预应力碳纤维（共8篇）
预应力碳纤维 篇1
1 概述
近年来,一种新型桥梁加固材料得到迅速普及,即“碳纤维增强聚合物(CFRP)”。它以较低的造价,较快的施工进度等优势,正在逐步取代钢板加固。它的最突出优点是极高的“强度—重量比”;同时它还在抗腐蚀、施工方便、养护费用低等方面也显示出了它巨大的优势。
目前,采用CFRP进行加固的桥梁多是采用在结构受拉面直接粘贴CFRP的办法。但是,由于刚贴上去的CFRP处于无应力状态,只有活载作用后它才受力,我们常称为被动加固。也就是说,CFRP在恒载阶段不受力,只有活载阶段才受力。显然,它对诸如挠度、裂缝等使用性能的改善并不明显,也很难发挥出它巨大的抗拉潜力。为此,最有效地加固方法是变被动为主动:让它一粘贴上去便开始受力——给CFRP施加预应力。
这一思路在采用CFRP加固的当初就已经提出,只是苦于对碳纤维施加预应力的难度太大。这期间人们曾想出了很多种方法,代表性的方法有人为上拱法、独立外梁法和直接张拉法。而直接张拉法最容易实现,且使用设备少,能长久地保持预应力。以下通过国外一座实桥加固为例,介绍一种直接张拉法工艺。
2 加固工程实例
这里介绍一座使用了40多年的加拿大旧桥,为4×14m的预应力混凝土梁桥,桥宽26.8m,主梁为14根预应力倒槽形梁,每片梁有20根Φ12.7的钢绞线。该桥为跨线桥,由于桥下净空较低,槽形梁下缘经常被重型卡车碰撞,致使边梁下缘混凝土脱落,有3根钢绞线被碰断,但桥梁总体外观尚无大碍,也没有出现可见裂缝,还有3cm的上挠度(见图1)。
2.1 加固方案设计
拟只对边梁进行加固,旨在恢复它原有的抗弯能力和使用功能。根据旧桥的原始资料和加固材料的力学性能,进行设计计算。
采用3层碳纤维片进行加固。先将碳纤维片张拉至它的极限应变的21%(约为800MPa)。之后将碳纤维片粘贴在槽形梁的腹板下缘,并与腹板下缘同宽。按照生产厂家说明,碳纤维片的力学性能为:抗拉强度3800MPa,抗拉弹性模量为227GMPa,极限破断应变为1.67%,每层厚度为0.33mm。
2.2 张拉和锚固系统
要给碳纤维片施加预应力,锚固系统至关重要。张拉和锚固系统是由张拉钢板和剪切钢板组成(图2)。剪切钢板为两块矩形钢板,规格为750×350×12mm,两块钢板分置在腹板两侧,将腹板夹住,再用六条对拉螺栓将它们紧固在腹板下部。每块剪切钢板上焊有一段角钢,角钢规格为152×152mm,长200mm,每段角钢焊3道136×136×12mm的加劲肋板。在角钢的一肢上打Φ35孔眼,以备张拉钢板上的螺纹钢筋穿入。
(a)正面图 (b)断面图 (c)张拉钢板 (d)角钢
张拉钢板为一块一端宽一端窄的梯形钢板,长600mm,厚12mm。窄端与腹板下缘同宽,宽端两侧各焊一根￠28螺纹钢筋。将CFRP片贴在张拉钢板顶面,也可将它加长卷回来再贴到底面,还可以在端部另外用CFRP片缠绕几匝作为防滑箍。为防止张拉钢板尾部应力集中,需将钢板削减成8%的斜坡面,斜坡长度100mm。
粘贴后养生7d,最后将张拉钢板上的螺纹钢筋穿入剪切钢板的孔眼中,用螺母紧固,做好了张拉准备。
2.3 操作步骤
这种预应力张拉工艺对交通干扰最小,施工不间断是它的突出优点。具体操作步骤如下:
(1)将张拉钢板喷砂处理,然后将3层碳纤维片粘贴在张拉钢板上,在工地条件下需一周时间的养护,也可在室内粘贴养护,再运至工地,但应该用木板进行临时固定,运输中加以保护,待将张拉钢板安装到剪切钢板后才去掉木板。
(2)将梁底破损处冲洗干净,用修补胶摸平,以提高碳纤维片和混凝土的粘结力。
(3)将剪切钢板夹在腹板两侧,用高强螺栓对拉紧固。在穿透腹板时,孔位应避开预应力钢筋。将张拉钢板的螺纹筋穿入剪切钢板的角钢孔眼中,上紧螺母对钢板进行张拉。
(4)制备环氧树脂胶,涂在处理过的混凝土表面和CFRP片之间。注意涂抹厚度应均匀并将CFRP片浸透。
(5)用30t小千斤顶进行张拉,张拉到设计的应力(本例为800MPa)。张拉时每20kN检查一次张拉应力,并用伸长值校验。张拉和粘贴整个过程可以在不间断情况下进行。
(6)对CFRP所施加的预应力,应该是持续的、永久的,这是靠不断跟进和紧固的螺母实现的。张拉并锚固后,卸除千斤顶。
(7)在张拉锚固过程中,应配备一些临时支护。为避免CFRP片和梁底混凝土间粘贴后出现空隙,需用一块微显上拱的三合板压在刚贴好的CFRP片上,保证粘贴面均匀受压。三合板用细铁丝兜住挂在腹板上方的临时螺钉上。
3 结 论
(1)要对CFRP片施加预应力,必须有一套可靠的张拉系统和锚固系统。这里建议采用平板式钢板进行张拉,用剪切钢板进行锚固。在构造上应能防止应力集中和CFRP片开胶。
(2)对破损的预应力混凝土梁粘贴预应力CFRP,可以使梁的抗弯承载力完全恢复到破坏前的水平。修复后梁的使用性能,尤其是裂缝控制也得到了相当大的改善。
(3)这种加固方法在野外实施没有任何困难,整个加固过程完全不用断交。
(4)边梁经过加固后,由于CFRP提供了一定的刚度,活载分布改善,挠度减小。
(5)上述方法适用于槽形梁或T梁加固,在箱梁加固时,可将剪切钢板锚固在箱梁底板上。
参考文献
[1]Journal Of Bridge.Engineering.2008.1
[2]JTG/TJ22-2008,公路桥梁加固设计规范[S].
预应力碳纤维 篇2
【关键词】纤维沥青;应力吸收层;抗渗性能;实验研究
Experimental study of the performance of the fiber layer of impervious asphalt stress absorbing
Jia Fu-tang1，Wang Hai-you2，Zhang Dan3，Yang Song4
（1.Pingdingshan Highway Administration Central LaboratoryPingdingshanHenan467000;
2.Pingdingshan City Highway AdministrationPingdingshanHenan467000 ;
3.Forest Road， Pingdingshan Highway Administration OfficePingdingshanHenan467000;
4.Pingdingshan Highway Traffic Survey and Design InstitutePingdingshanHenan467000）
【Abstract】Use of indoor water seepage test： Exposure wheel grinding and hot rolling after seepage test impermeability to water permeability properties of the experimental stress-absorbing layer for a more rational assessment， water impermeability put pressure indicators. The results show that when determining the fiber asphalt stress absorbing layer to achieve the best performance out of its optimum dosage bonding material composition： fiber dosage 120 g · m-2， a fiber length of 6-8cm， modified asphalt emulsion in an amount of 1.2Kg · m-2 the fiber asphalt stress absorbing layer has a good waterproof properties， can effectively prevent water infiltration.
【Key words】Fiber asphalt;Stress-absorbing layer;Impermeability;Experimental Research
1. 引言
（1）对于沥青路面结构组成而言，不但要求层间处置材料必须具有良好的粘结性能，使得整个路面系统在行车荷载的作用下保持良好的整体性，还要求层间处置材料必需具备优良的不透水性，以保证外界水分无法渗透到路面结构内部。所以，选取一种指标来作为评价纤维沥青应力吸收层的抗渗性能评价指标十分必要。
图1抗渗仪
（2）纤维沥青应力吸收层是处于面层与基层之间的层状结构，它所承受的水损害是经过面层中的微通道进入并积累的水，而在车轮的作用下，会使这部分水产生一定的压力，因此传统的渗水试验已不能够切合实际的衡量封层的抗渗性能。故本文设计了一种新型的室内渗水试验，并开发了新型的试验设备，以对应力吸收层的抗渗水性能作更加合理地评价，提出了抗渗水压强指标。
2. 试验方案简介
2.1试验器具。
本实验用到的试验仪器主要有：硫酸纸、钢丝网布（孔径为 0.6mm）、釉面砖、沥青混合料拌和机、碾压成型机、车辙试验仪、恒温室、混凝土抗渗仪（如图1）等。
2.2试件成型。
（1）纤维沥青应力吸收层是铺设在旧路面和沥青混凝土加铺层之间的一个薄层，为了模拟实际工程中应力吸收层结构的工作状态，试验采用“旧沥青路面AC-13+沥青纤维应力吸收层+ SMA-10薄层罩面”的结构。
图2成型的渗水试件
（2）纤维沥青应力吸收层由改性乳化沥青和无碱玻璃纤维组成，影响其粘结性能的主要因素是改性乳化沥青的用量、无碱玻璃纤维用量和无碱玻璃纤维长度，故本文选择这三个为因素 ，各因素选择四个水平，通过16次试验来完成正交设计。纤维沥青应力吸收层的成型为达到最佳粘结性能时确定出其组成材料的最佳用量：纤维用量为 120 g·m-2，纤维长度为 6-8cm，改性乳化沥青用量为 1.2Kg·m-2。纤维沥青封层成型：将硫酸纸放在釉面砖上，在涂抹改性乳化沥青前铺一薄层纸（如面巾纸），铺在成型试件周围，主要为了便于将夹层单独分离出来并起不到加筋和防水作用，然后将改性乳化沥青和玻璃纤维分次涂抹在 300 300mm 的硫酸纸上，涂刷量为：纤维用量为 120 g·m-2，改性乳化沥青用量为1.2Kg·m-2，纤维长度为 6-8cm，即在 沥青纤维增强封层 夹层到达最佳粘结性能状态下的所用量，每一种样品准备三个试件，试件厚度为 2mm 左右。在室温下，放置8h后再进行试验（至少保证破乳），试验要求所用的试件直径为 190mm，故将 300 300mm 的正方形剪成直径为 190mm 的圆形见图2，再进行试验。
3. 试验成型及结果
3.1暴露轮碾渗水试验。
将单独成型的纤维沥青应力吸收层固定在旧路面上，为了防止纤维沥青应力吸收层黏在轮上，撒少量单一粒径的碎石（2.36mm），在车辙仪中（0.7MPa）碾压 100 次，由于试验轮轮宽为 50mm，要保证轮碾在夹层上加载的均匀性，然后将纤维沥青封层单独取出。用混凝土渗水仪进行渗水试验，为了防止薄的夹层周边被破坏，在试件上加一块相同尺寸、孔径为 0.6mm 的钢丝网布，然后将模座放在上面，为了保证之间的密闭性，放置橡胶皮垫，观察试件在0.3MPa水压下的渗水情况。在试验过程中，随时观察试件表面是否渗水，进行 3 次平行试验。试验过程中，要保证密闭性，水不能从试件周围渗出，否则重新试验。同时进行三次平行试验，夹层都不渗水，故暴露轮碾下纤维沥青应力吸收层不渗水。
3.2热碾压后抗渗性实验。
（1）待旧路面完全干燥后，将单独成型的纤维沥青封层固定在旧路面上，为了防止夹层与上面的热碾压沥青混凝土粘结，中间用一层防粘纸和报纸隔开（加入热沥青混合料时，防粘纸和报纸被软化，起不到加筋作用，对试验没影响）。试件制备好后趁热将上面的沥青混凝土小心移除，取出中间的纤维沥青应力吸收层。将试件在标准试验条件下放置不少于 4h，用混凝土抗渗仪进行试验。将试件放入抗渗仪，确保密闭性，开始试验，在0.1MPa下保持 30min，观察试件表面是否有渗水迹象。
（2）同时进行三次平行试验，试件表面均无水迹，表明都不渗水。注意在试验过程中，一定保持良好的密封性，不能从周边渗水，且要保持压力为 0.1MPa。通过暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性试验，对只涂SBS 粘层油的夹层进行抗渗性能检验，试件表面均有渗水。通过对比发现，表明沥青纤维增强应力吸收层夹层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗 。
4. 小结
利用室内渗水试验：暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性实验对应力吸收层的抗渗水性能作更加合理地评价，提出抗渗水压强指标。结果表明当纤维沥青应力吸收层达到最佳粘结性能时确定出其组成材料的最佳用量：纤维用量为 120 g·m-2，纤维长度为 6-8cm，改性乳化沥青用量为 1.2Kg·m-2 时纤维沥青应力吸收层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗。
参考文献
[1]赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究[D].西安：长安大学，2010.
[2]陈华鑫， 张争奇， 胡长顺. 纤维沥青混合料的低温抗裂性能[J]. 华南理工大学学报（自然科学版），2004，（04）.
[3]孙雅珍， 赵颖华. 新型纤维增强沥青路面的研究[J]. 华东公路， 2002，（02）.
[4]申爱琴等.沥青路面层间处置新材料及施工关键技术研究[R].2009.2.
[5]朱春凤.玻璃纤维改善沥青混凝土性能的理论和试验研究[D].吉林：吉林大学，2007.
[6]沙庆林.高速公路沥青路面早期破坏现象及预防[M].北京：人民交通出版社，2001.
[7]刘中林，田文，史建方，谭发茂.高等级公路沥青混凝土路面新技术[M].北京：人民交通出版社，2002.
[8]JTG F40-2004.公路沥青路面施工技术规范[S].
[9] JTG H10-2009.公路养护技术规范[S].
[基金项目]河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
[文章编号]1619-2737（2014）10-20-817
[作者简介] 郏付堂（1969-），男，籍贯：河南上蔡人，职称：高级工程师，长期从事公路工程技术工作。
3. 试验成型及结果
3.1暴露轮碾渗水试验。
将单独成型的纤维沥青应力吸收层固定在旧路面上，为了防止纤维沥青应力吸收层黏在轮上，撒少量单一粒径的碎石（2.36mm），在车辙仪中（0.7MPa）碾压 100 次，由于试验轮轮宽为 50mm，要保证轮碾在夹层上加载的均匀性，然后将纤维沥青封层单独取出。用混凝土渗水仪进行渗水试验，为了防止薄的夹层周边被破坏，在试件上加一块相同尺寸、孔径为 0.6mm 的钢丝网布，然后将模座放在上面，为了保证之间的密闭性，放置橡胶皮垫，观察试件在0.3MPa水压下的渗水情况。在试验过程中，随时观察试件表面是否渗水，进行 3 次平行试验。试验过程中，要保证密闭性，水不能从试件周围渗出，否则重新试验。同时进行三次平行试验，夹层都不渗水，故暴露轮碾下纤维沥青应力吸收层不渗水。
3.2热碾压后抗渗性实验。
（1）待旧路面完全干燥后，将单独成型的纤维沥青封层固定在旧路面上，为了防止夹层与上面的热碾压沥青混凝土粘结，中间用一层防粘纸和报纸隔开（加入热沥青混合料时，防粘纸和报纸被软化，起不到加筋作用，对试验没影响）。试件制备好后趁热将上面的沥青混凝土小心移除，取出中间的纤维沥青应力吸收层。将试件在标准试验条件下放置不少于 4h，用混凝土抗渗仪进行试验。将试件放入抗渗仪，确保密闭性，开始试验，在0.1MPa下保持 30min，观察试件表面是否有渗水迹象。
（2）同时进行三次平行试验，试件表面均无水迹，表明都不渗水。注意在试验过程中，一定保持良好的密封性，不能从周边渗水，且要保持压力为 0.1MPa。通过暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性试验，对只涂SBS 粘层油的夹层进行抗渗性能检验，试件表面均有渗水。通过对比发现，表明沥青纤维增强应力吸收层夹层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗 。
4. 小结
利用室内渗水试验：暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性实验对应力吸收层的抗渗水性能作更加合理地评价，提出抗渗水压强指标。结果表明当纤维沥青应力吸收层达到最佳粘结性能时确定出其组成材料的最佳用量：纤维用量为 120 g·m-2，纤维长度为 6-8cm，改性乳化沥青用量为 1.2Kg·m-2 时纤维沥青应力吸收层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗。
参考文献
[1]赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究[D].西安：长安大学，2010.
[2]陈华鑫， 张争奇， 胡长顺. 纤维沥青混合料的低温抗裂性能[J]. 华南理工大学学报（自然科学版），2004，（04）.
[3]孙雅珍， 赵颖华. 新型纤维增强沥青路面的研究[J]. 华东公路， 2002，（02）.
[4]申爱琴等.沥青路面层间处置新材料及施工关键技术研究[R].2009.2.
[5]朱春凤.玻璃纤维改善沥青混凝土性能的理论和试验研究[D].吉林：吉林大学，2007.
[6]沙庆林.高速公路沥青路面早期破坏现象及预防[M].北京：人民交通出版社，2001.
[7]刘中林，田文，史建方，谭发茂.高等级公路沥青混凝土路面新技术[M].北京：人民交通出版社，2002.
[8]JTG F40-2004.公路沥青路面施工技术规范[S].
[9] JTG H10-2009.公路养护技术规范[S].
[基金项目]河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
[文章编号]1619-2737（2014）10-20-817
[作者简介] 郏付堂（1969-），男，籍贯：河南上蔡人，职称：高级工程师，长期从事公路工程技术工作。
3. 试验成型及结果
3.1暴露轮碾渗水试验。
将单独成型的纤维沥青应力吸收层固定在旧路面上，为了防止纤维沥青应力吸收层黏在轮上，撒少量单一粒径的碎石（2.36mm），在车辙仪中（0.7MPa）碾压 100 次，由于试验轮轮宽为 50mm，要保证轮碾在夹层上加载的均匀性，然后将纤维沥青封层单独取出。用混凝土渗水仪进行渗水试验，为了防止薄的夹层周边被破坏，在试件上加一块相同尺寸、孔径为 0.6mm 的钢丝网布，然后将模座放在上面，为了保证之间的密闭性，放置橡胶皮垫，观察试件在0.3MPa水压下的渗水情况。在试验过程中，随时观察试件表面是否渗水，进行 3 次平行试验。试验过程中，要保证密闭性，水不能从试件周围渗出，否则重新试验。同时进行三次平行试验，夹层都不渗水，故暴露轮碾下纤维沥青应力吸收层不渗水。
3.2热碾压后抗渗性实验。
（1）待旧路面完全干燥后，将单独成型的纤维沥青封层固定在旧路面上，为了防止夹层与上面的热碾压沥青混凝土粘结，中间用一层防粘纸和报纸隔开（加入热沥青混合料时，防粘纸和报纸被软化，起不到加筋作用，对试验没影响）。试件制备好后趁热将上面的沥青混凝土小心移除，取出中间的纤维沥青应力吸收层。将试件在标准试验条件下放置不少于 4h，用混凝土抗渗仪进行试验。将试件放入抗渗仪，确保密闭性，开始试验，在0.1MPa下保持 30min，观察试件表面是否有渗水迹象。
（2）同时进行三次平行试验，试件表面均无水迹，表明都不渗水。注意在试验过程中，一定保持良好的密封性，不能从周边渗水，且要保持压力为 0.1MPa。通过暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性试验，对只涂SBS 粘层油的夹层进行抗渗性能检验，试件表面均有渗水。通过对比发现，表明沥青纤维增强应力吸收层夹层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗 。
4. 小结
利用室内渗水试验：暴露轮碾渗水试验和热碾压后抗渗性实验对应力吸收层的抗渗水性能作更加合理地评价，提出抗渗水压强指标。结果表明当纤维沥青应力吸收层达到最佳粘结性能时确定出其组成材料的最佳用量：纤维用量为 120 g·m-2，纤维长度为 6-8cm，改性乳化沥青用量为 1.2Kg·m-2 时纤维沥青应力吸收层具有良好的防水性能，可有效的阻止水的下渗。
参考文献
[1]赵晓亮. 沥青纤维增强封层配合比设计研究[D].西安：长安大学，2010.
[2]陈华鑫， 张争奇， 胡长顺. 纤维沥青混合料的低温抗裂性能[J]. 华南理工大学学报（自然科学版），2004，（04）.
[3]孙雅珍， 赵颖华. 新型纤维增强沥青路面的研究[J]. 华东公路， 2002，（02）.
[4]申爱琴等.沥青路面层间处置新材料及施工关键技术研究[R].2009.2.
[5]朱春凤.玻璃纤维改善沥青混凝土性能的理论和试验研究[D].吉林：吉林大学，2007.
[6]沙庆林.高速公路沥青路面早期破坏现象及预防[M].北京：人民交通出版社，2001.
[7]刘中林，田文，史建方，谭发茂.高等级公路沥青混凝土路面新技术[M].北京：人民交通出版社，2002.
[8]JTG F40-2004.公路沥青路面施工技术规范[S].
[9] JTG H10-2009.公路养护技术规范[S].
[基金项目]河南省2013年科技发展计划项目（132102210464）：沥青路面纤维增强封层关键技术研究。
[文章编号]1619-2737（2014）10-20-817
预应力碳纤维筋损失试验 篇3
关键词：碳纤维筋,预应力,损失,计算公式
1 碳纤维筋材料特性
1.1 试件制作规范
试验中所采用的CFRP筋的直径为9.5 mm,共制作了3根套筒灌胶粘结锚具拉伸试件,其中3根试件两端钢套筒长度为110 mm,根据日本JSCE-1997和ACI440.3R-04的建议[1,2,3,4],纤维塑料筋自由段长度与直径的比值l/d在40～70之间,本文的碳纤维筋的l/d值为47。在CFRP拉伸试件的制作过程中,首先,调和适量树脂;其次,必须设置对中螺栓和对中胶圈,保证CFRP筋试件拉伸时只受到单向轴力的作用[5,6,7]。
1.2 试件制作
CFRP筋为各向异性材料,其抗剪能力较弱,本试验采用粘结型锚具,这种锚具的套筒内外表面均带有螺纹,在套筒内注入粘结剂实现碳纤维筋的锚固,再利用固定螺母将套筒固定到构件上。参考本课题组前期试验结果,本试验采用环氧树脂作为粘结剂,由环氧树脂、固化剂和金刚砂按一定质量配合比配制而成,制作后的试件如图1所示。
为增强粘结材料与CFRP筋材之间的摩擦力,其内表面加工有螺纹;为使套筒牢固的固定于纤维筋试验仪螺栓之上,其外表面也加工有螺纹通过固定螺帽使其不发生相对滑移,两端纤维筋插入无缝钢管的入口处加了对中胶圈,使纤维筋都处于无缝钢管的中部,降低实验误差,对中胶圈见图2,金刚砂试样如图3所示。本次试验中自主研发的“简易适用于纤维筋拉伸强度试验的装置”已经获得国家专利委员会的批准,专利号:201220335176.6。
2 材料性能试验结果分析
2.1 CFRP筋拉伸试件的破坏形态
本试验中3根9.5的CFRP筋试件均为纤维拉断破坏,破坏时可以清晰的听到纤维丝被拉断的声响,拉断后呈爆炸放射状。破坏形态如图4所示。各拉伸试件均未发生锚固段的粘结滑移破坏,说明试验采取的锚固措施稳定可靠。
2.2 CFRP筋的材料性能
CFRP筋的抗拉弹性模量按下式计算:
其中,Δσ,Δε分别为CRFP筋的应力增量和应变增量;ΔF为荷载增量;Af为CFRP筋的横截面积。CFRP筋的应力—应变曲线,如图5所示。由图5可知,碳纤维筋应力—应变图形基本呈线性关系,说明了CFRP筋线弹性的材料特点。拉伸试件的最终破坏形式表现为承载力突然丧失,故CFRP筋混凝土受弯构件将表现为脆性破坏。CFRP筋的材料性能指标如表1所示。
3 预应力损失分析
由于本试验采用先张法进行预应力的张拉,故取摩擦损失σl2=0;本项目预应力梁在实验室常温下试验,忽略温度变化带来的预应力损失,取温度损失σl3=0;当试件锚固在张拉体系上时,CFRP筋在锚具内发生滑移,致使被拉紧的CFRP筋内缩α引起了预应力损失σl1,混凝土结硬时体积收缩,或混凝土在预应力产生预压力方向上的徐变,引起构件长度的变短,则预应力CFRP筋也会发生内缩,因此会出现预应力收缩与徐变引起的损失。
3.1 预应力损失试验
本试验主要针对预应力短期损失和中长期损失,共设计6组试件,预应力短期损失试验的碳纤维筋长4 000 mm,在其两端分别制作套灌胶粘结型锚具,锚固端伸出350 mm,张拉端伸出650 mm,中间自由段长2 600 mm。两端各嵌入木模220 mm,梁长3 000 mm,见图6。
预应力碳纤维筋短期应力损失试件共4组,J-1和J-4为一个张拉锚固体系;J-2与J-3张拉锚固在另一个台座体系上。将预应力CFRP筋张拉至31 k N,持荷9 d后有效预应力如表2所示。
各预应力碳纤维筋持荷9 d的损失试验结果如表3所示。
碳纤维筋在长期荷载下,预应力筋松弛试验设备如图7所示。
如图7所示,本试验超张拉5%,形成稳定的锚固体系,待读数稳定后记录荷载值。监测并记录234 d。试验室温度处于8℃～18℃之间,保持一个相对稳定环境,定期记录压力传感器的力的荷载值,并记录CFRP筋上的应变值是否稳定,松弛试验结果见表4。
3.2 预应力损失计算
3.2.1 锚具损失
参考钢筋混凝土锚具损失计算方法,由锚具引起的损失按下式计算:
其中,α为张拉端锚具变形和纤维筋内缩值,mm;l为张拉端至锚固端之间的距离,mm;Ef为预应力CFRP筋的弹性模量,N/mm2。
由试验及理论得具体预应力损失值σl1见表5。
MPa
3.2.2 混凝土收缩与徐变引起的损失
本试验参照钢筋混凝土梁由收缩与徐变引起的预应力筋损失σl5,本试验梁中的收缩与徐变引起的损失可按下列公式计算:
其中,σpc为预应力筋在受拉合力点对混凝土法向产生的压应力;fcu'为混凝土立方体抗压强度;ρ为受拉区预应力筋的配筋率。
3.2.3 应力松弛引起的预应力损失
通过监测并记录234 d,室内温度处于8℃～18℃之间,基本上保持一个相对稳定环境。碳纤维筋松弛试验结果见表3,表4。碳纤维筋的松弛损失率是时间对数一元线性函数,CFRP筋的松弛损失较小,通过一组试验数据发现松弛率与时间对数值有良好的线性关系。由试验数据进行线性回归得到松弛损失拟合计算公式,并推算出在500 d后松弛损失率为7.13%,1 000 d后松弛损失率为7.61%,见表6。
4 结语
1)自主研发碳纤维筋拉伸试验仪,测试得到了碳纤维筋的强度和弹模。2)通过分析得知试验梁无摩擦损失与温度损失,本试验梁预应力损失主要有锚固损失、混凝土收缩与徐变引起的损失和应力松弛损失。3)本文给出了先张法混凝土的锚固损失、混凝土收缩损失和混凝土徐变损失三种情况下的建议公式,通过长期监测应力松弛并由一元线性回归,推导得到了碳纤维筋在长期荷载作用下的松弛率随时间对数变化的建议公式。
参考文献
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预应力碳纤维 篇4
关键词：碳纤维板,预应力,楔形,夹具,研制
CFRP增强塑料(Carbon Fiber Reinforced Polymer以下简称CFRP)是20世纪60年代以来随航天工业等尖端技术对复合材料的苛刻要求而发展起来的具有轻质、高强、耐腐蚀等优点的新型材料。土木工程界经过多年的研究与探索发展出通过将碳纤维片材(Carbon Fiber Reinforced Polymer Laminate)粘贴于需增强的结构物表面进行结构加固的方法，该方法不仅能够利用碳纤维的上述优点且具有施工工艺简单，现场操作简便的特点。在建筑、桥梁结构加固改造工程中有着极其光明的前景。然而目前大多数研究都是基于普通粘贴CFRP片材进行结构加固，从这些研究成果中发现普通粘贴CFRP片材虽然有着明显的加固效果但同时也存在一些缺点：
⑴CFRP的强度与其弹性模量比值比钢筋要大，如要发挥较大的强度，CFRP需要较大的变形。在正常使用状态下CFRP的强度利用率很低[1];
⑵普通粘贴CFRP片材加固时，可能发生如CFRP端部剥离破坏和由由剪切或弯曲裂缝引起的剥离破坏等早期破坏，从而达不到预期加固效果甚至引发重大安全事故[2];
⑶对于已有一定损伤的既有结构而言，外贴CFRP不能解决己有损伤的恢复问题，同时也无法避免加固后二次受力问题的影响[3];
⑷普通粘贴CFRP加固对改善使用阶段性能作用有限。
为了能充分利用CFRP片材的高强优势并解决上述缺陷，采用类似体外预应力的方法，通过一定的张拉装置将CFRP片材张拉到一定强度再固定于被加固构件的受拉面形成CFRP-混凝土构件的预应力体系，所形成的预应力不仅能平衡一部分结构自重和部分使用荷载产生的结构内力和变形，缓解内部钢筋的应变，还能对已开裂的结构起到缩小裂缝宽度限制裂缝开展的作用，并提高了CFRP材料的强度利用率，更大程度地提高了结构的屈服荷载和极限承载能力[4]，为CFRP增强材料在土木工程领域的应用开拓出新的途径。
1 本文研究目的
通过分析已有的研究成果，根据不同预应力系统所具备的优缺点，提出了目前CFRP预应力系统应具备的以下能力：
⑴锚固端与张拉端应有足够的锚固力和安全储备，保证在张拉或使用不发生因锚固力不足而导致的CFRP从夹具或锚具中滑出;
⑵锚固与张拉装置应轻巧灵便，减小施工难度，制作工艺简单造价低廉。
⑶张拉锚固装置实现即时张拉即时锚固而不需要等待胶体固化;
⑷系统适应能力强，能对不同跨度，不同条件的构件进行张拉。
⑸张拉过程中能够对CFRP板的张拉应力进行控制，应变控制或者应力应变双控;
⑹操作简单，对现场条件与施工人员要求不高。
通过前人的工作既然已经清楚预应力系统应具备的性能和要求，而且发现目前各种预应力碳纤维板张拉锚固体系都存在很多缺陷而不能真正有效的实施于实际工程。对此我们可以在进一步的研究中有的放矢，从机理出发进行研究，开发出一套受力合理、操作简单、经济实用的新型预应力楔形夹具。本文的研究内容可归纳总结为：
(1) 从锚固机理出发，通过试验研究清楚认识到各次试验失败原因以及需要解决的关键问题，研究并开发预应力碳纤维板夹具。
(2) 通过试验分析设计出一套具有足够锚固能力，小巧轻便的夹具并对其进行改进。
2 CFRP板夹具YXM的结构设计
夹具采用摩阻锚固原理设计的，它由夹片和锚杯组成，工作时利用CFRP板的回缩带动夹片一起移动，使夹片挤紧在锚杯内壁上;同时挤压力也使夹片将CFRP板紧紧夹住，产生极大的摩擦力，从而起到锚固效果。圆柱夹具尺寸为锚杯为直径80mm，高90mm的圆柱型钢块，其内夹片按照线切割工艺加工。在矩形夹具的基础上，连接螺孔由原来锚杯开口长方向两端改为长方向两侧。夹片内表面微齿为直接线切割成齿峰0.2mm齿长4mm的齿咬合夹片，齿幅度为R10mm，夹片加工闭合后，相对线切割出来的楔形块净间隙为0.6mm。夹片端口进行直接线切割处理。咬合齿可以更好的利用摩阻锚固原理，齿的弧度提高可以有效防止试验碳纤维板在夹片对它高压应力作用下咬坏。锚杯为圆柱型且连接螺孔为进口竖向两端从而可以有效的防止多次试验下锚杯内侧受压变形，从而防止夹片受力不均。夹具结构如图1所示。
3 CFRP板夹具YXM锚固力张拉试验
⑴试验准备
经过多次试验，发现碳纤维板的安装对中以及预紧至关重要。将预顶力施加到80KN，就可解决碳纤维板在安装过程中的对中问题，试验装置使用重庆大学岩土试验室INSTRON材料试验机，该试验机施加张拉力过程中可以记录下曲线变化情况并且加载速度更加平稳精确，其精度达到百万分之五。
试验前期工作准备好后，首先施加预顶力5～8kN, 然后在张拉机上均匀缓慢加力，观察试验机记录的曲线变化。当曲线出现变化时说明碳纤维板出现滑移找正。这时停止张拉力，卸下锚具进行预紧，预紧力加大为80KN。然后通过连接装置将碳纤维板夹具固定在张拉机的上下夹头进行张拉，由试验机控制张拉力从0kN开始加载直至发生破坏。试验机加载使用位移控制1mm/min。
试验前期工作准备好后，首先施加预顶力5～8kN, 然后在张拉机上均匀缓慢加力，观察试验机记录的曲线变化。当曲线出现变化时说明碳纤维板出现滑移找正。这时停止张拉力，卸下锚具进行预紧，预紧力加大为80KN。然后通过连接装置将碳纤维板夹具固定在张拉机的上下夹头进行张拉，由试验机控制张拉力从0kN开始加载直至发生破坏。试验机加载使用位移控制1mm/min。
⑵试验过程及结果
CFRP板夹具YXM锚固力张拉试验一共进行了十几次，由于篇幅的限制，现选择三次具有代表性的试验现象进行描述，更详细的试验资料可查询相关论文。
试验一：初预紧力5kN，试验预紧力80kN，压缩量0.09mm。
(1) 初预紧后张拉，张拉速度由位移控制为0.2mm/min，在9.5kN时，碳纤维板突然滑移，停止张拉。
(2) 卸下夹具，预紧力提高到80kN，再张拉，张拉速度由位移控制为1mm/min，在张拉力达到80kN、118kN、130kN时，夹片出现内缩，但很快稳定。在120kN时有破裂现象。当拉力达到140kN时，边缘开始有丝断，拉力达到149kN时，碳纤维板突然崩断为头发丝状。试验数据和现象如图2～图4所示。
试验二：初预紧力5kN，试验预紧力80kN，压缩量0.09mm，试验延时5小时。
(1) 初预紧后张拉，张拉速度由位移控制为0.2mm/min，在8.4kN时，碳纤维板突然滑移，停止张拉。
(2) 卸下夹具，预紧力提高到80kN，再张拉，张拉速度由位移控制为1mm/min，张拉力达到92.5kN, 105kN, 128kN时夹片内缩，在张拉力达到149.4kN时，碳纤维板突然断为丝状现象，加载停止。试验结果和现象如图5～图7所示。
试验三：初预紧力5kN，试验预紧力80kN，压缩量0.09mm
此次试验共做了两次，均在重庆大学结构试验室完成，试验操作严格按照前面试验程序进行，延时50小时做的拉伸试验极限拉应力140kN，延时5小时做的极限拉应力144kN。试验破坏图如图8所示。
试验破坏图(延时50小时)试验破坏图(延时5小时)。
⑶YXM部分试验数据统计表如表1所示，由此看出，多次试验平均应力达到2355MPa已经超过抗拉强度标准值。碳纤维板强度完全发挥出来了。
4 结语
夹具YXM经历一个漫长的摸索过程，每一次夹具的改进，锚固能力都有很大的提高，现YXM已经能够满足张拉锚固力的要求，其体积小，质量轻，加工成本低廉，在实际工程中能够适应及时张拉及时锚固的特点。
通过试验我们可以看到YXM夹具的锚固性能试验取得了令人满意的效果。其试验结果及分析总结如下：
⑴YXM夹具作为张拉设备，可以有效的对试验CFRP板施加预应力。整个试验操作过程只要几分钟，同时通过试验数据我们可以清楚看到张拉试验中碳纤维建立的最大张拉应力达到2483MPa，最大张拉力达到149kN。YXM夹具可以使试验碳纤维板强度98%发挥。
⑵张拉试验前的准备工作对张拉试验效果有至关重要的影响，碳纤维板的安装找正以及预紧力大小都直接影响到最终锚固力。因此预紧力不得小于80kN，所以在后续研究中也应该把试验前的准备工作规范化。
⑶通过YXM的前几次的张拉试验数据曲线可以看到夹片有明显的内缩现象。后面几次试验数据曲线相对较平稳，但极限张拉锚固力几乎没变化，这说明锚杯在高压应力作用下变形是存在的，但是可以反复使用。
⑷通过试验现象我们也可以看到，当张拉力达到140kN左右时，碳纤维板边缘开始出现碳纤维丝断裂现象，这也说明该夹具还没有完全解决边缘应力集中的问题，特别是夹具多次使用后边缘应力集中现象也更加明显。
就YXM而言仍有不足之处, 希望在将来的进一步研究中能设计出更好更完美的预应力CFRP板夹具。
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预应力碳纤维 篇5
1 试验设计
1.1 试件制作
试件采用两跨矩形截面连续梁, 截面基本尺寸为150mm×300mm, 总长度为4 000mm, 计算跨度l0为1 890mm。试验梁均采用C30商品混凝土, 全部受力钢筋采用HRB335, 下部通长配置2根φ12mm钢筋, 上部配置2根φ14mm钢筋;架力钢筋、箍筋采用HPB300, 架力筋采用2根φ8mm钢筋, 箍筋采用φ8mm@100mm并通长配置。试件参数与截面配筋图如图1所示。
1.2 材料参数
C30商品混凝土实测力学性能如表1所示。受力纵向钢筋HRB335, 架力钢筋、箍筋HPB300, 试验材料性能特性如表2所示。加固用纵向受力CFRP布采用日产FTS-C1-30, 横向CFRP布U形箍采用国产LED-300, 材料参数如表3所示。
1.3 试验加载装置及量测方案
试验采用液压伺服千斤顶施加竖向荷载, 通过两根分配梁将此竖向荷载传给试验构件, 液压伺服千斤顶传感器控制荷载大小以及分级加载速率, 每级加载结束后持续10min且百分表读数稳定后读取数据。试验主要量测各级荷载下钢筋的应变、混凝土的应变、CFRP布的应变、梁的挠度以及裂缝分布、宽度、发展过程。试验装置示意图如图2所示。
1.4 CFRB布的张拉工艺及试验方案
论文采用机械张拉的方式, 将CFRP布两端头用钢板粘贴牢固后, 借助外部水平反力架用手扳葫芦进行张拉施加预应力, 张拉装置示意图如图3所示。试验方案如表4所示。
2 试验现象及破坏过程
梁L1的破坏表现为典型的钢筋混凝土连续梁受弯破坏, 刚开始在11.0k N作用下中间支座上部出现细微裂纹, 当荷载加载到19.7k N时大约在左跨跨中1/3净跨并远离中间支座A和右跨跨中1/3净跨并远离中间支座B (见图2) 位置处同时开裂, 随着荷载进一步增大, 裂缝宽度增大、新裂缝不断出现, A处、中间支座和B处位置钢筋先后达到屈服, 随后A处受压区混凝土被压碎。
梁L2由于在试件中间支座处梁顶两侧对称粘贴了非预应力CFRP布和梁跨内梁底两侧对称粘贴了非预应力CFRP布, 出现裂纹情况同梁L1, 只是出现裂缝时对应荷载值较梁L1偏大;由于CFRP布抑制了裂缝的发展, 梁L2裂缝宽度和间距相比梁L1较窄;随着裂缝的不断延伸宽度不断增大, A处和B处及中间支座钢筋先后屈服, 屈服荷载达到了将近90k N;随着荷载不断增大, 在102.2k N荷载作用下CFRP布开始发出剥离声, 大约在A处的CFRP布最终被撕裂, 中间支座上部侧贴CFRP布也被撕裂。
梁L3和梁L4由于在中间支座处梁顶两侧对称粘贴了非预应力CFRP布和跨内梁底两侧对称粘贴了施加了预应力的CFRP布, 预应力CFRP布减小了钢筋的拉应变, 裂缝宽度在荷载较大的情况下依然较窄, 裂缝表现为细密, 挠度增长缓慢, 屈服现象没有梁L1和梁L2明显, 破坏前CFRP布不断发出剥离声, 随后试验梁破坏。
3 试验结果分析
3.1 承载力分析
表5列出了各试验梁的受弯承载力试验值。
从开裂荷载来看, 在初始荷载不大的情况下, 梁L2和梁L3的A和B位置处开裂荷载与梁L1相比, 分别提高了25.4%和50.8%, 表明了初始荷载较小下CFRP布加固能延缓连续梁开裂;梁L4在初始荷载作用下A和B位置处已经开裂, 其开裂荷载基本上等同于梁L1。由于实验在不卸载情况下加固, 中间支座处负弯矩最大, 在初始荷载作用下已经开裂或者接近开裂, 加固对其开裂荷载作用不大。
从屈服荷载来看, 非预应力梁L2比梁L1的屈服荷载提高了40.2%;预应力加固试验梁L3和L4屈服荷载较梁L1分别提高了64.3%和56.3%。这是因为钢筋屈服时CFRP布发挥了部分强度, 特别是施加预应力的CFRP布强度发挥更明显。梁L3比梁L4屈服荷载提高了5.1%。
从破坏荷载来看, 配筋情况相同下, 侧贴CFRP布加固的混凝土梁的极限荷载均明显高于梁L1。梁L2的极限荷载比对比梁L1提高了34%, 梁L3和L4的极限荷载较为接近, 与梁L1相比分别提高了60.8%和53.3%;在预应力大小相同的情况下, 加固初始荷载较大的梁L4比梁L3极限承载力降低了5.2%。
3.2挠度分析
图4为各试验梁的挠度比较曲线。从图中可以看出在相同荷载作用下, 试验梁L1的挠度最大, 其次分别是试验梁L2, L4和L3, 说明侧贴非预应力CFRP布加固试件和侧贴非预应力CFRP布加固试件能在一定的程度上提高了试验梁的刚度, 减小了连续梁的挠度;在荷载52.22k N作用下, 试验梁L1, L2, L3和L4的挠度分别为3.65mm、2.79mm, 2.05mm和2.31mm。梁L3在初始荷载为9.72k N作用下加固后, 在荷载挠度曲线中斜率突变增大, 这说明预应力CFRP布与试验梁有较好的粘结效果, 能与试验梁共同工作发挥作用, 并且能增加梁的刚度;梁L4在初始荷载为24.72k N作用下, 加固后也有同样的情形;从延性角度来看梁L1最好, 普通加固梁L2延性有一定的减弱, 预应力加固梁L3和L4延性最差。
3.3 裂缝开展情况
表6列出了各试验梁在不同荷载下的裂缝宽度。通过观察试验过程连续梁的裂缝开展情况, 可以发现随着荷载的增加试验构件裂缝逐渐明显。
注:左右1/3表示A和B处裂缝宽度最大值。
试验结果表明, 在相同荷载作用下, 试验梁L1在A处、B处及中间支座的裂缝宽度都较其他梁大, 特别是荷载作用较大的情况下, 差距越明显;试验梁L2, L3和L4的裂缝开展与梁L1类似, 但同级荷载下非预应力加固梁比预应力加固梁的裂缝宽度大。相同预应力水平的条件下, 初始荷载大的试验梁裂缝宽度大;采用预应力CFRP加固后混凝土梁裂缝间距比较均匀。对CFRP布施加预应力加固, CFRP的抗拉高强度的性能得到了进一步的发挥, 能有效地抑制裂缝的开张, 减小了裂缝宽度。随着荷载的增加, 预应力加固试验梁出现了细而密的裂缝, 其受力性能较非预应力加固梁相比得到了有效的改善。
4 结论
实际加固工程中, 当梁底有障碍物, 难以实现在梁底粘贴CFRP布时, 在连续梁的受拉区对称侧贴预应力CFRP布进行加固有效。
1) 侧贴预应力或非预应力CFRP布加固连续梁都能有效地提高加固梁的屈服荷载和极限荷载, 但预应力CFRP布加固连续梁效果更为显著;
2) 预应力CFRP布的存在提高了连续梁的刚度, 减少其挠度和裂缝宽度;
3) 侧贴预应力CFRP布加固连续梁, 开裂之前加固比开裂后加固效果更明显。
摘要：不同初始荷载下, 采用了侧贴预应力碳纤维布加固连续梁的方法, 研究了未加固、侧贴非预应力碳纤维布加固和侧贴预应力碳纤维布加固连续梁的裂缝开展、变形性能、承载能力及破坏情况, 并对其进行了对比分析, 表明侧贴预应力碳纤维布加固连续梁可明显提高加固梁的屈服和极限荷载, 预应力碳纤维布的存在提高了连续梁的刚度, 减小了连续梁的挠度。
关键词：预应力碳纤维布,侧贴,加固,试验研究
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预应力碳纤维 篇6
在耐久性方面及与此相关的构件承载力下降方面,以CFRP(Carbon Fiber Reinforced Polymer)筋作为预应力筋的无粘结部分预应力混凝土梁板明显优于常规预应力钢筋混凝土梁板[1]。对于无粘结CFRP筋部分预应力混凝土连续梁板,当中支座控制截面和跨中控制截面相对刚度的变化时,则会发生内力重分布,进而产生弯矩调幅现象[2,3]。
尽管相关学者对无粘结CFRP筋部分预应力混凝土连续梁开展了试验研究[4],并获得了该类梁的弯矩调幅系数的计算公式,但其对关键参数考察的不够全面。因此,为合理地进行无粘结CFRP筋部分预应力混凝土连续梁板的塑性设计,有必要开展非线性分析。本文分析表明,影响无粘结CFRP筋部分预应力混凝土连续梁板弯矩调幅的因素不仅仅包括中支座控制截面综合配筋指标和跨中控制截面综合配筋指标这两个参数,因此探讨相关参数对该类连续梁板弯矩调幅的影响规律,从中确定关键参数并为建立相应计算公式提供依据。
1计算思路
当中支座控制截面受压边缘混凝土达到极限压应变εcu(εcu=0.003 3)时,认为连续梁板达到正截面承载能力极限状态,据此计算弯矩调幅系数及进行连续梁板的塑性设计。CFRP筋按抛物线方式布置在梁板中,以张拉CFRP筋后、施加荷载前的CFRP筋长度为基准计算CFRP筋的极限应力增量,该极限应力增量是计算弯矩调幅系数的前提。
这里需要指出,本文所模拟的两跨连续梁板跨中控制截面与中支座控制截面的预应力筋配筋指标相同,为考察跨中控制截面和中支座控制截面的综合配筋指标之间的差异对弯矩调幅系数的影响,可分别改变跨中控制截面和中支座控制截面的非预应力筋配筋指标。
1.1连续梁板微段的划分
分别以跨中最大正弯矩所在截面和跨中零弯矩所在截面为分界点,将两跨连续梁板中的任意跨划分为三个区段,再根据受压边缘混凝土压应变均匀变化的原则及静力平衡条件将每一区段划分为若干微段。例如,图1所示的是跨中单点对称加载的两跨连续梁的区段划分,区段Ⅰ被划分为n个微段,假设εn和ε0分别表示跨中控制截面和边支座截面的受压边缘混凝土压应变,则第j个微段右端截面受压边缘混凝土压应变:
1.2截面弯矩、曲率的计算
沿截面高度将梁板划分为若干条带,并用条带中心线位置混凝土的应变作为该条带混凝土应变的平均值。根据截面曲率ϕ,截面受压边缘混凝土压应变εj,截面任意纤维与截面受压边缘之间的距离y,由平截面假定求出截面任意纤维处应变ε:
截面力的平衡方程及截面弯矩的平衡方程分别如式(3)及式(4)所示。若已知CFRP筋应力σf及截面受压边缘混凝土压应变εj,通过迭代可计算出截面曲率和弯矩。
式中,A和σ分别代表应力和条带面积,y代表条带中心或纵筋中心与梁截面形心之间的距离,下标ci、sj和fk分别表示第i个混凝土条带、第j根非预应力纵筋和第k根预应力CFRP筋。
1.3CFRP筋应力计算
沿梁板长对CFRP筋水平处混凝土应变积分,可得梁板中CFRP筋伸长及应力增量值。以区段Ⅰ的第j微段为例,根据第j微段中间截面的曲率ϕj、中性轴高度cj、CFRP筋合力点距混凝土受压边的距离hfj及微段长度Δxj,可得出该微段CFRP筋水平处混凝土的伸长Δlj:
则区段Ⅰ中CFRP筋合力点处混凝土的伸长值:
按上述方法可求出区段Ⅱ、Ⅲ中CFRP筋合力点处混凝土的伸长值,进而确定CFRP筋的应力增量。
1.4支座反力的确定
两跨连续梁板的支座反力因内力重分布现象而不能用弹性方法确定,此时,可将中支座位置用一支座反力代替,根据中支座位置位移为零的条件确定支座反力。中支座位置位移可由共轭梁法[5]求出,当中支座位置位移vi=0时,所确定的支座反力是同时满足变形平衡条件和内力平衡条件的,此时的中支座截面弯矩为极限受弯承载力M。
1.5弯矩调幅系数的计算
为考虑公式的普适性和简便性,并使预应力连续梁板的塑性设计与其弹性设计方法相协调,弯矩调幅对象应取为张拉引起的次弯矩Msec与中支座控制截面的外荷载弯矩MLoad之和(MLoad+Msec)[6,7,8]。弯矩调幅系数计算流程如图2所示。
根据跨中控制截面和中支座控制截面的极限受弯承载力,以及张拉CFRP筋引起的次弯矩Msec,可以推导出与不同加载方式相应的外荷载量值,再根据弹性方法计算外荷载作用下的弯矩MLoad。由以上计算结果可得弯矩调幅系数δ:
2参数对弯矩调幅系数的影响
2.1中支座控制截面综合配筋指标β0i
已知跨中控制截面非预应力筋配筋指标βsm和预应力筋配筋指标βf为某一定值,当CFRP筋弹性模量为Ef=1.5×105 MPa、加载方式为均布荷载、跨高比为l/h=20时,两跨连续梁的弯矩调幅系数δ受中支座控制截面的非预应力筋配筋指标βsi的影响情况如图3所示。
图3反映了随着中支座控制截面的非预应力筋配筋指标βsi的增加,弯矩调幅系数δ随之减小。实际上,其它配筋指标不变的前提下,增加中支座控制截面的非预应力筋配筋指标βsi,会增加中支座控制截面刚度与跨中控制截面刚度之比,这就是导致弯矩调幅系数δ减小的原因。
2.2跨中控制截面综合配筋指标β0m
已知中支座控制截面非预应力筋配筋指标βsi和预应力筋配筋指标βf为某一定值,当CFRP筋弹性模量为Ef=1.5×105 MPa、加载方式为均布荷载、跨高比为l/h=20时,两跨连续梁的弯矩调幅系数δ受跨中控制截面的非预应力筋配筋指标βsm的影响情况如图4所示。
图4反映了随着跨中控制截面的非预应力筋配筋指标βsm的增加,弯矩调幅系数δ随之增加。实际上,其它配筋指标不变的前提下,增加跨中控制截面的非预应力筋配筋指标βsm,会增加跨中控制截面刚度与中支座控制截面刚度之比,这就是导致弯矩调幅系数δ增加的原因。
2.3预应力度
已知中支座控制截面和跨中控制截面的非预应力筋配筋指标和预应力筋配筋指标均相同,当CFRP筋弹性模量为Ef=1.5×105 MPa、加载方式为均布荷载、跨高比为l/h=20时,两跨连续梁的弯矩调幅系数δ受预应力度λ的影响情况如图5所示。
图5反映弯矩调幅系数δ受预应力度λ的影响程度较小。由于中支座控制截面与跨中控制截面的相对刚度变化受预应力度λ的影响较小,故产生了图3所反映的现象。
2.4加载方式
已知中支座控制截面和跨中控制截面的综合配筋指标相同,且预应力度λ均为0.5,当CFRP筋弹性模量为Ef=1.5×105 MPa、跨高比为l/h=20时,在均布荷载、三分点荷载及跨中单点荷载作用下,两跨连续梁的弯矩调幅系数δ的变化情况如图6所示。
图6反映了对于上述三种加载方式,随着综合配筋指标的增加,都出现了弯矩调幅系数δ随之减小的现象。均布荷载下的弯矩调幅系数δ要大于三分点荷载下的相应值,二者均明显大于跨中单点荷载下的弯矩调幅系数δ。这是因为,在承载能力极限状态下与三种加载方式相对应的,两跨连续梁的曲率分布及两控制截面相对刚度均不同,所以弯矩调幅系数δ也不同。
2.5跨高比
已知CFRP筋弹性模量为Ef=1.5×105 MPa,当加载方式为均布荷载时,不同配筋指标下,两跨连续梁的弯矩调幅系数δ受跨高比l/h的影响情况如图7所示;当中支座控制截面与跨中控制截面的预应力筋配筋指标及非预应力筋配筋指标均为0.11时,不同加载方式下弯矩调幅系数δ受跨高比l/h的影响情况如图8所示。
图7反映了弯矩调幅系数δ随跨高比l/h的增加而减小,其变化程度受配筋指标影响较大;图8反映出弯矩调幅系数δ与跨高比l/h之间的关系受加载方式的影响较大。图7与图8说明了跨高比在影响弯矩调幅系数δ时,与综合配筋指标及加载方式存在较大关联。
2.6CFRP筋弹性模量
当加载方式为均布荷载、跨高比为l/h=20、预应力度λ为0.5时,弯矩调幅系数δ受CFRP筋弹性模量Ef的影响情况如图9所示。图9反映出弯矩调幅系数δ几乎不随CFRP筋弹性模量而变化。
3弯矩调幅系数计算公式
为使计算公式简便并偏于安全,连续梁、连续板分别取用跨高比l/h=20、40时的弯矩调幅系数计算公式。根据上述分析结果可知,建立弯矩调幅系数δ计算公式时应以跨中控制截面综合配筋指标β0m、中支座控制截面综合配筋指标β0i、荷载作用形式为变量。
跨高比l/h=20时,分别与均布荷载、跨中单点荷载、三分点荷载相对应的以综合配筋指标β0m和β0i为自变量,以δ为因变量的拟合曲面如图10所示,对图中数据进行拟合,得连续梁的弯矩调幅系数δ计算公式
式(8a)适用于均布荷载作用下的连续梁,式(8b)适用于跨中单点荷载作用下的连续梁,式(8c)适用于三分点荷载作用下的连续梁,图10中的拟合曲面说明了式(8)回归精度较高,能与仿真分析数据较好地符合。
跨高比l/h=40时,分别与均布荷载、跨中单点荷载、三分点荷载相对应的以综合配筋指标β0m和β0i为自变量,以δ为因变量的拟合曲面如图11所示,对图中数据进行拟合,得连续板的弯矩调幅系数δ计算公式
式(9a)适用于均布荷载作用下的连续板,式(9b)适用于跨中单点荷载作用下的连续板,式(9c)适用于三分点荷载作用下的连续板,图11中的拟合曲面说明了式(9)回归精度较高,能与仿真分析数据较好地符合。
这里需要说明,图10和图11中,弯矩调幅系数δ大于0表明弯矩由中支座向跨中调幅,δ小于0表明弯矩由跨中向中支座调幅,δ等于0表明弯矩调幅不存在。
4结 论
应用无粘结CFRP筋部分预应力混凝土连续梁板的仿真分析程序,分析了各参数对连续梁板弯矩调幅系数的影响规律。分析结果表明,与其它参数相比,预应力度和CFRP筋弹性模量对弯矩调幅系数的影响可以忽略。为此,以中支座控制截面综合配筋指标、跨中控制截面综合配筋指标和加载方式为变量,分别建立连续梁和连续板弯矩调幅系数的计算公式,其精度较高。所建立的弯矩调幅系数计算公式体现了跨中控制截面与中支座控制截面相对刚度的变化。
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预应力碳纤维 篇7
关键词：桥梁工程,预应力碳纤维板,加固,施工工艺
目前在桥梁加固领域常用的碳纤维板材粘贴工艺属于被动加固,碳纤维板材自身不施加预应力。由于碳纤维板材与钢筋的弹性模量相当,而其抗拉强度高达钢筋的10倍,导致其抗拉贡献极其有限,一般强度发挥不足20%。另一方面,非预应力碳纤维板材在较低应力水平时会与混凝土产生剥离,导致加固结构提前破坏,从而降低了加固作用。在这种情况下,预应力碳纤维板应运而生。该技术综合体外预应力加固技术与粘贴碳纤维板加固技术,对涂覆有专用胶黏剂的预应力碳纤维板进行张拉,并粘贴与锚固至梁体上。与直接粘贴碳纤维加固相比,一方面预应力碳纤维板锚固体系的应变滞后程度得以改善,可充分发挥碳纤维板的高强特性;另一方面,可平衡原结构一部分恒载,有效增加结构刚度,减少构件挠度,很大程度上延缓裂缝开展及减少裂缝宽度,提高结构的承载能力,明显改善加固梁体的使用性能[1,2,3]。
1 工程概况
某桥梁为公路工程组成部分,建于2006年,为5×35 m双幅分离式连续梁桥,单幅桥面布置为0.5 m(护栏)+11.0 m(机动车道)+0.5 m(护栏)。2012-05,桥下发生火灾,火灾影响范围为小里程侧边跨与次边跨,边跨梁端16 m范围受损严重,其余范围主要受到燃烧物烟熏。
经检测评估,大桥左幅端跨箱梁在火灾高温作用下,箱梁底板、腹板及翼板混凝土发生不同程度的剥落,材料力学性能恶化,综合评定其受损程度为二级(中度损伤),从结构受力安全角度考虑须及时采取措施进行修复加固。
2 加固设计
2.1 加固方案
(1)箱梁剥落:对剥落混凝土采用逐层找平和灌注相结合的方法进行修复,同时对受损钢筋进行修整与置换,并粘贴钢板补强,兼作修复模板。
(2)纵向受力:对受损严重的左幅箱梁,采用增设体外预应力的主动加固方法进行补充与恢复结构因火损而损失的抗力;对受损较轻的右幅箱梁,采用粘贴碳纤维布的方法进行补强,并兼顾耐久性。
(3)横向受力:针对翼板下横向预应力钢筋外露、灼烧、未灌浆等严重病害,采用增设翼板钢结构支撑的方法,承担翼板上的活载,改善大悬臂翼板的受力状态。
(4)受损支座:桥台处箱梁支座本已严重锈蚀,又在本次火灾中受到损伤,导至四氟滑板周边卷曲变形、滑动面不锈钢板表面粗糙,不能正常滑动。需采用顶升更换的方法,以保证支座的正常工作状态,适应箱梁伸缩的需求。
(5)整体外观:两跨范围箱梁外表面大部分受到烟熏变黑,应进行清洁处理;同时考虑到箱梁外表面钢筋净保护层设计厚度为3 cm,部分区域实测厚度小于设计值,且本桥跨越大海,易受到腐蚀,故须对箱梁外表进行阻锈及涂装防护。
2.2 加固检算
考虑结构修复加固后,箱梁局部刚度恢复至95%(实际刚度基本恢复),计入主梁在施工时超方5%(实测底板厚度30 cm、设计24 cm),并计入修复加固措施所增加恒载,以及边跨增设体外预应力碳纤维板后结构抗力的提高。按照以上假定及增加的修复加固措施进行模拟计算分析。同时考虑到底板、腹板预应力钢筋可能受到的火灾影响,按以下3种受损状况进行分析:
(1)非常规预应力损失20%。该状况下采取修复加固措施后,箱梁结构承载能力完全满足设计规范要求;按照设计荷载活载计算,箱梁上下缘均不会出现拉应力,主压应力、法向压应力均满足要求,若考虑粘贴钢板及支撑架参与受力,主拉应力满足规范要求。
(2)非常规预应力损失30%。依据现场检测评估结论,非常规预应力损失不可能超过20%。在假设非常规预应力损失30%的情况下,采取修复加固措施后,箱梁结构承载能力仍满足设计规范要求;按照设计荷载活载计算,箱梁上下缘均不会出现拉应力,主压应力、法向压应力均满足要求,只有主拉应力不满足规范要求。
(3)非常规预应力损失0%(假定预应力无损伤)。该状况下采取修复加固措施后,箱梁结构承载能力完全满足设计规范要求;按照设计荷载活载计算,箱梁上下缘均不会出现拉应力,压应力也不会超限,主压应力、法向压应力均满足要求,若考虑粘贴钢板及支撑架参与受力,主拉应力是满足规范要求的。
(4)根据综合计算、分析,虽然受损后结构存在一定的安全隐患,但通过修复加固后,结构能够满足正常使用要求。
3 加固方法与步骤
以受损严重的左幅箱梁底板为例,对加固方案进行详细阐述[4]。
3.1 箱梁底板混凝土剥落区域的修复与补强
左幅箱梁底板最大剥落深度约8 cm,修复材料为聚合物高性能砂浆,采用逐层修补与灌注相结合的方法,在底面粘贴钢板,兼作修复模板与补强措施,进行结构尺寸恢复。粘贴钢板受力方向为纵桥向,粘贴范围为纵桥向7.5 m(距梁端5~12.5 m),横桥向4.6 m(中心线两侧各2.3 m)。具体方法如下:
(1)凿除剥落区域表层劣质混凝土和周边区域(粘贴钢板范围)表层混凝土。
(2)凿除范围涂刷阻锈剂,对外露钢筋进行除锈与整合、置换处治,植入粘贴钢板锚固用螺杆,在底板钻注浆出入孔。
(3)涂刷界面剂,对剥落区域外露钢筋网以下的范围进行逐层修补。
(4)在钢板上放样钻孔,在钢板粘贴面涂刷粘钢胶(植砂粒)后安装就位,周边粘贴钢板,中间部位形成空腔,须保证钢板周边及对接缝密实、不漏气。
(5)在箱内低端注浆孔注入砂浆,待空腔中部及高端周边的出浆孔均流出均匀的砂浆后,逐个封闭孔口,确保注浆饱满与密实。
(6)养护并进行钢板表面防护。
3.2 箱梁底板增设预应力碳纤维板
因左幅箱梁火损较严重,在底板混凝土剥落等缺陷修复后,须在箱梁底板增设体外预应力进行结构总体纵向受力的补强与加固,以补充火损后结构本身受损而丧失的效应,并承担因修复、补强、加固等措施而增加的恒载作用。
梁底共增设18条50 mm×3.0 mm的预应力碳纤维板,其标准抗拉强度为2 800 MPa,弹性模量为1.6×105MPa,锚下张拉控制应力为1 400 MPa。纵桥向受力长度为29 m,张拉、锚固点均错开布置,每个横断面布置6个,间距1 m或0.5 m;横桥向间距不等,最小间距15 cm(见图1),以避开体内预应力钢束。
具体粘结方法与步骤如下:
(1)对底板进行全面打磨处理以完全去除火灾烟熏痕迹,详细检查有无开裂等病害,并进行相应处理、涂刷阻锈剂。
(2)探明原有预应力筋与普通钢筋位置,以便于确定碳纤维板锚固块的安装位置,标注安装位置中心线,通过施工放样进行钻孔,清孔后注胶植入锚栓。
(3)待植筋胶达到设计强度后,安装张拉端与固定端锚固块,碳纤维板现场下料,两端用专用锚头夹持,安装碳纤维板于锚固块上。
(4)在邻跨进行压重,本跨达到卸载状态下,进行预应力碳纤维板张拉、锚固。
将3辆满载砂石料的载重车停放于邻跨跨中中间车道指定位置进行压重,本次压重共150 t。
碳纤维板分3批进行张拉,每次张拉6根,横桥向对称张拉,以张拉应力控制为主,张拉伸长量作为校核。张拉时先将碳纤维板分级张拉至1 390 MPa,然后使用千斤顶将碳纤维板顶升至贴紧梁底,两端用顶压板定位。顶升前,在碳纤维板与梁体接触面涂环氧胶,顶升密贴后实现有粘结预应力,且张拉控制应力达到设计值1 400 MPa。
(5)张拉、锚固完成后,卸除邻跨桥面压重,对锚固件、锚具及碳纤维板进行防护。为增加预应力碳纤维板锚固体系的耐久性并防止遭受人为破坏,采取植筋、增设钢筋、灌注高性能砂浆的方式对张拉端及锚固端原外露的钢构件进行永久性防护。
4 加固实施过程监测
4.1 计算模型
采用桥梁通用有限元软件MIDAS建立桥梁施工监测计算模型(见图2),对左幅箱梁底板张拉碳纤维板施工过程进行模拟,计算工况分为:桥面邻跨压重完成后、碳纤维板分批张拉、压重卸载之后。
4.2 施工监测
针对混凝土箱梁的受力特点,重点监测碳板张拉跨(边跨)跨中及压重跨(邻跨)跨中下缘的应力与位移等。以下仅就位移监测进行详细阐述。
采用拉线式位移计测试主梁高程及变化,在桥面压重之前,对各拉线位移计读数进行清零。分别对桥面压重之后、第1批碳板张拉完成后、第2批碳板张拉完成后、第3批碳板张拉完成后、桥面压重卸除之后各拉线位移计进行测读。梁体理论及实测位移数据如表1~表3所示,表中位移竖直向上为正,反之为负。
由表1~表3中的数据可以看出:
(1)各施工工况下梁体位移实测值均较小于理论计算值,表明桥梁刚度满足设计要求;
(2)压重卸载后,梁体位移存在残余位移量,但残余变形率较小,表明桥梁处于弹性工作状态;
(3)压重加载后,梁体压重加载位移效率为81.3%~86.8%,表明为了使得碳板能够更好地与梁体共同受力而在邻跨桥面进行预先压重取得了预期的效果;
(4)箱梁底板增设预应力碳纤维板,箱梁边跨产生一定上拱,梁底缘产生一定预压应力,不仅提高了箱梁承载力,而且提高了箱梁的刚度。
4.3 监测结论
箱梁底板张拉碳纤维板之前对邻跨桥面进行压重,对碳板张拉跨施加一定的预拱度,待碳板张拉完成后,卸除桥面压重,在碳板张拉跨由于卸除邻跨桥面压重导致的桥跨下挠作用下,碳板更好地与梁体共同协调受力,充分起到了对梁体的纵向受力加固作用。
5 结论
基于上述工程实例,结合计算分析与施工监测验证,得到以下结论:
(1)为使得碳纤维板能更好地与梁体共同受力,达到张拉碳纤维板主动加固的目的,可以在碳纤维板张拉、锚固之前,在邻跨桥面进行相应压重。
(2)为增加碳纤维板锚固体系的耐久性并防止人为破坏,可采取植筋、增设钢筋、灌注高性能砂浆的方式对其进行永久性防护。
(3)采用预应力碳纤维板加固混凝土箱梁,能够有效改善梁体的受力性能,加固效果显著,该加固技术及工艺可以在桥梁维修加固中推广采用。
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预应力碳纤维 篇8
1 试验材料
试验采用的原材料包括:1) 水泥:P.O52.5普通硅酸盐水泥;2) 细集料:细度模数2.80中砂;3) 掺合料:Ⅰ级粉煤灰;4) 正交碳/玻璃纤维编织网 (见图1, 主要参数指标见表1) ;5) 外加剂:超塑化剂FM38;6) 悬浮硅灰m硅灰∶m水=1∶1;7) 水:自来水。
试验所采用细骨料混凝土的稠度应根据实际情况进行配合比调整, 对纤维编织网增强混凝土配比时应考虑混凝土应具有早期强度高、低收缩性、与纤维编织网有较高的粘结力等方面的一些要求。试验用混凝土质量配合比见表2。
2 试验方法
2.1 预应力张拉试验装置
为了满足试验对纤维编织网施加预应力的需要, 与柳州欧维姆公司合作研制出预应力张拉设备 (见图2) , 该套预应力张拉设备包括张拉台座和张拉泵站两部分, 通过张拉泵站提供油压对反力台架上纤维编织网施加预应力, 再在工作平台上浇筑混凝土, 通过安装、调试和初次使用, 满足试验要求。
2.2 试件制作
为测试预应力纤维编织网增强混凝土薄板界面粘结性能, 按照表2中混凝土质量配合比制作了三块试验薄板, 薄板试件采用的纤维编织网布置方案如下:薄板S1:板厚20 mm, 薄板中间铺设未施加预应力未浸胶正交碳/玻璃纤维编织网, 测试经向碳纤维与混凝土粘结性能。薄板S2:板厚20 mm, 薄板中间铺设浸胶后正交碳/玻璃纤维编织网, 测试浸胶碳纤维与混凝土粘结性能。薄板S3:板厚20 mm, 薄板中间铺设未浸胶正交碳/玻璃纤维编织网, 对经向碳纤维施加2 k N预应力, 测试预应力碳纤维与混凝土粘结性能。预应力纤维编织网增强混凝土薄板制作完成后24 h拆模, 放在温度为20℃的水中养护28 d, 将其切割成140 mm×40 mm×20 mm的试件。
2.3 试验方法
传统测试材料界面粘结性能的方法是做拔出试验, 但对纤维编织网与混凝土基体间界面粘结测试, 这种直接拔出试验有几点难于控制的问题:1) 难于对纤维编织施加预应力;2) 易对露出基体的编织网的根部产生界面微观损伤;3) 与测试纤维方向垂直方向的纤维束对界面粘结的影响难于测定。为了能较真实测定纤维编织网与混凝土基体之间影响粘结性能的因素, 借鉴斯图加特大学采用从薄板试件中切取小单元的方法[2], 将增强混凝土薄板切割成140 mm×40 mm×20 mm的试件, 根据端头露出碳纤维粗纱位置, 在薄板大约中间位置切割成一个1 cm×3 mm的“颈”, 保证“颈”部有碳纤维粗纱存在[3]。切割后测试试件形状尺寸见图3。
3 试验过程与试验结果
3.1 试验过程
界面粘结试验在液压传动的万能试验机上进行, 为避免试件在夹具片间滑移, 先在测试试件上夹持部位涂上胶, 再安上夹具, 使胶上压出夹具片的内齿齿痕, 当胶体硬化后, 将试件安装在试验机上, 试验的主要参数是:试件净距离100 mm;加载速度0.3 mm/min;纤维编织网与混凝土基体间的滑移以及相应荷载的大小通过计算机采集数据。
3.2 试验结果
试验测得试件S1和S2粘结滑移对比曲线见图4;试件S1和S3粘结滑移对比曲线见图5。
4 试验分析
4.1 浸胶对界面粘结性能的影响
由图4可知, 对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 测试试件最大抗拉负荷为1 160 N, 而未浸渍环氧树脂试件最大抗拉负荷为575 N, 浸胶后试件纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能好于未浸胶纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能。
纤维编织网与混凝土基体间的界面粘结力包括:1) 纤维编织网与混凝土基体间的化学胶结力;2) 纤维编织网与混凝土基体间的摩阻力;3) 纤维编织网与混凝土基体间的机械咬合力。纤维编织网是由一根根很细的纤维丝组成的, 未浸渍环氧树脂纤维丝中存在断头缺陷, 当承受荷载时, 外层纤维丝不能有效地把荷载传到内层核心部位纤维丝上, 从而使内外层纤维丝受力不均[4];对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 每根纤维丝紧紧结合在一起, 提高了纤维束协同受力能力。
4.2 预应力对界面粘结性能的影响
由图5可知, 对纤维编织网施加预应力后, 测试试件最大抗拉负荷为1 105 N, 而未施加预应力试件最大抗拉负荷为730 N, 对碳纤维施加预应力后试件纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能好于未施加预应力纤维编织网与混凝土基体间界面粘结性能。
对非预应力试件在测试时发现, 测试试件的位移不断增加, 而所增加的荷载却较小, 纤维编织网在混凝土基体中发生拔出现象, 说明纤维编织网与混凝土基体间的粘结力不够, 对纤维编织网施加适当的预应力, 能增大纤维束内部纤维丝与混凝土基体间的接触面积, 增大两者之间的粘结力;同时对纤维编织网施加预应力后, 使混凝土基体纵向产生压缩, 其横向按泊松比发生膨胀, 对纤维编织网就会产生压应力, 从而提高了纤维编织网与混凝土基体间的界面摩阻力[5]。
4.3 简化的粘结滑移本构模型
试验发现, 在一定范围内埋长越大, 纤维编织网与混凝土基体之间的界面粘结性能越好, 越不容易发生纤维束从基体内拔出破坏, 但易在测试试件的“颈”部发生纤维束的受拉破坏, 为防止这种情况发生, 试验时纤维束与混凝土基体间的埋入长度不宜过大, 从测试试验情况可知, 纤维束埋入混凝土基体长度为2 cm~4 cm时可保证纤维束从混凝土基体中拔出。图6为对纤维编织网浸渍环氧树脂后, 对碳纤维施加2 k N预应力, 埋入长度取为4 cm的试件粘结滑移曲线。
从图6中可以看出, 纤维编织网与混凝土基体间的界面粘结滑移曲线具有的特点有:1) 粘结滑移曲线主要由上升段和下降段组成, 当粘结滑移很大时, 两者之间的界面粘结力趋向于零;2) 在承受荷载作用时, 由于纤维编织网与混凝土基体间有变形差异, 沿纤维束的表面将产生剪力, 同时在纤维束周围存在界面粘结薄弱区, 随着荷载的加大, 在界面粘结薄弱区的一定范围内会形成连续的微细裂缝, 纤维编织网与混凝土界面开始脱粘, 相应荷载称为脱粘荷载, 在此之前荷载—位移基本上呈弹性变化[6,7];3) 随着荷载和滑移的增大, 纤维编织网与混凝土界面之间会出现大量微细裂缝, 使截面刚度降低, 小于初始截面刚度。
根据试验得到的粘结滑移曲线及其特点, 可采用如图7所示简化的三线段粘结滑移的本构模型。在荷载达到峰值Pmax以前, 荷载与滑移之间为线性增长关系, Pmax对应的滑移为S0;当荷载达到峰值Pmax以后, 荷载与滑移之间为线性降低关系;当粘结滑移超过某一值S1后, 纤维编织网与混凝土粘结界面上仅有摩阻力存在, 此时剪应力值为常量, 相应荷载P0为脱粘荷载。
基于纤维编织网与混凝土基体之间粘结滑移三线段模型, 可以采取分段式方程来描述两者之间的界面粘结滑移关系:
其中, K1, K2均为直线斜率, 确定了Pmax, P0, S0和S1这4个参数就可以确定纤维编织网与混凝土基体之间粘结滑移本构方程。
5 结语
采用从大薄板中切取小单元的方法进行纤维编织网与混凝土基体界面粘结性能试验, 能较真实地反映构件在受荷过程中纤维编织网和混凝土基体之间的粘结情况。试验表明, 同未浸胶纤维编织网增强混凝土薄板相比, 对纤维编织网浸胶后, 纤维编织网和混凝土基体之间的界面粘结性能明显提高。对纤维编织网施加预应力也可提高和改善界面粘结性能。要使纤维编织网从混凝土基体中拔出而不发生拉断破坏, 需设计适当的纤维埋入长度 (2 cm~4 cm) 。根据实测粘结滑移曲线, 并结合界面粘结性能分析, 提出的简化三线段粘结滑移本构模型, 可供相关人员参考。
摘要：为研究纤维编织网与混凝土基体界面粘结性能, 配制了与纤维编织网性能相适应的高性能混凝土, 并采用德国斯图加特大学提出的拉拔试验方法, 对纤维编织网增强混凝土薄板中纤维束与混凝土进行粘结性能试验, 试验表明, 对纤维编织网浸胶和对纤维束施加预应力后, 能明显改善混凝土与纤维编织网之间的界面粘结性能, 同时根据试验结果, 提出了简化的粘结滑移三线段本构模型。
关键词：预应力,纤维编织网,混凝土,性能
参考文献