Effect of high temperature on mechanical properties of CFRP plate-steel plate lapping interface based on developed adhesive
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摘要: 针对夏季钢桥面温度高达60℃左右，而温度对碳纤维增强复合材料(CFRP)加固钢结构黏结界面力学性能影响显著的现象。基于研制的高性能胶黏剂GY34，制作了21个胶黏剂拉伸试件、15个CFRP板-钢板双搭接试件，进行了不同温度下的准静态拉伸试验、剪切拉伸试验，揭示了高温(≤90℃)对胶黏剂力学性能及CFRP板-钢板搭接界面力学性能的影响规律，建立了考虑温度影响的搭接界面极限承载力预测模型，得到了黏结-滑移关系模型随温度的变化趋势。研究结果表明：随温度的升高，胶黏剂GY34拉伸强度及弹性模量逐渐降低；断裂伸长率及应变能先增大后减小，在温度接近胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,S时达到峰值。随温度升高，基于研制胶黏剂的CFRP-钢搭接试件的极限承载力先增大后减小，破坏模式由CFRP板层离逐渐过渡为钢-胶层界面破坏。小于胶黏剂玻璃化转变温度Tg,S的高温下，荷载-位移曲线具有明显的延性发展阶段。随温度升高搭接试件的应变分布更加均匀，剪应力传递范围及有效黏结长度显著增加。基于研制胶黏剂的搭接试件的黏结-滑移关系的形状在不同温度下均为三线性梯形。高温环境不会改变黏结-滑移关系模型的形状，会导致界面剪应力峰值及刚度逐渐降低，相对滑移与界面断裂能先增加后减小。
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关键词:
- 纳米SiO2环氧胶黏剂 /
- CFRP-钢搭接接头 /
- 破坏模式 /
- 黏结-滑移关系 /
- 抗剪承载力
Abstract: According to the phenomenon that the temperature of the steel bridge deck reached about 60℃ in summer, and significantly affect the mechanical properties of the bonding interface of carbon fiber reinforced composite (CFRP)-reinforced steel structure, a total of 21 adhesive tensile test pieces and 15 CFRP plate-steel double-lap joints were fabricated, and quasi-static tensile tests and shear tests at different ambient temperatures were performed, based on developed high-performance adhesive GY34. The influence of high temperature (≤90℃) on the mechanical properties of adhesive and the mechanical properties of bonded CFRP plate-steel lap joints was obtained. A prediction model for the bearing capacity of the lap joint interface considering the effect of tempera-ture was established, and the trend of the bond-slip relationship model with the increasing of the temperature was obtained. The results show that the tensile strength and elastic modulus of the adhesive GY34 gradually decreases, and the elongation at break and the strain energy first increase and then decrease with the increasing of tempera-ture, and reaching a peak when the temperature is close to the glass transition temperature Tg,S of the adhesive. With the increase of temperature, the bearing capacity of CFRP-steel lap joints based on the developed adhesive first increases and then decreases, and the failure mode gradually transits from CFRP plate delamination to steel adhesive interface failure. The load-displacement curve has a significant ductile development stage at high tempera-ture below the Tg,S of the adhesive. With the increase of temperature, the strain distribution of lap joints becomes more uniform, and the shear stress transfer range and the effective bonding length increase significantly. The shapes of bond-slip relationship model of lap joints based on the developed adhesives are trilinear trapezoids at different temperatures. The shape of the bond-slip relationship model remains constant at high temperature, but the maximum shear stress and stiffness gradually decrease, and the relative slip and interface fracture energy first increase and then decrease with the increasing of temperature. -
纤维增强树脂复合材料(FRP)由于比强度、比刚度高、耐腐蚀和设计性强等特点，已经在桥梁工程中得到广泛的应用[1-6]。Teixeira等[7]研制的可拆拆卸式桁架桥、Sedlacek等[8]提出的玻璃纤维增强树脂复合材料(GFRP)桁架应急桥、Kostopoulos等[9]设计的FRP空间桁架交通桥、重庆的茅以升公益桥[10]和南京工业大学的拼装式徒步桥等[11]都采用了FRP作为桥梁结构的主承力构件。然而，FRP构件连接部分通常是FRP桥梁结构中的薄弱环节，限制了FRP作为主承力构件在大跨度和大承载桥梁结构中的应用，因此FRP连接部分的设计一直是研究者关注的重点和难点。
目前，针对FRP构件的连接方式主要采用胶连接、螺栓连接和胶螺混合连接[12-17]。Li等[18]研究了胶连接几何构型对接头强度的影响，发现胶接长度、胶接厚度、胶接宽度、胶接角等参数与接头强度之间不存在直接的正比关系；Palmieri等[19]研究了胶层属性对接头强度的影响，介绍了一种基于商用结构胶膜的自愈增韧环氧胶粘剂，提升了胶连接的断裂性能；蒋正文[20]通过试验确定了胶连接临界应力、临界应变及对应的6种基本破坏模式，进一步得到了半经验半理论的胶连接强度计算公式。尽管目前针对胶连接有大量的研究，但无法改变胶粘剂本身强度不高和胶层应力分布不均的事实，因此无法充分发挥构件强度。Giannopoulos等[21]通过试验发现对螺栓施加一定的扭矩对接头静强度和疲劳强度有明显的提高；Romanov等[22]对胶螺混合连接进行了参数化研究，发现板的搭接长度对接头强度有很大的影响；Zhao等[23]、Liu等[24-25]、房子昂等[26]、龚潇[27]、赵美英[28]、谢宗蕻等[29]和李想等[30]对复合材料多螺栓连接的荷载分配试验、计算方法和优化分配等进行了研究，结果表明多螺栓连接荷载平均分配难以在工程中实现。螺栓连接需要在构件上开孔，破坏了纤维的连续性，并且孔边缘与螺栓接触位置存在较大的应力集中，导致接头承载力较低。现有的复合材料连接技术无法充分发挥构件的强度，是限制FRP在大承载桥梁结构中应用的重要原因。
为了充分发挥FRP构件的强度，赵启林等[31-32]提出了一种主要适用于拉挤型FRP构件的新型连接技术—复合材料预紧力齿连接技术。该连接技术在连接处能提供很大的承载力，对于厚壁构件，能充分发挥构件的强度。该技术主要通过复合材料的层间抗剪传递荷载，而施加的径向预紧力提高了复合材料的层间剪切强度，因此具有很高的承载力。目前，该技术已经应用于大承载的复合材料空间桁架桥，Zhang等[33-36]对该桥的抗弯和抗扭性能进行了大量的研究，接头处的承载均满足试验和设计要求。
前期，研究者已经针对复合材料预紧力齿连接接头开展了大量的研究。李飞等[37-40]对GFRP预紧力单齿接头进行了大量的试验研究，发现接头具有剪切和压溃两种典型的破坏模式，提出了接头设计计算方法并通过改变齿形的方法提高了接头的强度；Gao等[41-43]分析了接头的传力机制，对单齿接头进行了强度预测，并简要分析了多齿接头荷载分配规律；高建岗[44]和柳锦春等[45-46]研究了接头的疲劳性能，发现预紧力齿连接具有很好的疲劳性能。尽管研究者已经针对复合材料预紧力齿连接的破坏模式、传力机制、设计计算方法和疲劳性能等方面进行了研究，但主要是针对GFRP进行的，较少研究碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)接头，并且大多数研究对象都是单齿接头，尚未开展系统的针对CFRP预紧力齿连接单齿和多齿的试验研究。
为此，本文以预紧力、齿深、齿长和齿数为变化参数，对CFRP预紧力齿连接单齿和多齿接头进行系统的试验研究。根据荷载-位移曲线、应变及破坏模式的测试结果，比较分析各参数变化对复合材料预紧力齿连接接头力学性能的影响。最后分析了复合材料预紧力齿连接接头的连接强度。本文的研究为CFRP预紧力齿连接接头在桥梁工程中的应用提供了试验支撑和设计指导。
1. 试验设置
1.1 试件材料
试件主要有复合材料平板、金属板和螺栓3种材料。复合材料平板选用拉挤型碳纤维T700环氧复合材料，纤维走向以0°为主(纤维含量近70vol%)，材料来源于深圳航宇碳纤维科技有限公司，型号为YT-200。复合材料板厚度13 mm，宽度17 mm，材料参数见表1。金属板采用钢板 Q345，厚度为10 mm，宽度取43 mm，材料参数见表2。螺栓：螺栓为全牙不锈钢12.9级M6的高强螺栓，螺栓的抗拉强度700 MPa，屈服强度450 MPa。
表 1 碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)板力学参数Table 1. Mechanical parameters of carbon fiber reinforced polymer (CFRP) plateEa/GPa Eb/GPa Ec/GPa Gab/GPa υab Xt/MPa Xc/MPa Yt/MPa Yc/MPa Sab/MPa 108.9 8.8 8.8 3 0.33 1480 613.4 65 205 54 Notes: a—Fiber direction, whereas b and c are perpendicular to a. For example, Gab—Shear modulus in the plane a–b; Sab—Shear strength in the plane a–b; Xt and Xc—Tensile and compressive strengths, respectively, along the fiber direction; Yt and Yc—Tensile and compressive strengths perpendicular to the fiber direction; Ea, Eb, Ec—Elastic modulus in a, b and c directions, respectively; νab—Poisson's ratio in the plane a–b. 表 2 Q345钢板力学参数Table 2. Mechanical parameters of Q345 plateMaterial Young’s modulus/GPa Yield strength/MPa Poisson’s ratio Q345 210 345 0.3 1.2 试件分组
预紧力齿连接试件分组见表3。变化参数为预紧力、齿深、齿长和齿数，共计10组，每个试件编号设置2个试件，合计68个试件。试件的编号设置为nT-L-H-P，其中n表示齿数，L表示齿长，H表示齿深，P表示预紧力，比如6T-16-2-53表示6齿、齿长16 mm、齿深2 mm和53 MPa预紧力的试件。A组为预紧力变化试件组。B~J组所有试件预紧力相同，每组的各试件齿深和齿长相同而齿数变化。B~D组所有试件齿长8 mm，E~G组所有试件齿长16 mm，H~J组所有试件齿长24 mm，以上每3组试件齿深变化。
表 3 CFRP预紧力齿连接试件分组Table 3. Grouping of CFRP pre-tightened tooth specimensMaterial type Group Serial number Tooth
depth/mmTooth
length/mmPre-tightened
force/MPaTorque of
single bolt/(N·m)Number of
specimensCFRP A 6T-16-2-23 2 16 23 10 6 6T-16-2-34.6 34.6 15 6T-16-2-53 53 23 6T-16-2-64.5 64.5 28 B 1T-8-0.5-53 0.5 8 53 11.1 1 3T-8-0.5-53 13.5 3 6T-8-0.5-53 14.6 6 C 1T-8-1-53 1 11.1 1 3T-8-1-53 13.5 3 6T-8-1-53 14.6 6 D 1T-8-2-53 2 11.1 1 3T-8-2-53 13.5 3 6T-8-2-53 14.6 6 E 1T-16-0.5-53 0.5 16 53 16 1 3T-16-0.5-53 20.9 3 6T-16-0.5-53 23 6 F 1T-16-1-53 1 16 1 3T-16-1-53 20.9 3 6T-16-1-53 23 6 G 1T-16-2-53 2 16 1 2T-16-2-53 19.3 2 3T-16-2-53 20.9 3 4T-16-2-53 21.9 4 5T-16-2-53 22.5 5 6T-16-2-53 23 6 H 1T-24-0.5-53 0.5 24 53 20.9 1 3T-24-0.5-53 28.3 3 6T-24-0.5-53 31.4 6 I 1T-24-1-53 1 20.9 1 3T-24-1-53 28.3 3 6T-24-1-53 31.4 6 J 1T-24-2-53 2 20.9 1 3T-24-2-53 28.3 3 6T-24-2-53 31.4 6 Notes: Serial number nT-L-H-P, where n—Number of teeth; L—Tooth length; H—Tooth depth; P—Preloading force. 以6齿试件6T-16-2-53为例，试件的尺寸及构造如图1所示。为方便观察复合材料齿的破坏过程，将试件的其中一端作为破坏端(即观测端)，而在接头的另一端多设置一道齿作为非破坏端(即非观测端)，以确保试件破坏发生在观测端。图1(a)显示的是齿数为6、齿长16 mm、齿深2 mm的试件，其余试件的尺寸变化相应的齿数、齿深或齿长即可。预紧力齿连接接头是通过铣床加工而成。首先在复合材料板表面切割条状齿，之后在钢板上加工相匹配的齿形成。复合材料齿和金属齿必须要有较高的精度才能使复合材料板和钢板装配后紧密接触，而复合材料齿接触端与钢齿接触端是否紧密接触对接头力学性能有较大影响，6齿接头构造如图1(b)所示。复合材料预紧力齿连接通过复合材料板与钢板之间的摩擦及复合材料齿的层间抗剪传递荷载，而施加的径向预紧力提高了摩擦力和复合材料的层间剪切强度，因此具有很高的承载力，其传递荷载示意图如图2所示。
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图 1 6齿CFRP接头6T-16-2-53Figure 1. CFRP specimen 6T-16-2-53 with six-teethP—External load![]()
图 2 CFRP复合材料预紧力齿连接荷载传递示意图Figure 2. Schematic diagram of load transfer of CFRP pre-tightened tooth connectionf—Frictional force; τ—Shear force1.3 扭矩-预紧力转换
施加到复合材料齿上的预紧力是由螺杆的拉力提供，螺杆的拉力是由扭力扳手施加到螺栓上的扭矩提供。为得到施加到单个螺栓上的扭矩和试件所受预紧力之间的转换关系，设计了一个含铝合金块的夹具装置和试验，如图3所示。通过测量施加到螺栓上不同扭矩作用下铝合金块的应变，得到单个螺栓上的扭矩与单根螺杆拉力之间的关系。应变片正反两片纵向贴在铝合金中间，计算结果取平均应变值，测试了扭矩从12~26 N·m之间的应变，扭矩-平均应变和扭矩-螺杆拉力之间的关系见图4。
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图 4 CFRP复合材料预紧力齿连接接头试验结果Figure 4. Test results of CFRP pre-tightened tooth connectionR2—Fit coefficient单根螺栓拉力为
F=EAεn (1) 式中：E为铝合金弹性模量，取72 GPa；A为铝合金截面积；
ε 为平均应变值；n为螺栓数量，取2。图4结果显示，单根螺栓拉力与扭矩之间呈线性关系，这表明在该扭矩范围内，铝合金尚未进入塑性阶段，因此，所得结果是可靠的。得到了单个螺栓上的扭矩与单根螺杆拉力之间的关系后，根据复合材料预紧力齿连接螺栓数量、复合材料板和钢板的接触面积，进一步得到施加到单个螺栓上的扭矩和试件所受预紧力之间的转换关系。各试件所施加到单个螺栓上的扭矩和试件所受预紧力大小见表3。
1.4 加载及测试
试验测试在200 t MTS上进行，位移控制，加载速率为2 mm/min，荷载-位移曲线由试验机自动记录，采集频率为1 Hz。应变片测点布置如图5所示(以6齿试件为例)。测量各复合材料齿齿槽位置的纵向应变(具体位置见图5)，将测点位置的应变作为横截面上的平均应变，通过相邻应变片所测应变的差值计算各齿的荷载分配比。应变片采集频率为1 Hz，与荷载-位移曲线采集频率一致。每道齿承担的荷载为
pi=EA(εi−εi + 1) (2) 式中：
pi 是第i 道齿承担的荷载；εi 是第i 处的应变。各齿的荷载分配比为
n1=p1p,n2=p2p,n3=p3p,n4 = p4p,n5 = p5p,n6 = p6p (3) 式中，
p 是总的荷载值：p=EAε1 (4) 2. 试验结果及讨论
2.1 CFRP复合材料预紧力齿连接接头破坏模式
CFRP复合材料预紧力齿连接接头存在4种典型的破坏模式：(1) 复合材料齿的剪切破坏；(2) 复合材料齿的压溃破坏；(3) 复合材料板的纵向劈裂破坏；(4) 复合材料板的纤维断裂。4种破坏模式如图6所示。剪切和压溃破坏是复合材料预紧力齿连接最典型的两种破坏形式，纵向劈裂破坏和纤维断裂仅在多齿发生。劈裂破坏通常与压溃破坏同时发生，纤维拉断通常与压溃破坏或剪切破坏同时发生。
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图 6 CFRP复合材料预紧力齿连接接头破坏模式Figure 6. Failure modes of CFRP pre-tightened tooth connection劈裂破坏的主要特征是沿复合材料板长度方向存在纵向裂纹。裂纹位于板的中部，垂直于剪切面。在试验过程中很难观察到裂纹的形成。从试件荷载-位移曲线的特征可以发现，纵向劈裂破坏不会导致荷载的突然降低。纤维断裂的主要特征是沿受力方向的纵向纤维拉伸断裂。纤维断裂后，接头不能承受载荷。纤维断裂一般发生在齿数较多、承载力较大的接头。
结果表明，预紧力变化对破坏模式没有影响，齿数增多可能导致接头发生劈裂或者纤维拉断破坏。齿深与齿长之比会影响接头发生剪切或者压溃破坏：当齿深/齿长小于1/24时，接头发生压溃破坏；当齿深/齿长大于1/16时，接头发生剪切破坏；当齿深/齿长介于1/24~1/16之间时，压溃破坏和剪切破坏都有可能发生，如图7所示。
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图 7 CFRP复合材料预紧力齿连接接头破坏模式与齿深和齿长比之间的关系Figure 7. Relationship between the tooth depth/tooth length ratio and failure mode of CFRP pre-tightened tooth connection2.2 CFRP复合材料预紧力齿连接接头荷载-位移曲线
所有试件的荷载-位移曲线如图8所示(取每个试件编号的一个典型试件)。所有试件的荷载-位移曲线初期都存在明显的非线性特征，这是由于试件与夹具的滑移产生。从结果可知，预紧力齿连接荷载-位移曲线有两种特征，一种是荷载达到极限值后突然下降，此时试件主要发生剪切破坏或纤维拉断破坏；另一种是荷载达到极限值前后缓慢变化，此时试件发生压溃破坏或劈裂破坏。预紧力变化和齿数变化不会影响荷载-位移特征。齿深和齿长变化会影响试件的破坏模式，进一步影响荷载-位移特征。
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图 8 所有CFRP复合材料预紧力齿连接接头试件的荷载-位移曲线Figure 8. Load-displacement curves of all CFRP pre-tightened tooth connection specimens2.3 CFRP复合材料预紧力齿连接接头内力分配规律
之所以复合材料预紧力齿连接接头能承担较大的外荷载，是因为接头的每道齿都承担了一定比例的荷载。为了探明预紧力齿连接的荷载分配规律，本文选取了发生压溃破坏的3齿接头3T-16-0.5-53，发生剪切破坏的3齿接头3T-16-2-53及发生剪切破坏的6齿接头6T-16-2-53和6T-16-2-64.5为研究对象，分析破坏模式、齿数和预紧力变化对荷载分配规律的影响。
3组试件的内力分配规律如图9所示，接头破坏时，接头各个齿的荷载分配比如表4所示。结果表明：(1) 无论何种失效模式，各齿的载荷分配比都是不均匀的；(2) 破坏模式影响载荷分布规律：对于多齿接头，压溃破坏的内力分配比剪切破坏的内力分配更均匀；(3) 不管接头发生压溃破坏还是剪切破坏，接头破坏时第一道齿承受最大的载荷分配比；(4) 齿数越多，接头的最大载荷分配比越小；(5) 当预紧力超过53 MPa时，预紧力变化对接头破坏时第一道齿的荷载分配比影响不明显。
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图 9 CFRP复合材料预紧力齿连接接头的荷载分配比随位移变化的曲线Figure 9. Curves of load distribution ratio of CFRP pre-tightened tooth connection changing with displacement表 4 CFRP复合材料预紧力齿连接接头破坏时各个齿的荷载分配比Table 4. Load distribution ratio of each tooth when CFRP pre-tightened tooth connection failureSerial
numberTooth
numberFailure
modesLoad distribution ratio 1# 2# 3# 4# 5# 6# 3T-16-0.5-53 3 Crushing 0.367 0.328 0.305 — — — 3T-16-2-53 3 Shear 0.426 0.232 0.342 — — — 6T-16-2-53 6 Shear 0.201 0.198 0.191 0.170 0.138 0.102 6T-16-2-64.5 6 Shear 0.198 0.120 0.196 0.172 0.171 0.143 2.4 CFRP复合材料预紧力齿连接接头极限承载力
表5为试验得到的复合材料预紧力齿连接承载力Pu平均值、连接强度σ和破坏模式。连接强度σ为
表 5 CFRP复合材料预紧力齿连接接头承载力Table 5. Bearing capacities of CFRP pre-tightened tooth connectionGroup Serial number Bearing capacity
P/kNAverage value of
bearing capacity Pu/kNConnection
strength σ/MPaFailure mode A 6T-16-2-23 112.48/130.53 121.51 549.82 Shear 6T-16-2-34.6 157.6/153.21 155.41 703.21 Shear 6T-16-2-53 171.6/180.54 176.07 796.70 Shear 6T-16-2-64.5 174/177.15 175.58 794.48 Shear B 1T-8-0.5-53 18.1/19 18.55 83.94 Shear 3T-8-0.5-53 41.57/45.72 43.65 197.51 Shear 6T-8-0.5-53 78.72/103.31 91.02 411.86 Shear C 1T-8-1-53 19.86/20 19.93 90.18 Shear 3T-8-1-53 53.47/55 54.24 245.43 Shear 6T-8-1-53 82.14/102.4 92.27 417.51 Shear D 1T-8-2-53 26.49/24 25.25 114.25 Shear 3T-8-2-53 52.52/60.96 56.74 256.74 Shear 6T-8-2-53 131.55/130 130.78 591.76 Shear E 1T-16-0.5-53 25.99/27.57 26.78 121.18 Crushing 3T-16-0.5-53 79.11/77.82 78.47 355.07 Crushing, spitting 6T-16-0.5-53 154.36/166.33 160.35 725.57 Crushing, spitting F 1T-16-1-53 34.9/37.05 35.98 162.81 Shear 3T-16-1-53 98.8/106.18 102.5 463.80 Shear 6T-16-1-53 172/205.8 188.9 854.75 Shear, fiber broken G 1T-16-2-53 43.3/43.95 43.63 197.42 Shear 2T-16-2-53 79.62/82.44 81.03 366.65 Shear 3T-16-2-53 99.3/114.08 106.69 482.76 Shear 4T-16-2-53 140/138.86 139.43 630.90 Shear 5T-16-2-53 157.85/170.66 164.26 743.26 Shear 6T-16-2-53 171.6/180.54 176.07 796.70 Shear H 1T-24-0.5-53 38.15/39 38.58 174.57 Crushing, spitting 3T-24-0.5-53 97.85/98 97.93 443.12 Crushing, spitting 6T-24-0.5-53 158.65/173.3 165.98 751.04 Crushing, fiber broken I 1T-24-1-53 41.65/42.9 42.28 191.31 Crushing 3T-24-1-53 127.98/125 126.49 572.35 Crushing 6T-24-1-53 186.58/192.06 189.32 856.65 Crushing, fiber broken J 1T-24-2-53 42.53/44 43.27 195.79 Shear 3T-24-2-53 115.25/86 100.62 455.29 Shear 6T-24-2-53 191/205.16 198.08 896.29 Shear σ = pudt (5) 式中：d是复合材料板宽，取17 mm；t是复合材料板厚，取13 mm。
3. CFRP复合材料预紧力齿连接接头承载力影响因素
3.1 CFRP复合材料的预紧力
图10显示A组试件接头极限承载力随预紧力的变化规律。结果表明，在预紧力为53 MPa范围内，多齿接头极限承载力随预紧力增加而增加，当预紧力达到53 MPa之后，承载力基本保持稳定。
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图 10 CFRP复合材料预紧力齿连接接头承载力随预紧力的变化曲线Figure 10. Variation curve of joint bearing capacity with CFRP pre-tightened tooth connection3.2 CFRP复合材料的齿深
图11(a)~11(c)分别显示了齿长8 mm、16 mm和24 mm的接头极限承载力随齿深的变化规律。结果表明，大多数接头承载力随齿深的增加而增加。这是由于齿深与齿长大小的相互关系会影响接头破坏模式(图7)与接头承载力：当齿深较小而齿长相对较长时，接头更容易发生压溃破坏，此时接头承载力主要受压溃破坏的影响；当齿深较大而齿长相对较短时，接头更容易发生剪切破坏，此时接头承载力主要受剪切破坏的影响。接头通过复合材料齿抗剪相对齿的压溃能传递更大的荷载，但接头承载力不会随着齿深的继续增加而明显增加，这是由于齿深较大的接头都发生剪切破坏。因此，大多数接头承载力随齿深的增加而增加，但是承载力会在齿深增大到某个值时其增幅会变缓，这是由于破坏模式从压溃破坏逐渐趋向于发生剪切破坏导致，典型的就是齿长16 mm的接头。
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图 11 CFRP复合材料预紧力齿连接接头承载力随齿深的变化Figure 11. Variation curves of CFRP pre-tightened tooth connection bearing capacity with tooth3.3 CFRP复合材料的齿长
图12(a)~12(c)分别显示了齿深0.5 mm、1 mm和2 mm的接头极限承载力随齿长的变化规律。结果表明，接头承载力随齿长的增加而增加，但是当齿长大于16 mm时，接头承载力增加的幅度变缓。其原因在于在外荷载作用下，复合材料预紧力齿属于双向受剪状态，剪切面的抗剪应力两端大中间小，当齿长较大时，复合材料齿中间部分基本不受剪力，即复合材料齿存在有效齿长。在有效齿长内，接头承载力随齿长增加而增加，当齿长超过有效齿长时，接头承载力随齿长变化的趋势不明显。
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图 12 CFRP复合材料预紧力齿连接接头承载力随齿长的变化Figure 12. Variation curves of CFRP pre-tightened tooth connection bearing capacity with tooth length3.4 齿数
图13(a)~13(c)分别显示了齿长8 mm、16 mm和24 mm的接头极限承载力随齿数的变化规律。结果表明，在6齿范围内，接头承载力随齿数的增加而增加，即每道齿都承担了一定比例的外荷载；从各曲线的变化趋势可以发现，接头承载力随齿数的增加并非呈线性关系，并且多齿接头承载力与单齿接头承载力的比值小于齿的数量，这表明多齿接头的各道齿并非承担相同比例的荷载。实际上，多齿接头的破坏取决于承担荷载比例最大的第一道齿的破坏，如图8所示。
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图 13 复合材料预紧力齿连接接头承载力随齿数的变化Figure 13. Variation curves of CFRP pre-tightened tooth connection bearing capacity with tooth number4. CFRP复合材料预紧力齿连接接头连接强度
图14显示了CFRP预紧力多齿接头在6齿范围内所有试件的连接强度。结果表明，复合材料预紧力齿连接接头具有较高的连接强度，最大连接强度达896.29 MPa。结合表5可知，接头的连接强度受预紧力、齿深、齿长和齿数的影响较大：当预紧力在53 MPa范围内时，接头连接强度随预紧力的增加而增加，当预紧力超过53 MPa时，接头连接强度变化不大；当齿深在一定范围内时，接头连接强度随齿深增加而增加，当齿深超过一定值时，接头连接强度变化不大；当齿长在16 mm范围内时，接头连接强度随齿长增加而增加，当齿长超过16 mm时，接头连接强度变化不大；在6齿范围内，接头连接强度随齿数的增加而增加。尽管复合材料预紧力多齿连接强度较高，但仍然与复合材料板的抗拉强度存在一定的差距，如何提高预紧力齿连接的连接强度，是以后需要继续进行的研究。
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图 14 CFRP复合材料预紧力齿接头连接强度Figure 14. Connection strength of CFRP pre-tightened tooth connection5. 结 论
针对碳纤维增强树脂复合材料(CFRP)预紧力齿连接接头进行了系统的试验研究，得到以下结论：
(1) CFRP复合材料预紧力齿连接接头存在4种典型的破坏模式：复合材料齿的剪切破坏、复合材料齿的压溃破坏、复合材料板的纵向劈裂破坏和复合材料板的纤维断裂。
(2) 预紧力齿连接接头荷载-位移曲线有两种特征，即荷载达到极值后突然下降和达到极限值后缓慢下降，前者接头发生剪切或纤维拉断破坏，后者发生压溃破坏或劈裂破坏。
(3) 预紧力多齿接头的各齿荷载分配比是不均匀的。发生压溃破坏的各齿内力分配比发生剪切破坏的内力分配更均匀。不管接头发生压溃破坏还是剪切破坏，接头破坏时第一道齿承担的载荷分配比最大。在6齿范围内，接头齿数越多，接头的最大载荷分配比越小。当预紧力超过53 MPa时，预紧力变化对接头破坏时第一道齿的荷载分配比影响不明显。
(4) 复合材料预紧力齿连接接头具有较高的连接强度，最大连接强度达896.2 MPa。接头的连接强度受预紧力、齿深、齿长和齿数的影响较大：当预紧力在53 MPa范围内时，接头连接强度随预紧力的增加而增加，当预紧力超过53 MPa时，接头连接强度变化不大；当齿深在一定范围内时，接头连接强度随齿深增加而增加，当齿深超过一定值时，接头连接强度变化不大；当齿长在16 mm范围内时，接头连接强度随齿长增加而增加，当齿长超过16 mm时，接头连接强度变化不大；在6齿范围内，接头连接强度随齿数的增加而增加。
(5) CFRP预紧力齿连接接头在桥梁工程中的应用提供了试验支撑，但桥梁用接头影响因素复杂，仍需开展更多的损伤分析、多尺度有限元模拟和疲劳研究，为CFRP预紧力齿连接接头在桥梁中的应用提供更多的理论支撑。
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图 3 CFRP-钢双搭接接头的尺寸及应变片布置示意图
Figure 3. Dimensions of CFRP-steel double-lap joints and the arrangement of strain gauges
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图 7 胶黏剂GY34的动态热力学分析曲线
Figure 7. Dynamic thermodynamic analysis curve of adhesive GY34
Tg,S, Tg,L, Tg,T—Glass transition temperature of storage modulus, loss modulus, loss tangent
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图 8 GY34胶黏剂试样在不同温度下的拉伸应力-应变曲线
Figure 8. Tensile stress-strain curves of GY34 adhesive samples at different temperatures
Specimen number GY34-90-25: GY34—Type of adhesive; “90”—Curing temperature of specimen; “0”—Service temperature of specimen
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图 9 胶黏剂GY34在不同温度下的力学性能指标
Figure 9. Mechanical properties of adhesive GY34 at different temperatures
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图 11 CFRP-钢双搭接试件荷载-位移曲线
Figure 11. Load-displacement curves of CFRP-steel double-lap joint
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图 12 温度对CFRP-钢双搭接试件承载力影响
Figure 12. Effect of temperature on bearing capacity of CFRP-steel double-lap joints
Pmax(T)—Ultimate bearing capacity of lap joint at T temperature
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图 15 CFRP-钢界面黏结-滑移曲线
Figure 15. Bond-slip curve of CFRP-steel interface
τ—Shear stress; τf—Maximum shear stress; δ1—Maximum elastic slip; δ2—Maximum plastic slip; δf—limit of slip; δ—Slip
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图 16 CFRP-钢界面的黏结-滑移关系简化模型
Figure 16. Bond-slip simplified model of CFRP-steel interface
表 1 研制胶黏剂的配方
Table 1 Formulas for developing adhesives
Name Type and amount of curing agent/g Epoxy resin/g Nano-SiO2/g GY34 Amine 105(11.67)+
D230(23.33)120 0.6 
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表 2 碳纤维增强复合材料(CFRP)板及钢板材料参数
Table 2 Material properties of carbon fiber reinforced composite (CFRP) plate and steel plate
Parameter of material CFRP 2.0 laminate Steel plate Thickness/mm 2.0 12 Width/mm 50 50 Tensile strength/MPa 2433 514 Elasticity modulus/GPa 162.8 206 Elongation at break/% 1.62 –
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表 3 CFRP-钢双搭接接头拉伸试验结果
Table 3 Tensile test results of CFRP-steel double lap joints
Number of specimen Limit displacement/mm Ultimate load/kN Average bond strength/MPa Failure mode Dmax Average Pmax Average −pmax Average GY34-2.0-90-25-1 4.42 204.20 10.21 d GY34-2.0-90-25-2 4.69 4.01 208.99 205.10 10.45 10.26 d GY34-2.0-90-25-3 4.11 202.11 10.11 d GY34-2.0-90-55-1 7.62 231.51 11.58 d GY34-2.0-90-55-2 7.65 7.61 226.80 228.48 11.81 11.63 d GY34-2.0-90-55-3 7.55 227.13 11.51 d GY34-2.0-90-70-1 6.71 225.40 11.27 d/b GY34-2.0-90-70-2 7.46 7.06 232.59 229.15 11.63 11.46 d/b GY34-2.0-90-70-3 7.02 229.46 11.47 d/b GY34-2.0-90-80-1 5.20 199.48 9.97 b/a GY34-2.0-90-80-2 5.24 5.18 202.15 199.14 10.11 9.96 b/a GY34-2.0-90-80-3 5.11 195.79 9.79 b GY34-2.0-90-90-1 2.86 110.27 5.51 b GY34-2.0-90-90-2 2.56 2.70 100.31 106.37 5.02 5.32 b GY34-2.0-90-90-3 2.67 108.54 5.43 b Notes: Specimen number GY34-2.0-90-25-1: GY34 stands for the type of adhesive, “2.0” indicates the thickness of CFRP plate, “90” indicates the curing temperature of specimen, “25” indicates the service temperature of the specimen, “1” indicates the serial number of specimens in each group; Dmax—Limit displacement. It represents variation of the distance between A1 and B1 points when specimens failed, as shown in Fig.3; Pmax—Ultimate load; −pmax—Average bond strength; Failure mode: a—CFRP and adhesive debonding failure; b—Steel and adhesive debonding failure; d—CFRP delamination.
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表 4 CFRP-钢界面黏结-滑移简化模型相关参数
Table 4 Relevant parameters of bond-slip simplified model of CFRP-steel interface
Name τf/MPa δ1/mm δ2/mm δf/mm KE/(MPa·mm−1) KS/(MPa·mm−1) Gf/(MPa·mm) GY34-2.0-90-25 24.58 0.211 0.401 0.518 116.49 210.09 8.701 GY34-2.0-90-55 19.06 0.202 0.549 0.641 94.36 207.17 9.416 GY34-2.0-90-70 16.36 0.178 0.621 0.758 91.91 119.42 9.824 GY34-2.0-90-80 12.16 0.141 0.507 0.613 86.24 114.72 5.952 GY34-2.0-90-90 3.63 0.086 0.185 0.230 42.21 80.67 0.597 Notes: τf—Peak of shear stress; δ1−Maximum elastic slip; δ2−Maximum plastic slip; δf—Limit of slip; KE—Slope of ascending section; Ks—Slope of descent section; Gf—Interface fracture energy.
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[1] 李传习, 李游, 陈卓异, 等. 钢箱梁横隔板疲劳开裂原因及补强细节研究[J]. 中国公路学报, 2017, 30(3):121-131. DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.013 LI Chuanxi, LI You, CHEN Zhuoyi, et al. Fatigue cracking reason and detail dimension of reinforcement about transverse diaphragm of steel box girder[J]. China Journal of Highway and Transport,2017,30(3):121-131(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1001-7372.2017.03.013
[2] 李游, 李传习, 陈卓异, 等. 基于监测数据的钢箱梁U肋细节疲劳可靠性分析[J]. 工程力学, 2020, 37(2): 111-123. LI You, LI Chuanxi, CHEN Zhuoyi, et al. Fatigue reliability analysis of U-rib detail of steel box girder based on monitoring data[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(2): 111-123.
[3] 谢桂华, 孙悦, 严鹏, 等. 湿/热条件下的CFRP筋粘结型锚具性能研究[J]. 材料导报, 2020, 34(22):22178-22184. DOI: 10.11896/cldb.19100008 XIE Guihua, SUN Yue, YAN Peng, et al. Performance of bonded anchorage for CFRP tendons affected by tempera-ture or moisture[J]. Materials Reports,2020,34(22):22178-22184(in Chinese). DOI: 10.11896/cldb.19100008
[4] LI Y, MA X W, LI H Y, et al. Effect of moisture-heat coupling on mechanical behavior of nano-SiO2 adhesives and CFRP-steel lap joints[J]. Thin-Walled Structures,2023,183:110391. DOI: 10.1016/j.tws.2022.110391
[5] 秦国锋, 糜沛纹, 那景新. 胶粘剂和CFRP吸湿对复合材料粘接接头失效的影响[J]. 交通运输工程学报, 2021, 21(5):149-160. QIN Guofeng, MI Peiwen, NA Jingxin. Effect of moisture absorption of adhesive and CFRP on the failure of compo-site material adhesive joints[J]. Journal of Traffic and Transportation Engineering,2021,21(5):149-160(in Chinese).
[6] 刘思琴, 李传习, 李涛, 等. 基于概率分析的钢箱梁竖向温度梯度模式[J]. 交通科学与工程, 2018, 34(2):45-51. DOI: 10.3969/j.issn.1674-599X.2018.02.009 LIU Siqin, LI Chuanxi, LI Tao, et al. Study on temperature gradient of steel box girder without pavement based on probability analysis[J]. Journal of Transport Science and Engineering,2018,34(2):45-51(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1674-599X.2018.02.009
[7] 李传习, 曹先慧, 柯璐, 等. 高温对结构加固用环氧黏结剂力学性能的影响[J]. 建筑材料学报, 2020, 23(3):642-649. LI Chuanxi, CAO Xianhui, KE Lu, et al. Effects of high temperatures on mechanical properties of epoxy adhesives for structural strengthening[J]. Journal of Building Materials,2020,23(3):642-649(in Chinese).
[8] 李游, 李传习, 郑辉, 等. 固化剂混掺对高温下CFRP板-钢板界面黏结性能的影响[J]. 复合材料学报, 2021, 38(12):4073-4089. DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210311.005 LI You, LI Chuanxi, ZHENG Hui, et al. Effect of curing agent mixing on interfacial bond behavior of glued CFRP plate-steel plate at elevated temperature[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2021,38(12):4073-4089(in Chinese). DOI: 10.13801/j.cnki.fhclxb.20210311.005
[9] LI S, ZHU T, LU Y Y, et al. Effect of temperature variation on bond characteristics between CFRP and steel plate[J]. International Journal of Polymer Science,2016,2016:1-8.
[10] DAI J G, GAO W Y, TENG J G. Bond-slip model for FRP laminates externally bonded to concrete at elevated temperature[J]. Journal of Composites for Construction,2013,17(2):217-228.
[11] BISCAIA H C, CHASTRE C, BORBA I S, et al. Experimental evaluation of bonding between CFRP laminates and different structural materials[J]. Journal of Composites for Construction,2016,20(3):04015070.
[12] XIA S, TENG J G. Behaviour of FRP-to-steel bonded joints[C]//Proceedings of the International Symposium on Bond Behaviour of FRP in Structures (BBFS 2005). 2005: 419-426.
[13] WANG H T, WU G. Bond-slip models for CFRP plates externally bonded to steel substrates[J]. Composite Structures,2018,184:1204-1214. DOI: 10.1016/j.compstruct.2017.10.033
[14] FERNANDO D, YU T, TENG J G. Behavior of CFRP lami-nates bonded to a steel substrate using a ductile adhesive[J]. Journal of Composites for Construction,2014,18(2):04013040.
[15] YANG Y M, BISCAIA H, CHASTRE C, et al. Bond characteristics of CFRP-to-steel joints[J]. Journal of Constructional Steel Research,2017,138:401-419. DOI: 10.1016/j.jcsr.2017.08.001
[16] DEHGHANI E, DANESHJOO F, AGHAKOUCHAK A A, et al. A new bond-slip model for adhesive in CFRP-steel compo-site systems[J]. Engineering Structures,2012,34:447-454. DOI: 10.1016/j.engstruct.2011.08.037
[17] NGUYEN T C, BAI Y, ZHAO X L, et al. Mechanical characterization of steel/CFRP double strap joints at elevated temperatures[J]. Composite Structures,2011,93(6):1604-1612. DOI: 10.1016/j.compstruct.2011.01.010
[18] YAO M X, ZHU D J, YAO Y M, et al. Experimental study on basalt FRP/steel single-lap joints under different loading rates and temperatures[J]. Composite Structures,2016,145:68-79. DOI: 10.1016/j.compstruct.2016.02.061
[19] AL-SHAWAF A, AL-MAHAIDI R, ZHAO X L, et al. Effect of elevated temperature on bond behaviour of high modulus CFRP/steel double-strap joints[J]. Australian Journal of Structural Engineering,2009,10(1):63-74. DOI: 10.1080/13287982.2009.11465033
[20] LIU H B, ZHAO X L, BAI Y, et al. The effect of elevated temperature on the bond between high modulus carbon fibre-reinforced polymer sheet and steel[J]. Australian Journal of Structural Engineering,2014,15(4):355-366.
[21] KORAYEM A H, CHEN S J, ZHANG Q H, et al. Failure of CFRP-to-steel double strap joint bonded using carbon nanotubes modified epoxy adhesive at moderately elevated temperatures[J]. Composites Part B: Engineering,2016,94:95-101. DOI: 10.1016/j.compositesb.2016.03.042
[22] ZHOU H, URGEL J M, EMBERLEY R, et al. Behaviour of the FRP-to-steel bonded joints under elevated temperature[C]//APFIS2017-6th Asia-Pacific Conference on FRP in Structures. 2017:1-6.
[23] LI Y, LI C X, HE J, et al. Effect of functionalized nano-SiO2 addition on bond behavior of adhesively bonded CFRP-steel double-lap joint[J]. Construction and Building Materials,2020,244:118400. DOI: 10.1016/j.conbuildmat.2020.118400
[24] 李传习, 李游, 贺君, 等. 固化剂对室温胶黏CFRP板/钢板界面性能的影响[J]. 建筑材料学报, 2021, 24(2):339-347. DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2021.02.016 LI Chuanxi, LI You, HE Jun, et al. Effect of curing agent on interfacial performance of adhesively bonded CFRP lami-nate/steel plate cured at room temperature[J]. Journal of Building Materials,2021,24(2):339-347(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1007-9629.2021.02.016
[25] American Society for Testing and Materials. Standard test method for tensile properties for plastics: ASTM D638−10[S]. West Conshohocken: ASTM International, 2010.
[26] American Society for Testing and Materials. Standard test method for strength properties of double lap shear adhesive joints by tension loading: ASTM D3528−96[S]. West Conshohocken: ASTM, 2008.
[27] SOUSA J M, CORREIA J R, CABRAL-FONSECAS. Durability of an epoxy adhesive used in civil structural applications[J]. Construction and Building Materials, 2018, 161: 618-633.
[28] E. ISO. Plastics—Determination of dynamic mechanical properties. Part 1: General principles: 6721-1-2019[S]. Switzerland: ISO, 2019.
[29] ASTM. Standard test method for assignment of the glass transition temperature by dynamic mechanical analysis: E1640[S]. West Conshohocken: ASTM, 2013.
[30] NAKABA K, KANAKUBO T, FURUTA T, et al. Bond behavior between fiber-reinforced polymer laminates and concrete[J]. Structural Journal,2001,98(3):359-367.
[31] HASSEIN ABED G. Effects of temperature on the adhesive bonding in steel beams reinforced with CFRP composites[D]. Southampton: University of Southampton, 2012.
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期刊类型引用(2)
1. 《中国公路学报》编辑部. 中国桥梁工程学术研究综述·2024. 中国公路学报. 2024(12): 1-160 . 
百度学术
2. 李飞，高训鹏，赵启林，王正兴，施霖. 弯压耦合作用下的复合材料预紧力齿连接力学性能研究. 复合材料科学与工程. 2023(08): 5-13 . 百度学术
其他类型引用(3)
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目的
采用胶黏剂将碳纤维增强复合材料(CFRP)粘贴于疲劳损伤钢结构表面进行加固与修复，是一种新兴、快捷、高效的加固技术。但加固结构长期暴露在自然环境中，会受到环境温度变化、冻融及干湿循环等因素影响，会导致加固结构界面力学性能发生变化。研究表明，钢桥面夏季温度高达60℃左右，胶黏剂对温度十分敏感，当服役温度超过胶黏剂玻璃化转变温度时，胶黏剂会由玻璃态转变为高弹态，导致加固界面承载能力明显下降。常用的商品胶黏剂玻璃化转变温度较低，难以满足钢桥加固对耐温性能的要求。目前，基于纳米材料改性胶黏剂的CFRP-钢搭接接头在不同服役温度下的界面力学性能研究还十分匮乏。胶黏剂的耐热性能与CFRP-钢界面的耐热性能之间的关系有待明确。高温对搭接界面剪应力分布的影响规律，搭接界面黏结-滑移关系曲线的形状与相关参数随温度的变化趋势等相关问题还有待深入探索。
方法通过两种固化剂混掺制备高性能纳米SiO环氧胶黏剂，基于研制胶黏剂，制作21个胶黏剂拉伸试件、15个CFRP板-钢板双搭接试件。通过动态热力学试验，测试胶黏剂的储能模量、损耗模量、损耗因子随温度的变化曲线，得到胶黏剂的玻璃化转变温度，通过胶黏剂胶体静力拉伸试验测试胶黏剂在不同温度下的拉伸力学性能，获取关键力学指标随温度的变化情况。通过双搭接接头静力拉伸试验，得到不同温度下搭接界面得承载能力、破坏模式、传力模式、黏结-滑移本构等。依据试验数据，对不同温度下搭接试件极限承载力及黏结-滑移关系进行线性拟合，得到考虑温度影响的搭接界面极限承载力预测模型，及搭接界面黏结-滑移关系模型随温度的变化趋势。
结果得到了高温(≤90℃)对高性能纳米SiO环氧胶黏剂的基本力学性能(应力-应变关系、拉伸强度、弹性模量、断裂伸长率、应变能等)的影响规律；揭示了温度对基于纳米SiO胶黏剂的CFRP板-钢板搭接界面力学性能的影响规律；建立了考虑温度影响的极限承载力预测模型，得到了黏结-滑移关系模型的形状及参数随温度的变化趋势。
结论(1)随温度的升高(≤90℃)，胶黏剂GY34拉伸强度及弹性模量逐渐降低；断裂伸长率及应变能先增大后减小，在温度接近胶黏剂的玻璃化转变温度时达到峰值。GY34的(71℃)可满足钢桥加固对耐热性的要求。(2)在25℃温度下，CFRP/钢搭接试件的荷载-位移基本呈线性关系，界面破坏模式为CFRP板层离；小于胶黏剂的高温环境下，荷载-位移曲线具有明显的延性发展阶段，破坏模式为CFRP板层离及钢-胶层界面破坏的混合形式，极限承载力较25℃下更大；温度超过时，破坏模式为钢-胶层界面破坏，极限承载力显著降低。(3)随温度升高，搭接试件的有效黏结长度增加，应变分布更加均匀，剪应力传递范围显著增加。(4)基于研制胶黏剂的搭接试件的黏结-滑移本构形状均为三线性梯形，分为“线性增长”、“屈服平台”、“下降段”三个发展阶段，界面具有良好的韧性。(5)环境温度升高不会改变黏结-滑移曲线的形状，会导致剪应力峰值及刚度逐渐降低，相对滑移与界面断裂能先增加后减小，当温度低于胶黏剂的玻璃化转变温度时，随温度的升高，相对滑移与界面断裂能逐渐增大，温度一旦超过，相对滑移与界面断裂能均大幅减小，这与高温环境下胶黏剂胶体的断裂伸长率及应变能的变化趋势一致。
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采用胶黏剂将碳纤维增强复合材料(CFRP)粘贴于疲劳损伤钢结构表面进行加固与修复，是一种新兴、快捷、高效的加固技术。胶黏剂对温度十分敏感，当服役温度超过胶黏剂玻璃化转变温度时，胶黏剂会由玻璃态转变为高弹态，导致加固界面承载能力明显下降。常用的商品胶黏剂玻璃化转变温度较低，难以满足钢桥加固对耐温性能的要求。目前，基于纳米材料改性胶黏剂的CFRP-钢搭接接头在不同服役温度下的界面力学性能研究还十分匮乏。胶黏剂的耐热性能与CFRP-钢界面的耐热性能之间的关系有待明确。高温对搭接界面剪应力分布的影响规律，及搭接界面黏结-滑移关系曲线的形状与相关参数随温度的变化趋势等相关问题还有待深入探索。
本文研究表明自研的纳米SiO2改性胶黏剂GY34的玻璃化转变温度Tg,S为71.0℃，可满足土木工程钢桥加固对耐热性能的要求。在25℃温度下，CFRP-钢搭接界面破坏模式为CFRP板层离；温度超过胶黏剂玻璃化转变温度Tg,T，破坏模式为钢与胶层界面破坏，极限承载力显著降低。高温环境下，搭接试件的有效黏结长度会显著增加，应变分布更加均匀，剪应力传递范围显著增加。不同温度下基于研制胶黏剂的搭接试件的黏结-滑移曲线形状均为三线性梯形，分为“线性增长”、“屈服平台”、“下降段”三个发展阶段，界面具有良好的韧性。高温环境不会改变黏结-滑移曲线的形状，会导致剪应力峰值及刚度逐渐降低，相对滑移与界面断裂能先增加后减小，当温度低于胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,S时，随温度的升高，相对滑移与界面断裂能逐渐增大，温度一旦超过Tg,T，相对滑移与界面断裂能均大幅减小，这与高温环境下胶黏剂胶体的断裂伸长率及应变能的变化趋势一致。
Effect of temperature on bearing capacity of lap joints
计量
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