Flexural bearing capacity of T-shaped joints in GFRP transmission towers
-
摘要: 整体成型的玻璃纤维增强复合材料(Glass fiber reinforced polymer，GFRP)节点是GFRP输电塔挂线模块的关键结构部件，需开展其承载力研究。首先对两个典型节点进行了试验研究，获得了包括荷载位移曲线、破坏模式的力学性能，然后建立基于渐进损伤演化的有限元模型，利用该模型开展了抗弯承载力关于垂直纤维方向抗拉强度Yt和剪切强度SL比值、主管直径D与厚度T比值、节点横梁宽度B及厚度w等参数的敏感性分析，基于Hashin失效准则和回归分析推演了该节点抗弯承载力算式并进行了可靠度分析。结果表明：试验和有限元计算结果具有较好的一致性，主要破坏形式为节点附近GFRP主管的基体拉伸破坏，当Yt/SL增大时破坏位置从节点向主管中部迁移，承载力随之下降。承载力算式结果与有限元计算结果比值的均值和变异系数分别为1.032和6.80%，承载力设计值具有99.9%的保证率。Abstract: The integrally formed glass fiber reinforced polymer (GFRP) connection is the key structural component of the transmission tower's GFRP line-suspension module, requiring investigation into its capacities. Initially, two typical connections were examined experimentally, yielding mechanical properties including load-displacement curves and failure modes. Subsequently, a finite element model based on progressive damage evolution was established. Using the experimentally validated model, sensitivity analyses on the flexural capacity in relation to parameters such as the ratio of tensile strength Yt in the direction of the fiber to shear strength SL, the ratio of main tube diameter D to thickness T, the connection beam width B, and thickness w were conducted. Based on Hashin's failure criterion and regression analysis, an approximating equation for the connection's flexural capacity was derived, followed by a reliability analysis. The results indicate a good consistency between the experimental and the finite element analysis (FEA) results. The primary failure mode is the tension fracture of the matrix of the GFRP main tube near the connection. With increasing Yt/SL, the location of failure moves from the connection to the middle of the main tube gradually, showing a corresponding decrease in load-bearing capacity. The mean value and the coefficient of variation of the ratio of approximated capacity to FEA result are 1.032 and 6.80% respectively, and the flexural capacity derived for design has an assurance rate of 99.9%.
-
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、耐久的加固技术，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[1-5]，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[6]，而胶黏剂对温度敏感，当服役温度超过胶黏剂玻璃化转变温度时，胶黏剂会由玻璃化态转变为高弹态，导致胶黏剂的力学性显著变化，而目前常用的商品胶黏剂玻璃化转变温度较低，Araldite2014、Araldite420、Sika30的玻璃化转变温度分别为56.3℃、31.6℃、32.8℃，难以满足钢桥加固对耐热性能的要求[7-8]。
目前，关于高温对CFRP加固钢结构的界面力学性能影响的相关研究还非常有限。Li等[9]使用Dai等[10]提出的原始模型，得到了在10~90℃温度范围内用于CFRP-钢界面黏结-滑移关系的指数函数模型，但是指数函数模型更适合纤维增强复合材料(FRP)与混凝土(而非钢)之间的界面行为[11]。对于CFRP-钢的搭接接头，双线性[11-13]或三线性[13-16]黏结-滑移关系更加适用。例如，Fernando等[14]提出了三线性梯形模型来拟合CFRP-钢界面的黏结-滑移关系，采用的胶粘剂具有非线性行为。然而，这项工作仅考虑了机械载荷，温度对粘结-滑移关系的影响未包括在该研究中。Nguyen等[17]进行了不同环境温度下CFRP布-钢双搭接试件剪切试验研究，发现温度低于玻璃化转变温度Tg时失效模式为CFRP布的层离，随温度升高变为胶层内聚破坏，且有效黏结长度增大，在Tg附近有效黏结长度为室温条件下的2倍，但界面刚度下降了20%，Tg超过20℃时，刚度下降了80%，极限承载能力的退化与刚度相似。Yao等[18]研究表明在一定温度范围内，搭接接头的极限承载力和界面断裂能随温度升高而增大，但当温度超过胶黏剂玻璃化转变温度(63.1℃)时，接头的极限承载力与界面断裂能急剧下降。Al-Shawaf等[19]使用商业粘合剂(Araldite420、Sika30和Mbrace Saturant)进行了不同温度下的CFRP-钢界面黏结性能试验，采用Araldite420和Sika30胶粘的试件在20℃和40℃温度下破坏模式均为CFRP层离，但当温度高于胶黏剂的Tg时，失效模式变为胶黏剂与钢板界面破坏，且采用不同的胶黏剂都有这种现象。该文献表明搭接界面的承载能力与胶粘剂的微观结构特征相关，采用Araldite420胶黏剂的搭接接头具有最高的承载能力，而采用MBrace Saturant胶黏剂的搭接接头承载能力最低，两种胶黏剂微观结构特征的区别可进一步研究。
Liu等[20]用扫描电镜(SEM)从CFRP板和钢黏结界面获得的图像表明，用于浸渍碳纤维的树脂中形成了孔隙，这些孔隙促进了黏结界面的破坏，并且温度从20℃升高到40℃或50℃会导致孔的尺寸增大，从而降低界面的强度。还发现温度升高增加了有效黏结长度，这与Nguyen等[17]得出的结论一致。Korayem等[21]发现碳纳米管的添加，可以提高胶黏剂的玻璃化转变温度及搭接试件在高温下的承载力，但还未研究其对搭接界面的应力分布及黏结-滑移关系的影响。Zhou等[22]进行了不同温度下(22℃、39℃、44℃和79℃)CFRP-钢的界面承载力试验，发现形状为双线性三角形的粘结-滑移本构的初始刚度及最大界面剪应力随温度的升高而降低。当温度在22~44℃(低于Tg)时，CFRP-钢接头的界面断裂能和承载能力会随着温度的升高而增加，而在79℃时(高于Tg)断裂能和承载能力与22℃时相比明显降低。综上分析可知，搭接接头的界面黏结性能受温度的影响较大，温度一旦超过胶黏剂的玻璃化转变温度，界面承载能力便明显下降。为了更好地表征温度对CFRP与钢搭接接头的黏结-滑移关系的影响，应该进行更多的研究。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及相关参数随温度的变化趋势等问题还有待深入探索。
前期研究了纳米SiO2掺量及固化剂种类与掺量对胶黏剂力学性能及CFRP板/钢板界面性能的影响[8, 23-24]，得出了优选配比的纳米SiO2改性环氧胶黏剂。基于前期研究工作，本文进一步研究高温(≤90℃)对纳米SiO2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；并对CFRP板-钢板双搭接试件进行了不同环境温度下的承载能力、破坏模式、传力模式、黏结-滑移本构等试验研究，揭示了温度对基于纳米SiO2胶黏剂的CFRP板-钢板搭接界面力学性能的影响规律，通过对不同温度下搭接试件极限承载力及黏结-滑移关系参数(剪应力峰值、界面刚度、相对滑移、界面断裂能等)进行线性拟合，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。
1. 试 验
1.1 原材料
试验采用的环氧树脂胶黏剂配方成分包括环氧树脂E51、固化剂S105、固化剂D230、纳米SiO2、硅烷偶联剂KH-560、促进剂DMP-30、气相二氧化硅HB-139、消泡剂D240等。本文自主研制的胶黏剂配方见表1，其他各组分的掺量均不变，缩胺105与聚醚胺D230的化学结构式见图1，缩胺105固化剂分子链较短且含有苯环结构，固化后的胶黏剂耐温性能较好，但呈脆性，聚醚胺D230固化剂分子链较长，具有较好的柔韧性，但耐温性能较差，高温下易软化。前期工作研究表明，GY34胶黏剂高温90℃固化2 h为较好的固化工艺，固化后具有较好的力学性能[6]。本文制作的胶黏剂胶体及CFRP/钢搭接试件均采用此固化工艺。
表 1 研制胶黏剂的配方Table 1. Formulas for developing adhesivesName Type and amount of curing agent/g Epoxy resin/g Nano-SiO2/g GY34 Amine 105(11.67)+
D230(23.33)120 0.6 搭接试件的钢板为桥梁结构钢Q345 D，CFRP板为单向板CFP2.0-50(南京海拓公司生产)。厂家提供的CFRP板及钢板材料参数见表2。
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 plateParameter 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 – 1.2 试件设计与制备
1.2.1 环氧树脂胶黏剂
纳米SiO2胶黏剂的制备过程见参考文献[24]。胶黏剂拉伸力学性能测试按照ASTM D638-10[25]标准制作，试件尺寸如图2所示。
1.2.2 CFRP-钢搭接接头
胶接CFRP-钢板双搭接接头的试件设计与制作参考美国标准ASTM D3528-96(2008)[26]。图3为接头试件形式、尺寸及CFRP板表面应变片布置，搭接长度为200 mm。钢板表面采用打磨机进行打磨除锈，然后先用酒精清洗。CFRP表面采用砂纸打磨，除去表层树脂，再采用酒精擦拭干净。胶层厚度采用洒小钢珠进行控制(厚度1 mm)。
![]()
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 gauges1.3 试验方法
1.3.1 胶黏剂动态热力学试验
采用美国TA公司的DMAQ850动态热机械分析仪测试胶黏剂的储能模量、损耗模量及损耗因子随温度的变化情况。采用双悬臂夹具(试件及夹具如图4所示)，多频应变模式，测试频率1 Hz，温度范围20~120℃，升温速率设为2℃/min。
1.3.2 胶黏剂拉伸试件
采用50 kN高低温电子万能试验机(LS100G，艾滕仪器(上海)有限公司)测试胶黏剂在不同温度下的准静态拉伸性能，拉伸速率为2 mm/min，加载装置见图5。
1.3.3 CFRP-钢搭接接头
采用配有高低温箱的300 kN准静态拉伸试验机进行CFRP-钢搭接接头拉伸试验，采用位移控制进行加载，速率为0.3 mm/min。采用静态应变测试仪进行应变数据采集。加载装置见图6，试件对中后，先用液压夹具夹住试件下端，待温度上升至测试温度20 min后再夹住上端，以确保温度荷载释放，测试过程中密切关注试件界面剥离及损伤情况。
2. 试验结果及分析
2.1 温度对胶黏剂基本力学性能影响
2.1.1 动态热力学性能
图7给出了GY34胶黏剂的储能模量、损耗模量、损耗因子随温度的变化曲线。根据切线法[27](即储能模量曲线上拐角切线的交点对应的温度)、损耗模量法[28](即损耗模量曲线峰值对应的温度)及损耗因子法[29](即损耗因子曲线峰值对应的温度)3种方法可得到GY34胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,S、Tg,L、Tg,T分别为71.0℃、72.6℃、85.8℃，可满足土木工程钢桥加固对耐热性的要求(夏季钢桥面温度60℃左右)。
![]()
图 7 胶黏剂GY34的动态热力学分析曲线Figure 7. Dynamic thermodynamic analysis curve of adhesive GY34Tg,S, Tg,L, Tg,T—Glass transition temperature of storage modulus, loss modulus, loss tangent2.1.2 静力拉伸性能
图8给出了GY34胶黏剂在不同服役温度下的应力-应变曲线。可知，温度对胶黏剂的应力-应变曲线影响非常明显，在0℃环境下，因温度远低于胶黏剂玻璃化转变温度Tg，胶黏剂分子链处于冻结状态，应力随应变近似线性增长，胶黏剂强度较大，断裂伸长率较小，属于高强型；在25℃及40℃环境下，曲线在达到屈服点后，应变继续增加，应力反而有稍许下跌的现象，具有一定的应变软化阶段，随后达到极限应变，试件被拉断，属于强而韧型；在55℃及70℃环境下，胶黏剂的小运动单体出现次级松弛，应力-应变曲线在达到屈服点后，具有较长的塑性变形，包括应变软化、冷拉、应变硬化3个阶段；在90℃环境下，温度超过玻璃化转变温度，分子链大部分解冻，胶黏剂在较小应力下，会产生持续增长的应变，基本失去承载能力，属于软而弱型。
![]()
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 temperaturesSpecimen number GY34-90-25: GY34—Type of adhesive; “90”—Curing temperature of specimen; “0”—Service temperature of specimen图9给出了不同温度下胶黏剂GY34的力学性能主要指标的变化趋势。可知，随温度的升高胶黏剂GY34的拉伸强度及弹性模量均逐渐降低，55℃环境下拉伸强度与弹性模量比25℃环境下分别下降了71.43%和42.47%。另外，随温度的升高胶黏剂GY34的断裂伸长率及应变能均先增大后减小，55℃环境下断裂伸长率与应变能比25℃环境下分别提升了601.64%和144.38%，90℃环境下断裂伸长率降与应变能比55℃环境下分别下降了35.58%和94.55%。综上可知，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，胶黏剂强度逐渐降低，但韧性显著提升；当温度接近Tg,S时，胶黏剂具有极大的塑性变形能力；温度一旦超过胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,T，强度及韧性均大幅降低，基本失去承载能力。
![]()
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 temperatures2.2 温度对CFRP-钢界面黏结性能影响
2.2.1 搭接试件破坏模式
各试件的胶层厚度、破坏时夹持端与加载端之间的最大位移、峰值荷载及破坏模式见表3，典型破坏模式的照片见图10。
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 jointsNumber 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. 由图10可知，温度对搭接接头的界面破坏模式有显著影响。25℃环境下，破坏模式为CFRP板层离，小于玻璃化转变温度Tg,S的高温环境下为CFRP板层离及钢-胶层界面破坏的混合形式，玻璃化转变温度Tg,T附近的高温环境下为钢-胶层界面破坏及CFRP板-胶层界面破坏的混合形式，随温度进一步升高，整个搭接面为钢-胶层界面破坏。说明在温度低于胶黏剂及CFRP板树脂基体玻璃化转变温度Tg,S的情况下，随温度的升高，CFRP的层间抗剪强度比胶黏剂粘接钢板的界面抗剪强度增长更快，因此破坏模式由25℃下的CFRP板层离破坏变为CFRP板层离及钢与胶层界面破坏的混合形式，极限承载力较室温下更大。温度一旦超过胶黏剂玻璃化转变温度Tg,T，胶黏剂与基材界面的黏结强度明显降低，特别是胶层与钢板的界面黏结性能被显著劣化，成为搭接接头界面的薄弱层，导致极限承载力显著降低。
2.2.2 搭接试件荷载-位移关系
图11为搭接试件在拉伸过程中的荷载-位移曲线。在25℃环境下，随荷载增加，荷载与位移基本呈线性关系，具有较大极限荷载，但极限位移较小；在55℃和70℃环境下(小于胶黏剂Tg,S的高温环境下)，加载初期，荷载随位移呈线性增长，与25℃环境下的荷载-位移曲线基本相同，加载后期，荷载随位移的增长速率减慢，发生了明显的塑形变形，极限位移显著增大，搭接界面具有更好的延性；当温度进一步升高到90℃(大于胶黏剂Tg,T)，极限荷载与极限位移均明显减小，荷载-位移曲线不再具有明显的延性段。
![]()
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 joint2.2.3 搭接试件极限承载力
由表3可知，随温度的升高，CFRP-钢搭接接头的极限承载力及最大位移先增大后减小，胶黏剂GY34黏结的搭接接头在70℃环境下具有最大极限承载力，比25℃环境下提升了11.73%；80℃环境下，极限承载力比25℃环境下仅降低了2.91%；当温度达90℃时，极限承载能力比25℃环境下降低了48.14%。由图7可知，采用切线法获得的胶黏剂GY34的玻璃化转变温度Tg,S为71.0℃。可见，若温度不超过胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,S时，搭接接头的极限承载力随温度的升高而增加。若温度高于胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,S，搭接接头的极限承载力随温度的升高而降低。另外，采用损耗因子法获得的GY34胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,T为85.8℃，可见，温度一旦超过Tg,T，搭接接头的极限承载力急剧下降。从图5可知，小于玻璃化转变温度Tg,S的高温环境下，胶黏剂拉伸强度虽有所降低，但断裂伸长率会显著增加，使胶黏剂的应变能比25℃环境下大。在CFRP板宽度、厚度、弹模及胶层厚度不变的情况下，搭接试件极限承载力仅与胶黏剂应变能有关[23]，小于玻璃化转变温度Tg,S的高温环境下胶黏剂具有比室温下更大的应变能，导致搭接试件具有比室温下更大的极限承载力。当温度高于玻璃化转变温度Tg,S时，胶黏剂拉伸强度进一步降低的同时断裂伸长率也显著减小，导致应变能减小，从而使搭接试件的极限承载力较25℃下更低。
图12给出了采用GY34胶黏剂的搭接接头与采用商品胶黏剂的搭接接头的极限承载力随温度的变化趋势。图12(a)中横坐标为温度T与胶黏剂玻璃化转变温度Tg,T的比值，纵坐标为某温度下搭接接头的极限承载力Pmax(T)与室温环境下的极限承载力Pmax的比值。采用GY34胶黏剂的搭接接头的试验数据见表2，采用商品胶黏剂的CFRP-钢板搭接接头的试验数据见附表1。对试验数据进行分段线性拟合，可得到搭接试件极限承载力随温度的变化趋势。由图12(a)可知，随温度的升高，采用GY34胶黏剂的搭接接头的极限承载力先增大后减小；采用商品胶黏剂的搭接接头的极限承载力则随温度的升高逐渐减小。采用GY34胶黏剂时，温度的适当提高(不超过胶黏剂Tg,T的0.92倍)会提升搭接界面的承载能力，说明胶黏剂GY34具有良好的耐热性能。
![]()
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 jointsPmax(T)—Ultimate bearing capacity of lap joint at T temperature下式为采用本文GY34胶黏剂的搭接接头的极限承载力随温度的变化趋势的拟合公式和参考文献采用商品胶黏剂的搭接接头的极限承载力随温度的变化趋势的拟合公式，根据公式计算的理论值与实验值的比较见图12(b)，拟合精度较高，可用于不同温度下搭接接头的极限承载力预测。
Pmax(T)Pmax={0.244TTg,T+0.051,0.2⩽TTg,T⩽0.88−3.772TTg,T+0.146,0.88<TTg,T⩽1.2 (1) Pmax(T)Pmax={−0.112TTg,T+0.130,0.2⩽TTg,T⩽0.88−2.288TTg,T+0.638,0.88<TTg,T⩽1.2 (2) 式中：Pmax(T)为T温度下搭接接头的极限承载力；Pmax为室温环境下搭接接头的极限承载力。
2.2.4 CFRP表面应变分布
图13为不同温度下代表试件在加载过程中CFRP表面的应变分布。可知，随温度的升高，CFRP板表面的极限应变先增大后减小。25℃下，应变主要集中在钢板自由端附近(传递长度为120 mm)；随温度的升高，应变的分布更加均匀，传递长度逐渐增长，这是由于温度升高胶黏剂软化导致的，表明搭接接头的有效黏结长度随温度升高而增长。因此，对处于高温下的钢结构进行加固时，应适当增加CFRP板的搭接长度，使搭接长度大于或等于有效黏结长度，以提高构件的承载力。
2.2.5 CFRP-钢界面剪应力分布
通过布置在CFRP表面的应变片可求取相邻测点i和测点i-1间的界面平均剪应力，公式为[30]
τi−1/2=ΔεiEPtPΔLi=(εi−εi−1)EPtPli−li−1 (3) 式中：εi为CFRP板表面测点i处的应变；li为测点i距CFRP板端的距离；Δε为测点i与测点i-1处应变的差值；Ep与tp分别为CFRP板的弹性模量和厚度；Δli为测点i与测点i−1之间的距离。
不同温度下搭接试件在加载过程中的界面剪应力分布见图14。可知，在加载初期，剪应力仅分布在距钢板自由端约120 mm范围内，超过120 mm剪应力基本为0，且剪应力最大值位于钢板自由端；继续加载，由于钢板自由端附近的剪应力达到了胶黏剂的黏结强度，CFRP板与钢板界面开始发生剥离，此处剪应力迅速降低，剪应力峰值逐渐向CFRP板自由端转移，承担剪应力的界面长度进一步增大，但25℃下，剪应力有效传递长度为120 mm，而随温度升高，传递长度明显增加，在加载末期，剪应力的峰值已靠近CFRP板自由端，整个搭接面能有效发挥作用。说明在荷载作用下，CFRP-钢搭接试件的界面剪应力传递长度随温度的升高而增大，因高温环境下，胶黏剂变软，当温度未超过玻璃化转变温度时，胶黏剂在保持一定强度的条件下，断裂伸长率显著增加，使整个搭接面受力更加均匀，从而提高了界面剪应力的传递长度，提高了搭接界面的承载能力，但当温度超过胶黏剂的玻璃化转变温度后，胶黏剂拉伸强度及断裂伸长率均大幅下降，导致搭接界面承载力显著降低。
2.3 温度对CFRP-钢界面黏结-滑移关系的影响
黏结-滑移关系模型描述了界面局部剪应力和相对滑移的变化规律，是CFRP-钢界面性能研究中的关键问题。根据实测应变结果，假定搭接接头尾端(CFRP自由端)滑移量为0，从CFRP自由端端部到测点i对CFRP表面应变进行数值积分，可得测点i与测点i−1之间中点处的界面局部滑移量Si−1/2：
Si−1/2=εi+εi−14(li−li−1)+εi−1+εi−22(li−1−li−2)+i∑i=3εi−2+εi−32(li−2−li−3) (4) 由式(3)与式(4)联合可获得试件相邻测点间中点处在加载过程中剪应力与滑移量的关系。选取距钢板自由端20 mm处的剪应力和对应滑移量数据绘于图15，得到界面的黏结-滑移关系。
由图15可知，不同温度下搭接试件的粘结-滑移关系显示出相似的发展趋势，均为三线性梯形。可分为“线性增长”、“屈服平台”、“下降段”3个发展阶段。“屈服平台”和“下降段”的存在，表明该界面损伤过程中存在一个缓慢的损伤发展和“软化”过程，说明界面具有良好的韧性。
![]()
图 15 CFRP-钢界面黏结-滑移曲线Figure 15. Bond-slip curve of CFRP-steel interfaceτ—Shear stress; τf—Maximum shear stress; δ1—Maximum elastic slip; δ2—Maximum plastic slip; δf—limit of slip; δ—Slip三线性梯形的黏结-滑移关系模型可用下式表达：
{τ=τfδ1δ,δ⩽δ1τ=τf,δ1<δ⩽δ2τ=τfδf−δ2(δf−δ),δ2<δ⩽δfτ=0,δf<δ (5) 可以看出，梯形黏结-滑移关系由四个特征参数组成：最大界面剪应力τf和相对滑移参数δ1、δ2和δf。通过线性拟合可得到简化的黏结-滑移关系模型。将不同温度下的黏结-滑移关系模型绘于图16。可知，温度的升高不会改变黏结-滑移曲线的形状，仅会改变关键参数值的大小，如界面剪应力峰值、界面断裂能和滑移值等。表4给出了不同温度下黏结-滑移关键参数的定量值。可知，温度的升高会导致搭接试件的剪应力峰值降低，这与高温环境下胶黏剂的拉伸强度变化趋势相同。而相对滑移则先增加后减小，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，相对滑移逐渐增大，温度一旦超过胶黏剂的玻璃化转变温度Tg,T，相对滑移将大幅减小，这与胶黏剂胶体的断裂伸长率随温度的变化趋势相同。
表4中KE为简化模型上升段斜率(可反应黏结界面的刚度)，即KE=τf/δ1。KS为简化模型下降段斜率，即KS=τf/(δf−δ2)。由表4可知，随温度的升高，黏结界面的刚度KE、KS均逐渐降低，由于温度升高胶黏剂逐渐软化，从而导致界面刚度下降。表4列出了搭接接头的界面断裂能Gf，Gf是研究CFRP-钢界面粘结-滑移行为的重要参数，它等于黏结-滑移曲线所包围的面积。可以看出，随温度的升高，Gf也呈现先增加后降低的变化趋势。
![]()
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 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 interfaceName 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. 3. 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切线法获得的玻璃化转变温度Tg,S时达到峰值。GY34的Tg,S(71℃)可满足钢桥加固对耐热性的要求。
(2) 在25℃温度下，碳纤维增强复合材料(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Tg,S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；温度超过损耗因子法获得的玻璃化转变温度Tg,T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”3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。
-
![]()
图 1 玻璃纤维增强复合材料(GFRP)挂线模块及T形节点
Figure 1. Glass fiber reinforced polymer (GFRP) hanging wire module and T-connection
![]()
图 3 GFRP节点构造及几何尺寸参数
d, D, T, L—Inner diameter, outer diameter, thickness and length of the main pipe; B, w, L1—Width, thickness and length of the beam respectively
Figure 3. Configuration and geometrical parameters of GFRP connection
![]()
图 4 试验装置
D1-D5—Displacement transducers; H—Thickness of strengthen part; l—Length of strengthened part of pipe's end; L2—Distance from loading point to top of main pipe; L3—Distance from D1 to top of main pipe
Figure 4. Experimental setup
![]()
图 6 GFRP输电塔T形节点试件的位移(Δ)-荷载(F)曲线
FEA—Finite element analysis
Figure 6. Displacement (Δ)-load (F) curves of specimens of T-shaped GFRP transmission tower joint
![]()
图 7 GFRP输电塔T形节点试件的弯矩(M)-转角(φ)和M-径向变形(δ)曲线
Figure 7. Bending moment (M)-rotational angle (φ) and M-radial deformation (δ) curves of T-shaped GFRP transmission tower joint specimens
![]()
图 8 GFRP输电塔T形节点试件的破坏模式
Figure 8. Failure modes of specimens of T-shaped GFRP transmission tower joint
![]()
图 9 GFRP输电塔T形节点试件的基体拉伸损伤
Figure 9. Matrix-tension damage of specimens of T-shaped GFRP transmission tower joint
![]()
图 10 破坏荷载下GFRP输电塔T形节点Von Mises应力图
Figure 10. Von Mises's stress contour maps of specimens of T-shaped GFRP transmission tower joint under failure load
![]()
图 11 极限荷载下GFRP输电塔T形节点试件J-190-4-400-75的失效区域
Figure 11. Failure region of specimen J-190-4-400-75 of T-shaped GFRP transmission tower joint under ultimate load
![]()
图 12 极限荷载下GFRP输电塔T形节点试件J-190-4-400-75的应力分布
Figure 12. Stress contour maps of specimen J-190-4-400-75 of T-shaped GFRP transmission tower joint under ultimate load
![]()
图 13 GFRP输电塔T形节点承载力随材料参数变化
Fs—Load while matrix tensile failure occurs
Figure 13. Variation of capacity of T-shaped GFRP transmission tower joint with material parameters
![]()
图 14 GFRP输电塔T形节点的无量纲弯矩˜Ms随基体拉伸强度Yt和纵向剪切强度SL之比变化
Figure 14. Variation of nondimensional bending moment ˜Ms of T-shaped GFRP transmission tower joint with the ratio of tension strength of matrix Yt to longitudinal strength SL
![]()
图 15 GFRP输电塔T形节点的两种初始损伤模式
Figure 15. Two initial damage modes of T-shaped GFRP transmission tower joint
![]()
图 16 GFRP输电塔T形节点的弯矩Ms随径厚比相关参数γ变化
Figure 16. Bending moment Ms of T-shaped GFRP transmission tower joint varies with the diameter to thickness ratio-related parameter γ
![]()
图 17 GFRP输电塔T形节点的˜Ms随w/D的变化
Figure 17. Variation of ˜Ms of T-shaped GFRP transmission tower joint with w/D
![]()
图 18 GFRP输电塔T形节点的˜Ms 随B/D的变化
Figure 18. Variation of ˜Ms of T-shaped GFRP transmission tower joint with B/D
![]()
图 19 理论计算和FEA得到的GFRP输电塔T形节点承载力
Ms, FEA—Capacity via FEA; Ms, Th—Capacity via Equation (8)
Figure 19. Capacities of T-shaped GFRP transmission tower joint via theoretical and FEA approaches
![]()
图 20 GFRP输电塔T形节点的设计值和FEA结果
Figure 20. Values of design capacity of T-shaped GFRP transmission tower joint and FEA results
表 1 GFRP节点试件几何尺寸
Table 1 Geometrical parameters of GFRP connection specimens
Specimen number d/mm D/mm T/mm L/mm B/mm w/mm L1/mm J-190-4-400-75 190 198 4 2200 400 75 1000 J-190-4-300-75 190 198 4 2200 300 75 1000 J-172-14-400-75 172 198 14 2200 400 75 1000 
下载: 导出CSV
Parameters Value E1c/MPa 49760 E2c/MPa 12970 ν21c 0.28 G12/MPa 3220 G13/MPa 3220 G23/MPa 3220 Xt/MPa 964.25 Yt/MPa 53.12 Xc/MPa 617.16 Yc/MPa 103.83 SL/MPa 34.71 St/MPa 34.71 Gc,ft/(N·mm−1) 45 Gc,fc/(N·mm−1) 40 Gc,mt/(N·mm−1) 0.165 Gc,mc/(N·mm−1) 0.800 Notes: E1c, E2c—Young's modulus in the direction parallel and perpendicular to fiber respectively, while under compression; ν21c—Poisson's ratio while under the compression in the direction parallel to fiber; G—Shear modulus with subscripts 1, 2 and 3 defining the directions parallel to fiber, perpendicular to fiber, and the direction perpendicular to the plane by directions 1 and 2; Xt, Xc—Tension and compression strength respectively in the direction parallel to fiber; Yt, Yc—Tension and compression strength in the direction perpendicular to fiber; St, SL—Shear strength in the lateral and longitudinal directions respectively; Gc—Fracture toughness with subscripts ft, fc, mt and mc defining fiber in tension, fiber in compression, matrix in tension and matrix in compression respectively.
下载: 导出CSV
表 3 GFRP输电塔T形节点参数敏感性分析采用的材料参数
Table 3 Material parameters used for parametric sensitivity analysis of T-shaped GFRP transmission tower joints
Xt/MPa Yt/MPa Xc/MPa Yc/MPa St/MPa SL/MPa 650, 750, 850, 964.25,
1050, 1150, 125030, 40, 50, 53.12,
60, 70, 100300, 400, 500, 617.16,
700, 800, 90060, 70, 80, 103.83,
120, 140, 16020, 25, 30, 34.71,
40, 45, 5010, 20, 26, 34.71,
45, 53, 63
下载: 导出CSV
表 4 试件J-190-4-400-75与试件J-172-14-400-75的材料强度比取值
Table 4 Material strength ratios for specimen J-190-4-400-75 and specimen J-172-14-400-75
Yt SL 30, 40, 53, 60, 70 10, 20, 34, 40, 50
下载: 导出CSV
表 5 用于参数敏感性分析的GFRP输电塔T形节点的几何参数
Table 5 Geometry parameters for parametric sensitivity analysis of T-shaped GFRP transmission tower joint
D/mm T/mm B/mm w/mm 200 14, 7, 4 200, 250, 300, 350, 400 40, 50, 60, 70, 76
下载: 导出CSV
表 6 可靠度分析相关参数
Table 6 Parameters related to reliability analysis
kd,n kd,∞ ξ Vτ η 3.0400 3.0400 0.9996 0.0712 0.7323 Notes: kd,n, kd,∞—Coefficients related to reliability; ξ—Correction factor; Vτ—Coefficient of variation (COV) of error term τ; η—Reduction factor.
下载: 导出CSV
-
[1] BAKIS C E, BANK L C, BROWN V L, et al. Fiber-reinforced polymer composites for construction—State-of-the-art review[J]. Journal of Composites for Construction,2002,6(2):73-87. DOI: 10.1061/(ASCE)1090-0268(2002)6:2(73)
[2] 滕锦光. 新材料组合结构[J]. 土木工程学报, 2018, 51(12):1-11. TENG Jinguang. New-material hybrid structures[J]. China Civil Engineering Journal,2018,51(12):1-11(in Chinese).
[3] 刘承斌, 应健, 陈勇, 等. 全玻璃纤维增强树脂筋混凝土电缆排管的抗弯试验[J]. 复合材料学报, 2018, 35(1):70-80. LIU Chengbin, YING Jian, CHEN Yong, et al. Experimental study on flexural performance of concrete cable duct reinforced with glass fiber reinforced polymer bars[J]. Acta Materiae Compositae Sinica,2018,35(1):70-80(in Chinese).
[4] 叶列平, 冯鹏. FRP在工程结构中的应用与发展[J]. 土木工程学报, 2006, 39(3):24-36. DOI: 10.3321/j.issn:1000-131X.2006.03.004 YE Lieping, FENG Peng. Applications and development of fiber-reinforced polymer in engineering structures[J]. China Civil Engineering Journal,2006,39(3):24-36(in Chinese). DOI: 10.3321/j.issn:1000-131X.2006.03.004
[5] GODAT A, LÉGERON F, GAGNÉ V, et al. Use of FRP pultruded members for electricity transmission towers[J]. Composite Structures,2013,105:408-421.
[6] 柳欢欢, 刘明慧, 于鑫. 复合材料输电杆塔设计方法讨论[J]. 玻璃钢/复合材料, 2013(6):48-52. LIU Huanhuan, LIU Minghui, YU Xin. The discussion of designing fiber reinforce plastic transmission tower[J]. Fiber Reinforced Plastics/Composites,2013(6):48-52(in Chinese).
[7] 王力, 罗正帮, 杨雪锋. 复合材料输电杆塔设计及其发展的制约因素[J]. 工程与建设, 2014, 28(4):504-505, 562. WANG Li, LUO Zhengbang, YANG Xuefeng. Constraints on the design of composite power transmission towers and their development[J]. Engineering and Construction,2014,28(4):504-505, 562(in Chinese).
[8] 崔旭, 冯炳, 陈勇, 等. 基于多尺度建模的GFRP输电塔数值仿真[J]. 空间结构, 2022, 28(4):87-96, 15. CUI Xu, FENG Bing, CHEN Yong, et al. Numerical simulation of GFRP transmission tower based on multi-scale modeling[J]. Spatial Structures,2022,28(4):87-96, 15(in Chinese).
[9] ADISHCHEV V V, ZUBKOV A S, IVANOV A I, et al. Rational design of steel-GFRP towers for ultracompact overhead power lines[J]. Mechanics of Advanced Materials and Structures,2020,27(3):189-195. DOI: 10.1080/15376494.2018.1472331
[10] 赵胜利, 曾健, 苏耀国, 等. 复合材料输电杆塔结构受力分析[J]. 电网与清洁能源, 2018, 34(2):23-29. DOI: 10.3969/j.issn.1674-3814.2018.02.004 ZHAO Shengli, ZENG Jian, SU Yaoguo, et al. Force analysis of the composite material transmission tower structure[J]. Power System and Clean Energy,2018,34(2):23-29(in Chinese). DOI: 10.3969/j.issn.1674-3814.2018.02.004
[11] 马辉, 刘云贺, 郭宏超, 等. 双向荷载作用下 FRP 复合材料横担体系受力性能试验研究[J]. 西安理工大学学报, 2015, 31(2):164-170. MA Hui, LIU Yunhe, GUO Hongchao, et al. Experimental research on mechanical properties of cross arm system using FRP composite material under two-way loads[J]. Journal of Xi'an University of Technology,2015,31(2):164-170(in Chinese).
[12] 任宗栋, 刘泉, 默增禄. 纤维增强复合材料输电杆塔节点设计及优化[J]. 电力建设, 2011, 32(4):87-91. REN Zongdong, LIU Quan, MO Zenglu. Joint design and optimization of FRB tower[J]. Electric Power Construction,2011,32(4):87-91(in Chinese).
[13] 吴雄, 蔡炜, 李健, 等. 电力纤维增强复合材料应用进展[J]. 复合材料科学与工程, 2021(11):116-128. WU Xiong, CAI Wei, LI Jian, et al. Application progress of power fiber reinforced composite materials[J]. Composites Science and Engineering,2021(11):116-128(in Chinese).
[14] ASYRAF M R M, ISHAK M R, SAPUAN S M, et al. Utilization of bracing arms as additional reinforcement in pultruded glass fiber-reinforced polymer composite cross-arms: Creep experimental and numerical analyses[J]. Polymers,2021,13(4):620. DOI: 10.3390/polym13040620
[15] SYAMSIR A, EAN L W, ASYRAF M R M, et al. Recent advances of GFRP composite cross arms in energy transmission tower: A short review on design improvements and mechanical properties[J]. Materials,2023,16(7):2778. DOI: 10.3390/ma16072778
[16] 何昌林, 沈帆, 柯锐, 等. 复合绝缘横担在110 kV输电线路改造工程中的应用研究[J]. 电瓷避雷器, 2023(2):157-163. HE Changlin, SHEN Fan, KE Rui, et al. Application of composite insulated crossarm in the reconstruction project of 110 kV transmission line[J]. Insulators and Surge Arresters,2023(2):157-163(in Chinese).
[17] 李健, 吕健双, 柯嘉, 等. 500 kV同塔双回复合横担杆塔研究[J]. 电力勘测设计, 2023(2):57-61, 88. LI Jian, LYU Jianshuang, KE Jia, et al. Research on composite cross-arm tower of 500 kV double circuit transmission line[J]. Electric Power Survey & Design,2023(2):57-61, 88(in Chinese).
[18] BANK L C, MOSALLAM A S, MCCOY G T. Design and performance of connections for pultruded frame structures[J]. Journal of Reinforced Plastics and Composites,1994,13(3):199-212. DOI: 10.1177/073168449401300302
[19] MOSALLAM A S, ABDELHAMID M K, CONWAY J H. Performance of pultruded FRP connections under static and dynamic loads[J]. Journal of Reinforced Plastics and Composites,1994,13(5):386-407. DOI: 10.1177/073168449401300501
[20] SMITH S J, PARSONS I D, HJELMSTAD K D. An experimental study of the behavior of connections for pultruded GFRP I-beams and rectangular tubes[J]. Composite Structures,1998,42(3):281-290. DOI: 10.1016/S0263-8223(98)00082-8
[21] SMITH S J, PARSONS I D, HJELMSTAD K D. Experimental comparisons of connections for GFRP pultruded frames[J]. Journal of Composites for Construction,1999,3(1):20-26. DOI: 10.1061/(ASCE)1090-0268(1999)3:1(20)
[22] MARTINS D, PROENÇA M, ALMEIDA GONILHA J, et al. Experimental and numerical analysis of GFRP frame structures. Part 1: Cyclic behaviour at the connection level[J]. Composite Structures,2019,220:304-317. DOI: 10.1016/j.compstruct.2019.03.097
[23] ASCIONE F, LAMBERTI M, RAZAQPUR A G, et al. Strength and stiffness of adhesively bonded GFRP beam-column moment resisting connections[J]. Composite Structures,2017,160:1248-1257. DOI: 10.1016/j.compstruct.2016.11.021
[24] RAZAQPUR A G, ASCIONE F, LAMBERTI M, et al. GFRP hollow column to built-up beam adhesive connection: Mechanical behaviour under quasi-static, cyclic and fatigue loading[J]. Composite Structures,2019,224:111069. DOI: 10.1016/j.compstruct.2019.111069
[25] ASCIONE F, LAMBERTI M, RAZAQPUR A G, et al. Pseudo-ductile failure of adhesively joined GFRP beam-column connections: An experimental and numerical investigation[J]. Composite Structures,2018,200:864-873. DOI: 10.1016/j.compstruct.2018.05.104
[26] ASCIONE F, GRANATA L. Mechanical models for predicting the strength and stiffness of a beam-to-column adhesively-bonded connection between pultruded profiles[J]. Structures,2022,43:493-507.
[27] FENG P, WU Y, DING Y W, et al. Quasi-plastic flexural behavior of adhesive-bolt hybrid connection for large scale pultruded GFRP frame[J]. Engineering Structures,2021,238:112200. DOI: 10.1016/j.engstruct.2021.112200
[28] ASCIONE L, CARON J F, GODONOU P, et al. Prospect for new guidance in the design of FRP: EUR 27666 EN [R]. Ispra: European Commission's Joint Research Centre, 2016.
[29] 周磊, 汪楚清, 孙清, 等. 玻璃纤维增强复合材料输电塔节点承载力试验研究及有限元分析[J]. 西安交通大学学报, 2013, 47(9):112-118. ZHOU Lei, WANG Chuqing, SUN Qing, et al. Experimental study and finite element analysis on ultimate bearing capacity of joint of glass fiber reinforced polymer for transmission tower[J]. Journal of Xi'an Jiaotong University,2013,47(9):112-118(in Chinese).
[30] PINHO S T, DARVIZEH R, ROBINSON P, et al. Material and structural response of polymer-matrix fibre-reinforced composites[J]. Journal of Composite Materials,2012,46(19-20):2313-2341.
[31] HASHIN Z, ROTEM A. A fatigue failure criterion for fiber reinforced materials[J]. Journal of Composite Materials,1973,7(4):448-464. DOI: 10.1177/002199837300700404
[32] HASHIN Z. Failure criteria for unidirectional fiber composites[J]. Journal of Applied Mechanics,1980,47(2):329-334. DOI: 10.1115/1.3153664
[33] 蔡勇, 冯炳, 陈勇, 等. 基于渐进损伤模型的缠绕玻璃纤维增强复材圆管轴压性能仿真[J]. 工业建筑, 2021, 51(7):194-202. DOI: 10.13204/j.gyjzG20070105 CAI Yong, FENG Bing, CHEN Yong, et al. Numerical simulations of axial compressive properties for gfrp pipes by the filament winding method based on the progressive damage model[J]. Industrial Construction,2021,51(7):194-202(in Chinese). DOI: 10.13204/j.gyjzG20070105
[34] European Committee for Standardization (CEN). Eurocode-basis of structural design: EN 1990: 2002 + A1: 2005 E[S]. Brussels: European Committee for Standardization, 2005.
-
期刊类型引用(2)
1. 刘海州，魏婉楚，李咏斌，李波，刘剑. 车用粘接密封胶的多材质适应性研究. 汽车工艺与材料. 2024(09): 54-58 . 
百度学术
2. 任翔，张泽亚，孙亚民，韩琇珠，陈少杰，周浩男. 大温差循环作用下CFRP板-钢界面黏结性能试验. 中国公路学报. 2024(10): 116-127 . 百度学术
其他类型引用(2)
-
目的
整体成型的玻璃纤维增强复合材料(GFRP)节点是确保GFRP输电塔挂线模块安全的关键结构部件。然而，目前尚未见其相关承载力计算方法，致使难以开展经济合理的工程设计。本文通过试验及数值仿真分析，研究提出适用于工程设计的GFRP整体成型T形节点抗弯承载力计算式。
方法首先选择了两个典型节点形式进行抗弯力学性能的试验研究，利用基于Matzenmiller-Lapczyk损伤演化模型的GFRP空心圆管构件建模方法建立有限元模型，再利用经试验验证的有限元模型进行了关于垂直纤维方向抗拉强度和剪切强度比值、主管直径与厚度比值、节点横梁宽度及厚度等参数的敏感性分析。通过深入分析失效模式，界定了节点破坏主要影响参数的范围，并结合Hashin失效准则和回归分析推演该节点抗弯承载力的解析计算式，最后对该式进行了工程设计可靠度分析。
结果试验结果表明，该GFRP整体成型T形节点的主要破坏形式为主管环向基体拉伸破坏，破坏类型为脆性破坏，节点最终破坏形态为主管受压侧出现凹陷和纵向裂缝。有限元计算结果表明，节点的材料失效区域主要分布于节点附近的主管与试验破坏位置一致，两试件基于复合材料单元的有限元计算结果和试验结果的极限荷载的误差不到1%，极限位移误差为8.89%和3.07%，表明该数值仿真计算可较好地反映GFRP节点的力学性能。材料参数的敏感性研究表明，垂直于纤维拉伸强度和剪切强度的增加将使得损伤荷载增加。计算结果表明，/小于临界值时试件的节点损伤荷载保持不变且节点破坏模式为节点附近主管的环向基体拉伸破坏，/超过该临界值时，节点损伤荷载随着/的增大而减少，节点破坏位置逐渐偏离节点中心，破坏形式主要为主管自身受到弯剪组合荷载后破坏。令/=1以排除掉主管构件自身的破坏，并将损伤时弯矩作为节点抗弯承载力，通过对75个具有不同、/2和/参数的节点进行基于仿真计算的抗弯承载力几何参数敏感性分析，计算结果表明/、/是影响节点抗弯承载力的主要几何参数。结合Hashin失效准则和回归分析提出的抗弯承载力计算式与有限元计算结果相比无论是数值还是变化趋势均较为接近，两者之比的均值和变异系数分别为1.032和6.80%，表明该式可以较好地估算节点抗弯承载力。据欧洲规范可靠度分析理论所得设计承载力计算式的结果具有99.9%的保证率。
结论采用复合材料单元并结合Hashin失效准则和Matzenmiller-Lapczyk损伤演化模型可有效反映节点的力学性能。节点的承载力和破坏形式与垂直于纤维拉伸强度和剪切强度的比值密切相关。该比值较小时主要破坏形式为节点附近GFRP主管的基体拉伸破坏，节点承载力仅和垂直于纤维拉伸强度成正比关系，当比值增大时破坏位置从节点向主管中部迁移，承载力随之下降。参数敏感性分析表明影响节点承载力的主要几何参数为/和/本文提出的计算式准确地反映了节点抗弯承载力，适用于工程设计。
-
鉴于玻璃纤维增强复合材料(Glass Fiber Reinforced Polymer, GFRP)的高比强度和绝缘特性，已被广泛用于电力工程中的输电杆、塔及变电构架等。连接GFRP构件的节点是确保GFRP输电塔结构安全的关键部件，其结构性能分析往往采用基于FRP材料单元建模的大规模有限元分析，通常只能满足结构验算要求，此外该分析方法还存在建模难度高、计算费时等缺陷，难以用于进行经济合理的工程结构设计。因此，总结并提出节点承载力理论计算式，对于GFRP工程结构的推广应用具有重要意义。
本文针对
图1 所示装配式GFRP输电塔挂线模块中的整体成型GFRP梁柱节点开展抗弯承载力研究，通过试验、有限元分析和参数敏感性研究深入了解其力学性能，并识别影响承载力的关键参数，并推演抗弯承载力计算式。相比于钢结构节点，GFRP材料的各向异性特征使得同一几何参数节点的破坏模式还和材料参数相关。研究表明，垂直纤维方向强度和剪切强度之比Yt/SL小于临界值时节点承载力保持不变且节点破坏模式为节点附近主管的环向基体拉伸破坏，Yt/SL超过该临界值时，节点承载力随着Yt/SL的增大而减少，节点破坏位置逐渐偏离节点中心，破坏形式主要源于主管自身受到的弯剪组合荷载。由此所推演的抗弯承载力经验公式不但有效界定了节点破坏形式，还具有形式简洁、物理意义明确、计算快速和准确等特点，解决了GFRP工程结构设计系列难题中的一个重要问题。根据可靠度分析获得的节点抗弯承载力设计值具有99.9%的保证率，满足工程设计要求。
GFRP挂线模块(a)的T形节点(b)的加载试验(c)及节点失效破坏模式(d)
承载力随材料强度比Yt/SL的变化(a)及其理论计算值与有限元计算结果对比(b)
计量
- 文章访问数: 677
- HTML全文浏览量: 564
- PDF下载量: 36
- 被引次数: 4
