结构玻璃在建筑中的百富策略白菜网逐渐增多[1]。对于建筑结构，结构构件间的连接方式是影响结构整体受力性能的重要因素。结构玻璃的常用连接方式主要有螺栓连接与胶结连接。相对于螺栓连接，胶结连接不需要在玻璃表面打孔，对构件强度无削弱，同时也避免了玻璃与其他材料直接接触产生的应力集中问题，因此胶结连接在玻璃结构中的百富策略白菜网越来越广泛。通过结构胶与玻璃黏接形成连接的基材包括金属[2,3,4]、木材[5,6,7]及玻璃纤维(GFRP)[8,9]等。已有研究[2,3,4,5,6,7,8,9]结果表明，胶结连接可以在满足玻璃透明度的前提下实现各构件的有效连接。

目前，玻璃结构中常用的结构胶包括环氧树脂结构胶、硅酮结构胶、丙烯酸酯结构胶及聚氨酯结构胶等。对于胶结连接的研究包括结构胶本体的物理参数和几何参数[10]以及环境因素[11]对黏接性能的影响。但是上述结构胶均为常温黏接胶，需要通过人工进行现场施工，黏接质量难以保证。近年来，工程实践中出现了一种采用热塑性结构胶黏接结构玻璃构件的连接技术，该技术使用的结构胶在常温下处于固态，对其进行切割并置于连接部位后，放入高压釜中软化，恢复常温后固化形成胶结连接。该种技术能够实现工厂化生产，胶结连接的可靠性更易于控制。已有学者研究了SentryGlas® (SG)胶片的黏接性能[12,13,14],通过相关试验发现该种胶片在常温下具备良好的黏接不锈钢与玻璃的能力。

本文中选择离子性中间膜材与玻璃和不锈钢形成的黏接连接作为主要研究对象，通过试验、理论分析及有限元模拟，研究离子性膜与玻璃和不锈钢黏接连接的剪切性能、应力分布规律以及胶片厚度和黏接长度对剪切的影响，并验证现有损伤准则的适用性，最后基于分析结果提出简化的黏接连接受剪承载力计算方法。

为了得到玻璃与不锈钢之间采用离子性中间膜黏接连接的剪切性能，试验中共设计并制作了6个由玻璃、不锈钢及SG胶片三部分组成的黏接连接试件。试件尺寸如图1a所示，实物如图1b所示。试件采用双剪受力方案，以使黏接连接尽可能只受剪切作用，避免单剪受力造成的偏心影响。其中玻璃为普通平板玻璃，大面强度设计值为24 MPa, 端面强度设计值为17 MPa[15],单片玻璃尺寸为50 mm×110 mm×19 mm。采用牌号为S31603的奥氏体不锈钢，其抗拉强度为485 MPa[16],单块不锈钢尺寸为50 mm×75 mm×25 mm, 在两块不锈钢之间留有10 mm的缝隙，以保证在加载过程中两块不锈钢不会发生接触。SG胶片名义厚度为1.52 mm。试件的单侧黏接面积为2 500 mm2,总黏接面积为10 000 mm2。将实测得到的各试件A-A截面材料的平均厚度列于表1中，其中SG胶片的实际平均厚度通过计算得到。

试验中考虑了两种不锈钢的表面处理方式，分别为亚光和拉丝，采用表面粗糙度仪(型号为SF-200Basic, 如图2所示)测得的不锈钢试件的粗糙度Ra列于表1,两类不锈钢的表面粗糙度均值分别为0.397 μm与0.795 μm, 拉丝不锈钢试件的粗糙度均值约为亚光不锈钢试件的2倍。

试验在清华大学土木工程安全与耐久教育部重点实验室进行，试验室温度为25 ℃、相对湿度为40%。试验通过液压式万能试验机(WE-100B)进行加载，试验机最大加载能力为100 kN,可由计算机控制力或位移加载。试验加载装置如图3所示。通过下压不锈钢件，使不锈钢与玻璃之间发生相对位移，其中SG胶片会发生剪切变形。试验中在不锈钢底部布置球铰，从而保证荷载方向与胶片发生剪切变形的方向一致。根据试验获取的荷载-位移曲线可以分析得到SG胶片黏接连接的剪切性能指标值。试验采用力加载方式，控制加载速率为5 kN/min, 单调加载至试件丧失承载能力。

由于试件尺寸及玻璃与SG胶片的相对位移均较小，传统位移传感器的布置方式难以满足试验要求，因此本试验采用非接触式视频精确测量仪，该测量仪利用图像散斑识别技术，跟踪被测物点与点之间的运动，当被测物距离在1 m以内时，其位移量测精度可达0.001 2 mm, 满足试验要求。试验中首先在试件上绘制测点(图4),然后采集各点相对初始位置的绝对位移；由于玻璃与不锈钢的刚度远大于胶材，测得玻璃与不锈钢的位移后，计算二者的相对位移得到SG胶片在荷载作用下的变形量。

试件的破坏形态如图5所示。参考GB 50728—2011《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》[17]中对破坏形态的分类，将试件的破坏形式划分为3种： 1) 内聚破坏，即沿胶黏剂或基材内部破坏； 2) 黏附破坏，即沿黏接面破坏； 3) 混合破坏，即黏接区内出现两种破坏形式。试验中试件主要发生了内聚破坏和黏附破坏，各试件的破坏形态见表2。其中，黏附破坏均发生在胶片与不锈钢的黏接面上；内聚破坏则以玻璃破坏为主，部分黏接部位发生结构胶内聚破坏(图5)。

试验测得的荷载-位移(F-u)曲线如图6所示，图中的位移为玻璃与不锈钢的相对位移，取图4中玻璃与不锈钢相同截面高度测点的相对位移的平均值。由图6可见，F-u曲线表现为双折线，两类试件在荷载达到约60 kN时，黏接连接刚度开始显著下降且SG胶片进入塑性阶段，试件达到承载能力极限状态(荷载-位移曲线的峰值荷载)时发生破坏。试验中得到的极限位移、峰值荷载、破坏模式及计算得到的初始刚度汇总于表2。试验结果显示两种不锈钢表面处理方式对试件的荷载-位移曲线形态、初始刚度与峰值荷载的影响均不显著。

由荷载-位移曲线通过计算可得到各试件的平均剪应力-剪应变(τavg-γ)关系曲线(图7)。剪切黏接在达到弹性极限状态时胶片的平均剪应力约为12 MPa, 此时剪应变约为0.09。随后弹性模量开始下降，在剪应变达到约0.4时，黏接破坏，此时胶片对应的平均剪应力约为16 MPa。试件发生破坏时，界面破坏的同时伴随着玻璃的鼓出破坏，此时黏接界面处于拉剪混合作用。

由图解法[18](图8)确定的剪切黏接屈服荷载及对应的屈服强度列于表3中。

由表3可知，亚光不锈钢试件的平均屈服荷载为64.5 kN,胶片屈服强度为12.9 MPa; 拉丝不锈钢试件的平均屈服荷载为65.9 kN,胶片屈服强度为13.2 MPa。拉丝不锈钢与亚光不锈钢试件的屈服强度的差距在3%以内。

对于剪切黏接，影响连接性能的物理参数与几何参数如图9所示，其中Eg、Es分别为玻璃、不锈钢的弹性模量；tg、ts分别为玻璃、不锈钢的厚度；ta、Ga分别为胶片厚度和剪切模量。玻璃、金属件及SG胶片的受力微元如图10所示，通过平衡方程可以计算得到胶片与玻璃及金属件之间的剪应力：

τavg=12l∫l−lτadx=F4l (1)τavg=12l∫-llτadx=F4l(1)

式中，τavg为胶片平均剪应力，τa为胶片剪应力，F为外荷载，l为黏接连接中点到端部的长度。

根据图10,提取剪切黏接面局部，由平衡方程可得：

dFgdx+τa=0 (2)dFsdx−2τa=0 (3)dFgdx+τa=0(2)dFsdx-2τa=0(3)

式中，Fg为玻璃承担的荷载，Fs为不锈钢承担的荷载。

在荷载作用下，玻璃与不锈钢之间的相对位移导致了胶片的剪切变形，因此有：

τa=Gaγa=Gata(us−ug) (4)dτadx=Gata(dusdx−dugdx) (5)dusdx=εs=FsEsts (6)dugdx=εg=FgEgtg (7)τa=Gaγa=Gata(us-ug)(4)dτadx=Gata(dusdx-dugdx)(5)dusdx=εs=FsEsts(6)dugdx=εg=FgEgtg(7)

式中，Ga为胶片剪切模量，γa为胶片剪切变形，ta为胶片厚度，us为不锈钢位移，ug为玻璃位移，εs为不锈钢应变，Es为不锈钢弹性模量，ts为不锈钢厚度，εg为玻璃应变，Eg为玻璃弹性模量，tg为玻璃厚度。

不锈钢及玻璃的弹性模量与剪切模量均远大于胶片，可以忽略荷载作用下不锈钢及玻璃自身的剪切变形。将式(6)、(7)代入式(5),可得

dτadx=Gata(FsEsts−FgEgtg) (8)dτadx=Gata(FsEsts-FgEgtg)(8)

根据图9与图10,由荷载的平衡条件可以得到

Fs+2Fg=F (9)Fs+2Fg=F(9)

对式(8)进行微分，可以得到关于τa的二阶微分方程，即

d2τadx2−Gata(2Ests+1Egtg)⋅τa=0 (10)d2τadx2-Gata(2Ests+1Egtg)⋅τa=0(10)

其通解为

τa=A⋅sinh(λx)+B⋅cosh(λx) (11)τa=A⋅sinh(λx)+B⋅cosh(λx)(11)

其中，

λ=Gata(2Ests+1Egtg)−−−−−−−−−−−−−√ (12)λ=Gata(2Ests+1Egtg)(12)

对应的方程边界条件为：当x=-l时，Fg=F2,Fs=0Fg=F2,Fs=0;当x=l时，Fg=0,Fs=F。

可解得参数A和B分别为：

A=λF4cosh(λl)(1−Ests2Egtg1+Ests2Egtg) (13)B=λF4sinh(λl) (14)A=λF4cosh(λl)(1-Ests2Egtg1+Ests2Egtg)(13)B=λF4sinh(λl)(14)

由式(11)即可计算在给定荷载作用下胶片的应力分布情况。

为了验证胶片表面应力分布计算方法的准确性，通过ABAQUS有限元软件对剪切黏接的受力行为进行模拟。

为了提高计算效率，采用对称模型进行建模。对于玻璃与不锈钢试件，采用实体单元C3D8R进行模拟，对于SG胶片，根据文献[19]中的建议，采用二次缩减积分单元C3D20R进行模拟。为了尽量减少网格不连续对模型计算结果的影响并保证玻璃、不锈钢及胶片连接处的网格连续，设置玻璃与不锈钢材料的网格为5 mm, 胶片的网格为2.5 mm。为了分析胶片厚度方向的应力分布情况，将胶片沿厚度方向分为5层。网格划分结果如图11所示。模型中采用“tie”约束来定义胶片与玻璃及不锈钢之间的接触，对胶片在达到脱黏前的应力状态进行分析。模型边界条件与试验方案一致，在不锈钢加载面设置加载点，并将加载点与加载面采用“coupling”进行耦合，如图12所示。

模型中包括玻璃、SG胶片及不锈钢三种材料。其中，玻璃与不锈钢材料参数按照文献[15]进行取值：玻璃的弹性模量为0.72×105 MPa, 泊松比为0.2;不锈钢的弹性模量为2.06×105 MPa, 泊松比为0.3,屈服强度为200 MPa。SG胶片的材料本构模型参考文献[14]中SG胶片单轴拉伸的试验结果，采用双线性本构模型，其中弹性模量取为380 MPa, 屈服强度为20 MPa, 极限强度为30 MPa, 极限应变为2.8,泊松比为0.47。

通过对比试验及有限元计算得到的荷载-位移曲线验证有限元模型的准确性，对比结果如图6所示。从曲线中获得的刚度与峰值荷载的试验及有限元分析对比结果列于表4,其中黏接刚度的试验结果均值与有限元结果相差9.8%,承载力均值相差1.4%,结果吻合良好，可进行应力分布情况的对比。

由式(11)～(14)计算得到的应力分布情况与有限元计算得到的对比如图13所示。对于剪切黏接，由于有限元模型中边界约束的影响，边缘应力会出现突变，忽略该部分的影响，对黏接区域中间部分的应力计算结果进行比较，将最大应力及最小应力结果列于表5中，其应力差值均在5%以内，对比结果吻合较好。

对于黏接连接，需要根据损伤准则来判断胶片达到某种应力状态时黏接失效。对采用离子性膜黏接连接损伤准则的相关研究较少，文献[20]参考von Mises与Drucker-Prager准则的形式建立了静水应力与等效应力的关系，并考虑了温度及加载速率的影响，其表达式如下：

[qq0(T,γ?)]βq+[σhσh,0(T,ε?)]βh−1≤0 (15)q0(T,γ?)=qv⋅αT,v⋅αγ,v (16)σh,0(T,ε?)=σh,n⋅αT,n⋅αε,n (17)[qq0(Τ,γ?)]βq+[σhσh,0(Τ,ε?)]βh-1≤0(15)q0(Τ,γ?)=qv⋅αΤ,v⋅αγ,v(16)σh,0(Τ,ε?)=σh,n⋅αΤ,n⋅αε,n(17)

其中，q为等效应力，q0为关于温度和加载速率的等效应力参数，σh为静水应力，σh, 0为关于温度和加载速率的静水应力参数，qv为胶片等效应力参数，σh, n为胶片静水应力参数。应力参数的单位均为MPa。

各参数取值及计算方法见表6。

对于文中试验，试验温度为25 ℃,加载速率为5 kN/min, 由计算得到的适用于文中试验的破坏准则为

(q29.25)2.30+(σh16.99)2.47−1≤0 (18)(q29.25)2.30+(σh16.99)2.47-1≤0(18)

其中，试验试件中的等效应力q及静水应力σh均需通过有限元软件计算得到。计算结果如图14所示，剪切黏接模型的坐标点落在损伤面上，可以认为该损伤准则适用于本文的剪切黏接。

通过有限元模拟验证了式(11)关于计算胶片剪应力分布结构的准确性及损伤准则(式(18))的适用性。根据剪切黏接的相关研究成果，对于同一种胶片，厚度与黏接长度均会影响承载力及应力分布[10],文中试验未考虑这两个参数。因此，拟通过参数分析的方法对其影响规律进行探讨。参数设置主要包括胶片厚度和黏接长度，取值见表7。

由式(11)可以计算不同胶片厚度及荷载下的胶片应力分布，结果如图15所示。结果表明，随荷载的提高，胶片的应力分布不均匀程度略有增加；随胶片厚度的增加，胶片的应力分布不均匀程度变化不明显。

由于荷载及胶片厚度对应力分布的不均匀程度影响较小，因此，在研究黏接长度对应力分布的影响时，随机选择荷载80 kN、厚1.52 mm的胶片进行分析，得到的归一化应力分布如图16所示。可以看出，随着黏接长度的提高，应力分布的不均匀程度显著增加，当黏接长度从50 mm增大到150 mm时，最大应力与平均应力的差异从1%增大到12%。

将有限元计算得到的不同胶片厚度与黏接长度下的静水应力与等效应力结果绘制于图17中。计算结果集中在纵坐标附近，其静水应力较小，等效应力接近von Mises应力，表示胶片近似处于纯剪切状态。

根据应力分布计算方法，在已知胶片剪切黏接强度的基础上，可以通过积分法得到黏接连接的受剪承载力，但是该计算方法在实际百富策略白菜网中较为不便。根据3.5.1节中的参数分析结果，对于黏接长度不超过100 mm时，胶片应力分布较为均匀(最大应力与平均应力的差异小于5%,如图16所示),可近似认为此时胶片的应力为均匀分布。因此，可采用以下简化承载力计算式：

Fu=τa⋅la⋅wa (19)Fu=τa⋅la⋅wa(19)

式中，Fu为受剪承载力，τa为胶片剪切强度，la为黏接长度，wa为黏接宽度。

对于文中剪切黏接试验，可以认为胶片剪应力达到16 MPa时黏接连接破坏，此时的承载力计算结果与有限元计算结果对比见表8,两种方法的计算结果与试验结果的差距均在5%以内，可以认为采用该种方法计算受剪承载力合理。

1) 对于离子性膜与玻璃和不锈钢黏接连接试件，采用表面粗糙度相差1倍的亚光和拉丝不锈钢时，两种表面处理方式对试件的初始刚度、承载力与破坏形态的影响不显著。

2) 剪切黏接的应力-应变关系表现为双线性，其初始刚度较大，达到弹性极限后，黏接刚度下降较明显。

3) 胶片的应力分布不均匀程度主要受黏接长度影响，受荷载水平与胶片厚度的影响较小。

4) 基于von Mises及Drucker-Prager准则建立的黏接连接的损伤准则可以百富策略白菜网于文中的剪切黏接连接。

5) 当黏接长度不超过100 mm时，可采用基于应力均匀分布假设的式(19)计算黏接连接的受剪承载力；当黏接长度超过100 mm时，最大应力与平均应力的差值超过了10%,宜考虑胶片应力不均匀分布的影响，采用式(11)计算黏接连接的受剪承载力。