复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００７

大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋制造技术

杨 博１

ꎬ 权银洙２

ꎬ 王 菲１∗

ꎬ 蒋 蔚１

(１? 中国航空制造技术研究院 复材中心ꎬ 北京 １０１３９９ꎻ ２? 空装驻北京地区第六军事代表室ꎬ 北京 １０１３９９)

摘要: 介绍了复合材料框的结构特征和制造技术发展趋势ꎬ针对大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋大曲率弧形ꎬ同时存在阴、阳

模拐角的结构特点ꎬ提出了一种无软盖板的成型方案ꎬ在成型工装设计时选用 Ｉｎｖａｒ 钢ꎬ对内缘条回弹角进行补偿设计ꎬ产品制

造过程重点控制拐角区域厚度、表面质量、固化变形以及拐角区域铺贴质量ꎬ研制的 Ｚ 形加强筋可以很好地满足各项技术指标

要求ꎮ 该复合材料 Ｚ 形加强筋成型方案质量高ꎬ适合工程化推广应用ꎮ

关键词: 复合材料ꎻ Ｚ 形加强筋ꎻ 制造技术

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００４７－０５

Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｆｏｒ ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

ＹＡＮＧ Ｂｏ

１

ꎬ ＱＵＡＮ Ｙｉｎｚｈｕ

２

ꎬ ＷＡＮＧ Ｆｅｉ

１∗

ꎬ ＪＩＡＮＧ Ｗｅｉ

１

(１? Ｃｈｉｎａ Ａｅｒｏｓｐａｃｅ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０１３９９ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｔｈｅ Ｓｉｘｔｈ Ｍｉｌｉｔａｒｙ Ｒｅｐｒｅｓｅｎｔａｔｉｖｅ Ｏｆｆｉｃｅ ｏｆ ＰＬＡ Ａｉｒ Ｆｏｒｃｅ Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｉｎ Ｂｅｉｊｉｎｇꎬ Ｂｅｉｊｉｎｇ １０１３９９ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒꎬ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ ａｎｄ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｔｒｅｎｄ ｏｆ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅ ｆｒａｍｅ ａｒｅ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｄꎬ ａｃｃｏｒｄｉｎｇ ｔｏ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｆｅａｔｕｒｅ ｏｆ ｌａｒｇｅ ｃｕｒｖａｔｕｒｅ ｒａｄｉｕｓ ａｎｄ ｂｏｔｈ ｍａｌｅ ａｎｄ ｆｅｍａｌｅ

ｃｏｒｎｅｒ ｏｆ ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒꎬ ｔｈｉｓ ｐａｐｅｒ ｉｎｔｒｏｄｕｃｅｓ ａ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ｗｉｔｈｏｕｔ ｓｏｆｔ ｃｏｖｅｒ

ｐｌａｔｅ ｄｕｒｉｎｇ ｆｏｒｍｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓꎬ ｔｈｅ Ｉｎｖａｒ ｓｔｅｅｌ ｍａｔｅｒｉａｌ ｗａｓ ｃｈｏｓｅｎ ｔｏ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｅ ｔｈｅ ｆｏｒｍｉｎｇ ｔｏｏｌｉｎｇꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｐｒｉｎｇ￣

ｂａｃｋ ａｎｇｌｅ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｉｎｎｅｒ ｆｌａｎｇｅ ｗａｓ ｃｏｍｐｅｎｓａｔｅｄ ｄｕｒｉｎｇ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｔｏｏｌｉｎｇ. Ｔｈｅ ｋｅｙ ｐｏｉｎｔ

ｄｕｒｉｎｇ ｐｒｏｄｕｃｔ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｉｓ ｔｏ ｃｏｎｔｒｏｌ ｔｈｅ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｏｆ ｃｏｒｎｅｒ ａｒｅａꎬ ｓｕｒｆａｃｅ ｑｕａｌｉｔｙꎬ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ａｎｄ ｔｈｅ

ｈａｎｄ ｌａｙ－ｕｐ ｑｕａｌｉｔｙ ｏｆ ｃｏｒｎｅｒ ａｒｅａ. Ｔｈｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｂｙ ｔｈｉｓ ｍｅｔｈｏｄ ｃａｎ ｗｅｌｌ ｍｅｅｔ ｔｈｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔｓ

ｏｆ ｖａｒｉｏｕｓ ｔｅｃｈｎｉｃａｌ ｉｎｄｅｘｅｓꎬ ｔｈｉｓ ｉｓ ａ ｈｉｇｈ－ｑｕａｌｉｔｙ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｌａｒｇｅ ｓｃａｌｅ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅ ｓｔｉｆｆｅｎ￣

ｅｒꎬ ａｎｄ ｔｈｉｓ ｍｅｔｈｏｄ ｉｓ ｓｕｉｔａｂｌｅ ｆｏｒ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ｐｒｏｍｏｔｉｏｎ ａｎｄ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎻ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒꎻ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ

收稿日期: ２０２２－０８－０１

作者简介: 杨博 (１９７８—)ꎬ 男ꎬ 高级工程师ꎬ 硕士ꎬ 研究方向为树脂基复合材料技术ꎮ

通讯作者: 王菲 (１９８２—)ꎬ 男ꎬ 高级工程师ꎬ 硕士ꎬ 研究方向为树脂基复合材料技术ꎬ ｗｆ２２６１８９＠１６３? ｃｏｍꎮ

框是飞机机身常用的主要传力及承力结构[１]

ꎬ

其结构独特ꎬ数量众多ꎬ全机框类零件多达几百个ꎮ

传统的框制造工艺为钣金工艺或机加工艺ꎬ随着先

进复合材料制造技术的发展ꎬ复合材料在飞机上的

用量越来越多[２]

ꎬ轻质高强的复合材料框逐步替代

钣金/ 机加框ꎮ 复合材料框为大曲率弧形层压板结

构件ꎬ横截面通常为“Ｚ”形、“Ｃ”形ꎬ可设计为分体框

和整体框[３]

ꎮ

复合材料框独特的结构特点和承载要求对制造

工艺提出了很高的要求ꎬ传统的复材制造工艺难以

满足需求ꎮ 国外制造复合材料框普遍采用了先进的

自动化制造工艺和设备ꎬ美国 ＡＴＫ 公司采用自动下

料＋自动铺放＋自动辊压技术制造复合材料框ꎬ该技

术已应用于波音 ７８７ 和空客 Ａ３５０ 框类零件的生产制

造ꎬ西班牙 ＤＥＬＴＡＶＩＧＯ 公司使用研制的热模压设备

进行框类零件的制造ꎬ法国 Ｃｏｒｉｏｌｉｓ 公司采用机器人

直接自动铺丝的方式实现框的自动化制造ꎬ空客

ＣＴＣ 部门采用自动编织＋缠绕＋ＲＴＭ 的工艺实现了

框的自动化成型ꎮ 从国外的研发和应用案例来看ꎬ

实现自动化制造是复合材料框类零件生产的发展趋

势ꎬ目前国内的复材自动化制造水平还处于起步阶

段ꎬ零件生产仍以手工铺贴为主ꎬ在框类零件自动生

２０２３ 年第 １０ 期 ４７

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大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋制造技术

产方面尚不具备相应的技术能力[４－５]

ꎮ

１ 复合材料 Ｚ 形加强筋介绍

复合材料 Ｚ 形加强筋是一种典型的框类零件ꎬ

其截面结构如图 １ 所示ꎬ主要包括内缘条、外缘条、

外缘条拐角 Ｒ１ 、内缘条拐角 Ｒ２和腹板ꎮ 其试验件选

用高温环氧碳纤维预浸料ꎬ采用热压罐固化工艺制

造ꎬ长度约为 ７ ｍꎬ腹板高度约为 １００ ｍｍꎮ

图 １ 复合材料 Ｚ 形加强筋结构示意图

Ｆｉｇ? １ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

复合材料 Ｚ 形加强筋主要技术指标如下:①外

形公差ꎬ型面轮廓度不大于 ０? ７５ ｍｍꎻ②厚度公差ꎬ

复材制件厚度公差为±５％ꎬ拐角区厚度公差为±１０％ꎻ

③内部质量ꎬ分层等缺陷在可控范围内ꎬ孔隙率小于

１? ５％ꎻ④表面质量ꎬ表面光滑平整ꎮ

２ 成型工装方案设计

２? １ 成型工装材料选择

复合材料结构件成型工装的材料主要有 Ｉｎｖａｒ

钢和 Ｑ２３５ 钢ꎮ Ｉｎｖａｒ 钢的热膨胀系数较小ꎬ与复合材

料的热膨胀系数较为接近ꎬ但成本高ꎻＱ２３５ 钢的热

膨胀系数与复合材料的热膨胀系数相差较大ꎬ对复

合材料构件的外形影响较大ꎬ但成本低[６]

ꎮ 对于尺

寸较小、精度要求比较低的复合材料构件ꎬＩｎｖａｒ 钢

和 Ｑ２３５ 钢的影响较小ꎻ但对于尺寸较大或轮廓度要

求较高的复合材料构件ꎬＩｎｖａｒ 钢和 Ｑ２３５ 钢的影响

较大ꎮ

用 Ｉｎｖａｒ 钢成型工装和 Ｑ２３５ 钢成型工装分别成

型复合材料 Ｚ 形加强筋全尺寸试验件ꎬ对比研究

Ｉｎｖａｒ 钢和 Ｑ２３５ 钢对复合材料 Ｚ 形加强筋外形的影

响程度ꎮ 图 ２ 所示为 Ｉｎｖａｒ 钢和 Ｑ２３５ 钢分别成型的

复合材料框的轮廓度ꎬ可以看出 Ｉｎｖａｒ 钢成型的复合

材料框的变形较小ꎬ能够更好地满足轮廓度不大于

０? ７５ ｍｍ 的要求ꎮ 综上所述ꎬ建议在成型大型复合

材料 Ｚ 形加强筋时使用 Ｉｎｖａｒ 钢制造的成型工装ꎮ

图 ２ 两种材料成型工装的复合材料

Ｚ 形加强筋变形量对比

Ｆｉｇ? ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

ｂｙ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌ ｆｏｒｍｉｎｇ ｔｏｏｌｉｎｇｓ

２? ２ 成型工装回弹角设计

复合材料在固化过程中经历复杂的温度、压力历

程ꎬ树脂基体发生一系列复杂的化学反应和物理变

化ꎬ结构内部极易产生残余应力ꎬ当结构不对称或存

在曲率时ꎬ固化后残余应力释放将导致结构发生变

形[７－９]

ꎮ 复合材料结构的固化变形对零件外形和构

件之间的连接匹配会产生极为不利的影响[１０]

ꎮ

复合材料制件的缘条在固化后会产生回弹变形ꎬ

对轮廓度产生较大影响[１１－１２]

ꎮ 以复合材料 Ｚ 形加强

筋为例ꎬ内缘条尺寸较大ꎬ回弹的尺寸也较大ꎮ 用 Ｉｎｖａｒ

钢成型工装和 Ｑ２３５ 钢成型工装分别成型复合材料

框ꎬ对回弹角进行试验验证ꎬ实测数据如表 １ 所示ꎮ

表 １ 复合材料加强筋实测回弹数据

Ｔａｂｌｅ １ Ｔｈｅ ｓｐｒｉｎｇｂａｃｋ ａｎｇｌｅ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

测量项

Ｉｎｖａｒ 钢成型工装

回弹角/ °

Ｑ２３５ 钢成型工装

回弹角/ °

缘条回弹角 １.８ ２.０

从表 １ 可以看出ꎬＩｎｖａｒ 钢成型工装成型的框缘

条回弹角较小ꎮ 内、外缘条相比较ꎬ内缘条的尺寸较

大ꎬ对轮廓度的影响较大ꎻ外缘条的尺寸较小ꎬ对轮

廓度的影响很小ꎮ 综上所述ꎬ建议在成型工装设计

时ꎬ内缘条预留 ２°回弹角ꎬ外缘条无需预留回弹角ꎮ

２? ３ 成型工装结构形式

Ｚ 形加强筋成型工装采用框架式结构ꎬ主体为

骨架、面板结构ꎬ综合考虑外形尺寸、铺贴工艺性、温

度场均匀性和装配要求等因素ꎬ选择 Ｚ 形加强筋装

４８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

配贴合面为成型工装的型面ꎻ为降低成本ꎬ同时方便

人工操作ꎬ每个成型工装上设计两个成型占位ꎬ成型

工装应在确保刚度的条件下尽可能轻ꎮ 成型工装结

构如图 ３ 所示[１３－１４]

ꎮ

图 ３ Ｚ 形加强筋成型工装结构示意图

Ｆｉｇ? ３ Ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｆｏｒｍｉｎｇ ｔｏｏｌｉｎｇ ｆｏｒ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

３ 成型方案

常规的成型方法如图 ４ 所示ꎬ需要在成型工装

上铺贴和固化工艺假件ꎬ并对工艺假件进行修形ꎬ在

修形后的工艺假件上制造软盖板ꎬ再铺贴 Ｚ 形加强

筋正式件ꎬ装上软盖板ꎬ封装固化成型ꎮ 常规方法的

成型工艺复杂ꎬ制造周期长ꎬ制造成本高ꎬ更为严重

的是内缘条拐角 Ｒ１和外缘条拐角 Ｒ２厚度难以保证ꎬ

无法满足技术指标要求ꎮ

图 ４ 复合材料 Ｚ 形加强筋常规成型方法

Ｆｉｇ? ４ Ｎｏｒｍａｌ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

经过大量工艺试验ꎬ本文提出一种不需要软盖

板的成型方案ꎬ如图 ５ 所示ꎬ在成型工装准备到位

后ꎬ直接进行正式件铺贴固化ꎬ省去了工艺假件制

造、工艺假件修形、软盖板制造这三个成本高且制造

周期长的工序ꎬ整个制造周期和工作量大大减少ꎮ

图 ５ 不需要软盖板的复合材料 Ｚ 形加强筋成型方法

Ｆｉｇ? ５ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ

ｐｒｏｃｅｓｓ ｗｉｔｈｏｕｔ ｓｏｆｔ ｃｏｖｅｒ ｐｌａｔｅ

本方案复合材料 Ｚ 形加强筋成型要点如下ꎮ

(１)考虑 Ｚ 形加强筋结构特点及铺层材料的铺

覆性能ꎬ将整张铺层分切成铺覆性较好的多块料片ꎬ

经工艺试验ꎬ复合材料 Ｚ 形加强筋的＋４５°、－４５°、９０°

铺层预浸料的料片宽度定为 １４０ ｍｍꎻ使用 ＣＡＭ 计

算软件对铺层进行铺覆性分析计算ꎬ生成预浸料自

动下料文件和激光投影文件ꎬ如图 ６ 所示ꎮ

图 ６ Ｚ 形加强筋铺层分切示意及铺覆性分析计算

Ｆｉｇ? ６ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｌａｙｅｒｉｎｇ ａｎｄ ｃｕｔｔｉｎｇ ａｎｄ

ｏｖｅｒｌａｙ ａｎａｌｙｓｉｓ ａｎｄ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

(２)复合材料 Ｚ 形加强筋的＋４５°、－４５°、９０°铺

层和缘条的 ０°铺层预浸料选用 １ ｍ 幅宽的预浸料ꎬ

使用自动下料机按照自动下料文件进行预浸料下

料[１５]

ꎬ采用激光投影辅助在 Ｚ 形加强筋成型工装上

进行预浸料手工铺贴ꎮ

(３)腹板的 ０°铺层选用自动铺丝工艺专用的

６? ４ ｍｍ 窄带预浸料ꎬ采用激光投影辅助进行手工铺

贴ꎬ铺贴时拼缝位置错开约 ３? ２ ｍｍꎻ若条件具备ꎬ建

议使用自动铺丝机在铺贴平台上铺贴腹板的 ０°铺

层ꎬ如图 ７ 所示ꎬ再转移到成型工装上ꎬ可极大提高

生产效率和产品质量ꎮ

图 ７ 腹板 ０°铺层自动铺丝

Ｆｉｇ? ７ ０° ｐｌｙ ｂｙ ＡＦＰ ｏｆ ｗｅｂ ｐａｒｔ

(４)在抽真空后的 Ｚ 形加强筋上依次放上无孔

隔离膜、玻璃布、透气毡和真空袋等辅助材料ꎬ按工

艺规范进行封装、固化ꎮ

４ 产品质量控制

４? １ 厚度控制

Ｚ 形加强筋内缘条、外缘条和腹板的厚度按常

规的制造工艺即可控制ꎬ但 Ｒ１和 Ｒ２的厚度控制难度

较大ꎮ 本成型方案中ꎬＲ１ 为阴模结构ꎬＲ２ 为阳模结

构ꎬ如图 ８ 所示ꎮ 在固化过程中ꎬ阴模结构拐角区域

压力小于正常压力ꎬ阳模结构拐角区域压力大于正

常压力ꎬ压力梯度的存在会导致不均匀的树脂流动ꎬ

造成拐角区域树脂的增加或减少ꎬ固化以后在这两

２０２３ 年第 １０ 期 ４９

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大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋制造技术

处区域会分别出现厚度超厚及超薄的情况ꎬ难以满

足零件厚度公差要求[４ꎬ１６]

ꎮ

图 ８ Ｚ 形加强筋拐角结构示意图

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｒｎｅｒ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

采用不需要软盖板的成型方案ꎬ同时在封装过

程中避免辅助材料架桥ꎬ可大大削弱固化过程中压

力梯度对拐角区域的影响ꎬ减少拐角区域不均匀的

树脂流动ꎬ保证固化后拐角区域厚度满足厚度公差

要求ꎮ 本文对比了两种不同方法成型的 Ｚ 形加强筋

拐角区域厚度ꎬ如图 ９ 所示ꎮ 从图 ９ 中可见ꎬ本文方

法成型的拐角区域厚度更均匀ꎮ 本文测量了两种不

同方法的拐角区域厚度数据ꎬ如表 ２ 所示ꎬ测量结果

表明ꎬ本文方法成型的 Ｚ 形加强筋拐角区域厚度公

差满足拐角区厚度公差为±１０％的技术指标要求ꎮ

(ａ)常规方法成型的 Ｚ 形加强筋

(ｂ)本文方法成型的 Ｚ 形加强筋

图 ９ 两种方法成型的 Ｚ 形加强筋 Ｒ 角厚度对比

Ｆｉｇ? ９ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｃｏｒｎｅｒ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｗｏ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ

表 ２ 两种方法成型的 Ｚ 形加强筋 Ｒ 区厚度测量数据对比

Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ Ｒ ｒｅｇｉｏｎ ｔｈｉｃｋｎｅｓｓ ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ

ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｗｏ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ

成型

方法

测量

部位

厚度值及

公差/ ｍｍ

测量

点 １

测量

点 ２

测量

点 ３

测量

点 ４

测量

点 ５

常规

方法

Ｒ１ ３.０±０.３０ ３.３７ ３.３６ ３.４３ ３.２６ ３.３１

Ｒ２ ３.０±０.３０ ２.６６ ２.７３ ２.８２ ２.６８ ２.７４

本文

方法

Ｒ１ ３.０±０.３０ ３.２ ３.２８ ３.１７ ３.２４ ３.１２

Ｒ２ ３.０±０.３０ ２.８２ ２.７８ ２.８ ２.８９ ２.８３

４? ２ 表面质量控制

复合材料 Ｚ 形加强筋为弧形细长类结构ꎬ铺贴

过程中容易发生纤维变形导致表面褶皱ꎬ阴模拐角

区域铺贴过程中极易产生架桥现象ꎬ固化过程中的

压力梯度会造成拐角区域厚薄不一、局部树脂堆积

等问题ꎬ表面质量较难保证ꎮ

采用不需要软盖板的成型方案ꎬ通过合理的铺

层分切减小铺贴过程中的纤维变形ꎬ铺贴过程中预

浸料不得搭接ꎬ不允许出现褶皱、架桥ꎬ封装时玻璃

布必须保持平整ꎬ不得褶皱ꎬ辅助材料不得架桥ꎮ 两

种方法成型的 Ｚ 形加强筋表面质量对比如表 ３ 所示ꎮ

按照本文方法成型的 Ｚ 形加强筋制件表面光滑平整ꎬ

无纤维褶皱现象ꎬ表面纤维被树脂均匀覆盖ꎻ拐角处

外形规整ꎬ表面光滑ꎬ无纤维褶皱或树脂堆积[１４]

ꎮ

表 ３ 两种方法成型的 Ｚ 形加强筋表面质量对比

Ｔａｂｌｅ ３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｓｕｒｆａｃｅ ｑｕａｌｉｔｙ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｗｏ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ

指标

类型

指标要求

常规方法

成型表面质量

本文方法

成型表面

质量

表面

凹陷

允许有深度不大于

０.２ ｍｍ、长度不大于

２５ ｍｍ 的凹陷

Ｒ 角与腹板过渡区有深度

大于 ０.２ ｍｍ、长度超过

１ ｍ 的表面凹陷

无

表面

鼓包

允许有高度不大于

０.２ ｍｍ、直径不大于

５ ｍｍ 的表面鼓包

无 无

纤维

褶皱

不允许 有轻微纤维褶皱 无

树脂

堆积

允许有高度不大于

０.１ ｍｍ 的树脂堆积

Ｒ 角区域有高度为

０.２ ｍｍ 的树脂堆积

无

４? ３ 外形尺寸控制

大型复合材料 Ｚ 形加强筋固化变形较大ꎬ严重

影响装配精度ꎬ因此对其外形尺寸的控制非常重要ꎮ

两种方法成型的 Ｚ 形加强筋外形尺寸对比如表 ４ 所

５０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

示ꎮ 通过成型工装设计时缘条的回弹角补偿设计ꎬ

合理的工装型面选择ꎬＩｎｖａｒ 钢成型工装的选用和制

造过程中对产品厚度的控制ꎬ可实现对 Ｚ 形加强筋

外形尺寸的精确控制ꎮ

表 ４ 两种方法成型的 Ｚ 形加强筋外形尺寸对比

Ｔａｂｌｅ ４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｐｒｏｆｉｌｅ ｄｉｍｅｎｓｉｏｎｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｗｏ

ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ

测量项

公差

要求

测量

点位

常规方法成型的

轮廓度偏差/ ｍｍ

本文方法成型的

轮廓度偏差/ ｍｍ

型面

轮廓度

不大于

０.７５ ｍｍ

０Ｌ ０.１６ ０.１５

１ / ４Ｌ ０.７５ ０.５６

１ / ２Ｌ １.０４ ０.６３

３ / ４Ｌ ０.７２ ０.２４

１Ｌ ０.３８ ０.１７

４? ４ 内部质量控制

拐角区域存在压力梯度ꎬ容易产生纤维褶皱或

架桥ꎬ固化后容易产生分层或孔隙密集缺陷ꎬ在复合

材料 Ｚ 形加强筋内部质量控制时应重点关注ꎮ 在铺

贴过程中ꎬ要将外缘条拐角 Ｒ１和内缘条拐角 Ｒ２压实ꎬ

尤其是阴模结构的拐角 Ｒ１ ꎬ要避免架桥ꎮ 建议每铺

贴 １~３ 层进行一次抽真空压实ꎬ在抽真空、固化封

装过程中辅助材料均不得架桥ꎮ 两种方法成型的 Ｚ

形加强筋 Ｒ 区对比见图 １０ꎮ

(ａ)常规方法成型的 Ｚ 形加强筋

(ｂ)本文方法成型的 Ｚ 形加强筋

图 １０ 两种方法成型的 Ｚ 形加强筋 Ｒ 区金相照片

Ｆｉｇ? １０ Ｔｈｅ ｍｅｔａｌｌｏｇｒａｐｈｓ ｆｏｒｍｅｄ ｂｙ ｔｗｏ ｍｅｔｈｏｄｓ

ｏｆ Ｚ－ｓｈａｐｅｄ ｓｔｉｆｆｅｎｅｒ

５ 结 论

大型复合材料 Ｚ 形加强筋具有大曲率弧形ꎬ同

时存在阴、阳模拐角的结构特点ꎬ传统的复材制造工

艺难以满足其各项指标要求ꎮ 本文提出了一种无软

盖板的成型方案用于 Ｚ 形加强筋制造ꎬ大大简化了

工艺流程ꎮ 在成型工装设计时建议选用 Ｉｎｖａｒ 钢ꎬ对

成型工装的内缘条型面进行回弹角补偿ꎬ对外缘条

型面无需补偿回弹角ꎻ在产品制造过程中重点控制

拐角区域厚度、表面质量、固化变形以及拐角区域铺

贴质量ꎮ 本文所提出的大尺寸复合材料 Ｚ 形加强筋

制造方法可大幅缩短制造周期ꎬ降低制造成本ꎮ 按

照本文方法研制成功的大型 Ｚ 型加强筋外形尺寸精

度高ꎬ内部质量好ꎬ克服了常规成型方法带来的拐角

区域厚度不匀和表面质量等问题ꎬ产品质量有了显

著提升ꎬ适合工程化推广应用ꎮ

参考文献

[ １] 李维娜. 民用飞机隔框结构设计[Ｊ]. 中国信息科技ꎬ ２０１７(１４):

９５－９６.

[２] 李祎燊ꎬ 闫超ꎬ 王宇宁ꎬ 等. 泡沫芯结构 ＶＡＲＩ 工艺树脂渗透行

为研究[Ｊ]. 锻压装备与制造技术ꎬ ２０２１(５): １０２－１０５.

[３] 郦正能. 飞行器结构学[ Ｍ]. 北京: 北京航空航天大学出版

社ꎬ ２００５.

[４] 王霖ꎬ 韩小勇ꎬ 田茶ꎬ 等. 复合材料机身隔框制造技术分析与现

状[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１９(１０): １２４－１２９.

[５] 韩小勇ꎬ 苏佳智ꎬ 陈萍ꎬ 等. 复合材料机身隔框制造技术研究进

展[Ｊ]. 航空制造技术ꎬ ２０１７(１３): ７２－７６.

[６] 杨博ꎬ 李宏ꎬ 曹正华. 殷钢在复合材料成型模具中的应用[ Ｊ].

玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１０(６): ６２－６３.

[７] 赵渠森. 先进复合材料手册[Ｍ]. 北京: 机械工业出版社ꎬ ２００３.

[８] 李楠ꎬ 成艳娜. 复合材料固化变形的产生机理及其影响因素

[Ｊ]. 国防制造技术ꎬ ２０１７(２): ３４－３６.

[９] 张纪奎ꎬ 俪正能ꎬ 关志东ꎬ 等. 热固性树脂基复合材料固化变形

影响因素分析[Ｊ]. 复合材料学报ꎬ ２００９ꎬ ２６(１): １７９－１８４.

[１０] 寇哲君ꎬ 戴棣ꎬ 曹正华. 复合材料结构固化变形预测[ Ｊ]. 材料

工程ꎬ ２００７(Ｓ１): ２２５－２２８.

[１１] 韩小勇ꎬ 苏佳智ꎬ 王霖ꎬ 等. 复合材料机身 Ｚ 型隔框变形控制

研究[Ｊ]. 复合材料科学与工程ꎬ ２０２０(１): ８７－９１.

[１２] 王菲ꎬ 杨博ꎬ 陈永清ꎬ 等. 大尺寸大厚度复合材料梁外形精确

控制技术[Ｊ]. 航空制造技术ꎬ ２０１６(１５): ５４－５８.

[１３] 王雯ꎬ 鲍益东ꎬ 樊胜宝ꎬ 等. 框架式复材成型模具轻量化设计

方法[Ｊ]. 航空制造技术ꎬ ２０１８ꎬ ６１(２３ / ２４): ８２－８６.

[１４] 王菲ꎬ 杨博ꎬ 陈永清ꎬ 等. 大尺寸复合材料翼梁的研制[ Ｊ]. 航

空制造技术ꎬ ２０１５(Ｓ１): ５５－６０.

[１５] 高波. 面向飞机复合材料车间 ＭＥＳ 的调度系统的研究与开发

[Ｄ]. 南京: 南京航空航天大学ꎬ ２０１１.

[１６] 程文礼ꎬ 邱启艳ꎬ 陈静. 热压罐成型复合材料固化变形机理及

控制研究[Ｊ]. 材料导报ꎬ ２０１２ꎬ ２６(２０): ４１０－４１４.

２０２３ 年第 １０ 期 ５１

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ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００８

ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究

靳高明１

ꎬ 孙康才１

ꎬ 刘生纬２∗

ꎬ 白晟渝２

(１? 甘肃建投建设有限公司ꎬ 兰州 ７３００７０ꎻ ２? 兰州交通大学 道路桥梁重点实验室ꎬ 兰州 ７３００７０)

摘要: 为了研究 ＦＲＰ 筋再生混凝土(ＲＡＣ)梁受弯性能ꎬ试验制作八根 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁(其中 ＧＦＲＰ 筋和 ＢＦＲＰ 筋再

生混凝土梁的数量分别为六根和两根)ꎬ通过四点弯曲试验研究再生骨料(ＲＡ)替代率与 ＦＲＰ 筋类型对梁破坏模式、挠度和承

载力等性能的影响ꎮ 试验结果表明:①梁的开裂荷载和极限承载力均随着再生骨料替代率的增加而下降ꎬ且破坏模式也逐渐

由正截面混凝土受压破坏转为斜拉破坏ꎻ②ＢＦＲＰ 筋弹性模量的提高使梁的混凝土受压区高度增加ꎬ正截面承载力增加ꎬ而斜

截面承载力提高较少ꎬ从而使 ＢＦＲＰ 筋再生混凝土梁发生斜拉破坏ꎻ③规范计算得到的 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁承载力安全储备

略显不足ꎬ建议实际配筋率为平衡配筋率 ρｆｂ的 １~ １? ５ 倍时ꎬ设计值取规范计算值的 ０? ８ 倍ꎻ④ＧＢ 与 ＡＣＩ 挠度计算值均与试验

值拟合程度较好ꎬ能很好地预测 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁的挠度值ꎮ

关键词: ＦＲＰ 筋再生混凝土梁ꎻ 破坏模式ꎻ 开裂荷载ꎻ 荷载－挠度曲线ꎻ 极限承载力ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００５２－０８

Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ＦＲＰ ｂａｒｓ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ

ＪＩＮ Ｇａｏｍｉｎｇ

１

ꎬ ＳＵＮ Ｋａｎｇｃａｉ

１

ꎬ ＬＩＵ Ｓｈｅｎｇｗｅｉ

２∗

ꎬ ＢＡＩ Ｃｈｅｎｇｙｕ

２

(１? Ｇａｎｓｕ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｉｎｖｅｓｔｍｅｎｔ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｃｏ. Ｌｔｄ.ꎬ Ｌａｎｚｈｏｕ ７３００７０ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｋｅｙ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙ ｏｆ Ｒｏａｄ ａｎｄ Ｂｒｉｄｇｅꎬ Ｌａｎｚｈｏｕ Ｊｉａｏｔｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｌａｎｚｈｏｕ ７３００７０ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ ｏｒｄｅｒ ｔｏ ｓｔｕｄｙ ｔｈｅ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ＦＲＰ ｂａｒｓ ＲＡＣ (ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ) ｂｅａｍｓꎬ ８

ＦＲＰ ｂａｒｓ ＲＡＣ ｂｅａｍｓ ｗｅｒｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌｌｙ ｆａｂｒｉｃａｔｅｄꎬ ｏｆ ｗｈｉｃｈ ｔｈｅ ｎｕｍｂｅｒ ｏｆ ＧＦＲＰ ｂａｒｓ ａｎｄ ＢＦＲＰ ｂａｒｓ ＲＡＣ

ｂｅａｍｓ ｗａｓ ６ ａｎｄ ２ꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ＲＡ ( ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ) ｒｅｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｒａｔｅ ａｎｄ ＦＲＰ ｂａｒｓ ｔｙｐｅ ｏｎ

ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅꎬ ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ａｎｄ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｂｅａｍｓ ｗｅｒｅ ｓｔｕｄｉｅｄ ｂｙ ｆｏｕｒ－ｐｏｉｎｔ ｂｅｎｄｉｎｇ ｔｅｓｔ. Ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ

ｓｈｏｗ ｔｈａｔ: ①Ｔｈｅ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｌｏａｄ ａｎｄ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｍ ｂｏｔｈ ｄｅｃｒｅａｓｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｆ ＲＡ

ｒｅｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｒａｔｅꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ｇｒａｄｕａｌｌｙ ｃｈａｎｇｅｓ ｆｒｏｍ ｔｈｅ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｎｏｒｍａｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｏ

ｔｈｅ ｄｉａｇｏｎａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅꎻ ②Ｔｈｅ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｉｎ ｔｈｅ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ＢＦＲＰ ｂａｒｓ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｔｈｅ ｈｅｉｇｈｔ ｏｆ ｔｈｅ ＲＡＣ

ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｚｏｎｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｍꎬ ｗｈｉｃｈ ｉｍｐｒｏｖｅｓ ｔｈｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｎｏｒｍａｌ ｓｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｍꎬ ｂｕｔ ｔｈｅ ｂｅａｒ￣

ｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｏｂｌｉｑｕｅ ｓｅｃｔｉｏｎ ｉｎｃｒｅａｓｅｓ ｌｅｓｓꎬ ｓｏ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｄｉａｇｏｎａｌ ｔｅｎｓｉｌｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ＲＡＣ ｂｅａｍ ｗｉｔｈ ＢＦＲＰ

ｂａｒｓ ｏｃｃｕｒｓꎻ ③Ｔｈｅ ｓａｆｅｔｙ ｒｅｓｅｒｖｅ ｏｆ ｔｈｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＦＲＰ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ＲＡＣ ｂｅａｍｓ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｆｉｃａ￣

ｔｉｏｎ ｉｓ ｓｌｉｇｈｔｌｙ ｉｎｓｕｆｆｉｃｉｅｎｔ. Ｉｔ ｉｓ ｓｕｇｇｅｓｔｅｄ ｔｈａｔ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｒａｔｉｏ ｉｓ １~１? ５ ｔｉｍｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｅｑｕｉｌｉｂｒｉｕｍ

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｒａｔｉｏ ρｆｂ ꎬ ｔｈｅ ｄｅｓｉｇｎ ｖａｌｕｅ ｉｓ ０? ８ ｔｉｍｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｆｉｃａｔｉｏｎꎻ ④Ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｅｄ

ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ＧＢ ａｎｄ ＡＣＩ ａｒｅ ｉｎ ｇｏｏｄ ａｇｒｅｅｍｅｎｔ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖａｌｕｅｓꎬ ｗｈｉｃｈ ｃａｎ ｗｅｌｌ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｄｅ￣

ｆｌｅｃｔｉｏｎ ｖａｌｕｅ ｏｆ ＦＲＰ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ＲＡＣ ｂｅａｍｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＦＲＰ ｂａｒｓ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓꎻ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅꎻ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｌｏａｄꎻ ｌｏａｄ－ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅꎻ

ｕｌｔｉｍａｔｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０９－０５

基金项目: 甘肃省科技计划资助 (２０ＹＦ８ＧＡ００９)ꎻ 住房和城乡建设部 ２０２１ 年科学技术计划 (２０２１－Ｋ－０１１)

作者简介: 靳高明 (１９７９—)ꎬ 男ꎬ 研究生ꎬ 高级工程师ꎬ 主要从事 ＦＲＰ 筋与再生混凝土结构方面的研究ꎮ

通讯作者: 刘生纬 (１９８７—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 副教授ꎬ 主要从事再生混凝土结构方面的研究ꎬ １０３４８４９０７６＠ｑｑ? ｃｏｍꎮ

纤维增强复合材料筋(ＦＲＰ 筋)是一种轻质、高

强、耐腐蚀的新型材料ꎮ 目前ꎬＦＲＰ 筋已在土木工程

领域被大量应用ꎬ解决了传统钢筋易腐蚀、强度相对

较低等问题[１－４]

ꎮ 将建筑拆除过程中的废弃混凝土

构件进行破碎、剔除钢筋、筛分处理ꎬ可以得到不同

粒径的再生骨料(Ｒｅｃｙｃｌｅｄ ＡｇｇｒｅｇａｔｅꎬＲＡ)ꎮ 采用 ＲＡ

５２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

替代天然骨料就可以得到再生骨料混凝土ꎬ简称再

生混凝土(Ｒｅｃｙｃｌｅｄ Ａｇｇｒｅｇａｔｅ ＣｏｎｃｒｅｔｅꎬＲＡＣ)ꎮ将 ＲＡＣ

应用到建筑结构对环境保护、节约能源均有重要的

意义[５－１０]

ꎮ 将两种材料结合形成 ＦＲＰ 筋再生混凝

土结构ꎬ能够在解决钢筋锈蚀、环境保护等多方面产

生良好的社会和经济效应[１１－１３]

ꎮ

ＦＲＰ 筋与钢筋在强度、弹性模量等力学性能方

面存在较大差异ꎬ使用其替代钢筋应用到混凝土梁

中势必会造成结构承载力、挠度等性能产生较大差

异[１４]

ꎮ 目前ꎬ已有诸多学者对 ＦＲＰ 筋混凝土梁(以

下简称 ＦＲＰ 筋梁)进行了试验研究ꎬ张志强等[１５] 通

过进行 ３６ 根玻璃纤维增强筋(ＧＦＲＰ 筋)与钢筋混

凝土梁的对比研究ꎬ发现 ＧＦＲＰ 筋梁极限挠度约为

钢筋混凝土梁极限挠度的 １? ５ ~ ２? ５ 倍ꎬ二者极限承

载力之比约为 ０? ７５~１? ０５ꎮ Ｓｈｅｎ 等[１６]通过试验与数

值模拟研究ꎬ推导出 ＦＲＰ 筋梁的受弯承载力与极限

受压区高度计算公式ꎮ Ｓｈｅｈａｂ 等[１７] 进行了 ＧＦＲＰ

筋与混凝土的黏结性能与 ＧＦＲＰ 筋梁试验ꎬ试验结

果表明 ＧＦＲＰ 筋梁与钢筋混凝土梁的抗弯承载力比

值在 ０? ６５~０? ８３ 之间ꎬ并推导了 ＦＲＰ 筋梁的开裂荷

载计算公式ꎮ 通过现有 ＦＲＰ 筋梁的试验与理论研

究发现ꎬ与钢筋混凝土梁相比ꎬＦＲＰ 筋梁的开裂荷载

与极限承载力均略低ꎬＦＲＰ 筋梁在达到极限承载力

时ꎬ挠度保持在梁净跨的 １ / ５０ ~ １ / ６０ 之间[１７－２１]

ꎬ但

相比钢筋混凝土梁ꎬＦＲＰ 筋梁具有更好的耐久性

能[２２]

ꎮ ＲＡ 与天然骨料在初始强度、孔隙率方面存在

较大差异ꎬ导致 ＦＲＰ 筋和 ＲＡＣ 的黏结性能与 ＦＲＰ

筋和天然骨料混凝土的黏结性能存在较大差异[２３]

ꎮ

目前对 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁(ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁)方面的

研究较少ꎬ因此对 ＦＲＰ －ＲＡＣ 梁的抗弯性能进行研

究具有一定的理论与工程意义ꎮ

本文通过制作八根 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁ꎬ研究

不同 ＲＡ 替代率与 ＦＲＰ 筋类型对 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁的破

坏模式、极限承载力及挠度等性能的影响ꎮ 分别采

用中国规范与美国 ＡＣＩ 规范对 ＦＲＰ 筋－ＲＡＣ 梁的力

学性能进行分析ꎬ给出符合实际工程的设计建议值ꎮ

１ 试验概况

１? １ 试验材料

试验所用水泥为 Ｐ?Ｏ ４２? ５ 普通硅酸盐水泥ꎮ ＲＡ

通过破碎、筛选某拆除建筑中的旧混凝土(测试强度

等级为 Ｃ３０) 得到ꎬＲＡ 粒径控制在 ５ ~ ２０ ｍｍ 范围

内ꎬ堆积密度为１ ２９３ ｋｇ / ｍ

３

ꎬ表观密度为２ ４９６ ｋｇ / ｍ

３

ꎬ

孔隙率为 ４８? ２％ꎮ 粗骨料(碎石)堆积密度为１ ４５５

ｋｇ / ｍ

３

ꎬ表观密度为２ ７０３ ｋｇ / ｍ

３

ꎬ孔隙率为 ４６? １７％ꎬ

粒径控制在 ５ ~ ２０ ｍｍ 范围内ꎮ 细骨料(河砂)粒径

为 ０? ５ ~ ３? ５ ｍｍꎬ细度模数为 ２? ５６ꎮ 采用量筒法测

量深螺纹 ＧＦＲＰ 筋与玄武岩纤维增强筋(ＢＦＲＰ 筋)

的实际直径ꎬ根据 ＡＣＩ ４４０ 规范规定的复合材料增

强纤维聚合物拉伸性能试验方法测试几种 ＦＲＰ 筋

抗拉强度ꎬＦＲＰ 筋物理力学参数如表 １ 所示ꎮ

表 １ ＦＲＰ 筋物理力学性能

Ｔａｂｌｅ １ Ｐｈｙｓｉｃａｌ ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ＦＲＰ ｂａｒｓ

筋材

编号

ＦＲＰ 筋

类型

名义

直径

/ ｍｍ

实测

直径

/ ｍｍ

肋高

/ ｍｍ

抗拉

强度

/ ＭＰａ

断后

伸长率

/ ％

弹性

模量

/ ＧＰａ

Ｇ８ ＧＦＲＰ ８ ７.８０ ０.５ ９１４.６ １.５５ ５９.０

Ｇ１０ ＧＦＲＰ １０ ９.６９ ０.６ １ ０３２.７ ２.２２ ４５.７

Ｂ１０ ＢＦＲＰ １０ ９.４４ ０.６ １ ０７０.９ １.９５ ５４.９

１? ２ 试验设计

试验共制作四组(八根)梁ꎬ其中ＲＡ 替代率为０％、

２５％和 ５０％的 ＧＦＲＰ －ＲＡＣ 梁各两根ꎬＲＡ 替代率为

５０％的 ＢＦＲＰ －ＲＡＣ 梁两根ꎬ研究不同 ＲＡ 替代率与

ＦＲＰ 筋类型对 ＦＲＰ －ＲＡＣ 梁受弯性能的影响ꎮ 试验

梁尺寸为 ８０ ｍｍ×１６０ ｍｍ×１ ４００ ｍｍꎬ梁净跨为１ ２００

ｍｍꎬ跨中 ４００ ｍｍ 范围内不设箍筋ꎬ其余段采用 Ｂ６

钢筋作为箍筋ꎬ箍筋间距为 １００ ｍｍꎮ 三组 ＧＦＲＰ －

ＲＡＣ 梁下部纵筋均采用１０ ｍｍ 的 ＧＦＲＰ 筋ꎬ上部架立

筋采用 ８ ｍｍ 的 ＧＦＲＰ 筋ꎻＢＦＲＰ －ＲＡＣ 梁下部纵筋

采用 １０ ｍｍ 的 ＢＦＲＰ 筋ꎬ上部架立筋采用 ８ ｍｍ 的

ＧＦＲＰ 筋ꎮ 试验分三批浇筑ꎬ同种再生骨料替代率

试件为同一批浇筑ꎬ每批试件浇筑时预留三个标准

立方体抗压强度试块ꎬ与梁试件共同养护 ２８ ｄ 后测

试其抗压强度ꎬ测得 ＲＡ 替代率为 ０％、２５％和 ５０％

的 ＲＡＣ 立方体抗压强度分别为 ５５? ３ ＭＰａ、５２? ９ ＭＰａ

和 ５０? ６ ＭＰａꎮ

１? ３ 加载方式

试验采用四点弯曲试验ꎬ液压加载装置位于跨

中ꎬ通过分配梁将荷载平均分配到净跨 １ / ３ 处ꎬ在梁

底跨中布置两个位移计记录梁挠度变化ꎬ取两个位

移计的平均值作为梁跨中挠度ꎬ加载装置如图 １ 所

示ꎮ 试验开始前计算得到梁的开裂荷载约为 ６ ｋＮꎬ

极限荷载约为 ６０ ｋＮꎮ 考虑到梁的实际开裂荷载与

极限荷载均应大于计算值ꎬ所以为准确测得梁的开

裂荷载ꎬ在荷载达到 １０ ｋＮ 之前ꎬ每级荷载增加较

小ꎬ为 ２ ｋＮꎻ之后梁挠度、裂缝发展较为稳定ꎬ每级

２０２３ 年第 １０ 期 ５３

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ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究

荷载增加 ５ ｋＮꎻ当荷载达到 ６０ ｋＮ 时ꎬ梁已接近极限

状态ꎬ应将荷载增加幅度降为 ２ ｋＮꎬ以免测得的极

限荷载过大ꎮ

图 １ 加载装置图

Ｆｉｇ? １ Ｌｏａｄｉｎｇ ｄｅｖｉｃｅ ｄｉａｇｒａｍ

２ 试验结果与分析

２? １ 界限配筋率

界限配筋率是在受拉区 ＦＲＰ 筋与受压区 ＲＡＣ

同时达到各自的极限拉应变和压应变时梁的平衡配

筋率ꎮ 当实际配筋率大于界限配筋率时ꎬ梁在达到

极限承载力时发生受压区 ＲＡＣ 压碎破坏ꎻ当实际配

筋率小于界限配筋率时ꎬ梁在达到极限承载力时发

生受拉区 ＦＲＰ 筋拉断破坏ꎮ 由截面平衡条件及变

形协调条件可知:

α１

ｆ

ｃ

ｂ β１

ｘ０

＝ ρｆｂ

ｂｈ０

ｆ

ｆｕ (１)

ｘ０

ｈ

＝

ξｃｕ

ξｃｕ

＋ ｆ

ｆｕ

/ Ｅｆ

(２)

式中:α１ ꎬβ１为等效矩形应力图的图形系数ꎻｆ

ｃ为砼抗

压强度设计值ꎻｂꎬｈ０分别为梁截面宽度和有效高度ꎻ

ｘ０为受压区高度ꎻρｆｂ为平衡配筋率ꎻｆ

ｆｕ为 ＦＲＰ 筋抗拉

强度设计值ꎻξｃｕ为混凝土极限压应变ꎬ取０.００３ ３ꎻＥｆ

为 ＦＲＰ 筋的弹性模量ꎮ

由式(１)和式(２)可得ꎬ

ρｆｂ

＝

α１ β１

ｆ

ｃ

ｆ

ｆｕ

ξｃｕＥｆ

ξｃｕＥｆ

＋ ｆ

ｆｕ

(３)

因本文所有梁截面尺寸相同ꎬ且纵筋均为两根直

径为 １０ ｍｍ 的 ＦＲＰ 筋ꎬ所以本文所有梁配筋率相同ꎬ

但 ＲＡ 替代率不同会导致 ＲＡＣ 强度不同ꎬ且 ＧＦＲＰ

筋与 ＢＦＲＰ 筋的弹性模量不同会导致各类梁的界限

配筋率不同ꎮ 本文配筋率与加拿大规范 ＣＳＡ Ｓ８０６－

１２

[２４]

、美国规范 ＡＣＩ ４４０? １Ｒ－１５

[２５] 和中国规范 ＧＢ

５０６０８—２０１０

[２６]规定的界限配筋率对比见表 ２ꎮ

表 ２ 试验梁配筋率与界限配筋率

Ｔａｂｌｅ ２ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ ｒａｔｉｏ ａｎｄ ｌｉｍｉｔ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔ

ｒａｔｉｏ ｏｆ ｔｅｓｔ ｂｅａｍｓ

梁类型 ρｆ

/ ％

ρｆ

/ ρｆｂ

ＣＳＡ ＡＣＩ ＧＢ

ＧＬ－０％ １.２２６ １.４０ １.７８ １.２１

ＧＬ－２５％ １.２２６ １.４７ １.８７ １.２６

ＧＬ－５０％ １.２２６ １.５３ １.９５ １.３２

ＢＬ－５０％ １.２２６ １.４１ １.７９ １.２１

注:梁类型中 ＧＬ 和 ＢＬ 分别表示 ＧＦＲＰ 筋梁和 ＢＦＲＰ 筋梁ꎻ０％、

２５％和 ５０％分别表示 ＲＡ 替代率为 ０％、２５％和 ５０％ꎻρｆ为梁实际配筋率ꎮ

２? ２ 破坏模式

四组试验梁破坏模式分为两种ꎮ 其中 ＲＡ 替代

率为 ０％和 ２５％的两组 ＧＦＲＰ－ＲＡＣ 梁与一根 ＲＡ 替

代率为 ５０％的 ＧＦＲＰ －ＲＡＣ 梁发生受压区混凝土压

碎破坏ꎬ如图 ２( ａ) 所示ꎮ 两根 ＢＦＲＰ －ＲＡＣ 梁与一

根 ＲＡ 替代率为 ５０％的 ＧＦＲＰ －ＲＡＣ 梁发生斜拉破

坏ꎬ如图 ２(ｂ)所示ꎮ

(ａ)正截面破坏

(ｂ)斜拉破坏

图 ２ 试验梁破坏模式

Ｆｉｇ? ２ Ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｓ ｏｆ ｔｅｓｔ ｂｅａｍｓ

２? ２? １ ＲＡ 替代率对梁破坏模式的影响

当荷载增加到 ７ ~ ９ ｋＮ 时ꎬＲＡ 替代率为 ０％、

２５％和 ５０％的六根梁跨中 ＲＡＣ 均开裂ꎬ但随着 ＲＡ

替代率的增加ꎬ梁的开裂荷载略有下降ꎮ 随着荷载继

５４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

续增加ꎬ三种 ＲＡ 替代率的梁跨中裂缝发展趋势相

似ꎬ均表现为梁体裂缝数量增加ꎬ跨中裂缝间距保持

在 ８０ ｍｍ 左右ꎬ且裂缝多垂直于梁底ꎻ但三种 ＲＡ 替

代率的梁斜截面裂缝发展截然不同ꎬ随着 ＲＡ 替代

率的增加ꎬ梁斜裂缝数量减少ꎬ裂缝宽度增加ꎬ且斜

裂缝向加载点延伸的速度更快ꎮ 由于随着 ＲＡ 替代

率的增加ꎬＲＡＣ 抗压强度与抗拉强度下降ꎬ且抗拉

强度的下降幅度大于抗压强度的下降幅度[５ꎬ９]

ꎬ当

荷载增加到极限荷载时ꎬ随着 ＲＡ 替代率的增加ꎬ梁

受压区高度增加ꎬ斜截面承载力下降ꎮ 当 ＲＡ 替代

率达到 ５０％时ꎬ一根梁破坏模式由受压区混凝土压

碎破坏转为斜拉破坏ꎮ

由此可知ꎬ当 ＲＡ 替代率较高时ꎬＲＡＣ 抗拉强度

下降明显ꎮ 为使 ＲＡＣ 抗压强度得到充分发挥ꎬ防止

梁发生斜拉破坏ꎬ在 ＲＡ 替代率较高时ꎬ应提高梁的

配箍率ꎮ

２? ２? ２ ＦＲＰ 筋弹性模量对梁破坏模式的影响

试验选用不同弹性模量的 ＧＦＲＰ 筋与 ＢＦＲＰ 筋

进行研究ꎮ一根 ＲＡ 替代率为 ５０％的 ＧＦＲＰ －ＲＡＣ

梁发生受压区混凝土压碎破坏ꎬ另一根发生斜拉破

坏ꎬ说明该状态接近斜拉破坏和受压区混凝土压碎

破坏的临界状态ꎮ 由于 ＢＦＲＰ 筋的弹性模量比 ＧＦＲＰ

筋弹性模量高 ２０％ꎬ相同荷载下ꎬＢＦＲＰ 筋伸长量较

小ꎬ梁在加载过程中挠度发展较慢ꎬ与 ＧＦＲＰ －ＲＡＣ

梁相比ꎬ其混凝土受压区高度较高ꎬ从而提高了梁的

正截面承载力ꎻ梁的斜截面承载力主要由箍筋和混

凝土强度所决定ꎬ纵筋只起到消栓作用ꎬ所以 ＦＲＰ

筋弹性模量的提高对梁斜截面承载力影响较小ꎬ因

此在其他条件不变的情况下ꎬ两根 ＢＦＲＰ－ＲＡＣ 梁均

发生斜拉破坏ꎮ

由此可知ꎬ当 ＦＲＰ 筋弹性模量提高时ꎬ应增加

梁的配箍率ꎬ从而防止 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁发生斜拉破坏ꎬ

使 ＦＲＰ 筋的抗拉强度得到充分利用ꎮ

２? ３ 平截面假定

为验证 ＦＲＰ 筋－再生混凝土梁是否满足平截面

假定ꎬ在梁的跨中沿梁高平均粘贴了五个应变片ꎬ测

试跨中 ＲＡＣ 应变情况ꎮ 当加载到 １０ ~ １２ ｋＮ 时ꎬ试

验梁跨中下部 ＲＡＣ 产生的裂缝将最下边的应变片

拉断ꎬ故本文考察 １０ ｋＮ 之前跨中 ＲＡＣ 在加载过程

中的应变情况ꎬ测试结果如图 ３ 所示ꎮ 从图 ３ 可以

看出ꎬ所有梁上的应变片均准确测量出了 ＲＡＣ 的应

力状态ꎬ测试结果符合平截面假定ꎮ

(ａ)ＧＬ－０％－２

(ｂ)ＧＬ－２５％－２

(ｃ)ＧＬ－５０％－２

(ｄ)ＢＬ－５０％－１

图 ３ 梁跨中截面 ＲＡＣ 应变

Ｆｉｇ? ３ ＲＡＣ ｓｔｒａｉｎｓ ｏｆ ｍｉｄ－ｓｐａｎ ｓｅｃｔｉｏｎ ｏｆ ｂｅａｍｓ

２０２３ 年第 １０ 期 ５５

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ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究

２? ４ 受弯性能影响因素分析

２? ４? １ ＲＡ 替代率的影响

试验制作六根 ＧＦＲＰ 筋再生混凝土梁研究 ＲＡ

替代率对梁受弯性能的影响ꎬ详细试验结果如表 ３

所示ꎮ 由表 ３ 中数据可知ꎬ在其他条件与加荷方式

相同的情况下ꎬ随着 ＲＡ 替代率增加ꎬ梁的开裂荷载

略有下降ꎬ与 ＧＦＲＰ 筋天然骨料混凝土梁相比ꎬＲＡ

替代率为 ２５％和 ５０％的 ＧＦＲＰ 筋再生混凝土梁平均

开裂荷载分别下降 ４? ３％和 ９? ０％ꎮ

表 ３ 梁试验结果

Ｔａｂｌｅ ３ Ｂｅａｍ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ

梁编号

开裂荷载

/ ｋＮ

开裂弯矩

/ (ｋＮ?ｍ)

开裂挠度

/ ｍｍ

极限荷载

/ ｋＮ

极限弯矩

/ (ｋＮ?ｍ)

极限挠度

/ ｍｍ

ＧＬ－０％－１ ８.８５ １.７７ ０.６８ ７８.６９ １５.７４ ２６.４９

ＧＬ－０％－２ ８.６３ １.７３ ０.６７ ７９.９８ １５.９９ ２７.７３

ＧＬ－２５％－１ ８.３５ １.６７ ０.５６ ７７.１９ １５.４４ ２５.６７

ＧＬ－２５％－２ ８.２８ １.６６ ０.６１ ７９.０４ １５.８１ ２７.６

ＧＬ－５０％－１ ８.１４ １.６３ ０.６２ ７５.９５ １５.１９ ２４.５５

ＧＬ－５０％－２ ７.７６ １.５５ ０.６２ ７５.３７ １５.０７ ２４.０１

ＢＬ－５０％－１ ８.３５ １.５２ ０.５０ ７８.３２ １５.６６ ２８.９１

ＢＬ－５０％－２ ７.９２ １.５２ ０.６２ ７７.０４ １５.４１ ２５.９１

注:－１ 和－２ 为同组的两根梁ꎮ

随着 ＲＡ 替代率的增加ꎬ梁的极限荷载和挠度

均呈下降趋势ꎬ与 ＧＦＲＰ 筋天然骨料混凝土梁相比ꎬ

ＲＡ 替代率为 ２５％的两根梁平均极限荷载和挠度分

别下降 １? ５％和 １? ８％ꎻＲＡ 替代率为 ５０％的两根梁

平均极限荷载和挠度分别下降 ４? ６％和 １０? ４％ꎮ 造

成该现象的主要原因是ꎬ随着 ＲＡ 替代率的增加ꎬＲＡＣ

抗压强度逐渐下降ꎬ从而使梁在加载过程中相对受

压区高度增加ꎬ梁的极限承载力随 ＲＡ 替代率的增

加而下降ꎮ 同时极限荷载的下降降低了 ＦＲＰ 筋的

伸长量ꎬ从而导致 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁的极限挠度随 ＲＡ 替

代率的增加而下降ꎮ

２? ４? ２ ＦＲＰ 筋类型的影响

由表 ３ 数据可知ꎬＧＦＲＰ 筋与 ＢＦＲＰ 筋再生混凝

土梁的开裂荷载相差不大ꎮ 因为梁开裂荷载主要由

梁的换算毛截面惯性矩决定ꎬ而梁的毛截面惯性矩

主要取决于混凝土截面面积ꎬＦＲＰ 筋对其贡献很小ꎬ

所以弹性模量对梁的开裂荷载影响很小ꎮ

与两根 ＧＦＲＰ－ＲＡＣ 梁相比ꎬ两根 ＢＦＲＰ－ＲＡＣ 梁

的平均极限承载力与挠度分别提高 ２? ７５％和 １２? ９４％ꎮ

这主要是由于 ＢＦＲＰ 筋的弹性模量比 ＧＦＲＰ 筋弹性

模量高 ２０％ꎬ使 ＢＦＲＰ－ＲＡＣ 梁在荷载达到 ８５％之前

的挠度变化略小于 ＧＦＲＰ－ＲＡＣ 梁的挠度变化ꎬ而挠

度的降低使 ＢＦＲＰ－ＲＡＣ 梁受压区高度增加ꎬ梁的正

截面承载力提高ꎻ但 ＦＲＰ 筋弹性模量的提高对梁斜

截面承载力影响较小ꎬ使 ＢＦＲＰ－ＲＡＣ 梁发生斜拉破

坏ꎮ 对于发生斜拉破坏的梁ꎬ在斜截面主裂缝形成

之后ꎬ梁的挠度便会迅速增加ꎬ造成 ＢＦＲＰ －ＲＡＣ 梁

的最终挠度大于 ＧＦＲＰ－ＲＡＣ 梁的最终挠度ꎮ

３ 受弯承载力分析

３? １ 开裂荷载

采用换算截面惯性矩法计算梁的开裂荷载ꎬ对

ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁的截面惯性矩进行换算ꎬ开裂弯矩计算

公式如下[２６]

:

Ｍｃｒ

＝

２ｆ

ｔ

Ｉｇ

ｈ

(４)

Ｉｇ

＝

ｂ

３

[ｃ

３＋ (ｈ － ｃ)

３

] ＋(ｎｆ

－ １)Ａｆ(ｈ０

－ ｃ)

２

(５)

ｃ ＝

０.５ｂｈ

２ ＋ (ｎｆ

－ １)Ａｆｈ０

ｂｈ ＋ (ｎｆ

－ １)Ａｆ

(６)

ｎｆ

＝

Ｅｆ

Ｅｃ

(７)

式中: ｆ

ｔ为混凝土抗拉强度ꎻＩｇ为梁截面惯性矩ꎻｈ为

梁高ꎻｃ为梁受压区高度ꎻＡｆ为受拉纵筋截面面积ꎻＥｃ

为混凝土弹性模量ꎮ

梁开裂荷载试验值与理论计算值如表 ４ 所示ꎮ

从表 ４ 可以看出ꎬ梁的开裂荷载理论计算值与试验

值规律相符ꎬ所有梁的开裂荷载理论计算值均小于

试验值ꎬ试验值与计算值的比值在 １? ２９ ~ １? ４４ 之

间ꎬ由此可知ꎬ以上公式能较好地预测 ＦＲＰ 筋再生

混凝土梁的开裂荷载ꎬ且具有一定的安全储备ꎮ

表 ４ 梁开裂荷载

Ｔａｂｌｅ ４ Ｃｒａｃｋｉｎｇ ｌｏａｄｓ ｏｆ ｂｅａｍｓ

梁编号 试验值/ ｋＮ 计算值/ ｋＮ 试验值/ 计算值

ＧＬ－０％－１ ８.８５ ６.１６ １.４４

ＧＬ－０％－２ ８.０３ ６.１６ １.３０

ＧＬ－２５％－１ ８.３５ ６.００ １.３９

ＧＬ－２５％－２ ８.２８ ６.００ １.３８

ＧＬ－５０％－１ ８.１４ ５.８７ １.３８

ＧＬ－５０％－２ ７.７６ ５.８７ １.３２

ＢＬ－５０％－１ ７.６０ ５.８８ １.２９

ＢＬ－５０％－２ ８.２２ ５.８８ １.４０

５６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

３? ２ 正截面受弯承载力

ＦＲＰ 筋混凝土梁极限受弯承载力按照中国规范

ＧＢ ５０６０８—２０１０

[２６]进行计算分析ꎮ

(１)ＦＲＰ 筋材料的抗拉强度设计值按下式计算:

ｆ

ｆｄ

＝

ｆ

ｆｋ

ｒｆ

ｒｅ

(８)

式中:ｆ

ｆｋ为 ＦＲＰ 筋抗拉强度标准值ꎻｒｆ为材料分项系

数ꎬ取 １? ４ꎻｒｅ为环境影响系数ꎬ取 １? ０ꎮ

(２)ＦＲＰ 筋混凝土梁的平衡配筋率计算如下:

ρｆｂ

＝

α１ β１

ｆ

ｃ

ｆ

ｆｄ

ξｃｕＥｆ

ξｃｕＥｆ

＋ ｆ

ｆｄ

(９)

式中:α１和 β１为系数ꎬ分别取 １? ０ 和 ０? ８ꎻξｃｕ为混凝

土极限压应变ꎬ取０.００３ ３ꎮ

(３)在本试验中ꎬ根据 ＧＢ ５０６０８—２０１０ 计算平

衡配筋率ꎬ所得 ＦＲＰ 筋配筋率与平衡配筋率的比值

均在 １? ０~１? ５ 之间ꎬ所以按照式(１０)计算 ＦＲＰ 筋的

有效设计值取值:

ｆ

ｆｅ

＝ ｆ

ｆｄ １ － ０.２１１

ρｆ

ρｆｂ

＋ １

æ

è

ç

ö

ø

÷

０.２

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

(１０)

式中:ρｆ为 ＦＲＰ 筋实际配筋率ꎬρｆｂ<ρｆ<１? ５ρｆｂ ꎮ

(４)正截面极限承载力计算:

Ｍｄ≤ｆ

ｆｅＡｆ ｈ０ｆ

－

ｘ

２

æ

è

ç

ö

ø

÷ (１１)

ｘ ＝

ｆ

ｆｅＡｆ

ｆ

ｃ

ｂ

(１２)

式中:ｈ０ｆ为受拉纵筋中心到混凝土受压区边缘距离ꎮ

八根 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁极限荷载计算值和试验值如

表 ５ 所示ꎬ可见计算值与试验值变化规律相符ꎬ所有

试验梁的试验值均高于规范计算值ꎮ

表 ５ 梁极限荷载

Ｔａｂｌｅ ５ Ｌｉｍｉｔ ｌｏａｄｓ ｏｆ ｂｅａｍｓ

梁编号 试验值/ ｋＮ 计算值/ ｋＮ 承载力系数

ＧＬ－０％－１ ７８.６９ ６０.６ １.３０

ＧＬ－０％－２ ７９.９８ ６０.６ １.３１

ＧＬ－２５％－１ ７７.１９ ６０ １.２９

ＧＬ－２５％－２ ７９.０４ ６０ １.３２

ＧＬ－５０％－１ ７５.９５ ５９.３ １.２８

ＧＬ－５０％－２ ７５.３７ ５９.３ １.２７

ＢＬ－５０％－１ ７８.３２ ６２.２ １.２６

ＢＬ－５０％－２ ７７.０４ ６２.２ １.２４

承载力系数 Ｓ 是评价受弯构件承载力的一个重

要指标ꎬ能够反映构件抵抗意外超载的能力ꎮ 因此ꎬ

可以通过承载力系数评价 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁承载力公式

的安全性ꎮ 文献[２７]建议承载力系数 Ｓ 值在 １? ５３~

３? ０３ 之间为最优ꎬＳ 值的计算公式如下:

Ｓ ＝

Ｍｕ

Ｍｄ

(１３)

式中:Ｍｕ为极限状态弯矩ꎻＭｄ为设计弯矩ꎮ

八根 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁试验值与计算值比值在１? ２４~

１? ３２ 之间ꎬ从安全储备的角度来看ꎬ规范公式计算

得到的 ＦＲＰ－ＲＡＣ 梁承载力安全储备略显不足ꎮ 造

成这种现象的原因主要是 ＦＲＰ 筋弹性模量低ꎬ加载

时梁体挠度较大ꎬ导致上部受压区混凝土受集中荷

载较大ꎮ 为使 ＦＲＰ －ＲＡＣ 梁具有可靠的安全性ꎬ建

议实际配筋率为平衡配筋率 ρｆｂ的 １~１? ５ 倍时ꎬ设计

值取规范计算值的 ０? ８ 倍ꎬ从而降低梁使用过程中

的挠度ꎬ使梁具有可靠的安全储备ꎮ

４ 受弯变形性能分析

４? １ 荷载－挠度曲线

图 ４ 为梁的跨中荷载－挠度曲线ꎬ分析四组梁的

试验现象与荷载－挠度曲线可知ꎬ当荷载达到 １０ ｋＮ

左右时梁出现 ２~３ 条裂缝ꎬ这时开裂区混凝土退出

工作ꎬ梁荷载－挠度曲线斜率下降ꎮ 发生受压区混凝

土压碎破坏的梁ꎬ在梁开裂后直到荷载达到极限荷

载的 ９０％这一区间ꎬ其荷载－挠度曲线斜率几乎保

持不变ꎬ挠度随荷载增加匀速增加ꎻ当荷载达到极限

荷载的 ９０％后ꎬ发生正截面破坏的梁上部受压区混

凝土表面出现细微横向裂缝ꎬ梁体裂缝宽度明显增

加ꎬ荷载－挠度曲线斜率再次下降ꎬ挠度增长速度加

快ꎮ 发生斜拉破坏的梁ꎬ在荷载达到极限荷载的 ８５％

后ꎬ跨中上部混凝土未出现裂纹ꎬ但两侧斜主裂缝宽

度显著增加ꎬ挠度急速增加ꎬ与发生正截面破坏的

ＦＲＰ 筋再生混凝土梁相比ꎬ其增长速度更快ꎮ

(ａ)ＧＬ－０％

２０２３ 年第 １０ 期 ５７

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ＦＲＰ 筋再生混凝土梁受弯性能试验研究

(ｂ)ＧＬ－２５％

(ｃ)ＧＬ－５０％

(ｄ)ＢＬ－５０％

图 ４ 荷载－挠度曲线对比图

Ｆｉｇ? ４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｌｏａｄ－ｄｅｆｌｅｃｔｉｏｎ ｃｕｒｖｅｓ

４? ２ 挠度计算

由 ＧＢ ５０６０８—２０１０

[２６]可知ꎬＦＲＰ 筋梁受弯构件

短期抗弯刚度 Ｂｓ按照式(１４)计算:

Ｂｓ

＝

Ｅｆ Ａｆ ｈ

２

０

１.１５ψ ＋ ０.２ ＋ ６αｆｅ

ρｆ

(１４)

αｆｅ

＝

Ｅｆ

Ｅｃ

(１５)

ρｆ

＝

Ａｆ

ｂｈ０

(１６)

ψ ＝ １.１ － ０.６５

ｆ

ｔｋ

ρｔｅσｆｋ

(１７)

ρｔｅ

＝

Ａｆ

０.５ｂｈ

(１８)

σｆｋ

＝

Ｍｋ

０.９Ａｆ ｈ０

(１９)

式中:ψ 为裂缝间纵向受拉 ＦＲＰ 筋应变不均匀系数ꎬ

当 ψ<０? ２ 时ꎬ取 ψ ＝ ０? ２ꎬ当 ψ>１ 时ꎬ取 ψ ＝ １ꎻαｆｅ为

ＦＲＰ 筋弹性模量与混凝土弹性模量的比值ꎻｆ

ｔｋ为混

凝土轴心抗拉强度标准值ꎻρｔｅ为按有效受拉面积计

算的纵向受拉 ＦＲＰ 筋配筋率ꎻσｆｋ 为纵向受拉 ＦＲＰ

筋的应力ꎻＭｋ为计算弯矩ꎮ

本文试验在梁跨中 １ / ３ 处施加两个 Ｆ / ２ 的集中

荷载ꎬ这种加荷方式下梁最大挠度发生在跨中ꎬ利用

结构力学位移计算方法得到梁挠度计算公式如下:

Δ ＝

２３Ｆｌ

３

１ ２９６Ｂｓ

(２０)

挠度计算的关键是搞清楚截面有效惯性矩ꎬ在

美国 ＡＣＩ 规范[２５] 中采用截面转换惯性矩计算梁抗

弯刚度ꎬ采用梁毛截面惯性矩 Ｉｇ计算梁截面刚度惯

性矩ꎮ 混凝土开裂后梁截面刚度大幅降低ꎬ又由于

ＦＲＰ 筋－再生混凝土之间的黏结性能不同于钢筋－

混凝土之间的黏结性能ꎬ故采用有效惯性矩 Ｉｅ计算

梁截面刚度ꎬ参考美国 ＡＣＩ 规范对有效截面惯性矩

进行如下修改:

Ｉｅ

＝

Ｍｃｒ

Ｍａ

æ

è

ç

ö

ø

÷

３

βｄ

Ｉｇ

＋ １.０ －

Ｍｃｒ

Ｍａ

æ

è

ç

ö

ø

÷

３

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

Ｉｃｒ≤Ｉｇ (２１)

Ｉｃｒ

＝

ｂｈ

３

０

ｋ

３

３

＋ ｎｆ Ａｆ ｈ

２

０(１ － ｋ)

２

(２２)

ｋ ＝ ２ρｆ ｎｆ

＋ ρ

２

ｆ ｎ

２

ｆ

－ ρｆ ｎｆ (２３)

ｎｆ

＝

Ｅｆ

Ｅｃ

(２４)

βｄ

＝ αｂ

Ｅｆ

Ｅｓ

＋ １

æ

è

ç

ö

ø

÷ (２５)

式中:Ｍａ为荷载作用下梁最大弯矩ꎻＩｃｒ为开裂截面惯

性矩ꎻｋ 为中性轴高度与筋位置高度的比值ꎻＥｓ为钢

筋弹性模量ꎻβｄ为修正系数ꎻαｂ为黏结系数ꎬ取 ０? ５ꎮ

采用中国规范与美国 ＡＣＩ 规范对 ＦＲＰ 筋－再生

混凝土梁荷载－挠度计算值与试验值进行对比ꎬ结果

如图 ４ 所示ꎮ 从图 ４ 中可以看出ꎬ混凝土开裂前 ＧＢ

挠度计算值均略大于试验值ꎬ这主要是由于国标(ＧＢ)

在计算梁短期抗弯刚度时ꎬ在梁开裂前将裂缝间纵

向受拉 ＦＲＰ 筋应变不均匀系数 ψ 均取为 ０? ２ꎬ导致

梁的短期抗弯刚度在一定程度上小于实际值ꎮ 而 ＡＣＩ

规范在梁开裂前将梁的截面惯性矩取为毛截面惯性

５８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

矩 Ｉｇꎬ造成挠度计算值均略小于试验值ꎮ 在梁开裂

后ꎬＧＢ 与 ＡＣＩ 挠度计算值均略大于试验值ꎬ这可能

是因为本文试验采用的 ＦＲＰ 筋均为深螺纹 ＦＲＰ 筋ꎬ

这种筋材与再生混凝土黏结性能较好ꎬ使梁实际刚

度略大于计算刚度ꎬ造成理论计算刚度略大于试验

值ꎮ 但整体来看ꎬＧＢ 与 ＡＣＩ 计算挠度值均与试验值

拟合程度较好ꎬ能很好地预测 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁

的挠度值ꎮ

５ 结 论

试验制作六根 ＧＦＲＰ 筋与两根 ＢＦＲＰ 筋再生混

凝土梁ꎬ研究不同 ＲＡ 替代率与 ＦＲＰ 筋弹性模量对

梁破坏模式、承载力与挠度的影响ꎮ 具体结论如下:

(１)随着 ＲＡ 替代率的增加ꎬＦＲＰ 筋再生混凝土

的开裂荷载、极限荷载和挠度均有所下降ꎬ同时梁的

破坏模式逐渐由受压区 ＲＡＣ 压碎破坏转向斜拉

破坏ꎮ

(２)ＢＦＲＰ 筋弹性模量的提高使梁的受压区高度

增加ꎬ正截面承载力增加ꎬ而斜截面承载力提高较少ꎬ

从而使 ＢＦＲＰ 筋再生混凝土梁发生斜拉破坏ꎬ建议

在提高 ＦＲＰ 筋弹性模量的同时提高梁的配箍率ꎬ防

止梁发生斜拉破坏ꎮ

(３)规范计算得到的 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁承载

力安全储备略显不足ꎬ建议实际配筋率为平衡配筋

率的 １~１? ５ 倍时ꎬ设计值取规范计算值的 ０? ８ 倍ꎮ

(４)ＧＢ 与 ＡＣＩ 挠度计算值均与试验值拟合程度

较好ꎬ能很好地预测 ＦＲＰ 筋再生混凝土梁的挠度值ꎮ

参考文献

[１] 吕旭滨ꎬ 于江ꎬ 秦拥军ꎬ 等. 再生混凝土梁受弯破坏过程声发射

的灰色模型[Ｊ]. 科学技术与工程ꎬ ２０１９ꎬ １９(２８): ２７０－２７５.

[２] 张海霞ꎬ 朱天泽ꎬ 黄妍. 盐腐蚀环境下内嵌 ＦＲＰ 筋加固混凝土界

面黏结性能试验研究[Ｊ]. 建筑结构学报ꎬ２０２１ꎬ４２(Ｓ１): ４３３－４４１.

[３] 宋文涛ꎬ 曹宝珠ꎬ 董金爽ꎬ 等. 碳纤维增强复合材料编织网混凝

土梁的试验研究[Ｊ]. 科学技术与工程ꎬ ２０１９ꎬ １９(２６): ３０４－３０９.

[ ４] 魏康ꎬ 李犇ꎬ 孙峤. 玄武岩纤维改善再生混凝土抗氯离子渗透性

能研究[Ｊ]. 硅酸盐通报ꎬ ２０２２ꎬ ４１(５): １６５６－１６６２.

[ ５] 徐福卫ꎬ 田斌ꎬ 徐港. 界面过渡区厚度对再生混凝土损伤性能的

影响分析[Ｊ]. 材料导报ꎬ ２０２２ꎬ ３６(４): １２２－１２８.

[６] ＭＵＨＡＭＭＥＤ Ｕꎬ ＫＵＲＳＡＴ Ｅ Ａ. Ａ ｈｏｌｉｓｔｉｃ ａｓｓｅｓｓｍｅｎｔ ｏｆ ｔｈｅ ｕｓｅ ｏｆ

ｅｍｅｒｇｉｎｇ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ａｆｔｅｒ ａ ｄｅｓｔｒｕｃｔｉｖｅ ｅａｒｔｈｑｕａｋｅ:

Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌꎬ ｅｃｏｎｏｍｉｃ ａｎｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ [ Ｊ]. Ｗａｓｔｅ Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔꎬ

２０２２ꎬ １４６: ５３－６５.

[７] ＪＥＯＮＧＨＹＵＮ Ｋ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｑｕａｌｉｔｙ ｏｆ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ ｏｎ ｔｈｅ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅｓ: Ａｎ ｏｖｅｒｖｉｅｗ

[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０２２ꎬ ３２８: １２７０７１.

[８] ＺＨＡＮＧ Ｈ Ｈꎬ ＸＩＡＯ Ｊ Ｚꎬ ＴＡＮＧ Ｙ Ｘꎬ ｅｔ ａｌ. Ｌｏｎｇ－ｔｅｒｍ ｓｈｒｉｎｋａｇｅ

ａｎｄ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｆｕｌｌｙ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ: Ｔｅｓｔｉｎｇ

ａｎｄ ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ[Ｊ]. Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ２０２２ꎬ１３０:１０４５２７.

[ ９] ＺＨＵ Ｌ Ｈꎬ ＷＥＮ Ｔ Ｈꎬ ＴＩＡＮ Ｌ. Ｓｉｚｅ ｅｆｆｅｃｔｓ ｉｎ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ａｎｄ ｓｐｌｉｔ￣

ｔｉｎｇ ｔｅｎｓｉｌｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ ｏｆ ｐｏｌｙｐｒｏｐｙｌｅｎｅ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０２２ꎬ ３４１: １２７８７８.

[１０] ＭＯＨＡＭＭＡＤ Ａꎬ ＧＥＯＲＧＥ Ｍꎬ ＮＩＫＯＳ Ｂꎬ ｅｔ ａｌ. ＡＩ－ｂａｓｅｄ ｓｈｅａｒ

ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ＦＲＰ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｄｅｅｐ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈｏｕｔ ｓｔｉｒｒｕｐｓ[Ｊ].

Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２２ꎬ ２６４: １１４４４１.

[１１] 曹万林ꎬ 刘亦斌ꎬ 肖建庄ꎬ 等. 配筋再生混凝土棱柱体徐变试

验研究[Ｊ]. 建筑结构学报ꎬ ２０２０ꎬ ４１(１２): １４１－１４７ꎬ １６４.

[１２] 韩定杰ꎬ 刘中宪ꎬ 刘华新ꎬ 等. 玄武岩纤维筋增强再生混凝土梁

抗剪性能的试验研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１８(２): １５－２０.

[１３] 韩飞ꎬ 孔祥清ꎬ 鲍成成ꎬ 等. ＢＦＲＰ 筋再生混凝土梁抗弯性能试

验研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１７(１２): ４５－５０.

[１４] 张剑瑞ꎬ 曹家乐ꎬ 王彦鹏ꎬ 等. 超高性能混凝土加固钢筋混凝土

梁抗剪性能[Ｊ]. 科学技术与工程ꎬ ２０２２ꎬ ２２(１９): ８４２１－８４３０.

[１５] 张志强ꎬ 师晓权ꎬ 李志业. ＧＦＲＰ 筋混凝土梁正截面受弯性能试

验研究[Ｊ]. 西南交通大学学报ꎬ ２０１１ꎬ ４６(５): ７４５－７５１.

[ １６] ＳＨＥＮ Ｘ Ｙꎬ ＬＩ Ｂꎬ ＳＨＩ Ｗ Ｚꎬ ｅｔ ａｌ. Ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｂｅ￣

ｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ＦＲＰ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ ｗｉｔｈ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ ｙｉｅｌｄｉｎｇ

ｂｌｏｃｋｓ[Ｊ]. Ｃａｓｅ Ｓｔｕｄｉｅｓ ｉｎ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０２２ꎬ １７: ｅ０１１６９.

[１７] ＳＨＥＨＡＢ Ｍꎬ ＨＡＭＤＹ Ｍ Ｍꎬ ＡＤＥＬ Ｅ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ｂｏｎｄ－ｄｅｐｅｎｄｅｎｔ

ｃｏｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ａｎｄ ｃｒａｃｋｉｎｇ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔ ｓｅｌｆ－ｃｏｎｓｏｌｉｄａｔｉｎｇ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ (ＬＷＳＣＣ) ｂｅａｍｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｗｉｔｈ ｇｌａｓｓ－ ａｎｄ ｂａｓａｌｔ－ＦＲＰ ｂａｒｓ

[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０２２ꎬ ３２９: １２７１３０.

[１８] 杜修力ꎬ 王作虎ꎬ 詹界东. 预应力 ＣＦＲＰ 筋混凝土梁受剪性能

试验研究[Ｊ]. 建筑结构学报ꎬ ２０１１ꎬ ３２(４): ８０－８６.

[１９] 张晓亮ꎬ 屈文俊. 无腹筋混合配筋混凝土梁抗剪性能试验研究

[Ｊ]. 同济大学学报(自然科学版)ꎬ ２０１０ꎬ ３８(１０): １４２１－１４２７.

[２０] 徐新生ꎬ 纪涛ꎬ 郑永峰. ＦＲＰ 筋混凝土梁挠度的特点及计算方法

[Ｊ]. 工程力学ꎬ ２００９ꎬ ２６(Ｓ１): １７１－１７５.

[２１] 邓宇ꎬ 张鹏ꎬ 李冰. ＦＲＰ 筋混凝土梁正截面承载力计算方法的

研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２００９(３): ６－７ꎬ ７５.

[２２] ＡＬＩＲＥＺＡ Ａꎬ ＭＡＳＯＵＭＥＤ Ｔꎬ ＪＡＶＡＤ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ

ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｍｏｍｅｎｔ ｏｆ ｉｎｅｒｔｉａ ｆｏｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｗｉｔｈ ＦＲＰ ｂａｒｓ

ｕｓｉｎｇ ａｎ ｅｖｏｌｕｔｉｏｎａｒｙ ａｌｇｏｒｉｔｈｍ[Ｊ]. Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２２ꎬ ３５: ６８４－７０５.

[２３] ＨＡＮ Ｓ Ｗꎬ ＺＨＯＵ Ａꎬ ＯＵ Ｊ Ｐ. Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ

ｂｅｈａｖｉｏｒ ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ｈｙｂｒｉｄ ｓｔｅｅｌ－ＦＲＰ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

ｂａｒｓ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｓｅａｗａｔｅｒ ｓｅａ－ｓａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｂｅａｍｓ[ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ

Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２１ꎬ ２７７: １１４６７２.

[２４] Ｃａｎａｄｉａｎ Ｓｔａｎｄａｒｄｓ Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ (ＣＳＡ). Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ

ｂｕｉｌｄｉｎｇ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗｉｔｈ ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒｓ: ＣＳＡ Ｓ８０６－ １２

[Ｓ]. Ｍｉｓｓｉｓｓａｕｇａ: Ｃａｎａｄｉａｎ Ｓｔａｎｄａｒｄｓ Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎꎬ ２０１２.

[２５] Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ (ＡＣＩ) Ｃｏｍｍｉｔｔｅｅ ４４０. Ｇｕｉｄｅ ｆｏｒ ｔｈｅ

ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｗｉｔｈ ＦＲＰ ｂａｒｓ: ＡＣＩ

４４０.１Ｒ－１５[Ｓ]. Ｆａｒｍｉｎｇｔｏｎ Ｈｉｌｌｓ: Ａｍｅｒｉｃａｎ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅꎬ ２０１５.

[２６] 纤维增强复合材料建设工程应用技术规范: ＧＢ ５０６０８—２０１０

[Ｓ]. 北京: 中国计划出版社ꎬ ２０１１.

[２７] 冯鹏ꎬ 叶列平ꎬ 黄羽立ꎬ 等. 受弯构件的变形性与新的性能指

标的研究[Ｊ]. 工程力学ꎬ ２００５ꎬ ２２(６): ２８－３６.

２０２３ 年第 １０ 期 ５９

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ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ００９

ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

张璐珂ꎬ 张 峰∗

ꎬ 赵国浩

(山东大学 岩土与结构工程研究中心ꎬ 济南 ２５００６１)

摘要: Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ(ＤＰ)模型中ꎬ摩擦角和内聚力相关的参数决定屈服、硬化软化准则ꎬ与膨胀角相关的参数决定流动

法则ꎮ 通过对试验样本数据的分析ꎬ确定了摩擦角的影响因素ꎬ将摩擦角定义为塑性应变的函数ꎻ进而由 ＤＰ 模型的屈服准则

更新了内聚力模型ꎮ 通过计算侧向塑性应变与轴向塑性应变的比率ꎬ建立了考虑约束刚度比的膨胀角模型ꎮ 基于 ＡＢＡＱＵＳ 中

的 ＵＳＤＦＬＤ 子程序对修正后 ＤＰ 模型参数实现自定义ꎬ结果表明提出的修正后的 ＤＰ 模型可以很好地预测 ＦＲＰ 约束混凝土柱

的应力－应变响应ꎬ具有一定的精度ꎮ

关键词: ＦＲＰ 约束混凝土ꎻ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型ꎻ 摩擦角ꎻ 内聚力ꎻ 膨胀角ꎻ ＵＳＤＦＬＤ 子程序ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００６０－１０

Ｍｏｄｉｆｉｅｄ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ＦＲＰ

ＺＨＡＮＧ Ｌｕｋｅꎬ ＺＨＡＮＧ Ｆｅｎｇ

∗

ꎬ ＺＨＡＯ Ｇｕｏｈａｏ

(Ｇｅｏｔｅｃｈｎｉｃａｌ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｒｅｓｅａｒｃｈ Ｃｅｎｔｅｒꎬ Ｓｈａｎｄｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｊｉｎａｎ ２５００６１ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｉｎ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ (ＤＰ) ｍｏｄｅｌꎬ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｒｅｌａｔｅｄ ｔｏ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ａｎｄ ｃｏｈｅｓｉｏｎ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ

ｙｉｅｌｄ ａｎｄ ｈａｒｄｅｎｉｎｇ ｓｏｆｔｅｎｉｎｇ ｃｒｉｔｅｒｉａꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｒｅｌａｔｅｄ ｔｏ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅ ｔｈｅ ｆｌｏｗ ｒｕｌｅ. Ｔｈｒｏｕｇｈ

ｔｈｅ ｓｔａｔｉｓｔｉｃａｌ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｓａｍｐｌｅ ｒｅｓｕｌｔｓꎬ ｔｈｅ ｉｎｆｌｕｅｎｃｉｎｇ ｆａｃｔｏｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ａｒｅ ｄｅｔｅｒｍｉｎｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅ

ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｉｓ ｄｅｆｉｎｅｄ ａｓ ａ ｆｕｎｃｔｉｏｎ ｏｆ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ. Ｔｈｅｎ ｔｈｅ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｆｏｒｃｅ ｍｏｄｅｌ ｉｓ ｕｐｄａｔｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｙｉｅｌｄ ｃｒｉｔｅｒｉ￣

ｏｎ ｏｆ ＤＰ ｍｏｄｅｌ. Ｂｙ ｃａｌｃｕｌａｔｉｎｇ ｔｈｅ ｒａｔｉｏ ｏｆ ｌａｔｅｒａｌ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ ｔｏ ａｘｉａｌ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎꎬ ｔｈｅ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｍｏｄｅｌ ｃｏｎ￣

ｓｉｄｅｒｉｎｇ ｃｏｎｓｔｒａｉｎｔ ｓｔｉｆｆｎｅｓｓ ｒａｔｉｏ ｉｓ ｅｓｔａｂｌｉｓｈｅｄ. Ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ＵＳＤＦＬＤ ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅ ｉｎ ＡＢＡＱＵＳꎬ ｔｈｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｍｏｄｉｆｉｅｄ ＤＰ ｍｏｄｅｌ ａｒｅ ｃｕｓｔｏｍｉｚｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｍｏｄｉｆｉｅｄ ＤＰ ｍｏｄｅｌ ｃａｎ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｒｅ￣

ｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ＦＲＰ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ ｗｉｔｈ ｃｅｒｔａｉｎ ａｃｃｕｒａｃｙ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ＦＲＰ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅꎻ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ ｍｏｄｅｌꎻ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅꎻ ｃｏｈｅｓｉｏｎꎻ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅꎻ ＵＳＤＦＬＤ

ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅꎻ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０８－３１

基金项目: 山东省自然科学基金项目 (ＺＲ２０２１０２２６００４６ꎻ ＺＲ２０２１０２２４０６６４)

作者简介: 张璐珂 (１９９７—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事桥梁加固方面的研究ꎮ

通讯作者: 张峰 (１９７８—)ꎬ 男ꎬ 教授ꎬ 博导ꎬ 主要从事桥梁加固方面的研究ꎬ ｚｈａｎｇｆｅｎｇ２００８＠ｓｄｕ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

纤维增强复合材料( Ｆｉｂｅｒ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ Ｐｏｌｙｍｅｒꎬ

ＦＲＰ)具有轻质高强、耐腐蚀和不增加截面的尺寸等

优点ꎬ在混凝土墩柱加固中得到广泛应用ꎮ ＦＲＰ 约

束混凝土改变了混凝土的受力状态ꎬ限制了混凝土

的侧向膨胀ꎬ极大提高了混凝土的强度和变形[１]

ꎮ

ＦＲＰ 约束混凝土柱力学性能可以通过面向设计的模

型[２]或者面向分析的模型[３] 进行预测ꎮ 面向设计

的模型通常会预设 ＦＲＰ 约束混凝土的应力－应变曲

线的形状ꎬ然后通过试验数据回归分析标定曲线的

特征点[４－５]

(峰值强度、极限强度和极限应变等)ꎮ

面向分析的模型通常假定在相同轴向应变和围压条

件下ꎬ主动约束和被动约束混凝土具有相等的轴向

应力ꎮ 设计模型公式简单ꎬ便于应用ꎬ但不适用于分

析 ＦＲＰ 约束混凝土的机理ꎬ偏重经验性ꎻ分析模型

从约束混凝土的机理出发ꎬ更具理论性ꎬ但通常需要

逐步迭代计算ꎮ

分析模型中混凝土在复杂应力状态下的行为可

以使用弹塑性理论预测ꎮ 为了准确预测 ＦＲＰ 约束

混凝土的应力应变ꎬ塑性模型需要具有以下三个特

征[６－７]

:①包括第三偏应力不变量的屈服准则ꎻ②与

围压相关的硬化/ 软化准则ꎻ③流动法则不仅与围压

有关ꎬ而且与约束增加比率有关ꎮ虽然传统的 Ｄｒｕｃｋｅｒ－

６０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

Ｐｒａｇｅｒ(以下简称 ＤＰ) 塑性模型不包括上述三个特

征ꎬ但是对 ＤＰ 模型的塑性参数进行修正能够模拟

ＦＲＰ 约束混凝土构件在单轴荷载下的应力应变行

为[６ꎬ８]

ꎮ 这些参数包括:与摩擦角和内聚力相关的

参数决定屈服、硬化软化准则ꎬ与膨胀角相关的参数

决定流动法则ꎮ 而预测约束混凝土应力应变行为的

准确程度主要取决于塑性参数模型的准确与否ꎮ

摩擦角可以定义为材料常数ꎬ与混凝土强度相

关的函数或者是与材料变形相关的函数ꎮ一些学者

认为摩擦角是与静水压力无关的材料常数[６ꎬ９－１０]

ꎮ

Ｙｕ 等[６]认为 ＦＲＰ 约束混凝土的摩擦角为 ５３? ７°ꎬ但

是该摩擦角却是在材料的极限状态下推导得出的ꎮ

Ｋａｒａｂｉｎｉｓ 等[９－１０]同样认为摩擦角在材料加载过程中

保持恒定ꎮ 然而 Ｖｅｒｍｅｅｒ 等[１１] 指出ꎬ恒定摩擦角不

能很好地预测混凝土的力学性能ꎮ 摩擦角被认为与

混凝土强度相关ꎮ Ｍｏｈａｍｍａｄｉ 等[１２]建立了摩擦角与

混凝土强度的数学模型ꎮ Ｍａｈｂｏｕｂｉ 等[１３]和 Ｌｉ 等[１４]

同样认为混凝土强度与摩擦角存在相关性ꎮ 除此之

外ꎬ摩擦角被认为与材料变形有关ꎮ Ｊｉａｎｇ 等[８] 基于

锯齿模型建立了摩擦角随材料变形的力学模型ꎮ Ｅｉｄ

等[１５]通过研究发现摩擦角会随着围压的增加而减

小ꎬ而对于 ＦＲＰ 约束混凝土ꎬ围压的增加则表明材

料变形的增加ꎮ 因此应该通过试验结果的分析确定

ＦＲＰ 约束混凝土摩擦角的影响因素ꎮ

膨胀角是表征混凝土侧向膨胀的重要参数ꎮ Ｒｏ￣

ｕｓａｋｉｓ等[１０]采用恒定的膨胀角来预测混凝土的应力

应变行为ꎮ 然而一些学者认为膨胀角并不是恒定

的ꎮ Ｋａｒａｂｉｎｉｓ 等[１６]和 Ｏｈ

[１７]认为膨胀角与塑性应变

有关ꎮ Ｙｕ 等[６]分析认为在轴向应变和围压相同的条

件下ꎬ主动约束混凝土的切线泊松比不同于 ＦＲＰ 约

束混凝土的切线泊松比ꎬ由此指出膨胀角与约束刚

度比和塑性应变相关ꎬ但是没有提出显式的数学模

型ꎮ Ｊｉａｎｇ 等[８]将膨胀角定义为约束刚度比和塑性

应变的函数ꎬ但是模型形式稍显复杂ꎮ 因此膨胀角

可以是恒定值或者是与约束刚度比和塑性应变相关ꎮ

本文首先通过已有 ５７ 个试验样本的结果分析

确定了摩擦角的影响因素ꎬ将摩擦角定义为塑性应

变的函数ꎮ 基于 ＤＰ 模型的屈服准则确定内聚力ꎬ

分析了内聚力的变化过程ꎬ进而采用两段分段函数

建立了内聚力模型ꎮ 通过计算侧向塑性应变与轴向

塑性应变ꎬ建立了仅考虑约束刚度比的膨胀角模型ꎮ

基于 ＡＢＡＱＵＳ 中的 ＵＳＤＦＬＤ 子程序开展了数值模拟ꎬ

结果表明ꎬ在弱约束和强约束水平下ꎬ试验结果和 ＦＥＡ

都展现了较好的吻合度ꎬ满足了一定的精度要求ꎬ进

一步说明修正后的 ＤＰ 参数模型在一定程度上能够

揭示 ＦＲＰ 约束混凝土行为ꎮ

１ 样本数据库

选取的样本共计 ５７ 个ꎬ详细信息见表 １ꎮ 选取

原则:①ＦＲＰ 布全包裹且纤维方向为环向ꎻ②混凝土

试件为素混凝土ꎬ内部不含钢筋ꎻ③为了忽略尺寸效

应的影响[１８－１９]

ꎬ试件选择为标准尺寸ꎬ即混凝土圆

柱体的直径为 １５２ ｍｍꎬ高度为 ３０５ ｍｍꎮ 混凝土泊松

比为 ０? ２ꎮ混凝土的弹性模量根据 ＡＣＩ ３１８ 计算ꎬ见式

(１)ꎮ 约束刚度比是影响 ＦＲＰ 约束混凝土力学性能

的重要参数[６ꎬ８]

ꎬ根据公式(２)定义ꎮ 需要说明的是ꎬ

表 １ 中的样本编号是根据无约束混凝土圆柱体抗压

强度 ｆ

ｃｏ、ＦＲＰ 种类和包裹层数命名的ꎮ例如ꎬＣ３９? ６ＧＦ１

表示无约束混凝土圆柱体抗压强度为 ３９? ６ ＭＰａꎬ

ＦＲＰ 的增强材料为玻璃纤维ꎬ包裹层数为 １ 层ꎮ

Ｅｃ

＝ ４ ７３４ ｆ

ｃｏ (ＭＰａ) (１)

ρ ＝

２Ｅｆｒｐ

ｔ

ｆｒｐ

Ｄｆ

ｃｏ

(２)

表 １ 样本数据库

Ｔａｂｌｅ １ Ｓａｍｐｌｅ ｄａｔａｂａｓｅ

文

献

样本

编号

样本

数量

直径Ｄ

/ ｍｍ

高度Ｈ

/ ｍｍ

厚度ｔ

ｆｒｐ

/ ｍｍ

弹性模量

Ｅｆｒｐ

/ ＧＰａ

约束刚度

比 ρ

[２０]

Ｃ３９.６ＧＦ１ ２ １５２ ３０５ ０.１７ ８０.１ ４.５２

Ｃ３９.６ＧＦ２ ２ １５２ ３０５ ０.３４ ８０.１ ９.０５

Ｃ３９.６ＧＦ３ ２ １５２ ３０５ ０.５１ ８０.１ １３.５７

[２１]

Ｃ３５.９ＣＦ１ ３ １５２ ３０５ ０.１６５ ２５０.５ １５.１５

Ｃ３５.９ＣＦ２ ３ １５２ ３０５ ０.３３ ２５０.５ ３０.３０

Ｃ３４.３ＣＦ３ ３ １５２ ３０５ ０.４９５ ２５０.５ ４７.５７

Ｃ３８.５ＧＦ１ ２ １５２ ３０５ １.２７ ２１.８ ９.４６

Ｃ３８.５ＧＦ２ ２ １５２ ３０５ ２.５４ ２１.８ １８.９２

[２２]

Ｃ４１.１ＣＦ１ ３ １５２ ３０５ ０.１６５ ２５０ １３.２１

Ｃ３８.９ＣＦ２ ３ １５２ ３０５ ０.３３ ２４７ ２７.５７

[３]

Ｃ３３.１ＧＦ１ ２ １５２ ３０５ ０.１７ ８０.１ ５.４１

Ｃ４５.９ＧＦ１ ２ １５２ ３０５ ０.１７ ８０.１ ３.９０

Ｃ４５.９ＧＦ２ ２ １５２ ３０５ ０.３４ ８０.１ ７.８１

Ｃ４５.９ＧＦ３ ２ １５２ ３０５ ０.５１ ８０.１ １１.７１

Ｃ３８ＣＦ４ ２ １５２ ３０５ ０.６８ ２４０.７ ５６.６７

Ｃ３８ＣＦ６ ２ １５２ ３０５ １.０２ ２４０.７ ８５.０１

Ｃ３８ＣＦ８ ２ １５２ ３０５ １.３６ ２４０.７ １１３.４

Ｃ３７.７ＣＦ１ ２ １５２ ３０５ ０.１１ ２６０ ９.９８

Ｃ４４.２ＣＦ１ ２ １５２ ３０５ ０.１１ ２６０ ８.５１

Ｃ４４.２ＣＦ２ ２ １５２ ３０５ ０.２２ ２６０ １７.０３

Ｃ４７.６ＣＦ３ ３ １５２ ３０５ ０.３３ ２５０.５ ２２.８５

[２３]

Ｃ２５ＣＦ１ ３ １５２ ３０５ ０.１６５ ２３０ １８.９５

Ｃ２５ＣＦ２ ３ １５２ ３０５ ０.３３ ２３０ ３７.９５

Ｃ２５ＧＦ２ ３ １５２ ３０５ ０.３３ ７４ １２.２１

２０２３ 年第 １０ 期 ６１

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ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

２ Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

ＤＰ 模型由 Ｄｒｕｃｋｅｒ 和 Ｐｒａｇｅｒ 提出ꎬ可以很好地

描述岩石、土壤和混凝土等材料的力学行为ꎮ

２? １ 屈服准则

ＤＰ 模型屈服准则可以理解为 ｖｏｎ Ｍｉｓｅｓ 准则的

简单修正ꎬ它主要考虑了静水压力对屈服面的影响ꎬ

见图 １ꎮ ＤＰ 模型的屈服准则是以子午面上的屈服

面形状为基础的ꎮ 屈服面可以具有线性形式、双曲

线形式或者通常的指数形式ꎮ 对于已经采用内聚力

和摩擦角对试验数据进行过校正的情况ꎬ可以使用

线性形式ꎮ

图 １ ＤＰ 模型屈服准则屈服面

Ｆｉｇ? １ Ｙｉｅｌｄ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ ｙｉｅｌｄ ｓｕｒｆａｃｅ ｏｆ ＤＰ ｍｏｄｅｌ

线性扩展 ＤＰ 屈服准则采用三个应力不变量的

形式写出:

Ｆ ＝ ｔ － ｐｔａｎ φ － ｋ ＝ ０ (３)

ｐ ＝ －

１

３

ｔｒａｃｅ(σ) ＝ －

Ｉ１

３

(４)

ｑ ＝

３

２

(Ｓ ∶ Ｓ) ＝ ３Ｊ２ (５)

ｒ ＝

９

２

Ｓ?Ｓ ∶ Ｓ

æ

è

ç

ö

ø

÷

１

３

＝

２７

２

Ｊ３

æ

è

ç

ö

ø

÷

１

３

(６)

ｔ ＝

１

２

ｑ １ ＋

１

Ｋ

－ １ －

１

Ｋ

æ

è

ç

ö

ø

÷

ｒ

ｑ

æ

è

ç

ö

ø

÷

３

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

(７)

式中:φ 是在 ｔ－ｐ 平面(偏应力与静水压力组成的平面)

上线性屈服面的斜率ꎬ为材料的摩擦角ꎻｋ 为材料的

内聚力(硬化软化参数)ꎻＩ１为第一应力不变量ꎬＪ２ ꎬ

Ｊ３分别为第二、第三偏应力不变量ꎻＳ 为应力偏量ꎻＫ

为三轴拉伸中屈服应力与三轴压缩中屈服应力的比

值ꎬ用于控制屈服面对中间主应力值的相关性ꎮ 在

ＡＢＡＱＵＳ 中ꎬ为确保屈服面保持为凸形ꎬ要求 ０? ７７８≤

Ｋ≤１? ０ꎮＹｕ 等[６]通过试验分析得到 Ｋ＝ ０? ７２５ꎬ考虑到

ＡＢＡＱＵＳ 中 Ｋ 的限值ꎬ最终取 Ｋ ＝ ０? ７８ꎬ并且指出在对

摩擦角进行修正的情况下ꎬＫ 值不会影响三轴压缩下

混凝土的结果ꎮ 因此本文 Ｋ 值取为 ０? ７８ꎮ 需要说明

的是ꎬ在均匀约束情况下ꎬ １＋

１

Ｋ

－ １ －

１

Ｋ

æ

è

ç

ö

ø

÷

ｒ

ｑ

æ

è

ç

ö

ø

÷

３

＝ ２ꎮ

２? ２ 流动法则

塑性势函数 Ｇ 定义了流动法则ꎬ由式(８)给出:

Ｇ ＝ ｔ － ｔａｎ β ｐ (８)

式中ꎬβ 为膨胀角ꎬ在混凝土体积膨胀时为正值ꎬ在

体积收缩时为负值ꎮ

塑性应变增量为:

ｄε

ｐ

ｉｊ

＝ λ

∂Ｇ

∂σｉｊ

ｉꎬ ｊ ＝ １ꎬ２ꎬ３ (９)

式中ꎬλ 为非负的比例系数ꎮ

需要注意的是ꎬ公式(３) 和公式(８) 中ꎬφ 和 β

是不同的ꎬ因此 Ｆ 函数和 Ｇ 函数也是不同的ꎮ 这意

味着使用了非关联的流动法则ꎮ 关联流动法则相比

于非关联流动法则ꎬ会高估约束混凝土的膨胀[６]

ꎬ因

此采用非关联的流动法则是更加合理的ꎮ

３ 塑性参数

３? １ 摩擦角

由图 １ 可知ꎬＤＰ 模型屈服面在 ｔ－ｐ 平面上的斜

率为摩擦角ꎮ 根据文献[８]中的方法来计算试验样

本的摩擦角ꎮ 图 ２ 为表 １ 样本数据库中部分样本

ＦＲＰ 约束混凝土摩擦角试验值ꎮ 图 ３ 为相同等效塑

性应变下ꎬ不同混凝土强度的摩擦角ꎮ

(ａ)文献[２０]和[２３]样本

(ａ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [２０] ａｎｄ [２３]

６２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

(ｂ)文献[３]样本

(ｂ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [３]

图 ２ ＦＲＰ 约束混凝土摩擦角试验值

Ｆｉｇ? ２ Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｖａｌｕｅ ｏｆ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ

ｏｆ ＦＲＰ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

(ａ)等效塑性应变为 ０.００２

(ａ)Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ ｉｓ ０.００２

(ｂ)等效塑性应变为 ０.００８

(ｂ)Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ ｉｓ ０.００８

(ｃ)等效塑性应变为 ０.０１４

(ｃ)Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ ｉｓ ０.０１４

图 ３ 相同等效塑性应变不同混凝土强度摩擦角

Ｆｉｇ? ３ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ａｎｄ

ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｕｎｄｅ ｔｈｅ ｓａｍｅ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ

由图 ４ 可知ꎬ各个学者提出的摩擦角模型[６ꎬ８－１０]

不尽相同ꎮ 等效塑性应变和混凝土强度可能是摩擦

角的影响因素ꎬ即 φ ＝ φ(ε

~

ｐ ꎬ ｆ

ｃｏ)ꎮ 由图 ３ 可知ꎬ在相

同等效塑性应变下ꎬ混凝土强度与摩擦角相关性不

大ꎮ 因此取等效塑性应变作为混凝土摩擦角的影响

因素ꎬ即 φ ＝ φ(ε

~

ｐ ) ꎮ 建立摩擦角模型数学形式:

φ ＝ ５６.６９５ － ２３６.３４ε

~

ｐ (１０)

式中ꎬ ε

~

ｐ为等效塑性应变ꎬ根据公式(１１)计算ꎮ

ε

~

ｐ

＝ ∫ ｄε

ｐ

ｉ?ｄε

ｐ

ｉ (１１)

图 ４ 摩擦角模型对比

Ｆｉｇ? ４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｍｏｄｅｌｓ

由图 ５ 可知ꎬ决定系数 Ｒ

２ ＝ ０.８１４ꎬ摩擦角试验

值和理论值具有较好的吻合度ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ６３

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ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

图 ５ 摩擦角试验值与理论值

Ｆｉｇ? ５ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ

ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｆｒｉｃｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ

３? ２ 内聚力

在 ＦＲＰ 均匀约束混凝土柱条件下ꎬσ１

＝σｃꎬσ２

＝

σ３

＝σｌꎮ 代入公式(３)可得:

ｋ ＝ (σｌ

－σｃ) ＋

１

３

ｔａｎ φ(２σｌ

＋σｃ) (１２)

根据公式(１０)和公式(１２)ꎬ可计算得到内聚力

ｋꎬ见图 ６ꎮ

(ａ)文献[２０]和[２１]样本

(ａ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [２０] ａｎｄ [２１]

(ｂ)文献[３]样本

(ｂ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [３]

图 ６ 归一化内聚力试验值与等效塑性应变

Ｆｉｇ? ６ Ｎｏｒｍａｌｉｚｅｄ ｃｏｈｅｓｉｏｎ ｔｅｓｔ ｖａｌｕｅ ａｎｄ

ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ

(１)分析 ＡＢ 段

Ｌａｍ 等[２]指出单轴压缩的无约束混凝土达到峰

值应力的 ９０％之前表现出体积压缩ꎬ此后混凝土表

现出体积膨胀ꎬ且在峰值应力之后变得不稳定ꎮ 因

此可以近似认为针对 ＦＲＰ 约束混凝土ꎬＦＲＰ 约束效

应激活的条件为轴向应力达到无约束混凝土的抗压

强度 ｆ

ｃｏꎮ 在图 ６ 中ꎬＡＢ 段不同约束刚度比的 ＦＲＰ

约束混凝土曲线近似重合ꎬ因此可以认为 ＡＢ 段表

示 ＦＲＰ 约束效应还未产生ꎬＢＣ 段表示 ＦＲＰ 发挥了

作用ꎬ所以 Ｂ 点表示此时轴力为 ｆ

ｃｏꎮ 可近似认为 ＡＢ

段是无约束混凝土在单轴压缩下加载到峰值应力的

情况ꎬ与约束刚度比无关ꎬ因此 ｋ ＝ ｋ(ｆ

ｃｏꎬε

~

ｐ )ꎮ 在此

情况下ꎬ公式(１２)变为:

ｋ ＝ １ －

１

３

ｔａｎ φ

æ

è

ç

ö

ø

÷ σｃ (１３)

将公式(１３)归一化:

ｋ

ｆ

ｃｏ

＝ １ －

１

３

ｔａｎ φ

æ

è

ç

ö

ø

÷

σｃ

ｆ

ｃｏ

(１４)

Ａ 点表示混凝土开始发生屈服ꎮ文献[２４]指出混

凝土开始发生屈服时ꎬ轴向应力达到单轴抗压强度的

３０％~４０％ꎬ本文取 ３５％ꎮ 在 ＡＢ 段ꎬｔａｎ φ 近似为 ０? １５ꎬ

因此 Ａ 点坐标为(０ꎬ０? １７５)ꎮ Ｂ 点表示轴向应力达

到单轴抗压强度ꎬ所以拐点 Ｂ 坐标为(０? ００２ꎬ０? ５)ꎮ

(２)分析 ＢＣ 段

ＢＣ 段 ＦＲＰ 约束效应被激活ꎮ 在图 ６ 中ꎬＢＣ 段

梯度变化的根本原因是约束刚度比的不同ꎮ 因此ꎬ

ｋ ＝ ｋ(ｆ

ｃｏꎬε

~

ｐ ꎬρ)ꎮ

基于上述分析结果ꎬ得到简化的内聚力模型ꎬ见

图 ７ꎬ进而得到公式(１５)ꎮ

图 ７ 简化的内聚力模型

Ｆｉｇ? ７ Ｓｉｍｐｌｉｆｉｅｄ ｃｏｈｅｓｉｏｎ ｍｏｄｅｌ

ｋ

ｆ

ｃｏ

＝

０.１７５ ＋ ３ ５１２.５ε

~

ｐ

１ ＋ ６ ７００ε

~

ｐ

ε

~

ｐ ≤ ０.００２

０.５ － １６１.４２ρ

－０.３９８

(ε

~

ｐ

－ ０.００２)

１.４＋

９７.８８(ε

~

ｐ

－ ０.００２)

１.４９２

ε

~

ｐ > ０.００２

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ï

ï

(１５)

６４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

３? ３ 膨胀角

图 ８ 所示为已有的膨胀角模型ꎮ Ｒｏｕｓａｋｉｓ 等[１０]

采用恒定的膨胀角来预测混凝土的应力应变行为ꎬ

并考虑了约束水平的影响ꎬ即 β ＝ β(ρ)ꎮ 然而一些学

者认为膨胀角并不是恒定的ꎮＫａｒａｂｉｎｉｓ 等[１６] 和 Ｏｈ

[１７]

采用渐进函数来表征膨胀角与塑性应变的函数关

系ꎬ即 β ＝ β(ε

ｐ

ｃ)ꎮ Ｊｉａｎｇ 等[８]将膨胀角定义为约束刚

度比和塑性应变的函数ꎬ并建立了具体的显式模型ꎬ

但是模型形式稍显复杂ꎬ即 β ＝ β(ρꎬε

ｐ

ｃ)ꎮ 因此ꎬ轴向

塑性应变、混凝土强度和约束刚度比都可能是膨胀

角的影响因素ꎬ即 β ＝ β(ε

ｐ

ｃꎬｆ

ｃｏꎬρ)ꎮ Ｌｅｅ

[２５]指出单调

加载下恒定的膨胀角足以预测混凝土的侧向膨胀行

为ꎬ因此为了避免膨胀角在数学形式上的复杂性ꎬ可

以忽略掉轴向塑性应变的影响ꎬ将膨胀角初步定义

为约束刚度比和混凝土强度的函数ꎬ即 β ＝ β(ｆ

ｃｏꎬρ)ꎮ

图 ９ 所示为膨胀角与混凝土强度的关系ꎬ计算得到

膨胀角与混凝土强度的相关系数 Ｒ 为 ０? １９ꎬ膨胀角

与混凝土强度的相关性不大ꎮ 因此将膨胀角定义为

约束刚度比的函数ꎬ即 β ＝ β(ρ)ꎮ

图 ８ 膨胀角模型对比

Ｆｉｇ? ８ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｍｏｄｅｌｓ

图 ９ 膨胀角与混凝土强度关系

Ｆｉｇ? ９ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓｈｉｐ ｂｅｔｗｅｅｎ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ａｎｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

在均匀约束条件下ꎬ由公式(９)可得:

ｄε

ｐ

ｃ

＝λ

３

２

(σｃ

－σｌ)

２

３

２(σｃ

－σｌ)

３

＋

ｔａｎ β

３

é

ë

ê

ê

ê

ê

ù

û

ú

ú

ú

ú

＝

λ － １ ＋

ｔａｎ β

３

æ

è

ç

ö

ø

÷

(１６)

ｄε

ｐ

ｌ

＝λ

３

２

(σｃ

－σｌ)

３

３

(σｌ

－σｃ)

３

＋

ｔａｎ β

３

é

ë

ê

ê

ê

ê

ù

û

ú

ú

ú

ú

＝

λ

１

２

＋

ｔａｎ β

３

æ

è

ç

ö

ø

÷

(１７)

ＦＲＰ 约束混凝土在单轴荷载下的塑性应变计算

如下:

ε

ｐ

ｃ

＝ εｃ

－

１

Ｅ

(σｃ

－ ２ｖσｌ) (１８)

ε

ｐ

ｌ

＝ εｌ

－

１

Ｅ

[(１ － ｖ)σｌ

－ ｖσｃ] (１９)

联立公式(１８)和公式(１９)ꎬ消掉 λ 可得:

ｔａｎ β ＝ －

３(ｄε

ｐ

ｃ

＋ ２ｄε

ｐ

ｌ )

２(ｄε

ｐ

ｃ

－ ｄε

ｐ

ｌ )

＝ －

３ １ ＋ ２

ｄε

ｐ

ｌ

ｄε

ｐ

ｃ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２ １ －

ｄε

ｐ

ｌ

ｄε

ｐ

ｃ

æ

è

ç

ö

ø

÷

(２０)

由公式(２０)可知ꎬ膨胀角取决于轴向塑性应变

和侧向塑性应变之间的比率ꎮ 计算轴向塑性应变和

侧向塑性应变之间的比率ꎬ结果见图 １０ꎮ 由计算得

到的 ε

ｐ

ｃ

－ ε

ｐ

ｌ 曲线的斜率ꎬ代入公式(２１)即可得到膨

胀角的大小ꎮ 对膨胀角进行函数拟合ꎬ进而得到膨

胀角模型ꎬ见图 １１ꎮ

图 １０ 轴向塑性应变－侧向塑性应变比率

Ｆｉｇ? １０ Ａｘｉａｌ ａｎｄ ｌａｔｅｒａｌ ｐｌａｓｔｉｃ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｉｏ

β ＝ ０.００７ ４ρ

２ － １.５８ρ ＋ ５８.４６ (２１)

２０２３ 年第 １０ 期 ６５

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ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

图 １１ 提出的膨胀角模型

Ｆｉｇ? １１ Ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｄｉｌａｔｉｏｎ ａｎｇｌｅ ｍｏｄｅｌ

４ 数值模拟

４? １ 模型的建立

(１)考虑到沿高度和圆周方向的均匀变形ꎬ将混

凝土柱建模为具有适当边界条件的 １ / ８ 圆柱体ꎮ

(２)ＦＲＰ 布采用平面应力中的正交异性弹性来

定义(Ｌａｍｉｎａ)ꎬ只考虑其环向模量ꎬ将纵向模量、剪

切模量设为无限小ꎬ泊松比设置为 ０? ３ꎮ 混凝土被

认为是各向同性材料ꎬ采用实体单元(Ｃ３Ｄ８Ｒ)ꎮ

(３)模型底面(即实际构件的中间截面)的 Ｚ 方

向平动ꎬ侧面 １ 的 Ｙ 方向平动和侧面 ２ 的 Ｘ 方向平

动被约束ꎮ 模型采用位移加载ꎬ在其顶面添加一个

竖直向下(－Ｚ 方向)的位移ꎮ 模型上下端面的 Ｕｘ和

Ｕｙ自由度均未约束ꎬ构件不存在端部约束效应ꎮ 模

型的网格划分如图 １２ 所示ꎮ ＦＲＰ 布和混凝土界面

采用 ＡＢＡＱＵＳ 中的“Ｔｉｅ”命令ꎬ即 ＦＲＰ 布和混凝土

无相对滑动ꎮ

(４)ＡＢＡＱＵＳ 子程序ꎮ ＵＳＤＦＬＤ 子程序可以通

过用户自定义的方式将场变量表示成某一变量的函

数来定义材料参数ꎮ 因此采用 ＵＳＤＦＬＤ 子程序ꎬ通

过定义场变量的方式实现摩擦角[式(１０)]、膨胀角

[式(１５)]和内聚力模型[式(２１)] 的导入ꎮ 其中ꎬ

采用 ＧＥＴＶＲＭ 子程序来获取材料的积分点信息ꎮ

图 １２ 有限元模拟

Ｆｉｇ? １２ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｎｕｍｅｒｉｃａｌ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ

４? ２ 模型的验证

需要说明的是ꎬ模型的验证样本为非推导样本ꎮ

由于篇幅原因ꎬ仅给出 １２ 个样本的 ＦＥＡ 和试验应力－

应变曲线结果的对比ꎬ见图 １３ꎮ 由图 １３ 可以看出轴

向应力－轴向应变曲线和轴向应力－侧向应变曲线

吻合较好ꎮ 表 ２ 为 ＦＥＡ 和试验结果特征点对比ꎬ极

限强度和极限应变根据 ＦＲＰ 的环向断裂应变 εｈꎬｒｕｐ

确定ꎮ

(ａ)文献[１]样本

(ａ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [１]

(ａ)文献[２７]样本

(ｂ)Ｓａｍｐｌｅｓ ｉｎ ｒｅｆｅｒｅｎｃｅｓ [２７]

图 １３ ＦＥＡ 和试验应力－应变曲线对比

Ｆｉｇ? １３ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＦＥＡ ａｎｄ ｔｅｓｔ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｃｕｒｖｅｓ

６６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

表 ２ ＦＥＡ 和试验特征点对比

Ｔａｂｌｅ ２ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＦＥＡ ａｎｄ ｔｅｓｔ ｆｅａｔｕｒｅ ｐｏｉｎｔｓ

文献 样本编号

ｔ

ｆｒｐ

/ ｍｍ

Ｅｆｒｐ

/ ＧＰａ

ρ

εｃｕ(Ｔｅｓｔ)

/ ％

εｃｕ(ＦＥＡ)

/ ％

εｃｕ(Ｔｅｓｔ)

/ εｃｕ(ＦＥＡ)

ｆ

ｃｕ(Ｔｅｓｔ)

/ ＭＰａ

ｆ

ｃｕ(ＦＥＡ)

/ ＭＰａ

ｆ

ｃｕ(Ｔｅｓｔ)

/ ｆ

ｃｕ(ＦＥＡ)

εｈꎬｒｕｐ

/ ％

[２３]

Ｃ４０ＣＦ１ ０.１１ ２３０ ７.９１ ０.６１ ０.９５ １.５６ ４９.８０ ４８.３６ ０.９７ １.０６

Ｃ４０ＣＦ１.５ ０.１６５ ２３０ １１.８６ ０.６４ ０.９９ １.５５ ５３.４０ ５３.７０ １.０１ ０.９３

Ｃ４０ＣＦ２ ０.２２ ２３０ １５.８１ ０.６７ １.００ １.４８ ６０.２０ ５７.３５ ０.９５ ０.８１

Ｃ４０ＣＦ４ ０.４４ ２３０ ３１.６３ １.３２ １.６３ １.２３ ８９.２７ ８１.８３ ０.９２ ０.９３

Ｃ４０ＣＦ９ ０.９９ ２３０ ７１.１６ ２.４３ ３.１１ １.２８ １４１.４０ １３９.２１ ０.９８ １.００

Ｃ４０ＣＦ１２ １.３２ ２３０ ９４.８８ ２.７０ ３.８３ １.４２ １６６.３０ １６９.５６ １.０２ １.００

Ｃ４０ＧＦ２ ０.２２ ７４ ５.０９ ０.５０ ０.９２ １.８４ ４６.９７ ４０.８２ ０.８７ １.２３

Ｃ４０ＧＦ３ ０.３３ ７４ ７.６３ ０.６２ ０.９９ １.６０ ５１.１３ ４７.５８ ０.９３ １.１３

Ｃ４０ＧＦ５ ０.５５ ７４ １２.７２ １.１５ １.７３ １.５０ ６７.５３ ６４.８２ ０.９６ １.６５

Ｃ５２ＣＦ２ ０.３３ ２３０ １８.８０ ０.７７ １.２２ １.６０ ８２.５７ ８５.５３ １.０４ ０.９０

Ｃ５２ＣＦ４ ０.６６ ２３０ ３７.６０ １.１３ １.６３ １.４５ １０９.３３ １１３.４４ １.０４ ０.８１

Ｃ５２ＧＦ３ ０.４９５ ７４ ９.０７ ０.９４ １.１８ １.２５ ７１.９７ ６９.７４ ０.９７ １.２４

[１]

Ｃ３３.７ＣＦ１ ０.３８ １０５ １５.７９ １.２８ １.１４ ０.８９ ４９.００ ５１.８１ １.０６ ０.９５

Ｃ３３.７ＣＦ２ ０.７６ １０５ ３１.５７ ２.０２ １.６８ ０.８３ ７０.５３ ７１.１４ １.０１ ０.９７

Ｃ３３.７ＣＦ３ １.１４ １０５ ４７.３６ ２.７４ １.９１ ０.７０ ８９.１５ ８２.６５ ０.９３ ０.８４

Ｃ４３.８ＣＦ１ ０.３８ １０５ １２.１５ ０.６１ ０.７１ １.１７ ４８.３３ ５３.５６ １.１１ ０.６２

Ｃ４３.８ＣＦ２ ０.７６ １０５ ２４.２９ １.５３ １.４８ ０.９７ ８２.７３ ７７.４３ ０.９４ ０.９８

Ｃ４３.８ＣＦ３ １.１４ １０５ ３６.４４ １.７２ １.５２ ０.８８ ９４.３７ ８５.４４ ０.９１ ０.７８

Ｃ５５.２ＣＦ１ ０.３８ １０５ ９.６４ ０.５５ ０.７３ １.３３ ５１.８０ ７７.８８ １.５０ ０.６６

Ｃ５５.２ＣＦ２ ０.７６ １０５ １９.２８ １.０１ １.１３ １.１２ ７５.３５ ９８.３５ １.３１ ０.７９

Ｃ５５.２ＣＦ３ １.１４ １０５ ２８.９１ １.３５ １.３７ １.０１ １０５.９３ １１５.０８ １.０９ ０.７７

[２６]

Ｓ１－３ ０.１６７ ２４２ ２６.２０ ２.１３ ２.１０ ０.９９ ５２.２０ ４３.０３ ０.８２ １.４２

Ｓ４－６ ０.３３４ ２４２ ５２.３９ ３.８２ ４.３０ １.１３ ８６.３０ ７９.２９ ０.９２ １.８５

Ｓ７－９ ０.５０１ ２４２ ７８.５９ ４.６０ ５.２６ １.１４ １０９.４０ ９７.６４ ０.８９ １.６３

Ｓ１０－１２ ０.６６８ ２４２ １０４.７８ ５.４０ ６.１５ １.１４ １３３.６０ １１９.８０ ０.９０ １.７１

Ｓ１３－１５ ０.８３５ ２４２ １３０.９８ ５.１５ ５.０９ ０.９９ １４１.７０ １３１.６１ ０.９３ １.４６

Ｓ１６－１８ ０.１６７ ２４２ ２１.７３ ２.１２ ２.３２ １.０９ ５８.５０ ５５.３４ ０.９５ １.７４

Ｓ１９－２１ ０.３３４ ２４２ ４３.４６ ３.５３ ２.４５ ０.７０ ８７.８０ ８５.２８ ０.９７ １.７４

Ｓ２２－２４ ０.５０１ ２４２ ６５.１８ ４.２０ ５.１０ １.２１ １１６.００ １１６.４８ １.００ １.８３

Ｓ２５－２７ ０.６６８ ２４２ ８６.９１ ５.００ ５.０４ １.０１ １３６.００ １２１.９５ ０.９０ １.４４

Ｓ２８－３０ ０.１６７ ２４２ １４.６９ １.７９ １.８７ １.０５ ６６.４０ ６５.１５ ０.９８ １.６８

Ｓ３１－３３ ０.３３４ ２４２ ２９.３９ ２.７８ ２.６２ ０.９４ ９５.２０ ９４.３２ ０.９９ １.６１

Ｓ３４－３６ ０.５０１ ２４２ ４４.０８ ３.３８ ３.２６ ０.９６ １２２.２０ １１８.７８ ０.９７ １.５４

Ｓ３７－３９ ０.６６８ ２４２ ５８.７８ ３.７１ ３.７５ １.０１ １４２.５０ １３７.２３ ０.９６ １.４２

[２７]

Ｃ４８.１ＣＦ１ １ ８４.６ ２３.２５ １.５２ １.７４ １.１４ ８３.８０ ８３.８９ １.００ １.０９

Ｃ４８.１ＣＦ２ ２ ８４.６ ４６.５０ ２.３４ ２.６２ １.１２ １１８.１０ １１９.５３ １.０１ １.０９

Ｃ４８.１ＣＦ３ ３ ８４.６ ６９.７６ ２.９５ ２.８３ ０.９６ １５８.２０ １４６.４８ ０.９３ １.１０

Ｃ４５.６ＣＦ１ ０.１１１ ２４１.４４ ７.６５ １.２６ １.３０ １.０３ ５６.６０ ５５.１２ ０.９７ １.６４

Ｃ４５.６ＣＦ２ ０.２２２ ２４１.４４ １５.３０ ２.０６ ２.３０ １.１２ ８２.４０ ７５.３７ ０.９１ １.７１

Ｃ４５.６ＣＦ３ ０.３３３ ２４１.４４ ２２.９５ ２.８７ ２.６２ ０.９１ １０６.３０ ８９.９３ ０.８５ １.７９

Ｃ４５.７ＣＦ１ ０.１６３ ４３５.５８ ２０.０９ １.０７ １.２０ １.１２ ６５.８０ ７０.８９ １.０８ ０.７８

Ｃ４５.７ＣＦ２ ０.３２６ ４３５.５８ ４１.４３ １.２８ １.２０ ０.９４ ８３.７０ ８３.９７ １.００ ０.６４

Ｃ４５.７ＣＦ３ ０.４８９ ４３５.５８ ６１.５１ １.５０ １.７３ １.１６ ９７.３０ １０８.９６ １.１２ ０.５７

图 １４ 为 ＤＰ 模型特征点对比图ꎮ 由图 １４ 可知ꎬ

极限应变 ＦＥＡ 和试验的决定系数 Ｒ

２ ＝ ０? ９２ꎬ极限强

度 ＦＥＡ 和试验的决定系数 Ｒ

２ ＝ ０? ９３ꎬ 吻合性较好ꎬ

这说明了摩擦角、内聚力和膨胀角模型的正确性ꎬ以

及修正后的 ＤＰ 模型满足一定的精度要求ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ６７

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ＦＲＰ 约束混凝土柱的修正 Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ 模型

(ａ)ＦＥＡ 和试验极限应变对比

(ａ)Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＦＥＡ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｌｉｍｉｔ ｓｔｒａｉｎ

(ｂ)ＦＥＡ 和试验极限强度对比

(ｂ)Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＦＥＡ ａｎｄ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

图 １４ ＤＰ 模型特征点对比

Ｆｉｇ? １４ Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｏｆ ＤＰ ｍｏｄｅｌ ｆｅａｔｕｒｅ ｐｏｉｎｔｓ

５ 结 语

本文通过试验分析、理论研究和数值模拟对 ＤＰ

模型进行了修正ꎬ得到以下结论:

(１)通过对试验结果的分析ꎬ将摩擦角定义为

塑性应变的函数ꎬ采用分段函数建立了内聚力模型ꎬ

建立了考虑约束刚度比的膨胀角模型ꎮ 这些参数模

型决定了屈服准则、硬化软化准则和流动法则ꎮ

(２)基于 ＡＢＡＱＵＳ 开展数值模拟ꎬ摩擦角模型、

内聚力模型和膨胀角模型通过 ＵＳＤＦＬＤ 子程序实现

自定义ꎬ采用有限元分析可以很好地预测 ＦＲＰ 约束

混凝土柱的应力应变响应ꎮ 因此对于特定的 ＦＲＰ

约束混凝土试件ꎬ其约束刚度比确定后ꎬ通过有限元

分析便可得到应力－应变曲线ꎮ

(３)本文提出的模型有一定的局限性:①仅适

用于 ＦＲＰ 约束圆形截面混凝土柱在单轴荷载作用

下力学行为的预测ꎬ对于其他截面(矩形和方形)ꎬ

需要考虑不均匀约束对 ＤＰ 模型参数的影响ꎻ②本

文样本数据库仅为标准圆柱体试件ꎬ未考虑尺寸效

应的影响ꎮ 后续研究工作可以考虑不均匀约束和尺

寸效应对 ＤＰ 模型参数的影响ꎮ

参考文献

[１] ＸＩＡＯ Ｙꎬ ＷＵ Ｈ. Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｂｙ ｃａｒ￣

ｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｊａｃｋｅｔｓ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｉｎ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉ￣

ｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０００ꎬ １２(２): １３９－１４６.

[２] ＬＡＭ Ｌꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇ. Ｄｅｓｉｇｎ－ｏｒｉｅｎｔｅｄ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ＦＲＰ－

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ ｒｅｃｔａｎｇｕｌａｒ ｃｏｌｕｍｎｓ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

Ｐｌａｓｔｉｃｓ ａｎｄ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ ２００３ꎬ ２２(１３): １１４９－１１８６.

[３] ＪＩＡＮＧ Ｔꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇ. Ａｎａｌｙｓｉｓ－ｏｒｉｅｎｔｅｄ ｓｔｒｅｓｓ－ｓｔｒａｉｎ ｍｏｄｅｌｓ ｆｏｒ ＦＲＰ－

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ[Ｊ]. Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２００７ꎬ ２９(１１): ２９６８－

２９８６.

[４] 陈景ꎬ 李翔宇. 基于贝叶斯理论的 ＦＲＰ 约束矩形混凝土柱轴压

极限强度研究[Ｊ]. 复合材料科学与工程ꎬ ２０２０(７): ５８－６７.

[５] 张冰ꎬ 孙运楼ꎬ 齐玉军. 基于数值试验的 ＦＲＰ 约束混凝土圆柱

轴压性能研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１８(１): ５０－５９.

[６] ＹＵ Ｔꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇꎬ ＷＯＮＧ Ｙ Ｌꎬ ｅｔ ａｌ. Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｏｆ

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ－Ⅰ: Ｄｒｕｃｋｅｒ－Ｐｒａｇｅｒ ｔｙｐｅ ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ ｍｏｄｅｌ[Ｊ]. Ｅｎ￣

ｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１０ꎬ ３２(３): ６６５－６７９.

[７] ＹＯＵＳＳＦ Ｏꎬ ＥＬＧＡＷＡＤＹ Ｍ Ａꎬ ＭＩＬＬＳ Ｊ Ｅꎬ ｅｔ ａｌ. Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ

ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ ａｎｄ ｄｉｌａｔｉｏｎ ｏｆ ＦＲＰ－ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ[Ｊ]. Ｅｎｇｉ￣

ｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１４ꎬ ７９: ７０－８５.

[８] ＪＩＡＮＧ Ｊꎬ ＷＵ Ｙ. Ｉｄｅｎｔｉｆｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ Ｄｒｕｃｋｅｒ－

Ｐｒａｇｅｒ ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ＦＲＰ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ

[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｏｌｉｄｓ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１２ꎬ ４９ ( ３ －

４): ４４５－４５６.

[９] ＫＡＲＡＢＩＮＩＳ Ａ Ｉꎬ ＲＯＵＳＡＫＩＳ Ｔ Ｃ. Ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｂｙ ＦＲＰ ｍａｔｅ￣

ｒｉａｌ: Ａ ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ ａｐｐｒｏａｃｈ [ Ｊ]. Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２００２ꎬ ２４

(７): ９２３－９３２.

[１０] ＲＯＵＳＡＫＩＳ Ｔ Ｃꎬ ＫＡＲＡＢＩＮＩＳ Ａ Ｉꎬ ＫＩＯＵＳＩＳ Ｐ Ｄꎬ ｅｔ ａｌ. Ａｎａｌｙｔｉｃａｌ

ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ ｏｆ ｐｌａｓｔｉｃ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｕｎｉｆｏｒｍｌｙ ＦＲＰ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｍｅｍｂｅｒｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２００８ꎬ ３９( ７－８):

１１０４－１１１３.

[１１] ＶＥＲＭＥＥＲ Ｐ Ａ. Ｎｏｎ－ａｓｓｏｃｉａｔｅｄ ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ ｆｏｒ ｓｏｉｌｓꎬ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｎｄ

ｒｏｃｋ[Ｍ] / / Ｐｈｙｓｉｃｓ ｏｆ Ｄｒｙ Ｇｒａｎｕｌａｒ Ｍｅｄｉａ. ＮＡＴＯ ＡＳＩ Ｓｅｒｉｅｓꎬ Ｖｏｌ

３５０. Ｄｏｒｄｒｅｃｈｔ: Ｓｐｒｉｎｇｅｒꎬ １９９８.

[１２] ＭＯＨＡＭＭＡＤＩ Ｍꎬ ＤＡＩ Ｊꎬ ＷＵ Ｙꎬ ｅｔ ａｌ. Ｄｅｖｅｌｏｐｍｅｎｔ ｏｆ ｅｘｔｅｎｄｅｄ

Ｄｒｕｃｋｅｒ－ Ｐｒａｇｅｒ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｎｏｎ － ｕｎｉｆｏｒｍ ＦＲＰ － ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｒｉａｘｉａｌ ｔｅｓｔｓ [ Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ

２０１９ꎬ ２２４: １－１８.

[１３] ＭＡＨＢＯＵＢＩ Ａꎬ ＡＪＯＲＬＯＯ Ａ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ

ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｐｌａｓｔｉｃ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ ｔｒｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ[Ｊ]. Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ

Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｒｅｓｅａｒｃｈꎬ ２００５ꎬ ３５(２): ４１２－４１９.

[１４] ＬＩ Ｙꎬ ＬＩＮ Ｃꎬ ＳＵＮＧ Ｙ. Ａ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｃｏｎｆｉｎｅｄ

ｗｉｔｈ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｌａｓｔｉｃｓ[Ｊ]. Ｍｅｃｈａｎｉｃｓ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２００３ꎬ

３５(３－６): ６０３－６１９.

[１５] ＥＩＤ Ｒꎬ ＰＡＵＬＴＲＥ Ｐ. Ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ－ｂａｓｅｄ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｃｏｌｕｍｎｓ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｆｉｂｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｓｈｅｅｔｓ[Ｊ]. Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｓｔｒｕｃ￣

ｔｕｒｅｓꎬ ２００７ꎬ ２９(１２): ３３０１－３３１１.

[１６] ＫＡＲＡＢＩＮＩＳ Ａ Ｉꎬ ＲＯＵＳＡＫＩＳ Ｔ Ｃꎬ ＭＡＮＯＬＩＴＳＩ Ｇ Ｅ. ３Ｄ ｆｉｎｉｔｅ－

ｅｌｅｍｅｎｔ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｓｕｂｓｔａｎｄａｒｄ ＲＣ ｃｏｌｕｍｎｓ ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｅｄ ｂｙ ｆｉｂｅｒ－

ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｓｈｅｅｔｓ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｆｏｒ Ｃｏｎｓｔｒｕｃ￣

ｔｉｏｎꎬ ２００８ꎬ １２(５): ５３１－５４０.

(下转第 ８６ 页)

６８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ０１０

干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究

李威坤１

ꎬ 向木生２∗

ꎬ 米 力１

ꎬ 王 瑾１

(１? 鄂尔多斯职业学院 建筑工程系ꎬ 鄂尔多斯 ０１７０００ꎻ ２? 武汉理工大学 交通学院ꎬ 武汉 ４３００００)

摘要: 将聚乙烯醇纤维(ＰＶＡＦ)和玄武岩纤维(ＢＦ)以不同比例和不同体积率的方式掺入混凝土中ꎬ并用 ３０％再生粗骨料

等质量替代普通粗骨料配置混杂纤维再生骨料混凝土ꎬ进行 ９０ 次的硫酸盐干湿循环试验ꎬ测量不同干湿循环次数下混凝土的

质量损失、相对动弹性模量和抗压强度ꎮ 研究表明:当硫酸盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 组混凝土质量损失率为 ０? ２２％ꎬ相

较于普通混凝土降低了 ４２％ꎬ单掺 ＢＦ 组混凝土质量损失率为 ０? １９％ꎬ相较于普通混凝土降低了 ５０％ꎻ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分别为 １ ∶ ４ꎬ

１ ∶ ２ꎬ１ ∶ １ 和 ４ ∶ １ꎬ纤维体积率为 ０? ２％时ꎬ混凝土的质量损失率最小ꎮ 硫酸盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 为 １ ∶ １ 和 ２ ∶ １ꎬ纤

维体积率为 ０? ３％时ꎬ混凝土相对动弹性模量降低到最低值ꎬ分别为 １０２? ２％和 ９９? ４％ꎻ然而当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 为 １ ∶ ２ꎬ１ ∶ ４ 和 ４ ∶ １ꎬ纤

维体积率为 ０? ２％时ꎬ混凝土相对动弹性模量降低到最低值ꎬ分别为 ９９? ４％、９４? １％和 ９９? ４％ꎮ 硫酸盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ当纤

维体积率小于 ０? ２％时ꎬ混凝土的抗压强度损失率的大小依次为 １ ∶ １ 混掺<４ ∶ １ 混掺＝ １ ∶ ２ 混掺<１ ∶ ４ 混掺<２ ∶ １ 混掺ꎻ当纤维体

积率大于 ０? ２％时ꎬ混凝土的抗压强度损失率的大小依次为 ２ ∶ １ 混掺<１ ∶ ２ 混掺<１ ∶ １ 混掺<４ ∶ １ 混掺<１ ∶ ４ 混掺ꎮ 与单掺 ＰＶＡＦ

或 ＢＦ 相比ꎬ混掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 对混凝土抗硫酸盐侵蚀能力更高ꎬ表现出较好的“正效应”ꎮ

关键词: 再生骨料混凝土ꎻ 干湿循环ꎻ 硫酸盐ꎻ 聚乙烯醇纤维ꎻ 玄武岩纤维ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００６９－０９

Ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｔｈｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｏｆ ｍｉｘｅｄ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｔｏ ｓｕｌｆａｔｅ ａｔｔａｃｋ ｕｎｄｅｒ ｄｒｙ－ｗｅｔ ｃｙｃｌｅｓ

ＬＩ Ｗｅｉｋｕｎ

１

ꎬ ＸＩＡＮＧ Ｍｕｓｈｅｎｇ

２∗

ꎬ ＭＩ Ｌｉ

１

ꎬ ＷＡＮＧ Ｊｉｎ

１

(１? Ｄｅｐａｒｔｍｅｎｔ ｏｆ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｅｒｄｏｓ Ｖｏｃａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｌｌｅｇｅꎬ Ｅｒｄｏｓ ０１７０００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎꎬ Ｗｕｈａｎ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｗｕｈａｎ ４３００００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｐｏｌｙｖｉｎｙｌ ａｌｃｏｈｏｌ ｆｉｂｅｒｓ (ＰＶＡＦ) ａｎｄ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒｓ (ＢＦ) ｗｅｒｅ ｓｅｌｅｃｔｅｄ ｔｏ ｂｅ ｉｎｃｏｒｐｏｒａｔｅｄ ｉｎｔｏ ｃｏｎ￣

ｃｒｅｔｅ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｐｒｏｐｏｒｔｉｏｎｓ ａｎｄ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｅｓꎬ ａｎｄ ｍｉｘｅｄ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｃｏｎｆｉｇｕｒｅｄ ｗｉｔｈ

３０％ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏａｒｓｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ａｓ ａｎ ｅｑｕａｌ ｍａｓｓ ｒｅｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｏｆ ｎｏｒｍａｌ ｃｏａｒｓｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ. ９０ ｔｉｍｅｓ ｄｒｙ－ｗｅｔ ｓｕｌｆａｔｅ

ｃｙｃｌｅｓ ｔｅｓｔｓ ｗｅｒｅ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｔｏ ｍｅａｓｕｒｅ ｔｈｅ ｃｈａｎｇｅｓ ｉｎ ｍａｓｓ ｌｏｓｓꎬ ｄｙｎａｍｉｃ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ａｎｄ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｆｔｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｉｍｅｓ ｏｆ ｄｒｙ－ｗｅｔ ｃｙｃｌｅｓ. Ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ｓｈｏｗｅｄ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｌｏｓｓ ｒａｔｅ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ ｔｈｅ ＰＶＡＦ

ｇｒｏｕｐ ｗａｓ ０? ２２％ꎬ ｗｈｉｃｈ ｗａｓ ４２％ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｎｏｒｍａｌ ｃｏｎｃｒｅｔｅꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｌｏｓｓ ｒａｔｅ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ ｔｈｅ ＢＦ

ｇｒｏｕｐ ｗａｓ ０? １９％ꎬ ｗｈｉｃｈ ｗａｓ ５０％ ｌｏｗｅｒ ｔｈａｎ ｔｈａｔ ｏｆ ｎｏｒｍａｌ ｃｏｎｃｒｅｔｅꎬ ｗｈｅｎ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ｗａｓ １ ∶ ４ꎬ １ ∶ ２ꎬ １ ∶ １ ａｎｄ ４ ∶ １ꎬ

ａｎｄ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏ ｗａｓ ０? ２％ꎬ ｔｈｅ ｍｉｎｉｍｕｍ ｍａｓｓ ｌｏｓｓ ｒａｔｅ. Ｗｈｅｎ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ｗａｓ １ ∶ １ ａｎｄ ２ ∶ １ ｗｉｔｈ ０? ３％

ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏꎬ ａｆｔｅｒ ９０ ｔｉｍｅｓ ｏｆ ｗｅｔ－ｄｒｙ ｃｙｃｌｅｓ ｏｆ ｓｕｌｆａｔｅꎬ ｔｈｅ ｍｉｎｉｍｕｍ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕ￣

ｌｕｓ ｒｅｄｕｃｔｉｏｎ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗｅｒｅ １０２? ２％ ａｎｄ ９９? ４％ꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙꎻ ｈｏｗｅｖｅｒꎬ ｗｈｅｎ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ｗａｓ １ ∶ ２ꎬ １ ∶ ４ ａｎｄ ４ ∶ １

ｗｉｔｈ ０? ２％ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｉｏꎬ ｔｈｅ ｒｅｌａｔｉｖｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｅｌａｓｔｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｒｅｄｕｃｅｄ ｔｏ ｔｈｅ ｌｏｗｅｓｔ ｖａｌｕｅｓ ｏｆ

９９? ４％ꎬ ９４? １％ ａｎｄ ９９? ４％. Ａｆｔｅｒ ９０ ｔｉｍｅｓ ｏｆ ｄｒｙ－ｗｅｔ ｃｙｃｌｅｓ ｏｆ ｓｕｌｆａｔｅꎬ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｅ ｗａｓ ｌｅｓｓ ｔｈａｎ

０? ２％ꎬ ｔｈｅ ｍａｇｎｉｔｕｄｅ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｌｏｓｓ ｒａｔｅ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｉｎ ｔｈｅ ｆｏｌｌｏｗｉｎｇ ｏｒｄｅｒ: １ ∶ １ ｍｉｘ<４ ∶ １ ｍｉｘ ＝ １ ∶ ２

ｍｉｘ<１ ∶ ４ ｍｉｘ<２ ∶ １ ｍｉｘꎻ ｗｈｅｎ ｔｈｅ ｆｉｂｅｒ ｖｏｌｕｍｅ ｒａｔｅ ｗａｓ ｇｒｅａｔｅｒ ｔｈａｎ ０? ２％ꎬ ｔｈｅ ｍａｇｎｉｔｕｄｅ ｏｆ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

ｌｏｓｓ ｒａｔｅ ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｗａｓ ｉｎ ｔｈｅ ｆｏｌｌｏｗｉｎｇ ｏｒｄｅｒ: ２ ∶ １ ｍｉｘ<１ ∶ ２ ｍｉｘ<１ ∶ １ ｍｉｘ<４ ∶ １ ｍｉｘ<１ ∶ ４ ｍｉｘ. Ｍｉｘｉｎｇ ＰＶＡＦ ａｎｄ

ＢＦ ｏｎ ｔｈｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｒｅｓｉｓｔａｎｃｅ ｔｏ ｓｕｌｆａｔｅ ｅｒｏｓｉｏｎ ｔｈａｎ ｓｉｎｇｌｅ ＰＶＡＦ ｏｒ ＢＦꎬ ｓｈｏｗｉｎｇ ａ ｂｅｔｔｅｒ “ｐｏｓｉｔｉｖｅ ｅｆｆｅｃｔ”.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅꎻ ｗｅｔ－ｄｒｙ ｃｙｃｌｅｓꎻ ｓｕｌｆａｔｅꎻ ｐｏｌｙｖｉｎｙｌ ａｌｃｏｈｏｌ ｆｉｂｅｒｓꎻ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒｓꎻ ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０７－０５

基金项目: 内蒙古自治区土木工程结构与力学重点实验室开放基金项目(２０２１ＫＦ００５)ꎻ 内蒙古自治区高等学校科学研究项目(ＮＪＺＹ１７４０８)

作者简介: 李威坤 (１９８９—)ꎬ 男ꎬ 硕士ꎬ 讲师ꎬ 主要从事混凝土耐久性方面的研究ꎮ

通讯作者: 向木生 (１９６１—)ꎬ 男ꎬ 硕士ꎬ 副教授ꎬ 主要从事桥梁健康监测方面的研究ꎬ ｘｉａｎｇｍｓ００１０＠ｓｉｎａ? ｃｏｍꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ６９

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干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究

混凝土是一种人工合成的多相复合水泥基材料ꎬ

目前在桥梁、隧道、水利和道路工程中应用广泛[１]

ꎮ

作为混凝土的重要组成部分之一ꎬ粗骨料性质直接

影响混凝土的力学性能和耐久性能ꎮ 天然粗骨料为

不可再生资源ꎬ储量有限ꎮ 伴随我国经济的快速发

展及城镇化的加速建设ꎬ大量的建筑垃圾被制造ꎬ以

废弃混凝土为主的建筑垃圾占建筑垃圾总量的 ５０％

左右[２－３]

ꎮ 通过人工方法将废弃的混凝土破碎成不

同粒径的再生粗骨料ꎬ然后用再生粗骨料等质量部

分替代天然骨料配置成再生骨料混凝土[４]

ꎮ 再生骨

料混凝土的广泛应用ꎬ一方面减少了工程建设中对

天然骨料的使用ꎬ另一方面降低了由于天然骨料的

开采对环境造成的影响ꎬ使社会经济和环境共同和

谐发展[５－６]

ꎮ

国内外对不同纤维种类和掺量对混凝土性能的

影响进行了大量研究ꎬ并取得了较多的成果ꎬ且在实

际工程中得到广泛应用ꎮ 董腾等[７]

、童瑶[８] 和陈兴

祥等[９] 的研究表明:向再生骨料混凝土中掺入适量

的 ＢＦ 可以减缓裂缝的出现和发展ꎬ且对其抗折强

度有较显著的提升作用ꎮ Ｇｕｏ 等[１０] 通过试验得出ꎬ

ＢＦ 掺量为 ０? ２％时对再生骨料混凝土的改善效果最

显著ꎮ 高立等[１１]

、乔匡义[１２] 的研究表明:在冻融循

环条件下ꎬＰＶＡＦ 对再生骨料混凝土相对动弹性模量

的下降速度有延缓作用ꎬ且当 ＰＶＡＦ 为 ２ ｋｇ / ｍ

３时ꎬ

作用效果最优ꎮ 佟欢等[１３] 对混杂纤维混凝土进行

了试验研究ꎬ研究结果表明ꎬ与单掺 ＢＦ 或 ＰＶＡＦ 相比ꎬ

ＢＦ 和 ＰＶＡＦ 混掺对混凝土抗折强度的提升更好ꎬ且

能有效限制抗折破坏后的裂缝扩展ꎮ 惠存等[１４] 的

研究结果表明:混杂纤维对 Ｃ６０ 高强混凝土的抗折

强度提升效果明显ꎬ当 ＢＦ 为 ０? １％和 ＰＶＡＦ 为 ０? ２％

时ꎬ混凝土的抗折强度最大ꎬ比普通混凝土提高了约

３０％ꎮ 混掺纤维再生骨料混凝土就是将两种或者两

种以上的纤维掺入到再生骨料混凝土中ꎬ可以弥补

单一纤维对再生骨料混凝土性能改善的缺陷ꎮ 将两

种及两种以上不同种类的纤维掺入到再生骨料混凝

土中ꎬ可以充分发挥两种纤维各自的优势ꎬ对再生骨

料混凝土的性能提升更加明显ꎬ最终到达“１＋１>２”

的效果ꎮ

我国内陆地区分布有大约１ ０００个盐湖ꎬ其中内

蒙古地区盐湖就多达 ３００ 个ꎬ盐湖水中含有大量硫

酸根离子ꎬ据研究表明ꎬ盐湖中的硫酸根离子含量大

约为 ３ ｇ / Ｌꎮ 再生骨料混凝土存在新旧界面过渡区ꎬ

其孔隙率明显大于普通混凝土孔隙率ꎬ盐湖中的硫

酸根离子通过再生骨料混凝土的孔隙进入基体内部ꎬ

严重影响了再生骨料混凝土的结构力学性能和耐久

性能ꎮ 干湿循环作用是引发较为严重结构破坏的工

况之一ꎬ因此研究硫酸盐干湿循环作用对再生骨料

混凝土的性能影响有一定应用价值ꎮ 李飞等[１５] 进

行了混杂纤维混凝土和普通混凝土的一系列耐久性

试验ꎬ研究表明ꎬ与普通混凝土相比ꎬＢＰ－ＰＶＡＦ 混杂

纤维混凝土的抗冻性及抗氯离子侵蚀和抗碳化能力

都明显更优ꎮ 目前ꎬ针对硫酸盐干湿循环作用下混杂

纤维对再生骨料混凝土性能的影响研究尚有不足ꎮ

综上所述ꎬ本文选用玄武岩纤维(ＢＦ)和聚乙烯

醇纤维(ＰＶＡＦ)ꎬ并利用再生粗骨料替代 ３０％(等质

量)普通粗骨料配制再生骨料混凝土ꎬ进行硫酸盐干

湿循环试验ꎬ测量了干湿循环 ９０ 次后再生骨料混凝

土的质量损失、相对动弹性模量和抗压强度ꎬ通过这

三个指标反映再生骨料混凝土受硫酸盐的侵蚀程度ꎮ

１ 试 验

１? １ 原材料

水泥:Ｐ?Ｏ ４２? ５ 普通硅酸盐水泥ꎬ２８ ｄ 抗压强

度为 ５０? ６ ＭＰａꎮ 粉煤灰:Ⅱ级粉煤灰ꎬ细度为 １９? ２％ꎬ

需水量为 ９７? １％ꎬ烧失比为 ２? ７％ꎮ 再生粗骨料:标

准养护龄期为 ９０ ｄꎬ将设计强度为 Ｃ３０ 的混凝土试

件进行破碎得到连续级配的再生粗骨料ꎬ骨料性能

指标见表 １ꎮ 水:普通自来水ꎮ 纤维:上海某公司生

产的聚乙烯醇(ＰＶＡＦ)和玄武岩(ＢＦ)纤维ꎬ长度分

别为 １０ ｍｍ 和 ２０ ｍｍꎬ两种纤维的基本性能指标见

表 ２ꎮ 减水剂:聚羧酸系列减水剂ꎬ减水率为 １８％ꎮ

表 １ 骨料物理性能指标

Ｔａｂｌｅ １ Ｐｈｙｓｉｃａｌ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｎｄｅｘｅｓ ｏｆ ａｇｇｒｅｇａｔｅｓ

种类

粒径

/ ｍｍ

表观密度

/ (ｇ / ｍ

３

)

堆积密度

/ (ｇ / ｍ

３

)

含泥量

/ ％

压碎值

/ ％

天然粗骨料 ５~ ３１.５ ２ ７７０ １ ５７０ ０.４ ６.６

再生粗骨料 ４.７５~ ２６.５ ２ ５６０ １ ３８０ ０.５ １３

天然细骨料 <４.７５ ２ ６３０ １ ５６０ ２.３ －

表 ２ 两种纤维的基本性能指标

Ｔａｂｌｅ ２ Ｂａｓｉｃ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｉｎｄｅｘｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｗｏ ｆｉｂｅｒｓ

纤维

密度

/ (ｇ / ｍ

３

)

直径

/ μｍ

长度

/ ｍｍ

抗拉强度

/ ＭＰａ

弹性模量

/ ＧＰａ

延伸率

/ ％

ＰＶＡＦ １.４ ３７ ２０ １ ８００ ３６.０ ８

ＢＦ ２.６９５ １７ １０ ３ ２５５ １０７ ３.６

７０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

１? ２ 方 法

本试验将再生粗骨料等质量替代 ３０％天然粗骨

料ꎬ两种纤维分别以总体积率为 ０? １％、０? ２％、０? ３％

进行单掺和复掺ꎬ其中复掺时两种纤维比例分别为

４ ∶ １ꎬ２ ∶ １ꎬ１ ∶ １ꎬ１ ∶ ２ꎬ１ ∶ ４ꎬ砂率为 ０? ４５％ꎬ表达式为 ＳＰ

＝

Ｓ / (Ｓ＋Ｇ)×１００％ꎬ其中 Ｓ 为砂的用量ꎬ此处等于细骨

料质量ꎬＧ 为石子用量ꎬ此处等于天然粗骨料质量＋

再生粗骨料质量ꎮ 混凝土配合比见表 ３ꎮ

表 ３ 混杂纤维再生混凝土配合比

Ｔａｂｌｅ ３ Ｍｉｘｅｄ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｉｘ ｒａｔｉｏ

组别 编号 水灰比

砂率

/ ％

水

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

水泥

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

细骨料

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

天然粗骨料

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

再生粗骨料

/ (ｋｇ / ｍ

３

)

纤维体积掺量/ ％

ＰＶＡＦ ＢＦ

空白 ＲＡＣ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０ ０

ＰＶＡＦ

ＲＡＣ－Ｐ－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１ ０

ＲＡＣ－Ｐ－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.２ ０

ＲＡＣ－Ｐ－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.３ ０

ＢＦ

ＲＡＣ－Ｂ－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０ ０.１

ＲＡＣ－Ｂ－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０ ０.２

ＲＡＣ－Ｂ－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０ ０.３

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ４－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０２ ０.０８

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ４－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０４ ０.１６

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ４－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０６ ０.２４

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ２－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０３３ ０.０６７

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ２－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０３７ ０.１３３

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ２－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１ ０.２

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ１－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０５ ０.０５

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ１－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１ ０.１

ＲＡＣ－Ｐ１Ｂ１－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１５ ０.１５

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

ＲＡＣ－Ｐ２Ｂ１－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０６７ ０.０３３

ＲＡＣ－Ｐ２Ｂ１－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１３３ ０.０３７

ＲＡＣ－Ｐ２Ｂ１－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.２ ０.１

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

ＲＡＣ－Ｐ４Ｂ１－１ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.０８ ０.０２

ＲＡＣ－Ｐ４Ｂ１－２ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.１６ ０.０４

ＲＡＣ－Ｐ４Ｂ１－３ ０.５ ０.４５ １８０ ３６０ ８３６ ７１７ ３０７ ０.２４ ０.０６

试件成型标准养护 ２８ ｄ 后ꎬ进行硫酸盐溶液

(质量浓度为 ５％Ｎａ２ ＳＯ４ )干湿循环试验ꎮ 干湿循环

制度为:在硫酸盐溶液中浸泡 １２ ｈꎬ然后烘干 １２ ｈꎬ

每 ２４ ｈ 为一个周期ꎬ每隔 １５ 次进行质量损失、抗压

强度和动弹性模量测试ꎮ 抗压强度测试采用 １００ ｍｍ

×１００ ｍｍ×１００ ｍｍ 的立方体试件ꎬ试验方法及数据

处理参照«混凝土物理力学性能试验方法标准»ꎻ质

量和动弹性模量测试采用 １００ ｍｍ×１００ ｍｍ×４００ ｍｍ

的棱柱体试件ꎬ试验方法及数据处理参照«普通混凝

土长期性能和耐久性能试验方法标准»ꎮ 图 １ 为混

凝土相对动弹性模量测试过程ꎮ

图 １ 相对动弹性模量测试

Ｆｉｇ.１ Ｒｅｌａｔｉｖｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ ｍｅａｓｕｒｅｍｅｎｔ

２０２３ 年第 １０ 期 ７１

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干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究

２ 结果与讨论

２? １ 质量损失

图 ２ 为不同体积率和比例下单掺和复掺 ＰＶＡＦ

与 ＢＦꎬ在 ５％Ｎａ２ ＳＯ４溶液中干湿循环不同次数时再

生骨料混凝土的质量变化过程ꎬ此过程分质量增加

阶段和质量减少阶段ꎮ

(ａ)单掺 ＰＶＡＦ

(ａ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＰＶＡＦ

(ｂ)单掺 ＢＦ

(ｂ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＢＦ

(ｃ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｃ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｄ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

(ｄ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

(ｅ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｅ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｆ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｆ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｇ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

(ｇ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

图 ２ 质量损失率

Ｆｉｇ? ２ Ｍａｓｓ ｌｏｓｓ ｒａｔｅ

７２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

第一阶段:干湿循环 ０ ~ ６０ 次时再生骨料混凝

土质量逐渐增加ꎬ此阶段由于混凝土刚开始与溶液

接触ꎬＮａ２ ＳＯ４溶液与混凝土试件表面的水泥砂浆产

生化学反应ꎬ经过烘干后试件表面有部分 Ｎａ２ ＳＯ４盐

结晶产生ꎬ造成质量有所增加ꎮ 由于内部化学反应

持续进行ꎬ表面会形成较多小孔ꎬ导致 Ｎａ２ ＳＯ４溶液

进一步渗入混凝土内部ꎮ 随着更多 Ｎａ２ ＳＯ４溶液的

渗透ꎬＮａ２ ＳＯ４与水泥水化产物进行化学反应ꎬ产生

ＡＦｔꎬ伴随产物持续增加ꎬ有较多膨胀性结晶体析出ꎬ

以致于再生骨料混凝土内部开始有部分细小裂纹出

现ꎬ随后 ＡＦｔ 将裂纹填充ꎬ造成裂纹持续扩展变成较

大的裂缝ꎬ再生骨料混凝土质量增加较快ꎮ

第二阶段:干湿循环 ６０ ~ ９０ 次时再生骨料混凝

土质量呈现快速下降的趋势ꎬ随着干湿循环次数的

增加ꎬ混凝土表面裂缝持续扩展变大ꎬ最后混凝土试

件表面开始出现部分浮渣ꎬ并且试件表面脱落ꎬ棱角

缺失ꎬ部分骨料开始裸露ꎬ混凝土试件质量持续下降ꎮ

从图 ２( ａ) 和图 ２( ｂ) 可知ꎬ不管是单掺 ＰＶＡＦ

还是 ＢＦꎬ均能有效提高再生骨料混凝土的抗硫酸盐

侵蚀能力ꎮ 干湿循环 ６０ 次时ꎬ试件质量持续增加ꎬ

其中空白对照组与单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组的质量增加

速率接近ꎮ 干湿循环大于 ６０ 次时ꎬ混凝土质量呈现

出相反的趋势ꎬ质量持续减小ꎬ此时ꎬ空白组质量损

失率大于单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组质量损失率ꎮ 干湿循环

６０ 次时ꎬ空白组质量损失率为－１? ３８％ꎻ干湿循环 ９０

次时ꎬ空白组质量损失率为 ０? ３８％ꎮ 干湿循环大于 ６０

次时ꎬ随着纤维体积率的增加ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组质

量损失率曲线呈现先变缓慢后变陡峭的趋势ꎬ表明

再生骨料混凝土的抗硫酸盐侵蚀能力先提高后减小ꎬ

单掺 ＰＶＡＦ 和单掺 ＢＦ 组的最优掺量分别为 ０? ２％、

０? ３％ꎮ 干湿循环 ９０ 次时ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 组质量损失率

为 ０? ２２％ꎬ相较于空白组降低了 ４２％ꎻ单掺 ＢＦ 组质量

损失率为 ０? １９％ꎬ相较于空白组降低了 ５０％ꎮ 对比

图 ２(ａ)和图 ２(ｂ)可知ꎬ与单掺 ＰＶＡＦ 组相比ꎬ单掺

ＢＦ 组再生骨料混凝土的抗硫酸盐侵蚀能力更好ꎮ

从图 ２(ｃ)至图 ２(ｇ)可知ꎬ仅纤维体积率为 ０? ３％ꎬ

ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分别为 １ ∶ ４ 或者 ４ ∶ １ 时ꎬ再生骨料混凝

土质量在硫酸盐干湿循环 ７５ 次后达到最大值ꎬ其他

组别的再生骨料混凝土质量均在硫酸盐干湿循环

６０ 次时达到最大值ꎮ 从图 ２( ｃ)至图 ２( ｇ)可知ꎬ与

其他组相比ꎬ空白组再生骨料混凝土在第一阶段增

加速率略大ꎬ在第二阶段质量损失率显著变大ꎮ 硫

酸盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分别为 １ ∶ ４ꎬ

１ ∶ ２ꎬ１ ∶ １ 和 ４ ∶ １ꎬ纤维体积率为 ０? ２％时ꎬ再生骨料

混凝土的质量损失率最小ꎻ仅在 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １ꎬ纤

维体积率为 ０? ３％时ꎬ试件质量损失率最小ꎮ 通过对

比分析图 ２(ｃ)至图 ２(ｇ)可知ꎬ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２ꎬ纤

维体积率为 ０? ２％时ꎬ再生骨料混凝土抵抗硫酸盐侵

蚀能力最好ꎮ 分析其主要原因为:两种性质不同的

纤维在再生骨料混凝土中相互缠绕ꎬ共同组成网状

结构ꎬ不仅能够改善再生骨料混凝土的初始缺陷ꎬ还

能在再生骨料混凝土出现裂缝时通过协同作用共同

遏制裂缝的发展ꎮ 弹性模量高的 ＢＦ 承担裂缝之间

的搭接作用ꎬ而延伸率较高的 ＰＶＡＦ 在裂缝开展的

过程中可通过自身的变形吸收一定的能量来遏制裂

缝的发展ꎬ这两种纤维在合适的掺量及混掺比例下

可各自发挥优势ꎬ从而提升再生骨料混凝土性能ꎮ

从整体上看ꎬ与单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 相比ꎬ复掺 ＰＶＡＦ

和 ＢＦ 再生骨料混凝土在硫酸盐干湿循环作用下质

量损失率明显更小ꎬ且表现出更好的抗硫酸盐侵蚀

能力ꎮ 分析其主要原因为:ＰＶＡＦ 具有优良的耐腐

蚀性ꎬ且材质细软ꎬ能在一定程度上填充再生骨料混

凝土内部孔隙ꎬ并在某种程度上阻碍硫酸盐溶液渗

透进入混凝土内部ꎬ再结合韧性较好、抗拉强度高的

ＢＦꎬ可使复掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 再生骨料混凝土的抗硫

酸盐侵蚀能力更好ꎮ

２? ２ 相对动弹性模量

图 ３ 为不同体积率和比例下单掺和复掺 ＰＶＡＦ 与

ＢＦꎬ在 ５％Ｎａ２ ＳＯ４溶液中干湿循环不同次数时再生

骨料混凝土的相对动弹性模量变化过程ꎬ此过程分

为相对动弹性模量增加阶段和减少阶段ꎮ 造成再生

骨料混凝土相对动弹性模量先增大后减小的原因

为:在 Ｎａ２ ＳＯ４溶液中ꎬ干湿循环前期主要是 Ｎａ２ ＳＯ４

与水泥水化产物发生化学反应ꎬ产生体积更大的

ＡＦｔ 等物质ꎬＡＦｔ 物质能填充混凝土内部原有的孔

隙ꎬ并且在孔隙未填满前不产生膨胀压力ꎬ最终导致

混凝土内部越来越密实ꎬ相对动弹性模量持续增大ꎮ

然而随着硫酸盐的持续渗透ꎬ更多的体积膨胀性物

质产生ꎬ填充混凝土内部孔隙并产生一定的膨胀压

力ꎬ导致混凝土内部生成一定数量的裂缝ꎬ伴随化学

反应的加速ꎬ内部裂缝数量也逐渐增加ꎬ最终裂缝扩

展贯通ꎬ导致混凝土试件内部严重劣化ꎬ表现为再生

骨料混凝土的相对动弹性模量加速减小ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ７３

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干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究

(ａ)单掺 ＰＶＡＦ

(ａ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＰＶＡＦ

(ｂ)单掺 ＢＦ

(ｂ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＢＦ

(ｃ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｃ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｄ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

(ｄ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

(ｅ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｅ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｆ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｆ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｇ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

(ｇ) Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

图 ３ 相对动弹性模量

Ｆｉｇ? ３ Ｒｅｌａｔｉｖｅ ｄｙｎａｍｉｃ ｍｏｄｕｌｕｓ ｏｆ ｅｌａｓｔｉｃｉｔｙ

从图 ３(ａ)和图 ３( ｂ)可知ꎬ硫酸盐干湿循环 ４５

次之前ꎬ再生骨料混凝土的相对动弹性模量呈现快速

增大趋势ꎬ其中空白组增长速率略大于单掺 ＰＶＡＦ 或

ＢＦ 组增长速率ꎮ 分析其主要原因为:当一定数量纤

维掺入时ꎬ再生骨料混凝土内部变得更加密实ꎬ导致

硫酸盐溶液不易渗透进入混凝土内部ꎬ致使内部水

化反应速率变慢ꎮ 然而当硫酸盐溶液干湿循环超过

４５ 次时ꎬ再生骨料混凝土的相对动弹性模量快速降

低ꎬ并且空白组下降速率高于单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组下

降速率ꎮ 硫酸盐干湿循环 ４５ 次时ꎬ空白组的相对动

弹性模量增大到 １１３? ５％ꎻ干湿循环 ９０ 次后ꎬ空白组

７４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

的相对动弹性模量下降至 ９６? ９％ꎮ 干湿循环大于

４５ 次时ꎬ随着纤维体积率的增加ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ

组再生骨料混凝土的相对动弹性模量曲线呈现先变

缓后陡峭的趋势ꎬ表明再生骨料混凝土的抗硫酸盐

侵蚀能力随纤维体积率的增加先变强后减弱ꎬ但与

空白组相比依旧更好ꎮ 从图 ３(ａ)和图 ３(ｂ)可知ꎬ单

掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 组最优纤维体积率均为 ０? ２％ꎬ当硫酸

盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 组的相对动弹性模

量为 ９８％ꎬ单掺 ＢＦ 组的相对动弹性模量为 ９９? ８％ꎬ

均高于空白组的 ９６? ９％ꎮ

从图 ３ ( ｃ) 至图 ３ ( ｇ) 可知ꎬ仅纤维体积率为

０? １％ꎬＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２ 和 ４ ∶ １ 时ꎬ再生骨料混凝土

的相对动弹性模量在硫酸盐溶液干湿循环 ６０ 次后

达到最大值ꎬ其他组均是在干湿循环 ４５ 次后达到最

大值ꎮ 从图 ３( ｃ)至图 ３( ｇ)可知ꎬ在相对动弹性模

量增加过程中ꎬ空白组增长速率大于单掺 ＰＶＡＦ 或

ＢＦ 组增长速率ꎬ但是空白组下降段的下降速率明显

大于单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组的下降速率ꎮ 硫酸盐干湿

循环 ９０ 次后ꎬ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分别为 １ ∶ １ 和 ２ ∶ １ꎬ纤

维体积率为 ０? ３％时ꎬ混凝土相对动弹性模量降低到

最低值ꎬ分别为 １０２? ２％和 ９９? ４％ꎻ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分

别为 １ ∶ ２、１ ∶ ４ 和 ４ ∶ １ꎬ纤维体积率为 ０? ２％时ꎬ再生

骨料混凝土相对动弹性模量降低到最低值ꎬ分别为

９９? ４％、９４? １％和 ９９? ４％ꎮ

从图 ３(ｃ)至图 ３( ｇ) 可知ꎬ当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

时ꎬ再生骨料混凝土的抗硫酸盐侵蚀能力最好ꎮ 从

图 ３ 可知ꎬ经过硫酸盐干湿循环 ９０ 次后ꎬ单掺 ＰＶＡＦ

或 ＢＦ 组相对动弹性模量降低值明显高于复掺 ＰＶＡＦ

和 ＢＦ 组相对动弹性模量降低值ꎬ表明复掺纤维组

再生骨料混凝土的抵抗硫酸盐侵蚀能力更好ꎮ 分析

其主要原因是:合适掺量及掺比下ꎬ两种纤维在 ＲＡＣ

内呈三维乱向分布ꎬ这种均匀分布显著增加了再生

骨料混凝土的韧性和延性ꎮ 若再生骨料混凝土的弹

性模量低于纤维的弹性模量ꎬ且纤维与混凝土之间

黏结力较好ꎬ则纤维的掺入可显著提升再生骨料混

凝土的性能ꎮ 本文所掺加的这两种纤维均满足以上

两个条件ꎬ故掺加这两种纤维对再生骨料混凝土性

能的提升是有益的ꎮ 纤维的加入可抑制内部裂缝的

延伸ꎬ阻碍裂缝之间的联通ꎬ改善普通再生骨料混凝

土抗拉性能低的劣势ꎮ

２? ３ 抗压强度

图 ４ 为不同体积率和比例下单掺和复掺 ＰＶＡＦ 与

ＢＦꎬ在 ５％Ｎａ２ ＳＯ４溶液中干湿循环不同次数时再生

骨料混凝土的抗压强度ꎬ此过程分为抗压强度增加

阶段和抗压强度下降阶段ꎮ

(ａ)单掺 ＰＶＡＦ

(ａ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＰＶＡＦ

(ｂ)单掺 ＢＦ

(ｂ)Ｓｉｎｇｌｅ ｄｏｐｅｄ ＢＦ

(ｃ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｃ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １

(ｄ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

(ｄ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ２

２０２３ 年第 １０ 期 ７５

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干湿循环作用下混杂纤维再生骨料混凝土抗硫酸盐侵蚀性能研究

(ｅ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｅ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ ４

(ｆ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｆ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １

(ｇ)混掺 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

(ｇ)Ｍｉｘｅｄ ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ４ ∶ １

图 ４ 抗压强度

Ｆｉｇ? ４ Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ

在 Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环过程第一阶段ꎬ再生骨

料混凝土抗压强度随着干湿循环次数增加逐渐增

大ꎬ这主要是由于 ＡＦｔ 的生成将内部孔隙进一步填

充ꎬ混凝土内部更加密实ꎬ造成抗压强度逐渐增加ꎮ

但当 Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环超过 ４５ 次时ꎬ再生骨料

混凝土的抗压强度呈现快速下降的趋势ꎬ其主要原

因为混凝土内部持续有 ＡＦｔ 产生ꎬ该物质具有一定

膨胀性ꎬ当 ＡＦｔ 产物过多时ꎬ由于体积膨胀ꎬ膨胀应

力将使混凝土开始产生裂缝ꎬ进而导致抗压强度

下降ꎮ

从图 ４ 可知ꎬ经过 Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环 ９０ 次后ꎬ

空白组抗压强度降低幅度最大ꎬ相较于侵蚀前抗压强

度减小了 ２１? ５６％ꎬ然而不管是单掺还是复掺 ＰＶＡＦ 与

ＢＦꎬ纤维在混凝土内部都起到了阻碍再生骨料混凝土

抗压强度下降的目的ꎮ 单掺 ＰＶＡＦ 时ꎬ随着纤维体积

率的增加ꎬ再生骨料混凝土的抗压强度损伤程度呈

现先减小后增大的趋势ꎬ当 ＰＶＡＦ 掺量为 ０? ２％时ꎬ

抗压强度损伤度最小ꎬ相较于初始抗压强度减小了

１１? ７３％ꎬ且相较于空白组抗压强度增加了 ９? ８３％ꎮ

单掺 ＢＦ 时ꎬ随着纤维体积率的增加ꎬ抗压强度损伤

程度呈现逐渐减小的趋势ꎬ当 ＰＶＡＦ 掺量为 ０? ３％时ꎬ

抗压强度损伤度最小ꎬ相较于初始抗压强度减小了

１３? ３５％ꎬ且相较于空白组抗压强度增加了 ８? ２１％ꎮ

通过 Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环 ９０ 次后的抗压强度损失

程度来看ꎬ当纤维体积率小于 ０? ２％时ꎬ单掺 ＰＶＡＦ

组抗压强度损失更小ꎬ然而当纤维体积率超过 ０? ２％

时ꎬ单掺 ＢＦ 组抗压强度损失更小ꎮ

不同体积率和比例下复掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦꎬ在经过

Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环 ９０ 次后ꎬ再生骨料混凝土抗压

强度损失率大体上是随着纤维体积率的增大呈现先

减小后增大的趋势ꎬ当纤维体积率为 ０? ２％时ꎬ混凝

土抗压强度损失率最小ꎬ仅当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ ２ ∶ １ 时ꎬ

随着纤维体积率的增加ꎬ抗压强度损失率逐渐减小ꎮ

其原因与相对动弹性模量类似ꎬ此处不再赘述ꎮ 由

图 ４ 可知:当纤维体积率不超过 ０? ２％时ꎬ混杂纤维

再生骨料混凝土抗压强度损失率的大小依次为１ ∶ １

混掺<４ ∶ １ 混掺＝ １ ∶ ２ 混掺<１ ∶ ４ 混掺<２ ∶ １ 混掺ꎬ且

均比单掺 ＰＶＡＦ 或者 ＢＦ 的抗压强度损失率要小ꎻ当

纤维体积率超过 ０? ２％时ꎬ混杂纤维再生骨料混凝土

抗压强度损失率的大小依次为 ２ ∶ １ 混掺<１ ∶ ２ 混掺<

１ ∶ １ 混掺<４ ∶ １ 混掺<１ ∶ ４ 混掺ꎬ且 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ 分别

为 １ ∶ ４ 或 ４ ∶ １ 组的抗压强度损失率大于单掺 ＰＶＡＦ

或 ＢＦ 组的抗压强度损失率ꎮ 当 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １ꎬ

体积率为 ０? ２％时ꎬ经过 Ｎａ２ ＳＯ４溶液干湿循环 ９０ 次

后ꎬ再生骨料混凝土抗压强度为 ４５? ９３ ＭＰａꎬ损失率

为 ７? ３８％ꎬ相较于空白组提高了 １４? １８％ꎮ 整体上来

说ꎬ复掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 组对再生骨料混凝土抗硫酸盐

侵蚀能力更高ꎬ表现出较好的“正效应”ꎮ

７６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

３ 结 论

(１)在硫酸盐干湿循环过程中ꎬ各组再生骨料混

凝土质量变化包括质量快速增长阶段和质量快速下

降阶段ꎮ 相较于空白组ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 均能提高

再生骨料混凝土的抗硫酸盐侵蚀能力ꎮ与单掺 ＰＶＡＦ

或 ＢＦ 相比ꎬ复掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 再生骨料混凝土质量损

失率明显更小ꎬ且表现出更好的抗硫酸盐侵蚀能力ꎮ

(２)在硫酸盐干湿循环过程中ꎬ各组再生骨料

混凝土相对动弹性模量变化包括快速增大阶段和快

速下降阶段ꎮ 干湿循环 ４５ 次之前ꎬ再生骨料混凝土

的相对动弹性模量呈现快速增长趋势ꎬ当干湿循环

超过 ４５ 次时ꎬ混凝土的相对动弹性模量快速降低ꎮ

当干湿循环 ９０ 次后ꎬ单掺 ＰＶＡＦ 或 ＢＦ 组相对动弹性

模量降低值高于复掺 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 组相对动弹性模量

降低值ꎬ表明复掺纤维组再生骨料混凝土的抗硫酸

盐侵蚀能力更好ꎮ

(３)在硫酸盐干湿循环过程中ꎬ各组再生骨料

混凝土抗压强度变化包括快速增大阶段和快速减小

阶段ꎮ 当干湿循环 ９０ 次后ꎬ空白组抗压强度降低最

大ꎬ相较于侵蚀前抗压强度减小了 ２１? ５６％ꎻ复掺

ＰＶＡＦ 和 ＢＦ 时ꎬ混凝土抗压强度损失率随着纤维体

积率的增大呈现先减小后增大的趋势ꎬ且混凝土抗压

强度损失率在纤维体积率为 ０? ２％时最小ꎮ 与单掺

ＰＶＡＦ 或ＢＦ 相比ꎬ复掺ＰＶＡＦ 和ＢＦ 组对再生骨料混凝

土抗硫酸盐侵蚀能力更高ꎬ表现出较好的“正效应”ꎮ

(４)从普通再生骨料混凝土和纤维再生骨料混

凝土经过硫酸盐干湿循环侵蚀之后的质量损失、相

对动弹性模量、抗压强度损失来看ꎬ当 ＰＶＡＦ 和 ＢＦ

纤维总体积掺量为 ０? ２％ꎬ且 ＰＶＡＦ ∶ ＢＦ ＝ １ ∶ １ 时效

果较好ꎬ表现出良好的混掺效应ꎻ硫酸盐干湿循环

９０ 次后ꎬ与普通再生骨料混凝土组相比ꎬ其质量损

失率减小了 ５８％ꎬ相对动弹性模量增加了 ９? ６％ꎬ抗

压强度增加了 ３４? ８５％ꎮ 该结果可为实际工程应用

提供参考ꎮ

参考文献

[１] 张应力. 现代混凝土配合比设计手册[Ｍ]. 第二版. 北京: 人民

交通出版社ꎬ ２０１３.

[２] ＸＩＡＯ Ｊꎬ ＬＩ Ｗꎬ ＦＡＮ Ｙꎬ ｅｔ ａｌ. Ａｎ ｏｖｅｒｖｉｅｗ ｏｆ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ａｇ￣

ｇｒｅｇａｔｅ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ Ｃｈｉｎａ ( １９９６ － ２０１１ ) [ Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ

Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１２ꎬ ３１: ３６４－３８３.

[３] ＯＩＫＯＮＯＭＯＵ Ｎ Ｄ. Ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ[ Ｊ]. Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ

Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓꎬ ２００５ꎬ ２７(２): ３１５－３１８.

[４] 何旭升. 不同纤维及含量对再生混凝土力学性能影响研究[ Ｊ].

四川建筑科学研究ꎬ ２０１９ꎬ ４５(３): １１０－１１４.

[５] ＺＥＧＡ Ｃ Ｊꎬ ＤＩＭＡＩＯ Á Ａ. Ｕｓｅ ｏｆ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｆｉｎｅ ａｇｇｒｅｇａｔｅ ｉｎ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｗｉｔｈ ｄｕｒａｂｌｅ ｒｅｑｕｉｒｅｍｅｎｔ[Ｊ]. Ｗａｓｔｅ Ｍａｎａｇｅｍｅｎｔꎬ ２０１１ꎬ ３１(１１):

２３３６－２３４０.

[６] ＭＡＩＥＲ Ｐ Ｌꎬ ＤＵＲＨＡＭ Ｓ Ａ. Ｂｅｎｅｆｉｃｉａｌ ｕｓｅ ｏｆ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｉｎ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｍｉｘｔｕｒｅｓ[ Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１２ꎬ

２９: ４２８－４３７.

[７] 董腾ꎬ 廖文激ꎬ 刘佳婕ꎬ 等. 玄武岩纤维对再生骨料混凝土力学

性能的影响与数值模拟研究[Ｊ]. 混凝土ꎬ ２０２２(１): ９２－９６.

[８] 童瑶. 玄武岩纤维对再生混凝土力学性能影响试验研究[Ｄ]. 武

汉: 湖北工业大学ꎬ ２０２０.

[９] 陈兴祥ꎬ 谭燕ꎬ 童瑶ꎬ 等. 基于响应面法的玄武岩纤维再生混凝

土力学性能分析[Ｊ]. 混凝土与水泥制品ꎬ ２０２１(８): ５９－６３.

[１０] ＧＵＯ Ｒꎬ ＢＩ Ｚꎬ ＷＡＮＧ Ｆ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍｉｘｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄｓ ｏｎ

ｔｈｅ ａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｂａｓａｌｔ ｆｉｂｅｒ ｒｅｃｙｃｌｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

[Ｃ] / / Ｉｎｆｏｒｍａｔｉｖｅ ａｎｄ Ｃｙｂｅｒｎｅｔｉｃｓ ｆｏｒ Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ Ｓｏｃｉａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓ

(ＩＣＣＳＳ). ２０１６ ３ｔｈ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｃｏｎｆｅｒｅｎｃｅ ｏｎ ＩＥＥＥ. Ｓｈａｎｇｈａｉ:

Ｃｏｍｐｕｔａｔｉｏｎａｌ Ｓｏｃｉａｌ Ｓｙｓｔｅｍｓꎬ ２０１６: ３６８－３７１.

[１１] 高立ꎬ 朱方之ꎬ 左工ꎬ 等. ＰＶＡ 纤维再生混凝土配合比设计及

抗冻性能试验研究[Ｊ]. 建材技术与应用ꎬ ２０１９(４): １８－２１.

[１２] 乔匡义. ＰＶＡ 纤维混凝土与普通混凝土的抗渗性能和抗冻融

性能比较[Ｊ]. 公路交通科技( 应用技术版)ꎬ ２０１４ꎬ １０( ３):

１８７－１８９.

[ １３] 佟欢ꎬ 王学志ꎬ 刘华新ꎬ 等. 玄武岩－ＰＶＡ 混杂纤维混凝土抗折

性能试验研究[Ｊ]. 城市建设理论研究(电子版)ꎬ ２０１９( １２):

１７２－１７３.

[ １４] 惠存ꎬ 曹旭ꎬ 刘盼ꎬ 等. 玄武岩－ＰＶＡ 混杂纤维混凝土力学性能

研究[Ｊ]. 中原工学院学报ꎬ ２０１８ꎬ ２９(６): ３２－３６.

[１５] 李飞ꎬ 陈鲤波ꎬ 马建宁ꎬ 等. 玄武岩－聚乙烯醇混杂纤维水泥基

材料的耐久性研究[Ｊ]. 功能材料ꎬ ２０２０ꎬ ５１(３): ３１３９－３１４３.

２０２３ 年第 １０ 期 ７７

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车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ０１１

车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

杨 阳１

ꎬ 林英豪２

ꎬ 王元伍３

ꎬ 范以撒２∗

(１? 圣彼得堡理工大学 材料与运输研究所ꎬ 圣彼得堡 １９５２５１ꎻ ２? 华北水利水电大学 机械学院ꎬ 郑州 ４５００００ꎻ

３? 中车唐山机车车辆有限公司ꎬ 唐山 ０６４０００)

摘要: 粘接接头便于连接 ＦＲＰ 型材料ꎬ具有应力分布均匀、疲劳性能好、质量轻等优点ꎬ常被用于车辆的轻量化结构设

计ꎮ 车辆在服役过程中会经历不同的温度、湿度耦合作用ꎬ给粘接结构的耐久性带来了巨大的挑战ꎮ 因此ꎬ研究车用碳纤维增

强复合材料连接结构(ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ)耐久性对车辆轻量化具有重要的指导意义ꎮ 本文对 ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ 单搭接接头分别进行在

６０ ℃ / ９５％ＲＨ、６０ ℃ / １００％ＲＨ、６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 和 ６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ 温湿盐耦合环境下放置 ２４０ ｈ、４８０ ｈ、７２０ ｈ 的老化试验ꎮ 利

用 Ｆｉｃｋ 定律模拟胶黏剂吸水过程ꎬ并与实际吸水率进行比较ꎻ通过准静态拉伸测试得到接头失效载荷和力－位移曲线ꎬ观察到

失效载荷并不随时间增长而上升或下降ꎬ这表明后固化(失效载荷上升)和环境侵蚀(失效载荷下降)是两种具有相反作用相

互竞争的因素ꎮ 此外ꎬ采用 ＤＳＣ 和 ＦＴＩＲ 测试设备对老化前后的胶黏剂进行表征ꎬ分析其内在失效机理ꎮ

关键词: 轻量化ꎻ 粘接接头ꎻ 失效载荷ꎻ 后固化ꎻ 碳纤维增强复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００７８－０９

Ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｓｔｕｄｙ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｆｏｒ ｖｅｈｉｃｌｅｓ

ＹＡＮＧ Ｙａｎｇ

１

ꎬ ＬＩＮ Ｙｉｎｇｈａｏ

２

ꎬ ＷＡＮＧ Ｙｕａｎｗｕ

３

ꎬ ＦＡＮ Ｙｉｓａ

２∗

(１? Ｉｎｓｔｉｔｕｔｅ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ Ｔｒａｎｓｐｏｒｔａｔｉｏｎꎬ Ｐｅｔｅｒ ｔｈｅ Ｇｒｅａｔ Ｓａｉｎｔ－Ｐｅｔｅｒｓｂｕｒｇ Ｐｏｌｙｔｅｃｈｎｉｃ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ

Ｓａｉｎｔ－Ｐｅｔｅｒｓｂｕｒｇ １９５２５１ꎬ Ｒｕｓｓｉａꎻ

２? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｎｏｒｔｈ Ｃｈｉｎａ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｗａｔｅｒ Ｒｅｓｏｕｒｃｅｓ ａｎｄ Ｅｌｅｃｔｒｉｃ Ｐｏｗｅｒꎬ

Ｚｈｅｎｇｚｈｏｕ ４５００００ꎬ Ｃｈｉｎａꎻ

３? ＣＲＲＣ Ｔａｎｇｓｈａｎ Ｒｏｌｌｉｎｇ Ｓｔｏｃｋ Ｃｏ.ꎬ Ｌｔｄ.ꎬ Ｔａｎｇｓｈａｎ ０６４０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔｓ ａｒｅ ｅａｓｙ ｔｏ ｃｏｎｎｅｃｔ ＦＲＰ ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ｗｉｔｈ ｕｎｉｆｏｒｍ ｓｔｒｅｓｓ ｄｉｓｔｒｉｂｕｔｉｏｎꎬ ｇｏｏｄ ｆａｔｉｇｕｅ ｐｅｒ￣

ｆｏｒｍａｎｃｅꎬ ｌｉｇｈｔ ｗｅｉｇｈｔ ａｎｄ ｏｔｈｅｒ ａｄｖａｎｔａｇｅｓꎬ ｓｏ ｔｈｅｙ ａｒｅ ｏｆｔｅｎ ｕｓｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｖｅｈｉｃｌｅｓ. Ｔｈｅ ｖｅ￣

ｈｉｃｌｅ ｉｎ ｔｈｅ ｐｒｏｃｅｓｓ ｏｆ ｓｅｒｖｉｃｅ ｗｉｌｌ ｅｘｐｅｒｉｅｎｃｅ ｈｕｇｅ ｃｈａｌｌｅｎｇｅ ｓｕｃｈ ａｓ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｃｏｕｐｌｉｎｇ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅꎬ ｈｕｍｉｄｉｔｙꎬ ｔｈｅ

ａｄｈｅｓｉｖｅ ｏｆ ｔｈｅ ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ ｔｈｅｒｅｆｏｒｅꎬ ｓｔｕｄｙｉｎｇ ｔｈｅ ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｍａ￣

ｔｅｒｉａｌ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ (ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ) ｆｏｒ ｖｅｈｉｃｌｅｓ ｈａｓ ｉｍｐｏｒｔａｎｔ ｇｕｉｄｉｎｇ ｓｉｇｎｉｆｉｃａｎｃｅ ｆｏｒ ｔｈｅ ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔ ｏｆ ｖｅ￣

ｈｉｃｌｅｓ. Ｔｈｅ ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ ｓｉｎｇｌｅ－ｌａｐ ｊｏｉｎｔｓ ｗｅｒｅ ａｇｅｄ ａｔ ６０ ℃ / ９５％ＲＨꎬ ６０ ℃ / １００％ＲＨꎬ ６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ ａｎｄ

６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ ｆｏｒ ２４０ ｈꎬ ４８０ ｈ ａｎｄ ７２０ ｈꎬ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ. Ｆｉｃｋ’ｓ ｌａｗ ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｓｉｍｕｌａｔｅ ｔｈｅ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｗａｔｅｒ ａｂ￣

ｓｏｒｐｔｉｏｎ ｐｒｏｃｅｓｓꎬ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ａｃｔｕａｌ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｒａｔｅ. Ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ａｎｄ ｆｏｒｃｅ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ

ｃｕｒｖｅｓ ｗｅｒｅ ｏｂｔａｉｎｅｄ ｔｈｒｏｕｇｈ ｑｕａｓｉ－ｓｔａｔｉｃ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔ ｔｏ ｅｘｐｌｏｒｅ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔ. Ｉｔ ｗａｓ ｏｂ￣

ｓｅｒｖｅｄ ｔｈａｔ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｄｉｄ ｎｏｔ ｉｎｃｒｅａｓｅ ｏｒ ｄｅｃｒｅａｓｅ ｕｎｉｆｏｒｍｌｙ ｗｉｔｈ ｔｉｍｅ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇꎬ ｉｎｄｉｃａｔｉｎｇ ｔｈａｔ ｐｏｓｔ －ｃｕｒｉｎｇ

(ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｉｎｃｒｅａｓｉｎｇ) ａｎｄ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ｅｒｏｓｉｏｎ (ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｄｅｃｒｅａｓｉｎｇ) ｗｅｒｅ ｔｗｏ ｃｏｍｐｅｔｉｎｇ ｆａｃｔｏｒｓ ｗｉｔｈ ｏｐｐｏ￣

ｓｉｔｅ ｅｆｆｅｃｔｓ. ＤＳＣ ａｎｄ ＦＴＩＲ ｔｅｓｔ ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ ｗｅｒｅ ｕｓｅｄ ｔｏ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｚｅ ｔｈｅ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｂｅｆｏｒｅ ａｎｄ ａｆｔｅｒ ａｇｉｎｇ ａｎｄ ｉｔｓ ｉｎｔｅｒ￣

ｎａｌ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍ ｗａｓ ａｎａｌｙｚｅｄ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔꎻ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｊｏｉｎｔꎻ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄꎻ ｐｏｓｔ ｃｕｒｉｎｇꎻ ＣＦＲＰ

收稿日期: ２０２３－０５－２３

基金项目: 河南省科技攻关 (２０２１０２２１００４４)

作者简介: 杨阳 (２０００—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事机械制造的设计与工艺保障方面的研究ꎮ

通讯作者: 范以撒 (１９８６—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 主要从事汽车轻量化理论及其应用技术方面的研究ꎬ ｆａｎｙｉｓａ１２３＠１６３? ｃｏｍꎮ

７８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

１ 前 言

汽车轻量化有助于汽车减少碳排放ꎬ提升动力性ꎬ

等[１]

ꎮ当下ꎬ轻量化技术主要分为结构优化、应用轻量

化材料和先进制造工艺等三个方面[２]

ꎮ 其中ꎬ应用

轻量化材料是汽车轻量化最为便捷、潜力最大的方

法[３]

ꎮ 轻量化材料中应用 ＣＦＲＰ 复合材料正成为一

种趋势[４]

ꎮ 碳纤维增强聚合物(ＣＦＲＰ)复合材料以

其高比强度、高比模量、耐腐蚀和抗疲劳性能良好等

优点ꎬ在汽车行业得到关注[５]

ꎮ 传统连接工艺如焊

接、铆接、螺栓连接等技术不仅会破坏 ＣＦＲＰ 的连续

性ꎬ还容易引起应力集中[６]

ꎬ这给 ＣＦＲＰ 的广泛应用

带来了挑战ꎮ 粘接技术作为一种新型连接方式ꎬ具

有应力分布均匀、疲劳性能好、质量轻等优点[７]

ꎬ受

到研究人员和工程师关注ꎮ 但是ꎬ粘接技术在汽车工

业领域应用时ꎬ会受到各种因素的影响ꎬ如温度、湿

度等[８]

ꎬ且不同因素常常叠加在一起ꎮ 温度和湿度

耦合(水热环境)通常比单个因素的影响更大[９]

ꎮ因此

有必要开展车用 ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ 连接结构耐久性研究ꎮ

粘接接头在使用期间常受到恶劣环境的侵蚀ꎬ

其中温度变化是最常见也是最重要的参数之一ꎬ因

为胶黏剂的抗拉强度、杨氏模量和应变往往随着温

度的变化而显著变化[１０]

ꎮ Ｙａｏ 等[１１] 分析了温度对

ＢＦＲＰ－ｓｔｅｅｌ 单搭接接头的影响ꎬ发现平均粘接强度

在－２５~５０ ℃的区间内增加ꎬ但在 ５０~１００ ℃的区间

内显著减少ꎬ而剪切刚度在－２５ ~ ２５ ℃ 的区间内增

加ꎬ但在 ２５~１００ ℃的区间内减少ꎬ从而总结出高温

对力学性能有着显著的影响ꎮ Ｂａｉ 等[１２] 发现 ＣＦＲＰ－

Ｓｔｅｅｌ 粘接接头的刚度和强度在温度接近或者超过

其玻璃转化温度时下降约 ８０％左右ꎮ Ｂｏｒｓｅｌｌｉｎｏ 等[１３]

使用双搭接接头进行测试ꎬ在高温下只观察到“内聚

失效”ꎮ Ａｎｄ 等[１４]指出改性环氧树脂胶黏剂在温度

为 １８０~２５０ ℃ 的热环境中老化至５ ０００ ｈ 时ꎬ其 Ｔｇ

(初始为 ２２５ ℃ )迅速下降ꎬ这表明热分解结合热氧

化降解ꎬ在“暴露表面”附近发生了快速的分子链断

裂过程ꎮ

另外ꎬ胶黏剂和复合材料通常会因吸水导致基

体膨胀、开裂和产生内部应力等ꎮ Ｈａｎ 等[１５] 研究了

ＦＭ１０００ 和 ＦＭ７３ 粘接接头在水中的退化行为ꎮＤｈａｋａｌ

等[１６]采用纳米压痕和弯曲试验ꎬ通过干湿两种不同

样本ꎬ研究织物、亚麻和黄麻纤维增强生物树脂基复

合材料中吸水率对弹性模量和强度的影响ꎬ结果发

现复合材料的强度和弹性模量易受吸湿的影响ꎮ

Ｃａｖｏｄｅａｕ 等[１７]研究了 ４０ ℃下水扩散机制对“金属－

胶黏剂－金属”粘接试件耐久性和附着力的影响ꎬ结

果发现吸湿性和体积增大是可逆的ꎬ胶接接头的耐

久性主要取决于水的扩散动力学和界面的降解ꎬ以及

水向界面扩散与胶黏剂和金属基体的接触均匀性有

关ꎮＧａｎｇ 等[１８]研究了简单 Ｆｉｃｋｉａｎ 模型和对偶 Ｆｉｃｋｉａｎ

模型在水扩散方面的拟合程度ꎬ结果发现对偶模型

能更好地描述增韧环氧胶黏剂的吸湿行为ꎮ

综上研究发现ꎬ温度和湿度对接头粘接性能产

生不同的影响ꎬ但是ꎬ两种因素影响可能并不是简单

叠加ꎬ特别是高温高湿、高温浸水和高温盐水环境ꎬ

对接头的失效载荷、失效机理有着重大影响ꎮ 基于

车辆使用过程中服役环境ꎬ有必要开展粘接结构高

温高湿、高温浸水和高温盐水环境相关研究ꎮ 在湿

热老化共同作用方面ꎬＳｔａｚｉ 等[１９] 使用不同种类的胶

黏剂连接玻璃纤维增强塑料ꎬ并对其湿热降解和紫

外线照射后的行为进行了表征分析ꎬ结果发现环境

暴露对接头的破坏载荷影响不大ꎬ但其伸长率明显

增加ꎬ刚度降低ꎻ吸湿特性可以解释胶黏剂力学性能

的非单调变化ꎮＢａｒｂｏｓａ 等[２０]研究了在低于 Ｔｇ的不同

温度下ꎬ吸水率对脆性环氧树脂力学性能和理化性

能的影响ꎬ温度升高会加速水分子扩散速率ꎬ随着吸

湿量不断增加ꎬ力学性能退化趋于严重ꎮ Ｚｈａｎｇ 等[２１]

研究了高温高湿下铝和钢基材粘接接头力学行为ꎬ

结果显示高温高湿显著影响粘接强度ꎮ Ｒｅｉｓ 等[２２]

研究了湿热老化对冲击强度的影响ꎬ在 ４０ ℃下浸泡

于蒸馏水中 ８ 周后ꎬ实验样品的冲击性能相对于对

照样品降低了 ４０％左右ꎮ Ｍｏｍｂｅｒ 等[２３] 研究了加速

老化对两种聚氨酯胶黏剂的影响ꎬ发现当使用柔性

黏合剂时ꎬ黏合剂材料的黏结强度是限制设计因素ꎮ

综上所述ꎬ研究温度、湿度和盐度耦合对 ＣＦＲＰ－

ＣＦＲＰ 粘接接头力学性能的影响ꎬ对开展车辆连接

结构耐久性设计具有指导意义ꎮ 本文选择环氧胶黏

剂 Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 制作 ＣＦＲＰ－ＣＦＲＰ 单搭接接头ꎬ分

别开展在 ６０ ℃ / ９５％ ＲＨ、 ６０ ℃ / １００％ ＲＨ、 ６０ ℃ /

３? ５％ＮａＣｌ 和 ６０ ℃ / ５％ ＮａＣｌ 温湿盐耦合环境下放

置 ２４０ ｈ、４８０ ｈ、７２０ ｈ 的老化试验ꎬ测试不同老化时

间下接头的物理、化学特性变化ꎬ分析接头平均失效

载荷变化规律ꎬ研究结果可以为 ＣＦＲＰ 材料在汽车

工业领域的应用提供支撑ꎮ

２ 试验过程与方法

２? １ 试验材料

ＣＦＲＰ 板材采用 Ｔ３００ 纤维和 ＢＡ９９１６ 环氧树脂ꎬ

使用预浸料加工工艺制作ꎬ铺层方式为[０/ ９０/ ０/ ９０]ꎬ

共计 １０ 层ꎬＣＦＲＰ 厚度为 ２ ｍｍꎬ密度大约为 １? ５５×

２０２３ 年第 １０ 期 ７９

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车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

１０

－１０

ｔ / ｍｍ

３

ꎬ其力学性能参数如表 １ 所示ꎮ 选用环氧

类 Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 作为胶黏剂ꎬ环氧树脂和固化剂的

比例为 １ ∶ １ꎮ Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 是一种韧性胶黏剂ꎬ具

备非常高的搭接剪切、剥离强度和良好的抗动态荷

载能力ꎬ其具体参数如表 ２ 所示ꎮ

表 １ ＣＦＲＰ 材料属性参数

Ｔａｂｌｅ １ ＣＦＲＰ ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ

Ｅ１

/ ＧＰａ Ｅ２ ꎬＥ３

/ ＧＰａ ｖ１２ ꎬｖ１３

ｖ２３ Ｇ１２ ꎬＧ１３

/ ＧＰａ Ｇ２３

/ ＧＰａ

１１４ ８.６１ ０.３ ０.４５ ４.１６ ３.０

表 ２ Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 胶黏剂性能参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ

Ａｒａｌｄｉｔｅ

® ２０１５

杨氏模量 Ｅ/ ＧＰａ １.８５

剪切模量 Ｇ/ ＧＰａ ０.５６

密度/ (ｔ / ｍｍ

３

) １.４×１０

－６

泊松比 ０.３３

２? ２ 试验准备

２? ２? １ 接头设计

由于需要制备大量的试件进行试验ꎬ考虑到单

搭接接头制作简单ꎬ选取单搭接接头来研究 ＣＦＲＰ －

ＣＦＲＰ 接头的老化规律ꎮ试件的具体尺寸如图 １ 所示ꎬ

ＣＦＲＰ 板尺寸为 １００ ｍｍ×２５ ｍｍ×２ ｍｍꎬ搭接区域的

长度和宽度均为 ２５ ｍｍꎬ胶层厚度为 ０? １ ｍｍꎮ 粘接

接头的制作标准参考 ＩＳＯ ４５８７ ∶２００３

[２４]

ꎮ

图 １ 搭接试件示意图(单位:ｍｍ)

Ｆｉｇ? １ Ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｌａｐ ｓｐｅｃｉｍｅｎ (Ｕｎｉｔ: ｍｍ)

２? ２? ２ 粘接工艺

ＣＦＲＰ 板采用等离子处理表面ꎬ在无尘、室温

(２５ ℃ ±３ ℃ )、相对湿度(５０％±５％)环境下进行粘

接ꎮ 为了尽可能减少非相关变量对试验的影响ꎬ在

图 ２ 所示的夹具上施胶进行粘接并固定ꎮ 具体步骤

如下:首先ꎬ将一块粘接区域已经施胶的粘接板材放

置在左半部分ꎬ先将其与“工”字形框架后壁 ３－２ 紧

靠ꎬ随后通过左侧垂向紧固螺栓 １－１ 作用压板 ２－１

进行垂向定位ꎮ 然后ꎬ将另一块粘接板材放置在右

半部分ꎬ先保证粘接板材与后壁 ３－２ 留有很少的间

隙ꎬ以减少后续调整粘接厚度时造成的摩擦ꎬ便于移

动ꎮ 随后ꎬ通过右侧垂向紧固螺栓 １－２ 进行右侧粘

接板材高度的调整ꎬ当右侧粘接板材的上表面高度

对准压板 ２－１ 右侧的 ２? １ ｍｍ(板厚 ２ ｍｍ＋粘接厚度

０? １ ｍｍ)刻度时ꎬ即达到要求粘接厚度ꎮ 最后ꎬ通过

侧向紧固螺栓 １－３ 挤压右侧粘接板材ꎬ使其与后壁

３－２ 紧靠ꎬ进而通过两块粘接板材都与后壁 ３－２ 紧

靠保证对正性ꎮ

图 ２ 粘接夹具示意图

Ｆｉｇ? ２ Ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｂｏｎｄｉｎｇ ｆｉｘｔｕｒｅ

粘接完成后ꎬ将试件在室温条件下固化 ２４ ｈ 后

从夹具上取下ꎬ并切除余胶ꎬ放入高低温湿热交变实

验箱进行老化ꎮ

２? ２? ３ 准静态拉伸测试

使用鑫光万能试验机(中国济南鑫光试验机制

造有限公司)对不同环境和老化时间处理的 ＣＦＲＰ－

ＣＦＲＰ 单搭接接头进行拉伸测试ꎮ 由于单搭接接头

两侧水平高度不一致ꎬ为消除拉伸过程中存在的弯

曲应力ꎬ需要在试件两端夹持 ２ ｍｍ 厚的垫片ꎮ 设

置拉伸速度为 １ ｍｍ / ｍｉｎꎬ拉伸过程中力－位移曲线

由与万能试验机相连的电脑系统记录ꎬ如图 ３ 所示ꎮ

图 ３ 搭接接头拉伸图

Ｆｉｇ? ３ Ｌａｐ ｊｏｉｎｔ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔ

８０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

２? ２? ４ 吸水率测试

考虑到胶黏剂在高湿环境下不可避免会吸水膨

胀ꎬ因此进行胶黏剂本体在四种环境下的吸水性试验ꎮ

参照 ＮＦ ＩＳＯ ５２７－２—２０１２

[２５]制作了 Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试件ꎮ

使用高精度分析天秤测重ꎬ每隔 ２４ ｈ 测试一次ꎬ每组

至少三个样本ꎬ天平精度为０.０００ １ ｇꎬ整个过程需快

速且避免其他因素的影响ꎮ

假设分子在扩散过程中质量守恒ꎬ在单位时间内

有 Ｗ(ｘ)通量的分子进入该空间ꎬ同时有 Ｗ( ｘ＋２ｈ)

通量的分子离开ꎬ如图 ４ 所示ꎮ

图 ４ Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试件吸水示意图

Ｆｉｇ? ４ Ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ

Ｆｉｃｋ 第二定律形式如式(１)所示:

∂Ｃ(ｘꎬｔ)

∂ｔ

＝ Ｄ

∂Ｃ

２

(ｘꎬｔ)

∂ｘ

２

(１)

式中:Ｃ(ｘꎬｔ)代表在空间坐标为 ｘ 处ꎬ时间为 ｔ 时刻的

水浓度ꎻＤ 为扩散系数ꎮ 按照 Ｆｉｃｋ 第二定律ꎬ当平面

薄板的吸收厚度为 ２ｈ 时ꎬ则有:

∂Ｃ(ｘꎬｔ)

∂ｔ

＝ Ｄ

∂Ｃ

２

(ｘꎬｔ)

∂ｘ

２

Ｃ(ｘ ＝ ±ｈꎬｔ) ＝ Ｃ∞

ꎬＣ(ｘꎬｔ≤０)＝０

ì

î

í

ï

ï

ïï

(２)

式(２)的解如下:

Ｃ(ｘꎬｔ)

Ｃ∞

＝

１－

４

π∑

∞

ｎ

(－１)

ｎ

２ｎ ＋１

ｅｘｐ

－Ｄ(２ｎ ＋１)

２π

２

ｔ

２

４ｈ

２

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

ｃｏｓ

(２ｎ ＋１)πｘ

２ｈ

(３)

对式(３)的空间变量 ｘ 积分可得 Ｆｉｃｋ 模型水分

扩散的解析解ꎬ如式(４)所示:

Ｍｔ

Ｍ∞

＝ １ －

８

π

２∑

∞

ｎ ＝ ０

１

(２ｎ ＋ １)

ｅｘｐ

－Ｄ(２ｎ ＋ １)

２π

２

ｔ

２

４ｈ

２

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

(４)

式中:Ｍｔ为饱和质量吸收量ꎬ计算公式如式(５)所示ꎮ

Ｍｔ

＝

Ｗｔ

－Ｗ０

Ｗ０

× １００％ (５)

式中:Ｗｔ为 ｔ 时刻的质量ꎻＷ０为原始质量ꎮ

３ 结果与讨论

３? １ 吸水率结果分析

根据公式(４) 和公式(５)ꎬ通过 ＭＡＴＬＡＢ ２０１６

绘制了 Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试件吸水率－时间变化关系的原始

试验数据和 Ｆｉｃｋ 拟合数据对比ꎬ如图 ５ 所示ꎮ

(ａ)６０ ℃ / ９５％ＲＨ

(ｂ)６０ ℃ / １００％ＲＨ

(ｃ)６０ ℃ / ３.５％ＮａＣｌ

２０２３ 年第 １０ 期 ８１

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车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

(ｄ)６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ

图 ５ Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试件吸水率－时间变化关系

Ｆｉｇ? ５ Ｒｅｌａｔｉｏｎｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ

ａｎｄ ｔｉｍｅ ｏｆ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ

由图 ５ 可知ꎬ四种环境下的试件吸水过程可以

分为未饱和阶段和饱和阶段两个过程ꎮ 整个吸水阶

段ꎬＦｉｃｋ 拟合数据和原始试验数据趋势基本相同ꎬ但

仍存在细微差别ꎮ 据不同的学者考证ꎬ有以下几个

原因:①Ｆｉｃｋ 定律仅仅假设水扩散到材料中ꎬ并留在

自由体积内ꎬ忽略水分子与材料内某些官能团的反

应[２６]

ꎬ而在实际过程ꎬＡｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 胶黏剂是一种

环氧胶黏剂ꎬ它吸收的不仅有自由水ꎬ还有结合水ꎬ

并且此过程中辅有一定数量的水分子和材料内官能

团的反应ꎻ②聚合物的弛豫被认为是一种长期的行

为ꎬ它可以迫使大分子分开ꎬ从而发生膨胀ꎬ导致空隙

和自由体积的再分配[２７]

ꎬ因此整个扩散过程与初始

过程有很大的不同ꎻ③高温下聚合物网络的热氧化[２８]

ꎮ

表 ３ 不同环境测试扩散系数和最大吸水率

Ｔａｂｌｅ ３ Ｔｅｓｔ ｄｉｆｆｕｓｉｖｉｔｙ ａｎｄ ｍａｘｉｍｕｍ ｗａｔｅｒ

ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｉｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ

环境 扩散系数/ (ｍｍ

２

/ ｈ) 最大吸水率/ ％

６０ ℃ / ９５％ＲＨ １.８×１０

－３ ２.８５

６０ ℃ / １００％ＲＨ １.９１×１０

－３ ４.１２

６０ ℃ / ３.５％ＮａＣｌ ２.１２×１０

－３ ４.０３

６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ ２.２５×１０

－３ ３.７４

不同环境下 Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试件的扩散系数和最大

吸水率如表 ３ 所示ꎮ 由表 ３ 可知ꎬ６０ ℃ / １００％ＲＨ、

６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 和 ６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ 环境吸水率都较

大ꎬ且最大吸湿率较为接近ꎬ明显高于 ６０ ℃ / ９５％ＲＨ

环境最大吸湿率ꎮ 除此之外ꎬ还可以观察到ꎬ与纯水

溶液相比ꎬ盐水溶液的最大吸水率较小ꎮ 根据最大

吸水率的变化得到以下结论:溶液中盐度越大ꎬ最大

吸水率越小ꎮ 这种现象的出现和盐分造成的渗透压

有关ꎬ盐度越大ꎬ溶液中渗透压越大ꎬ水分越不容易

渗透进入聚合物中[２９]

ꎮ

３? ２ 失效载荷的变化

通过准静态拉伸试验ꎬ获得四种老化环境下接

头的平均失效载荷变化规律ꎬ如表 ４ 所示ꎮ

表 ４ 老化环境下接头力学性能参数

Ｔａｂｌｅ ４ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｊｏｉｎｔｓ ｉｎ ａｇｉｎｇ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ

老化环境

老化时间

/ ｈ

失效载荷

/ Ｎ

失效载荷

变化率/ ％

失效载荷

标准差

６０ ℃ / ９５％ＲＨ

０ ６ ３７１ ０ ８０７

２４０ ６ ６１７ ３.８６ ４０１.４７

４８０ ８ ６９３.５０ ３６.４５ １ １２７.５０

７２０ ４ ４５２ －３０.１２ ３７６

６０ ℃ / １００％ＲＨ

０ ６ ３７１ ０ ８０７

２４０ ７ １２４.６７ １１.８３ ７０９.７９

４８０ ７ ０３３ １０.３９ ６５

７２０ ６ ０８６ －４.４７ ８２１

６０ ℃ / ３.５％ＮａＣｌ

０ ６ ３７１ ０ ８０７

２４０ ４ ９９３ －２１.６３ ９１

４８０ ４ ９４９ －２２.３２ ６２５

７２０ ４ ７６２.３３ －２５.２５ １ ３５０

６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ

０ ６ ３７１ ０ ８０７

２４０ ４ ９６７ －２２.０４ ８４７

４８０ ７ ５１９ １８.０２ ６６４

７２０ ６ ０６６.６７ －４.７８ １ ８９７.５０

由表 ４ 中数据可知:６０ ℃ / ９５％ ＲＨ 环境下ꎬ接

头在经过 ２４０ ｈ 和 ４８０ ｈ 时间老化后分别失效ꎬ与未

老化相比ꎬ载荷升高了 １１? ８３％和 ３６? ４５％ꎬ而在 ７２０ ｈ

老化后ꎬ载荷下降了 ３０? １２％ꎻ６０ ℃ / １００％ＲＨ 环境

下ꎬ接头经过 ２４０ ｈ 和 ４８０ ｈ 时间老化后ꎬ平均失效

载荷分别升高 ３? ８６％和 ３６? ４５％ꎬ而在 ７２０ ｈ 老化后

降低 ４? ４７％ꎮ 由此可知ꎬ在高湿度和纯水浸泡环境

下ꎬ接头平均失效载荷在 ４８０ ｈ 前会有所上升ꎬ而经

过 ７２０ ｈ 老化后会下降ꎮ 相对来说ꎬ在 ４８０ ｈ 和 ７２０ ｈ

老化后ꎬ６０ ℃ / ９５％ＲＨ 环境下接头失效载荷数据变

化明显ꎬ而 ６０ ℃ / １００％ＲＨ 环境下接头失效载荷变

化较小ꎮ １００％ＲＨ(纯水)环境是一种内部、外部分

子制约达到平衡的环境ꎬ在这种环境下ꎬ胶黏剂内部

的水分子有序性受到外部水分子的制约ꎬ使系统达

到了一种平衡ꎮ 接头经过 ２４０ ｈ 和 ４８０ ｈ 老化后ꎬ失

８２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

效载荷都出现了上升现象ꎬ这与后固化现象[３０] 有

关ꎬ即胶黏剂内部环氧树脂和固化剂混合后不断地

交联[３１]

ꎬ从而增强聚合物的稳定性ꎮ

６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 环境下ꎬ接头的失效载荷在 ２４０ ｈ

老化后下降 ２１? ６３％ꎬ在 ７２０ ｈ 老化后下降 ２５? ２５％ꎬ

推测该现象是由老化环境中的侵蚀因素所导致ꎬ如

水造成的塑化等[３２]

ꎮ ６０ ℃ / ５％ ＮａＣｌ 环境下ꎬ接头

失效载荷在 ２４０ ｈ 老化后下降 ２２? ０４％ꎬ在 ４８０ ｈ 老

化后上升 １８? ０２％ꎬ在 ７２０ ｈ 老化后下降 ４? ７８％ꎬ呈

现出先下降后上升又下降的趋势ꎬ与 ６０ ℃ / ３? ５％

ＮａＣｌ 环境接头失效载荷变化趋势不同ꎮ 接头失效

载荷在 ４８０ ｈ 显著上升ꎬ据有关学者研究[２９]可知:盐

度越大ꎬ溶液中渗透压越大ꎬ水分越不容易渗透进入

聚合物中ꎬ这使胶黏剂后固化现象占据主导作用ꎬ表

现为接头失效载荷显著上升ꎻ随着老化继续进行ꎬ胶

黏剂完成后固化作用ꎬ水塑化占据主导ꎬ表现为失效

载荷下降ꎮ 在盐水中长时间老化后ꎬ接头失效载荷

呈现很大的波动性ꎬ反映在图 ６ 中为误差棒(标准

差)值相对其他时间老化后值较大ꎮ

图 ６ 四种环境下接头平均失效载荷变化

Ｆｉｇ? ６ Ｗａｔｅｒ ａｂｓｏｒｐｔｉｏｎ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｃｈａｎｇｅ

ｏｆ ｊｏｉｎｔ ａｖｅｒａｇｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｉｎ ｆｏｕｒ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔｓ

综上所述ꎬ四种环境中ꎬ老化时间最长的 ７２０ ｈ

试件平均失效载荷的波动比较大ꎬ这是因为环境侵

蚀导致接头变得更加不稳定ꎮ

３? ３ 差示扫描量热法分析

差示扫描量热法(Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ Ｓｃａｎｎｉｎｇ Ｃａｌｏｒｉｍｅｔｒｙꎬ

ＤＳＣ)是一种热分析法ꎮ 该方法在程序控制温度下ꎬ

测量输入到试样和参比物的功率差(如以热的形

式)与温度的关系ꎬ从而发现测试物之间的相变ꎮ 采

用傅里叶变换红外显微镜 Ｓｐｏｔｌｉｇｈｔ ２００ｉ 设备对未老

化和老化 ７２０ ｈ 的 Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 胶黏剂进行分析ꎬ

结果如图 ７ 所示ꎮ

(ａ)６０ ℃ / ９５％ＲＨ

(ｂ)６０ ℃ / １００％ＲＨ

(ｃ)６０ ℃ / ３.５％ＮａＣｌ

(ｄ)６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ

图 ７ 差示扫描测试曲线

Ｆｉｇ? ７ Ｄｉｆｆｅｒｅｎｔｉａｌ ｓｃａｎ ｔｅｓｔ ｃｕｒｖｅｓ

由图 ７ 可知ꎬ与未老化相比ꎬ四种情况下老化后

的玻璃化转变温度( Ｔｇ ) 都要更低ꎮ 在 ６０ ℃ / ９５％

ＲＨ 环境中ꎬＴｇ下降了 ５０? ５８％ꎻ在 ６０ ℃ / １００％ＲＨ 中ꎬ

２０２３ 年第 １０ 期 ８３

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车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

Ｔｇ下降了 ４２? ４７％ꎻ在 ６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 环境中ꎬＴｇ下

降了 ４７? ３６％ꎻ在 ６０ ℃ / ５％ ＮａＣｌ 环境中ꎬＴｇ 下降了

３８? ７０％ꎮ 总体来看ꎬ玻璃化转变温度(Ｔｇ)下降的趋

势说明胶黏剂在高温高湿环境下发生了分子链的断

裂ꎬ水作为极性分子与羟基形成氢键ꎬ链间氢键被破

坏ꎬ从而增加了段间氢键的长度[３２]

ꎮ 该结果表明湿

热环境削弱了聚合物分子链间的应力ꎬ增加了其移

动性ꎬ降低了其结晶度ꎬ这也是 Ｔｇ降低的原因以及

纤维脱黏和基体开裂等微结构损伤的根源[３３]

ꎮ

Ｔｇ下降幅度在 ６０ ℃ / ９５％ＲＨ 环境下最大ꎬ在 ６０

℃ / ５％ＮａＣｌ 下最小ꎬ而在水溶液环境的下降幅度皆

小于在高湿环境下的下降幅度ꎮ Ｔｇ在 ６０ ℃ / １００％

ＲＨ 环境中的下降幅度要小于在 ６０ ℃ / ９５％ＲＨ 环境

中的下降幅度ꎬ这和前文中平均失效载荷的趋势对

应ꎬ纯水溶液(１００％ＲＨ)中胶黏剂内部水分子的有

序性受到外部水分子的制约ꎬ使系统达到了一种平

衡[１５]

ꎬ外部环境的侵略对系统的影响变小ꎮ 盐水溶

液中ꎬＴｇ在 ６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ 环境下的下降幅度小于在

６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 环境下的下降幅度ꎬ说明盐度越高ꎬ

溶液渗透压越高ꎬ水分越不容易进入胶黏剂中ꎬ对胶

黏剂中分子链的破坏越少ꎮ 这些结论与前文的失效

载荷分析结果一致ꎬ印证了本文试验的正确性ꎮ

３? ４ 傅里叶红外光谱分析

图 ８ 为未老化和老化 ７２０ ｈ 的 Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 胶

黏剂光谱测试表征图ꎮ 苯环在反应中常常保持恒

定ꎬ因此将其对应的频率１ ５０８ ｃｍ

－１ 作为基本参考

点ꎬ可以据此测定不同吸收峰的强度ꎬ进而进行相互

比较[３４]

ꎮ

图 ８ Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ 胶黏剂傅里叶红外光谱图

Ｆｉｇ? ８ Ｆｏｕｒｉｅｒ ｉｎｆｒａｒｅｄ ｓｐｅｃｔｒｕｍ ｏｆ Ａｒａｌｄｉｔｅ

®

２０１５ ａｄｈｅｓｉｖｅ

图 ８ 中的 ４００ ~ １ ３００ ｃｍ

－１区间区域被称为“指

纹峰”ꎬ对分子结构的变化高度敏感ꎬ分子结构上的

微小变化都会引起这部分光谱的明显改变ꎮ 由图 ８

可见ꎬ不同环境下老化的峰区别较大ꎬ这说明不同的

环境对聚合物官能团的影响是不同的ꎮ 在“指纹峰”

中ꎬ波动最明显的要属１ ０３０ ｃｍ

－１处与１ ０８６ ｃｍ

－１处

的醚类 Ｃ—Ｏ—Ｃ 反式伸缩振动ꎬ这可能和醚化反应

(醇或酚分子中羟基的氢原子被烷基或芳基取代生

成醇醚或酚醚的过程)有关ꎬ并且高温会促进醚化反

应的发生ꎮ 酯基—(ＣＥ?Ｏ)—Ｏ 造成酯内 Ｈ 的减

少和 Ｏ 的增加ꎬ因此１ ７２６ ｃｍ

－１处的吸收峰升高[３５]

ꎮ

３ ４３６ ｃｍ

－１处存在—ＯＨ 伸缩产生的吸收峰ꎬＯＨ 是

水分子(Ｈ２Ｏ)中的组成成分ꎬ侵蚀环境大多是高湿

或完全浸泡环境ꎬ因此ꎬ—ＯＨ 峰的增强应该主要来

源于胶黏剂对环境中水分子的吸收ꎬ水分子不仅存

在于聚合物中的自由体积中ꎬ还会和聚合物链之间

形成氢键ꎬ如果温度足够高ꎬ可以水解聚合物链ꎻ２ ８９８

ｃｍ

－１处产生的峰可能为环氧树脂中的—ＣＨ３对称伸

缩产生的强吸收峰ꎮ

３? ５ 失效断面分析

通过表面宏观照片ꎬ对不同老化环境下的接头

失效界面进行宏观形貌分析ꎮ 图 ９ 展示了在四种环

境下ꎬ不同老化时间后胶接接头拉伸断裂后的表面

样貌ꎮ

(ａ)６０ ℃ / ９５％ＲＨꎻ (ｂ)６０ ℃ / １００％ＲＨꎻ

(ｃ)６０ ℃ / ３.５％ＮａＣｌꎻ (ｄ)６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ

图 ９ 粘接接头失效断面形貌

Ｆｉｇ? ９ Ｆａｉｌｕｒｅ ｓｅｃｔｉｏｎｓ ｏｆ ｂｏｎｄｉｎｇ ｊｏｉｎｔｓ

如图 ９ 所示ꎬ用箭头标出大部分失效界面断裂

时的路径ꎬ接头的失效形式基本上都为内聚失效ꎬ主

要区别在于失效断面两侧的胶黏剂分布是否均匀ꎬ

厚度是否一致ꎻ仅有在 ６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 环境中老化

７２０ ｈ 的接头断面出现了少量的轻微纤维撕裂ꎮ 所

有接头内聚失效形式验证了 ＣＦＲＰ 表面等离子处理

的正确性ꎬＣＦＲＰ 表面等离子处理增强了 ＣＦＲＰ 表面

的极性ꎬ极大地提高了 ＣＦＲＰ 和胶黏剂界面的粘接

性能ꎮ 观察未老化的接头失效断面可以发现两侧胶

黏剂分布较为均匀ꎬ无明显的断裂路径ꎬ这主要是因

为接头未经环境侵蚀ꎬ无法在粘接线上形成某些弱

８４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

黏聚性的点进而引发明显的断裂路径ꎮ 随着老化时

间的延长ꎬ水分逐渐侵蚀粘接线ꎬ通过削弱聚合物分

子链间的应力ꎬ在粘接线上形成弱黏聚性点ꎮ 在拉

伸时受到剪切力作用ꎬ断裂路径从弱黏聚点引发ꎬ逐

步向胶黏剂内部扩展ꎮ

４ 结 论

本文采用试验方法研究车用 ＣＦＲＰ 粘接接头分

别在 ６０ ℃ / ９５％ ＲＨ、６０ ℃ / １００％ ＲＨ、６０ ℃ / ３? ５％

ＮａＣｌ 和 ６０ ℃ / ５％ＮａＣｌ 环境中的耐久性ꎬ测试不同

老化时间(２４０ ｈ、４８０ ｈ、７２０ ｈ)下粘接接头力学性能

变化ꎮ 获得以下结论:

(１)通过对 Ｄｏｇ－ｂｏｎｅ 试样进行吸水性测试ꎬ发

现胶黏剂本体吸水过程分未饱和与饱和两个阶段ꎬ

二者的分界线在 ４００ ｈ 和 ６２５ ｈ 之间ꎻ胶黏剂本体吸

湿数据符合 Ｆｉｃｋ 模型ꎮ

(２)通过不同老化环境下粘接接头力学测试发

现ꎬ６０ ℃ / ９５％ＲＨ 环境下ꎬ接头经过 ２４０ ｈ 和 ４８０ ｈ 时

间老化后ꎬ失效载荷升高了 １１? ８３％和 ３６? ４５％ꎬ而在

７２０ ｈ 老化后下降了 ３０? １２％ꎻ６０ ℃ / １００％ＲＨ 环境

下存在类似变化规律ꎬ接头经过 ２４０ ｈ 和 ４８０ ｈ 时间

老化后ꎬ平均失效载荷分别升高 ３? ８６％和 ３６? ４５％ꎬ

而在 ７２０ ｈ 老化后降低 ４? ４７％ꎮ

(３)含盐环境下失效载荷表现出不一样的变化

规律ꎬ接头平均失效载荷逐渐减小ꎬ呈现出先下降后

上升又下降的趋势ꎮ 其中 ６０ ℃ / ３? ５％ＮａＣｌ 环境下ꎬ

接头的失效载荷在 ７２０ ｈ 老化后下降 ２５? ２５％ꎻ６０ ℃ /

５％ＮａＣｌ 环境下ꎬ接头失效载荷在 ２４０ ｈ 老化后下降

２２? ０４％ꎬ在 ４８０ ｈ 老化后上升 １８? ０２％ꎬ最后在 ７２０ ｈ

老化后又下降 ４? ７８％ꎮ 通过分析发现在高温含盐环

境中长时间老化ꎬ接头失效载荷呈现很大的波动性ꎮ

(４)接头的断面失效形式主要为内聚失效ꎬ说

明 ＣＦＲＰ 经过等离子工艺处理ꎬ粘接接头具有很好

的耐久性ꎮ

参考文献

[１] ＴＡＵＢ Ａ Ｉꎬ ＬＵＯ Ａ Ａ. Ａｄｖａｎｃｅｄ ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔ ｍａｔｅｒｉａｌｓ ａｎｄ ｍａｎｕｆａｃ￣

ｔｕｒｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ ｆｏｒ ａｕｔｏｍｏｔｉｖｅ ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ [ Ｊ ]. ＭＲＳ Ｂｕｌｌｅｔｉｎꎬ

２０１５ꎬ ４０(１２): １０４５－１０５４.

[２] ＤＩＴＴＭＡＲ Ｈꎬ ＰＬＡＧＧＥＮＢＯＲＧ Ｈ. Ｌｉｇｈｔｗｅｉｇｈｔ ｖｅｈｉｃｌｅ ｕｎｄｅｒｂｏｄｙ

ｄｅｓｉｇｎ[Ｊ]. Ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ Ｐｌａｓｔｉｃｓꎬ ２０１７ꎬ ６３(１): ２９－３２.

[３] 娄淑梅ꎬ 任国栋ꎬ 杨振三ꎬ 等. 多款胶黏剂对碳纤维复合材料单

搭接胶接性能研究[Ｊ]. 复合材料科学与工程ꎬ ２０２２(１１): ３５－４２.

[４] ＪＣ Ａꎬ ＳＯＮＧ Ｇ Ａꎬ ＨＡＯ Ｊ Ａꎬ ｅｔ ａｌ. Ａｄｈｅｓｉｖｅ ｂｏｎｄ－ｅｌｅｃｔｒｏｍａｇｎｅｔｉｃ

ｒｉｖｅｔ ｈｙｂｒｉｄ ｊｏｉｎｉｎｇ ｔｅｃｈｎｉｑｕｅ ｆｏｒ ＣＦＲＰ / Ａｌ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ: Ｐｒｏｃｅｓｓꎬ ｄｅｓｉｇｎ

ａｎｄ ｐｒｏｐｅｒｔｙ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２０ꎬ ２４４: １１２３１６.

[ ５] ＣＨＵＡＮＸＩ Ｌꎬ ＫＥ Ｌꎬ ＨＥ Ｊꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ

ａｄｈｅｓｉｖｅ ａｎｄ ＣＦＲＰ ｏｎ ｔｈｅ ｂｏｎｄ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｉｎ ＣＦＲＰ－ｓｔｒｅｎｇｔｈｅｎｅｄ ｓｔｅｅｌ

ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１９ꎬ ２１１(１): １６３－１７４.

[６] ＨＯＳＳＥＩＮＩ Ａꎬ ＭＩＣＨＥＬＳ Ｊꎬ ＩＺＡＤＩ Ｍꎬ ｅｔ ａｌ. Ａ ｃｏｍｐａｒａｔｉｖｅ ｓｔｕｄｙ

ｂｅｔｗｅｅｎ Ｆｅ－ＳＭＡ ａｎｄ ＣＦＲＰ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｍｅｎｔｓ ｆｏｒ ｐｒｅｓｔｒｅｓｓｅｄ ｓｔｒｅｎｇｔｈ￣

ｅｎｉｎｇ ｏｆ ｍｅｔａｌｌｉｃ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ

２０１９ꎬ ２２６(３０): ９７６－９９２.

[７] 那景新ꎬ 王广彬ꎬ 庄蔚敏ꎬ 等. 复合材料粘接结构强度与环境耐

久性综述[Ｊ]. 交通运输工程学报ꎬ ２０２１ꎬ ２１(６): ７８－９３.

[８] ＨＥＳＨＭＡＴＩ Ｍꎬ ＨＡＧＨＡＮＩ Ｒꎬ ＡＬ－ＥＭＲＡＮＩ Ｍ. Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ｄｕ￣

ｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ＦＲＰ /ｓｔｅｅｌ ｊｏｉｎｔｓ ｉｎ ｃｉｖｉｌ ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ ａｐ￣

ｐｌｉｃａｔｉｏｎｓ: Ｓｔａｔｅ ｏｆ ｔｈｅ ａｒｔ [ Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ

２０１５ꎬ ８１: ２５９－２７５.

[ ９] 王安东ꎬ 卞贵学ꎬ 张勇ꎬ 等. 海洋环境下 Ｇ８１４ / ３２３３ 复合材料的老

化机理及加速老化与自然老化的相关性[ Ｊ]. 航空学报ꎬ ２０２１ꎬ

４２(５): ７４－８０.

[１０] 秦国锋ꎬ 糜沛纹ꎬ 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ꎬ ２０２１ꎬ ２１(５): １４９－１６０.

[１１] ＹＡＯ Ｍꎬ ＺＨＵ Ｄꎬ ＹＡＯ Ｙꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｎ ｂａｓａｌｔ

ＦＲＰ /ｓｔｅｅｌ ｓｉｎｇｌｅ－ｌａｐ ｊｏｉｎｔｓ ｕｎｄｅｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｌｏａｄｉｎｇ ｒａｔｅｓ ａｎｄ ｔｅｍ￣

ｐｅｒａｔｕｒｅｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１６ꎬ １４５: ６８－７９.

[１２] ＢＡＩ Ｙꎬ ＮＧＵＹＥＮ Ｔ Ｃꎬ ＺＨＡＯ Ｘ Ｌꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ－ａｓｓｉｓｔｅｄ

ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｈｅ ｂｏｎｄ ｂｅｔｗｅｅｎ ｓｔｅｅｌ ａｎｄ ｃａｒｂｏｎ－ｆｉｂｅｒ－ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ

ｐｏｌｙｍｅｒ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍａｔｅｒｉａｌｓ ｉｎ Ｃｉｖｉｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０１４ꎬ ２６

(９): １－８.

[ １３] ＢＯＲＳＥＬＬＩＮＯ Ｃꎬ ＵＲＳＯ Ｓꎬ ＡＬＤＥＲＵＣＣＩ Ｔꎬ ｅｔ ａｌ. Ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｅｆｆｅｃｔｓ

ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅ ｏｆ ｄｏｕｂｌｅ ｌａｐ ｇｌａｓｓ－ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｎｄ ｇｌａｓｓ－ＧＦＲＰ ｊｏｉｎｔｓ

ｗｉｔｈ ｅｐｏｘｙ ａｎｄ ａｃｒｙｌｉｃ ａｄｈｅｓｉｖｅ[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｄｈｅ￣

ｓｉｏｎ ａｎｄ Ａｄｈｅｓｉｖｅｓꎬ ２０２１ꎬ １０５: １０２７８８.

[１４] ＢＵＣＨ Ｘꎬ ＳＨＡＮＡＨＡＮ Ｍ Ｅ Ｒ. Ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｔｈｅ ｇａｓｅｏｕｓ ｅｎｖｉｒｏｎ￣

ｍｅｎｔ ｏｎ ｔｈｅ ｔｈｅｒｍａｌ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｏｆ ａ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ｅｐｏｘｙ ａｄｈｅｓｉｖｅ[Ｊ].

Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｐｐｌｉｅｄ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ ２０００ꎬ ７(７): ９８７－９９２.

[１５] ＨＡＮ Ｘꎬ ＣＲＯＣＯＭＢＥ Ａ Ｄꎬ ＡＮＷＡＲ Ｓ Ｎ Ｒꎬ ｅｔ ａｌ. Ｔｈｅ ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ａ

ｈｏｔ－ｗｅｔ ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ｏｎ ａｄｈｅｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ｊｏｉｎｔｓ ｕｎｄｅｒ ａ ｓｕｓｔａｉｎｅｄ

ｌｏａｄ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎꎬ ２０１４ꎬ ９０(５－６): ４２０－４３６.

[１６] ＤＨＡＫＡＬ Ｈꎬ ＺＨＡＮＧ Ｚꎬ ＢＥＮＮＥＴＴ Ｎꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｗａｔｅｒ ｉｍ￣

ｍｅｒｓｉｏｎ ａｇｅｉｎｇ ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｆｌａｘ ａｎｄ ｊｕｔｅ ｆｉｂｅｒ

ｂｉｏ－ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｅｖａｌｕａｔｅｄ ｂｙ ｎａｎｏｉｎｄｅｎｔａｔｉｏｎ ａｎｄ ｆｌｅｘｕｒａｌ ｔｅｓｔｉｎｇ[Ｊ].

Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２０１４ꎬ ４８(１１): １３９９－１４０６.

[１７] ＣＡＶＯＤＥＡＵ Ｆꎬ ＢＲＯＧＬＹ Ｍꎬ ＢＩＳＴＡＣ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ａｇｉｎｇ

ｏｆ ａｎ ｅｐｏｘｙ /ｄｉｃｙａｎｄｉａｍｉｄｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒａｌ ａｄｈｅｓｉｖｅ － ｉｎｆｌｕｅｎｃｅ ｏｆ ｗａｔｅｒ

ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｄｕｒａｂｉｌｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ａｄｈｅｓｉｖｅ /ｇａｌｖａｎｉｚｅｄ ｓｔｅｅｌ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ

[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎꎬ ２０２０ꎬ ９６(１１): １０２７－１０５１.

[１８] ＧＡＮＧ Ｚ Ａꎬ ＺＨ Ａꎬ ＫＡＩ Ｗ Ｂꎬ ｅｔ ａｌ. Ｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｅｃｈａｎｉｓｍｓ ｉｎ

ＣＦＲＰ / Ａｌ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｊｏｉｎｔｓ ａｆｔｅｒ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ａｇｉｎｇ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｆｏｌ￣

ｌｏｗｉｎｇ ｂｙ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｔｅｓｔｓ [ Ｊ]. Ｔｈｉｎ － Ｗａｌｌｅｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２１ꎬ

１５８: １０７１８４.

[１９] ＳＴＡＺＩ Ｆꎬ ＧＩＡＭＰＡＯＬＩ Ｍꎬ ＲＯＳＳＩ Ｍꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔａｌ ａｇｅｉｎｇ

ｏｎ ＧＦＲＰ ｐｕｌｔｒｕｄｅｄ ｊｏｉｎｔｓ: Ｃｏｍｐａｒｉｓｏｎ ｂｅｔｗｅｅｎ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ａｄｈｅｓｉｖｅｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１５ꎬ １３３: ４０４－４１４.

２０２３ 年第 １０ 期 ８５

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车用碳纤维增强复合材料连接结构耐久性研究及失效机理分析

[ ２０] ＢＡＲＢＯＳＡ Ａ Ｑꎬ ＳＩＬＶＡ Ｌ Ｆ Ｍ Ｄꎬ ÖＣＨＳＮＥＲ Ａ. Ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ａｇ￣

ｉｎｇ ｏｆ ａｎ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｗｉｔｈ ｍｉｃｒｏｐａｒｔｉｃｌｅｓ ｏｆ ｃｏｒｋ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ

ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ ２０１５ꎬ ２９(１６): １７１４－１７３２.

[２１] ＺＨＡＮＧ Ｆꎬ ＷＡＮＧ Ｈ Ｐꎬ ＨＩＣＫＳ Ｃꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ ｏｆ

ｉｎｉｔｉａｌ ｓｔｒｅｎｇｔｈｓ ａｎｄ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｊｏｉｎｔｓ ｂｅ￣

ｔｗｅｅｎ ｔｈｉｎ ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｎｄ ｓｔｅｅｌ ｓｕｂｓｔｒａｔｅｓ[Ｊ]. Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ

ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎ ａｎｄ Ａｄｈｅｓｉｖｅｓꎬ ２０１３ꎬ ４３: １４－２５.

[２２] ＲＥＩＳ Ｐꎬ ＳＯＡＲＥＳ Ｊꎬ ＰＥＲＥＩＲＡ Ａ Ｍꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ａｄｈｅｒｅｎｄｓ ａｎｄ

ｅｎｖｉｒｏｎｍｅｎｔ ｏｎ ｓｔａｔｉｃ ａｎｄ ｔｒａｎｓｖｅｒｓｅ ｉｍｐａｃｔ ｒｅｓｐｏｎｓｅ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅ

ｌａｐ ｊｏｉｎｔｓ[ Ｊ]. Ｔｈｅｏｒｅｔｉｃａｌ ＆ Ａｐｐｌｉｅｄ Ｆｒａｃｔｕｒｅ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓꎬ ２０１５ꎬ

８０: ７９－８６.

[２３] ＭＯＭＢＥＲ Ａ Ｗꎬ ＦＲÖＣＫ Ｌꎬ ＭＡＲＱＵＡＲＤＴ Ｔ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｔｙｐｅ

ｏｎ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｊｏｉｎｔｓ ｂｅｔｗｅｅｎ ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ

ｔｏｐ ｃｏａｔｓ ａｎｄ ｐｏｌｙｕｒｅｔｈａｎｅ－ｂａｓｅｄ ａｄｈｅｓｉｖｅｓ ａｆｔｅｒ ａｃｃｅｌｅｒａｔｅｄ ａｔｍｏｓ￣

ｐｈｅｒｉｃ ａｇｅｉｎｇ[Ｊ]. Ｍａｒｉｎｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２１ꎬ ７９(１２): １０３０２２.

[２４] Ａｄｈｅｓｉｖｅｓ－Ｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｌａｐ－ｓｈｅａｒ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｏｆ ｒｉｇｉｄ－ｔｏ－

ｒｉｇｉｄ ｂｏｎｄｅｄ ａｓｓｅｍｂｌｉｅｓ: ＩＳＯ ４５８７: ２００３[Ｓ]. ２００３.

[２５] Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ Ｓｔａｎｄａｒｄ Ａｓｓｏｃｉａｔｉｏｎ. Ｐｌａｓｔｉｃｓ－ｄｅｔｅｒｍｉｎａｔｉｏｎ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ

ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ－ｔｅｓｔ. ｃｏｎｄｉｔｉｏｎｓ ｆｏｒ ｍｏｕｌｄｉｎｇ ａｎｄ ｅｘｔｒｕｓｉｏｎ ｐｌａｓｔｉｃｓ: ＮＦ

ＩＳＯ ５２７－２[ Ｓ]. Ｇｅｎｅｖａꎬ Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ:Ｓｗｉｔｚｅｒｌａｎｄ１ Ｓｔａｎｄａｒｄｓ Ａｓ￣

ｓｏｃｉａｔｉｏｎ Ｉｎｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌꎬ ２０１２.

[２６] ＡＭＥＬＩ Ａꎬ ＤＡＴＬＡ Ｎ Ｖꎬ ＰＡＰＩＮＩ Ｍꎬ ｅｔ ａｌ. Ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

ｏｆ ｈｉｇｈｌｙ ｔｏｕｇｈｅｎｅｄ ｅｐｏｘｙ ａｄｈｅｓｉｖｅｓ[Ｊ]. Ｔｈｅ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｄｈｅｓｉｏｎꎬ

２０１０ꎬ ８６(７): ６９８－７２５.

[２７] ＸＵ Ｊꎬ ＫＯＬＳＴＥＩＮ Ｈꎬ ＢＩＪＬＡＡＲＤ Ｆꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ

ａｇｉｎｇ ｏｎ ｇｌａｓｓ－ｆｉｂｒｅ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｌａｍｉｎａｔｅｓ ａｎｄ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｏｆ

ＦＲＰ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｂｒｉｄｇｅ: Ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｄｉｆｆｕｓｉｏｎ ｃｈａｒａｃｔｅｒｉｓｔｉｃｓ[Ｊ]. Ｃｏｍ￣

ｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ａ: Ａｐｐｌｉｅｄ Ｓｃｉｅｎｃｅ ａｎｄ Ｍａｎｕｆａｃｔｕｒｉｎｇꎬ ２０１４ꎬ ５７(１):

４９－５８.

[２８] ＣＯＬＩＮ Ｘꎬ ＡＵＤＯＵＩＮ Ｌꎬ ＶＥＲＤＵ Ｊ. Ｋｉｎｅｔｉｃ ｍｏｄｅｌｌｉｎｇ ｏｆ ｔｈｅ ｔｈｅｒ￣

ｍａｌ ｏｘｉｄａｔｉｏｎ ｏｆ ｐｏｌｙｉｓｏｐｒｅｎｅ ｅｌａｓｔｏｍｅｒｓ. Ｐａｒｔ １: Ｕｎｖｕｌｃａｎｉｚｅｄ ｕｎ￣

ｓｔａｂｉｌｉｚｅｄ ｐｏｌｙｉｓｏｐｒｅｎｅ[Ｊ]. Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ＆ Ｓｔａｂｉｌｉｔｙꎬ ２００７ꎬ

９２(５): ８８６－８９７.

[２９] ＬＩ Ｈ Ｌꎬ ＺＨＡＮＧ Ｋ Ｆꎬ ＦＡＮ Ｘ Ｔꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｓｅａｗａｔｅｒ ａｇｅｉｎｇ

ｗｉｔｈ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅｓ ａｎｄ ｃｏｎｃｅｎｔｒａｔｉｏｎｓ ｏｎ ｓｔａｔｉｃ /ｄｙｎａｍｉｃ

ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ ２０１９ꎬ １７３: １０６９１０.

[３０] ＭＵ Ｗꎬ ＮＡ Ｊꎬ ＷＡＮＧ Ｇꎬ ｅｔ ａｌ. Ｒａｐｉｄ ｐｒｅｄｉｃｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｆａｉｌｕｒｅ

ｌｏａｄ ｆｏｒ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌｌｙ ａｇｅｄ ＣＦＲＰ － ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｓｉｎｇｌｅ ｌａｐ ｊｏｉｎｔｓ

[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０２０ꎬ ２５２: １１２６０３.

[ ３１] ＪＸ Ａꎬ ＫＥ Ｃ Ａꎬ ＭＥＮＧ Ｙ Ａꎬ ｅｔ ａｌ. Ｅｆｆｅｃｔ ｏｆ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｗａｔｅｒ

ｐｅｎｅｔｒａｔｉｏｎ ｏｎ ｔｈｅ ｉｎｔｅｒｆａｃｉａｌ ｂｏｎｄ ｂｅｔｗｅｅｎ ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ ａｎｄ ｇｌａｓｓ ｆｉ￣

ｂｅｒ: Ａ ｍｏｌｅｃｕｌａｒ ｄｙｎａｍｉｃｓ ｓｔｕｄｙ [Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｍｏｌｅｃｕｌａｒ Ｌｉｑｕｉｄｓꎬ

２０２２ꎬ ３５０: １１８４２４.

[３２] ＶＩＡＮＡ Ｇꎬ ＣＯＳＴＡ Ｍꎬ ＢＡＮＥＡ Ｍ Ｄꎬ ｅｔ ａｌ. Ａ ｒｅｖｉｅｗ ｏｎ ｔｈｅ ｔｅｍ￣

ｐｅｒａｔｕｒｅ ａｎｄ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ｄｅｇｒａｄａｔｉｏｎ ｏｆ ａｄｈｅｓｉｖｅ ｊｏｉｎｔｓ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ

Ｍａｔｅｒｉａｌｓ: Ｄｅｓｉｇｎ ａｎｄ Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎꎬ ２０１７ꎬ ２３１(Ｌ５): ４８８－５０１.

[３３] ＮＡＣＨＴＡＮＥ Ｍꎬ ＴＡＲＦＡＯＵＩ Ｍꎬ ＳＯＮＩＡ Ｓꎬ ｅｔ ａｌ. Ａｎ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｉｏｎ

ｏｆ ｈｙｇｒｏｔｈｅｒｍａｌ ａｇｉｎｇ ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｎ ｈｉｇｈ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｂｅｈａｖｉｏｕｒ ｏｆ ａｄｈｅ￣

ｓｉｖｅｌｙ ｂｏｎｄｅｄ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｊｏｉｎｔｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ Ｐａｒｔ Ｂ: Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ

２０１９ꎬ １７２(１): １１１－１２０.

[３４] ＨＡＱＵＥ Ａꎬ ＨＯＳＳＡＩＮ Ｍ Ｋ. Ｅｆｆｅｃｔｓ ｏｆ ｍｏｉｓｔｕｒｅ ａｎｄ ｔｅｍｐｅｒａｔｕｒｅ ｏｎ

ｈｉｇｈ ｓｔｒａｉｎ ｒａｔｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｇｌａｓｓ－ｖｉｎｙｌ ｅｓｔｅｒ ｗｏｖｅｎ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ[Ｊ].

Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２００３ꎬ ３７(７): ６２７－６４７.

[３５] ＳＭＩＴＨ Ｒ Ｅꎬ ＬＡＲＳＥＮ Ｆ Ｎꎬ ＬＯＮＧ Ｃ Ｌ. Ｅｐｏｘｙ ｒｅｓｉｎ ｃｕｒｅ. Ⅱ. ＦＴＩＲ

ａｎａｌｙｓｉｓ[Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ａｐｐｌｉｅｄ Ｐｏｌｙｍｅｒ Ｓｃｉｅｎｃｅꎬ １９８４ꎬ ２９(１２):

３７１３－３７２６.

(上接第 ６８ 页)

[１７] ＯＨ Ｂ. Ａ ｐｌａｓｔｉｃｉｔｙ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｕｎｄｅｒ ｕｎｉａｘｉａｌ ｌｏａｄ￣

ｉｎｇ[Ｄ]. Ｂｅｔｈｌｅｈｅｍ: Ｌｅｈｉｇｈ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ ２００３.

[１８] 刘华新ꎬ 孙英明ꎬ 王学志ꎬ 等. ＢＦＲＰ 约束混凝土短柱轴压性能

的截面尺寸效应研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２０１４(１０): ２１－２６.

[１９] 宋功河ꎬ 张海昆. ＢＦＲＰ 约束素混凝土圆柱强度及尺寸效应的

试验研究[Ｊ]. 玻璃钢/ 复合材料ꎬ ２００９(４): ３－５.

[２０] ＴＥＮＧ Ｊ Ｇꎬ ＹＵ Ｔꎬ ＷＯＮＧ Ｙ Ｌ. Ｈｙｂｒｉｄ ＦＲＰ－ｃｏｎｃｒｅｔｅ－ｓｔｅｅｌ ｔｕｂｕｌａｒ

ｃｏｌｕｍｎｓ: Ｃｏｎｃｅｐｔ ａｎｄ ｂｅｈａｖｉｏｒ[Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａ￣

ｔｅｒｉａｌｓꎬ ２００７ꎬ ２１(４): ８４６－８５４.

[２１] ＬＡＭ Ｌꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇ. Ｕｌｔｉｍａｔｅ ｃｏｎｄｉｔｉｏｎ ｏｆ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒ－

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ [ Ｊ ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ ｆｏｒ Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎꎬ

２００４ꎬ ８(６): ５３９－５４８.

[２２] ＬＡＭ Ｌꎬ ＴＥＮＧ Ｊ Ｇꎬ ＣＨＥＵＮＧ Ｃ Ｈꎬ ｅｔ ａｌ. ＦＲＰ－ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｕｎｄｅｒ ａｘｉａｌ ｃｙｃｌｉｃ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ[Ｊ]. Ｃｅｍｅｎｔ ａｎｄ Ｃｏｎｃｒｅｔｅ Ｃｏｍｐｏｓ￣

ｉｔｅｓꎬ ２００６ꎬ ２８(１０): ９４９－９５８.

[２３] ＢＥＲＴＨＥＴ Ｊ Ｆꎬ ＦＥＲＲＩＥＲ Ｅꎬ ＨＡＭＥＬＩＮ Ｐ. Ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｖｅ ｂｅｈａｖｉｏｒ

ｏｆ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｅｘｔｅｒｎａｌｌｙ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ ｊａｃｋｅｔｓ. Ｐａｒｔ Ａ: Ｅｘｐｅｒ￣

ｉｍｅｎｔａｌ ｓｔｕｄｙ[ Ｊ]. Ｃｏｎｓｔｒｕｃｔｉｏｎ ａｎｄ Ｂｕｉｌｄｉｎｇ Ｍａｔｅｒｉａｌｓꎬ ２００５ꎬ １９

(３): ２２３－２３２.

[２４] ＰＡＰＡＮＩＫＯＬＡＯＵ Ｖ Ｋꎬ ＫＡＰＰＯＳ Ａ Ｊ. Ｃｏｎｆｉｎｅｍｅｎｔ－ｓｅｎｓｉｔｉｖｅ ｐｌａｓ￣

ｔｉｃｉｔｙ ｃｏｎｓｔｉｔｕｔｉｖｅ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｉｎ ｔｒｉａｘｉａｌ ｃｏｍｐｒｅｓｓｉｏｎ[Ｊ]. Ｉｎ￣

ｔｅｒｎａｔｉｏｎａｌ Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｓｏｌｉｄｓ ａｎｄ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２００７ꎬ ４４(２１): ７０２１－

７０４８.

[２５] ＬＥＥ Ｊꎬ ＦＥＮＶＥＳ Ｇ Ｌ. Ｐｌａｓｔｉｃ－ｄａｍａｇｅ ｍｏｄｅｌ ｆｏｒ ｃｙｃｌｉｃ ｌｏａｄｉｎｇ ｏｆ

ｃｏｎｃｒｅｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ[ Ｊ]. Ｊｏｕｒｎａｌ ｏｆ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｍｅｃｈａｎｉｃｓꎬ １９９８ꎬ

１２４(８): ８９２－９００.

[２６] ＷＵ Ｙꎬ ＪＩＡＮＧ Ｊ. Ｅｆｆｅｃｔｉｖｅ ｓｔｒａｉｎ ｏｆ ＦＲＰ ｆｏｒ ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｃｉｒｃｕｌａｒ ｃｏｎ￣

ｃｒｅｔｅ ｃｏｌｕｍｎｓ[Ｊ]. Ｃｏｍｐｏｓｉｔｅ Ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ２０１３ꎬ ９５: ４７９－４９１.

[２７] ＣＵＩ Ｃꎬ ＳＨＥＩＫＨ Ａ. Ｂｅｈａｖｉｏｒ ｏｆ ｎｏｒｍａｌ ａｎｄ ｈｉｇｈ ｓｔｒｅｎｇｔｈ ｃｏｎｃｒｅｔｅ

ｃｏｎｆｉｎｅｄ ｗｉｔｈ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ｐｏｌｙｍｅｒｓ (ＦＲＰ)[Ｄ]. Ｔｏｒｏｎｔｏ: Ｕｎｉ￣

ｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ｔｏｒｏｎｔｏꎬ ２００９.

８６ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ０１２

准静态载荷作用下螺栓连接 ＣＡＲＡＬＬ 结构的损伤分析

张林涛１ꎬ２

ꎬ 杨 涛１ꎬ２∗

ꎬ 杜 宇１

ꎬ 张金童１

(１? 天津工业大学 机械工程学院ꎬ 天津 ３００３８７ꎻ ２? 天津市现代机电装备技术重点实验室ꎬ 天津 ３００３８７)

摘要: 碳纤维增强铝合金层合板(ＣＡＲＡＬＬ)是一种较新的纤维金属层压材料ꎮ 为研究 ＣＡＲＡＬＬ 层合板的螺栓连接性能ꎬ

采用热压罐固化成型工艺制备试件ꎬ对其螺栓连接结构进行准静态拉伸试验ꎮ 对接头在承受准静态拉伸载荷时的失效过程进

行了讨论ꎬ失效模式涵盖铝合金塑性变形、碳纤维断裂和界面分层ꎮ 针对 ＣＡＲＡＬＬ 各层的不同材料成分分别建立失效模型ꎬ并

采用 ＶＵＭＡＴ 子程序实现了基于三维 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则对 ＣＦＲＰ 层的渐进损伤分析ꎮ 试验与有限元预测的极限载荷相对误差

为 ８? ９％ꎬ且所提出的模型能较准确预测试件发生分层失效的位置ꎬ证明了该模型能够有效地预测碳纤维增强铝合金层合板单

钉螺栓连接结构的力学性能ꎮ

关键词: 碳纤维增强铝合金层合板ꎻ 螺栓连接ꎻ 有限元模拟ꎻ 损伤分析

中图分类号: ＴＢ３３３ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００８７－０８

Ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｂｏｌｔｅｄ ＣＡＲＡＬＬ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｕｎｄｅｒ ｑｕａｓｉ－ｓｔａｔｉｃ ｌｏａｄｉｎｇ

ＺＨＡＮＧ Ｌｉｎｔａｏ

１ꎬ２

ꎬ ＹＡＮＧ Ｔａｏ

１ꎬ２∗

ꎬ ＤＵ Ｙｕ

１

ꎬ ＺＨＡＮＧ Ｊｉｎｔｏｎｇ

１

(１? Ｓｃｈｏｏｌ ｏｆ Ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｔｉａｎｇｏｎｇ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３８７ꎻ Ｃｈｉｎａꎻ

２? Ａｄｖａｎｃｅｄ Ｍｅｃｈａｔｒｏｎｉｃｓ Ｅｑｕｉｐｍｅｎｔ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ Ｔｉａｎｊｉｎ Ａｒｅａ Ｍａｊｏｒ Ｌａｂｏｒａｔｏｒｙꎬ Ｔｉａｎｊｉｎ ３００３８７ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｌａｍｉｎａｔｅ (ＣＡＲＡＬＬ) ｉｓ ａ ｒｅｌａｔｉｖｅｌｙ ｎｅｗ ｆｉｂｅｒ－ｍｅｔａｌ ｌａｍｉｎａｔ￣

ｅｄ ｍａｔｅｒｉａｌ. Ｔｏ ｉｎｖｅｓｔｉｇａｔｅ ｔｈｅ ｂｏｌｔｅｄ ｊｏｉｎｔ ｐｅｒｆｏｒｍａｎｃｅ ｏｆ ＣＡＲＡＬＬ ｌａｍｉｎａｔｅｓꎬ ｓｐｅｃｉｍｅｎｓ ｗｅｒｅ ｐｒｅｐａｒｅｄ ｂｙ ｔｈｅ ｈｏｔ

ｐｒｅｓｓ ｐｏｔ ｍｅｔｈｏｄ ｏｆ ｃｕｒｉｎｇ ａｎｄ ｍｏｌｄｉｎｇ ｐｒｏｃｅｓｓꎬ ａｎｄ ｑｕａｓｉ－ｓｔａｔｉｃ ｔｅｎｓｉｌｅ ｔｅｓｔｓ ｗｅｒｅ ｃｏｎｄｕｃｔｅｄ ｏｎ ｔｈｅｉｒ ｂｏｌｔｅｄ ｓｔｒｕｃ￣

ｔｕｒｅｓ. Ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｐｒｏｃｅｓｓｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｊｏｉｎｔｓ ｓｕｂｊｅｃｔｅｄ ｔｏ ｑｕａｓｉ － ｓｔａｔｉｃ ｔｅｎｓｉｌｅ ｌｏａｄｓ ｗｅｒｅ ｄｉｓｃｕｓｓｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ

ｍｏｄｅｓ ｃｏｖｅｒｅｄ ａｌｕｍｉｎｕｍ ｐｌａｓｔｉｃ ｄｅｆｏｒｍａｔｉｏｎꎬ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｆｒａｃｔｕｒｅ ａｎｄ ｉｎｔｅｒｆａｃｅ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ. Ｔｈｅ ｆａｉｌｕｒｅ ｍｏｄｅｌｓ

ｗｅｒｅ ｄｅｖｅｌｏｐｅｄ ｓｅｐａｒａｔｅｌｙ ｆｏｒ ｄｉｆｆｅｒｅｎｔ ｍａｔｅｒｉａｌ ｃｏｍｐｏｓｉｔｉｏｎｓ ｏｆ ｅａｃｈ ＣＡＲＡＬＬ ｌａｙｅｒꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ＶＵＭＡＴ ｓｕｂｒｏｕｔｉｎｅ

ｗａｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｒｅａｌｉｚｅ ｔｈｅ ｐｒｏｇｒｅｓｓｉｖｅ ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ＣＦＲＰ ｌａｙｅｒ ｂａｓｅｄ ｏｎ ｔｈｅ ３Ｄ Ｈａｓｈｉｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｃｒｉｔｅｒｉｏｎ. Ｔｈｅ

ｒｅｌａｔｉｖｅ ｅｒｒｏｒ ｂｅｔｗｅｅｎ ｔｈｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ａｎｄ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｐｒｅｄｉｃｔｅｄ ｕｌｔｉｍａｔｅ ｌｏａｄｓ ｉｓ ８? ９％ꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｐｒｏｐｏｓｅｄ ｍｏｄｅｌ

ｃａｎ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｌｏｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｍｏｒｅ ａｃｃｕｒａｔｅｌｙꎬ ｗｈｉｃｈ ｐｒｏｖｅｓ ｔｈａｔ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｃａｎ ｅｆ￣

ｆｅｃｔｉｖｅｌｙ ｐｒｅｄｉｃｔ ｔｈｅ ｍｅｃｈａｎｉｃａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓｉｎｇｌｅ－ｎａｉｌ ｂｏｌｔｅｄ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｏｆ ｔｈｅ ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ａｌｕｍｉｎｕｍ

ａｌｌｏｙ ｌａｍｉｎａｔｅ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｒｅｉｎｆｏｒｃｅｄ ａｌｕｍｉｎｕｍ ａｌｌｏｙ ｌａｍｉｎａｔｅꎻ ｂｏｌｔｅｄ ｃｏｎｎｅｃｔｉｏｎꎻ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎꎻ

ｄａｍａｇｅ ａｎａｌｙｓｉｓ

收稿日期: ２０２２－０８－１８

基金项目: 天津市自然科学基金 (２０ＪＣＱＮＪＣ０００５０)

作者简介: 张林涛 (１９９７—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事复合材料结构强度及损伤检测方面的研究ꎮ

通讯作者: 杨涛 (１９７０—)ꎬ 男ꎬ 博士ꎬ 教授ꎬ 主要从事复合材料加工与检测方面的研究ꎬ ｙａｎｇｔａｏ＠ｔｉａｎｇｏｎｇ? ｅｄｕ? ｃｎꎮ

纤维金属层合板(ＦＬＭｓ)是由薄金属板与不同纤

维方向的纤维增强聚合物交替层压组成的轻质复合

材料ꎬ如图 １ 所示ꎮ ＦＬＭｓ 具有高抗裂纹扩展性、抗

冲击性、抗累积损伤和低吸湿性等优点ꎬ在汽车制

造、航空航天和海洋工业中应用广泛[１－３]

ꎮ 碳纤维

增强铝合金层合板(ＣＡＲＡＬＬ)作为第三代 ＦＬＭｓꎬ与

其他 ＦＬＭｓ 家族成员对比ꎬ具有更高的强度、更高的

比模量以及出色的抗疲劳性ꎮ 由于其成分的不均匀

性ꎬＣＡＲＡＬＬ 的失效机制更为复杂ꎬ铝合金层的塑性

变形、碳纤维层的基体开裂与纤维断裂ꎬ以及铝合金

与碳纤维层间的分层是比较常见的失效机制[４]

ꎮ

２０２３ 年第 １０ 期 ８７

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准静态载荷作用下螺栓连接 ＣＡＲＡＬＬ 结构的损伤分析

图 １ 纤维金属层合板结构

Ｆｉｇ? １ Ｆｉｂｅｒ－ｍｅｔａｌ ｌａｍｉｎａｔｅ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

许多研究人员通过拉伸、冲击、弯曲和疲劳实验

研究了 ＣＡＲＲＡＬ 的机械行为ꎮ Ｄｈａｌｉｗａｌ 等[５]通过实

验的方法分析了改变 ＣＡＲＡＬＬ 中碳纤维铺层位置的

影响ꎬ发现当碳纤维层在铝合金层之外时ꎬＣＡＲＡＬＬ

表现出了比标准 ３ / ２ 堆叠顺序的 ＣＡＲＡＬＬ 更高的挠

度ꎮＡｓｇｈａｒ 等[６]研究了 ２/ １ 结构 ＣＡＲＡＬＬ 的拉伸强度、

疲劳寿命和断裂韧性值ꎬ并对金属层进行了多种表

面处理试验ꎬ提高了界面粘接性能ꎮ Ｊａｋｕｂｃｚａｋ 等[７]

研究了热循环对 ＣＡＲＡＬＬ 层间剪切强度的影响ꎬ发

现分层破坏主要来源于试件边缘ꎬ并通过添加玻璃纤

维夹层改性了其微观结构ꎮ Ｘｕ 等[８]研究了 ＣＡＲＡＬＬ

的平面内弯曲行为ꎬ发现主要的破坏模式是铝合金

层的屈服和铝合金层与 ＣＦＲＰ 层之间的分层ꎮ 黄腾

等[９]研究了双槽形异形截面 ＣＡＲＡＬＬ 梁的弯曲性

能ꎬ并提出了可应用于预测梁安全承载能力的计算

方法ꎮ

基于渐进式损伤模型的数值方法已被证明可以

有效地预测 ＣＡＲＡＬＬ 的损伤进展和失效行为ꎬ需要

仔细考虑每一层的特性ꎬ对复合材料层、金属层和胶

黏剂层分别建立失效模型ꎮ Ｄｈａｌｉｗａｌ 等[５] 使用 ＬＳ－

ＤＹＮＡ 软件预测 ＣＡＲＡＬＬ 的弯曲响应ꎬ考虑了基于

应力的材料破坏和基于剪切应力的相邻层间的分层

破坏ꎬ对 ＦＭＬ 的渐进式破坏行为进行了有限元建模ꎬ

所预测的机械行为与实验结果较为吻合ꎮ Ｙｕ 等[１０]

对碳纤维在 ＦＭＬ 中的适用性以及 ＣＡＲＡＬＬ 受低速

冲击后对性能的影响进行了数值分析ꎬ结果表明由于

碳纤维增强塑料(ＣＦＲＰ)的高强度和刚度ꎬＣＡＲＡＬＬ

比 ＧＬＡＲＥ 具有更高的抗冲击性ꎮ Ｌｉｎ 等[１１] 在建立

ＣＦＲＰ 层和界面结合层的模型时ꎬ考虑了损伤的发

生和发展ꎬ定义了铝层的各向异性硬化行为ꎬ通过数

值方法揭示了具有不同纤维方向缺口的 ＣＡＲＡＬＬ 破

坏机制和破坏顺序ꎮ

尽管国内外对 ＣＡＲＡＬＬ 进行了广泛而细致的研

究工作ꎬ但大多数工作主要集中在试件的弯曲性能、

抗冲击性能以及铺层优化等方面ꎬ而对其机械连接

方面ꎬ尤其是对其螺栓连接性能及失效机制方面进

行的研究极其有限ꎮ 本文对 ＣＡＲＡＬＬ 的螺栓连接性

能进行了试验和数值研究ꎮ 采用热压罐工艺制造试

件ꎬ对其螺栓连接结构进行准静态拉伸试验ꎮ 在数

值分析的过程中采用基于能量的渐进损伤模型来评

估损伤的演化过程ꎬ将试验的机械响应和失效模式

与有限元模型对比ꎬ然后根据所建立的模型对试件

各层的失效机理进行分析ꎮ

１ 试验设计

１? １ 试件制备

试件使用铝合金板和碳纤维增强环氧树脂预浸

料交替铺设而成ꎬ铺层方式为[Ａｌ / ０°/ ９０°/ ９０°/ ０°/

Ａｌ / ０°/ ９０°/ ９０°/ ０°/ Ａｌ]ꎮ 试件铝合金层采用厚度为

０? ５ ｍｍ 的 ５０５２ 薄板ꎬ弹性模量为 ７２ ＧＰａꎬ泊松比为

０? ３４ꎬ密度为２ ６８０ ｋｇ / ｍ

３

ꎮ ＣＦＲＰ 层采用 Ｔ７００ 碳纤

维环氧树脂预浸料ꎬ单层固化厚度为 ０? １２５ ｍｍꎬ材

料性能参数见表 １ꎮ 为保证铝合金与碳纤维界面的

粘接强度ꎬ需要对铝合金进行表面处理ꎬ首先使用丙

酮对铝板进行脱脂ꎬ再进行阳极氧化处理ꎬ使其表面

形成一层多孔的氧化铝膜ꎮ 处理完成之后ꎬ根据上述

铺层方式ꎬ使用热压罐固化成型ꎬ成型后层合板的厚

度为 ２? ５ ｍｍꎮ 选定试件 ０°铺层方向为长度方向ꎬ采

用水射流对试件进行切割制孔ꎬ加工完成后使用 ４００

目砂纸对其搭接区域进行处理ꎬ以保证接触的稳定性ꎮ

表 １ 碳纤维材料性能

Ｔａｂｌｅ １ Ｃａｒｂｏｎ ｆｉｂｅｒ ｍａｔｅｒｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ

弹性模量/ ＧＰａ 剪切模量/ ＧＰａ 泊松比 拉伸强度/ ＭＰａ 压缩强度/ ＭＰａ 剪切强度/ ＭＰａ

Ｅ１

＝ １２３ Ｇ１

＝Ｇ２

＝ ４.０ μ１２

＝ μ１３

＝ ０.３２ Ｘｔ

＝ ２ １００ Ｘｃ

＝ ８７０ Ｓ１２

＝ Ｓ１３

＝ Ｓ２３

＝ ４０

Ｅｙ

＝Ｅｚ

＝ ８.７ Ｇ３

＝ ３.０ μ２３

＝ ０.３８ Ｙｔ

＝Ｚｔ

＝ ３５ Ｙｃ

＝Ｚｃ

＝ １２０

８８ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

参考 ＡＳＴＭ Ｄ５９６１ / Ｄ５９６１Ｍ 试验标准要求ꎬ将

试件的几何参数设置为如图 ２ 所示ꎮ 采用 １２? ９ 级

内六角凸头高强度螺栓、８? ８ 级高强度螺母和 ８? ８

级平垫片ꎬ对试件进行紧固ꎮ 为保证在拉伸试件时

装夹载荷的对称性ꎬ需确保上下夹头的夹持面位于

同一平面内ꎬ采用 ２? ５ ｍｍ 厚 ３０４ 不锈钢板作为厚度

补偿片ꎬ使用 Ｅｒｇｏ１３０９ 强力 ＡＢ 胶将层合板与钢板

粘接在一起ꎬ粘接后夹紧试件ꎬ静置约 ２４ ｈ 待粘接

剂完全固化ꎮ 使用扭矩扳手拧紧螺栓ꎬ拧紧力矩设

置为 ３ Ｎ/ ｍꎮ

图 ２ 试件几何参数

Ｆｉｇ? ２ Ｇｅｏｍｅｔｒｉｃ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｏｆ ｔｈｅ ｓａｍｐｌｅ

１? ２ 试验条件及测试方法

试验采用岛津的 ＡＧＳ－ＸＤ－５０ｋＮ 型万能试验机

对试件进行匀速加载ꎬ在加载速度为 １ ｍｍ / ｍｉｎ 的

准静态载荷作用下ꎬ限制载荷为 ５０ ｋＮꎬ试验重复 ３

次ꎮ 拉伸试验装置如图 ３ 所示ꎮ

图 ３ 拉伸试验装置

Ｆｉｇ? ３ Ｔｅｎｓｉｌｅ ｅｘｐｅｒｉｍｅｎｔａｌ ｓｅｔｕｐ

２ 纤维金属层合板渐进失效模型

ＣＦＲＰ 层间性能比 ＣＡＲＡＬＬ 中铝合金－ＣＦＲＰ 的

层间性能优异许多ꎬ因此ꎬ在保证结果准确的前提下ꎬ

对 ＣＦＲＰ 的层间模型进行简化ꎮ 考虑了 ＣＡＲＡＬＬ 三

种不同的方式损伤ꎬ分别为 ＣＦＲＰ 层内损伤、铝合金

层内损伤和 ＣＦＲＰ 与铝合金的分层损伤ꎮ 本文提出

的损伤模型依赖于不同失效模式的损伤机制特征ꎮ

ＣＦＲＰ 层内损伤基于三维 Ｈａｓｈｉｎ 失效准则来预测ꎬ

使用线性退化规律来描述材料的刚度演化ꎬ使用延

性损伤准则来模拟塑性变形过后铝合金的失效ꎮ 此

外ꎬ在相邻的 ＣＦＲＰ 与铝合金层间建立一层厚度为

０? ００１ ｍｍ 的内聚力单元来模拟界面分层ꎬ采用混合

双线性 ｔｒａｃｔｉｏｎ－ｓｅｐａｒａｔｉｏｎ 来描述黏结行为ꎮ

２? １ ＣＦＲＰ 层的损伤判断及性能退化分析

采用三维 Ｈａｓｈｉｎ 准则对 ＣＡＲＡＬＬ 层压板中的

ＣＦＲＰ 层进行损伤判断ꎬ考虑了纤维拉伸、纤维压

缩、基体拉伸和基体压缩四种失效形式ꎬ如式(１)至

式(４) 所示[１２]

ꎮ 采用 ＦＯＲＴＲＡＮ 语言编写了三维

Ｈａｓｈｉｎ 损伤准则ꎬ并通过 ＶＵＭＡＴ 用户定义子程序

在有限元中实现ꎮ

纤维拉伸失效(σ１１≥０):

ξ

２

ｆｔ

＝

σ

２

１１

Ｘ

２

ｔ

＋ α

σ

２

１２

＋σ

２

１３

Ｓ

２

１２

æ

è

ç

ö

ø

÷ (１)

纤维压缩失效(σ１１<０):

ξ

２

ｆｃ

＝

σ１１

Ｘｃ

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

(２)

基体拉伸失效(σ２２

＋σ３３≥０):

ξ

２

ｍｔ

＝

(σ２２

＋σ３３ )

２

Ｙ

２

ｔ

＋

σ

２

１２

＋σ

２

１３

Ｓ

２

１２

＋

σ

２

２３

－σ２２σ３３

Ｓ

２

２３

(３)

基体压缩失效(σ２２

＋σ３３<０):

ξ

２

ｍｃ

＝

Ｙｃ

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

－ １

é

ë

ê

ê

ù

û

ú

ú

σ２２

＋σ３３

Ｙｃ

＋

σ２２

＋σ３３

２Ｓ２３

æ

è

ç

ö

ø

÷

２

＋

σ

２

２３

－ σ２２σ３３

Ｓ

２

２３

＋

σ

２

１２

＋σ

２

１３

Ｓ

２

１２

(４)

式中:σｉｊ(ｉꎬｊ ＝ １ꎬ２ꎬ３)为正应力ꎻＳｉｊ(ｉꎬｊ ＝ １ꎬ２ꎬ３)为剪

切强度ꎻＸｔꎬＸｃ 分别为纤维方向的拉伸、压缩强度ꎻ

ＹｔꎬＹｃ分别为垂直于纤维方向的拉伸、压缩强度ꎮ

定义了损伤因子 ｄｉ来表征 ＣＦＲＰ 的损伤状态ꎬ

其表达式为:

ｄｉ

＝

０ ξｉ < １

１ －

１

ξｉ

ξｉ ≥ １

ì

î

í

ï

ï

ïï

ｉ ＝ ｆｔꎬ ｆｃꎬ ｍｔꎬ ｍｃ (５)

ＣＦＲＰ 层的本构方程可表示为:

[ε] ＝ [Ｓ]ｄ [σ] (６)

[Ｓ]ｄ为含损伤因子的柔度矩阵ꎬ可表示为:

２０２３ 年第 １０ 期 ８９

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准静态载荷作用下螺栓连接 ＣＡＲＡＬＬ 结构的损伤分析

[Ｓ]ｄ

＝

１

ｄｆＥ１１

－

ｖ２１

Ｅ２２

－

ｖ３１

Ｅ３３

－

ｖ１２

Ｅ１１

１

ｄｍ Ｅ２２

－

ｖ３２

Ｅ３３

－

ｖ１３

Ｅ１１

－

ｖ２３

Ｅ２２

１

Ｅ３３

１

ｄｆｄｍ Ｇ１２

１

ｄｆｄｍ Ｇ２３

１

ｄｆｄｍ Ｇ３１

é

ë

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ê

ù

û

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

ú

(７)

ｄｆ

＝ (１ － ｄｆｔ)(１ － ｄｆｃ)

ｄｍ

＝ ｍａｘ[(１ － Ｓｍｔｄｍｔ)

２

ꎬ(１ － Ｓｍｃｄｍｃ)

２ { ]

(８)

式中:ｄｆ和 ｄｍ分别为纤维和基体的损伤变量ꎻｄｆｔꎬｄｆｃꎬ

ｄｍｔ和 ｄｍｃ分别为拉伸、压缩时纤维和基体的损伤变量ꎮ

２? ２ 内聚力模型

如上所述ꎬ铝合金与 ＣＦＲＰ 之间粘接强度较弱ꎬ

在 ＣＡＲＡＬＬ 中ꎬ分层损伤是一种较为常见的现象ꎬ因

此采用双线性内聚力模型(ＣＡＭ) 对其脱黏行为进

行模拟[１３]

ꎬ内聚力单元的材料参数见表 ２

[１４]

ꎮ

表 ２ 粘接界面材料性能

Ｔａｂｌｅ ２ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐｒｏｐｅｒｔｉｅｓ ｏｆ ｃｏｈｅｓｉｖｅ ｌａｙｅｒｓ

刚度/ (Ｎ?ｍｍ

－３

) 破坏强度/ ＭＰａ 断裂韧性/ (Ｎ?ｍｍ

－１

)

Ｋｎｎ

＝Ｋｓｓ

＝

Ｋｔｔ

＝ １０

６

ｔ

０

ｎ

＝ ４０

ｔ

０

ｓ

＝ ｔ

０

ｔ

＝ ５０

ＧⅠｃ

＝ ０.２５

ＧⅡｃ

＝ＧⅢｃ

＝ ０.７５

内聚力模型采用的拉伸分离( ｔｒａｃｔｉｏｎ －ｓｅｐａｒａ￣

ｔｉｏｎ)本构方程如下:

ｔ

ｎ

ｔ

ｓ

ｔ

ｔ

æ

è

ç

ç

ç

ö

ø

÷

÷

÷

＝

Ｋｎｎ

Ｋｓｓ

Ｋｔｔ

é

ë

ê

ê

ê

ê

ù

û

ú

ú

ú

ú

δｎ

δｓ

δｔ

æ

è

ç

ç

ç

ö

ø

÷

÷

÷

(９)

式中:ｔ

ｎ为正向应力ꎻｔ

ｓ为第一剪切应力ꎻｔ

ｔ为第二剪

切应力ꎻＫｎｎ ꎬＫｓｓꎬＫｔｔ和 δｎ ꎬδｓꎬδｔ分别为对应于上述三

个方向的刚度和应力ꎮ

采用二次应力准则(Ｑｕａｄｓ ｄａｍａｇｅ)进行损伤起

始判断ꎬ其表达式为:

‹ｔ

ｎ ›

ｔ

０

ｎ

{ }

２

＋

ｔ

ｓ

ｔ

０

ｓ

{ }

２

＋

ｔ

ｔ

ｔ

０

ｔ

{ }

２

＝ １ (１０)

式中:ｔ

０

ｎ ꎬｔ

０

ｓ和 ｔ

０

ｔ 分别为Ⅰ型、Ⅱ型和Ⅲ型裂纹的破坏

强度ꎮ

损伤起始后对应力分量进行折减ꎬ其表达式为:

ｔ

ｎ

＝

(１ －Ｄｃ) ｔ

—

ｎ ( ｔ

—

ｎ≥０)

ｔ

—

ｎ {

ｔ

ｓ

＝ (１ －Ｄｃ) ｔ

—

ｓ

ｔ

ｔ

＝ (１ －Ｄｃ) ｔ

—

ｔ

ì

î

í

ï

ï

ï

ï

ï

ï

(１１)

式中: ｔ

—

ｎ ꎬ ｔ

—

ｓ和 ｔ

—

ｔ为未损伤各方向的应力ꎻＤｃ为损伤

演化变量ꎮ

选择基于能量的 Ｂ－Ｋ 准则为损伤扩展准则ꎬ其

断裂能表达式为:

Ｇｔｃ

＝ ＧⅠｃ

＋ (ＧⅡｃ

－ＧⅠｃ)

Ｇｓ

Ｇｔ

æ

è

ç

ö

ø

÷

η

(１２)

式中:ＧⅠｃꎬＧⅡｃ分别为Ⅰ型、Ⅱ型裂纹对应的临界应

变能释放率ꎻη 为损伤因子ꎬ取 １? ４５ꎮ

２? ３ 铝合金层塑性损伤及失效分析

在 ＣＡＲＡＬＬ 中ꎬ可以认为铝合金层是弹塑性材

料ꎬ根据连续介质损伤理论ꎬ可以认为塑性损伤是由

应力和应变引起的ꎬ因此引入应力三轴度 Ｒσ来描述

其不同的应力状态[１５]

:

Ｒσ

＝ σｍ

/ σｅｑ (１３)

式中:σｍ为平均应力ꎻσｅｑ为等效应力ꎮ

采用了延性损伤( ｄｕｃｔｉｌｅ ｄａｍａｇｅ) 准则来描述

铝合金层的损伤失效ꎬ其失效判据如下:

ωＤ

＝ ∫

ｄε

—ｐｌ

ε

—ｐｌ

Ｄ(Ｒσ ꎬε

—?ｐｌ

)

＝ １ (１４)

式中:ωＤ为损伤状态变量ꎻε

—?ｐｌ为等效塑性应变率ꎻε

—ｐｌ

Ｄ

为等效塑性应变ꎮ

３ 有限元建模的实现

使用 ＡＢＡＱＵＳ 建立了如图 ４ 所示的螺栓连接单

剪搭接的有限元模型ꎬ其各个部件尺寸大小均与试

验中所用试件尺寸相同ꎮ 在 ＣＦＲＰ 与铝合金层之间

建立一层 ０? ００１ ｍｍ 厚的内聚力单元来模拟其黏结

层破坏ꎬ在螺栓杆与层合板之间设置 ０? ２ ｍｍ 的间隙

来模拟实际装配需求ꎮ 铝合金层、ＣＦＲＰ 层、螺栓和垫

片网格均采用三维减缩积分实体单元(Ｃ３Ｄ８Ｒ)ꎬ黏

结层采用内聚力实体单元(ＣＯＨ３Ｄ８)ꎮ 为了减少计算

时间ꎬ采用分区划分网格策略ꎬ具体为:考虑到螺栓

孔附近的应力集中ꎬ在层合板孔与螺栓杆接触部分

建立密集的网格(平均大小为 ０? ５ ｍｍ)ꎬ以便更好地

观察孔壁及周围的损伤演化ꎻ两层合板搭接处网格

大小为 １ ｍｍꎬ其他区域为 ２ ｍｍꎬ用以提高计算效率ꎮ

９０ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ４ 有限元模型

Ｆｉｇ? ４ Ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

在模型受载过程中ꎬ随着载荷的变化、滑移的发

生和材料的损伤ꎬ其接触关系也在发生变化ꎬ采用表

面－表面类型来模拟其各部件间的接触行为ꎮ 考虑

了其法向行为与切向行为ꎬ法向行为中压力过盈方

式为“硬”接触ꎬ切向行为采用了罚的摩擦方式ꎮ 为

了提高分析效率ꎬ将螺栓和螺母简化为一个部件ꎬ将

螺栓与垫片设置为绑定约束关系(ｔｉｅ)ꎮ

使用 ＡＢＡＱＵＳ / Ｓｔａｎｄａｒｄ 隐式求解器考虑复杂的

接触问题ꎬ需要进行大量迭代来满足接触条件ꎬ在这

过程中往往会出现难以收敛的情况ꎮ因此为避免计算

的收敛困难以及时间消耗过长ꎬ使用 ＡＢＡＱＵＳ/ Ｅｘｐｌｉｃ

显示求解器对模型进行计算ꎮ

在层合板 １ 左端面建立固支约束ꎬ模拟试验的

夹紧条件ꎬ在层合板 ２ 右端面限制两个横向的平移

自由度ꎬ施加拉伸位移ꎮ

４ 结果讨论

４? １ 试件失效过程

试验和仿真所得极限载荷与失效位移见表 ３ꎬ试

验件测得的极限载荷平均值为９ １６３ Ｎꎬ建立的有限

元模型预测极限载荷为９ ９８４ Ｎꎬ相对误差为 ８? ９％ꎮ

试件所得临界位移平均值为 ６? １１ ｍｍꎬ有限元模型

预测的临界位移为 ６? ７９ ｍｍꎮ 因为通过水射流制备

试件时对其连接孔的周围已经造成一定损伤ꎬ所以

有限元模型预测性能会略高于试验值ꎮ

表 ３ 极限载荷与失效位移

Ｔａｂｌｅ ３ Ｕｌｔｉｍａｔｅ ｌｏａｄ ａｎｄ ｆａｉｌｕｒｅ ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ

试件 １ 试件 ２ 试件 ３ 仿真

极限载荷/ Ｎ ８ ９３９ ９ ３６６ ９ １８４ ９ ９８４

临界位移/ ｍｍ ６.８７ ６.０８ ５.３９ ６.７９

试验得到的载荷－位移曲线均展现出明显的五

个阶段ꎬ即摩擦阶段、滑移过渡阶段、螺栓承载阶段、

累计损伤阶段和性能退化阶段[１６]

ꎬ如图 ５ 所示ꎮ

图 ５ 载荷－位移曲线

Ｆｉｇ? ５ Ｌｏａｄ－ｄｉｓｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅ

以试件 １ 载荷－位移曲线为例:

(１)摩擦阶段

在摩擦阶段ꎬ曲线呈线性增长趋势ꎬ此阶段主要

是层合板之间的静摩擦力发挥作用ꎬ紧固件为层合

板提供法向约束力以保证静摩擦力的产生ꎮ

(２)滑移过渡阶段

随着载荷的增加ꎬ在滑移过渡阶段ꎬ曲线会出现

一个小幅度向下的转折ꎬ然后变为随着位移的增加

力基本不变ꎬ这是因为载荷克服了试件之间的静摩

擦力ꎬ试件滑动了一个钉孔配合间隙的距离ꎮ 试验

测得滑移过渡阶段长度约为 ０? １ ｍｍꎬ与模型中所设

置的间隙对应ꎮ

(３)螺栓承载阶段

继续增加位移载荷ꎬ曲线依旧表现为线性增长ꎬ

螺栓杆与层合板孔壁紧密接触并传递载荷ꎮ

(４)累计损伤阶段

在螺栓承载阶段之后会出现一个大幅度载荷下

降ꎬ并且听到一声脆响ꎬ此时有一部分纤维已经发生

断裂ꎬ曲线变得非线性ꎬ并且载荷开始保持不变ꎮ 在

这一阶段ꎬ试件拉伸刚度明显降低ꎬ试件出现损伤并

且在接头处出现明显鼓包ꎬ开始出现二次弯曲现象ꎬ

此时层合板不仅处于纯压缩状态ꎬ而且还存在平内承

载变形和平外变形ꎮ由于后续损伤传播引起的刚度下

降ꎬ接头仍能继续承受载荷ꎬ最终达到极限载荷位置ꎮ

(５)性能退化阶段

在出现极限载荷位置之后ꎬ载荷开始缓慢下降ꎬ

并且伴随着多次脆响ꎬ碳纤维丝大量断裂ꎬ二次弯曲

现象加剧ꎮ 随着位移载荷继续增加ꎬ曲线开始迅速

２０２３ 年第 １０ 期 ９１

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准静态载荷作用下螺栓连接 ＣＡＲＡＬＬ 结构的损伤分析

下降ꎮ 虽然此时接头已发生严重破坏ꎬ刚度降低失

去其功能性ꎬ但仍具有一定的承载能力ꎮ

４? ２ 损伤形貌分析

ＣＡＲＡＬＬ 层合板螺栓连接结构的损伤主要为铝

合金层的塑性变形、粘接层的失效以及 ＣＦＲＰ 层的

破坏ꎮ 试件的最终失效形貌如图 ６ 所示ꎬ可以很明

显地看出螺栓孔周围铝合金层发生了很明显的塑性

变形ꎬ受螺栓挤压的一侧形成凸起的“鼓包”ꎬ在层

合板的自由端产生了分层现象ꎬ发生了 ＣＦＲＰ 层的

挤出ꎮ 对于单剪螺栓连接结构ꎬ由于偏心载荷的影

响ꎬ在接头处不可避免会产生弯矩ꎬ从而导致了图 ６

(ａ)所示的二次弯曲现象产生ꎮ 二次弯曲现象会导

致螺栓孔边的应力在层合板厚度方向上分布更加不

均匀ꎬ进而影响螺栓连接结构的承载能力ꎮ 图 ６(ｂ)

中试验与有限元模型在同一位置处均发生了 ＣＦＲＰ

层挤出ꎬ说明此处发生了严重的界面分层损伤ꎬ进一

步验证了有限元模型的有效性ꎮ

(ａ)分层损伤与二次弯曲

(ｂ)纤维挤出

图 ６ 损伤形貌

Ｆｉｇ? ６ Ａｐｐｅａｒａｎｃｅ ｏｆ ｄａｍａｇｅ

铝合金层和 ＣＦＲＰ 层的刚度不同ꎬ导致其变形

不协调ꎬ当纤维开始断裂时ꎬ储存在其中的弹性能量

突然通过基体转移到相邻的部件ꎬ造成螺栓孔周围

发生严重界面分层[１１]

ꎮ 图 ７ 展现了搭接区域各粘

接层的失效形式ꎬＳＤＥＧ 代表粘接层的损伤情况ꎬ数

值范围从 ０(无损伤)到 １(完全损伤)ꎮ 在有限元模

型中对粘接层设置了单元删除效果ꎬ当元素的刚度

退化到一定程度时ꎬ此处元素将会被删除ꎬ这也意味

着此处发生分层破坏ꎬ即铝合金层与 ＣＦＲＰ 层发生

分离ꎮ 从图 ７ 中可以看出分层损伤不只发生在螺栓

孔周围ꎬ在层合板受螺栓挤压的一侧也发生了严重

的损伤ꎬ导致图 ６(ｂ)所示纤维挤出现象的发生ꎮ 在

所建立的粘接层中ꎬＣＯＨ－２ 的损伤最为严重ꎬ与图 ６

(ａ)所示界面分层相对应ꎮ

图 ７ ＣＡＲＡＬＬ 分层损伤

Ｆｉｇ? ７ Ｄｅｌａｍｉｎａｔｉｏｎ ｄａｍａｇｅ ｏｆ ＣＡＲＡＬＬ

９２ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

图 ８ 显示了不同方向 ＣＦＲＰ 层在极限破坏时的

代表性损伤状态ꎬ其中 ＳＤＶ１、ＳＤＶ２、ＳＤＶ３ 和 ＳＤＶ４

分别代表纤维拉伸、纤维压缩、基体拉伸和基体压缩

损伤状态ꎮ 可以看出损伤模式明显依赖纤维取向角

度ꎬ在 ０°层ꎬ纤维会沿加载方向发生大面积扇形压缩

损伤ꎬ图 ８ 中( ｇ)受压缩损伤较( ｅ)图更大ꎬ这是因

为受载之后螺栓杆倾斜对 ＣＦＲＰ－２ 的挤压载荷更大ꎮ

０°层纤维拉伸损伤主要在垂直于加载方向传播ꎮ 在

９０°层ꎬ纤维沿着垂直于加载方向发生压缩损伤ꎬ纤维

的拉伸损伤并不明显ꎮ ＣＦＲＰ 层中基体损伤程度明

显大于纤维损伤ꎬ这是由于受载之后螺栓倾斜ꎬ试件

除了会受到螺栓杆的挤压ꎬ还会受到垫片的面外挤压ꎮ

图 ８ ＣＦＲＰ 层损伤

Ｆｉｇ? ８ Ｄａｍａｇｅ ｉｍａｇｅｓ ｏｆ ＣＦＲＰ ｌａｙｅｒｓ

５ 结 论

本文通过试验和有限元仿真的方法对 ３ / ２ 结构

碳纤维增强铝合金层合板(ＣＡＲＡＬＬ)螺栓连接结构

进行了讨论ꎬ得到了以下结论:

(１)对 ３ / ２ 结构 ＣＡＲＡＬＬ 层合板进行螺栓连接

拉伸试验ꎬ其最终失效形式表现为铝合金层发生了

极为明显的塑性变形ꎬ并在螺栓挤压一侧形成“鼓

包”ꎮ 在端部发生纤维层挤出现象ꎬ铝合金层与纤维

层粘接界面发生严重损伤ꎬ在 ＣＦＲＰ －１ 与 ＡＬ－１ 所

发生的粘接界面损伤更易扩展到试件边界ꎮ

(２)针对 ＣＡＲＡＬＬ 各层不同的属性及失效行为

建立了其螺栓连接模型ꎬ所建立失效模型预测的极

限载荷与试验值相对误差为 ８? ９％ꎬ可知有限元模型

能够准确预测其损伤形貌ꎬ所提出的有限元模型可

用于此类层合板螺栓连接失效行为预测中ꎮ

(下转第 １０８ 页)

２０２３ 年第 １０ 期 ９３

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蜂窝夹层结构后埋件拉伸承载力分析中质量缩放方法的运用

ＤＯＩ:１０? １９９３６ / ｊ? ｃｎｋｉ? ２０９６－８０００? ２０２３１０２８? ０１３

蜂窝夹层结构后埋件拉伸承载力分析中质量缩放方法的运用

王英明ꎬ 张胜兰∗

ꎬ 莫 杰ꎬ 王继运

(湖北汽车工业学院 汽车工程学院ꎬ 十堰 ４４２０００)

摘要: 对于结构较为复杂的蜂窝夹层结构后埋件ꎬ在有限元计算时通常需要消耗大量的时间ꎮ 在对蜂窝夹层结构后埋件

拉伸承载力进行仿真分析时ꎬ使用质量缩放的方法提高模型计算效率ꎬ并从仿真计算的精度与时间两方面进行对比ꎮ 首先在

ＡＢＡＱＵＳ 软件中ꎬ不使用质量缩放技术对蜂窝夹层结构后埋件进行仿真分析并与试验结果对比ꎬ验证其精确性ꎮ 随后使用质

量缩放的方法将模型的质量分别扩大 １０

２

ꎬ１０

４和 １０

６倍后ꎬ对蜂窝夹层结构后埋件进行仿真分析并与未使用质量缩放技术的模

型结果对比ꎬ通过对比拉脱破坏载荷－位移曲线与试件破坏形式对仿真精度进行验证并比较计算时间ꎮ 结果表明:使用质量缩

放技术对蜂窝夹层结构后埋件进行拉伸承载力分析ꎬ能够在保证计算精度的同时ꎬ大大节省计算时间ꎮ 本文研究为蜂窝夹层

结构后埋件拉伸承载力分析提供了高效的计算方法ꎮ

关键词: 蜂窝夹层结构ꎻ 后埋件ꎻ 质量缩放ꎻ 拉伸承载力ꎻ 复合材料

中图分类号: ＴＢ３３２ 文献标识码: Ａ 文章编号: ２０９６－８０００(２０２３)１０－００９４－０７

Ａｐｐｌｉｃａｔｉｏｎ ｏｆ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｉｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ

ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

ＷＡＮＧ Ｙｉｎｇｍｉｎｇꎬ ＺＨＡＮＧ Ｓｈｅｎｇｌａｎ

∗

ꎬ ＭＯ Ｊｉｅꎬ ＷＡＮＧ Ｊｉｙｕｎ

(Ｃｏｌｌｅｇｅ ｏｆ Ｖｅｈｉｃｌｅ Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇꎬ Ｈｕｂｅｉ Ｕｎｉｖｅｒｓｉｔｙ ｏｆ Ａｕｔｏｍｏｔｉｖｅ Ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙꎬ Ｓｈｉｙａｎ ４４２０００ꎬ Ｃｈｉｎａ)

Ａｂｓｔｒａｃｔ:Ｆｏｒ ｔｈｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ ｗｉｔｈ ｃｏｍｐｌｅｘ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ａ ｌｏｔ ｏｆ ｔｉｍｅ

ｉｓ ｕｓｕａｌｌｙ ｃｏｎｓｕｍｅｄ ｉｎ ｔｈｅ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ. Ｉｎ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ

ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎬ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄ ｉｓ ｕｓｅｄ ｔｏ ｉｍｐｒｏｖｅ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ

ｅｆｆｉｃｉｅｎｃｙ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ａｃｃｕｒａｃｙ ａｎｄ ｔｉｍｅ ｏｆ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｒｅ ｃｏｍｐａｒｅｄ. Ｆｉｒｓｔ ｏｆ ａｌｌꎬ ｉｎ

ＡＢＡＱＵＳꎬ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｗｉｔｈｏｕｔ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｔｅｃｈ￣

ｎｏｌｏｇｙ ｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｔｅｓｔ ｒｅｓｕｌｔｓ ｔｏ ｖｅｒｉｆｙ ｉｔｓ ａｃｃｕｒａｃｙ. Ｔｈｅｎꎬ ａｆｔｅｒ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｏｆ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｉｓ

ｅｘｐａｎｄｅｄ ｂｙ １０

２

ꎬ １０

４

ａｎｄ １０

６

ｔｉｍｅｓ ｒｅｓｐｅｃｔｉｖｅｌｙ ｂｙ ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｍｅｔｈｏｄꎬ ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｎａｌｙｓｉｓ ｏｆ ｔｈｅ

ｒｅａｒ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ ｉｓ ｃａｒｒｉｅｄ ｏｕｔ ａｎｄ ｃｏｍｐａｒｅｄ ｗｉｔｈ ｔｈｅ ｍｏｄｅｌ ｒｅｓｕｌｔｓ ｗｉｔｈｏｕｔ

ｕｓｉｎｇ ｔｈｅ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ. Ｔｈｅ ｓｉｍｕｌａｔｉｏｎ ａｃｃｕｒａｃｙ ｉｓ ｖｅｒｉｆｉｅｄ ｂｙ ｃｏｍｐａｒｉｎｇ ｔｈｅ ｐｕｌｌ ｏｆｆ ｆａｉｌｕｒｅ ｌｏａｄ ｄｉｓ￣

ｐｌａｃｅｍｅｎｔ ｃｕｒｖｅ ａｎｄ ｔｈｅ ｓｐｅｃｉｍｅｎ ｆａｉｌｕｒｅ ｆｏｒｍꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｔｉｍｅ ｉｓ ｃｏｍｐａｒｅｄ. Ｔｈｅ ｒｅｓｕｌｔｓ ｓｈｏｗ ｔｈａｔ ｗｈｅｎ ｕ￣

ｓｉｎｇ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇ ｔｅｃｈｎｏｌｏｇｙ ｔｏ ａｎａｌｙｚｅ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄ￣

ｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓꎬ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ａｃｃｕｒａｃｙ ｃａｎ ｂｅ ｇｕａｒａｎｔｅｅｄꎬ ａｎｄ ｔｈｅ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｔｉｍｅ ｃａｎ ｂｅ ｇｒｅａｔｌｙ ｓａｖｅｄꎬ ｗｈｉｃｈ

ｐｒｏｖｉｄｅｓ ａｎ ｅｆｆｉｃｉｅｎｔ ｃａｌｃｕｌａｔｉｏｎ ｍｅｔｈｏｄ ｆｏｒ ｔｈｅ ｓｔｕｄｙ ｏｆ ｔｈｅ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ

ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅｓ.

Ｋｅｙ ｗｏｒｄｓ:ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅꎻ ｔｈｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓꎻ ｍａｓｓ ｓｃａｌｉｎｇꎻ ｔｅｎｓｉｌｅ ｂｅａｒｉｎｇ ｃａｐａｃｉｔｙꎻ

ｃｏｍｐｏｓｉｔｅｓ

收稿日期: ２０２２－０９－１９

基金项目: 汽车动力传动与电子控制湖北省重点实验室创新基金项目 (２０１５ＸＴＺＸ０４２８)

作者简介: 王英明 (１９９８—)ꎬ 男ꎬ 硕士研究生ꎬ 主要从事复合材料蜂窝夹层结构镶嵌件拉伸承载力分析方面的研究ꎮ

通讯作者: 张胜兰 (１９６５—)ꎬ 女ꎬ 硕士ꎬ 教授ꎬ 主要从事汽车 ＣＡＤ 与轻量化设计方面的研究ꎬ ｓｌｚｈａｎｇ１０＠１６３? ｃｏｍꎮ

蜂窝夹层结构具有优越的性能ꎬ在航天器结构、

汽车工业和船舶等领域中得到广泛应用[１－３]

ꎮ 蜂窝

夹层板埋件结构主要用于蜂窝夹层结构之间及蜂窝

夹层结构与其他设备之间的连接及固定ꎬ蜂窝夹层

结构板埋件结构的连接强度和刚度主要依靠于其中

的镶嵌件[４]

ꎮ 蜂窝夹层板埋件结构主要由上下面板、

９４ ２０２３ 年 １０ 月

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复合材料科学与工程

板芯粘接胶膜、蜂窝夹芯、灌封胶以及镶嵌件(预埋

件和后埋件的统称)五部分组成ꎮ 镶嵌件固定于蜂

窝夹层结构中ꎬ按照蜂窝夹层板埋件结构制作工序

不同分为预埋件和后埋件ꎬ二者都是在蜂窝夹层结

构中嵌入连接件ꎬ既使蜂窝夹层板有了连接功能ꎬ也

加强了蜂窝夹层板的材料性能ꎮ 镶嵌件可使蜂窝夹

层结构与其他结构件(含蜂窝夹层结构) 或与仪器

设备之间形成一种可拆卸的连接结构[５]

ꎮ 蜂窝夹层

结构后埋件的模型较为复杂ꎬ因此大多数研究在对

其进行数值仿真时ꎬ都会将模型进行简化ꎬ以提高计

算效率ꎮ

杨颜志等[６]结合层合板理论将上下面板看作各

向同性等厚度层ꎬ将蜂窝芯等效为正交各向异性的

均匀连续体ꎬ对含预埋梁蜂窝夹层结构的结构性能

进行数值仿真ꎬ模型变形区域与试验现象基本吻合ꎬ

数值计算结果与试验结果偏差在 ２０％以内ꎮ 赵金

森[７]针对正六边形夹芯的铝蜂窝夹层结构进行研究ꎬ

提出以 Ｙ 等效模型的方法对铝蜂窝夹层板进行数

值分析ꎮ 庄伟等[８] 在基于 ＲＡＤＩＯＳＳ 对蜂窝夹层板

埋件结构进行拉伸承载力分析时ꎬ也选择采取等效

模型的方式建模ꎬ其有限元模型破坏形式及载荷－时

间曲线与试验结果基本一致ꎮ

法洋洋等[９]对蜂窝夹层结构的拉脱破坏进行了

有限元分析ꎬ为减少计算时间ꎬ使用等效模型对蜂窝

芯进行建模ꎬ并且因为整个蜂窝夹层板埋件结构是

对称形状ꎬ因此利用对称性原理只建立四分之一部

分的等效模型ꎬ大大简化了建模过程ꎬ提高了计算效

率ꎮ Ｗａｎｇ 等[１０]在对蜂窝夹层结构低速冲击试验进

行数值研究时ꎬ也使用对称边界条件创建四分之一

等效模型来进行仿真分析ꎬ该模型准确地预测了低

速冲击引起的面板断裂破坏的形状和尺寸、峰值接

触力和泡沫芯夹芯板的永久压痕ꎮ

进行模型简化时ꎬ除了在建模的时候选择使用

等效模型来代替详细模型ꎬ也有研究选择简化蜂窝

夹层板中的复杂部分ꎬ如杨稳[１１] 使用 ｔｉｅｄ 接触来代

替胶接行为ꎬ但这一方式增加了模型的整体刚度ꎬ使

仿真分析的精度有所下降ꎮ

本文基于蜂窝夹层结构后埋件的拉拔试验ꎬ对

铝蜂窝使用 Ｙ 等效模型理论的方法进行建模ꎬ在考

虑蜂窝夹层结构后埋件中各部件之间胶接行为的情

况下ꎬ使用质量缩放的方法ꎬ将模型的密度分别扩大

１０

２

ꎬ１０

４和 １０

６倍ꎬ来缩短模型仿真所需的计算时间ꎬ

并将仿真结果与试验结果进行对比ꎬ验证质量缩放

后的仿真精度ꎮ

１ 蜂窝夹层结构等效仿真模型

铝蜂窝芯采用 Ａｌ ３００３－Ｈ１９ 铝箔由胶结拉伸法

粘接而成ꎮ

正六边形蜂窝芯壁厚 ｔ ＝ ０? ０７ ｍｍꎬ高 ｔ

ｃ

＝ １１? ４

ｍｍꎬ单元边长 ｌ ＝ ３? ６６ ｍｍꎮ 上、下面板采用玻璃钢

复合材料ꎬ规格均为 ６０ ｍｍ×６０ ｍｍ×０? ６ ｍｍꎬ三层

０°铺层ꎬ每层厚度为 ０? ２ ｍｍꎮ蜂窝夹层结构后埋件结

构如图 １ 所示ꎬ图 １ 中各材料的力学参数如表 １ 所示ꎮ

图 １ 蜂窝夹层结构后埋件结构示意图

Ｆｉｇ? １ Ｓｃｈｅｍａｔｉｃ ｄｉａｇｒａｍ ｏｆ ｔｈｅ ｐｏｓｔ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔ

ｏｆ ｔｈｅ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

表 １ 蜂窝夹层结构后埋件中的材料参数

Ｔａｂｌｅ １ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｉｎ ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ

ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

上下面板 蜂窝芯 灌封胶 镶嵌件

ρｃ

/ (ｋｇ?ｍ

－３

) ２ １００ ２ ７３０ ２ ０００ ７ ８５０

Ｅｓ

/ ＭＰａ

２５ ４７８.５

２７ ７２１

７０ ０００ ２ ４１０ ２１２ ０００

ｖ ０.１６ ０.３３ ０.３３ ０.３１

限制最上层刚性面板所有的自由度ꎬ以模拟蜂

窝夹层结构拉拔试验的夹具ꎮ 将镶嵌件内表面耦合

到一点ꎬ简化掉拉拔试验中与镶嵌件连接的螺栓ꎬ在

耦合点上施加 ｚ 方向上 ０.５ ｍｍ / ｓ 的强制速度ꎬ计算

时间周期设置为 １０ ｓꎮ 全局设置通用接触ꎬ法向设

置为 Ｈａｒｄ Ｃｏｎｔａｃｔꎬ切向设置为 Ｐｅｎａｌｔｙ 接触ꎬ其摩擦

系数设为 ０? ５ꎮ 考虑面芯粘接胶与灌封胶的粘接性

能ꎬ在上下面板与蜂窝芯的接触界面、灌封胶与蜂窝

芯的接触界面、灌封胶与镶嵌件的接触界面设置接

触方式为 Ｃｏｈｅｓｉｖｅ Ｂｅｈａｖｉｏｒ 的黏聚力行为ꎮ

根据 Ｙ 等效模型理论[１２－１４]

ꎬ将蜂窝芯等效为各

向异性材料的六面体ꎮ Ｙ 等效模型赋予工程常数

Ｅｎｇｉｎｅｅｒｉｎｇ Ｃｏｎｓｔａｎｔｓ 属性ꎬ材料参数如表 ２ 所示ꎮ 网

２０２３ 年第 １０ 期 ９５

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蜂窝夹层结构后埋件拉伸承载力分析中质量缩放方法的运用

格尺寸设置为 １ ｍｍꎬ最终建立的蜂窝夹层结构后埋

件等效建模有限元模型如图 ２ 所示ꎮ

表 ２ Ｙ 等效模型的材料参数

Ｔａｂｌｅ ２ Ｍａｔｅｒｉａｌ ｐａｒａｍｅｔｅｒｓ ｆｏｒ ｔｈｅ Ｙ ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｏｄｅｌ

材料参数 数值

ρｃ

/ (ｋｇ?ｍ

－３

) ８６.１５

Ｅｃｘ

/ ＭＰａ １.３８９ ３

Ｅｃｙ

/ ＭＰａ １.３９０ １

Ｅｃｚ

/ ＭＰａ ２ ２０８.４

Ｇｃｘｙ

/ ＭＰａ ０.８３３ ８

Ｇｃｘｚ

/ ＭＰａ ３１１.３４０ ７

Ｇｃｙｚ

/ ＭＰａ ６２２.６８１ ５

ｖｃｘｙ ０.９９８

ｖｃｙｚ ０.０００ ０１

ｖｃｘｚ ０.０００ ０１

图 ２ 蜂窝夹层结构后埋件等效建模有限元模型

Ｆｉｇ ２? Ｅｑｕｉｖａｌｅｎｔ ｍｏｄｅｌｉｎｇ ｆｉｎｉｔｅ ｅｌｅｍｅｎｔ ｍｏｄｅｌ ｏｆ ｔｈｅ ｒｅａｒ

ｅｍｂｅｄｄｅｄ ｐａｒｔｓ ｏｆ ｔｈｅ ｈｏｎｅｙｃｏｍｂ ｓａｎｄｗｉｃｈ ｓｔｒｕｃｔｕｒｅ

２ 质量缩放技术

在显示非线性时程分析问题中通常采用中心差

分法对时间域进行离散ꎬ通过将微分方程转变为差

分方程ꎬ利用有限差分代替位移对时间的求导得出

速度与加速度[１５]

ꎬ每个增量步内不需要进行迭代求

解ꎬ故每个增量步内计算量相对于隐式求解方法消

耗较小ꎮ 但中心差分法需要考虑解的稳定性ꎬ其稳

定条件为:

Δｔ ≤ Δｔ

ｃｒ

＝

Ｔｍｉｎ

π

(１)

式中:ΔｔꎬΔｔ

ｃｒ和 Ｔｍｉｎ分别为原始时间步长、临界时间

步长和有限元系统的最小固有振动周期ꎮ

如公式(２)所示ꎬ为了保证计算结果的稳定ꎬ限

制有限元系统的最小固有振动周期不能小于最小尺

寸单元的最小固有振动周期ꎮ

Ｔｍｉｎ≥Ｔ

(ｅ)

ｍｉｎ

＝

Ｌｍｉｎ

Ｃｄ

π (２)

式中:Ｔ

(ｅ)

ｍｉｎ ꎬＬｍｉｎ和 Ｃｄ分别为最小尺寸单元的最小固

有振动周期、模型中单元的最小特征长度和应力波

在单元中传播的速度ꎮ

由连续介质力学可知:

Ｃｄ

＝

Ｅ

ρ

(３)

式中:Ｅ 和 ρ 分别为材料的弹性模量和密度ꎮ

中心差分算法在满足式(４)的条件下稳定收敛ꎮ

Δｔ≤Δｔ

ｃｒ

＝ Ｌｍｉｎ

ρ

Ｅ

(４)

所以可以通过设定临界时间步长 Δｔ

ｃｒ 的方法ꎬ

使当前时间步长 Δｔ 总是小于或等于临界时间步长

Δｔ

ｃｒꎬ以此来保证中心差分法计算结果的稳定性ꎮ

假设增量数为 ｘꎬ即完成仿真需要进行 ｘ 次计

算ꎬ则有:

ｘ ＝

Ｔｐ

Δｔ

ｃｒ

(５)

式中:Ｔｐ为模型仿真的整个时间周期ꎬ对于蜂窝夹层

结构后埋件拉伸承载力分析ꎬＴＰ即为试件拉拔时间ꎮ

完成仿真的计算时间与增量数 ｘ 直接相关ꎮ 当模

型仿真的时间周期一定时ꎬ临界时间步长越大ꎬ增量

数越小ꎬ则计算所需时间越少ꎻ临界时间步长越小ꎬ

增量数越大ꎬ则计算所需时间越多ꎮ 因此可以通过

控制临界时间步长来控制模型仿真时的计算时间ꎮ

在模型中材料一定的情况下ꎬ有限元模型中单

元的最小特征长度将决定临界时间步长 Δｔ

ｃｒ 的大

小ꎬ单元的最小特征长度越小ꎬ临界时间步长越小ꎬ

整个模型的计算时间就越久ꎻ反之ꎬ单元的最小特征

长度增大ꎬ模型的计算时间将会缩短ꎮ 因此在有限

元计算时ꎬ可以通过合理地调整模型的网格大小来

提高计算效率ꎬ但网格越大也会使模型计算精度越

低ꎬ且计算时间减少得有限ꎬ所以通过网格来控制计

算时间有着较大的限制ꎮ

质量缩放技术即根据塑性变形的体积不变定律ꎬ

通过缩放质量来缩放密度ꎬ从而影响临界时间步长

Δｔ

ｃｒꎮ 将质量增大 ｎ 倍ꎬ密度也会增大 ｎ 倍ꎬ根据公式

(４)ꎬ临界时间步长 Δｔ

ｃｒ就会增大 ｎ倍ꎮ这样不仅保证

了仿真计算的精确度和稳定性ꎬ而且大大提高了计

算效率ꎮ

９６ ２０２３ 年 １０ 月

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