1、一種新型復合材料連接技術預緊力齒連接 1-構造與傳力機理歐得寶翻譯摘要：為解決現有復合材料連接技術連接效率較低的問題，本文提出了一種新型復合材料連接技術-預緊力齒連接。在對該連技術構造進行詳細介紹的基礎上通過接頭單齒、多齒承載力實驗以及正應力對層間剪切強度的增強實驗對該連接技術的連接效率與傳力機理進行了研究，研究表明：（1）齒長與齒寬以及施加預緊力的大小是單齒承載力的主要因素。（2）該連接的壓縮連接效率最大達到了66.3%，拉伸連接效率最大達到了58.4%，而傳統的復合材料連接技術的連接效率最高才40%。（3）拉擠型單向纖維復合材料具有較高的層間抗剪能力與正應力可以顯著提高復合材料層間抗剪強度

2、是該連接技術可以傳遞較高荷載的主要原因。由此本文提出連接技術具有良好的力學性能，因此可廣泛的應用于工程。關鍵詞：復合材料 預緊力齒連接 連接效率 傳力機理 復合材料由于輕質、高強、耐腐蝕等優點，在土木工程中得到廣泛的應用，但應用主要集中在承載能力低、跨徑較小的結構。這除了和復合材料結構一次性投入成本高、制備工藝與設計計算理論不完善等有關外，缺乏有效的連接技術也是限制復合材料在土木工程中推廣的重要因素。目前復合材料構件的連接技術從原理上可以區分為螺栓連接、膠接、膠螺混合連接與摩擦連接等幾種形式。（1）螺栓連接：螺栓連接從成孔方式上可以區分為鉆孔成型與編織成型兩種，所謂鉆孔成型的螺栓連接是指在成型

3、的復合材料型材上鉆孔形成螺栓孔,該工藝可應用于各種截面形式的復合材料構件連接，但由于成孔過程破壞了纖維連續性，接頭的承載力較低，一般只能應用于荷載等級較小的人行天橋或輕型屋面等1234，如：美國公司制作的復合材料人行桁架橋，橋長25m，通行荷載只有3t5。編織成型的螺栓連接是指先利用纖維絲圍繞螺栓桿纏繞編織成螺栓孔,在浸透樹脂后固化成復合材料型材.該工藝成型的螺栓孔可以保持纖維的連續性，接頭強度得到顯著提高6 7。但編織工藝難以將接頭與大型構件一次成型，因而也難以在大型工程結構中應用。（2）膠接：目前膠接從構造上可以區分為蓋板連接與套筒連接等幾種形式，雖然該連接方式對構件沒有任何削弱，但是蓋板

4、連接的端部剪應力與剝離應力集中導致連接所能夠傳遞荷載有限89。鋼套筒內部灌膠的連接方式降低了端部剪應力與剝離應力集中程度，可以承受較高的荷載，已成功應用于預應力索、斜拉索的錨固10 11121314 15。但只能應用于承受拉力的筋材，適用范圍有限，并存在明顯的老化問題。（3）膠螺混合連接：該連接技術就是在接頭上同時采用了膠接與螺栓連接兩種方式，當螺栓與螺栓孔壁間存在間隙，在膠層破壞時螺栓承擔荷載較小，接頭承載力提高有限。當增加膠層厚度、改變制作工藝時，可以提高螺栓在混合接頭中的承載比例，但是也只能使構件強度發揮到50%左右1617。(4)摩擦型連接18。摩擦型連接主要是指使用機械夾持式錨具夾緊

5、FRP筋，依靠錨具與 FRP筋間摩擦力和咬合力實現錨固。但FRP筋的橫向抗剪強度較低，尤其是在應力集中處易發生由部分纖維絲斷裂導致的FRP筋整體斷裂，因此難以在土木工程中大規模應用。基于徑向壓應力可以有效提高材料抗剪強度基本原理,本文提出了一種新型復合材料連接技術預緊力齒連接。文中詳細介紹了該連接技術的構造組成與預緊力施加工藝，通過試驗證明了該接頭具有較高的連接效率，分析了高效傳力的機理。1、預緊力齒連接的構造與施加工藝所謂的復合材料預緊力齒連接是指在復合材料型材接頭位置加工環狀或條狀齒，并在連接復合材料型材的金屬件上加工相匹配的齒，在將金屬件與復合材料裝配后，通過一定方法給復合材料齒上施加一

6、定的徑向壓力，最后通過復合材料齒根位置層間抗剪能力以及接觸面上的摩擦力共同傳遞外荷載。 圖1預緊力齒連接示意圖L;yi 圖2復合材料管接頭示意圖 圖3復合材料板接頭示意圖復合材料管材預緊力齒連接接頭的預緊力可以通過兩種方法施加：一是通過環向高強螺栓的張拉施加,其施工過程如下:首先在加工帶有內齒的外部鋼套時在鋼套外緣加工三個耳朵（圖4）；而后將鋼套沿耳朵中部切成三等份，同時在耳朵上設置螺栓孔；其次將三等份的外金屬套安裝到復合材料管上；最后在在耳朵上安裝高強螺栓，通過扭矩扳手扭緊螺母，使螺栓桿中產生拉應力、金屬套筒與復合材料界面上產生壓應力（圖5）。第二種方法是通過盈配合來施加預緊力，即先預制沒有

7、耳朵的、帶有內螺旋齒的外部鋼套以及外螺旋齒的復合材料管；而后通過旋轉將將金屬套筒安裝到復合材料管上；其次，加工外徑略大于復合材料內徑的內金屬管，過盈量根據施加預緊力的大小計算得到；最后通過壓力施加裝置將內金屬管壓入復合材料管中，這樣通過內金屬管擠壓復合材料管形成界面上的預緊力（圖6）。圖6過盈配合施加預緊力示意圖復合材料板連接一般采用高強螺栓來施加預緊力，即在復合材料齒槽內制備螺栓孔，同時在鋼板上相應的位置制備螺栓孔，在螺孔內放置高強螺栓通過對高強螺栓施加預緊力，從而達到對復合材料齒施加正應力的目的，如圖7所示。圖7平板施加預緊力示意圖兩種施加預緊力的方法各有優勢：第一種方法在施加預緊力時可以

8、通過扭力扳手隨時調整預緊力大小，便于使用過程中補充預應力，但需要在外部鋼套上加工耳朵與安裝高強螺栓，增加了試件的制作成本與接頭重量。過盈配合法可以有效降低接頭的重量，但是預緊力施加到位后一般不能進行動態調整，不利于后期控制。如果復合材料管在預緊力作用下蠕變顯著，預緊力損失明顯，那么需要采用高強螺栓進行預緊力施加，如果預緊力在使用過程中不明顯，建議采用可有效降低重量的過盈配合法施加預緊力。2、預緊力齒連接技術試驗研究復合材料預緊力齒連接是一種由多道齒組成的連接方式，該連接方式是通過多道齒共同受力傳遞荷載。由于復合材料是一種脆性材料故當連接處有一道齒發生破壞，則整個接頭就發生破壞。因此在對其極限承

9、載力實驗研究之前，有必要對單齒的極限承載力進行研究。2.1單齒極限承載力試驗研究單齒的破壞形式主要受以下幾個因素影響：（1）齒的深度；（2）齒的長度；（3）預緊力的大小。由于復合材料板齒連接制作簡單，同時在實驗過程中便于觀測其破壞現象，因此在本節中主要通過復合材料板雙面單齒試驗得到上述各因素與單齒破壞模式之間的對應關系。在試驗中復合材料板的幾何尺寸為：板寬50mm，板厚17mm。在復合材料板兩端分別加工一道螺齒，在齒槽中制備兩螺栓孔，如圖8所示。制備相應的鋼板通過齒與復合材料板連接再通過螺栓施加預緊力，如圖9所示。詳細的試驗方案如下：（1）固定齒深與預緊力大小，變化齒長；在這組試驗中齒深為2m

10、m，在復合材料板上布置兩個孔徑為10mm的螺栓孔，通過直徑為8mm的高強螺栓施加預緊力，每個螺栓上施加預緊力為40kN，即施加在復合材料齒上正應力的大小為30MPa。復合材料螺齒的長度有：9mm、12mm、18mm、23mm、25mm和30mm。（2）固定齒長與預緊力大小，變化齒深；在這組試驗中齒長為25mm，在復合材料板上布置兩個孔徑為10mm的螺栓孔，選用直徑為8mm的高強螺栓施加預緊力，每個螺栓上施加預緊力為40kN，即施加在復合材料齒上正應力的大小為30MPa。復合材料螺深為：0.5mm、1mm、1.5mm、2mm和4mm。（3）固定齒長與齒深，變化預緊力大小；在這組試驗中齒長為25m

11、m，齒深分別為0.5mm與2mm，在復合材料板上布置兩個孔徑為10mm的螺栓孔，選用直徑為8mm的高強螺栓，施加預緊力的大小為：0kN、10kN、25kN、30kN、35kN與40kN。表1材料參數圖8復合材料板 圖9復合材料單齒連接試件測試在電子萬能實驗機上進行，如圖10所示。該機采用計算機控制，自動采集數據并保存為數據文件，測試精度較高。根據ASTMD3846-94標準的規定，加載速度為0.5mm/sec。試驗主要采集了試件破壞時的荷載即極限荷載。試驗結果見表2、3、4與5。圖10試件加載表2變化齒深的結果表3變化齒長的結果表4齒深為2mm變化預緊力的結果表5齒深為0.5mm變化預緊力的結

12、果通過大量的實驗可得:單齒破壞有兩種形式，一是齒深較小時，復合材料齒前端發生局部擠壓破壞；二是齒深較大時，復合材料齒沿齒根部發生水平剪切破壞（圖，如果相片能夠顯著說明，就直接用相片，如果相片不清晰，就配合相片繪制示意圖）。擠壓破壞的階段性不明顯，剪切破壞呈現顯著的階段性，加載初期很長時間內，構件表面無異常，也無異常聲響；隨著荷載持續增加，開始聽到細微而且連續的破壞聲響，在復合材料齒前端齒根位置發現細微的水平裂縫，并快速向后發展；裂縫發展到一定長度后（一般達不到齒的全長），伴隨一聲巨響，齒整體剪切破壞，接頭達到極限承載力。幾何參數對單齒承載力的影響幾何參數對單齒承載力的影響主要包含：齒深、齒長兩

13、個方面。圖11為在相同預緊力和齒長下復合材料單齒極限承載力與齒深之間的關系，由圖可見：當齒深由0.5mm增加到2mm時，單齒的極限承載力隨齒深的增加而增加，當齒深由2mm增加到4mm時，單齒的極限承載力隨齒深的增加而降低。這說明在復合材料板厚一定的情況下存在一個最佳齒深值，在該齒深下單齒承載力最大。因此在對復合材料預緊力齒連接設計時為保證充分發揮齒的承載力必須尋求最佳齒深。圖12為在相同預緊力和齒深下，復合材料單齒極限承載力與齒長之間的關系。由圖可見：齒長增加的初期，單齒極限承載力隨齒長增加而增加，在齒長達到30mm時，單齒極限承載力達到最大，隨后單齒承載力趨于穩定。由此說明：在齒長較短時，增

14、加齒長有助于提高齒的極限承載力，但當齒長增加到一定程度后，單齒極限承載力并不會隨齒長增加而增加，即在齒長超過臨界值后增加齒長將不會提高承載力。通過分析說明，單齒幾何參數對接頭的承載力有較大的影響，因此選擇合理的幾何參數對優化該類接頭有重要的意義。圖11單齒極限承載力與齒深的關系 圖12單齒極限承載力與齒長的關系2.1.2預緊力對單齒承載力的影響在復合材料齒上施加預緊力使齒受到徑向約束，會在齒根水平面上形成徑向壓應力，徑向約束會使復合材料的承壓能力提高，徑向壓應力會提高復合材料層間抗剪強度，最終提高齒連接的承載能力。圖13、14是齒深分別為0.5mm、2mm，齒長均為25mm時，單齒的極限承載力

15、隨預緊力的變化趨勢圖。由圖可見：單齒的極限承載力都隨預緊力的增加而增加，而且施加預緊力較小時承載力增加緩慢，較大時增加顯著；由于破壞模式的不一樣，相同預緊力下極限承載力的增加幅度不一致，在都施加40KN預緊力的情況下，齒深0.5mm、呈現擠壓破壞的接頭承載力增加了39Kn，而齒深2mm，呈現剪切破壞的接頭承載力增加了51kN。圖13齒深為0.5mm承載力隨預緊力的變化 圖14齒深為2mm承載力隨預緊力的變化 由上面的分析可知，為提高接頭極限承載力，單齒的齒深與齒長均存在一個合理值，本研究中采用的復合材料分別為2mm與30mm，預緊力的施加越大越好，當然需要考慮預緊力施加過程中不得使復合材料先期

16、發生破壞。2.2復合材料預緊力齒連接效率試驗在對單齒極限承載力研究因素基礎之上對復合材料管、板兩種型材多齒連接進行了拉壓試驗。試驗中的復合材料管由含60%S型玻璃纖維和乙烯基樹脂拉擠而成，抗拉與抗壓強度分別為759MPa、620MPa。管直徑76mm，壁厚為8mm。接頭處復合材料上的齒寬為12mm（受試驗機量程控制，沒有采用30mm的齒長），齒與齒之間的間距為8mm，齒深2mm，共設置7道齒。外部鋼套筒壁厚為10mm，為了與復合材料管配合，鋼套上齒的寬度為8mm，間距12mm。螺栓采用直徑為16mm的高強螺栓。根據施加預緊力大小的不一樣，試驗分為三組，每組有兩個試件，施加在復合材料與鋼套界面上

17、的正應力分別為31.25Mpa、37.5Mpa與56.25MPa，采用大量程壓力試驗機進行抗壓試驗。復合材料板的組分比例以及成型工藝與管材相同，板材寬為50mm，厚為17mm，由于拉力試驗機的量程有限，齒的數量設置為4個，齒長為25mm，齒深為2mm，施加正應力的大小為40Mpa。試件加載過程如圖15所示。 圖15復合材料試件加載加載時試驗機的速度控制在22kN/m，試驗結果見表6、7。試件的最終破壞形式見圖16。表6 復合材料管抗壓試驗結果表7復合材料板抗拉試驗結果圖16復合材料試件破壞示意圖由圖可見，兩種構件的最終破壞都是齒根位置順纖維方向發生了剪切破壞，也就是說接頭承載力由復合材料層間抗

18、剪能力來提供。由表6與7可見，預緊力齒連接技術的連接效率與預緊力大小、齒數、齒寬等有密切關系，在齒數一定的情況下增加預緊力可以顯著提高接頭的連接效率。在現有的試驗中，管材的預緊力齒連接抗壓連接效率最大達到了66.3%，板材的抗拉連接效率最大達到了58.4%。而對于單向纖維復合材料型材膠連接的連接效率一般在15%左右，螺栓連接的連接效率一般在20-25%之間19，即使是膠-螺協調工作的膠-螺混合連接的連接效率一般在40%以下20。由此可見本文提出的連接形式比現有的復合材料連接形式能更好地發揮復合材料強度。3、預緊力齒連接技術傳力機理分析從上面的試驗研究可以看出，復合材料的預緊力齒連接技術具有較高

19、的連接效率，可以滿足復合材料大承力構件相互連接的需求，這與預緊力齒連接技術依靠復合材料層間抗剪傳力的機理有密切關系.首先，拉擠型單向纖維復合材料具有較高的層間抗剪能力。由于纖維走向單一，一般認為單向纖維復合材料層間抗剪強度主要取決于樹脂的性能，而事實上單向纖維復合材料的層間抗剪強度明顯高于單純樹脂的抗剪強度。表8對一些試驗得到復合材料層間抗剪強度與單純樹脂的抗剪強度進行了對比（表中沒有沒有膠體抗剪強度值），由表可見（參考文獻沒有）：同樣是環氧樹脂基體，形成復合材料后的層間抗剪強度一般是單純樹脂抗剪強度的2到3倍以上，而且與纖維類型有顯著關系，采用碳纖維復合材料層間抗剪強度由高于玻璃纖維復合材料

20、的層間抗剪強度。之所以這樣，這是因為拉擠型復合材料在成型過程中，纖維在空間中不完全平順，以圖（陳立處有混雜纖維桿的相片）中碳纖維與玻璃纖維混雜復合材料拉擠棒材為例，白色部分為玻璃纖維，黑色部分為碳纖維，可以明顯看到纖維與纖維之間出現相互交織的現象，即使是單一纖維的微觀圖也能顯著觀察到纖維在空間上相互交錯（圖10），因此拉擠型單向纖維復合材料層間抗剪能力實際上是基體與纖維綜合抗剪能力的體現，故明顯比單純膠體的抗剪能力高。圖17碳玻混雜纖維微觀圖表8復合材料層間剪切性能材料層間剪切強度(Mpa)HY-E 1034G碳纖維934環氧樹脂基復合材料124138IM-7/8552碳纖維環氧樹脂基復合材料

21、137IM-6/R6376碳纖維環氧樹脂基復合材料131HT3/QY8911碳纖維雙馬來酰亞胺樹脂基復合材料110.5664/3232玻璃纖維織物環氧樹脂基復合材料55RC10.800/5232玻璃纖維環氧樹脂基復合材料80WS FC 2012玻璃纖維環氧樹脂基復合材料102E玻璃纖維/ 913環氧樹脂基復合材料91其次就是施加的正應力可以顯著提高復合材料層間抗剪強度，關于這一點已經有多個復合材料強度準則能夠說明這一點，如Tsai-Hill準則、Hoffman準則、Tsai-wu張量準則等。它們分別可以表示為：Tsai-Hill準則： Hoffman準則：Tsai-wu張量準則： 材料的強度取

22、值為：，可得不同強度準則的包絡圖，如圖11所示。由圖可得：正應力顯著影響復合材料的抗剪強度，在Hoffman準則與Tsai-wu張量準則中，正應力在一定范圍內，壓縮正應力對復合材料層間剪切強度有增強作用，而拉伸正應力會降低復合材料層間剪切強度。因此在復合材料層間施加一定的壓縮正應力可以提高復合材料的抗剪強度。 圖18強度包絡圖應當指出，以上強度準則的實驗驗證尚不充分，為了進一步證實以上準則在拉擠型復合材料層間抗剪強度上的適用性。本文開展了拉擠型復合材料層間壓-剪強度試驗，試驗采用美國現行的ASTMD3846-94標準中推薦的雙切口剪切試驗方案：試件的寬度為22mm，厚度為17mm，長度為100mm；實驗試件剪切面長度為4mm，考慮到加工的可行性，切口寬度也確定為4mm；正應力的施加方式是通過夾持在復合材料試件兩側的鋼板施加；施加的壓應力分別為0、6.3MPa、11.3MPa、16.4MPa、21.5MPa、27.5MPa、32.3MPa；每組試件為5個；圖12為試件加載圖，圖13為試件破壞圖。測試在電子萬能實驗機上進行；根據ASTMD3846-94標準的規定，加載速度為0.004mm/sec。最后將不同正應力下的剪切強度描繪到同一張圖中，得到試驗數據與多種強度準則的相互關系見圖21。圖19試件加載圖 圖 20試件破壞圖圖21強度準則