CFRP

CFRP（共8篇）

CFRP 篇1

1CFRP筋材料特性

CFRP筋总体上具备以下优点[1,2]:1)抗拉强度高,CFRP筋的抗拉强度是钢筋的5倍～10倍;2)无磁性,CFRP筋具有良好的透波性和非磁性,可应用于特殊要求的领域,比如地震观察台和海军潜艇基地;3)耐腐蚀性能好,纤维和树脂材料本身都具有极强的抗腐蚀性,因此在腐蚀性的环境中,CFRP筋的耐久性要远远优于普通钢筋;4)弹性模量高于其他纤维筋材料;5)密度小,其密度约为钢筋的1/4,有利于减轻结构自重。

根据以上优点,CFRP筋在土木工程领域不仅可以应用于全无磁建筑或建筑物加固,还可以用于以下方面[3]:

1)海洋工程的应用。由于海水具有极强的腐蚀能力,因此海洋基础设施防腐尤为重要。2)岩土工程中的应用。CFRP筋的抗拉强度高,但抗剪、抗扭强度约为抗拉强度的10%,故CFRP筋在岩土工程中既可以利用其高强度又可利用其弱抗剪性能,便于后期铲除岩土中的筋材。3)特殊工程中的应用。CFRP筋轻质高强及耐腐蚀性好,在各种特殊工程中能得到很好的应用。如盐厂、化工厂等,还可以用于有机物含量较多或腐蚀性较强的深井、地下室和隧道等。

2 非预应力FRP筋混凝土受弯构件研究现状

国外专家学者C.Barris,R.Masmoudi,Hall.T,Abdalla.T.A,Yost.T.R等人进行了大量非预应力FRP筋混凝土受弯构件试验研究,试验结果表明,FRP混凝土梁的挠度是相同配筋的钢筋混凝土梁的3倍～4倍,且裂缝宽度也大于钢筋混凝土梁。

国内学者高丹盈等[9,10,11,12]进行了非预应力FRP筋混凝土梁方面的试验,结果表明,非预应力梁裂缝宽度大,且脆性破坏。唐小林等人[13]针对1根钢筋混凝土梁和4根CFRP筋混凝土梁进行了试验对比,结果表明,虽然CFRP筋混凝土梁承载力较高,但挠度大于相同配筋的普通钢筋混凝土梁。李加贵[14]、李炳宏等人[15]通过对CFRP筋混凝土梁与普通钢筋混凝土梁作对比试验,结果表明,FRP配筋梁比普通钢筋混凝土梁裂缝宽度大,挠度也明显发展更快。

因此,FRP筋应用于非预应力混凝土结构时,就不能按照普通钢筋混凝土梁界限配筋率法进行设计,而应根据其满足正常使用状态进行计算配筋。FRP筋的强度得不到发挥,导致材料浪费。而施加预应力后,FRP筋对梁的预压力能有效限制刚度的降低和裂缝的发展,且FRP筋的高强度特性也可以得到充分利用。综上所述,FRP筋比较适宜应用于预应力混凝土领域。

3 预应力FRP筋混凝土结构研究现状

3.1 国外预应力FRP筋混凝土梁研究

Rizkalla.S等[16]研究了预应力碳纤维筋混凝土梁的抗弯性能,结果表明,当梁的破坏由受压区混凝土被压碎控制时,预应力CFRP筋混凝土梁的极限变形和预应力钢筋混凝土梁相当,而当梁的破坏由CFRP筋断裂控制时,梁的极限变形则低于相应的预应力钢筋混凝土梁。Stoll.F等[17]对CFRP筋预应力混凝土梁进行了相关的试验研究,以混凝土强度和预应力水平为变量,结果显示,预应力CFRP筋的断裂引起了梁的最终的破坏,且破坏前有明显的预兆。

3.2 国内预应力FRP筋混凝土梁研究

薛伟辰和张雷忠[18,19]对预应力梁的受弯性能及破坏过程进行了研究,通过改变受拉区非预应力筋的种类和预应力筋的数量对新型FRP筋预应力混凝土梁进行试验,结果表明:针对有粘结预应力FRP筋混凝土梁的极限承载力和正截面抗裂度的计算均可参照预应力钢筋混凝土规范,但截面界限受压区高度的正确取值问题需要重新考虑。

薛伟辰等通过6根梁试件的单调加载静力试验,对有粘结预应力CFRP筋混凝土梁的受力过程、抗弯承载力、位移延性、变形特性和破坏形态等进行了研究,并利用ANSYS工程分析软件对试验梁进行了非线性有限元分析。结果表明:按配筋率的不同,梁试件的破坏模式分为受拉破坏和受压破坏两种;预应力碳纤维筋混凝土梁受力性能良好,具有较大的位移延性和变形能力;随着张拉控制应力和配筋率的提高,有粘结预应力CFRP筋混凝土梁的位移延性有所降低;与非预应力配筋为钢筋的梁试件相比,玻璃纤维塑料筋梁的位移延性和变形能力较低。

湖南大学杨剑进行了16根先张预应力T形截面梁试验研究,试验考虑的主要参数为预应力筋类型、混凝土种类、预应力筋粘结方式、张拉控制应力、预应力度、梁高跨比和翼缘宽等。试验表明,配置CFRP筋的部分粘结、部分预应力梁有较好的延性性能和变形能力。在相同的荷载作用下,完全粘结梁的应力增量大于部分粘结梁的应力增量;在相同的应力增量下,部分粘结预应力梁比完全粘结预应力梁具有更大的变形能力。

张鹏进行了18根部分粘结部分预应力CFRP筋混凝土梁的试验研究,变化参数为预应力度及预应力筋无粘结长度与试件净跨之比。试验结果表明:当无粘结长度小于两加载点距离时,极限承载力和CFRP筋极限应力为定值,且对每一个预应力度值跨中挠度基本是常数;当无粘结部分超出两加载点时,预应力筋极限应力随无粘结长度的增加而降低,降低的比例随预应力度的降低而减少。

4 结语

总结国内外研究现状我们发现非预应力FRP筋混凝土受弯构件在应用中存在两个问题。1)纤维筋的高强度特性不能得到充分发挥,当混凝土达到极限压应变的时候纤维筋还未达到极限强度。2)受弯构件在正常使用阶段的工作性能如梁裂缝和挠度均得不到有效限制,同时,国内外众多学者停留在混合配筋的矩形梁试验,对纵筋和箍筋均采用CFRP筋尚无研究,采用T形截面预应力碳纤维筋,既利用了碳纤维筋高强度特性,还可以改善FRP筋混凝土梁的正常使用阶段的工作性能。

CFRP 篇2

摘 要：为探讨适用于糟朽柱根的有效加固方法，提出了采取CFRP布代替铁箍来包镶加固古建木柱柱根的方法.制作了6个模型，其中部分模型考虑柱根糟朽，并采用CFRP布进行包镶加固.采取静力加载试验方法，研究了CFRP布包镶加固前后木柱的轴压受力性能.基于试验结果，获得了木柱的力变形曲线、力应变曲线、极限承载力及延性性能，讨论了CFRP布包镶层数对加固效果的影响.结果表明，采用CFRP布包镶加固柱根后，木柱极限承载力可恢复81.4%～92.4%左右，延性性能恢复87.3%～95.8%左右，水平及竖向峰值压应变均有不同程度提高.当CFRP布包镶层数为3层时，木柱柱根加固效果最明显，但加固后的木柱承载性能略低于完好木柱.

关键词：木柱柱根；包镶加固；CFRP布；轴心受压；试验

中图分类号：TU366.2 文献标识码：A

文章编号：1674-2974（2016）03-0120-07

中国的古建筑以木结构为主，具有重要的文化和历史价值，保护意义重大.然而，由于木材材性缺陷，古建筑不可避免地会出现残损问题，典型问题之一即为柱根糟朽.坐落于柱顶石之上的柱根，很容易受到雨水侵蚀而产生糟朽，并威胁到结构整体稳定性.包镶是我国传统的用于柱根加固的技术之一，主要用于糟朽深度较小的柱根加固.一般来说，当柱根圆周的一半或一半以上表面糟朽，糟朽深度不超过柱径的1/5时，可采取包镶的做法[1].包镶即用锯、扁铲等工具将糟朽的表皮剔除干净，然后按剔凿深度、长度及柱子周长、制作出包镶料，包在柱心外围，使之与柱子外径一样，平整浑圆，然后用铁箍将包镶部分缠箍结实，见图1.

包镶法虽然在一定程度上提高糟朽木柱的受力性能，但也存在如下3个问题：1） 铁箍长时间暴露在空气中，容易产生锈蚀，从而导致加固效果降低甚至失效；2） 铁箍包裹木柱时，往往通过铆钉固定铁箍与木柱，而铆钉对木材具有一定破坏作用；3） 包镶后的柱根仍暴露潮湿环境中，长时间潮湿环境下仍将产生糟朽问题.

碳纤维增强复合材料（CFRP， Carbon Fibre Reinforced Plastic）是由碳纤维和树脂基体两种不同性能、不同形态的组分材料通过复合而成的一种多相新型复合材料，具有比强度高、自重轻、耐腐蚀性强、易设计、易裁剪等优点.目前，CFRP材料已广泛应用于结构工程加固领域，并不断地显示其优越性.相应地，国内外部分学者开展了CFRP布加固木柱的研究，主要成果包括：许清风等[2-3]通过对试件不同高度位置的横截面全部切开来模拟局部糟朽柱子，研究了包裹一层CFRP布后，上述柱子受压承载力的恢复情况，认为柱子的受压承载力和延性性能均可恢复；李向民等[4]研究了CFRP布加固旧方木柱的受压承载力，认为包裹CFRP布后，旧木柱的受压承载力可提高26.6%，延性系数可提高60.5%；淳庆等[5]研究了嵌入式CFRP筋加固圆木柱的轴心抗压性能，认为木柱的轴心抗压强度可提高6.2%～47.1%；Taheri等[6]进行了CFRP加固长细比为16的胶合方木柱试验研究，认为可提高方木柱60%～70%的极限承载力.Jonathan[7]采用CFRP棒加固局部残损木柱，并提出了加固计算公式.Roberto等[8-9]提出了采用FRP材料修复码头木柱的思路，并通过试验论证了方案对于提高木柱极限受压承载力的可行性.

本文基于以上成果，采取静力试验手段，开展CFRP布包镶加固底部糟朽木柱轴压受力性能的研究，提出可行性建议，结果可为我国木构古建筑保护和维修提供理论参考.

1 试验概况

试验选用故宫大修常用的红松材料，制作圆形木柱模型（试件）.根据中国林业科学研究院木材工业研究所提供的参数，木材顺纹抗压强度为34.6 MPa，弹性模量为9 316 MPa，密度为460 kg/m3，含水率约为13.2%.加固木柱所用的CFRP布材料由北京卡本工程技术研究所有限公司提供，碳布型号为CFS-Ⅱ-200，公称厚度为0.111 mm，抗拉强度为3 004 MPa，受拉弹性模量为2.30×105 MPa，伸长率1.5%；配套的碳纤维胶型号为CFSR-A/B，抗拉强度为52 MPa.以故宫某古建木柱为对象，制作了1∶2缩尺模型.木柱模型截面直径为180 mm，长1 500 mm，数量共6个，包括完好木柱1根，1层CFRP布包镶2根，2层CFRP布包镶2根，3层CFRP布包镶1根.各试件编号及加固方式见表1.

本试验中，CFRP布包镶加固底部残损木柱的工艺流程照片及示意图见图2，说明如下：1） 制作底部残损木柱，挖去木柱底部周圈厚30 mm、高500 mm部分，露出柱芯，以模拟柱底部糟朽等残损现状.上述尺寸的选择依据为：500 mm高的糟朽深度与古建实际工程中木柱柱根糟朽深度相近，而30 mm糟朽深度符合包镶加固工艺要求[1].2） 制作包镶料，根据传统工艺做法，包镶料由数块同材料木块叠加而成，总尺寸同木柱被挖去部分，用少量乳胶将包镶料与柱芯粘接，以恢复木柱外表形状.3） 用500 mm长CFRP布包裹包镶部分，以代替传统铁箍包镶加固做法.

为了解试件受力过程中的变形情况，采用SZ120-100AA型号应变片对称粘贴在加固区中部，水平、竖向各布置1个，合计4个；另在木柱底部两侧各布置百分表（量程50 mm）1个，合计2个，以测定木柱竖向变形.将试件固定在2 000 kN万能试验机上进行加载，装置示意图如图3所示.正式进行试验前对试件进行预压，以减少试验产生的系统误差.试验时，采用DH3815静态数据采集仪进行数据采集.试验采取连续加载方式，加载速度控制在0.04 mm/s左右，加载至试件破坏，然后卸载至极限荷载的80%左右时，试验结束.

2 试验现象

1） 完好试件：木柱上端原有宽1.5 mm、长约200 mm的纵向裂缝.刚加载时，木柱发出“嘭”的响声，应该是木柱底面与加载装置挤紧时发出的声音.荷载加载过程中，无明显试验现象.当外力为极限荷载的20%左右时，木柱上部传来间断劈裂声，随后在加载过程中，百分表读数加快，可反映柱竖向变形比开始要加速.当加载继续进行时，木柱中上部劈裂声变得明显，柱头位置开始产生局部倾斜.当荷载进一步增加时，劈裂声越来越明显并带有劈啪声，且集中在木柱上部.当外力达到极限荷载的70%左右时，劈裂声开始由上往下传递，但仍在木柱中上部位置，且次数比以前增多，声音明显、清脆，上部变形也明显，但木柱承载力尚好.随后，木柱上部劈裂声越来越明显，但木柱表面未见明显裂缝.当接近极限荷载时，木柱上部传来巨大的“啪”声，并冒出白烟，可认为木柱接近破坏，此时劈裂声变频繁，但尚能加载.当外力达到极限荷载时，木柱上部的倾斜突然变大，柱头产生弯折，并产生持续劈啪声，荷载无法继续增大，预示木柱产生破坏.由于木柱破坏前无明显征兆，可认为是脆性破坏.经观察，木柱破坏主要出现在中上部，表现为开裂并折断，其他位置完好，初始裂缝未产生扩展.木柱试验前后照片见图4，破坏位置见图4中圆圈标记.

2） 1层CFRP布包镶加固：木柱上部原来有长为150 mm，宽2 mm的纵向细小裂缝.一开始加载，木柱周边有轻微劈啪声，应该是木柱与加载装置挤紧的声音.当外力为极限荷载的20%左右时，CFRP布加固位置传来轻微劈裂声，应该是CFRP布参与受力时部分木柱受挤压声音，此时木柱整体较完好.当外力为极限荷载的40%左右时，木柱上部传来轻微爆裂声和间断劈啪声，是木柱上部产生裂纹的声音.随着荷载增大，上部劈啪声频率增大，并传来局部的木柱剥裂声，但加固区尚完好.依此可初步判断在木柱上部可能会产生受力破坏，而加固区由于刚度和强度较大，不会产生破坏.当荷载进一步增大时，上部的劈啪声变得越来越频繁，表明木柱上部开始产生受力破坏.当外力达到极限荷载时，木柱上部传来“嘭”的一声巨响，加载已无法继续进行，说明木柱已产生受力破坏.经仔细观察，发现木柱破坏是由原有裂缝向下并向后扩展产生，并导致木柱上部局部弯折破坏.木柱试验前后照片见图5，为便于观察，试验后木柱的裂纹已用加粗的虚线加粗.木柱破坏过程为脆性破坏.

需要说明的是，木柱原有受损位置在底部.采取CFRP布加固后，当木柱受到轴压力作用时，其破坏位置并非发生在加固区，而是在木柱上部，这说明底部加固区得到了补强.

3） 2层CFRP布包镶加固：一开始，木柱顶部传来轻微劈裂声，应该是木柱与加载装置挤紧声音.荷载增大，木柱上部间断传来劈啪声，应该是该位置受力要比其他位置大.需要说明的是，木柱上部原有细小纵向、斜向裂缝，宽度约为1.5 mm，长度约为150 mm.当外力为极限荷载的20%左右时，木柱上部的轻微劈啪声不断，应该是原有裂缝受挤压时发出的声音.随着荷载增大，上部劈裂声不断传来，但木柱尚未破坏.初步分析认为：因为木柱上部原有裂缝，且上部受力较大，因而不断传来劈啪声.当外力达到极限荷载的50%左右时，木柱顶部偶尔传来爆裂声，反映该位置木柱裂纹的扩展.当外力达到极限荷载时，木柱上部劈啪声开始急剧增大，随后“嘭”的一声，上部产生局部向后折断（图6（b），已用加粗的虚线标记），原有裂缝均已扩展.尽管木柱最终破坏位置并非原有裂缝的扩展直接产生，但与之有着非常密切的关系.这是因为木柱上部原有裂缝很小，外力作用下裂缝宽度增大，造成木柱顶部偏心受压，且有效受压面积减小，使得木柱上部产生新的破坏形式（局部弯折爆裂），并导致木柱最终破坏.另外，木柱底部加固区完好，无明显破坏迹象.试验前后照片如图6所示.

4） 3层CFRP布包镶加固：木柱右侧有一较大初始裂纹，由顶部向下延伸500 mm，宽8 mm，属干缩裂缝.开始加载阶段，木柱无明显试验现象.当外力为极限荷载的20%左右时，木柱上部传来轻微劈裂声，应该是原有裂缝扩展.随着荷载增大，劈裂声持续进行，但尚不明显；下部加固区无明显试验现象.当外力达到极限荷载的60%左右时，劈裂声由中上部传来，声音不明显，可认为裂缝朝下扩展，劈啪声持续.加载过程中百分表转速较慢，可反映构件变形不明显.荷载增长过程中，裂缝一直不太明显，表现为轻微噼啪声.当外力为极限荷载的80%左右时，在木柱上部不仅有劈裂声，还传来剥落声，应该是该位置裂缝扩展声音.随后，该位置传来一声清脆的爆裂声，可反映木柱在该位置有较明显的破坏.随着荷载继续增大，木柱传来的爆裂声增大、次数增多.当外力达到极限荷载时，爆裂声不断增大，荷载已无法继续增加，木柱变形明显增加.随后荷载开始减小，木柱上部爆裂声持续进行，木柱上部变形明显，可以发现有明显的水平折断裂纹，加载停止.整个过程，木柱破坏非突发性，而是持续进行，一直发生在中上部.另外，原有纵向裂纹已扩展，但木柱最终破坏形式并非源于原有裂缝，而是产生局部弯折破坏.分析认为是木柱开始受到轴压作用，裂缝扩展后，木柱偏压作用比轴压作用更明显.加载过程中木柱上部产生侧向弯曲，并导致上部产生弯折破坏.试验照片见图7，纵向裂缝为原有，横向裂缝为破坏时产生.

从以上试验现象可以看出，CFRP布对木柱底部进行整体包裹，并在底部形成刚性区.在轴压作用下，木柱底部承载力及刚度大于其他位置，因而不会产生破坏.但这对木柱整体受力性能有一定的影响，因为加固后的木柱整体刚度不均，在外力作用下，破坏位置往往发生在初始裂纹位置（几乎任何木柱均存在初始干缩裂纹），并导致原有裂纹的扩展，木柱的承载力很难恢复到破坏前状态.理想的加固状态是木柱的承载力能够基本恢复甚至提高，木柱受力破坏并非初始裂纹扩展，而是木柱和加固材料作为一个整体在轴力作用下产生整体破坏.因而改善CFRP布的加固方式（如仅在开裂位置局部粘接CFRP布条，或对整个木柱进行包裹），有利于提高木柱的整体承载性能.

3 试验分析

3.1 荷载位移曲线

基于试验相关数据，获得木柱加固前后荷载位移（F-u）曲线，见图8.易知：1） 从曲线形状看，各曲线均表现为木柱达到极限荷载前，其竖向位移u与荷载F成近似线性关系；木柱达到极限荷载后，随着u值增大，F值有不同程度降低，但下降段曲率较为平缓，可反映木柱破坏后仍有较好的变形能力.2） 从峰值来看，完整木柱极限荷载值最大，不同层数CFRP布包裹加固残损木柱后极限荷载值有不同程度减小；木柱加固前后的极限位移大小顺序：完整木柱（11.38 mm）>3层CFRP布包镶加固（8.93 mm）>2层CFRP布包镶加固（均值8.43 mm）>1层CFRP布包镶加固（均值7.9 mm）.

图9为不同工况条件下模型的极限荷载对比图.易知：1） 完好木柱（C0）极限承载力最大，为540.6 kN.CFRP布包镶加固柱底后，木柱极限承载力有不同程度的恢复.其中，包镶1层CFRP布时（C1-1，C1-2）的平均极限承载力为440.2 kN，恢复到完好木柱极限承载力的81.4%；包镶2层CFRP布时（C2-1，C2-2）的平均极限承载力为486.1 kN，恢复到完好木柱极限承载力的89.9%；包镶3层CFRP布时（C3）的极限承载力为499.4 kN，恢复到完好木柱极限承载力的92.4%.2） 本试验采用CFRP布包镶加固底部糟朽木柱后，并不能使木柱的承载力完全恢复，加固后木柱的承载力为完好木柱承载力的84%～92%.3） 随着CFRP布包镶层数增多，加固柱的极限承载力逐渐提高，增长率约分别为10.4%（包镶2层相对于包镶1层）及2.8%（包镶3层相对于包镶2层）.

3.2 延性系数

构件的延性是指在初始强度没有明显退化情况下的非弹性变形能力，其量化指标一般为延性系数[10].木柱的延性系数可反映其在外力作用下，产生屈服后的继续承载能力.木柱延性系数越大，则承载力越强.木柱的延性系数为：

3.3 应变分析

基于试验数据，绘制各模型的水平及竖向平均应变（s）承载力（F）曲线，见图11.易知：1） 无论是水平应变曲线还是竖向应变曲线，各模型的曲线比较接近，可反映CFRP布包镶加固底部糟朽柱根后，加固柱的受力性能与完好柱相近，其承载力和延性性能均可近似得到恢复.2） 与完好木柱相比，CFRP布包镶加固木柱后，加固部位的水平平均峰值应变恢复比例分别为67.4%（包镶加固1层），82.2%（包镶加固2层），119%（包镶加固3层）；竖向平均峰值应变恢复比例分别为60.5%（包镶加固1层），77.6%（包镶加固2层），113%（包镶加固3层）.由此可知，随着CFRP布包裹层数增加，木柱加固区峰值压应变增大.3） 木柱轴心受压时，其荷载应变曲线基本为直线形状，且加固区竖向应变普遍大于水平应变.

3.4 加固机理分析

由以上试验结果可以看出，CFRP布包镶加固底部残损木柱的轴压受力机理表现为：1） CFRP布使得加固柱轴压受力性能得以改善.尽管加固木柱底部由包镶料和芯料组成，但CFRP布的抗拉强度远大于木材强度，CFRP布包裹加固外皮后，可提供较大的侧向约束力，使得包镶料与柱芯紧密连接，且抑制了竖向荷载作用下加固区侧向变形及裂缝扩展.当CFRP布层数增多时，其提供的侧向约束力增强.轴压作用下，CFRP布与木柱共同作用，可增大残损木柱轴压承载力.2） CFRP布并不能使底部残损木柱的承载性能完全恢复.由于CFRP仅仅包镶加固木柱底部，因而在木柱底部形成刚性区.相对而言，木柱上部的刚度相对较小，在竖向荷载作用下易首先产生变形及开裂破坏，因而每个加固件的破坏始终发生在木柱上端.尽管这种破坏形式与完整木柱破坏形式相近，但由于加固木柱整体性能相对完好木柱略差，在轴压作用下，加固柱未能整体发挥承载作用，却因上部位置提前破坏而导致整体破坏，因而承载能力略低于完整木柱.类似地，由于加固柱上下部位刚度差别较大，因而构件延性要略低于完整木柱.

4 结 论

1）CFRP布包镶加固底部残损木柱前后的破坏形式均表现为木柱上部局部弯折破坏，且木柱底部加固区在整个加载过程中完好，体现了CFRP布包镶加固的有效性.

2）CFRP布加固木柱后，木柱极限承载力可恢复到完好木柱的81.4%～92.4%左右，延性性能可恢复到完整木柱的87.3%～95.8%，水平峰值压应变可恢复到完好木柱的67.4%～119%，竖向峰值应变可恢复到完好木柱的60.5%～113%，且CFRP布包裹3层时的加固效果更好.

3） 由于CFRP布仅包裹木柱底部，在底部形成较大的刚性区，使得加固木柱整体性略低于完好木柱，因而其承载性能略低于完好木柱.

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CFRP 篇3

在实际工程中常用的传统加固方法主要有:加大截面法、改变受力体系法、预应力加固法、粘贴钢板或外包钢材加固法等。传统加固方法虽然提高了原有结构的强度和刚度但同时因其抗腐蚀性能较差、自重大、尺寸大制约着使用范围。近年来,粘贴CFRP加固法作为新兴的加固技术因其轻质高强、耐腐蚀和施工方便等优点被广泛采用。CFRP的广泛使用不是为了代替混凝土和钢材,而是以混凝土和钢材为基础作为增强材料。

1 概述

CFRP是由基体材料和碳纤维增强材料按照一定比例混合的高性能新型复合材料。高强度的碳纤维承担大部分应力,基体材料则起包裹纤维和传递剪力的作用。

CFRP对既有结构补强方法是将碳纤维片材(纤维布或板)用树脂浸润后粘贴在需要加固的混凝土梁、板的受拉一侧表面上。CFRP依据其长短分为长纤维和长纤维,而长纤维又因其形状有:片材、棒材、型材和用于特殊构造的材料。纤维布是由连续的单向长纤维编制而成,纤维板则是经过层层铺设并浸润树脂最后固化预制成型等工艺制成。

研究表明CFRP具有以下性能特点:(1)轻质高强。比强度高达2GPa,CFRP的密度是钢筋的1/5左右,且抗拉强度明显高于钢筋,因此运用于加固修复时可大为减轻结构自重且不影响原结构美观以及使用尺寸。值得注意的是CFRP材料直至拉断均表现为线弹性性质,没有屈服阶段破坏呈明显的脆性。CFRP材料和钢筋的力学性能见表1[1];(2)耐腐蚀。经过相关研究,与传统建筑材料相比CFRP在酸、碱、氯盐和潮湿的环境中具有较好的抗腐蚀性能,可长期使用,延长结构的使用寿命的同时又降低了维修成本;(3)耐久性好。一般而言复合材料的耐久性能是通过室内加速老化试验来判断其寿命,多在35年以上,文献[2]试验结果表明CFRP有较好的耐久性能;(4)可设计强。复合材料属于人工材料,在成型过程中可以根据不同需求调整纤维用量以及变化施工工艺制成不同力学性能的FRP产品;(5)抗疲劳好。刘沐宇[3]等在进行了碳纤维布加固混凝土梁抗疲劳试验研究后得出结论:粘贴CFRP布后混凝土梁的疲劳寿命可提高60%-80%,混凝土梁的疲劳变形减少了40%-60%,粘贴CFRP布后受损混凝土梁的原损伤裂缝基本上没有扩张,损伤梁的抗裂性能和疲劳寿命都得到提高;(6)与钢材和混凝土相比FRP产品耐火性较差。CFRP材料加固时所用的胶粘剂多属于树脂类有机物,胶粘剂粘结CFRP与混凝土的能力是确保两者共同受力的重要前提。当外界温度超过其软化温度(约70℃左右)时,CFRP材料与混凝土之间粘接强度急速下降,残余值不到20%,胶粘剂就会软化或分解,粘结传递能力丧失,CFRP材料就会剥落而退出工作。同济大学的高皖扬[4]对3根CFRP加固钢筋混凝土梁进行耐火性能试验研究,防火保护采用了50mm厚厚型防火涂料和40mm硅酸钙防火板,分析了不同防火方法和端部锚固性能对高温下CFRP加固梁的破坏形态及耐火极限的影响。试验研究表明:采用防火保护的梁耐火极限均可达到2.0h,提高CFRP端部锚固性能可有效地改善加固梁的耐火性能;防火涂层中增设钢丝网片约束防火涂料、防止开裂和脱落效果明显。

2 CFRP加固技术研究现状

(1)抗弯加固性能。从引进CFRP加固技术至今,学者们对此进行了大量的试验研究。东南大学的吴刚[5]等对20根梁的基础上利用CFRP加固钢筋混凝土梁进行抗弯试验,对CFRP加固梁的抗弯极限承载能力、抗弯破坏特征以及影响因素进行了研究分析。CFRP布加固对梁的刚度提高作用很小;CFRP布粘贴3层情况下对抑制裂缝发展有着很明显的约束作用;CFRP布加固对少筋梁的极限承载能力提升效果显著,且粘贴一层CFRP布提高143%而粘贴3层CFRP布提高极限承载能力幅度竟可达233%以上。

(2)抗剪加固性能。FRP布加固混凝土柱最有效的加固形式,CFRP布缠绕加固混凝土柱,通过约束混凝土提高混凝土强度和变形能力,并可提高柱的抗剪能力[6]。崔小兵[7]通过对6根CFRP加固钢筋混凝土梁抗剪试验研究,对CFRP加固梁后抗剪破坏特征、抗剪承载力以及其影响因素进行分析,并提出碳纤维布用于钢筋混凝上梁抗剪承载力的计算公式。在梁的受剪区粘贴CFRP可以有效延缓剪切斜裂缝的扩展,梁的刚度提高,跨中位移减少,加固梁的抗剪承载力也提高,特别是对剪跨比大、箍筋配筋率低的梁加固效果较好,抗剪能力提高幅度可达13%-49%。

(3)抗震加固性能。钢筋混凝土柱最常见的一种破坏形式是脆性剪切破坏,用CFRP布包裹混凝土柱进行加固补强,构件在加固后其破坏模式从脆性剪切破坏转换成延性弯曲破坏。文献[8]对CFRP加固圆形截面混凝土短柱的抗震性能进行了研究,表明CFRP加固混凝土短柱后其抗震强度、延性和承载能力都得到显著的提高。包裹CFRP布层数越多的短柱,其滞回环越丰满,所包围的面积越大,表明材料的耗能能力越大,对加固结构的延性的提高就更明显。当包裹CFRP布超过在一定的层数时,短柱由于核心区域混凝土被压碎其承载能力提高很小,但构件的延性和材料的耗能能力仍然可以得到比较明显的改善。赵彤[9]等对4片CFRP布加固砖砌体在周期反复荷载作用下进行了受力性能的试验,研究了碳纤维布加固砖砌体的受力特性,定性分析粘贴CFRP布来增强砖砌体结构抗震能力的有效性,以及碳纤维布的用量和贴布方式等因素对砖砌体抗展加固效果的影响。并提出了碳纤维布加固砖砌体抗剪承载力的简化计算方法。

3 结语

高性能CFRP对既有加固的加固修复技术,尤其是在基础设施的结构加固补强方面,早已经成为世界各国土木工程行业关注的一大热点,该技术在复合材料产业拥有极其广阔的市场前景。

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CFRP 篇4

CFRP (Carbon Fiber Reinforced Polymer/Plastic) 是以树脂为基体, 碳纤维为增强体, 采用先进的成型加工方法制备而成的复合材料。CFRP因其高强度、高刚度和优异的耐腐蚀性能而广泛应用于制作飞机结构件、建筑材料、文体运动器材以及医用器械和生物材料等方面。但最新的研究表明, 复合材料并非永不发生腐蚀, 温度、湿度、紫外光等都会使其力学性能降低, 其中湿热是复合材料的主要腐蚀失效形式。

CFRP常在大气中使用, 水分与高温的作用会使其力学性能发生一定程度的变化。湿热对CFRP力学性能的影响主要是通过树脂基体、增强碳纤维以及树脂-碳纤维粘接界面的不同程度的破坏而引起转变;温度变化产生热应力损伤;吸湿结晶化而产生裂纹扩展、基体的降解等。因而CFRP的使用寿命成为研究、设计及使用者共同关心的问题。本文中对CFRP进行了湿热试验, 跟踪研究了其抗剪切强度, 抗拉伸强度及模量, 玻璃化转变温度等随湿热时间的变化规律。

1 试验

1.1 原材料及试件制备

以T700碳纤维为增强材料, 环氧树脂和二胺基二苯砜 (DDS) 固化剂为基体材料, 在缠绕机上缠制成NOL (Naval Ordnance Laboratory) 环试样, 在固化炉中固化成型。

1.2 湿热试验

将NOL环拉伸试样、剪切试样置于调温调湿箱中, 温度为85℃, 湿度为95%, 测量试样的抗剪切强度、抗拉伸强度及模量和玻璃化转变温度随时间的变化值。其中抗剪切强度、抗拉伸强度及模量按GB/T 1458-2008《纤维缠绕增强塑料环形试样力学性能试验方法》在万能拉伸试验机上测试。

2 试验结果与讨论

2.1 静态力学性能

湿热条件对CFRP的力学性能存在两方面影响: (1) 水分对基体化学键有一定的作用; (2) 热的作用包括加速水分子扩散和提高基体的固化度。从CFRP的树脂基体、碳纤维、界面三方面考虑, 碳纤维为石墨结构, 水分和热对其影响只会发生在树脂基体和界面。通过试验可以得到CFRP在湿热条件下不同时间的力学性能保持率 (见表1) 及CFRP的抗剪切强度变化曲线图 (见图1) 、抗拉伸强度变化曲线图 (见图2) 和抗拉伸模量随湿热时间的变化曲线图 (见图3) , 从中分析其规律。

抗剪切强度主要表征界面粘接性能。从图1可以看出, CFRP在湿热过程中, 曲线高低起伏为锯齿状, 抗剪切强度先上升后下降, 最后趋于平缓。抗剪切强度在老化500h后有所上升, 这可能与老化过程中起到后固化作用有关, 基体在加热过程中进一步固化, 提高了复合材料的抗剪切强度;湿热老化1000h后抗剪切强度变化趋于平缓, 老化2000h后的抗剪切强度仍与未老化时的抗剪切强度相当。可以认为CFRP抗剪切强度对湿热作用不太敏感。

抗拉伸强度主要表征纤维材料承受外力的能力, 而基体在其中起到传递应力的作用。从图2可看出, CFRP在湿热过程中, 抗拉伸强度并非一直下降, 也有起伏, 但趋势与抗剪切强度变化有区别。在500h时有明显地下降, 然后又逐步回升, 最后又下降。这说明湿热过程中相反的两方面因素在起作用, 一方面, 湿气的渗透, 使树脂基体发生增塑, 且与基体中的某些化学键相互作用, 削弱了CFRP的界面性能, 当纤维受力后, 基体的传递作用降低, 导致抗拉伸强度降低;另一方面, 加热使树脂基体固化程度增加, 提高了CFRP的抗拉伸强度。两种作用的强弱不同和相互消涨, 使CFRP的力学性能出现起伏。

从图3可以看出, 在整个湿热过程中, CFRP的抗拉伸模量出现轻微起伏, 但变化不大。这是因为增强纤维的模量一般比树脂基体高1～2个数量级, 对复合材料的抗拉伸模量起决定性作用, 而碳纤维耐湿热性能很好, 在湿热老化过程几乎不发生变化。

2.2 动态力学性能

CFRP在湿热作用下, 树脂基体中的某些分子运动单元的运动活动性受到抑制或加速, 这些变化可通过玻璃化转变温度的变化反映出来。采用动态力学性能分析 (DMA) 法, 从CFRP的玻璃化温度可迅速跟踪其在湿热过程中刚度和冲击韧性的变化, 而且可同时分析引起性能变化的结构和分子运动变化的原因。CFRP的玻璃化转变温度随时间变化曲线图 (见图4) 。

从图4可看出, CFRP的玻璃化转变温度随湿热作用时间的延长而降低, 在经过2000h的湿热老化过程中, 玻璃化转变温度几乎下降了30%。在最初的500h时下降斜率较大, 玻璃化转变温度下降很快, 随后逐渐平缓。这一变化主要是水分子在CFRP中的渗透扩散造成的, 一方面, 水分子与基体中的某些极性基团相互作用, 破坏了基体内部原来存在的极性基团相互作用而形成的交联点;另一方面, 水分子较小, 水的渗透扩散, 使基体发生增塑效应, 更容易为链段运动提供所需的自由体积, 降低了材料的耐热性。CFRP中水分子对其影响主要发生在界面和基体中, 因而在500h时表现明显, 随后水分子含量趋于饱和, 玻璃化转变温度也随之变化趋缓。

3 结论

(1) 在湿热作用下, CFRP抗剪切强度和拉伸强度均能保持原水平;拉伸模量在7%范围内上下波动, 耐湿热性能较好, 静态力学性能稳定。

(2) 经过湿热作用后, CFRP的玻璃化转变温度有较明显下降, 2000h后玻璃化转变温度可降低30%, 随时间延长甚至更高。

(3) 湿热作用对CFRP有促进和抵消两种效果, 使CFRP的力学性能发生变化, 尤其对其动态力学性能影响较大。

参考文献

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CFRP 篇5

碳纤维增强塑料筋(CFRP筋)锚杆具有耐腐蚀性强、抗拉强度高、锚固反应快、密度小、弹性模量小、热膨胀系数与混凝土和水泥砂浆相似等优点,为锚固技术在土木工程中的应用开辟了更为广阔的前景[3,4,5,6]。

1 压力型CFRP筋锚杆的工作原理

1.1 压力型CFRP筋锚杆的构造

压力型锚杆的杆体采用全长自由的无粘结筋,通过锚杆底端与杆体可靠连接的承载体,使拉力直接由无粘结锚筋传至底端承载体,再通过承载体对锚固体施加压应力转化为注浆体与周围岩土体的剪切抗力,以此提供锚杆所需承载力。压力型CFRP筋锚杆主要有内锚头、拉杆、外锚头三部分构成,本文内锚头和外锚头均采用粘结式传力锚具,内锚头端部连接承载体,承载体为厚度30 mm的钢板,CFRP筋作为杆体,外锚头有台座、锚板和锚具组成,构造见图1。与拉力型CFRP筋锚杆相比:1)注浆体受压会对钻孔壁产生一定的径向力,从而提高粘结强度;2)由于杆长全长自由,在相同荷载锁定下,压力型锚杆的损失比拉力型锚杆小很多;3)无需设锚固段自由段,可全长注浆,施工方便;4)剪应力分布较拉力型锚杆均匀,且相同荷载下剪切应变小。

1.2 纤维塑料筋粘结型锚具

纤维增强塑料是典型的各向异性材料,其横向与纵向强度比仅为1:20左右,因此难以采用传统夹片式锚具,开发锚固处的纤维塑料筋均匀受力是锚具设计的关键。日本、北美、西欧等发达国家纤维材料的研究与应用起步比较早,对纤维增强塑料筋张拉锚固体系的研究开发已取得了一定成果,目前国内外开发的锚具主要有夹片型、灌浆型和压铸管三种类型,应用最广的是灌浆型锚具。本文在借鉴国外研究成果的基础上,为了得到比较好的粘结效果,自行设计一种灌胶式螺丝端杆锚具,示意图如图2,套筒内界面锥度为2°;为防止锚具端部出现剪力集中,设计有5 cm直筒段;锚具底部装有锚塞,锚塞中心留有出气孔,通过其旋转可以加压使胶体与筋材粘结密实;套筒外表面设有螺丝并装有螺母,便于施加预应力。

1-锚具;2-锚板;3-台座;4-锚固介质;5-承载板;6-内锚头;7-PV套管;8-止浆板;9-CFRP筋

1-粘结剂;2-锚塞;3-锚筒;4-螺母;5-CFRP筋;6-止浆环

1.3 压力型CFRP筋锚杆的锚固机理及粘结强度分析

压力型锚杆的内锚和外锚是锚杆与岩土体重要的连接构件,极大地决定着锚固承载力的大小,本文研发的锚杆承载力主要有以下几部分组成:1)锚具的粘结效率;2)筋材的抗拉强度;3)灌注锚固体的抗压强度;4)围岩与锚固体的粘结强度;5)承载板的抗压强度。其中,对于压力型CFRP筋锚杆来说,锚具与筋材的粘结效率至关重要。

CFRP筋在锚筒内的粘结应力沿锚固段的分布并不是均匀的,当锚固段很短时,可以忽略渐进性粘脱的影响,除去人为的作用,锚具的粘结效果即筋材的界面粘结强度主要与粘结介质的种类、粘结长度、筋表面形状及粘结层的厚度有关。假定粘结强度呈均匀分布,已知筋材的极限荷载fptk,碳纤维塑料筋的直径da,粘结长度la,可求其界面粘结强度тu为

为了减少界面粘结强度的影响因素,тu通常采用拉拔试验获得。

对灌浆锚固体与围岩锚固长度的计算,依据国内外实践基础上的研究成果,同样假定粘结强度均匀分布,已知锚杆的极限抗拔力Tu,灌注锚固体的直径d,锚固长度lu,可求灌注锚固体与围岩的粘结强度тul:

在假设粘结强度均匀分布的基础上тu1可以通过现场试验获得,并可与现有国内规范[9]对照。

本文重点讨论的是锚具的粘结效率,即通过拉拔试验对筋材在锚具内粘结强度的试验研究。

2 试验设计

压力型碳纤维塑料筋锚杆的粘结试验参照《预应力筋用锚具技术规程》(JCJ 85—2002)设计,本文不考虑锚筋自由端的滑移,拉拔试件见图3。试件制作主要工序如下:

1-锚塞;2-螺母;3-锚筒;4-CFRP筋

1) CFRP筋表面通过细砂纸轻微研磨处理,并通过工业真空吸尘器除去灰尘或松动的微粒,基材必须清洁、无油,并保持干燥。

2)用丙酮清洗锚筒内部的油污,以增强接触面与CFRP筋的粘结力。

3)真空灌浆。首先在锚筒一端采用真空机抽取孔道中的空气,然后用压浆泵以0.7 MPa左右的正压力把粘结剂压入孔道内,以提高孔道灌浆的饱满度,减少气泡的影响。

4)在灌浆完成15 min左右,缓慢拧紧锚塞,对其施加压力,增强粘结效果,由于内外压差的原因,部分CFRP筋向外滑落,锚固长度以实际锚固长度为准。

试验采用Φ7光圆CFRP筋,极限抗拉强度为1 900 MPa,弹性模量为150 GPa;在文献[10]的研究基础上,选取与纤维塑料筋粘结效果比较好的两组粘结介质,一是掺杂聚丙烯纤维、减水剂,膨胀剂的R42.5号水泥浆,另一种为自行开发的以环氧树脂为底料,按一定比例掺合复合固化剂、填料(主要为石英砂)的环氧砂浆。拉拔明细表如表1。

由万能试验机加载,加载速度每分钟100 MPa,直至加载完全破坏,主要量测荷载有拉力荷载P和受荷端的滑移量S。

3 试验结果与分析

3.1 拔出试件的荷载-滑移曲线

由于在灌注锚固时锚筒内残有少许空洞,荷载-滑移曲线偶尔出现起伏,在计算真实滑移时要剔除试验操作中由于万能试验加载机夹具对试件施力产生的变形影响,当粘结介质为水泥浆时,试件均是拔出破坏;当为环氧砂浆时,三组由于锚具端口剪力突变出现剪切破坏,两组出现拉断破坏,五组均来粘结较长的试件。在拔出破坏试件出现峰值后,抗拔力开始不同程度出现波浪式衰减,下图抗拔荷载均只考虑荷载施加到峰值,滑移考虑整个过程。

Φ7光圆CFRP筋在不同锚固长度、不同粘结介质中的荷载-滑移曲线(即p-S曲线)实测值如图4、图5。

3.2 拉拔结果分析

拉拔试验所测得光圆CFRP筋在以上粘接环境下的平均截面粘结强度见表2。通过试验数据比对分析,结果如下:

1)拉断破坏的加载曲线可以认定为有三段组成,第一段为初滑移阶段,此阶段主要为粘结剂与筋材部分表面化学胶结受力,然后是弹性滑移阶段,锚固部分基本完好,整体受力,剪力比较均匀;第三阶段为塑性滑移阶段,随着荷载进一步增加,筋材截面出现变化,受弱面处开始出现颈缩,达到一定程度后伴随一声崩裂的声音,抗拔力急剧下降,试件出现拉断破坏。此时滑移量为3 mm左右,滑移量的大小与极限荷载有关,荷载越大,滑移量越大。

2)在同种粘结介质下,锚固较长的试件峰值高,同时破坏时的滑移量也比较大;在同等荷载下,锚固长的试件滑移量相对偏少。

3)对光圆CFRP筋来说,水泥浆的粘结效果比较差,在同种情况下,环氧砂浆的最大抗拔峰值达到72.9 kN,接近水泥浆抗拔荷载的2倍左右。

4)环氧砂浆的粘结效果参照预应力筋-锚具的锚固效率公式:

式中Fapu为拉拔试验中实测极限拉力;Fpm为CFRP筋的实际平均极限拉应力,本试验取出厂数据;ηp为效率系数,取值为1。取锚固长度为40d环氧砂浆的平均极限拉力1 819 MPa,筋材破坏荷载为1 900 MPa,经计算平均实测极限拉力满足锚具锚固效率等于或大于0.95的要求。

5)界面活性处理后的CFRP筋,上升段增长相对缓和,下降段持续受荷能力强,破坏滑移量大,但小于同种粘结介质下的抗拔峰值。峰值越低,持续加载能力越强,说明由于活性处理后的持力段分布越均匀,渐进性粘脱比较明显。

4 结语

选择与纤维塑料筋粘结效果比较好的两组环境介质,比较详细地研究了光圆CFRP筋在灌胶式螺丝端杆锚具的锚固效果,主要结论如下:

1)论证了自行配置的环氧砂浆与光圆CFRP筋良好的粘结效果,在锚固长度为280 mm时,Φ7光圆CFRP筋最大拉拔荷载为72.9 kN,界面粘结强度为11.7 MPa,试件平均粘结强度为11.36 MPa,在带肋CFRP筋生产不成熟的情况下,满足工程的基本使用要求。

2)经过与试验数据的对比,分析了拉断破坏光圆CFRP筋荷载-滑移曲线的变化趋势,分为初滑移、弹性滑移、塑性滑移三部分。

3)试验证明,采用CFRP筋表面活性处理对增强粘结效果并不理想,说明该方法对改变筋材活性以增加粘结效果的研究还有待进一步探索。

4)通过试验论证了本文自行研发的灌胶式螺丝端杆锚具与光圆CFRP筋组装件的锚固性能,满足锚具效率达到或者超过0.95的规定,为多丝光圆CFRP筋的工程应用提供了参考。

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CFRP 篇6

碳纤维复合材料 (CFRP) 板具有抗拉强度高、重量轻、耐腐蚀以及便于施工、施工质量易于保证等优点, 因此, 广泛应用于国内外钢筋混凝土结构加固领域。

目前, 加固设计的计算方法大多建立在不同材料之间共同工作的前提, 保持平截面假定, 新老材料之间, 假设无相对滑动。计算结果往往与实际试验或工程应用监测结果有一定差异, 特别是超龄混凝土结构在不同材料协同工作情况对整体影响较大, 仅单独考虑各材料的受力机理, 将它们以一定方式叠加, 对考察构件的承载能力等特性并不十分精确。

1967年, 美国学者D.Ngo和A.C.Scordelis将有限元单元法应用于钢筋混凝土简支梁抗剪分析[1], 奠定了钢筋混凝土有限元分析的理论基础。在Ngo和Scordelis的工作基础上, 有学者提出了分布裂缝模式、拉伸强化以及使用分层单元。2004年, 陆新征在清华大学和国内外大量试验研究的基础上, 采用适当的数值模拟, 深入系统地研究了FRP混凝土的界面受力行为和剥离破坏机理。对FRP-混凝土界面间最主要的剥离破坏机制———剪切剥离破坏, 进行了系统而全面的研究, 揭示了界面内剪切破坏、受弯加固剥离破坏和受剪加固剥离破坏的机理, 并建立了相应的设计模型。尤其是所提出的混凝土数值分析模型, 为研究这些界面行为提供了的方法。对于钢筋混凝土数值分析中的一些传统问题, 比如钢筋与混凝土的界面行为、混凝土与混凝土之间的界面行为、钢筋混凝土构件的受剪行为等, 提供了思路和方法[2]。

本文主要针对CFRP加固的实际超龄混凝土板进行试验, 同时在考虑老化混凝土与锈蚀钢筋、老化混凝土与CFRP之间的粘结滑移作用的情况下, 对加固过程进行了有限元模拟与分析。通过与试验结果进行对比, 论证了本文所述的CFRP加固超龄钢筋混凝土的有限元模型的建立与分析具有实际意义。

1 试验概况

1.1 试件设计

本试验所用混凝土板服役期已有80余年。试件 (B1) 尺寸为1.5m×1.0m, 厚度为140mm。经检测, 混凝土强度为20MPa, 钢筋强度为400MPa。CFRP布的碳纤维材料密度为300g/m2, 厚度为0.167mm, 弹性模量Ecf为2.3×104MPa, 抗拉强度为2300MPa。粘贴碳纤维的环氧胶为专用配套树脂CFE (找平材料) 、CFP (底层涂料) 、CFR (浸渍材料) , 每种配套树脂都有主剂与固化剂两套制剂, 现场使用时按照主剂:固化剂=2:1的比例进行调配。

本试验对试件按如下设计: (1) 采用单层加固形式; (2) 采用端部粘贴CFRP布条锚固的锚固方式。碳纤维布加固布置尺寸如图1所示。

1.2 试验装置及加载制度

试验采用反力架加载装置, 通过千斤顶加荷载至分配梁上, 如图2。每级加载后, 持荷10min, 待稳定之后, 进行读数。试验时的加载顺序分为以下几个阶段:自重 (板就位) →加载设备→荷载标准值→荷载设计值→破坏荷载。

其中, 标准荷载分五级施加, 之后按5%的标准荷载加载, 直至板破坏。标准荷载持续时间为30min, 其余每级荷载间隔时间为10min。荷载标准值和设计值均包括自重及加载设备重量。

1.3 试验结果及分析

图3为加固板B1的荷载-测量值, 碳纤维应变片编号为CF1~CF3, 混凝土应变片编号为C1~C3。在M=17.5k N·m时, 板出现第一条细微裂缝, 裂缝出现时的荷载与B1板基本上一样。随着荷载的增加, 板的中间出现很多裂缝, 在M=32.5k N·m时, 裂缝发展到板高的2/3处, M=42.5k N·m时, 裂缝贯穿整个高度。此后, 支座附近开始出现细微的斜裂缝, M=46.25k N·m时, 混凝土表面出现碎片, 表现为混凝土压碎破坏。

根据试验数据, 板的破坏形式为混凝土压碎破坏, 破坏时εf<εfu, εc=εcu, εs<εy。受压区混凝土已经达到受压极限应变状态, 被压碎, 钢筋亦已屈服, 但受拉区碳纤维尚未达到极限应变。

2 理论计算对比分析

在矩形截面受弯构件的受拉边混凝土表面上粘贴纤维复合材进行加固时, 其正截面承载力应按下列计算公式确定:

加固计算时可根据式 (1) 计算混凝土受压区高度, 按公式 (3) 计算出强度利用系数ψf, 并代入公式 (2) , 即可求出受拉面应粘贴的纤维复合材的有效截面面积Afe;按照加固规范第9.2.4条的规定换算为实际应粘贴的纤维复合材截面面积Af。在计算承载能力时, 可将相关参数按照规范代入, 最终计算出M的大小。篇幅所限, 上述公式中各式的具体说明可查阅文献[3]。

根据上述公式可计算出CFRP加固钢筋混凝土板的破坏荷载的理论值, 理论值与试验结果的对比见表1。

由表1可知:

(1) 实际的超龄混凝土板加固后承载能力比规范计算公式要偏低, 对于超龄混凝土结构的加固计算, 若借鉴规范公式计算应当予以折减。

(2) 影响CFRP加固效果的参数很多, 有加固构件本身的性能及原始情况, 包括:混凝土强度、配筋率、CFRP粘贴方式等, 这些因素对碳纤维的加固效果有重要的影响。

因此, 考虑粘结滑移的超龄混凝土结构加固有限元模型值得深入研究。在建立不同材料之间的粘结滑动的本构关系基础上, 考虑粘结特性的有限元计算, 对加固设计计算有一定参考价值, 对结构优化也有一定帮助。

3 超龄混凝土板加固有限元分析

采用通用型有限元软件ANSYS对本次超龄混凝土板加固进行分析计算。本次有限元分析采用分离式模型, 即把钢筋和混凝土作为不同的单元来处理, 同时考虑钢筋与混凝土、CFRP与混凝土的粘结滑移作用。

3.1 钢筋与混凝土粘结滑移的本构关系

本次有限元分析将采用Houde公式模拟钢筋与混凝土之间的粘结滑移关系[4]。Houde公式认为:粘结力与混凝土强度等有关系, 他们是由62个变形钢筋模拟缝间粘结强度的试件和6个模拟锚固粘结强度的梁端试验结果回归出的经验公式:

式中, τ的单位为N/mm2, s的单位为mm。

Houde公式模拟的粘结滑移关系曲线如图4所示。

3.2 CFRP与混凝土粘结滑移的本构关系

由于FRP混凝土界面受力情况的特殊性, 通常很难通过试验直接获得粘结滑移关系。清华大学陆新征[4,5]等提出了一个基于细观单元的有限元模型。该方法是通过将混凝土单元划分成非常小的网格 (0.25mm或0.5mm) , 并根据单元尺寸调整混凝土开裂后的受拉和受剪行为, 模拟FRP-混凝土的界面剥离破坏过程并阐述其剥离破坏的机理, 进而从有限元分析结果得到FRP的应变分布及界面滑移情况。

根据本构模型简化程度不同, 共分为精确模型、简化模型和双线性模型。其中, 精确模型可以考虑不同界面胶层刚度的影响, 简化模型和双线性模型则适用于一般界面粘结胶层。通过与大量界面试验结果的对比表明, 该建议模型可以准确预测界面的剥离强度和剥离过程, 且精度优于现有各模型, 粘结滑移曲线如图5所示。

本文对混凝土与CFRP粘结滑移的本构关系采用了双线性模型来模拟。双线性模型是将精确模型的总破坏能和峰值粘结应力点坐标保持不变得到的, 其计算方法或公式可参见相关文献内容。在有限元中将相关参数通过列表形式键入到模拟类型单元的实常数中即可对粘结滑移关系进行模拟。

3.3 有限元模型的建立

本文混凝土采用SOLID65单元[6]进行模拟, 筋采用Pipe20单元模拟, 其他钢筋采用Link8单元模拟。CFRP可以采用SHELL41进行模拟, SHELL41是一种空间膜壳单元, 平面内具有膜强度但平面外没有弯曲强度, 它可以较好地模拟碳纤维加固布的单向受力性能。

引入弹簧单元用来模拟不同介质之间的粘结滑移状态。在ANSYS分析中连接单元采用非线性弹簧单元Combine39[7], 该单元具有两个结点, 只需定义弹簧单元的实常数F-D曲线来定义非线性弹簧单元的受力性质。对于单向弹簧, 可以设弹簧的长度为零, 这为模拟钢筋与混凝土、混凝土与加固材料的粘结滑移提供了可能。

为避免直接加约束产生应力集中, 在支座处模拟加入弹性垫块, 以保证混凝土良好收敛和精确模拟。弹性支座选用SOLID45单元, 该单元具有塑性、蠕变、膨胀、应力强化、大变形和大应变能力。

模型几何尺寸与试验所采用的构件与材料一致, 混凝土网格划分如图6 (a) ~图6 (c) 所示。x方向和y方向网格长度均为50mm;z方向上, 从0点开始网格的长度依次为32mm、36mm、36mm、36mm。以此方式来精确模拟受力纵筋位置, 同时, 将钢筋和碳纤维布与混凝土网格划分相一致。支座沿y向布置, 宽度和高度都为100mm, 采用50mm长度的网格。加载支座同受力支座, 布置位置为两加载支座中心与两个1/3加载点一致, 分别在x=500和x=1000处。

考虑二次受力加载分析, 先将CFRP单元选出并将其全部杀死, 进行第一步加载, 施加板的自重荷载, 进行求解。求解完毕后, 将加固材料的单元选出, 进行激活, 再在加载支座上施加均布荷载, 设置30个子步, 求解。

3.4 有限元计算结果分析

3.4.1 收敛结果

经ANSYS数值模拟分析, 混凝土板加固模型计算收敛良好。经过迭代计算, 程序在Time=0.9915退出计算, 由此可知结构的承载力为44.01k N·m, 此时混凝土的变形为0.00912m。在破坏前, 结构的变形在0.009m之内变化, 变形的突然增大即说明结构已经破坏。

3.4.2 应力、应变和位移分析

有限元计算荷载-跨中挠度等曲线见图7。

从图7的结果可以看出:

(1) 混凝土板的有限元模型跨中挠度与试验结果基本吻合, 试验值曲线在弯矩24k N·m和38k N·m时的挠度未改变, 一般是由于混凝土的不均匀开裂所致, 计算模型难以精确模拟混凝土本身离散型所造成的开裂问题。构件最终挠度为9.12mm, 较试验值10.01mm略小。

(2) 支座位移试验测试值始终略大于模型值, 开裂前基本一致。

(3) CFRP布的应变值与试验结果基本吻合, 极限状态下, 模型的CFRP布应变较试验值有一定程度的增大。

(4) 极限弯矩下, 试验测得顶面混凝土应变值要比模型计算值小一些, 在开裂弯矩到极限弯矩之间, 应变测试值始终比计算应变值大一些。

3.4.3 弹簧粘结应力分析

弹簧在破坏前的粘结应力及伸长量如表3所示。

由表3可以看出, 弹簧在y方向和z方向几乎没有滑移, 其粘结应力也很微小, 主要的粘结滑移存在于x方向, 也就是受拉钢筋的纵向, 这与实际情况是相符的。

4 结论

(1) CFRP加固超龄钢筋混凝土构件的有限元分析结果与试验结果差异较小, 基本相吻合。因此, 本文所述有限元分析方法可以为今后同类工程项目的有限元分析提供一定的借鉴和参考。

(2) 本文有限元分析中, 考虑粘结滑移的极限弯矩对应的跨中挠度比试验结果略低。具体原因主要是在现阶段钢筋与混凝土、CFRP与混凝土的粘结滑移理论还不是很成熟, 导致有限元分析中所采用的粘结滑移曲线与真实情况吻合得不够好。

(3) 弹簧单元主要的粘结滑移存在于x方向, 也就是受拉钢筋的纵向, 这与实际情况相符合。超龄混凝土的粘结滑移特性, 应当对其进行深入全面的试验研究和探讨, 以便更精确地模拟弹簧单元的F-D曲线, 进一步对超龄混凝土与钢筋和加固材料的本构关系进行研究。

摘要：通过对一超龄混凝土构件进行CFRP加固试验分析、理论计算以及有限元模拟分析, 探讨了加固后构件的受力性能以及变形情况。结果表明, CFRP加固可以提高和改善钢筋混凝土构件的受力性能;实际的超龄混凝土板加固后承载能力比规范计算公式要偏低, 对于超龄混凝土结构的加固计算, 若借鉴规范公式计算应当予以折减;最后论证了所述的有限元模型的建立和分析与试验结果一致, 可以模拟和反映构件的性能。

关键词：钢筋混凝土板,碳纤维复合材料,超龄混凝土,加固,有限元分析

参考文献

[1]Ngo.D.and Scordelis.A.C.Finite element analysis of rein-forced concrete beams[J].ACI Journal, 1967, 64 (3) :152-163.

[2]朱剑俊.碳纤维加固钢筋混凝土受弯构件研究及其可靠性分析[D].杭州:浙江工业大学, 2003.

[3]中华人民共和国建设部, 中华人民共和国技术质量监督检验检疫总局.GB50367—2006混凝土结构加固设计规范[C].北京:中国建筑工业出版社, 2006.

[4]陆新征, 叶列平, 滕锦光, 等.FRP-混凝土界面粘结滑移本构模型[J].建筑结构学报, 2005, 26 (4) :10-18.

[5]LU X Z, YE L P, TENG J G, JIANG J J.Meso-scale finiteelement model for FRP sheets/plates bonded to concrete[J].Engineering Structures, 2005, 27 (4) :564-575.

[6]郝文化主编.ANSYS土木工程应用实例[M].北京:中国水利水电出版社, 2005.

CFRP 篇7

目前,国内外对结构加固技术的研究多集中在外粘CFRP加固技术或外粘钢板加固技术上[1,2,3],而对采用两种材料或多种材料复合加固的研究很少。在武汉大学的卢亦焱和周婷等对采用钢板与CFRP复合加固钢筋混凝土构件进行了试验研究[4]的基础上,采用有限单元法,以现有的有限元分析软件(ANSYS)为操作界面,建立CFRP与钢板复合加固钢筋混凝土梁有限元模型,通过对6根试验梁进行有限元模拟分析,并将有限元分析结果与相应的试验结构进行分析比较。

1 ANSYS有限元模型的建立

1.1 有限元模型对象

分析计算模型共采用了6根钢筋混凝土简支梁,梁的数据取自参考文献[4],试验梁为矩形截面简支梁,梁截面尺寸为:b×h=150 mm×250 mm,跨度L=2200 mm,净跨L0=2 000 mm,混凝土强度等级为C30,为考虑混凝土强度的影响。纵筋2Φ10,架立筋2Φ8,箍筋采用Φ6,保护层厚度取为25 mm,梁底粘贴宽150 mm的CFRP及宽100 mm的钢板。采用三分点处两点加载,梁示意图见图1。

梁的混凝土强度、配筋情况、CFRP的面积和钢板的面积的具体情况参见表1,有限元模型的截面尺寸及长度、加固材料的面积及厚度和试验梁一致。钢材和碳纤维布材料强度实测值见表2。

1.2 基本假定

1)梁受弯后,按照钢筋混凝土结构理论,截面上的混凝土、钢筋、钢板、CFRP的应变符合平截面假定[4]。

2)钢筋与混凝土充分粘结,无相对滑移,变形协调一致。

3)钢板、CFRP与被粘结钢筋混凝土梁之间两两相互充分粘结,无相对滑移,变形协调,也即忽略粘结胶的影响。

4)为得到合理的解,防止非线性求解因局部受压提前发散,在简支梁受力较大的两端设置刚性支座。在三份点集中荷载的作用处设置刚性垫块[5]。

1.3 材料本构关系

1.3.1 混凝土应力应变关系

混凝土本构关系采用《混凝土结构设计规范》中给定的应力应变关系[6]。

当εc≤ε0时,

当ε0<εc≤εcu时,

式中,fc为混凝土的峰值应力,取其轴心抗压强度设计值;ε0和εcu分别为相应凝土的峰值应变以及极限压应变,分别取0.002和0.003 3。

1.3.2 钢筋、钢板应力-应变关系

钢筋、钢板本构关系采用理想的弹塑性模型,图即:

当εs≤εy或εb≤εy时,σs=Esεs或

当εy≤εs≤0.01或εy≤εb≤0.01时,σs=fy或

式中Es和Eb分别为钢筋和钢板弹性阶段的弹性模量,εsh和εbh分别为钢筋和钢板的极限应变。

1.3.3 CFRP的本构关系

CFRP本构关系采用理想的线弹性弹模型,

当εcf≤εcfu时,

式中Ecf、εcf、εcfu分别为CFRP的弹性模量,拉应变和极限拉应变。

1.4 有限元模型建立

通过自上而下的方法建立分析模型,先按实际尺寸建立混凝土结构几何模型,再对几何模型进行网格划分,得到合适的单元尺寸[5]。

1)混凝土采用六面体八节点的SOLID65单元。在划分混凝土单元时,考虑混凝土保护层的厚度为25 mm,故沿X轴单元长度为25mm(宽度方向),Y轴为25 mm(高度方向),Z轴为25 mm(长度方向)。

2)钢筋采用LINK8单元,通过混凝土划分网格后形成的节点直接形成单元的。这样就保证了混凝土与钢筋单元共用节点的目的。

3)钢板采用SHELL181单元,CFRP采用SOLID46单元,它们的划分在本文中都不考虑结构胶的影响,即不考虑混凝土、CFRP、钢板两两之间的相对滑移,而是直接采用共用节点的方法来建模的。其网格划分:X向25 mm,Y向划分为一个单元,Z向25 mm。由于CFRP单元的厚度较薄,其单元的长厚比超过了极限比20:1,所以对最后的计算结果有一定的影响。

4)刚性支座采用SOLID65单元,在本文中通过支座和梁共用节点的形式来建模,支座的宽度为100 mm,即在Z向划分为四个单元;支座的长度为150 mm,在长度方向X向的单元长度为25 mm,在Y向上只划分为一个单元。

5)材料属性,除了输入上述试验提供的属性外,还应输入混凝土的泊松比vc=0.2,钢筋及钢板的泊松比vs=0.3,CFRP只考虑梁长方向的刚度。

建立的ANSYS有限元分析模型三维立体图和透视图见图2、图3。

1.5 非线性求解

为求得梁的开裂荷载、钢筋屈服时的荷载、钢板屈服时的荷载以及极限荷载,通过施加一个较大的荷载,通过设置荷载步和荷载子步的方法来求解[4,5]。具体的做法是:在刚性垫板上施加面荷载(这里试件LA-1、LB-1、LB-2、LB-3面荷载取为100 000/100/150 MPa,试件LB-5、LD-2面荷载取为400 000/100/150 MPa,试件LB-7面荷载取为300 000/100/150 MPa。开始计算,直到计算不收敛即求解结束,求解发散的前一个荷载子步对应的Y向支座反力即为梁的极限荷载。因LINK8单元不能直接查看节点的等效应力,这里通过定义单元表来实现。混凝土的开裂荷载以梁中第一次出现裂缝时所对应的荷载为准。

为观察裂缝的开展情况,将荷载子步设置为500,并打开自动荷载步开关。每个荷载子步设置的迭代数为30,打开线性搜索选项,采用无穷大范数的位移收敛准则[5],将收敛公差调整为0.015以加快收敛速度。

2 CFRP与钢板复合加固钢筋混凝土梁有限元分析结果

2.1 承载力比较

6根模型梁有限元分析的极限荷载,混凝土开裂荷载、钢筋和钢板屈服时的承载力与试验值的汇总见表3。

通过有限元值与实验值的对比,可以看出:

1)极限荷载方面,有限元值基本上要比实验值小,除LB-3外,有限元值与实验值的误基本上在5.2%以内。LB-3的误差为12.4%,其它两误差其原因是在ANSYS中SOLID46单元在划分网格时要求单元的长厚比不能超过20:1,而混凝土单元又不能划分的太小(一是因为划分太小,单元增多造成求解困难;二是混凝土单元如果划分太细的话容易造成局部压碎破坏从而导致求解提前失败)。在本文中混凝土单元与SOLID46单元的长度均取为25 mm,因CFRP只有0.111 mm,在试件LB-2、LB-3中SOLID46单元的长厚比明显大于20,所以导致了构件的有限元极限承载力与实验值误差偏大。

2)钢筋屈服荷载方面,有限元值基本上比实验值大,但两者间的误差基本上在5%以内,试件LB-2、LB-3的有限元值比实验值偏小。

3)在混凝土的开裂荷载方面,有限元值与实验值相差较大,且有限元值普遍的比实验值小。其原因有几方面:①分析中未考虑混凝土受拉开裂的塑性发展;②未考虑CFRP和结构胶约束作用对混凝土抗拉强度的影响;③实验值是通过实验人员的观察得到的,而当构件发生微裂缝即裂缝很小时,实验人员不易观测到;而在ANSYS中,裂缝是通过计算得到的,一旦混凝土的拉应力超过混凝土的抗拉强度,就说明该处的混凝土已开裂。

总体来看,有限元分析可知结果与实验结果吻合较好,说明本文中建立的有限元模型是合理的,所选的单元也是合理的,可供实际设计参考。

2.2 加固梁的荷载变形曲线

6根模型梁的荷载-位移曲线,如图4所示。

从荷载位移曲线可以看出,开始阶段均为直线且斜率较大,位移很小。在开裂荷载附近突然出现拐点,此时混凝土开裂,梁的刚度下降,位移突然有所增大。开裂后到钢材屈服前,试件梁的荷载位移曲线近似呈线线关系。

由图4知,CFRP与钢板复合加固梁可较大提高其开裂荷载、屈服荷载和极限荷载,且在达到极限荷载后有较长的持载能力,说明复合加固梁不仅有可以提高梁的承载力而其有较好的变形能力。

2.3 钢筋的荷载-应变曲线

ANSYS的通用处理器中不能给出钢筋单元的等效单元应变,通过ETABLE命令能得到钢筋单元的轴向弹性或轴向塑性单元应变。6根梁的钢筋荷载-应变对比曲线,如图5所示。

从图5可以看出,钢筋荷载应变曲线分为混凝土开裂前线性阶段、混凝土开裂后的线性阶段、屈服阶段。CFRP与钢板复合加固梁的开裂荷载、屈服荷载明显提高,在屈服前,钢筋的荷载应变曲线斜率大于用CFRP加固或用钢板加固梁的荷载应变曲线斜率。

3 结论

1) ANSYS可较好的模拟复合加固梁的承载力计算分析,屈服荷载和极限荷载模拟计算值与试验值吻合较好,而开裂荷载模拟计算值比试验值误差较大。

2) ANSYS可较好地模拟加固梁的受弯破坏全过程,模拟分析表明复合加固梁不仅可以提高梁的承载力而其具有较好的持载变形能力。

摘要：根据CFRP与钢板复合加固梁的特点,合理选用不同的单元和相应材料的本构关系,建立ANSYS有限元模型,对复合加固梁进行数值分析,并与试验结果进行比较,二者吻合较好。分析表明复合加固梁不仅可以提高梁的承载力而且具有较好的变形能力。

关键词：复合加固,钢筋混凝土梁,数值分析

参考文献

[1] 周波.碳纤维布加固钢筋混凝土结构非线性有限元分析[D].武汉:武汉理工大学,2003

[2] 张磊.碳纤维加固钢筋混凝土粱正截面承载力计算和有限元分析[D].天津:天津大学,2005

[3] 陈志龙.粘钢加固钢筋混凝土梁的非线性有限元分析[D].武汉:华中科技大学,2006

[4] 周婷.碳纤维布与钢板复合加固钢筋混凝土梁抗弯性能研究[D].武汉:武汉大学,2004

[5] 李维.ANSYS土木工程应用实例(第二版)[M].北京:中国水利水电出版社,2007

CFRP 篇8

关键词：碳纤维布,箱梁,荷载,抗弯性能

随着交通事业的发展, 很多桥梁已进入老化阶段。欧洲有超过60% 的公路和铁路桥服役期已超过50 年。我国大部分桥梁也运营了四五十年, 当中部分桥梁的承载能力存在着安全隐患, 迫切需要加固。工程中常用的钢筋混凝土桥梁的加固方法主要有增大截面加固法、粘贴钢板加固法、体外预应力加固法、外包钢加固法、碳纤维加固法。碳纤维加固法凭借其高强、轻质、耐腐蚀、施工便利、对原结构影响小等优点, 广泛应用于土木工程结构的加固中。传统的碳纤维加固法是在混凝土结构表面粘贴一层碳纤维布, 对原结构的强度和刚度都有相当程度的改善, 但是容易发生剥离破坏, 使得碳纤维的高强性能不能得到充分的发挥。嵌入式粘贴碳纤维布加固法是在混凝土结构表面开槽, 然后用环氧树脂将碳纤维布或碳纤维板粘入其中。该方法的优点是能够避免剥离破坏, 较外贴碳纤维加固法有更好的加固效果, 但是加固工序相对繁琐。

1 试验方案设计

1. 1 试件设计

本试验一共进行了3 根简支矩形箱梁的抗弯性能试验, 选用工程中常用的单箱单室矩形箱梁, 梁体全长3. 0 m, 净跨2. 8 m。试件采用同一尺寸, 梁宽600 mm, 梁高300 mm, 顶板、底板和肋板厚度各为70 mm, 内侧倒角尺寸30 mm × 40 mm。试件采用相同配筋, 底部配8 根 ф16 受拉纵筋, 顶板5 根ф10 受压纵筋, 两侧腹板各设2 根ф10 分布钢筋, 箍筋为 ф10@ 100 mm, 所有钢筋均采用HPB235, 混凝土设计强度为C35, 具体箱梁模型尺寸如图1 所示。

本次试验在未加固箱梁、外贴CFRP布加固RC箱梁静载试验的基础上, 对嵌贴CFRP布加固的RC箱梁进行了静载试验, 并且将试验数据进行对比, 分析两种加固方式对箱梁承载力的影响。

3 根试件中, 第一根试验梁未作任何加固作为标准梁, 用以对比分析不同加固方式对承载力的影响, 编号为L0; 第二根试验梁采用外贴CFRP布加固, 沿梁的纵向粘贴两条CFRP布, 并在两端设置U型箍, 编号为L1; 第三根试验梁采用嵌贴CFRP布加固, 首先在梁的底部沿纵向打磨出两条与CFRP布尺寸相当的槽, 然后粘贴CFRP布, 两端设置U型箍, 编号为L2。所有试验梁的编号、加固方式、加固面积、端部U型箍设置情况如表1 所示。

1. 2 量测方案设计

本次试验旨在研究表层嵌贴CFRP布加固RC矩形箱梁的性能, 主要是静载作用下的力学性能, 故需要对构件应变、挠度和裂缝进行量测。

在特征截面的混凝土、CFRP上分别布置电阻应变片以测量各个部位的应变; 在特征截面的梁底布置百分表以测量各个部位的挠度; 用裂缝宽度测试仪对裂缝进行观测, 从而确定裂缝宽度和裂缝的开展情况。

1. 3 加载方案设计

所有试件均采用对称加载, 在简支梁跨中施加集中荷载。位于试验梁和反力架之间的千斤顶通过发生位移, 顶推锚固于地面的反力架, 反力通过分配梁作用于两腹板处, 从而对梁顶两个对称的作用点施加对称荷载, 实现对梁的对称受弯加载。

1. 4 试件施工工艺

通过梁底开槽、表面处理、涂刷底胶、涂刷面胶、粘贴CFRP布、养护, 加固后的梁如图2 所示。

2 试验结果及现象

对3 根简支矩形箱梁进行了静载试验, 试验过程中记录了各个梁在逐级荷载作用下的挠度、应变、裂缝、破坏形式等变化情况, 现将各个梁的实验结果及现象汇总如下。

2. 1 对比梁L0

梁L0 为未加固的基准梁, 用作对比, 按适筋破坏设计, 破坏时受拉钢筋屈服, 梁底混凝土裂缝贯穿破坏。当加载到30 k N左右时, 跨中受拉区混凝土出现第一条微裂缝, 随着荷载的增加, 裂缝逐渐向梁顶扩展并且基本上呈对称分布, 当加载到190 k N时, 受拉主筋屈服, 试件刚度明显下降, 荷载增加缓慢, 跨中挠度急剧增长, 最后当跨中挠度达到35. 1 mm时, 梁底混凝土裂缝贯穿破坏, 其极限荷载为260 k N。

2. 2 加固梁L1

L1 是在梁底外贴两条碳纤维布, 并且在两端加设U型箍。当荷载加至40 k N左右时, 梁底开始出现第一条裂缝, 随后钢筋主要发挥作用, 荷载—应变曲线也相应地出现转折。随着荷载增加, 旧裂缝缓慢向上发展, 新裂缝不断出现, 向上发展, 并且基本上呈对称分布, 当荷载加至230 k N左右时, 钢筋达到屈服, CFRP布开始承受主要拉力, 荷载—应变曲线同样出现了相应的转折。钢筋屈服后, 荷载增加缓慢, 当荷载加至320 k N左右时, 几条主裂缝迅速变宽, 最大裂缝宽度出现在集中荷载处, 跨中挠度急剧增长, 最大挠度达到28. 1 mm, 此时, 梁底碳纤维处发出噼里啪啦的爆裂声, 梁一端的U型箍出现了明显的滑移破坏, 已经被拉坏, 其锚固作用失效, 两个U型箍之间的碳纤维布凸起, 碳纤维布与梁底混凝土出现明显的剥离破坏, 极限承载力为320 k N, 与对比梁L0 相比, 提高了23% 。

2. 3 加固梁L2

L2 采用嵌贴CFRP布加固, 首先在梁的底部沿纵向打磨出两条与CFRP布尺寸相当的槽, 然后粘贴CFRP布, 两端设置U型箍。加固方式及应变片布置如图3 所示。

当荷载加至50 k N左右时, 梁底开始出现第一条裂缝, 随着荷载的增大, 裂缝逐渐增多, 并且基本上呈对称分布。当荷载加至260 k N左右时, 钢筋达到屈服, 碳纤维布开始承受主要拉力, 荷载—跨中挠度曲线出现了相应的转折。钢筋屈服后, 荷载增加缓慢, 当荷载加至360 k N左右时, 几条主裂缝迅速变宽, 最大裂缝宽度出现在集中荷载处, 达到2. 1 mm, 同时跨中挠度急剧增长, 最大挠度达到33. 04 mm, 此时, 梁底碳纤维处发出噼里啪啦的爆裂声, 直至跨中梁底碳纤维布被拉断, 极限承载力为360 k N, 与对比梁L0 相比, 提高了38% , 与加固梁L1 相比, 提高了12. 5% , 裂缝形态以及破坏形态如图4, 图5 所示。加固梁有明显的剪力滞效应, 并且随着弯矩的增大, 剪力滞后效应更加明显。

3 试验结果分析

3. 1 承载力

各试验梁的试件编号、加固方式、屈服荷载、极限荷载、极限荷载的提高幅度以及试件的破坏形式汇总于表2。

从表2 中可以看出, 碳纤维加固梁L1, L2 的极限承载力都有了很大程度的提高, 相比未加固梁, 分别提高了23. 1% 和38. 4% , 而嵌贴碳纤维布加固梁相比外贴碳纤维布加固梁, 承载力提高了12. 5% , 表明后者的加固效果要优于前者, 并且破坏形式是碳纤维被拉断, 充分发挥了碳纤维的抗拉性能, 避免了外贴加固梁的剥离破坏。

3. 2 变形分析

三种试件在不同荷载作用下的跨中挠度曲线对比图如图6所示。

从三片梁的荷载—跨中挠度曲线对比图可以看出, 在混凝土开裂前, 加固梁的挠度和未加固梁的挠度几乎没有区别, 加固效果不明显, 但是当梁底混凝土开裂后, 未加固梁挠度增幅较之前有所增大, 经碳纤维加固过的梁变化不大, 在同一荷载作用下, 加固梁的变形量均小于未加固梁, 而且随着荷载的增加这种差异变得更加明显, 尤其是在钢筋屈服之后, 在同一荷载作用下, 加固梁的变形量小于未加固梁。从荷载—跨中挠度曲线也可以看出, 嵌贴碳纤维布的加固效果要优于外贴碳纤维布, 两者的极限挠度分别是28. 7 mm和30. 3 mm。

4 结语

1) 试验结果表明, CFRP布加固RC箱梁可以有效地提高试验梁的抗弯极限承载力, 相比未加固的试件, 外贴CFRP布加固RC箱梁的抗弯极限承载力提高了23. 1% , 嵌贴CFRP布加固RC箱梁的抗弯极限承载力提高了38. 4% , 后者的加固效果优于前者。2) 试验结果表明, 外贴CFRP布加固RC箱梁的U型箍出现了明显的滑移破坏, 其锚固作用失效, 两个U型箍之间的碳纤维布凸起, 碳纤维布与梁底混凝土出现明显的剥离破坏。而嵌贴CFRP布加固RC箱梁的破坏形式是梁底CFRP布被拉断, 充分发挥了碳纤维的抗拉性能, 表明碳纤维的利用率要优于前者。3) 试验结果表明, 经CFRP布加固过的RC箱梁其刚度较未加固梁有明显的提高, 在同一荷载作用下, 加固梁的变形量小于未加固梁, 而且嵌贴CFRP布加固的效果要优于外贴CFRP布加固。4) 试验结果表明, 与普通箱梁一样, 碳纤维加固过的箱梁同样存在剪力滞效应, 并且随着弯矩的增大, 剪力滞效应就更加明显。

参考文献

[1]蒋鑫.表层嵌入式预应力CFRP板条加固RC梁抗弯能力试验研究[D].长沙:长沙理工大学硕士学位论文, 2011.

[2]高建兵.既有钢筋混凝土梁桥外贴增强材料加固技术研究[D].兰州:兰州交通大学硕士学位论文, 2011.

[3]张劲松.碳纤维加固钢筋混凝土梁、板受弯性能的试验研究[D].重庆:重庆大学硕士学位论文, 2007.