近年来，纤维增强聚合物（FRP）复合材料已经从次承力结构发展为主承力结构，从层压薄壁结构发展为厚截面结构，如直升机旋翼系统的弯曲梁、飞机的主起落架配件和连续纤维缠绕玻璃/环氧复合材料管。由于复合结构的厚截面，厚度方向上的应力分量不能被忽视，因此经常出现复杂的三维（3D）应力状态。为了评估复杂的变形和失效机制并为计算工具开发输入数据以预测厚截面复合结构的损伤演化，需要准确和完整的三维本构关系，包括应力-应变曲线和强度。
2023年，《CompositesScience andTechnology》期刊发表了北京理工大学在一种表征复合材料贯穿厚度剪切本构行为的新方法方面的研究工作，论文标题为“Anovel method for the characterization of through-thickness shearconstitutive behavior of composites”。
在这项工作中，作者提出了一种新的实验方法利用夹芯短梁剪切试样的全场应变数据来评估玻璃纤维增强聚合物(GFRP)和碳纤维增强聚合物(CFRP)材料的全贯穿厚度的剪切应力-应变响应。根据短梁弯曲试验中夹芯材料的应力分布设计了试件。一个薄的0°层压面板与厚的90°层压芯相结合用来支撑由最大弯矩诱导的最大拉应力。因此，可以避免由于横向抗拉强度低而造成的不良破坏。在夹芯区域得到了具有高极限剪切应变的23方向剪切破坏。夹芯试件可以看作是短梁弯曲试验方法在测量FRP材料三维力学性能方面的重要延伸。因此，相同的加载设置可用于获得具有极限剪切强度的面内、层间和贯穿厚度的剪切响应。
由于聚合基复合材料的横向抗拉强度Yt较低，因此使用SBS试样无法提取2-3主材料平面上的非线性应力-应变曲线。在出现非线性贯穿厚度剪切行为之前，弯矩引起的纵向拉应力σ22会导致试样失效，如图1(a)所示。此外，在ASTMD537923平面剪切性能测试中会过早失效，如图1(b)所示。
图12-3材料平面加工的单向试样的失效模式
图2显示了该研究中开发的典型夹芯试样结构。加工了2mm厚的0°面板和5mm厚的90°芯的夹芯梁试件，如图2(b)所示。
图2短梁剪切试验用夹芯试样示意图
图3一种夹芯短梁剪切试验装置
图4显示了S6C10/AC318试样在75%失效载荷下，试样表面芯区的典型工程应变分量。可以看出，ε22的纵向主应变分布是线性的，直到试样在加载头和下部支撑位置之间的芯厚度处失效。贯穿厚度的剪切应变γ23沿芯厚度的分布呈抛物线分布，利用DIC在靠近夹芯SBS试样中平面的中性表面上得到最大剪切应变。在GFRP试样失效前，最大剪切应变γ23大于1.5%，而轴向主应变ε22接近于零。这样，在左右两个测量区域可以实现中性面小的线区域的纯剪应力状态，如图4所示。
图4在75%的失效载荷下，S6C10/AC318试样表面芯区的典型工程应变分量
利用商业软件Abaqus6.14建立了夹芯梁的三维高保真有限元模型（FEM），量化了剪切公式限制引起的误差，并修改了封闭剪应力表达式。图5为具有收敛网格的有限元模型，其中包括33600个一阶三维不相容模式实体单元（C3D8I）。
图52-3材料平面的夹芯SBS试样的有限元网格
图6还展示了92%失效载荷下采用收敛材料特性的DIC测量和FEM计算的应变场。由于从芯区域的测量区提取了剪切材料属性，因此只考虑了芯区域的应变场。从比较中可以看出很好的一致性。
图6在92%失效载荷下，典型玻璃/环氧夹芯SBS试件的DIC测量应变场和FEM计算应变场的比较
图7显示了使用SBS测试方法得到的S6C10-玻璃/AC318-环氧树脂和T700-碳/8522-环氧树脂复合材料的剪切响应。值得注意的是，单向S6C10-玻璃/AC318-环氧树脂和T700-碳/8522-环氧树脂带材料在1-2、1-3和2-3主材料平面上的完整非线性剪切行为与K12=K13=K23和n12=n13=n23的关系几乎相同。
图7比较了使用SBS测试方法得到的三个主要材料平面的非线性剪应力-应变响应
用夹芯SBS试验测得的23面层间剪切应力-应变响应与用标准ASTMD5379V型缺口试验和小板扭曲(SPT)试验测得的结果非常接近。然而，由于意外过早破坏，夹芯SBS试件的极限剪应力高于小板扭转试验和V型缺口试验。夹芯SBS试件的最大剪应力对1-2和1-3材料平面的剪切响应不敏感。因此，在已知面板和夹芯的杨氏模量的情况下，夹芯SBS试件可以单独提取完整的23面层间剪切行为。因此，与SPT试验相比，夹芯SBS试样的试验设置和鉴别过程得到了显著简化。单向复合带材料(包括S6C10-玻璃/AC218 -环氧树脂和T700-碳/8522-环氧树脂)的工程常数通过单一测试得到，在一般FRP带材料的1-2,1-3,2-3主材料平面上获得了相同的剪切应力-应变响应，且剪切强度不同。