碳纖維復(fù)合材料與高強度鋼板螺栓連接拉伸性能

余海燕， 李佳旭， 周辰曉

(同濟大學(xué) 汽車學(xué)院， 上海 201804)

碳纖維增強復(fù)合材料(CFRP)是以碳纖維或碳纖維織物為增強體所形成的復(fù)合材料，具有比模量高、比強度高、韌性好、耐磨性好、成型工藝多等優(yōu)點[1]，因此一直被廣泛用于航空航天領(lǐng)域[2].隨著制備工藝的日益成熟，碳纖維增強復(fù)合材料逐步由軍用領(lǐng)域轉(zhuǎn)向工業(yè)及民用領(lǐng)域，如汽車制造業(yè)、建筑業(yè)和運動休閑業(yè)等[3-4].

目前，受工藝和成本的限制，碳纖維增強復(fù)合材料在汽車車身制造中的應(yīng)用只占較小部分，如引擎蓋或保險杠等，應(yīng)用形式主要是與金屬構(gòu)件混合連接.當(dāng)前碳纖維增強復(fù)合材料的連接形式主要有3種：機械連接、膠接連接、螺膠混合連接[5].由于具有易拆裝、易維修等優(yōu)點，機械連接中螺栓連接最為常用[6].Chishti等[7]研究了幾何尺寸對碳纖維增強復(fù)合材料螺栓接頭擠壓強度的影響.Wang等[8]通過試驗研究了碳纖維增強復(fù)合材料間單螺栓單剪連接寬度和端距對性能的影響.Zhai等[9]的研究表明，碳纖維增強復(fù)合材料接頭的極限承載強度隨著螺栓扭矩的增大而增大，螺栓孔間隙對接頭剛度影響較大.Aktas[10]研究了鋪層順序?qū)β菟讖姸鹊挠绊?呂霞等[11]研究了釘/孔摩擦對機械連接強度的影響.Saleem等[12]研究了螺栓孔質(zhì)量對螺栓接頭疲勞性能的影響.Kolesnikov等[13]分析了碳纖維增強復(fù)合材料(CFRP)/鈦合金螺栓接頭的可行性及性能優(yōu)劣.

本文以[0°/90°]4s環(huán)氧樹脂基CFRP/高強度鋼板(DP980)單螺栓單剪連接為研究對象，通過試驗和數(shù)值仿真對比了不同接頭寬度和端距匹配下混合接頭承受拉伸載荷時的失效過程和應(yīng)力應(yīng)變情況，希望能夠?qū)旌线B接設(shè)計提供參考.

1 試驗方案

1.1 拉伸試驗

試驗使用的試件為[0°/90°]4sT300碳纖維/環(huán)氧樹脂復(fù)合板，最外層為一層正交的3K碳纖維編織布，中間層為相互正交鋪層的單向布.高強度鋼板DP980兼顧良好的碰撞吸收性能和成型性能[14]，廣泛應(yīng)用于車身制造[15].

本文主要分析端距(E)和接頭寬度(W)對接頭性能的影響，每個系列通過控制變量法，只改變碳纖維增強復(fù)合材料的端距(EC)或者接頭寬度(WC).表1列出了固定不變的參數(shù).

表1 試驗中固定不變的參數(shù)

圖1為試件形狀示意圖.夾緊夾頭時盡量減少試件的內(nèi)應(yīng)力.為了保證拉伸時拉力對稱，必須使2個試件厚度相同，并且確保上下夾頭夾持面位于同一平面內(nèi).當(dāng)2個試件厚度不同時，使用不同厚度的墊片來確保夾持厚度相同，如對于碳纖維增強復(fù)合材料/鋼板接頭，碳纖維增強復(fù)合材料端使用鋼制墊片，鋼板端使用碳纖維增強復(fù)合材料墊片.

試驗采用12.9級鋼制內(nèi)六角凸頭螺栓和8.8級螺母緊固.考慮到數(shù)字圖像相關(guān)(DIC)技術(shù)的引入，為減小對觀察螺栓周圍表面應(yīng)變的影響，沒有添加墊圈.使用扭矩扳手擰緊螺栓,擰緊力矩為3.0 N·m[16].

a 試件正視圖

b 試件側(cè)視圖

圖1試件幾何參數(shù)

Fig.1Geometricparametersofthesample

根據(jù)ASTM D5961標(biāo)準(zhǔn)給出的建議，選取合適的參數(shù)，確保試件在試驗中發(fā)生破壞[16].設(shè)計了7種不同接頭寬度和6種不同端距共13種試件.WC表示碳纖維增強復(fù)合材料試件的接頭寬度，WS表示鋼板試件的接頭寬度，EC表示碳纖維增強復(fù)合材料試件的端距，ES表示鋼板試件的端距.改變接頭寬度的系列如表2所示，改變端距的系列如表3所示.

所有的測試都在MTS E45液壓拉伸試驗機上進行，該液壓拉伸試驗機最大載荷為100 kN.當(dāng)載荷下降至峰值載荷的30%時停止加載.

表2 改變接頭寬度的系列

表3 改變端距的系列

1.2 數(shù)字圖像相關(guān)技術(shù)測量拉伸變形

圖2a所示為Correlated Solution公司生產(chǎn)的VIC-3D DIC系統(tǒng)以及MTS E45液壓拉伸試驗機.試驗時2臺電耦合器件(CCD)相機連續(xù)記錄加載過程中試件表面的圖像，并與最初拍攝到的圖像進行對比分析，最終得到試件的非平面形變量、x向表面應(yīng)變和y向表面應(yīng)變.測試之前，用噴漆在樣本表面做出白色背景，之后在背景上噴一層密度適當(dāng)?shù)暮邳c，制造出一個高對比度的表面便于后續(xù)分析，如圖2b所示.

1.3 有限元仿真

使用某有限元仿真軟件對試件W10、W18、W36、E12、E18及E27進行仿真，驗證螺栓連接接頭在改變接頭寬度、端距等參數(shù)時的模型正確性，模型的幾何尺寸與表2和表3一致.試件E18的有限元模型如圖3所示.對螺栓孔區(qū)域的網(wǎng)格進行細化，細化后的網(wǎng)格尺寸為0.75 mm，螺栓孔的圓周單層共分布有40個節(jié)點.

對網(wǎng)格零件進行裝配，螺栓與螺母之間定義綁定(Tie)約束，螺栓與碳纖維增強復(fù)合材料板、碳纖維增強復(fù)合材料板與碳纖維增強復(fù)合材料板之間分別定義面-面接觸對，正面接觸屬性為硬接觸，摩擦系數(shù)為0.18.定義螺紋接觸對時，螺紋參數(shù)取國標(biāo)粗牙螺紋的標(biāo)準(zhǔn)，即螺距1 mm，牙型角60°，預(yù)緊力3.0 N·m.

a液壓萬能試驗機b試驗樣本

圖2 試驗設(shè)備及材料

圖3試件E18有限元模型

Fig.3FiniteelementmodelofspecimenE18

2 結(jié)果分析

2.1 拉伸失效模式分析

圖4所示為CFRP/DP980連接接頭的主要破壞模式.為方便表述，對接頭單片規(guī)定自由端和夾持端.如圖4a所示，試件受拉伸載荷，螺栓孔兩側(cè)拉伸面積最小，拉伸應(yīng)力最大，碳纖維增強復(fù)合材料板最先在此處斷裂時發(fā)生拉伸破壞.如圖4b所示，試件受拉伸載荷，從螺栓孔向自由端作垂直于自由端邊界的2個切面，該面受剪切應(yīng)力最大，碳纖維增強復(fù)合材料板從該處斷裂時發(fā)生剪切破壞.如圖4c所示，擠壓破壞類似于金屬的擠壓破壞，螺栓孔靠近自由端的壁面受壓應(yīng)力而破壞，起初由孔的變形引起少量碳纖維增強復(fù)合材料板斷裂，之后孔下邊緣出現(xiàn)褶皺，該破壞模式是一種緩慢的破壞模式，被稱作塑性破壞模式[9].單剪搭接接頭由于不對稱的連接形式使連接結(jié)構(gòu)受載偏心，接頭將承受彎矩從而發(fā)生彎曲變形，通常稱之為二次彎曲.拉脫破壞往往和二次彎曲有關(guān)，接頭的扭轉(zhuǎn)使螺栓與試件之間的相互作用力方向改變，螺栓孔周圍受垂直于試件表面的應(yīng)力而破壞，導(dǎo)致螺栓孔被擴大，緊固件旋轉(zhuǎn)一定角度后被拉脫，如圖4d所示.4種破壞模式中，擠壓破壞沒有應(yīng)力突變，最為安全；拉脫破壞說明接頭的彎曲剛度較低；拉伸破壞和剪切破壞的接頭強度低且失效突然，設(shè)計者需要避免這種災(zāi)難性的破壞模式.

a拉伸破壞b剪切破壞c擠壓破壞d拉脫破壞

圖4破壞模式

Fig.4Failuremodes

因為碳纖維增強復(fù)合材料板是由多層單向編織布通過環(huán)氧樹脂黏合而成，樹脂固化后延展性較差，彎曲脆性很大.拉伸過程中，當(dāng)碳纖維增強復(fù)合材料板發(fā)生過大的彎曲變形時，容易出現(xiàn)分層現(xiàn)象，如圖5所示.

圖5 分層現(xiàn)象

由于單剪結(jié)構(gòu)自身特點，緊固件處必定存在彎矩，由于試驗所用碳纖維增強復(fù)合材料試件厚度和寬度比鋼板試件要大，其彎曲剛度大于高強度鋼板的彎曲剛度，所以彎矩主要由碳纖維增強復(fù)合材料試件承受，使其發(fā)生較大的彎曲變形.對于1片碳纖維增強復(fù)合材料試件，由于兩側(cè)彎曲半徑不同，拉伸應(yīng)變也不同，使各相鄰層之間產(chǎn)生內(nèi)應(yīng)力，當(dāng)內(nèi)應(yīng)力大于樹脂的黏合力時，發(fā)生分層現(xiàn)象.當(dāng)分層現(xiàn)象出現(xiàn)后，試件兩側(cè)拉伸載荷分配不均現(xiàn)象更為嚴重，碳纖維增強復(fù)合材料試件的彎曲剛度會大幅下降，進而引起更大的二次彎曲.靠近鋼板一側(cè)鋪層會先發(fā)生斷裂，這種先分層后發(fā)生拉伸破壞的情況嚴重影響了接頭的強度.為了避免這種分層現(xiàn)象，可以考慮雙排螺栓，或者適當(dāng)加寬接頭寬度，以提高接頭處的彎曲剛度.

分析試驗結(jié)果可以發(fā)現(xiàn)，試件接頭寬度和端距不同，破壞模式也不同.具體破壞模式如表4所示.

從表4來看，對于接頭寬度變化系列，雖然接頭寬度從10 mm到20 mm都是拉伸破壞，但是在WC<18 mm即WC/D<3時，由于拉應(yīng)力過大直接發(fā)生拉伸破壞；在18 mm≤WC<36 mm即3≤WC/D<6時，拉應(yīng)力不足以使孔兩側(cè)纖維直接斷裂，而是由二次彎曲的層間應(yīng)力先引起分層，后發(fā)生部分拉伸破壞；在WC≥36 mm即WC/D≥6時，發(fā)生拉脫或者擠壓破壞.對于端距變化系列，當(dāng)EC<18 mm即EC/D<3時，發(fā)生剪切破壞；當(dāng)EC≥18 mm即EC/D≥3時，發(fā)生擠壓、拉脫破壞.

表4 破壞模式

2.2 單螺栓單剪連接破壞過程

下面以試件E18為例分析破壞模式為剪切破壞的典型承載過程，圖6所示為試件E18的載荷-夾頭位移曲線.圖中虛線為曲線每個階段的分界線.該曲線大致可以分成以下幾個階段：

圖6 剪切破壞典型載荷夾頭位移曲線

(1)第一線性階段(見圖2中①)

受拉開始階段曲線近似線性增長，拉伸載荷主要由2個試件單片之間的靜摩擦力承受，根據(jù)ASTM標(biāo)準(zhǔn)，該段的近似斜率為試件在此范圍內(nèi)的剛度[16].該階段2個試件單片之間沒有發(fā)生相對滑動，螺栓與螺栓孔之間存在間隙.

(2)滑動階段(見圖2中②)

隨著拉力載荷增加，曲線出現(xiàn)一個稍向下的轉(zhuǎn)折.文獻[9]中提到，該轉(zhuǎn)折是由于載荷超過了2個試件單片之間的靜摩擦力造成的，試件單片相對滑動了一個螺栓孔間隙的距離，螺栓與孔邊緣接觸.為了證明該觀點的正確性，可以比較圖7a和7b, 7a為轉(zhuǎn)折前y向(拉伸方向)的表面應(yīng)變，7b為轉(zhuǎn)折剛剛結(jié)束時y向的表面應(yīng)變.對比2張圖發(fā)現(xiàn)，螺栓孔附近應(yīng)變變化不大，表明接頭載荷變化不大，但是試件單片交叉處(圖中框內(nèi)區(qū)域)顯示出明顯應(yīng)變.由于DIC后處理軟件在計算y向應(yīng)變時默認2個試件單片為一塊，當(dāng)2個試件單片發(fā)生相對滑動時，后處理軟件會認為接頭位置在y向出現(xiàn)了很大的表面應(yīng)變，這正說明該轉(zhuǎn)折段是由于靜摩擦變成滑動摩擦造成的.

a滑動前b滑動后

圖7滑動階段前后y向表面應(yīng)變云圖

Fig.7Nephogramsofstraininy-axisdirectionbeforeandaftersliding

(3)第二線性階段(見圖2中③)

轉(zhuǎn)折點之后曲線以一個稍小的斜率繼續(xù)上升，螺栓與孔壁緊密接觸，載荷增加主要由孔的變形承受.由于孔的變形近似為線彈性，所以該段也近似線性.

(4)初期失效階段(見圖2中④)

在第二線性階段之后，曲線斜率出現(xiàn)一個小幅轉(zhuǎn)折，上升變緩.這是由于螺栓下方(靠近自由端方向)的纖維束已經(jīng)達到承載極限，初期破壞開始發(fā)生，試件的拉伸剛度開始明顯降低，試驗時可以聽到少許清脆的碳纖維絲斷裂聲.載荷升至最大點，之后隨著初期破壞的累積，載荷開始緩慢下降.

(5)最終失效階段(見圖2中⑤)

初期失效階段末尾，曲線開始迅速下降，進入最終失效階段.螺栓孔下方的試件在剪切危險截面發(fā)生剪切破壞，碳纖維絲大量斷裂.隨著拉伸位移增加，孔周靠近自由端的部分材料發(fā)生明顯變形，越來越多的碳纖維絲被剪斷或從夾層中脫出.雖然接頭已經(jīng)發(fā)生破壞，但是載荷并未降為零.

2.3 接頭寬度對接頭強度和剛度的影響

圖8為不同接頭寬度試件的載荷-夾頭位移曲線.當(dāng)接頭寬度較小時，如WC=10 mm，載荷隨位移近似線性增加，當(dāng)達到接頭的拉伸強度極限時，發(fā)生拉伸破壞.當(dāng)接頭寬度較大時，如WC=16 mm、20 mm，載荷達到最大值之后，試件沒有立即斷裂，而是隨著變形的累積，載荷有所減小，之后碳纖維增強復(fù)合材料板突然大范圍斷裂，試件發(fā)生拉伸破壞.通過對比發(fā)現(xiàn)，隨著接頭寬度的增大，拉伸破壞的發(fā)生時刻距離最大載荷點更加滯后.當(dāng)接頭寬度很大時，如WC=36 mm，由于破壞模式不再是拉伸破壞而是擠壓破壞，故不會出現(xiàn)碳纖維增強復(fù)合材料板災(zāi)難性斷裂、載荷急速下降至零的情況，并且后續(xù)沒有破壞的碳纖維增強復(fù)合材料板會繼續(xù)承載，所以曲線在下降后也會有小幅上升的現(xiàn)象.

a 載荷-夾頭位移曲線

b 載荷-夾頭位移曲線(第一線性階段)

圖8b為圖8a在夾頭位移小于0.5 mm時的曲線，該曲線包含了第一線性階段和滑動階段.在第一線性階段，隨著WC/D的增加，曲線斜率變大，說明接頭剛度也在增加.這一方面是由于試件拉伸剛度的增加，另一方面是由于試件接頭寬度的增加，接頭的彎曲剛度也在增加，試件變得不容易發(fā)生二次彎曲，承受相同載荷時，試件的伸長量會較小.在滑動階段，曲線的斜率也隨著WC/D增大而增大.這是因為接頭寬度的增大，使螺栓孔更不容易發(fā)生變形，故該階段的剛度也隨著接頭寬度增大而增大.

圖9顯示了CFRP/DP980接頭的強度隨試件WC/D變化的規(guī)律.總體趨勢為接頭強度隨WC/D的增加而增加.這是因為當(dāng)WC/D≤6時，接頭主要發(fā)生拉伸破壞，而隨著接頭寬度的增加，危險截面的拉伸面積變大，拉應(yīng)變變小，接頭強度變大.另一方面，由于接頭寬度變大，試件的彎曲剛度變大，更不容易發(fā)生2.1節(jié)中提到的分層現(xiàn)象，這也增大了接頭的強度.當(dāng)WC/D>3時，再增加接頭寬度，對接頭強度的提升效果并不明顯，因為此時破壞模式已經(jīng)逐漸從拉伸破壞變?yōu)閿D壓破壞.

圖9 不同接頭寬度試件最大載荷與寬度的關(guān)系

圖10將不同接頭寬度試件在最大載荷時的非平面變形進行對比，H為非平面變形量.從圖10可以看出，當(dāng)接頭寬度較小時，試件的二次彎曲現(xiàn)象十分嚴重.隨著接頭寬度的增加，試件變得不易發(fā)生二次彎曲.當(dāng)WC/D>3時，二次彎曲已經(jīng)不明顯，此時再繼續(xù)增大接頭寬度，接頭的彎曲剛度提升不大，這與圖9顯示結(jié)果一致.由此可得，當(dāng)接頭寬度較小(WC/D≤3)時，增加試件寬度，能有效提高接頭的抗彎剛度.2.1節(jié)中討論過二次彎曲對于拉伸破壞的影響，試件接頭寬度增大帶來的接頭強度變大，一方面是由于拉伸危險截面面積變大，另一方面是由于彎曲剛度變大，不容易發(fā)生二次彎曲.

aW14bW16cW18dW20

圖10不同接頭寬度試件二次彎曲云圖

Fig.10Secondarybendingnephogramsofspecimenswithdifferentwidths

2.4 端距對接頭強度和剛度的影響

圖11為不同端距試件的載荷-夾頭位移曲線.對于不同端距，曲線的第二線性階段斜率基本相同，即端距對第二線性階段的剛度影響不大.隨著端距的增大，第二線性階段會變長，即更大的端距，試件的初期破壞發(fā)生得更晚，剛度喪失也發(fā)生得更遲.圖11b為圖11a中夾頭位移小于0.5 mm時的曲線，主要為第一線性階段.由圖11b可得，對于不同的端距，曲線第一線性階段的斜率基本相同，即端距對于第一線性階段的剛度影響不大.

a 載荷-夾頭位移曲線

b 載荷-夾頭位移曲線(第一線性階段)

圖11a中試件E21載荷在達到最大值后會有小幅的突然下降再繼續(xù)上升的現(xiàn)象，這是由于擠壓破壞與剪切破壞共生，擠壓破壞往往伴隨著緊鄰螺栓的碳纖維增強復(fù)合材料板突然斷裂、新的區(qū)域重新受壓的過程，載荷會有所波動.當(dāng)端距較小時主要發(fā)生剪切破壞，碳纖維增強復(fù)合材料板沿剪切面斷裂較為徹底，載荷沒有明顯波動.

圖12將端距不同的試件在最大載荷時的非平面變形進行對比，H為非平面變形量.通過與螺栓孔相同距離處的非平面位移大小來分析二次彎曲程度，如可以比較E15和E21與螺栓孔中心距離同為12 mm處的非平面位移.可以發(fā)現(xiàn)，隨著端距的增大，接頭的二次彎曲并沒有發(fā)生太大變化，即端距對于接頭的彎曲剛度影響較小.

aE12bE15cE18dE21

圖12不同端距試件二次彎曲云圖

Fig.12Secondarybendingnephogramsofspecimenswithdifferentedgedistances

圖13顯示了CFRP/DP980接頭的強度隨試件EC/D的變化規(guī)律.總體趨勢為隨著EC/D的增加接頭的強度逐漸增加，但當(dāng)EC/D≥3后，接頭強度隨著端距的變化不再明顯.這主要是因為當(dāng)EC/D<3時，主要破壞形式為剪切破壞，最大載荷隨著剪切面積的增大而增大，最大載荷也明顯增大.當(dāng)EC/D≥3時，主要破壞形式為擠壓破壞和拉脫破壞.改變端距不會影響擠壓面積，即不會影響擠壓破壞.根據(jù)前面已經(jīng)得出的結(jié)論，端距對接頭彎曲剛度影響很小，所以對拉脫破壞也基本沒有影響，即當(dāng)EC/D≥3時，隨著端距的增大，最大載荷增大不明顯.

圖13 不同端距試件最大載荷與端距的關(guān)系

圖14為端距變化系列試件發(fā)生初期剛度喪失時承受的載荷與端距的關(guān)系.試件初期破壞是整個試件不可逆失效的開始，發(fā)生在載荷-位移曲線的第二線性階段末尾、初期破壞階段的開始.初期破壞發(fā)生時，可以聽到少許碳纖維絲即將斷裂時發(fā)出的清脆的“咔咔”聲，試件剛度開始下降，接頭的可靠性大幅下降.雖然初期破壞發(fā)生之后，試件還可以繼續(xù)承受載荷，但是破壞是不可逆的.因此，在接頭設(shè)計中，要避免正常使用時初期破壞的發(fā)生.一定程度上試件發(fā)生初期破壞時的載荷大小，也可以反映接頭的強度.

圖14 不同端距試件初始剛度喪失時載荷與端距的關(guān)系

Fig.14RelationshipbetweenloadandEC/Dwhenlosinginitialstiffnessofspecimenswithdifferentedgedistances

從圖14可以看出，隨著端距的增加，試件發(fā)生初期剛度喪失即初期破壞時的載荷逐漸增加，但是當(dāng)端距達到18 mm即EC/D達到3時，曲線斜率明顯變小，之后再繼續(xù)增大端距，對于初期破壞發(fā)生時載荷的提高幫助不大.

2.5 仿真結(jié)果分析

將仿真結(jié)果的載荷位移曲線輸出，并與試驗方案進行對比，對比結(jié)果如圖15所示.在達到接頭的破壞載荷前，仿真曲線與試驗曲線較為吻合.對于試件E12、E18、E27和W36，仿真曲線均出現(xiàn)先下降再升高的趨勢，而試件W10與W18仿真曲線未達到最大值載荷后破壞，即發(fā)生瞬間破壞.對比6個試件的失效形式可知，試件W10與W18的失效形式為拉伸破壞，宏觀失效產(chǎn)生后，繼續(xù)加載會導(dǎo)致?lián)p傷擴展，進而導(dǎo)致接頭直接破壞；其余試件的失效形式為剪切破壞或擠壓破壞，在某區(qū)域碳纖維增強復(fù)合材料板失效無法承載后，可由其他區(qū)域分擔(dān)載荷，導(dǎo)致載荷繼續(xù)上升.

a 接頭寬度變化的系列

b 端距變化的系列

表5所示為各試件仿真最大載荷與試驗最大載荷對比.從表5可以得出，該模型仿真碳纖維增強復(fù)合材料螺栓連接強度誤差小于9%.采用有限元仿真的方法來驗證接頭強度，可有效降低試驗成本，為碳纖維增強復(fù)合材料的工程應(yīng)用提供參考.

表5 試驗與仿真的接頭最大載荷對比

注：誤差為試驗結(jié)果和仿真結(jié)果之差與試驗結(jié)果的比值.

3 結(jié)論

(1)CFRP/DP980單螺栓單剪連接接頭承受拉伸載荷時，主要破壞模式有拉伸破壞、剪切破壞、擠壓破壞和拉脫破壞.當(dāng)WC/D<6時，發(fā)生拉伸破壞；當(dāng)WC/D≥6時，發(fā)生擠壓、拉脫破壞.接頭強度在WC/D>3時隨接頭寬度的變化較小并趨于最大值.當(dāng)EC/D<3時，發(fā)生剪切破壞；當(dāng)EC/D≥3時，發(fā)生擠壓、拉脫破壞.接頭強度在EC/D≥3時隨端距變化較小并趨于最大值.

(2)將CFRP/DP980單螺栓單剪連接承受拉伸載荷的過程分為5個階段：第一線性階段、滑動階段、第二線性階段、初期失效階段和最終失效階段.

(3)CFRP在應(yīng)用于單螺栓單剪接頭時，WC/D對于接頭剛度影響很大，EC/D對于接頭剛度影響則較小.

(4)二次彎曲是影響CFRP/DP980接頭強度、剛度的一個重要因素，工程上應(yīng)盡量減少二次彎曲的發(fā)生，如增加墊片、在接頭位置增加支撐結(jié)構(gòu)等.

(5)有限元分析強度誤差小于9%，可代替部分試驗來有效降低成本.

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