王進瀟 李思達 程斌? 閆興非 張凱龍

（1.上海交通大學船舶海洋與建筑工程學院，上海 200240；2.上海市城市建設(shè)設(shè)計研究總院（集團）有限公司，上海 200125）

FRP（Fiber Reinforced Polymer）具有輕質(zhì)高強、耐腐蝕性好、性能可設(shè)計等優(yōu)點，是土木工程領(lǐng)域重點發(fā)展應(yīng)用的新材料［1］。與混凝土和鋼結(jié)構(gòu)相比，F(xiàn)RP結(jié)構(gòu)具有更加優(yōu)越的力學性能，但FRP構(gòu)件之間的連接方式成為制約其大范圍推廣應(yīng)用的瓶頸。FRP板件或構(gòu)件之間的連接方式主要有膠接連接、螺栓連接、膠栓混合連接3種。其中，膠接連接無需鉆孔、施工方便，但存在膠接強度離散性大的問題；螺栓連接的可靠性高、承載力大，但螺栓開孔會造成孔邊局部FRP材料破壞和構(gòu)件整體強度降低；膠栓混合連接則綜合了膠接連接和螺栓連接的優(yōu)點，但施工復雜性和建造成本會有所增加。

已有關(guān)于FRP節(jié)點力學性能的研究多集中于純膠接和純栓接方式，對膠栓混合連接節(jié)點的研究較少。Abdelkerim等［2］研究了不同材質(zhì)螺栓對FRP多栓雙搭接板靜力與疲勞性能的影響規(guī)律。初明越等［3］研究了寬徑比對GFRP（Glass FRP）栓接板靜力失效荷載與失效模式的影響。楊顯昆等［4］提出了一種估算復合材料單釘連接擠壓強度的工程算法，并通過試驗進行了驗證。李想等［5］研究了多栓連接中栓孔間隙對不同位置螺栓荷載分配的影響。Khashaba、Sen等［6-7］研究了不同角度鋪層的布置方案、預(yù)緊力、墊片尺寸等對復合材料栓接節(jié)點性能的影響。黃文俊等［8］研究發(fā)現(xiàn)膠層能夠提高節(jié)點的拉伸強度，但膠層厚度對節(jié)點強度基本沒有影響。Liu等［9-10］通過對FRP雙搭接膠結(jié)節(jié)點在拉伸工況下的靜力與疲勞力學性能進行研究，得到了節(jié)點的疲勞剛度退化、疲勞能量耗散等性能的變化規(guī)律。李曙光和Zhang等［11-12］對復合材料膠栓混合連接的受力特點、破壞特征、影響因素等進行了研究，提出了FRP人行橋膠栓混接節(jié)點的設(shè)計方法。Kim等［13］對采用不同工藝處理的單搭接膠接節(jié)點的破壞模態(tài)進行了比較研究。Sarkani等［14］采用線性損傷累積模型分別對GFRP膠接、栓接、膠栓混接節(jié)點在隨機荷載作用下的疲勞壽命進行了預(yù)測。Kelly［15］研究了CFRP（Carbon FRP）膠栓混接節(jié)點的抗疲勞性能，發(fā)現(xiàn)螺栓可以提高節(jié)點的疲勞壽命。Ngoc等［16］分別考慮膠接和膠栓混接的情況，采用有限元方法對單搭接復合材料連接節(jié)點的抗彎性能進行了研究。Chowdhury等［17-18］對階梯搭接和雙搭接的CFRP膠栓混合連接節(jié)點的疲勞性能進行了研究，同時還得到了不同制作工藝、預(yù)緊力、粘結(jié)劑強度、初始缺陷等對CFRP膠栓混接節(jié)點疲勞壽命的影響規(guī)律。梳理已有文獻發(fā)現(xiàn)，對FRP膠栓混接節(jié)點在多種工況下的疲勞性能研究仍有待加強。

本研究通過拉伸與剪切工況下單搭接GFRP膠栓混接節(jié)點的高周疲勞試驗，結(jié)合聲發(fā)射、DIC等先進測量技術(shù)，對節(jié)點在不同荷載幅作用下的疲勞破壞特征及失效機理進行深入分析。

1 試驗概況

1.1 試件設(shè)計

FRP膠栓混接節(jié)點試件由兩塊FRP板單搭接形成，對于拉伸與剪切加載工況，板件的搭接部位及區(qū)域各不相同，詳細幾何尺寸如圖1所示。其中，F(xiàn)RP板厚20mm，由面重600g/m2的單徑向無堿玻纖布以及不飽和聚酯樹脂真空灌注而成，搭接面采用南京海拓公司生產(chǎn)的Lica-201型結(jié)構(gòu)膠以及直徑16 mm的A2-70不銹鋼外六角螺栓進行連接。螺栓配有相應(yīng)的鋼墊片，螺栓扭矩為20 N·m。經(jīng)測量，膠層的平均厚度為1mm。

圖1 不同試件的幾何尺寸圖（單位：mm）Fig.1 Dimension of different specimens（Unit：mm）

GFRP單向板的力學性能根據(jù)GB/T 3354—1999中規(guī)定的方法測得，每類試件選擇6個標準件。材性試驗結(jié)果如表1所示，其中E、G分別代表彈性模量與剪切模量，下標1、2分別表示纖維的主方向與次方向，X、Y、S分別代表主方向、次方向、面內(nèi)剪向的強度，下標C、T分別表示拉伸與壓縮。

表1 GFRP材料屬性Table 1 Material property of GFRP

試件編號采用的格式為HXY-I，其中H代表膠栓混接；X代表荷載工況，為T時表示拉伸工況，為S時表示剪切工況；Y代表螺栓數(shù)量，本研究中分別取1、4、9；I為相同螺栓數(shù)量的試件編號。相同螺栓數(shù)量的節(jié)點設(shè)計了3個試件，1號試件進行靜力加載以確定其靜強度，2、3號試件進行疲勞加載。試件的編號、尺寸、工況、纖維鋪層等信息如表2所示，纖維0°方向見圖1。

表2 試件尺寸參數(shù)Table 2 Dimensions and parameters of specimens

1.2 試驗裝置與測試方案

文中試驗在IST PL-630結(jié)構(gòu)疲勞試驗加載系統(tǒng)上進行，兩種工況的加載裝置如圖2所示。

拉伸試件通過螺栓與上下兩組拉伸夾具連接，上部夾具直接與疲勞作動器相連，下部夾具則固定在底梁基座上。對于剪切工況，先將試件放入定制的四邊剪切夾具中，并通過螺栓將四邊剪切夾具與試件四邊可靠連接，然后四邊剪切夾具整體與上、下部拉伸夾具通過螺栓連接，從而實現(xiàn)在試件邊界產(chǎn)生均勻剪切應(yīng)力，如圖2（c）所示。將疲勞加載過程中的加載次數(shù)記為n。

圖2 加載裝置Fig.2 Test rig

疲勞加載開始之前，對每類節(jié)點的1號試件先進行靜力加載至破壞，得到相應(yīng)的破壞模態(tài)和極限承載力，為確定該類節(jié)點2、3號試件的疲勞荷載幅提供參考。靜力加載采用位移控制，加載速率為1 mm/min。靜力加載試驗發(fā)現(xiàn)，膠層破壞的靜強度顯著小于FRP栓接破壞的靜強度值，因此在疲勞加載過程中，首先以膠層破壞為目標進行疲勞加載，在膠層完全破壞之后，再參考FRP栓接破壞的靜強度值，提高疲勞荷載幅加載至FRP栓接板件完全破壞。文中記膠層完全破壞時的疲勞加載次數(shù)為N1，F(xiàn)RP栓接板件完全失效（即試件完全失效）時的疲勞加載次數(shù)為N2。各試件實際采用的疲勞荷載值見表3中的疲勞加載部分的最大、最小荷載值，加載頻率為3 Hz。表3中的疲勞壽命為兩個加載階段的疲勞壽命值。

表3 試件的靜力強度和特征疲勞壽命Table 3 Static strength and fatigue life of specimens

采用AMSY-6聲發(fā)射裝置對試件疲勞破壞全過程進行監(jiān)測，通過對聲發(fā)射特征參數(shù)變化規(guī)律的分析，獲得膠層的疲勞損傷發(fā)展過程。聲發(fā)射（Acoustic Emission，AE）是指材料受外部激勵時，材料局部因能量的快速釋放而發(fā)出瞬態(tài)彈性波的現(xiàn)象。本研究采用的聲發(fā)射采樣頻率為1 MHz，前放增益為34 dB。4個聲發(fā)射探頭布置于試件表面，具體位置如圖3所示。聲發(fā)射設(shè)備與試驗機之間保持時間同步，確保試驗加載參數(shù)與聲發(fā)射數(shù)據(jù)相匹配。

圖3 聲發(fā)射探頭布置（單位：mm）Fig.3 Arrangements of AE detectors（Unit：mm）

同時在試件兩側(cè)布置工業(yè)相機，對疲勞破壞全過程進行拍攝，并在后期通過采用3D-DIC（Three-Dimensional Digital Image Correlation）技術(shù)獲得試件表面的破壞模態(tài)。3D-DIC技術(shù)針對采集得到的數(shù)字圖像，通過相關(guān)度計算獲取所測區(qū)域的三維變形信息，具有環(huán)境要求低、抗干擾能力強、測量精度高等優(yōu)點。

2 疲勞破壞過程

2.1 靜力荷載-位移曲線

試件在靜力拉伸、剪切作用下的荷載-位移曲線如圖4所示。

圖4 試件靜力荷載-位移曲線Fig.4 Load-displacement curves of specimens

由圖4可以看出，兩種工況下的曲線發(fā)展規(guī)律相似，試件達到極限承載力后迅速發(fā)生脆性破壞，加載過程中出現(xiàn)一個明顯的承載力突降然后繼續(xù)提升的狀態(tài)，結(jié)合試驗觀測結(jié)果，此為膠層發(fā)生破壞時，螺栓裝配存在的間隙導致荷載突降，隨后螺栓與FRP板接觸受力后可繼續(xù)承載。膠層破壞后的曲線斜率（即試件剛度）基本與破壞前保持一致。

表3給出了6個試件的膠層破壞和極限破壞荷載值。當螺栓數(shù)量增加后，由于板件之間的預(yù)壓力得到提高，拉伸試件的膠層破壞荷載也有所提升，九栓試件荷載值為四栓試件的2倍，極限荷載由于螺栓直接參與受力，其提升幅度更為明顯，四栓和九栓試件的極限承載力比單栓試件分別提高了1.7倍和3.6倍。對于剪切試件，螺栓增加對承載性能的提升效果較為有限，相比于單栓試件，四栓和九栓試件的膠層破壞荷載分別提高了79.5%和102.3%，極限承載力分別提高了11.5%和12.3%。

2.2 膠層損傷定位

圖5和圖6分別為拉伸試件HT4-2和剪切試件HS4-2由AMSY-6聲發(fā)射系統(tǒng)測得的損傷定位圖，圖中X坐標為垂直于拉力方向，Y坐標為平行于拉力方向。圖5中的坐標原點為檢測面的端部，圖6中的坐標原點為檢測面的中心。

圖5 拉伸試件膠層損傷分布圖Fig.5 Adhesive layer’s damage distribution of tensile specimens

圖6 剪切試件膠層損傷分布圖Fig.6 Adhesive layer’s damage distribution of shear specimens

對于拉伸試件，膠層破壞初期（如0.1N1）的損傷主要出現(xiàn)在矩形膠接面的角部，隨后損傷逐漸向內(nèi)發(fā)展，但試件中心區(qū)域由于螺栓錨固效應(yīng)而較少發(fā)生損傷，膠層完全破壞時的損傷信號基本遍布整個膠接面，且角部區(qū)域的損傷最為嚴重。

剪切試件的膠層損傷發(fā)展過程總體與拉伸試件類似，但破壞初期的損傷不僅限在4個角部，4條剪切邊附近也出現(xiàn)了明顯損傷，且損傷點整體分布更為均勻，說明剪切工況下螺栓效應(yīng)對膠層損傷的影響更不明顯。

圖7為聲發(fā)射系統(tǒng)檢測到的膠層損傷點數(shù)在疲勞加載過程中的增長規(guī)律圖，從中可以看出，兩種工況下的試件，膠層損傷點數(shù)與荷載作用次數(shù)總體上呈正比例線性關(guān)系。由于試件疲勞損傷離散性的影響，部分試件在加載中期（0.3～0.7N1）的損傷點數(shù)出現(xiàn)動蕩，這種情況對于剪切試件更為明顯。

圖7 膠層損傷點數(shù)增長Fig.7 Increasing of damage points in adhesive layer

2.3 疲勞破壞模態(tài)

與靜力破壞過程類似，F(xiàn)RP膠栓混接節(jié)點試件的疲勞破壞過程顯著分為膠層破壞和FRP栓接板破壞兩個階段。

圖8為拉伸試件的疲勞破壞模態(tài)，圖中變形為面外法向位移。拉伸工況下，試件膠層率先出現(xiàn)疲勞損傷，膠層的疲勞裂紋萌生于膠接面的上下兩端，并不斷向膠接面中心發(fā)展，上下兩端裂紋相互交匯后膠層完全破壞失效。隨后荷載作用完全由螺栓連接承擔，最終導致FRP板件在螺栓孔處發(fā)生擠壓破壞，螺栓整體發(fā)生傾斜，且靠近加載端的螺栓部位破壞更為嚴重。由于荷載偏心作用，F(xiàn)RP板件同時發(fā)生了不同程度的面外彎曲變形。不同螺栓數(shù)量試件的主導破壞模態(tài)不盡相同，單栓及四栓試件以FRP板件孔邊發(fā)生螺栓擠壓破壞為主，九栓試件則以FRP板件拉伸及分層破壞為主，并在螺栓孔間發(fā)生FRP剪切破壞，螺栓發(fā)生傾斜的程度遠小于單栓及四栓試件。DIC測量結(jié)果也表明，九栓試件的FRP局部最大面外變形為2.01mm，明顯小于單栓及四栓試件。

圖8 拉伸試件的疲勞破壞模態(tài)（單位：mm）Fig.8 Fatigue failure mode of tensile specimens（Unit：mm）

圖9為剪切試件的疲勞破壞模態(tài)。與拉伸試件略有不同，剪切試件首先在膠接面的四邊出現(xiàn)膠層裂紋，隨后裂紋范圍不斷向膠接面中心擴散。單栓剪切試件的最終破壞模態(tài)與拉伸工況相同，表現(xiàn)為螺栓對FRP板件孔邊的擠壓破壞。四栓及九栓剪切試件的螺栓未出現(xiàn)明顯的擠入及傾斜，破壞模態(tài)主要為外緣螺栓之間的FRP首先出現(xiàn)剪切破壞，剪切裂紋隨后遠離螺栓群沿豎向朝加載端發(fā)展，最終形成倒“Y”形的剪切破壞帶，如圖9（b）所示?；贒IC測量得到剪切破壞帶的面外鼓出變形最大達3.98mm。

圖9 剪切試件的疲勞破壞模態(tài)（單位：mm）Fig.9 Fatigue failure mode of shear specimens（Unit：mm）

2.4 聲發(fā)射疲勞參數(shù)分析

由于GFRP膠栓混接節(jié)點存在材料非線性以及復合損傷的特點，對其疲勞損傷進行無損檢測，并對疲勞損傷類型進行區(qū)別與劃分一直是個難題。諸如應(yīng)變片檢測、激光檢測、紅外檢測等方法只能檢測到節(jié)點表面的損傷，X光檢測、超聲等內(nèi)部探傷方法需要在靜止狀態(tài)下進行，不適用于疲勞試驗。且疲勞試驗過程中的每次損傷出現(xiàn)與消失的時間都非常短暫，損傷信號具有很強的時效性。聲發(fā)射無損檢測方法能夠在不破壞試件、不停止疲勞加載的情況下，通過對聲發(fā)射信號進行分析，得到節(jié)點內(nèi)部的實時損傷狀態(tài)，從而確定疲勞損傷的不同類型以及各類損傷的發(fā)展程度和損傷位置。因此，本試驗采用聲發(fā)射設(shè)備對GFRP膠栓混接節(jié)點的疲勞損傷情況進行全過程實時監(jiān)測。

聲發(fā)射的代表性參數(shù)有能量、振鈴計數(shù)、頻率、幅值、持續(xù)時間和上升時間等［19］，可用于判斷材料的損傷程度。文中基于能量、振鈴計數(shù)和峰值頻率，對FRP膠栓混接節(jié)點的損傷發(fā)展過程進行分析。

2.4.1 能量

能量是聲發(fā)射事件釋放的彈性能，數(shù)值等于波形包絡(luò)線下圍成的面積。能量反映了AE信號的強度，不受門檻值和傳播特性影響，可用于波源類型的判別。其定義如下：

式中，i為記錄聲發(fā)射電壓V（t）的通道個數(shù)，t0和t1為記錄電壓變化的起始時間和結(jié)束時間。

2.4.2 振鈴計數(shù)

振鈴計數(shù)是指產(chǎn)生超過門檻值的振蕩次數(shù)。振鈴計數(shù)用于評價聲發(fā)射的活動性，簡單的反映出連續(xù)型和突發(fā)型信號的強度。

2.4.3 峰值頻率

峰值頻率是指在一個脈沖波的頻譜曲線上，曲線極大值對應(yīng)的頻率值，它表示這個脈沖波所有簡諧成分中能量最強的簡諧成分的頻率。峰值頻率可用于表征復合材料不同類型的損傷，通常情況下，低頻信號對應(yīng)基體開裂，中頻信號對應(yīng)分層，高頻信號對應(yīng)纖維斷裂或纖維抽拔［20］。

以拉伸試件HT4-2和剪切試件HS4-2為代表，圖10-圖12分別給出了3個參數(shù)隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律。

圖10 能量隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律Fig.10 Variation of energy with the load cycles

圖12 不同階段峰值頻率隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律（試件HT4-2）Fig.12 Variation of frequencies with load cycles（HT4-2）

基于參數(shù)變化的共同規(guī)律，可將試件的損傷發(fā)展過程大致劃分為以下4個階段.

圖11 振鈴計數(shù)隨荷載循環(huán)次數(shù)的變化規(guī)律Fig.11 Variation of counts with the load cycles

階段I膠層損傷平穩(wěn)發(fā)展。位移緩慢增加，能量和振鈴計數(shù)總體發(fā)展平穩(wěn)，能量集中在0～1×108eu，振鈴計數(shù)集中在0～5×105之間，均處于較低水平。部分試件在加載開始時出現(xiàn)了位移突變和較高的能量和振鈴計數(shù)，這是由于夾具與試件之間的縫隙因荷載作用而被夾緊，夾具和試件相互碰撞產(chǎn)生了噪聲信號。此階段的頻率區(qū)段集中在90 kHz～160 kHz，高頻信號出現(xiàn)極少，主要損傷形式為膠層開裂。

階段Ⅱ膠層損傷快速發(fā)展。能量和振鈴計數(shù)快速增長，能量值和振鈴計數(shù)值顯著高于階段I。能量峰值集中在2×1010～3×1010eu，振鈴計數(shù)峰值集中在2×106～4×106范圍內(nèi)。此階段持續(xù)時間較短，膠層損傷快速發(fā)展直至完全裂開。除原有頻段外，50 kHz～80kHz頻段的信號有所增多，這是因為隨著加載進行，F(xiàn)RP也產(chǎn)生了少量與低頻段相對應(yīng)的基體損傷。

階段ⅢFRP損傷平穩(wěn)發(fā)展。膠層完全破壞后對疲勞荷載幅進行調(diào)整，因此試件位移（圖中紅線）發(fā)生突變，此后試件進入FRP損傷平穩(wěn)發(fā)展階段，位移緩慢增加，能量和振鈴計數(shù)重新回到膠層損傷平穩(wěn)發(fā)展的狀態(tài)，能量集中在0～1×109eu，振鈴計數(shù)集中在0～1×106之間，數(shù)值上略大于階段I。此階段的頻率區(qū)段集中在50 kHz～80 kHz和80 kHz～200 kHz，屬于中低頻段，損傷類型為基體開裂和分層，高頻信號數(shù)量依然較少。

階段ⅣFRP損傷快速發(fā)展。節(jié)點試件逐漸破壞，位移也快速增加。能量和振鈴計數(shù)的增長速度加快，并在試件完全破壞時達到峰值。其中能量峰值集中在3×1010～4×1010eu，振鈴計數(shù)峰值集中在2×106～6×106范圍內(nèi)。此階段頻率集中在50kHz～80 kHz、80 kHz～200 kHz、300 kHz～360 kHz，分別對應(yīng)于低、中、高頻段，損傷類型包括基體開裂、分層、纖維斷裂、纖維抽拔等多種形式。

以上4個階段的聲發(fā)射特征參數(shù)值范圍及膠層損傷類型匯總于表4。

表4 不同階段的聲發(fā)射特征參數(shù)匯總Table 4 Summary of AE characteristic parameters in different stages

2.5 剛度退化

為探明疲勞加載過程中的節(jié)點剛度退化規(guī)律及其與破壞模態(tài)之間的關(guān)系，得到了試件加載端豎向位移與荷載循環(huán)次數(shù)的關(guān)系曲線（見圖13）。由于膠層破壞前的試件剛度變化極小，因此橫坐標采用膠層破壞后實際加載次數(shù)（N-N1）與膠層破壞后疲勞壽命（N2-N1）的比值，縱坐標為初始豎向位移f0與實際豎向位移f的比值。由圖13可見：兩種工況下，試件在整個加載過程中的豎向位移增長較為平穩(wěn)，臨近疲勞破壞時位移急劇增大；剪切試件在膠層破壞后初始階段的剛度降低速度明顯高于中后期，結(jié)合現(xiàn)場對試件變形的觀測，推斷是由膠層破壞后四邊剪切夾具螺栓與FRP板件螺栓孔之間的微小間隙造成的；螺栓數(shù)量對拉伸試件的剛度退化影響較明顯，臨近失效時的九栓試件剛度退化為15%～20%，四栓和單栓試件的剛度退化率則達40%以上。剪切試件的剛度退化程度則受螺栓數(shù)量影響較小。

圖13 試件剛度退化Fig.13 Rigidity degradation of specimens

3 疲勞壽命分析

將兩種工況試驗得到的疲勞應(yīng)力幅σr與試件疲勞壽命N列于圖14。其中，剪切試件σr=Fr/2bt，拉伸試件σr=Fr/bt，F(xiàn)r為疲勞荷載幅，見表3。由于膠層破壞前后的疲勞應(yīng)力幅不同，先將膠層破壞前的疲勞壽命N1等效為膠層破壞后的疲勞壽命N1′，再與實際的膠層破壞后疲勞壽命（N2-N1）累加，作為試件的最終疲勞壽命N，即N=N2-N1+N1′。實際等效過程中，對于每種螺栓數(shù)量，以2號、3號兩個試件的數(shù)據(jù)為基礎(chǔ)進行外推得到N1′。對于未觀測到N1數(shù)據(jù)的兩個試件，試件HT1-3膠層破壞前后的應(yīng)力幅較為接近，近似取N1′=N1；試件HS1-3膠層破壞前的應(yīng)力幅顯著低于膠層破壞后，近似取N1′=0。

使用最小二乘法進行S-N曲線擬合，其表達式為

其中σlgN為lgN的標準差，將此具有95%置信度的下限方程作為S-N設(shè)計曲線。

圖14為兩種工況下節(jié)點的S-N擬合曲線，該圖中包括3類擬合曲線：平均曲線Mean；平均曲線加兩倍標準差Mean+2SD；平均曲線減兩倍標準差Mean-2SD。

圖14 疲勞壽命S-N曲線Fig.14 S-N curves of specimens

由此得到兩種工況下的FRP膠栓混接節(jié)點疲勞壽命計算公式為

需要說明的是，由于文中試驗樣本有限，且疲勞試驗數(shù)據(jù)本身存在一定離散性，以上公式的可靠性還需更多數(shù)據(jù)進一步驗證，在采用公式進行疲勞計算時應(yīng)考慮一定安全富裕度。

4 結(jié)論

基于試驗，研究了FRP膠栓混接節(jié)點在拉伸與剪切工況下的疲勞性能，得到以下主要結(jié)論：

（1）FRP膠栓混接節(jié)點的抗疲勞性能主要由栓接控制，其疲勞破壞過程可分為膠層累積損傷、膠層破壞、FRP累積損傷、FRP破壞四個階段，其中膠層破壞階段和FRP破壞階段的聲發(fā)射特征參數(shù)發(fā)生顯著變化，可作為識別破壞發(fā)生的依據(jù)。

（2）當螺栓數(shù)量較少時，兩種工況下的試件均發(fā)生螺帽擠入FRP板的破壞；當螺栓數(shù)量較多時，拉伸試件以FRP板孔邊拉剪破壞為主，剪切試件以FRP板整體剪切破壞為主。

（3）增加螺栓數(shù)量能夠提升拉伸試件的疲勞壽命，并有效減緩其剛度退化速率，但對剪切試件的疲勞壽命和剛度退化性能影響很小。

（4）基于試驗數(shù)據(jù)擬合得到的不同工況下的SN曲線公式可為FRP膠栓混接節(jié)點疲勞壽命計算提供參考。