祝明橋 李志彬 王瑤 張紫薇

摘 要：拉擠型GFRP管材節(jié)點的可靠連接是保證其正常工作的前提。為研究其拉伸連接性能，本文采用膠接連接和螺栓連接兩種連接方式對GFRP管材與鋼管連接件分別開展了拉伸試驗研究。在膠接連接試驗中研究了膠層剪應力沿長度方向的分布特征、受力機理及失效過程、膠接長度對承載力影響等。試驗結果表明：膠層剪應力在加載初期沿長度方向分布呈現(xiàn)兩端大、中間小的分布特征，高應力發(fā)生在膠接端，并隨荷載上升逐步往加載端膠層轉(zhuǎn)移;膠接長度的增加能顯著提高連接構件承載力，但當長度達到管徑的1.6倍后，繼續(xù)增加膠接長度對承載力的提升并不大，故可考慮將1.6倍管徑作為GFRP管材的有效膠接長度。在螺栓連接試驗中研究了e/d（端距/栓徑）、螺栓排數(shù)n對連接承載力及破壞模式的影響。試驗結果表明：當e/d=7時，承載力達到最大值，破壞形式以擠壓破壞為主;根據(jù)螺栓排數(shù)n與承載力的關系，可以推導相應折減系數(shù)來計算承載力。

關鍵詞：拉擠型GFRP管材;膠接連接;螺栓連接;拉伸試驗

中圖分類號：TU382? ?文獻標志碼：A

Abstract： The reliable connection of pultrusion forming GFRP pipe joints is a prerequisite to ensure the normal operation of the components. In order to research its tensile connection performance， this paper adopts two kinds of connection modes of bonding connection and bolt connection in GFRP pipe and steel pipe connector， and carries out its tensile test research respectively. The distribution characteristics， force mechanism， failure process and the influence of bonding length on load-bearing capacity of glue layer shear stress along the length direction was studied in the adhesive bonding test. The experimental results show that the shear stress of the glue layer is large at both ends and small in the middle along the length direction at the initial stage of loading. As the load increased， the stress gradually shifted towards the loading end of the glue layer. The increase of bonding length can significantly improve the load-bearing capacity of the connecting parts， but when the length reaches 1.6 times of the pipe diameter， the increase of the bonding length is not obvious to the increase of the load-bearing capacity. Therefore， the 1.6 times the pipe diameter can take into account as the effective bond length of the GFRP pipe. The influence of e/d （edge distance/bolt diameter） and bolt row number on the connection load-bearing capacity and failure mode were studied in the bolt connection experiment. The experiment results show that when is equal to 7， the load-bearing capacity reaches the maximum value and the main failure mode is extrusion failure. According to the relationship between the bolt row number and the load-bearing capacity， the corresponding reduction coefficient can be deduced for calculating the load-bearing capacity.

Keywords： pultrusion GFRP pipe; adhesive bonding; bolt connection; tensile test

拉擠成型的玻璃纖維增強復合管材（簡稱GFRP管材）是用單向玻璃纖維作為增強材料，玻璃纖維布作為包裹加強層，在牽引力作用下，纖維材料浸漬樹脂后通過金屬模具進行預成型并固化而成的一種新型復合管材[1]。拉擠型GFRP管材作為桁架結構中的受拉桿件，因其具備輕質(zhì)高強、抗腐蝕等特點，所以可以很好的減輕結構自重、提高結構的抗腐蝕性能[2]。但是拉擠型GFRP管材各向異性較為嚴重，運用在組合結構中還存在節(jié)點連接關鍵性問題。復合材料連接問題最早是出現(xiàn)在航天航空領域，據(jù)有關文獻統(tǒng)計，在航天航空領域，復合材料的破壞有70%是發(fā)生在連接部位，連接部位對結構的整體性、耐久性、疲勞性有重要的影響[3]。

膠接連接作為復合材料連接技術的重要分支之一，已有眾多學者對其連接性能開展了實驗及理論研究[4]。從已有研究成果可知，膠接連接性能跟連接形式、被膠接件彈性模量、纖維鋪層順序、膠層厚度、連接的幾何尺寸等因素有關[5-10]。螺栓連接具有受環(huán)境影響較小、連接簡單、造價低、能傳遞較大載荷等優(yōu)點[4]。影響螺栓連接性能的參數(shù)主要有纖維鋪層比例及順序、連接的幾何參數(shù)、擰緊力矩等[11-14]。Rosner[14]等對拉擠型GFRP層合板進行了單螺栓連接拉伸試驗，發(fā)現(xiàn)端距e與螺栓直徑d之比、板寬W與螺栓直徑d之比對連接承載力及破壞模式有重要影響。王花娟等[15]試驗研究了玻璃纖維織物/環(huán)氧層合板單螺栓連接的最佳連接幾何參數(shù)，結果表明：當e/d≥3、W/d≥4時連接承載力趨于穩(wěn)定，破壞模式基本為擠壓破壞。Hart Smith 等曾經(jīng)對復合材料層壓板的膠接連接做出過建議，推薦最外層鋪層方向與載荷方向平行以限制層間破壞[16]。

國內(nèi)外學者對GFRP連接雖有相關研究[17-18]，但現(xiàn)有復合材料的連接性能研究主要是關于纖維鋪層結構層合板的互相搭接連接，而關于GFRP管材與鋼管連接性能的相關研究較少。另外GFRP管材主要由單向玻璃纖維絲構成，纖維組成結構與復合層合板有較大不同，而且GFRP管材的截面形式、被連接件種類對其連接性能的影響也不同。本文采用兩種連接方式：膠接和螺栓連接，開展了GFRP管材與鋼管連接的拉伸試驗研究。膠接連接試驗中選取膠接長度作為變量，螺栓連接中選取端距和螺栓個數(shù)為變量，分別研究了各連接方式參數(shù)的變化對連接試件承載力、破壞模式等試驗結果的影響，得出最佳設計參數(shù)，可為后續(xù)桁架結構節(jié)點連接方式及參數(shù)的選擇提供參考。

1. GFRP管材連接試驗

1.1試驗材料及構件設計

連接構件由GFRP管材和鋼管連接件組成，而鋼管連接件由內(nèi)外不銹鋼套管與螺栓通過螺紋連接組成，GFRP管插入間隙與之相連（如圖1）。在沿膠接長度方向上的兩膠接端頭中，以靠近螺栓加載方向為加載端，另一端作為膠接端來進行區(qū)分。本實驗選取的GFRP管材為拉擠成型，主要由縱向纖維構成，表層由纖維布包裹作為增強層，直徑與厚度分別為42mm、5mm，抗拉強度為440MPa，彈性模量為2.8×104MPa。內(nèi)外不銹鋼管的直徑分別為32mm、50mm，抗拉強度≥520MPa，厚度同為4mm，彈性模量為1.93×105MPa。膠接連接所用膠黏劑為3M公司生產(chǎn)的DP—460雙組份環(huán)氧樹脂類結構膠黏劑;在螺栓連接試驗中，為保證螺栓不發(fā)生屈服，選用等級為12.9級高強螺栓，螺栓直徑為6mm。

1.2 試件設置

1.2.1膠接連接參數(shù)設置

膠接連接以膠接長度為變化參量，研究了膠接長度與連接承載力的關系，試件參數(shù)設置見表1。拉伸載荷方向為管材軸向方向，試驗應變采集儀器型號為Ut7121Y靜態(tài)應變儀，百分表量程30mm。在每個連接件外鋼套管表面沿膠接長度方向上對稱貼置兩排應變片，來研究軸向剪應力的分布特征及隨荷載的變化規(guī)律。在靠近膠接端處的GFRP管和外鋼套管上用膠黏劑分別固定擋片和百分表，測量連接節(jié)點在荷載作用下的拉伸變形。構件實圖如圖2所示。

1.2.2 機械連接參數(shù)設置

在單螺栓連接試驗中，設置了不同端距來研究e/d比值對螺栓連接承載力及破壞模式的影響，單螺栓連接GFRP管栓孔的端距設置如圖3所示;在多螺栓連接實驗中，為了驗證參數(shù)正確性及螺栓排數(shù)對連接承載力的影響，設置了多螺栓連接的拉伸試驗，試驗參數(shù)端距e和排距P的確定是基于單螺栓的連接試驗結果，多螺栓連接采用十字連接構型，具體參數(shù)見表2，多螺栓端距與排距設置見圖4，螺栓連接構件實物圖見圖5所示。

1.3 加載及測量指標

連接拉伸試驗構件加載方向為GFRP管材的拉擠成型方向，每組試件有三個相同構件，試件采用600kN萬能實驗機進行加載。膠接連接構件采用分級加載，每10kN為一級，加載速度為1mm/min左右，螺栓連接構件采用勻速加載，加載速度控制在1mm/min。試驗中主要測量各級荷載作用下應變測點的應變、連接構件的承載力。當加載過程中出現(xiàn)持荷困難，荷載不再繼續(xù)增加，同時觀測到連接件或連接介質(zhì)發(fā)生破壞（如剪切、剝離、劈裂等破壞模式），即停止試驗。

2 膠接實驗結果與分析

2.1荷載-拉伸變形關系及破壞模式

圖6為不同膠接長度的荷載-拉伸變形曲線。從圖中可知，在加載初期荷載-拉伸變形曲線近似一條直線，在加載后期曲線增長明顯變緩，越接近極限荷載時，變形量增大。當膠接長度只有34mm時，曲線斜率和極限荷載最小;增加到68mm時，曲線斜率和極限荷載明顯增大;繼續(xù)增加膠接長度，曲線斜率和極限荷載變化不大;但是膠接長度增加到150mm時，極限荷載和位移雖有增大，但曲線斜率明顯下降，破壞時表現(xiàn)出一定的延性。由此可看出GFRP管膠接破壞并不完全是脆性破壞，破壞時具有一定的延性，并且膠接長度越長，破壞時延性越好。

膠接連接構件中，每組試件發(fā)生的破壞幾乎都是GFRP管層間發(fā)生剝離（見圖7），表層纖維絲被拉出。原因可能是GFRP管與鋼管連接件膠接連接節(jié)點在承受拉伸荷載時，由于荷載路徑偏心，粘結界面不僅存在剪應力作用，同時也存在剝離應力。而GFRP管橫向（厚度方向）強度低，它的層間拉伸強度低于膠黏劑與被膠件的粘結拉伸強度，GFRP管材容易在膠接端部高拉伸剝離應力作用下發(fā)生層間破壞。

2.2 膠層剪應力分布特征

根據(jù)靜力平衡條件和試驗所測應變測點數(shù)據(jù)可以計算沿長度方向上不同位置段的平均剪切應力τi，如公式（1），再用平滑曲線連接各剪切應力點得出沿膠接長度方向的剪切應力分布曲線。

圖8為編號1#、2#、5# 試件沿膠接長度方向上不同荷載作用下的剪應力分布曲線，從圖中可知：膠層沿膠接長度方向截面的切應力（膠層剪應力）分布是不均勻的。在加載初期，試件1#膠層剪應力從加載端到膠接端逐漸增大;試件2#、5#中間膠層剪應力趨近于零。隨著荷載不斷增加，試件1#膠層剪應力持續(xù)增大直至試件發(fā)生破壞;當試件2#達到一定荷載時，GFRP管加載端頭（膠接端）處膠層的剪應力最先達到峰值，繼續(xù)增加荷載時，膠層的剪應力開始出現(xiàn)下降，相鄰（朝加載端方向）處膠層的剪應力由較低的應力水平開始迅速增加。在臨近極限荷載時，膠層剪應力峰值出現(xiàn)在中間段，曲線呈拋物線特征;試件5#在膠接端處膠層剪應力達到峰值后，膠層剪應力出現(xiàn)在距膠接端長度1/3處，未完全向中間轉(zhuǎn)移。GFRP管與鋼管連接界面失效是一個逐步破壞的過程，由膠接端處往加載端處逐步破壞。

根據(jù)GFRP管材膠接連接中膠層剪應力的分布特征，可知膠粘劑的高應力發(fā)生在膠接端，在加載初期荷載的傳遞主要靠膠接端處的膠層。只有當端頭處膠層剪應力達到峰值時，荷載才開始往中間膠層傳遞，說明沿膠接長度方向的膠層剪應力不能同時達到峰值。雖然在連接構件接近破壞之前，中間段膠層也傳遞了較大荷載，但是端頭處的剪應力已經(jīng)下降，分擔荷載能力減小。故連接區(qū)域內(nèi)膠層發(fā)揮的效率是有限的，不能傳遞較大載荷。

2.3 膠接連接受力機理及破壞過程分析

膠接連接構件在承受拉伸荷載作用下，鋼管與GFRP管分別發(fā)生拉伸變形導致端頭處膠層發(fā)生剪切變形（見圖9）。膠層剪應力在加載初期沿長度方向分布特征是兩端大，中間小。由于GFRP管材與鋼管的剛度不等，GFRP管材比鋼管更容易發(fā)生變形，節(jié)點在承受荷載時，膠接端（右端）處的GFRP管變形量比鋼管的變形量大，因此導致膠層高應力發(fā)生在膠接端，并隨荷載作用增加較快。

根據(jù)雙搭接連接剝離應力[5]和不同膠接長度剪應力分布特點可知，膠接端部處的GFRP表層在剝離應力和剪應力作用下最先出現(xiàn)裂紋，如圖10a所示。膠層傳遞荷載能力開始下降，膠接端相鄰處（往加載方向）膠層的剪應力由低應力水平開始迅速增加。隨著荷載不斷上升，膠接端頭處的GFRP管層間裂縫不斷朝加載端方向擴展，如圖10b所示。當荷載值達到構件極限承載力時，GFRP管層間形成貫穿裂縫，GFRP管發(fā)生層間剝離破壞，如圖10c所示。

2.4膠接長度對承載力影響

先由每組三個試件求得試件承載力的平均值，然后再除以膠接面積、管材凈截面積、管材極限承載力分別得出試件的平均剪切應力、平均破壞應力、連接效率（見表3）。由表可知增加膠接長度能提高膠接連接的極限承載力、連接效率，但是平均剪切應力隨膠接長度增加而不斷減小。

從圖11（a）膠接長度與承載力關系曲線可知，極限荷載隨膠接長度的增加，前期增加較為明顯，后期出現(xiàn)明顯緩坡。在膠接試件中存在一個有效膠接長度，當膠接長度小于此長度時，構件承載力會隨膠接長度增加而增加，而大于此長度時，構件承載力增加較少。試驗表明，當膠接長度達到管徑的1.6倍（68mm）時，再增加膠接長度，承載力增加并不明顯。從圖11（b）膠接長度與平均剪切應力關系曲線可知，隨著膠接長度的增加，平均剪切應力不斷降低。膠接長度為34mm時，平均剪切應力值最高，但是連接效率較低，只達到材料強度的36%，難以充分發(fā)揮材料的強度。從構件承載力、連接效率和經(jīng)濟成本及減輕節(jié)點重量等因素考慮，針對該截面尺寸的管材，可取68mm作為GFRP管與金屬連接件的有效膠接長度。

3螺栓連接實驗結果與分析

3.1端距對單螺栓連接性能影響

單排螺栓的e/d比值與承載力關系曲線見圖12，當e/d=2時，承載力最低，隨著e/d比值不斷增加，極限破壞荷載逐漸增加。當e/d≥7時，極限破壞荷載達到最大值，此后基本趨于穩(wěn)定不再增加。因GFRP管材的截面積是固定不變的，所以其平均破壞應力與承載力的變化趨勢相同。

各試件的破壞模式如圖13所示，當2（e/d（5時發(fā)生的破壞均是剪切破壞，與目前復合材料板e/d≥3時發(fā)生擠壓破壞的幾何參數(shù)不符[5，14，15]。原因可能是本次試驗所使用的GFRP管材為拉擠成型的GFRP管，主要由縱向玻璃纖維制成，而該幾何參數(shù)大多是針對具有一定鋪層結構的復合層合板研究而來。復合層合板材由不同方向角度纖維組成，在一定程度上可以限制材料的剪切破壞。當e/d≥7時試件全部發(fā)生擠壓破壞。由此可知，試件在保證發(fā)生擠壓破壞時，端距與孔徑的比值應該大于等于7。

3.2 螺栓排數(shù)對連接性能影響

從多螺栓連接試驗結果（見表4）和螺栓排數(shù)與承載力關系曲線（圖14）可知，隨著螺栓排數(shù)增加，但并非線性增加，GFRP管螺栓連接的破壞荷載逐漸增大，與金屬材料螺栓連接相比有較大差別。從一排螺栓連接到四排螺栓連接，每增加一排螺栓，承載力分別增加了13.9kN、14.9 kN、7.5kN，相對增加連接效率分別為64%、39%、15%。當螺栓排數(shù)大于等于3后破壞荷載增加值變小，連接效率雖有提高，但相對增加連接效率明顯降低。以上規(guī)律與復合材料層合板螺栓連接規(guī)律類似。復合材料多排螺栓連接特性與金屬材料有很大不同，對于金屬材料連接，當達到極限荷載時，栓孔荷載分配基本一致，而復合材料螺栓連接在達到極限荷載時，栓孔間荷載分配是不均的，分配比例較為復雜，主要與被連接件的相對剛度有關[5]。GFRP管螺栓連接承載力最高的為四排螺栓連接，但連接效率只有23%，遠沒有達到GFRP管材的強度值。

3.3螺栓連接承載力計算

當螺栓排數(shù)較多時，由于栓孔荷載分配的不均勻性，端部螺栓荷載分配要比中間栓孔的荷載分配更高，可以根據(jù)試驗結果推導出相應的折減系數(shù)βn來計算多排螺栓連接的承載力。

4結論

通過對拉擠型GFRP管材膠接連接、螺栓連接實驗研究可以得出以下結論：

（1）膠接連接中膠層剪應力沿長度方向分布是不均勻的，隨著荷載增加，膠層剪應力峰值由膠接端朝中間段膠層轉(zhuǎn)移。

（2）膠接連接中增加膠接長度可以提高極限承載力，但膠接長度與承載力并不成線性關系。前期增加膠接長度能顯著提高構件承載力，但當長度達到管徑的1.6倍（68mm）后，再增加膠接長度對承載力提升并不大，由此可考慮將1.6倍管徑作為拉擠型GFRP管材的有效膠接長度。

（3）拉擠型GFRP管材螺栓連接在保證不發(fā)生拉伸破壞時，端距與栓徑的比值在e/d≥7、排距與螺栓直徑比值p/d≥8范圍中可保證連接破壞為偏安全的破壞形式—擠壓破壞。

（4）對于中等厚度（厚度為5mm左右）的拉擠GFRP管型材兩種連接方式，膠接連接效率較高，而螺栓連接效率遠低于膠接連接。綜合考慮連接效率和制作工藝等因素，建議選擇膠接連接方式。

參考文獻

[1] 顧軼卓， 李敏， 李艷霞， 等. 飛行器結構用復合材料制造技術與工藝理論進展[J]. 航空學報， 2015， 36（8）： 2773-2797.GU Y Z， LI M， LI Y X， et al. Progress on manufacturing technology and process theory of aircraft composite structure[J]. Acta Aeronautica ET Astronautica Sinica， 2015， 36（8）： 2773-2797.（in Chinese）

[2] 趙啟林， 高建崗， 潘大榮， 等. 復合材料-金屬組合桁架橋的設計計算現(xiàn)狀與問題探討[J]. 建筑結構， 2017， 47（S1）： 824-828.ZHAO Q L， GAO J G， PAN D R， et al. Present situation and problems of design and calculation of hybrid FRP-steel truss bridge[J]. Building Structure， 2017， 47（S1）： 824-828.（in Chinese）

[3] 葉列平， 馮鵬， Ye Lieping， 等. FRP在工程結構中的應用與發(fā)展[J]. 土木工程學報， 2006， 39（3）： 24-36.YE L P， FENG P， YE L P， et al. Applications and development of fiber-reinforced polymer in engineering structures[J]. China Civil Engineering Journal， 2006， 39（3）： 24-36.（in Chinese）

[4] 高佳佳，楚瓏晟.纖維增強樹脂基復合材料連接技術研究現(xiàn)狀與展望[J].玻璃鋼/復合材料，2018（02）：101-108.GAO J J， CHU L S. Research status and Prospect of fiber reinforced resin matrix composites joining technology [J]. FRP / composites， 2018 （02）：： 101-108.（in Chinese）

[5] 謝鳴九.復合材料連接技術[M].上海：上海交通大學出版社，2016.XIE M J. Joining technology of composite materials [M]. Shanghai： Shanghai Jiao Tong University press， 2016.（in Chinese）

[6] ZENG Q G， SUN C T. Novel design of a bonded lap joint[J]. AIAA Journal， 2001， 39： 1991-1996.

[7] áVILA A F， DE O BUENO P. Stress analysis on a wavy-lap bonded joint for composites[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives， 2004， 24（5）： 407-414

[8] CHUANG W Y， TSAI J L. Investigating the performances of stepwise patched double lap joint[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives， 2013， 42： 44-50

[9] DA SILVA L F M， DAS NEVES P J C， ADAMS R D， et al. Analytical models of adhesively bonded joints： Part I： Literature survey[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives， 2009， 29（3）： 319-330.

[10] DA SILVA L F M， DAS NEVES P J C， ADAMS R D， et al. Analytical models of adhesively bonded joints： Part II： Comparative study[J]. International Journal of Adhesion and Adhesives， 2009， 29（3）： 331-341.

[11] 邢立峰， 曹安港， 畢鳳陽， 等. 纖維增強復合材料螺栓連接性能試驗研究[J]. 艦船科學技術， 2018， 40（3）： 102-105.XING L F， CAO A G， BI F Y， et al. An experimental study on bolt joint performance of fiber reinforced composite materials[J]. Ship Science and Technology， 2018， 40（3）： 102-105.（in Chinese）

[12] 黃學優(yōu)， 張彥飛， 杜瑞奎， 等. 鋪層結構對EP/GF復合材料沉頭螺栓連接失效的影響[J]. 工程塑料應用， 2016， 44（3）： 65-69.HUANG X Y， ZHANG Y F， DU R K， et al. Effects of stacking structures on countersunk bolt joint failure of EP/GF composites[J]. Engineering Plastics Application， 2016， 44（3）： 65-69.（in Chinese

[13] 謝鳴九.影響復合材料機械連接強度的因素研究[R].中國飛機強度研究所，Q/12S-9101-69.XIE M J. Factors affecting the mechanical connection strength of composites [R]. China Institute of aircraft strength， Q/12S-9101-69.（in Chinese）

[14] ROSNER C N， RIZKALLA S H. Bolted connections for fiber-reinforced composite structural members： experimental program[J]. Journal of Materials in Civil Engineering， 1995， 7（4）： 223-231.

[15] 王花娟， 楊杰， 劉新東， 等. 幾何參數(shù)對玻璃纖維織物/環(huán)氧層合板螺栓連接強度影響的實驗研究[J]. 玻璃鋼/復合材料， 2008（1）： 3-5，29.WANG H J， YANG J， LIU X D， et al. Experimental study on bolted joints strength of twill glass fabric epoxy composites[J]. Fiber Reinforced Plastics/Composites， 2008（1）： 3-5，29.（in Chinese）

[16] Hart-Smith L J.Adhesive bonded single lap joints[R].NASA CR-112236， 1973.

[17] 胡東晉. GFRP復合套管拉壓受力性能及影響參數(shù)研究[D]. 西安理工大學， 2016.HU D J. Study on tensile and compressive properties and influence parameters of GFRP composite casing[D]. Xian University of Technology，2016.（in Chinese）

[18] LEES J M. Behaviour of GFRP adhesive pipe joints subjected to pressure and axial loadings[J]. Composites Part A： Applied Science and Manufacturing， 2006， 37（8）： 1171-1179.

（編輯：胡玲）