兩種典型鋪層玻璃纖維復(fù)合材料的拉伸力學(xué)行為

曾 智， 李玉龍， 郭亞洲， 陳 煊， 王 雷

(西北工業(yè)大學(xué) 航空學(xué)院，西安710072)

時(shí)至今日，玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(GFRP)作為一種新型材料在飛行器設(shè)計(jì)中的應(yīng)用已越來越廣泛。相比于傳統(tǒng)航材鋁合金，GFRP 具有高比強(qiáng)度、高比剛度、低熱膨脹系數(shù)等一系列優(yōu)異性能。而相對(duì)于碳纖維等其他復(fù)合材料，GFRP 價(jià)格低廉且具有更好的吸能特性與良好的韌性。GFRP 的增強(qiáng)減重效果明顯，常被用來制成次承力部件，如垂尾、壁板等?？紤]到飛機(jī)結(jié)構(gòu)常常受到?jīng)_擊載荷的影響，GFRP 的應(yīng)變率效應(yīng)、破壞模式和吸能效果已成為重點(diǎn)研究對(duì)象［1］。Staab 和Gilat［2，3］利用電子試驗(yàn)機(jī)和SHTB 系統(tǒng)研究不同鋪層的GFRP 力學(xué)性能，發(fā)現(xiàn)纖維和基體都是應(yīng)變率敏感。在10－3～102s－1應(yīng)變率下，Mahmood 等［4］觀察到GFRP 的拉伸極限強(qiáng)度隨應(yīng)變率變大而顯著增加，彈性模量和失效應(yīng)變也有輕微的增加。Bai 等［5］發(fā)現(xiàn)了同樣的結(jié)果。Saniee［6］和Ochola［7］等通過實(shí)驗(yàn)得到GFRP 模量和強(qiáng)度都隨應(yīng)變率增加而增加，但失效應(yīng)變隨應(yīng)變率增加而變小。Okoli 和Smith［8，9］研究過GFRP 在沖擊載荷下的破壞模式，結(jié)果得到拉伸強(qiáng)度、模量和失效應(yīng)變、吸收能量分別增加52%，12%，10% 和53%。Renu［10］證實(shí)了GFRP 隨著應(yīng)變率的增加，破壞模式會(huì)從纖維脆性斷裂和纖維大量拔出變成基體失效的整體脆性斷裂。Mouhmid［11］用SEM 掃描了銘牌號(hào)為PA66 的GFRP 試樣斷口，認(rèn)為破壞是從纖維斷裂開始，發(fā)展到基體開裂，最后發(fā)生分層破壞。但是也有研究者發(fā)現(xiàn)GFRP 應(yīng)變率不敏感。Hayes和Adams［12］發(fā)現(xiàn)GFRP 在沖擊速率為2.7 ～4.9m/s時(shí)，彈性模量和強(qiáng)度應(yīng)變率不敏感。Daniel 和Liber［13，14］設(shè)置實(shí)驗(yàn)應(yīng)變率為10－4～27s－1時(shí)，GFRP的模量和失效強(qiáng)度表現(xiàn)不敏感。

國內(nèi)也有一些研究者對(duì)GFRP 的力學(xué)性能進(jìn)行過研究［15～18］，但是涉及動(dòng)態(tài)力學(xué)性能的研究很少。有學(xué)者認(rèn)為GFRP 屬于應(yīng)變率敏感材料，拉伸時(shí)存在著應(yīng)變率效應(yīng)門檻值，其值介于20 ～100s－1之間［19，20］。應(yīng)變率低于門檻值，強(qiáng)化效應(yīng)便不明顯;應(yīng)變率高于門檻值，材料便表現(xiàn)出應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)。文獻(xiàn)［12～14］中并沒有觀測(cè)到應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，可能原因是實(shí)驗(yàn)應(yīng)變率在應(yīng)變率效應(yīng)門檻值之下。

本研究以一類玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料S4C9-1200/SY14 兩種典型鋪層層合板為研究對(duì)象，通過電子萬能試驗(yàn)機(jī)和分離式Hopkinson 拉桿研究了在10－3～103s－1應(yīng)變率下材料的拉伸力學(xué)性能。從應(yīng)力應(yīng)變曲線和試樣破壞斷口分析了材料的應(yīng)變率效應(yīng)、纖維損傷和界面脫粘損傷。在高應(yīng)變率實(shí)驗(yàn)的基礎(chǔ)上，驗(yàn)證了應(yīng)變率強(qiáng)化門檻，明顯地觀察到材料的強(qiáng)化效應(yīng)，擬合得出材料的應(yīng)變率強(qiáng)化門檻值。

1 材料與試樣

本工作所用的玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料銘牌號(hào)為S4C9-1200/SY14，該材料為單向玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料。設(shè)計(jì)的實(shí)驗(yàn)件有兩種形式的鋪層:［0］16，［±45］4S。實(shí)驗(yàn)件制備和實(shí)驗(yàn)過程依照ASTM D 3039和ASTM D 6641 標(biāo)準(zhǔn)。

動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)中所采用的試樣均為啞鈴形狀，標(biāo)距段長(zhǎng)16mm、寬3.5mm、厚2mm。試樣如圖1 所示。

圖1 動(dòng)態(tài)試樣Fig.1 Specimen for dynamic uniaxial tension experiments

準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)中所采用的拉伸試樣均為長(zhǎng)度250mm、寬度25mm、厚度2mm 的板形試樣，試樣的兩端分別加有長(zhǎng)50mm、寬25mm、厚2mm 的加強(qiáng)片，試樣如圖2 所示。

圖2 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸試樣Fig.2 Specimen for quasi-static uniaxial tension experiments

2 實(shí)驗(yàn)方法

動(dòng)態(tài)下的材料力學(xué)性能測(cè)試在西北工業(yè)大學(xué)沖擊動(dòng)力學(xué)實(shí)驗(yàn)室進(jìn)行，圖3 是實(shí)驗(yàn)室中直徑為14.1mm的分離式Hopkinson 拉桿系統(tǒng)示意圖。分離式Hopkinson 拉桿是通過調(diào)節(jié)氣炮氣壓及使用不同長(zhǎng)度的子彈來實(shí)現(xiàn)不同應(yīng)變率的加載。實(shí)驗(yàn)基于一維彈性波理論［21］，通過波形采集器采集彈性桿上的入射、反射及透射應(yīng)變波εI，εR，εT，利用公式(1)計(jì)算出試樣中的應(yīng)力σS，應(yīng)變?chǔ)臩及應(yīng)變率˙εS。

式中:E，Ab分別是彈性桿的彈性模量和橫截面積;lS，AS分別是試樣的原始長(zhǎng)度和橫截面積;C0是彈性桿中的應(yīng)力波速。

動(dòng)態(tài)拉伸時(shí)，采用國產(chǎn)環(huán)氧樹脂膠DG-3S 將試樣夾持段粘接在桿端凹槽之內(nèi)，固化24 h。在動(dòng)態(tài)實(shí)驗(yàn)時(shí)需要注意的是，由于Hopkinson 拉桿中保證實(shí)驗(yàn)結(jié)果有效性的一個(gè)重要條件是加載過程中試樣兩端的力要達(dá)到平衡［22］，而對(duì)于復(fù)合材料這類脆性材料，其破壞應(yīng)變較小，往往在未達(dá)到平衡時(shí)就可能遭到破壞。為實(shí)現(xiàn)試樣破壞前的力的平衡和近似的恒應(yīng)變率加載，實(shí)驗(yàn)時(shí)采用薄橡膠片作為波形整形器［23］。

準(zhǔn)靜態(tài)實(shí)驗(yàn)在CSS-88000 系列電子萬能試驗(yàn)機(jī)上進(jìn)行。［0］16層板進(jìn)行了單次準(zhǔn)靜態(tài)拉伸加載。［±45］4S層板進(jìn)行了準(zhǔn)靜態(tài)拉伸加載-卸載循環(huán)實(shí)驗(yàn)，實(shí)驗(yàn)設(shè)計(jì)五段循環(huán)曲線，第一段應(yīng)處于彈性階段，第二段應(yīng)高于屈服應(yīng)力，此后每段遞增，以達(dá)到連續(xù)加載-卸載的目的。實(shí)驗(yàn)時(shí)控制應(yīng)變率分別為10－3s－1和10－2s－1。

圖3 分離式Hopkison 拉桿系統(tǒng)Fig.3 Scheme of the split Hopkinson tension bar

3 實(shí)驗(yàn)結(jié)果

圖4 為單向纖維［0］16層合板的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線，圖5 為單向纖維［0］16層板的動(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線。圖6 為［±45］4S層板的拉伸加載卸載應(yīng)力應(yīng)變曲線。圖7 為［±45］4S層板在動(dòng)態(tài)下應(yīng)力應(yīng)變曲線。

圖4 [0]16的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.4 The stress-strain curves of [0]16 laminates from quasi-static experiments

圖5 動(dòng)態(tài)拉伸[0]16應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.5 The stress-strain curves of [0]16 laminates from dynamic experiments

圖6 [±45]4s準(zhǔn)靜態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.6 Thestress-strain curves of [±45]4s laminates from quasi-static experiments

圖7 ［±45］4S動(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線Fig.7 The stress-strain curves of［±45］4S laminates from dynamic experiments

4 討論與分析

4.1 ［0］16層板的損傷、破壞與強(qiáng)化

纖維縱向拉伸時(shí)，Ladeveze［24］等人引入損傷因子df用來描述纖維的拉伸損傷，損傷變量的范圍取0≤df≤1。由于纖維破壞前表現(xiàn)為線彈性，df=0;纖維破壞后，df=1。纖維損傷破壞必定有一門檻值和極限值，引入纖維方向的應(yīng)變表示纖維的拉伸損傷門檻應(yīng)變，表示對(duì)應(yīng)的纖維拉伸極限應(yīng)變。以纖維方向的應(yīng)變?chǔ)舊定義df，將纖維方向的破壞分為三個(gè)階段。當(dāng)縱向應(yīng)變小于門檻值時(shí)，纖維沒有損傷;當(dāng)縱向應(yīng)變大于極限值時(shí)，纖維損傷取最大值，即。而縱向應(yīng)變介于門檻值與極限值之間時(shí)，纖維的損傷呈現(xiàn)線性增長(zhǎng)。

損傷因子與應(yīng)變的關(guān)系如圖8 中理論模型所示:

圖8 纖維拉伸損傷發(fā)展趨勢(shì)［27］Fig.8 Damage evolution under tension along fiber direction

材料的拉伸損傷門檻應(yīng)變和極限應(yīng)變由實(shí)驗(yàn)測(cè)定。應(yīng)變率為10－3s－1時(shí)，損傷門檻應(yīng)變和極限應(yīng)變分別為2.39%，2.68%;應(yīng)變率為10－2s－1時(shí)，其值分別為2.68%，2.74%。將所得數(shù)值代入公式(2)，纖維的損傷就和應(yīng)變直接聯(lián)系起來。

圖4 曲線表明0 度鋪層試樣失效之前應(yīng)力應(yīng)變表現(xiàn)為線彈性關(guān)系，破壞時(shí)為瞬間失效。10－3s－1應(yīng)變率下拉伸的極限強(qiáng)度為1596MPa，失效應(yīng)變?yōu)?.0269，彈性模量為59.3GPa;10－2s－1應(yīng)變率下拉伸極限強(qiáng)度、失效應(yīng)變和彈性模量分別為1683MPa，0.0286 和62.2GPa，較10－3s－1應(yīng)變率下分別提高了5%，6%和4.8%。

圖9 為［0］16層合板準(zhǔn)靜態(tài)下拉伸破壞后的照片，圖9a 所示為10－3s－1應(yīng)變率下拉伸破壞的試樣，圖9b 所示為10－2s－1應(yīng)變率下拉伸破壞的試樣。試樣表現(xiàn)為劈裂形式的不規(guī)則破壞，纖維相互之間成散射狀。不同的是10－2s－1應(yīng)變率下纖維的劈裂散射程度明顯較10－3s－1應(yīng)變率下大，這表明應(yīng)變率提高，纖維吸收的能量增加了，破壞方式更加劇烈。0 度單層板的失效模式一般分為三種:脆性破壞、帶纖維拔出的脆性破壞和處于中間狀態(tài)的不規(guī)則破壞。圖9 說明了0 度層合板試樣的破壞形式屬于不規(guī)則破壞。其原因解釋為兩個(gè)方面。軸向拉伸加載時(shí)，首先在纖維與纖維間的基體中產(chǎn)生大量微裂紋。纖維達(dá)到極限斷裂應(yīng)變時(shí)，最薄弱處的纖維隨機(jī)產(chǎn)生斷裂。一方面，隨機(jī)產(chǎn)生的纖維斷裂會(huì)引起鄰近纖維的應(yīng)力集中，改變其他纖維的應(yīng)力場(chǎng)，使得其他纖維失效，從而造成纖維脆性破壞失效［25］。另一方面，由于基體和界面承載能力弱，纖維的斷裂會(huì)引起裂紋沿纖維間傳播。纖維之間的微裂紋吸收能量彼此匯聚連接，造成纖維束的劈裂與散射，導(dǎo)致破壞后纖維間成散射狀。當(dāng)提高應(yīng)變率時(shí)，試樣基體中會(huì)產(chǎn)生更多的彼此并不聯(lián)通的微裂紋。軸向加載到纖維的極限應(yīng)變時(shí)，纖維斷裂，這些裂紋會(huì)迅速沿纖維方向發(fā)展，吸收更多的能量，造成更為猛烈的纖維劈裂和散射。所以圖9b 的破壞方式比圖9a 更為劇烈。

這些實(shí)驗(yàn)現(xiàn)象表明了材料在相對(duì)較高的應(yīng)變率下具有更劇烈地破壞方式和更好的吸能效果。［0］16層板動(dòng)態(tài)試樣被用來驗(yàn)證纖維的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，應(yīng)力應(yīng)變曲線和失效方式如圖5、圖10 所示。但是纖維間的基體剪切強(qiáng)度遠(yuǎn)遠(yuǎn)低于纖維的拉伸強(qiáng)度，試樣在拉伸破壞之前已經(jīng)表現(xiàn)為纖維間剪切破壞。但是在剪切破壞之前，由試樣上的應(yīng)變片得出的應(yīng)力應(yīng)變曲線還是有效的。纖維在應(yīng)變率為151s－1，200 s－1，270 s－1，360 s－1和450 s－1都表現(xiàn)出了極強(qiáng)的應(yīng)變率依賴性，如圖11 所示。取相同應(yīng)變時(shí)，隨著應(yīng)變率的升高，應(yīng)力變大。

圖9 [0]16準(zhǔn)靜態(tài)拉伸破壞照片F(xiàn)ig.9 The fractured spectimen of [0]16 laminates at quasi-static tension （a）10-3s-1；（b）10-2s-1

圖10 [0]16動(dòng)態(tài)拉伸破壞照片F(xiàn)ig.10 The fractured specimen of [0]16 laminates at dy-namic tension

強(qiáng)化效應(yīng)表明纖維拉伸強(qiáng)化存在一個(gè)門檻應(yīng)變率，文獻(xiàn)［24，27］認(rèn)為門檻應(yīng)變率為100s－1。

圖11 不同拉伸應(yīng)變率下各應(yīng)變對(duì)應(yīng)的應(yīng)力值Fig.11 Strain vs stress at the different tension strain rates

4.2 ［±45］4S層板的損傷、破壞與強(qiáng)化

圖6 的準(zhǔn)靜態(tài)應(yīng)力應(yīng)變曲線顯示，在100MPa下，材料卸載仍回到原點(diǎn)，并不產(chǎn)生殘留塑性應(yīng)變。100MPa 后，材料的每次卸載都會(huì)產(chǎn)生新的塑性應(yīng)變。每個(gè)循環(huán)中的加載曲線直到前一循環(huán)應(yīng)力水平時(shí)幾乎都是線性的，然后變成非線性，這表明:只有載荷超過前面一次循環(huán)的最大應(yīng)力時(shí)才會(huì)形成新的損傷，低于這一水平，材料中的裂紋只是寬度變大，不會(huì)有較大的擴(kuò)展或延伸，材料表現(xiàn)為線彈性行為［26］。圖中加載–卸載循環(huán)曲線的外圍輪廓線就是典型的單次拉伸曲線，在低應(yīng)變率10－2s－1和10－3s－1下表現(xiàn)一致。圖中曲線遲滯回環(huán)的寬度隨著應(yīng)力的增大而變寬，表明材料在加載過程中存在較大的滑移，且跟應(yīng)力成正比。而且應(yīng)變率為10－2s－1時(shí)遲滯回環(huán)的寬度比應(yīng)變率為10－3s－1時(shí)的大，這表明應(yīng)變率為10－2s－1時(shí)滑移更劇烈些。在這種情況下可以利用每個(gè)加載–卸載遲滯回環(huán)割線模量的變化，來評(píng)價(jià)材料在這一應(yīng)力水平下的性能衰變，這樣在拉伸載荷下材料纖維與基體脫粘的損傷演變可以用損傷因子d12來表征:

圖12 為［±45］4S層板在拉伸載荷下?lián)p傷因子d12與應(yīng)力的關(guān)系曲線，可以看出:材料的脫粘損傷隨著剪應(yīng)力的增大接近于線性發(fā)展。應(yīng)力水平達(dá)到纖維與基體脫粘門檻后，損傷線性發(fā)展至破壞。應(yīng)變率為10－3s－1，剪切強(qiáng)度大于30MPa 時(shí)，材料開始產(chǎn)生損傷。應(yīng)變率為10－2s－1時(shí)，界面脫粘損傷強(qiáng)度門檻為25MPa。應(yīng)變率提高一個(gè)量級(jí)時(shí)，界面脫粘損傷強(qiáng)度門檻有所降低。同一剪切應(yīng)力狀態(tài)下，相對(duì)較高的應(yīng)變率會(huì)在材料中產(chǎn)生更高的損傷。而當(dāng)界面脫粘開始產(chǎn)生損傷之后，產(chǎn)生相同的損傷時(shí)，較高的應(yīng)變率需要更大的應(yīng)力增幅。這種趨勢(shì)反映了材料的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)。

圖12 準(zhǔn)靜態(tài)拉伸載荷下?lián)p傷因子d12發(fā)展趨勢(shì)Fig.12 Evolution of damage variable d12 in quasi-static tension experiment

圖13 極限強(qiáng)度與應(yīng)變率的關(guān)系Fig.13 Variation of failure strength as a function of strain rate

圖7 為［±45］4S層板在動(dòng)態(tài)下應(yīng)力應(yīng)變曲線。隨著應(yīng)變率的增加，材料的極限強(qiáng)度有明顯的提高。圖13 為［±45］4S層板的極限強(qiáng)度與應(yīng)變率之間的關(guān)系，圖示趨勢(shì)說明了［±45］4S層板的應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)。低應(yīng)變率下材料的極限強(qiáng)度基本保持不變，而動(dòng)態(tài)時(shí)，材料的極限強(qiáng)度得到了很大的強(qiáng)化。應(yīng)變率 為10－3s－1，10－2s－1時(shí)，極 限 強(qiáng) 度 分 別 為201MPa，205MPa。相比于10－3s－1，660s－1下極限強(qiáng)度為231MPa，提高14.9%。970s－1和1220s－1下分別為276.5MPa，305MPa，提高37.6%，51.7%。

為量化考察極限強(qiáng)度的應(yīng)變率依賴性影響，設(shè)定參考應(yīng)變率˙ε0=1s－1，利用以下關(guān)系式擬合極限強(qiáng)度σ 與應(yīng)變率˙ε 的關(guān)系［27］:

一般說來σ0的值設(shè)定為材料蠕變的極限強(qiáng)度，取值為200MPa。擬合曲線如圖13 所示，擬合曲線與實(shí)驗(yàn)數(shù)值吻合的較好。參數(shù)值的取值為a =1.37×10－6，b=1.82。

擬合曲線顯示，材料應(yīng)存在應(yīng)變率強(qiáng)化門檻。擬合曲線兩條切線的交點(diǎn)定義為應(yīng)變率強(qiáng)化門檻，得門檻值為500s－1。即應(yīng)變率高于500s－1時(shí)，材料有明顯的強(qiáng)化效應(yīng)。

圖14 ［±45］4S準(zhǔn)靜態(tài)拉伸破壞照片F(xiàn)ig.14 The fractured specimen of［±45］4S laminates at quasi-static tension

圖15 ［±45］4S層板動(dòng)態(tài)拉伸破壞照片F(xiàn)ig.15 The fractured specimen of［±45］4S laminates at dynamic tension

圖14、圖15 分別為［±45］4S層板在準(zhǔn)靜態(tài)下和動(dòng)態(tài)下的破壞形貌。準(zhǔn)靜態(tài)下試樣破壞后，斷口呈現(xiàn)類似于燕尾狀的破壞特征，但是有著明顯的不對(duì)稱分布。鋪層的纖維沒有發(fā)生斷裂，屬于界面脫粘，纖維束從基體中拉脫而出。動(dòng)態(tài)破壞下的試樣斷口均呈現(xiàn)90°燕尾狀破壞特征，具有明顯的對(duì)稱性，斷口的纖維束顯得更加整齊。

4.3 ［0］16與［±45］4S的比較

［0］16層板和［±45］4S層板由于纖維鋪層不同，性能存在著很大的差別。軸向承載時(shí)，［0］16層板承載能力能達(dá)到1600MPa，而［± 45］4S層板只有200MPa，但［±45］4S層板流動(dòng)應(yīng)力段較長(zhǎng)，失效應(yīng)變大大提高?？v向拉伸時(shí)，［0］16層板損傷為纖維損傷，破壞呈不規(guī)則形狀。［±45］4S層板的損傷方式是界面脫粘損傷，隨著應(yīng)變率的提高，破壞形狀趨向于對(duì)稱的燕尾形。［0］16層板和［±45］4S層板都有應(yīng)變率強(qiáng)化效應(yīng)，且存在應(yīng)變率強(qiáng)化門檻。［0］16層板的強(qiáng)化效應(yīng)取決于纖維，應(yīng)變率強(qiáng)化門檻為100s－1，［±45］4S層板應(yīng)變率強(qiáng)化門檻值為500s－1。

5 結(jié)論

(1)本實(shí)驗(yàn)利用電子萬能試驗(yàn)機(jī)和分離式Hopkinson 拉桿測(cè)得了兩種典型鋪層順序的玻璃纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的準(zhǔn)靜態(tài)拉伸、動(dòng)態(tài)拉伸應(yīng)力應(yīng)變曲線。

(2)［0］16層板軸向承載能力很強(qiáng)，破壞時(shí)表現(xiàn)出典型的不規(guī)則脆性破壞，動(dòng)態(tài)強(qiáng)化效應(yīng)表明纖維強(qiáng)化存在一個(gè)門檻應(yīng)變率，其值為100s－1。

(3)［±45］4S層板主要破壞方式是界面脫粘，纖維與基體的脫粘損傷發(fā)展近似線性。同時(shí)［±45］4S層板表現(xiàn)出極強(qiáng)的應(yīng)變率依賴性，應(yīng)變率強(qiáng)化門檻為500s－1。相比于應(yīng)變率為10－3s－1時(shí)的極限強(qiáng)度，660s－1，970s－1，1220s－1下 極 限 強(qiáng) 度 分 別 提 高14.9%，37.6%和51.7%。

［1］JACOB G C，STARBUCK J M，F(xiàn)ELLERS J F. Strain rate effects on the mechanical properties of polymer composite materials［J］.Applied polymer，2004(94):296 －301.

［2］STAAB G H，GILAT A.High strain rate response of angleply glass/epoxy laminates［J］. J Compos Mater，1995，29(10):1308 －1320.

［3］STAAB G H，GILAT A.High strain rate characterization of angle-ply glass/epoxy laminates:proceedings of the 9th international conference on composite materials［C］//ICCM IX，Madrid，Spain，1993(5):278 －285.

［4］SHOKRIEH M M，OMIDI M J. Tension behavior of unidirectional glass/epoxy composites under different strain rates［J］.Composite structures，2009(88):595 －601.

［5］BAI S L，CAO K，CHEN J K，LIU Z D.Tensile properties of rigid glass bead/hdpe composites ［J］. Polymer Compos，2000，8(6):413 －418.

［6］SANIEE F F，MAJZOOBI G H，BAHRAMI M. An experimental study on the behavior of glass/epoxy composite at low strain rates［J］.Journal of Materials Processing Technology，2005 (162):39 －45.

［7］OCHOLA R O，MARCUS K，NURICK G N，et al. Mechanical behavior of glass and carbon fiber reinforced composites at varying strain rates ［J］. Composite Structures，2004 (63):455 －467.

［8］OKOLI O I.The effects of strain rate and failure modes on the failure energy of fiber reinforced composites［J］.Journal of Composite structure，2001 (54):299 －303.

［9］OKOLI O I，SMITH G F. Failure modes of fiber reinforced composites:the effect of strain rate and fiber content［J］.Journal of Materials Science，1998 (33):5415 －5422.

［10］DALAI R P. An assessment of mechanical behavior of fibrous polymeric composites under different loading speeds at above-and sub-ambient temperatures ［D］. Rourkela:National Institute of Technology，2010.

［11］MOUHMID B，IMAD A，BENSEDDIQ N，et al. A study of the mechanical behavior of a glass fiber reinforced polyamide 6.6:experimental investigation［J］. Polymer Testing，2006 (25):544 －552.

［12］HAYES S V，ADAMS D F. Rate sensitive tensile impact properties of fully and partially loaded unidirectional composites［J］.J Test Evaluation，1982，10(2):61 －68.

［13］DANIEL I M，LIBER T.Testing of fiber composites at high strain rates:proceedings of the second international conference on composite materials［C］//ICCM II，Toronto，Canada，1978:1003 －1018.

［14］DANIEL I M，LIBER T.Strain rate effects on the mechanical properties of fiber composites［R］.Report NASA CR－135087，Part 3，1976.

［15］熊杰，王家俊，施楣梧，等.高聚物纖維材料的高應(yīng)變率響應(yīng)行為研究［J］. 高分子材料科學(xué)與工程，2002，18(5):143 －153.(XIONG J，WANG J J，SHI M W. The high strain rate properties of fiber materials ［J］. Polymer Materials Science and Engineering，2002，18(5):143 －153.)

［16］詹茂盛，孫言麗. 玻璃纖維/嵌段共聚聚酰亞胺復(fù)合材料力學(xué)性能的研究［J］.塑料，2006(6):1 －5.(ZHAN M S，SUN Y L.Mechanical properties of glass fiber reinforced block － copolyimide composites ［J］. Plastics，2006 (6):1 －5.)

［17］韋瑋，程光旭.玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂單向復(fù)合材料的研究［J］.西安交通大學(xué)學(xué)報(bào)，1999，33(8):108 －110.(WEI W，CHENG G X.Investigation of unidirectional glass fiber reinforced epoxy resin composite［J］.Journal of Xi'an JiaoTong University，1999，33(8):108 －110.)

［18］夏源明，王興，楊報(bào)昌. 單向玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂在沖擊拉伸時(shí)的一維本構(gòu)方程［J］. 復(fù)合材料學(xué)報(bào)，1994，11(4):110 －116.(XIA Y M，WANG X，YANG B C.One dimensional constitutive epuationon of unidirectional glass fiber reinforced epoxy under tensile impact［J］. Acta Materiea Compositea Sinica，1994，11(4):110 －116.)

［19］PETRINIC N. High strain rate mechanical properties of glare［R］.CRAHVI Deliverable Report D1.1.8，University of Oxford，UK，September 2002.

［20］MACARTHY M，XIAO J，PETRINIC N，et al. Modelling of bird strike on an aircraft wing leading edge made from fibre metal laminates part 1:material modeling［J］. Appl Compos Mater 2004，11(5):295 －315.

［21］KOLSKY H. An investigation of the mechanical properties of materials at very high rates of loading ［J］. Proc Phys Soc B，1949(62):676 －700.

［22］郭偉國，李玉龍，索濤. 應(yīng)力波基礎(chǔ)簡(jiǎn)明教程［M］. 西安:西北工業(yè)大學(xué)出版社，2007.

［23］CHEN X，LI Y L.Dynamic tensile behavior of two－dimensional carbon fiber reinforced silicon carbide matrix composites ［J］. Materials Science and Engineering (A)，2011，528:6998 －7004.

［24］LADEVEZE P，LE DANTEC E，Damage modelling of the element ply for laminated composites［J］.Composites Science and Technology，1992，43:257 －267.

［25］習(xí)年生，于志成，陶春虎. 纖維增強(qiáng)復(fù)合材料的損傷特征及失效分析方法［J］.航空材料學(xué)報(bào)，2000，20(2):55－63.(XI N S，YU Z C，TAO C H. Damage characterization and failure analysis in fiber reinforced composites［J］.Journal of Aeronautical Materials，2000，20(2):55 －63.)

［26］梅輝，成來飛，張立同，等.2 維C/SiC 復(fù)合材料的拉伸損傷演變過程和微觀結(jié)構(gòu)特征［J］.硅酸鹽學(xué)報(bào)，2007，35(2):137 －143.(MEI H，CHENG L F，ZHANG L T，et al. Damage evolution and micro-structural characterization of a cross-woven C/SiC composite under tensile loading［J］. Journal of the Chinese Ceramic Society，2007，35(2):137 －143.)