常園園， 王捷冰， 董耀軍， 王乾， 馮韶偉

(1.北京宇航系統(tǒng)工程研究所， 北京 100076； 2.空間物理重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室， 北京 100076)

C/C復(fù)合材料是指以碳纖維作為增強(qiáng)體，以碳作為基體的一類復(fù)合材料，它同時結(jié)合了纖維增強(qiáng)復(fù)合材料高性能、可設(shè)計(jì)性和碳素材料優(yōu)異的高溫性能。其在功能上不僅滿足了作為防熱材料所具備的耐高溫、高導(dǎo)熱系數(shù)和低熱膨脹系數(shù)等特點(diǎn)[1]，同時作為結(jié)構(gòu)材料具備較高力學(xué)性能，包括高比強(qiáng)度、高比模量，脆性小以及韌性大等。C/C復(fù)合材料作為優(yōu)異的熱結(jié)構(gòu)、功能一體化工程材料，在軍工方面得到了長足的發(fā)展。但是要獲得更多工程實(shí)際應(yīng)用，首先需要解決的一個關(guān)鍵問題為結(jié)構(gòu)之間的連接，而螺紋緊固件連接以其可靠性高和可拆卸的優(yōu)點(diǎn)成為結(jié)構(gòu)的重要連接形式。與普通金屬螺釘相比，C/C螺釘材料為各向異性，且力學(xué)性能較低。目前針對復(fù)合材料連接件的研究較少，劉長喜等[2-3]對準(zhǔn)各向同性復(fù)材層合板螺栓連接結(jié)構(gòu)失效模式開展分析；唐玉玲[4]對碳纖維復(fù)合材料連接結(jié)構(gòu)的失效強(qiáng)度進(jìn)行分析；楊娜娜等[5]對透波復(fù)合材料天線罩螺栓連接結(jié)構(gòu)進(jìn)行失效分析，但主要針對連接板的計(jì)算分析；盧子興等[6]對C/SiC復(fù)合材料螺栓螺牙承載能力進(jìn)行分析，袁建宇等[7]給出了C/SiC復(fù)合材料螺釘拉伸性能分布規(guī)律，但目前對于螺栓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)無可參考資料。

本文參考金屬螺釘設(shè)計(jì)原則，結(jié)合C/C復(fù)合材料力學(xué)特性，對影響沉頭螺釘承力的4個設(shè)計(jì)變量：公稱直徑D、釘頭高度H、釘頭角度α和螺紋嚙合深度h進(jìn)行分析，提出抗氧化C/C復(fù)合材料螺釘?shù)脑O(shè)計(jì)方法，給出釘頭厚度及螺紋嚙合深度與螺栓/釘公稱直徑之間關(guān)系。分析抗氧化涂層的工藝方法，得出涂層對C/C螺栓承載的具體影響形式，為C/C螺栓不同主承載形式下是否進(jìn)行涂層提供依據(jù)。針對C/C復(fù)合材料力學(xué)性能的特點(diǎn)，對比其面內(nèi)壓縮、拉伸強(qiáng)度與剪切強(qiáng)度，計(jì)算沉頭角度的最小值，提高多釘分布能力。針對不同結(jié)構(gòu)形式、編織方式的螺釘進(jìn)行拉伸和剪切實(shí)驗(yàn)，通過實(shí)驗(yàn)，驗(yàn)證了C/C復(fù)合材料螺紋連接件設(shè)計(jì)方法的合理性及有效性。

1 C/C復(fù)合材料螺釘特點(diǎn)及缺陷

相比于金屬螺釘，C/C螺釘力學(xué)性能較低，尤其層間剪切強(qiáng)度低、易破壞；耐高溫性好，高溫環(huán)境下力學(xué)性能不下降；高導(dǎo)熱系數(shù)、低熱膨脹系數(shù)。在超高溫環(huán)境(1 000 ℃)條件及熱結(jié)構(gòu)件上使用C/C螺釘時，需要針對C/C螺釘力學(xué)性能特點(diǎn)進(jìn)行設(shè)計(jì)。

螺釘主要受拉伸、剪切載荷，C/C螺釘?shù)湫褪问綖槁菁y拉脫、釘頭拉脫、螺桿拉斷以及螺桿剪斷，失效示意圖見圖1。

圖1 C/C螺釘?shù)湫推茐男问紽ig.1 Typical failure mode of C/C composite

相對于金屬螺釘，由于C/C復(fù)合材料面內(nèi)及層間剪切性能較低，C/C螺釘受拉伸載荷下，容易出現(xiàn)螺紋拉脫、釘頭拉脫的破壞形式。

C/C復(fù)合材料在500 ℃以上會被迅速氧化，在高溫有氧環(huán)境中C/C復(fù)合材料會受到氧氣的熱-化學(xué)燒蝕、高溫引起的升華以及高速氣流和高速粒子的機(jī)械沖蝕等作用[8-9]，因此C/C復(fù)合材料的抗氧化處理已成為其制備工藝中不可缺少的組成部分，從抗氧化技術(shù)途徑上，可分為內(nèi)部抗氧化技術(shù)和抗氧化涂層技術(shù)，抗氧化涂層對微觀結(jié)構(gòu)及微觀力學(xué)性能有一定影響。

C/C螺釘頭結(jié)構(gòu)形式主要為方形螺釘、沉頭螺釘和六角頭螺釘，沉頭螺釘加工時切斷纖維相對較多，但對于熱密封要求較高，螺釘頭不宜凸出的部位更適合用沉頭螺釘。

2 C/C復(fù)合材料螺釘設(shè)計(jì)

復(fù)合材料具有力學(xué)性能可設(shè)計(jì)性，C/C多向編織復(fù)合材料克服過去復(fù)合材料層間強(qiáng)度低的缺點(diǎn)，現(xiàn)階段使用較多的為3D編織C/C復(fù)合材料。不同編織形式的C/C復(fù)合材料力學(xué)性能有較大差別，設(shè)計(jì)螺釘時需根據(jù)螺釘受載條件及載荷條件下的破壞模式選擇適合的編織形式，本文以三向鋪紗、細(xì)編穿刺2種編織形式的C/C復(fù)合材料為例。

2.1 螺栓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法

由于C/C作為熱結(jié)構(gòu)材料需要用于溫度較高部位，為達(dá)到熱密封要求，螺栓/釘頭常需設(shè)計(jì)為沉頭形式。沉頭螺釘頭設(shè)計(jì)時需要考慮4個設(shè)計(jì)變量：公稱直徑D、釘頭高度H、釘頭角度α和螺紋嚙合深度h。

1)公稱直徑D。

一般情況下螺釘通過螺桿承受剪切載荷，C/C復(fù)合材料螺釘受剪切載荷時螺桿承受復(fù)雜剪切應(yīng)力，破壞形式主要為面內(nèi)纖維斷裂。為提高螺釘承剪能力，一般通過增加螺桿的直徑，考慮C/C復(fù)合材料剪切強(qiáng)度低，C/C螺釘主要承受剪切載荷條件下，應(yīng)依據(jù)C/C材料力學(xué)性能設(shè)計(jì)螺釘?shù)墓Q直徑D。

2)釘頭高度H。

螺釘承受拉伸載荷時，不同釘頭形式受載方式略有不同，如方形或六角頭螺釘(非沉頭螺釘)受拉時釘頭承受軸向壓縮。沉頭螺釘承受拉伸載荷時釘頭受力分析如圖2所示，拉伸力分解為斜面壓力以及斜面摩擦力，由于摩擦力相對較小，忽略摩擦力。

圖2 螺釘受拉時釘頭受力分析Fig.2 Stress analysis of screw head under tension

斜面壓力可分解為F1和F2，其中F1為沉頭孔對釘頭產(chǎn)生的軸向拉力，F(xiàn)2為沉頭孔對釘頭產(chǎn)生的水平壓力，根據(jù)受力平衡：

F1=Ftensile

(1)

F2=F1/tanα=Ftensile/tanα

(2)

螺栓拉伸載荷下螺桿斷裂破壞的載荷為π×(D/2)2×σt，釘頭拉脫破壞的載荷為π×D×H×τ，其中σt為材料拉伸強(qiáng)度，τ為材料綜合面內(nèi)、層間剪切強(qiáng)度的等效剪切強(qiáng)度。為防止釘頭出現(xiàn)拉伸脫落的失效模式應(yīng)保證π×D×H×τ>π×(D/2)2×σt，即：

H>D×σt/(4×τ)

3)螺紋嚙合深度h。

金屬螺釘設(shè)計(jì)時螺紋擰入深度一般不大于2倍螺釘公稱直徑(鋼及青銅約為1倍公稱直徑、鑄鐵為1.5～2倍公稱直徑、鋁為2倍公稱直徑)[10]，由于C/C復(fù)合材料剪切強(qiáng)度較低，螺釘受拉時螺牙承受面內(nèi)及層間剪切載荷(螺釘徑向?yàn)楹穸确较?，因此C/C復(fù)合材料螺釘擰入深度h應(yīng)該大于2D。

拉伸載荷下螺釘?shù)闹饕问綖槁輻U拉斷、螺紋拉脫、釘頭拉脫3種。從機(jī)理上分析，螺紋拉脫及釘頭拉脫為材料層間剪切、面內(nèi)剪切復(fù)雜失效模式。為提高拉伸承載能力需增加螺釘受剪面積，因此在公稱直徑一定情況下，在一定范圍內(nèi)增加釘頭高度H及螺紋嚙合深度h可有效提高螺釘拉伸承載能力。由于螺紋拉脫及釘頭拉脫的失效模式一致，考慮承載時螺紋嚙合深度h僅一半受力，且螺釘內(nèi)徑小于公稱直徑，復(fù)合材料螺紋加工時由于纖維斷裂較多，極大降低螺紋處剪切性能，因此設(shè)計(jì)時螺紋嚙合深度h需大于2H。

4)釘頭角度α。

由式(1)可知，F(xiàn)1恒為螺釘受到的拉力；由式(2)可知，隨著α增大，F(xiàn)2減小，當(dāng)α為90°時，F(xiàn)2為零。從單個螺釘承載角度考慮，釘頭角度α越大越有利，但隨α增加釘頭最大直徑增大，不利于多釘分布，因此需要綜合考慮在不影響單個螺釘承載的情況下增加多釘分布。α大小根據(jù)C/C螺釘?shù)牟牧闲阅苓M(jìn)行設(shè)計(jì)，釘頭拉脫的載荷為F1=π×D×H×τ,釘頭壓潰的載荷F2約為π×D×H×σ，根據(jù)式(2),為保證螺釘頭不被壓潰，需滿足π×D×H×τ/tanα<π×D×H×σc,即：

tanα>τ/σc

(3)

5)抗氧化涂層對承載影響。

由于C/C復(fù)合材料在500 ℃以上開始迅速氧化,導(dǎo)致材料力學(xué)性能急劇下降，因此C/C復(fù)合材料需要進(jìn)行高溫抗氧化處理。其中抗氧化陶瓷涂層是C/C復(fù)合材料應(yīng)用在高溫有氧環(huán)境的重要途徑，其核心是把高溫下易氧化的基體碳與氧化環(huán)境隔離開。由于抗氧化涂層制備過程中需要反復(fù)刷涂覆料，并在真空反應(yīng)燒結(jié)，因此會對螺牙表面進(jìn)行強(qiáng)化。國內(nèi)其他研究表明[11]：通過在C/C復(fù)合材料界面引入C-TaC-C和C-SiC-TaC-C復(fù)合界面相，提高了C/C復(fù)合材料的彎曲強(qiáng)度和斷裂韌性。分析螺栓受拉伸載荷情況下螺牙受力情況，可以判斷，通過抗氧化涂層處理可以提高螺紋部位拉脫時應(yīng)力。但由于涂層時反復(fù)燒結(jié)對內(nèi)部纖維造成一定的損壞，降低拉伸強(qiáng)度。

2.2 螺栓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)方法

以M16沉頭螺栓為例，進(jìn)行C/C復(fù)合材料螺栓結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。表1為不同編制形式下C/C復(fù)合材料力學(xué)性能參數(shù)。

表1 C/C復(fù)合材料常溫力學(xué)性能參數(shù)Table 1 Mechanics performance characteristics of C/C composite under normal atmospheric temperature

根據(jù)第1節(jié)分析，為保證螺栓不發(fā)生釘頭拉脫失效模式，應(yīng)保證H≥D×σt/(4×τ)，參考表1的2種編織形式的C/C復(fù)合材料的力學(xué)性能(三向鋪紗等效剪切強(qiáng)度τ3D取25 MPa，細(xì)編穿刺等效剪切強(qiáng)度τFW取37 MPa)，則H3D≥51 mm，HFW≥17.3 mm。

如果螺栓頭H設(shè)計(jì)取18 mm，根據(jù)材料力學(xué)性能初步估計(jì)，細(xì)編穿刺C/C螺栓失效模式為螺桿拉斷(假設(shè)螺紋嚙合長度h>2H)，破壞載荷約為π(D/2)2σt=32 kN；三向鋪紗編織M16螺栓破壞形式為釘頭拉脫，破壞載荷約為πDHτ=22.6 kN。

如果螺栓頭設(shè)計(jì)取值51 mm，根據(jù)材料力學(xué)性能初步估計(jì)，細(xì)編穿刺C/C復(fù)合材料M16螺栓拉伸破壞載荷仍為32 kN，失效模式依然為螺桿拉斷；三向鋪紗螺栓拉伸破壞模式轉(zhuǎn)變?yōu)槁輻U拉斷，破壞載荷提高至π(D/2)2σt=64.3 kN。三向鋪紗M16螺栓破壞載荷為32 kN時，根據(jù)上述分析，此時釘頭高度H=25 mm，破壞形式為釘頭拉脫。

因此需要根據(jù)螺栓連接處實(shí)際結(jié)構(gòu)形式，計(jì)算釘頭可設(shè)計(jì)高度H，根據(jù)H數(shù)值選擇螺栓編織形式，如圖3為M16螺栓不同編織形式載荷隨H變化曲線(螺紋不失效，即h>2H情況下)。

圖3 不同編織形式M16螺栓承載隨H變化曲線Fig.3 Different knitting form of M16 bolt diagram of load-H

根據(jù)2.1節(jié)設(shè)計(jì)分析，螺紋嚙合深度h應(yīng)大于2D，且大于2H，以細(xì)編穿刺編織形式為例，M16釘頭厚度H為18 mm，螺紋嚙合深度取不小于36 mm。

為進(jìn)一步提高多釘分布能力，根據(jù)式(3),螺栓角度α>ctan(τ/σc)即可，針對細(xì)編穿刺編織形式，等效剪切強(qiáng)度τ取37 MPa，σ壓縮為220 MPa，即α>ctan(37/220)=9.5°，考慮到釘頭拉脫失效形式剛發(fā)生時，還未達(dá)到破壞載荷，但易發(fā)生釘頭壓潰，因此α應(yīng)稍微調(diào)高。

3 C/C螺釘實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及結(jié)果分析

3.1 M16和M12螺栓拉伸實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及分析

為驗(yàn)證本文螺栓設(shè)計(jì)方法的正確性，設(shè)計(jì)M16和M12細(xì)編穿刺C/C沉頭螺栓拉伸載荷實(shí)驗(yàn)，M16釘頭高度設(shè)計(jì)為18 mm，總嚙合長度為40 mm(大于36 mm)，M12頂頭高度設(shè)計(jì)為18 mm和12 mm 2種形式，保持沉頭角度α=45°不變。針對2種規(guī)格螺栓分別設(shè)計(jì)涂抗氧化涂層及無涂層2種狀態(tài)，以期驗(yàn)證涂層對材料的影響。表2為C/C復(fù)合材料M16及M12螺栓拉伸載荷下實(shí)驗(yàn)結(jié)果。

表2 拉伸載荷實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test result of tensile load

由實(shí)驗(yàn)結(jié)果得出：1)M16細(xì)編穿刺螺栓在釘頭高度為18 mm，螺紋嚙合長度為40 mm(雙螺母，總厚度40 mm)時拉伸載荷下失效模式為釘頭拉斷(如圖4所示為M16螺栓破壞后示意圖)；2)M12螺栓螺紋嚙合高度由30 mm增加至40 mm時螺栓失效模式由螺紋拉脫轉(zhuǎn)變?yōu)獒旑^拉斷；3)編號8的失效模式說明，在無涂層的情況下，螺紋嚙合高度h≈2.5H時，失效模式依然為螺紋拉脫，因此螺紋無涂層情況下，h應(yīng)大于2.5H以避免螺紋拉脫失效；4)比較M16螺栓有涂層工藝及無涂層工藝時破壞載荷，破壞形式為釘頭拉斷的情況下(即纖維拉伸斷裂)，無涂層工藝的破壞載荷較大，可以初步得出，涂層工藝降低了纖維拉伸強(qiáng)度。

圖4 M16螺栓拉斷破壞形式Fig.4 M16 bolt snapped under tensile load

3.2 涂層對螺紋強(qiáng)度影響實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及分析

為進(jìn)一步驗(yàn)證設(shè)計(jì)方法及抗氧化涂層對螺栓承載設(shè)計(jì)的影響，設(shè)計(jì)拉伸載荷下三向鋪紗材料M16螺栓在有無涂層情況下的承載實(shí)驗(yàn)。

螺栓的結(jié)構(gòu)形式如圖5，釘頭高度為18 mm，螺紋嚙合深度為40 mm。表3為T300三向鋪紗C/C復(fù)合材料M16螺栓拉伸載荷下破壞載荷及破壞模式的對比情況，由此可以驗(yàn)證得出：1)帶涂層螺栓失效模式為釘頭拉脫；2)無涂層的螺栓螺紋嚙合長度h≈2.2H時，螺栓失效模式為螺紋拉脫，且拉伸載荷極大降低，是由于復(fù)合材料加工成螺紋后較大程度降低了材料剪切性能造成；3)刷涂抗氧化涂層對螺紋進(jìn)行了強(qiáng)化，較大程度上提高了破壞載荷，使螺栓的破壞形式由螺紋拉脫轉(zhuǎn)換為釘頭拉脫；4)對比表2的實(shí)驗(yàn)破壞模式，驗(yàn)證本文第2節(jié)設(shè)計(jì)方法及例證的正確性。

圖5 M16抗氧化C/C復(fù)合材料螺栓結(jié)構(gòu)形式Fig.5 M16 bolt structure of anti-oxidation C/C composite

圖6為M16螺栓2種破壞形式示意圖，分析圖6，釘頭拉脫破壞后形狀似長方形，長方形長度約為直徑大小，且為C/C復(fù)合材料鋪層方向(厚度方向)，寬度略小于直徑。

3.3 沉頭角度影響驗(yàn)證實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及分析

為提高多釘分布能力，需減小螺栓沉頭角度，為驗(yàn)證在一定范圍內(nèi)減少沉頭角度不會對拉伸承載能力造成影響，驗(yàn)證本文沉頭角度α的設(shè)計(jì)正確性，設(shè)計(jì)2種沉頭角度的螺栓，并進(jìn)行拉伸實(shí)驗(yàn)考核，采用T300三向鋪紗M12的C/C復(fù)合材料螺栓(無抗氧化涂層)，沉頭角度α取15°和45°，高度分別為18 mm和8 mm，螺紋嚙合深度為40 mm。拉伸實(shí)驗(yàn)結(jié)果見表4，破壞形式見圖7。

表3 拉伸載荷下不同涂層狀態(tài)下M16螺栓實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 3 M16 bolt test result of tensile load under different coating

圖6 M16螺栓拉脫破壞形式Fig.6 M16 failure mode under tensile load

表4 拉伸載荷下M12螺栓實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 4 M12 bolt test result of tensile load

由表4實(shí)驗(yàn)結(jié)果驗(yàn)證得出：1)在不發(fā)生釘頭拉脫失效模式時，沉頭的角度在一定范圍內(nèi)對承載沒有影響；2)釘頭厚度為8 mm時，螺栓沉頭角度為45°的破壞載荷較大，破壞形式為釘頭拉脫；沉頭角度為15°的破壞載荷較小，破壞形式為釘頭拉脫+釘頭壓潰；3)在釘頭不發(fā)生拉脫失效的前提下，沉頭角度α滿足tanα>τ/σc才可避免螺釘被壓潰，如釘頭發(fā)生拉脫失效，沉頭角度較大才能避免釘頭壓潰。

圖7 M12 C/C螺栓破壞模式示意Fig.7 Failure mode of M12 bolt of C/C composite

釘頭厚度為8 mm的螺栓載荷-位移曲線圖見圖8。分析圖8曲線，在載荷約為6 kN時，2種沉頭角度的螺栓載荷-位移曲線的斜率均減小，此時釘頭開始出現(xiàn)拉脫現(xiàn)象，但由于拉脫后沉頭角度為45°的螺栓不易被壓潰，因此破壞載荷比沉頭角度為15°的略大，且沉頭角度為15°的螺栓比沉頭角度為45°的螺栓破壞形式多了一種釘頭壓潰。但由于實(shí)際使用中，釘頭開始出現(xiàn)拉脫就不可使用，因此可以看作這2種沉頭角度的螺栓，在釘頭厚度為8 mm時承載能力相同，即沉頭角度對承載沒有影響。

圖8 M12 C/C復(fù)合材料螺栓載荷-位移圖Fig.8 Load-displacement diagram of M12 bolt of C/C composite

3.4 剪切強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)及分析

為驗(yàn)證C/C復(fù)合材料螺栓結(jié)構(gòu)件剪切強(qiáng)度，對細(xì)編穿刺材料2種規(guī)格的螺桿進(jìn)行剪切強(qiáng)度實(shí)驗(yàn)，表5為實(shí)驗(yàn)結(jié)果，根據(jù)實(shí)驗(yàn)結(jié)果可以得出：

1)螺桿剪切強(qiáng)度約為50 MPa，大于材料本身面內(nèi)及層間剪切強(qiáng)度，初步推斷與復(fù)合材料剪切性能測試方法有關(guān)，復(fù)合材料剪切性能測試在實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)件有初始缺口的情況下進(jìn)行[12]，而螺桿結(jié)構(gòu)無初始缺陷，因此剪切強(qiáng)度略大于材料剪切性能。

2)螺桿直徑越大螺桿剪切強(qiáng)度越低，越與材料本身剪切強(qiáng)度貼近。螺桿直徑越大因?yàn)槌跏既毕荻斐傻挠绊懺叫?，因此與材料剪切測試結(jié)果越接近。

3)剪切破壞載荷與剪切加載的位置關(guān)系不大。

表5 C/C復(fù)合材料剪切實(shí)驗(yàn)結(jié)果Table 5 Test results of C/C composite under shear load

4 結(jié)論

1)C/C復(fù)合材料的螺釘釘頭高度H需滿足H>D×σt/(4×τ)以避免發(fā)生釘頭拉脫失效；

2)未進(jìn)行抗氧化涂層的螺紋處的剪切強(qiáng)度小于材料剪切力學(xué)性能，經(jīng)理論分析可知螺紋嚙合長度h需大于2倍釘頭高度H，考慮螺紋處剪切性能的弱化，可取約3倍釘頭高度;

3)相比于金屬螺釘，拉伸載荷下C/C復(fù)合材料螺釘易發(fā)生釘頭拉脫、螺紋脫落破壞模式，破壞模式為螺紋拉脫或釘頭脫落時，增加釘頭高度H及螺紋嚙合長度可以大幅度增加破壞載荷；

4)經(jīng)反復(fù)刷涂覆料并在真空反應(yīng)燒結(jié)的抗氧化陶瓷涂層對螺牙表面進(jìn)行了強(qiáng)化，提高螺紋處剪切強(qiáng)度，提高螺紋拉脫破壞載荷，但對內(nèi)部纖維造成一定損壞，降低拉伸強(qiáng)度；

5)單個C/C螺釘?shù)某休d能力較小，為提高整體承載能力需提高多釘分布能力，即減少沉頭螺釘頭直徑，根據(jù)分析及實(shí)驗(yàn)驗(yàn)證，沉頭角度α>ctan(τ/σc)即可滿足承載要求；

6)螺桿剪切破壞載荷與剪切加載的位置無關(guān)，螺桿剪切破壞強(qiáng)度大于材料面內(nèi)及層間剪切強(qiáng)度，且螺桿直徑越大螺桿剪切強(qiáng)度越低，越與材料本身剪切強(qiáng)度貼近，初步判斷與復(fù)合材料剪切性能測試方法有關(guān)(復(fù)合材料剪切性能測試在實(shí)驗(yàn)結(jié)構(gòu)件有初始缺口的情況下進(jìn)行)。