郭 瑞，李承高，咸貴軍，汪云家

(1.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 結(jié)構(gòu)工程災(zāi)變與控制教育部重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，黑龍江 哈爾濱 150090; 2.哈爾濱工業(yè)大學(xué) 土木工程學(xué)院，黑龍江 哈爾濱 150090；3.中國(guó)石油化工集團(tuán)有限公司 勝利石油管理局科技處，山東 東營(yíng) 257000)

纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料(FRP)相較于傳統(tǒng)建筑結(jié)構(gòu)材料具有輕質(zhì)、高強(qiáng)、耐疲勞與耐腐蝕等優(yōu)異性能，在土木工程領(lǐng)域已得到了廣泛的關(guān)注與應(yīng)用[1].其中，F(xiàn)RP筋替換傳統(tǒng)的鋼筋用于增強(qiáng)混凝土結(jié)構(gòu)；FRP板材用于修補(bǔ)加固受損的鋼與混凝土結(jié)構(gòu)[2]；FRP索替換鋼索用于橋梁結(jié)構(gòu)[3].FRP復(fù)合材料在工程中的應(yīng)用，可以有效的提升結(jié)構(gòu)材料抗腐蝕、疲勞破壞等性能，從而提升結(jié)構(gòu)的服役可靠度、服役安全與服役壽命，帶來(lái)可觀的社會(huì)與經(jīng)濟(jì)效益.

碳纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料(CFRP)具有優(yōu)異的耐腐蝕、耐疲勞等性能，但成本較高，玻璃纖維增強(qiáng)樹脂基復(fù)合材料(GFRP)成本低廉，但模量、強(qiáng)度較低且耐疲勞性能較差，斷裂伸長(zhǎng)率較高.通過碳纖維與玻璃纖維混雜制備復(fù)合材料，可以發(fā)揮碳纖維與玻璃纖維的性能與成本優(yōu)勢(shì)，制備更高性價(jià)比的混雜纖維復(fù)合材料制品.相對(duì)單一纖維復(fù)合材料而言，混雜復(fù)合材料內(nèi)部纖維的斷裂破壞過程發(fā)生變化[4].高延性玻璃纖維能有效地降低由于低延性碳纖維斷裂而形成的應(yīng)力集中；同時(shí)，由于玻璃纖維的橋聯(lián)作用，阻滯了碳纖維斷裂簇的形成，提高了碳纖維斷裂簇的臨界尺寸[5].基于上述兩個(gè)作用，提升了混雜復(fù)合材料內(nèi)低延性纖維的斷裂伸長(zhǎng)率[6]，如混雜復(fù)合材料較單一碳纖維復(fù)合材料的斷裂伸長(zhǎng)率提高10%～40%[7]，其強(qiáng)度與斷裂伸長(zhǎng)率均實(shí)現(xiàn)正混雜效應(yīng).

碳-玻璃纖維復(fù)合材料的正混雜效應(yīng)取決于碳纖維的分散度、相對(duì)含量、混雜方式、纖維性能與纖維/樹脂界面粘結(jié)性能等材料參數(shù)[4].纖維混雜得越均勻，混雜效應(yīng)越顯著，如纖維束隨機(jī)混雜對(duì)復(fù)合材料正混雜效應(yīng)的提升遠(yuǎn)高于層間混雜[4]；對(duì)于層間混雜，對(duì)碳纖維層薄層化處理降低碳纖維的含量后，碳纖維在受力過程中會(huì)逐步斷裂或從樹脂中拔出，其最終斷裂伸長(zhǎng)率遠(yuǎn)大于純碳纖維復(fù)合材料，混雜復(fù)合材料表現(xiàn)出假延性[6-7]；綜上可知，增加低延性纖維的離散度，可以顯著提高低延性纖維的斷裂伸長(zhǎng)率，進(jìn)而提高桿體的正混雜效應(yīng)[5].

雖然FRP復(fù)合材料具備優(yōu)異的耐濕熱老化與疲勞性能，但在長(zhǎng)期服役過程中，惡劣的土木工程服役環(huán)境與荷載會(huì)造成FRP性能的顯著退化.在濕熱、pH、紫外、凍融與疲勞荷載老化等腐蝕環(huán)境下，F(xiàn)RP會(huì)產(chǎn)生樹脂基體開裂、界面脫粘與纖維斷裂等損傷，嚴(yán)重影響結(jié)構(gòu)的服役可靠度、壽命與安全.其中，濕熱與疲勞荷載是土木工程結(jié)構(gòu)中最常見的兩種服役環(huán)境.為了確保FRP在上述環(huán)境下具有可靠的服役性能，有必要研究FRP在濕熱與疲勞荷載作用下的長(zhǎng)期耐久性能，獲得FRP力學(xué)性能演化規(guī)律與機(jī)理.

濕熱環(huán)境所導(dǎo)致的FRP性能退化與材料的水吸收有著密切關(guān)系[8-9]，較高的吸水量會(huì)導(dǎo)致更嚴(yán)重的性能退化[10].在潮濕環(huán)境下老化15 a后，F(xiàn)RP桿體的層間剪切性能退化10%～50%[11].在蒸餾水環(huán)境中浸泡1a后，F(xiàn)RP桿的纖維/樹脂界面強(qiáng)度退化了25%～43%.在過去的幾十年里，許多學(xué)者對(duì)CFRP和GFRP的疲勞性能進(jìn)行了研究[12-14]，結(jié)果表明，CFRP比GFRP具有優(yōu)異的疲勞性能.FRP的疲勞壽命高度依賴于材料系統(tǒng)本身，如纖維、樹脂基體性能、鋪層順序和制造過程中的殘余應(yīng)力[15-17].縱然廣大學(xué)者對(duì)FRP濕熱老化與疲勞性能有系統(tǒng)而深入的研究，但是針對(duì)碳-玻璃纖維混雜復(fù)合材料桿體的濕熱老化與疲勞性能的研究較少，因此，有必要系統(tǒng)地開展混雜桿體在濕熱與疲勞荷載作用下的長(zhǎng)期服役性能研究.

實(shí)際工程應(yīng)用過程中，低的碳纖維含量盡管有利于實(shí)現(xiàn)正混雜效應(yīng)，但復(fù)合材料的性能更偏向于玻璃纖維復(fù)合材料，并不能夠滿足對(duì)材料耐腐蝕、疲勞、模量性能的要求.本文以碳-玻璃纖維混雜拉擠桿為對(duì)象，研究碳纖維與玻璃纖維比(2︰3)在較高情況下，纖維分布情況對(duì)拉擠桿靜力性能、濕熱耐久性能與疲勞性能的影響.研究將有利于碳-玻璃纖維混雜復(fù)合材料的設(shè)計(jì)、制備與應(yīng)用.

1 實(shí)驗(yàn)部分

1.1 實(shí)驗(yàn)材料

本研究使用的原材料是通過拉擠技術(shù)生產(chǎn)的單向碳-玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂復(fù)合材料桿體.包括碳纖維桿(CFRP rod)，隨機(jī)混雜桿體(UDH rod)，皮芯包覆桿(GCH rod).對(duì)于UDH桿，碳纖維束隨機(jī)地分散在玻璃纖維中，而GCH桿的皮層為玻璃纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂，芯層為碳纖維增強(qiáng)環(huán)氧樹脂，相應(yīng)的混雜桿體的橫截面結(jié)構(gòu)組成如圖1所示.

圖1 拉擠的碳-玻璃纖維混雜復(fù)合材料桿體Fig.1 Pultruded carbon-glass fiber hybrid composite rods

在本研究中，所有桿體纖維體積分?jǐn)?shù)約為70%，其中混雜桿體碳/玻璃纖維體積分?jǐn)?shù)比為2∶3.12 K的碳纖維(上海石化，上海，中國(guó))、玻璃纖維(OC 2400tex，Owens corning, America)和雙酚A型環(huán)氧樹(AirstoneTM 1122E，藍(lán)立方化學(xué)公司，浙江，中國(guó))用于混雜桿體的生產(chǎn)，纖維與樹脂的力學(xué)性能列于表1中.

表1 混雜桿體所用纖維與樹脂的力學(xué)性能Tab.1 The mechanical properties of fibers and resin of hybrid rods

1.2 碳-玻璃纖維混雜桿體錨固系統(tǒng)及方法

纖維增強(qiáng)復(fù)合材料具有較高的縱向拉伸性能，但其橫向抗剪切與抗壓性能差，造成纖維增強(qiáng)復(fù)合材料桿體錨固困難[18].為了解決現(xiàn)有錨固系統(tǒng)存在的錨固效率低、錨具內(nèi)部應(yīng)力分布不均勻、耐疲勞性能差等問題，為碳-玻璃纖維混雜桿體的力學(xué)測(cè)試提供一種可靠的錨固系統(tǒng).本文發(fā)展了一種擠壓-粘結(jié)型錨固系統(tǒng)，該錨固系統(tǒng)由碳-玻璃混雜桿體、鋼套筒與鋼楔塊組成，如圖2所示.

圖2 擠壓-粘結(jié)型錨固系統(tǒng)Fig.2 The extruded-friction anchorage system

鋼套筒與鋼楔塊的長(zhǎng)度設(shè)置為150 mm，鋼套筒的內(nèi)部錐度為1°.為了降低錨具端部桿體所受的剪應(yīng)力，鋼套筒與鋼楔塊之間設(shè)置0.1°的錐度差.鋼楔塊設(shè)置為等分的三瓣，內(nèi)孔為圓形通孔，并且鋼楔塊內(nèi)孔直徑小于與桿體直徑0.3 mm，為了抵消桿體受壓變形所造成的直徑減小，使得在受力過程中鋼楔塊內(nèi)孔與桿體表面貼合得更加緊密.該錨固系統(tǒng)的操作具體包括以下步驟：(1)將桿體兩個(gè)錨固端用砂紙打磨，進(jìn)行粗糙處理，同時(shí)對(duì)錨固鋼管的內(nèi)孔進(jìn)行除銹，用無(wú)水乙醇將打磨后的FRP桿體、錨固鋼管內(nèi)孔擦拭干凈；(2)將桿體放入三瓣鋼楔塊合成的內(nèi)孔中，然后將FRP桿體連同鋼楔塊插入到鋼套筒內(nèi)孔；(3)使用壓力機(jī)以5 mm/min的速率將鋼楔塊壓進(jìn)鋼套筒內(nèi)部，直至壓力值達(dá)到1.2倍的單筋拉伸荷載.至此，便完成桿體的錨固.

該錨固系統(tǒng)安裝方便，易于拆卸，可從復(fù)使用，便于工業(yè)化的生產(chǎn)與應(yīng)用.錨固系統(tǒng)內(nèi)部傳力明確，鋼楔塊與桿體之間的摩擦力沿著錨具長(zhǎng)度方向均勻分布.此外，該錨固系統(tǒng)可在鋁套袖與桿體之間施加一定的環(huán)向預(yù)壓應(yīng)力，可滿足不同強(qiáng)度等級(jí)桿體的拉伸測(cè)試.

1.3 碳-玻璃纖維混雜桿體力學(xué)測(cè)試

1.3.1 短梁剪切測(cè)試

為了獲得兩種混雜桿體的層間剪切性能，采用短梁剪切測(cè)試進(jìn)行表征.本文所研究的混雜桿體直徑(D)為7 mm與22 mm.根據(jù)規(guī)范ASTM D4475-02[19]，混雜桿體的短梁剪切試樣長(zhǎng)度為6D，測(cè)試跨度為5D，如圖3所示.采用上海衡翼精密儀器有限公司生產(chǎn)的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(DHY-10080)進(jìn)行短梁剪切測(cè)試，采用位移控制，加載速度設(shè)置為1.3 mm/min，直到桿體發(fā)生層間剪切破壞，停止實(shí)驗(yàn).每種混雜桿體共測(cè)試5個(gè)試樣，短梁剪切強(qiáng)度按下式計(jì)算.

圖3 混雜桿體短梁剪切測(cè)試裝置Fig.3 Short beam shear test device of hybrid rods

(1)

式中：P為試驗(yàn)過程的最大荷載，N；D為桿體直徑，mm；τ為短梁剪切強(qiáng)度，MPa.

1.3.2 拉伸測(cè)試

采用擠壓-摩擦型錨固系統(tǒng)對(duì)混雜桿體進(jìn)行錨固，拉伸測(cè)試所用的混雜桿體直徑為7 mm與22 mm.參考相應(yīng)測(cè)試規(guī)范ASTM D7205/D7205M-06[20]，將該桿切成680 mm長(zhǎng)，中間自由長(zhǎng)度為380 mm，兩端錨固長(zhǎng)度為150 mm.采用上海衡翼精密儀器有限公司生產(chǎn)的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(DHY-10080)進(jìn)行拉伸測(cè)試，采用位移控制，加載速度設(shè)置為2 mm/min.直到混雜桿體發(fā)生爆裂破壞，停止加載.混雜桿體拉伸測(cè)試如圖4所示，其中LVD監(jiān)測(cè)桿體應(yīng)變變化，結(jié)合拉力機(jī)力值數(shù)據(jù)與LVDT應(yīng)變數(shù)據(jù)獲得桿體拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線.重復(fù)測(cè)試5個(gè)試樣以獲得平均值作為拉伸強(qiáng)度.

圖4 混雜桿體拉伸測(cè)試裝置Fig.4 Tensile test device of hybrid rods

1.4 碳-玻璃纖維混雜桿體濕熱耐久性測(cè)試

1.4.1 水吸收測(cè)試

對(duì)于混雜桿體的濕熱耐久性測(cè)試，采用恒溫水槽進(jìn)行浸泡，其中，進(jìn)行濕熱耐久性測(cè)試的混雜桿體直徑選用22 mm.溶液采用蒸餾水，浸泡溫度為40 ℃、60 ℃和80 ℃.為了加速混雜桿體的濕熱老化速度，采用精密切割儀將混雜桿體沿長(zhǎng)度方向切割成5 mm的圓片，作為水吸收試樣.在進(jìn)行耐久性測(cè)試之前，所有試樣均放置在60 ℃進(jìn)行為期7 d的烘干，用來(lái)除去混雜桿體原始的水分，同時(shí)也使得桿體內(nèi)部環(huán)氧樹脂得到充分固化，避免環(huán)氧樹脂在浸泡過程中發(fā)生后固化.水吸收試樣定期地從水槽中取出，并用紙巾擦干桿體表面的分水，試樣的重量用精度為0.1 mg的電子天平進(jìn)行稱量，稱量結(jié)束后立即將試樣放還至水槽內(nèi).每種浸泡溫度下的試樣重復(fù)五次稱量，取其平均值作為試樣的水吸收值.試樣的水吸收百分比值按下公式進(jìn)行計(jì)算.

(2)

式中：t為浸泡時(shí)間，s1/2；Mt為t時(shí)刻試樣重量增加百分比，%；W0為試樣初始重量，g；Wt為t時(shí)刻的試樣重量，g.

1.4.2 長(zhǎng)期界面性能測(cè)試

為了獲得混雜桿體中纖維/樹脂界面性能的長(zhǎng)期演化規(guī)律，采用面內(nèi)剪切測(cè)試進(jìn)行纖維/樹脂界面強(qiáng)度的表征.由圖1可以看出，UDH桿擁有一個(gè)分散的碳-玻璃纖維/樹脂界面.相比而言，GCH桿存在一個(gè)GFRP皮/CFRP芯界面.為了獲得上述纖維/樹脂界面的粘結(jié)性能，設(shè)計(jì)出一套面內(nèi)剪切裝置.該裝置包含壓桿，固定頂蓋和底座，如圖5所示.所用壓桿直徑為12 mm，用于測(cè)試獲得上述兩種纖維/樹脂界面的剪切強(qiáng)度.面內(nèi)剪切測(cè)試試樣與水吸收試樣相同，均為5 mm厚的圓形薄片.試樣在浸泡30 d、60 d與120 d后，從水槽中取出用于面內(nèi)剪切測(cè)試.試樣的厚度采用精度為0.001 mm的游標(biāo)卡尺進(jìn)行測(cè)量，采用上海衡翼精密儀器有限公司生產(chǎn)的萬(wàn)能試驗(yàn)機(jī)(DHY-10080)進(jìn)行面內(nèi)剪切測(cè)試，采用位移控制，加載速度設(shè)置為1 mm/min.每種環(huán)境下試樣重復(fù)測(cè)試5次獲得平均值作為面內(nèi)剪切強(qiáng)度.

圖5 碳-玻璃纖維混雜桿體面內(nèi)剪切測(cè)試裝置Fig.5 Interface shear test device of hybrid rods

1.5 碳-玻璃纖維混雜桿體疲勞性能測(cè)試

為了進(jìn)一步研究不同纖維混雜模式對(duì)桿體疲勞性能的影響規(guī)律，本文參考前期研究結(jié)果[19-20]，對(duì)UDH桿與GCH桿的疲勞壽命進(jìn)行了對(duì)比分析，揭示了纖維混雜模式對(duì)桿體疲勞壽命的影響.根據(jù)前期研究可知，碳-玻璃混雜桿體的拉-拉疲勞測(cè)試依據(jù)ASTM D3479/D3479M-19[23]標(biāo)準(zhǔn)進(jìn)行.選用100 t電液式脈動(dòng)疲勞試驗(yàn)機(jī)進(jìn)行桿體疲勞測(cè)試，應(yīng)力比和疲勞頻率分別設(shè)置為0.4和2 Hz.當(dāng)桿體發(fā)生破壞或超過200萬(wàn)次的疲勞循環(huán)時(shí)，結(jié)束疲勞加載.桿體疲勞測(cè)試如圖6所示.

圖6 碳-玻璃纖維混雜桿體拉-拉疲勞測(cè)試Fig.6 Tension-tension fatigue test of hybrid rods

2 結(jié)果與討論

2.1 錨固系統(tǒng)力學(xué)性能

為了充分驗(yàn)證擠壓-摩擦型錨固系統(tǒng)的可靠性，選用拉伸強(qiáng)度較高的CFRP桿體進(jìn)行拉伸測(cè)試.CFRP桿體拉伸荷載-位移曲線如圖7所示.

圖7 CFRP桿拉伸荷載-位移曲線Fig.7 Tensile loading-displacement curves of CFRP rods

由圖可知，直徑為7 mm與10 mm的CFRP桿體的荷載-位移曲線均呈線性增長(zhǎng)，這說明擠壓-摩擦型錨具內(nèi)部受力均勻，CFRP桿體與鋼楔塊之間無(wú)滑移.對(duì)于直徑為7 mm的CFRP桿體，其最大拉伸荷載達(dá)到75 kN，拉伸強(qiáng)度為1 950 MPa.相較而言，直徑為10 mm的CFRP桿體的最大拉伸荷載達(dá)到150 kN，拉伸強(qiáng)度為1 912 MPa.上述兩種直徑桿體的拉伸強(qiáng)度無(wú)明顯差異，這說明擠壓-摩擦型錨固系統(tǒng)力學(xué)性能比較穩(wěn)定，可適用于不同直徑桿體的拉伸測(cè)試.此外，CFRP桿體的拉伸破壞模式為爆裂破壞，如圖8所示.CFRP桿體的破壞發(fā)生在自由段，沒有發(fā)生桿體在錨具端部被剪斷的現(xiàn)象，這說明在鋼套筒與鋼楔塊之間設(shè)置0.1°錐度差可有效減緩桿體在錨具端部的應(yīng)力集中.總之，該擠壓-摩擦型錨具與粘結(jié)型錨具相比，具有內(nèi)部應(yīng)力分布均勻、錨固效率高、安裝便捷、可重復(fù)使用等優(yōu)點(diǎn).

圖8 CFRP桿拉伸破壞模式Fig.8 Tensile failure mode of CFRP rods

2.2 碳-玻璃纖維混雜桿體混雜效應(yīng)與機(jī)理

2.2.1 短梁剪切性能

為了研究不同纖維混雜模式與直徑對(duì)短梁剪切性能的影響規(guī)律，結(jié)合前期對(duì)22 mm桿體剪切性能的研究結(jié)果[21]，兩種直徑混雜桿體的短梁剪切荷載-位移曲線如圖9所示.混雜桿體的荷載-位移曲線呈線性增長(zhǎng)，當(dāng)剪切荷載達(dá)到最大值時(shí)，桿體發(fā)生突然的脆性失效，所有混雜桿體均出現(xiàn)了桿體中性軸處的剪切破壞.此外，從圖中還可以發(fā)現(xiàn)UDH桿承受的短梁剪切荷載大于GCH桿，這主要是因?yàn)镚CH桿有兩個(gè)獨(dú)立的CFRP芯層與GFRP皮層.在生產(chǎn)過程中，GCH桿體的皮/芯界面會(huì)存在一些原始缺陷(孔隙、殘余應(yīng)力)，此外，由于GFRP皮層與CFRP芯層有不同的力學(xué)性能，施加荷載后在皮/芯界面處產(chǎn)生應(yīng)力集中.相比之下，UDH桿中的碳纖維束隨機(jī)地分散到玻璃纖維中，不存在皮/芯界面薄弱層，因此獲得了較高的短梁剪切荷載.由此可見，隨機(jī)地纖維束混雜可以避免桿體內(nèi)部出現(xiàn)薄弱界面，提升桿體短梁剪切性能.

為了進(jìn)一步分析不同桿體直徑對(duì)短梁剪切性能的影響，采用公式(1)計(jì)算出兩種直徑桿體的短梁剪切強(qiáng)度如圖10所示.由圖可知，7 mm的UDH桿與GCH桿的短梁剪切強(qiáng)度分別為78.53 MPa與68.34 MPa，而22 mm的UDH桿與GCH桿的短梁剪切強(qiáng)度分別為60.85 MPa與55.65 MPa.7 mm UDH桿與GCH桿的剪切強(qiáng)度相較于22 mm桿體分別提升了29%與23%，可以看出直徑對(duì)桿體短梁剪切性能影響是顯著的.

圖9 短梁剪切荷載-位移曲線Fig.9 Loading-displacement curves of short beam shear

圖10 混雜桿體的短梁剪切強(qiáng)度Fig.10 Short beam shear strength of hybrid rods

2.2.2 拉伸性能

為了進(jìn)一步獲得不同混雜模式與桿體直徑對(duì)拉伸性能的影響，通過拉伸測(cè)試獲得混雜桿體的應(yīng)力-應(yīng)變曲線如圖11所示.由圖可知，直徑22 mm的混雜桿體僅有一個(gè)彈性階段，當(dāng)拉伸荷載達(dá)到最大值時(shí)，桿體發(fā)生突然的脆性破壞.相比之下，7 mm的混雜桿體呈現(xiàn)三階段的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)，第一階段為彈性階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線呈線性增長(zhǎng).第二階段為假延性階段，在此階段應(yīng)力水平基本不變，應(yīng)變?cè)谠黾?第三階段為桿體失效階段，應(yīng)力-應(yīng)變曲線快速下降直至桿體拉伸失效.通過拉伸應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)可以看出，桿體直徑對(duì)拉伸性能的影響是顯著的.隨著外部荷載的增加，混雜桿體內(nèi)部碳纖維會(huì)首先達(dá)到斷裂應(yīng)變而發(fā)生斷裂，大直徑桿體碳纖維所承擔(dān)的荷載無(wú)法均勻的轉(zhuǎn)移到玻璃纖維，會(huì)在斷裂處產(chǎn)生應(yīng)力集中而導(dǎo)致桿體發(fā)生脆性的斷裂失效.對(duì)于直徑22 mm的混雜桿體，UDH桿GCH桿的應(yīng)力-應(yīng)變曲線無(wú)明顯差異，在桿體內(nèi)部的碳纖維斷裂以后，兩種混雜桿體均發(fā)生了過早的脆性斷裂.對(duì)于直徑7 mm的混雜桿體，UDH桿與GCH桿在第一階段的應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)無(wú)明顯差異.對(duì)于第二階段，從應(yīng)力-應(yīng)變曲線所記錄的數(shù)據(jù)點(diǎn)可知，UDH桿的假延性擁有較長(zhǎng)的持續(xù)時(shí)間.相比之下，GCH桿在第一段結(jié)束后很快便進(jìn)入第二階段，這使得GCH在實(shí)際結(jié)構(gòu)應(yīng)用過程中，其破壞失效時(shí)無(wú)法給人足夠的安全預(yù)告時(shí)間.綜上可以，纖維混雜模式和桿體直徑對(duì)拉伸應(yīng)力-應(yīng)變響應(yīng)有著顯著的影響.受尺寸效應(yīng)的影響，通過纖維混雜無(wú)法實(shí)現(xiàn)大直徑桿體延性的提升.相較而言，小直徑桿體可以充分發(fā)揮纖維混雜效應(yīng)，實(shí)現(xiàn)桿體的延性破壞.另外通過碳纖維束的隨機(jī)混雜，可以有效提升桿體延性階段的持續(xù)時(shí)間，為結(jié)構(gòu)失效提供更長(zhǎng)的安全預(yù)告.

圖11 拉伸應(yīng)力-應(yīng)變曲線Fig.11 Stress-strain curves of tension

通過圖11中應(yīng)力-應(yīng)變曲線的斜率可以得知，所有混雜桿體的拉伸模量無(wú)明顯差異，這主要是因?yàn)闂U體拉伸模量與纖維體積分?jǐn)?shù)和碳/玻璃纖維比例有關(guān).進(jìn)一步地，通過圖中應(yīng)力-應(yīng)變曲線計(jì)算獲得混雜桿體的拉伸強(qiáng)度與斷裂伸長(zhǎng)率如圖12所示.由圖可知，直徑7 mm的UDH桿與GCH桿的拉伸強(qiáng)度分別為1 628.76 MPa與1 705.81 MPa，直徑22 mm的UDH桿與GCH桿的拉伸強(qiáng)度分別為1 226.90 MPa與1 156.93 MPa.此外，直徑7 mm的UDH桿與GCH桿的斷裂伸長(zhǎng)率分別為1.55%與1.67%，直徑22 mm的UDH桿與GCH桿的斷裂伸長(zhǎng)率分別為1.28%與1.25%.由上述數(shù)據(jù)可以看出，小直徑混雜桿體擁有更優(yōu)異的拉伸性能.混雜桿體直徑從22 mm降低至7 mm，UDH桿體拉伸強(qiáng)度與斷裂伸長(zhǎng)率分別提升33%與21%，GCH桿體拉伸強(qiáng)度與斷裂伸長(zhǎng)率分別提升47%與34%.

圖12 混雜桿體的拉伸強(qiáng)度與斷裂伸長(zhǎng)率Fig.12 Tensile strength and elongation of hybrid rods

2.3 碳-玻璃纖維混雜桿體濕熱耐久性能

2.3.1 水吸收行為

基于前期研究獲得的混雜桿體水吸收數(shù)據(jù)[22]，獲得兩種混雜桿體的水吸收曲線如圖13所示.兩種混雜桿體的水吸收曲線均呈現(xiàn)兩階段的擴(kuò)散響應(yīng)，第一階段是由濃度控制的Fick’s擴(kuò)散響應(yīng)，第二階段是由樹脂松弛與界面脫粘控制的長(zhǎng)期退化響應(yīng)[23].在40 ℃與60 ℃浸泡溫度下，UDH桿與GCH桿的水吸收與擴(kuò)散行為無(wú)明顯差異.相反地，兩種混雜桿體在80 ℃浸泡溫度下的水吸收與擴(kuò)散行為差異顯著，在第二階段UDH桿擁有更高的斜率與水吸收含量.這主要是因?yàn)閁DH桿存在分散的碳-玻璃纖維/樹脂界面，碳纖維/樹脂與玻璃纖維/樹脂兩者之間有不同的濕熱膨脹系數(shù)，高溫浸泡(80 ℃)造成UDH桿在整個(gè)橫截面上纖維/樹脂界面的退化，為水分子的侵入提供了更多的空間.基于上述混雜桿體水吸收行為的分析，采用Bao和Yee等人提出的兩階段擴(kuò)散模型對(duì)上述水吸收數(shù)據(jù)進(jìn)行擬合，擬合公式如下：

(3)

式中：t為浸泡時(shí)間，s0.5；Mt為t時(shí)刻試樣水百分，%；M∞為試樣在第一階段平衡吸水率，%；D為擴(kuò)散系數(shù)，×10-6mm2/s；k為樹脂結(jié)構(gòu)松弛常數(shù)，10-4mm/s0.5；h為試樣的厚度，mm.

圖13 混雜桿體的水吸收曲線Fig.13 The water absorption curves of hybrid rods

由圖13可以看出，公式(3)的兩階段模型可以很好地去擬合混雜桿體的水吸收數(shù)據(jù)，相關(guān)的擬合參數(shù)(D,k,M∞)與最大的吸水率Mmax列于表2中.值得注意的是擴(kuò)散系數(shù)D和平衡吸水率M∞與第一階段的水吸收有關(guān)，松弛常數(shù)k與第二階段的水吸收有關(guān).從表中數(shù)據(jù)可以看出，纖維混雜模式對(duì)M∞的影響是可以忽略不計(jì)的.此外，UDH桿的松弛系數(shù)相較于GCH桿更易受浸泡溫度的影響，80 ℃高溫浸泡導(dǎo)致UDH桿擁有較高的松弛常數(shù)k.這主要是因?yàn)樘?玻璃纖維/樹脂界面在高溫浸泡下退化顯著，為第二階段的水吸收帶來(lái)了嚴(yán)重的松弛現(xiàn)象.綜上可以，不同的纖維混雜模式對(duì)高溫(80 ℃)浸泡下的水吸收行為有顯著影響.

表2 混雜桿體水吸收擬合參數(shù)Tab.2 The water absorption fitting parameters of hybrid rods

2.3.2 長(zhǎng)期界面性能

通過面內(nèi)剪切測(cè)試，結(jié)合前期對(duì)混雜桿體界面性能的研究結(jié)果[22]，獲得兩種混雜桿體面內(nèi)剪切強(qiáng)度隨浸泡時(shí)間的退化曲線如圖14所示.

圖14 混雜桿體的面內(nèi)剪切強(qiáng)度退化Fig.14 The degradation of interface shear strength of hybrid rods

由圖中曲線的斜率可知，混雜桿體的面內(nèi)剪切強(qiáng)度在初始浸泡的第一個(gè)月內(nèi)退化顯著，隨后退化速率減小.這主要是因?yàn)樵诔跏冀莸囊粋€(gè)月內(nèi)，水分子的侵入打破了原始樹脂鏈間、樹脂鏈與纖維間的范德華力與氫鍵，導(dǎo)致樹脂發(fā)生了嚴(yán)重的塑化反應(yīng)與界面脫粘.此外，浸泡溫度會(huì)加速樹脂塑化與界面脫粘，在同一浸泡時(shí)間下，面內(nèi)剪切強(qiáng)度退化百分比隨著浸泡溫度的增加而升高.對(duì)比兩種混雜桿體的退化數(shù)據(jù)可知，在40 ℃與60 ℃浸泡溫度下，兩種混雜桿體面內(nèi)剪切強(qiáng)度的退化百分比無(wú)明顯差異.相反地，在80 ℃浸泡溫度下，UDH桿的面內(nèi)剪切強(qiáng)度退化百分比遠(yuǎn)高于GCH桿.由圖13已知，UDH 桿的水吸收率遠(yuǎn)高于GCH桿，兩種混雜桿體的強(qiáng)度退化與水吸收結(jié)果相吻合，說明桿體吸水量越多，由塑化和界面脫粘所導(dǎo)致的面內(nèi)剪切強(qiáng)度退化率越高.綜上可知，不同纖維混雜模式會(huì)影響桿體水吸收，水分子的侵入導(dǎo)致桿體發(fā)生不同程度的塑化作用與界面脫粘，進(jìn)而導(dǎo)致不同程度的面內(nèi)剪切強(qiáng)度退化.

2.4 碳-玻璃纖維混雜桿體疲勞性能

根據(jù)前期的研究結(jié)果[19-20]，混雜桿體的S-N曲線繪制于圖15.由圖可知，在相同的應(yīng)力比下，隨著應(yīng)力水平的升高，兩種混雜桿體的疲勞壽命顯著降低，這是因?yàn)檩^高的應(yīng)力水平加速桿體疲勞損傷的萌生和擴(kuò)展.對(duì)于UDH桿，在應(yīng)力水平為0.33時(shí)，疲勞循環(huán)次數(shù)超過200萬(wàn)次.相比之下，當(dāng)施加在GCH體的應(yīng)力水平降低到0.25時(shí)，可以實(shí)現(xiàn)上述超過200萬(wàn)次疲勞循環(huán)的目標(biāo)UDH桿的疲勞極限比GCH桿提高了40%，這說UDH桿比GCH桿擁有更好的抗疲勞性能.在應(yīng)力水平為0.42時(shí)，UDH桿的疲勞壽命是GCH桿的5.7倍.此外，GCH桿的疲勞失效模式為皮/芯界面脫粘，UDH桿的疲勞失效模式為均勻的碳玻璃纖維/樹脂界面的劈裂破壞.綜上所述，纖維混雜方式對(duì)桿體疲勞壽命與破壞模式的影響是顯著的，通過碳纖維束的隨機(jī)混雜，可以有效地提高UDH桿的抗疲勞性能.可以看出，UDH桿疲勞壽命優(yōu)于GCH桿，主要原因是UDH桿的碳纖維束隨機(jī)地分散在玻璃纖維中，避免了在疲勞過程中GCH桿皮/芯界面脫粘而導(dǎo)致桿體發(fā)生過早的疲勞失效.UDH桿中碳纖維與玻璃纖維束可以協(xié)調(diào)抵抗疲勞荷載，充分發(fā)揮了碳纖維的耐疲勞性能，有效地延緩了桿體疲勞失效的到來(lái)，大幅提升了UDH桿的疲勞壽命.

圖15 混雜桿體的S-N曲線Fig.15 The S-N curves of hybrid rods

3 結(jié)論

為促進(jìn)碳-玻璃纖維混雜增強(qiáng)環(huán)氧樹脂基復(fù)合材料拉擠桿在工程結(jié)構(gòu)中的應(yīng)用，本文發(fā)明了一套高效擠壓-摩擦型錨固系統(tǒng)，研究了纖維混雜模式(隨機(jī)混雜與包覆混雜)對(duì)混雜桿體靜力、濕熱老化與疲勞性能的影響規(guī)律，具體結(jié)果如下：

(1)發(fā)明的新型楔形-摩擦型錨固系統(tǒng)避免錨固區(qū)內(nèi)的應(yīng)力集中，錨固效率高達(dá)100%.桿體與楔塊之間無(wú)滑移，桿體失效模式為自由段的爆裂破壞，可有效解決復(fù)合材料桿體的錨固難題；

(2)相較于皮-芯包覆混雜，碳纖維束的隨機(jī)混雜可以有效提升混雜桿體短梁剪切性能.受尺寸效應(yīng)的影響，大直徑(22 mm)混雜桿體無(wú)法實(shí)現(xiàn)拉伸正混雜效應(yīng).相反地，通過碳纖維束隨機(jī)混雜的小直徑(7 mm)桿體，具有顯著的拉伸斷裂延性；

(3)混雜桿體水吸收行為符合兩階段模型.80 ℃高溫浸泡下，隨機(jī)混雜桿體具有較高的水吸收，水分子的侵入導(dǎo)致樹脂的塑化與界面脫粘，進(jìn)而引起隨機(jī)混雜桿體顯著的界面性能退化；

(4)通過碳纖維束的均勻混雜，實(shí)現(xiàn)了疲勞性能的正混雜效應(yīng)，隨機(jī)混雜桿獲得了較高的疲勞壽命.這是由于隨機(jī)混雜桿中碳纖維與玻璃纖維束可以協(xié)調(diào)抵抗疲勞荷載，充分發(fā)揮了碳纖維的耐疲勞性能，有效地延緩了桿體疲勞失效的到來(lái)；

(5)隨機(jī)混雜桿體具有優(yōu)異的拉伸與疲勞性能，適用于經(jīng)常承受交變荷載的工程結(jié)構(gòu)，如橋梁拉索、混凝土預(yù)應(yīng)力筋等.相比之下，包覆桿體具有較好的長(zhǎng)期耐久性能，適用于服役環(huán)境較惡劣的工程結(jié)構(gòu)，如海洋平臺(tái)系泊系統(tǒng)、海洋混凝土結(jié)構(gòu)等.