复合材料预紧力螺纹连接技术［Ｐ］．２０１０２０１５７３０３．１．　［７］李飞．复合材料新型连接技术及在桁架中的应用研究［Ｄ］．南　　　京：解放军理工大学博士学位论文，２０１２．　［８］徐龙星．复合材料预紧力齿连接承载力计算方法与试验研究　　　［Ｄ］．南京：解放军理工大学博士学位论文，２０１４．　［９］高一峰．复合材料预紧力齿连接强度预测及接头设计【Ｄ］．南　京：解放军理工大学硕士学位论文，２０１４．　—　［１０］Ｐｉｐｅｓ，Ｒ．Ｂ．，Ｒｅｅｄ，Ｄ．Ｌ．，Ａｓｈｔｏｎ，Ｊ．Ｅ．ＥｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌＩｎｖｅｅｔｉｇａｔｉｏｎｏｆｔ　　　ｈｅｌｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒＳｈｅａｒＰｒｏｐｏｔｔｉｅｓｏｆＣｏｍｐｏｓｉｔｅＭａｔｅｒｉａｌｓ［Ｊ］．Ｅｘｐｅｒ　　ｉｍｅｎｔａｌＭｅｃｈａｎｉｃｓ，１９７２．　　　　　　　［１１］ＡｎｄｒｅｗＭａｋｅｅｖ．ｔｎｔｇｒｌａｍｉｎａｒｓｈｅａｒｆａｔｉｇｕｅｂｅｈａｖｉｏｒｏｆｇｌａｓｓ／ｅｐｏｘｙ　　　　　　ａｎｄｃａｒｂｏｎ／ｅｐｏｘｙｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈ－　ｎｏｌｏｇｙ，２０１３，（８０）：９３・１００．　　　　　［１２］ＤｅＢａｅｒｃＩ，ＶａｎＰａｅｐｅｇｅｍＷ，ＤｅｇｒｉｅｃｋＪ．Ｄｅｓｉｇ　　　ｎｏｆａｍｏｄｉｆｉｅｄ　　　　　　ｔｈｒｅｅ－ｒａｉｌｓｈｅａｒｔｅｓｔｆｏｒｓｈｅａｒｆａｔｉｇｕｅｏ　　　ｆｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ［Ｊ］．ＰｏｌｙｍｅｒＴｅ　ｓｔｉｎｇ，２００ｇ，２７（３）：３４６－３５９．　　　［１３］ＭｏｈｓｅｎｉＳｈａｋｉｂＳＭ，ＬｉＳ．Ｍｏｄｉｆ　　　　ｉｅｄｔｈｒｅｅｒａｉｌｓｈｅａｒｆＬｘｔｕｒｅ（ＡＳＴＭ　　　　　　　　Ｄ４２５５／Ｄ４２５５Ｍ）ａｎｄａｎ唧ｅＩｉｍｅｎｔａｌｓｔｕｄｙｏ　ｆｎｏｎｌｉｎｅａｒｉｎ－ｐｌａｎｅ　　　　　　　ｓｈｅａｒｂｅｈａｖｉｏｕｒｏｆＦＲＣ［Ｊ］．ＣｏｍｐｏｓｉｔｅｓＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，　２００９，６９（１１－１２）：１８５４・ｌ８６６．　　　［１４３Ｃ．Ｙ．ｚｈａＩｌｇ，Ｈ．Ｌ．Ｗａｎｇ，Ｙ．Ｓ．Ｌｉｕ．Ｉｎｔｅｒｌａｍｉｎａｒｓｈｅａｒｆａｔｉｇｕｅｏ　　ｆａ　　　　　　　　　ｔｗｏｄｉｍｅｎｓｉｏｎａｌｃａｒｂｏｎｆｉｂｒｅｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄｓｉｌｉｃｏｎｃａｒｂｉｄｅｃｏｍｐｏｓｉｔｅ　　　　［Ｊ］．ＡｄｖａｎｃｅｓｉｎＡｐｐｌｉｅｄＣｅｒａｍｉｃｓ，２０１４．　　［１５］罗飞，赵淑萍，马巍，等．青藏冻结黏土滞回曲线形态特征的—　定量研究［Ｊ］．岩石力学与工程学报，２０ｌ３，０１：２０８２１５．　　　　　　　　　　ＥＸＰＥＲＩＭＥＮＴＡＬＳＩＤＹｏＮＳＨＥＡＲＦＡ１１ＧＵＥＰ＝ｌ强ｏＲＭＡＮＣＥＯＦ　　　　　ＣＯＭＰＯＳｒｒＥＰＲＥ．ＴＩＧＨＴＥＮＤＧＴｏｏＴＨＣＯＮＮＥＣＴＯＲ　　　—　　—　‘　—　ＧＡＯＪｉａｎ－ｇａｎｇ，ＬＩＵＰｅｎｇｆｅｉ，ＺＨＡＯＱｉｌｉｎ，ＬＩＵＪｉｎｃｈｕｎ　　　　　　　　　　（１．ＳａｔｅＫｅｙＬａｂｏｒａｔｏｒｙｏｆＤｉｓａｓｔｅｒＰｒｅｖｅｎｔｉｏｎ＆ＭｉｔｉｇａｔｉｏｎｏｆＥｘｐｌｏｓｉｏｎ＆Ｉｍｐａｃｔ，　　　　　　　ＰＬＡＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１０００７，Ｃｈｉｎａ；　　　　　　　　　　　２．ＣｏｌｌｅｇｅｏｆＣｏｒｐｓｏｆＥｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ，ＰＬＡＵｎｉｖｅｒｓｉｔｙｏｆＳｃｉｅｎｃｅａｎｄＴｅｃｈｎｏｌｏｇｙ，Ｎａｎｊｉｎｇ２１０００７，Ｃｈｉｎａ）　　　　　—　　　　　　　　　Ａｂｓｔｒａｃｔ：Ｐｒｅｖｉｏｕｓｓｔｕｄｙｓｈｏｗｓｔｈａｔｃｏｍｐｏｓｉｔｅｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｔｏｏｔｈｃｏｎｎｅｃｔｏｒｈａｓａｇｏｏｄｓｔａｔｉｃｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ，　　　　　　　　　　　　　　　　　　ｂｕｔｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅｕｎｄｅｒｃｙｃｌｉｃｌｏａｄｉｎｇｈａｄｎｅｖｅｒｂｅｅｎｄｅｅｐｌｙｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅｄ．Ｔｈｉｓａｒｔｉｃｌｅｃｏｎｄｕｃｔｅｄａｌｏｔｏｆ　　　ｆａｔｉｇｕｅｔｅｓｔｓｕｎｄｅｒｄｉｆ　—　　　　　ｆｅｒｅｎｔｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｆｏｒｃｅ．Ｆｉｒｓｔｏｆａｌ１。ｔｈｒｏｕｇｈｔｈｅａ　　　　　ｎａｌｙｓｉｓｏｆｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｒｅｓｕｌｔｓ，ｔｈｅｅｆｆｅｃｔ　　　　　—　　　　　　　　　　　　　ｏｎｆａｔｉｇｕｅｌｉｆｅｏｆｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｗａｓｄｉｓｃｕｓｓｅｄ．Ｔｈｅｎ，ｔｈｅｃｈａｎｇｉｎｇｒｕｌｅｏｆｔｈｅｈｙｓｔｅｒｅｓｉｓｃｕｌＴｅ８ｗａｓａｎａｌｙｚｅｄ，ａｎｄ　　　　　　　　　　　　　　　ｔｈｅｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｂｅｔｗｅｅｎｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｃｕｒｖｅａｎｄｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｄａｍａｇｅａｃｃｕｍｕｌａｔｉｏｎｗａｓｄｉｓｃｕｓｓｅｄ．Ａｔｌａｓｔ，ｂａｓｅｄｏｎｔｈｅ　　　　　　　　　　　　—　　—　ｏｂｓｅｒｖａｔｉｏｎａｎｄａｎａｌｙｓｉｓｏｆｔｈｅｓｐｅｃｉｍｅｎｆａｔｉｇｕｅｆｒａｃｔｕｒｅ，ｔｈｅｆａｔｉｇｕｅｆａｉｌｕｒｅｍｅｃｈａｎｉｓｍｏｆｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｉｎｇｔｏｏｔｈｃｏｎ　　　ｎｅｃｔｏｒｗａｓｅｘｐｌｏｒｅｄ．　　—　　　　Ｋｅｙｗｏｒｄｓ：ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｍａｔｅｒｉａｌ；ｐｒｅｔｉｇｈｔｅｎｅｄｔｏｏｔｈｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ；ｆａｔｉｇｕｅ；ｈｙｓｔｅｒｅｔｉｃｌｏｏｐ