第第頁窄幅預應力FRP帶在海洋結構加固中的應用技術研究研究報告xx學院目錄TOC\o"1-3"\h\u88221概述 6114311.1研究背景 638321.1.1高強FRP布加固結構研究現(xiàn)狀 619311.1.2高強FRP布在海洋結構加固中的應用前景 1063161.2研究目的 12103491.3研究內容 12216772嵌入式預應力FRP布加固海洋結構理論分析 1337352.1嵌入式預應力張拉技術原理 13290082.2窄幅預應力FRP帶加固海洋鋼筋混凝土梁理論分析 13292962.2.1FRP材料在海洋結構加固中的適用性 1389892.2.2FRP材料加固鋼筋混凝土梁理論分析 1494982.3窄幅預應力FRP帶基材張拉控制應力的研究 1747422.3.1張拉控制應力確定的一般原則 1786552.3.2FRP基材的受力特點及張拉控制應力初步確定 1762012.3.3FRP基材張拉控制應力的試驗研究 1818812.3.4FRP基材強拉控制應力研究結論 20177432.4本章小結 2187303嵌入式預應力FRP布加固鋼筋混凝土梁試驗研究 22239713.1試驗目的 22131793.2試驗準備 22240753.2.1試件設計 22188823.2.2材料力學性能 23136563.2.3試驗設備 25214003.2.4測點布置 27200293.2.5試驗控制荷載的估算 28135173.2.6CFRP布的安裝 30147383.3加載試驗 3136043.3.1加載制度及試件安裝 319113.3.3加載試驗 32142863.4試驗結果 33214853.4.1開裂荷載和極限荷載 33123313.4.2破壞現(xiàn)象 34143583.5本章小結 36325334窄幅寬纖維布實橋加固工程實例 37122324.1工程概況 37263164.1.1橋梁損傷調查 3761024.1.2橋梁損傷分析 37118114.2橋梁加固 38112464.2.1加固目標 38311474.2.2加固方案 38244574.3加固施工 4249614.4本章小結 423958參考文獻 44

插圖目錄TOC\t"圖,1"\h1248圖1.1土木工程加固中常用的碳纖維布 930117圖1.2某利用CFRP布加固的結構 917278圖2.1纖維布的錨固 1323269圖2.2纖維布張拉后 1311655圖2.3單筋梁加固截面示意圖 1522542圖2.4單筋梁加固計算簡圖 1527235圖2.5試驗安裝示意圖 1921015圖3.1梁截面尺寸及配筋圖 22407圖3.2混凝土抗壓強度試驗 2414126圖3.3鋼筋拉伸試驗 248786圖3.6底膠 2429855圖3.7微機控制電子萬能材料試驗機 2623608圖3.8壓力試驗機 2631967圖3.9TS3866靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀 2731688圖3.10智能裂縫測寬儀 2726334圖3.11試驗梁計算簡圖 293804圖3.12碳纖維布的錨固 3114612圖3.13預應力張拉 3131232圖3.14預應力加固后的試件 3117903圖3.15加載試驗 313516圖3.16測點布置及試驗安裝示意圖 3227768圖3.18KJG-1荷載位移曲線 3417162圖3.19ZJG-1荷載位移曲線 3426484圖3.20ZJG-2荷載位移曲線 3416517圖3.21ZJG-3荷載位移曲線 3426194圖3.22ZJG-4荷載位移曲線 345661圖4.1纖維布的錨固 3918070圖4.2纖維布張拉后 3919278圖4.3CFRP布在板底的布置 4014764圖4.4空心板截面 4031790圖4.5空心板計算簡圖 40

表格目錄TOC\t"表,1"\h30051表1.1代表性纖維軸向力學性能參數(shù)與鋼、鋁的比較 917381表3.1混凝土力學性能指標 237214表3.2鋼筋力學性能指標 2324083表3.3碳纖維布力學參數(shù) 2413714表3.4CFRP布拉伸試驗結果 257996表3.5試驗構件概況一覽表 3331421表3.6實測開裂荷載和破壞荷載 33窄幅預應力FRP帶在海洋結構加固中的應用技術研究1概述1.1研究背景1.1.1高強FRP布加固結構研究現(xiàn)狀碳纖維材料最早用于航空航天領域，由于其具有優(yōu)異的物理力學性能、輕質高強、耐熱、耐腐蝕、與環(huán)氧結構膠配合可制成性能優(yōu)異的復合材料，目前已開始大量用于結構加固領域。用于建筑結構加固補強處理的CFRP材料，強度為普通建筑用鋼的十到二十倍，彈性模量與建筑鋼材處于同一水平并略有提高。高強纖維復合材料(FRP)具有優(yōu)異的物理性能、良好的粘合性、耐熱性及抗腐蝕性等特點，在結構加固領域得到了日益廣泛的應用。（表1.1）。纖維材料的這些特點，為建筑結構及橋梁的補強加固處理提供了強有力地支持。自20世紀80年代至今，CFRP布在混凝土結構加固領域得到長足的發(fā)展和應用，圖1.1為土木工程領域常用的碳纖維布，圖1.2為某實際應用CFRP布進行加固的結構。國外對纖維布在結構加固中的應用研究較早，1981年，瑞典Meier最早采用粘貼碳纖維復合材料(CFRP)加固了Ebaeh橋，此后十年間，F(xiàn)RP尤其是CFRP加固混凝土結構在日本、美國等國家得到了突飛猛進的發(fā)展。1982年～1991年期間瑞典（EMPA）實驗室的Meier、Kaiser等人對CFRP加固鋼筋混凝土梁采用四點加載方式[1,2,3]進行了多項試驗研究，Meier等人指出：在極限承載力方面，加固梁與非加固梁相比提高近一倍；在裂縫發(fā)展方面，加固梁比非加固梁裂縫出現(xiàn)晚，發(fā)展緩慢、裂縫分布更加均勻，裂縫寬度較非加固梁的寬度?。粚τ贑FRP加固梁，平截面假定仍然適用，Meier等人還提出了與試驗結果具有較好吻合程度的分析模型，深入探討了加固梁的三種破壞形式。Triantafillou于1991年ADDINNE.Ref.{439DBE6E-B5C6-4522-91C6-D7C3836ADF0E}[4]對預應力CFRP布加固鋼筋混凝土結構技術進行了研究，分析了CFRP布放張后端部應力傳遞問題。他認為預應力放張后，CFRP布錨固區(qū)破壞方式分為混凝土剪切破壞和粘貼樹脂破壞兩種，采用機械錨固措施可以提高初始預應力水平。Triantafillou于1992年[5]又進一步通過試驗對其分析模型進行了驗證，由模型計算出的CFRP布可以施加的最大初始預應力與試驗結果吻合較好，同時反映出預應力CFRP布對混凝土梁的承載力、剛度和延性加固均具有顯著效果。Quantrill、Nanni等[6-9]通過試驗研究，分析了采用不同的CFRP加固參數(shù)(如面積、寬度、層數(shù)等)對加固粱性能的影響，并建立了理論模型，對受拉CFRP材料的拉應變和構件受壓區(qū)混凝土的壓應變進行了比較準確的預測；Bencardino等人[10]研究了CFRP加固梁的延性，分析了采用不同端部錨固形式對加固梁延性性能的影響；Shahawy等人[11,12]還對不同環(huán)境下采用碳纖維加固的混凝土結構的耐久性及疲勞性能進行了研究。Garden等人于1998年ADDINNE.Ref.{E401275B-D0E0-44C2-A666-68A60D9C92A9}[13]進行了多根粘貼纖維布加固和預應力CFRP加固的1.0m～4.5m鋼筋混凝土梁的四點加載的試驗。通過對比試驗結果得出：普通粘貼CFRP布加固梁的破壞是由于粘結層剝離引起，多數(shù)預應力CFRP布加固梁的破壞是由于CFRP材料拉斷引起；與普通CFRP布加固梁相比，采用預應力CFRP布技術加固的梁，在開裂荷載、同級荷載下的裂縫寬度、構件剛度等方面均得到改善。2001年Wight等ADDINNE.Ref.{0785C3EB-FCA3-49A3-8F26-B4F913A859F4}[14]發(fā)明了固定在梁上的錨固系統(tǒng)，進行了預應力CFRP布加固試驗，結果表明預應力的施加延遲了裂縫產生，使鋼筋應力顯著轉移至CFRP布上，同時對預應力CFRP布加固和非預應力CFRP布加固的特點作了對比分析，指出預應力CFRP布能有效地提高梁的承載能力。2004年WightandGreen等[15]進行了預應力CFRP布加固梁在室溫（22℃）及低溫（-28℃）環(huán)境下的結構性能對比試驗，結果表明從22℃到-28℃溫度之間加固梁強度不受溫度影響，低溫狀況下的梁極限抗彎承載力甚至比室溫下梁極限抗彎承載力方略高。Iwashita等在2005年ADDINNE.Ref.{AED0D9AC-D01D-4B72-94DA-1846A2C319A8}[16]將液壓千斤頂張拉裝置安裝于被加固梁端部，對CFRP布進行先張拉、后錨固（U型箍或結合鋼板壓條）的試驗，研究錨固區(qū)粘結應力的分布規(guī)律。在我國，利用CFRP材料加固補強混凝土結構技術的研究起步較晚。1997年國家工業(yè)建筑診斷與改造工程技術研究中心最早開始了“碳纖維材料加固修補混凝土結構試驗研究開發(fā)與應用”的研究并定為國家“九五”重點科技攻關項目。針對該項目于1997年9月至1998年4月進行了首批CFRP布加固混凝土基本構件的試驗研究，并于1998年公開發(fā)表了國內第一篇關于CFRP加固梁試驗研究的文獻[17]。該試驗針對同一尺寸的鋼筋混凝土梁分別采用不同層數(shù)、不同種類的碳纖維布進行了抗彎性能的加固實驗。試驗結果表明，經碳纖維布加固的鋼筋混凝土梁的承載力有明顯提高；加固后梁的破壞形態(tài)隨CFRP加固量而變化；配筋率越低加固效果越好。隨后，國內其它一些高校和科研院所也開始了大量試驗研究，一些關于應用CFRP材料加固后的柱、梁等構件抗彎、抗剪及抗震性能方面的文章相繼發(fā)表，給出了相應加固構件的承載力計算方法[18-27]。天津大學博士趙彤等人探討了CFRP材料加固混凝土結構的機理，研究了CFRP使用量對普通混凝土抗壓強度和變形性能的影響，提出了CFRP布約束混凝土應力-應變全曲線方程，可用于碳纖維加固混凝土結構構件的受力分析[28]。陳小兵[29-30]等通過試驗研究并結合理論分析，研究了抗剪加固的混凝土梁的一次受力和二次受力構件中兩種材料的協(xié)同工作性能，并給出了FRP的承載力折減系數(shù)建議值為0.7。2001年，東南大學張繼文[31]采用數(shù)值方法研究了粘貼加固梁，結果顯示：部分粘結膠從外粘板端部擠出后在一定程度上能有效減緩應力奇異；在影響粘結界面應力的主要因素中一般情況是膠層越薄，膠層彈性模量越高，粘板端點離支座越遠，粘板越厚，粘板彈性模量越高，粘結應力就越大。趙彤[32]、謝劍[33]等人使用FRP材料進行了梁加固試驗，通過對不同影響參數(shù)和試驗梁發(fā)生的不同破壞形態(tài)的進行研究，得出了計算模型，并提出了簡化的計算公式。2003年，侯發(fā)亮[34]探討了粘結加固的基本原理，利用有限元對各種典型加固構件粘結應力的分布、大小及規(guī)律進行了分析，論述了CFRP粘結類加固計算方法，并分析和比較了我國及歐、美等國規(guī)范中規(guī)定的計算方法，還分析了三類纖維增強塑料加固結構的有關試驗和結果，得出許多有價值的結論。通過國內外學者的共同努力，高強FRP加固技術取得了令人矚目的研究成果，但這些成果主要集中于非預應力加固方面，非預應力高強FRP布加固技術本身存在著一定的局限性：（1）材料的強度利用率很低，碳纖維材料優(yōu)異的力學性能得不到充分發(fā)揮，造成較大的浪費：碳纖維材料只有在結構產生進一步變形時才會受力，普通粘貼高強FRP布加固的構件往往在FRP布的應力水平還很低（不到其極限強度的30%）時就會產生影響正常使用的變形或受拉鋼筋屈服；（2）屬于被動加固方式，不能對結構已有的變形起到糾正；（3）對粘結材料的依賴性大，往往因為粘結材料的破壞引起整個碳纖維加固體系的破壞。2005年葉列平等[35]進行了模擬實際工程情況的大尺寸T型梁（7m）采用預應力CFRP布加固的試驗研究，開發(fā)了可供實際工程運用的CFRP布預應力張拉設備。試驗比較分析了不同CFRP布加固量、預應力度、鋼筋配筋率、二次受力因素對加固梁受力性能的影響，在對預應力CFRP布加固效果驗證的基礎上，對常用CFRP布實際所能施加的初始預應力大小進行了對比試驗研究。2006年，xx學院田安國教授研制出新型嵌入式預應力張拉技術，巧妙地解決了纖維布的預應力張拉難題，使預應力FRP技術能夠應用于工程實踐。2006年至年間，嵌入式預應力張拉技術取得了抗彎、抗剪、動力特性、疲勞特性等研究成果，并在工程加固中投入使用。預應力FRP布技術較好地普通粘貼加固技術存在的應力滯后、不能糾正結構的已有變形、對粘結材料依賴性強等問題，取得了一系列的研究成果，并在部分加固工程中得到應用，具有良好前景。圖1.1土木工程加固中常用的碳纖維布圖1.2某利用CFRP布加固的結構表1.SEQ表1.\*ARABIC1代表性纖維軸向力學性能參數(shù)與鋼、鋁的比較材料種類比重拉伸強度（MPa）彈性模量（GPa）熱脹系數(shù)（10-6/℃）延伸率（%）比強度（GPa）比模量（GPa）玻璃纖維E（低導）S（高強）2.553500745.04.81.37292.4949008734M（高模）2.8935001138AR（抗堿）2.7032001.1927碳纖維標準型（T300）1.753500235-0.411.52.00134高強型（T800H）1.815600300-0.561.73.09166高模型（M50J）1.884000485-3213極高模型（P120）2.182200830-1381芳綸纖維Kelvar491.443600125-2.02.52.5087Kelvar1491.452900165-0144HM-501.39310077-1.04.22.2355鋼HRB400鋼筋7.840020012180.0526高強鋼絞線7.81860195123.50.2426鋁2.763074223.00.23271.1.2高強FRP布在海洋結構加固中的應用前景海洋氣候環(huán)境下的鋼筋混凝土結構，由于長期暴露而受到氯鹽污染的影響，引發(fā)的鋼筋銹蝕問題比較普遍和突出。因此，關于海洋環(huán)境下鋼筋混凝土結構的劣化機理、腐蝕防護措施、修復與加固等的研究都具有非常重要的意義。隨著時間的推移，大量沿海地區(qū)的工程結構均不同程度出現(xiàn)劣化：1988年7月至12月，受交通部水利規(guī)劃設計院規(guī)范管理室委托，由交通部三航局科研所、上海交通大學土建系組織了聯(lián)合調查和分析課題組，對華東地區(qū)的連云港、華東某海軍駐地、舟山海洋漁業(yè)公司所轄碼頭做了調查。這次調查發(fā)現(xiàn)，華東地區(qū)的海港碼頭因氯離子侵蝕而導致保護層混凝土開裂、剝落現(xiàn)象也比較嚴重。但對于不同碼頭、不同構件、不同工作部位，銹蝕損壞程度不同。破壞最嚴重的是位于浪濺區(qū)的碼頭上部結構中的縱梁，尤以外邊梁為主。這類縱梁屬于施工質量差、保護層厚度嚴重不足、使用不當，以連云港老煤碼頭為例，使用10年時就出現(xiàn)了銹跡、縱裂現(xiàn)象;使用10－15年后，多數(shù)縱梁會發(fā)生較嚴重的損壞。調查還發(fā)現(xiàn)，一般鋼筋混凝土面板、橫梁的銹蝕損傷程度比華南地區(qū)輕;而下部結構包括樁帽、樁身，基本上沒發(fā)現(xiàn)因銹蝕引起的損傷。1990年4月，四航局科研所對湛江海軍4#碼頭劣化狀況進行了調查，該碼頭建成于1972年7月。調查發(fā)現(xiàn)，銹蝕的主要原因是氯離子侵蝕引起，銹蝕破壞最嚴重的是碼頭次梁、引橋π形板肋梁、主梁及U形管溝。碼頭次梁共228片，其中發(fā)生底面角部露筋的共141片，占62%；嚴重銹蝕損壞的83片，占36%；基本完好的僅4片，占2%。樁及混凝土面板則腐蝕破壞輕微，絕大部分仍保持完好。鋼筋橫截面平均損失率35%。引橋:形板肋梁2%片，發(fā)生剝落露筋的240片，占81%；嚴重開裂的54片，占18%；僅2片保持完好，占1%。1997年11月至12月，四航局科研所對赤灣港碼頭使用5年以上的泊位進行了普查。所調查的泊位，使用期基本在10年上下，其中的油碼頭浪濺區(qū)鋼筋銹蝕最為嚴重，樁帽的腐蝕損傷率為84%，橫梁、靠船構件損傷率為64%。1998年9月，四航局科研所對湛江港一區(qū)南一期工程高樁碼頭進行了現(xiàn)場調查發(fā)現(xiàn)，處于大氣區(qū)的二形面板、潮差區(qū)的樁帽完好無損，腐蝕破壞基本發(fā)生在浪濺區(qū)，銹跡、銹斑非常多，順筋脹裂、剝落、露筋比較普遍。2000年8月至9月，廣州四航工程技術研究院(原四航局科研所)對惠州港3萬噸級油碼頭進行了調查，該碼頭建成于1992年。調查發(fā)現(xiàn)，腐蝕損傷破壞主要集中在處于浪濺區(qū)的π型梁板體系底面，約有86%以上的梁底出現(xiàn)寬度3mm以上的順筋裂縫，部分順筋裂縫縱貫梁長，且出現(xiàn)了嚴重的脹裂現(xiàn)象?？傊罅酷槍Ｑ蟓h(huán)境下鋼筋混凝土結構的調查表明：①氯離子侵蝕引起鋼筋銹蝕，是沿海鋼筋混凝土結構劣化的主導因素;②處于浪濺區(qū)的結構部位銹蝕劣化最為嚴重，其次是潮差區(qū)，而大氣區(qū)和水下區(qū)則要晚得多;③絕大部分腐蝕損傷表現(xiàn)為順筋開裂，甚至保護層剝落，導致鋼筋腐蝕加速。④腐蝕劣化現(xiàn)象在梁、板、柱等構件類型里都普遍存在，而且開裂或剝落區(qū)域占整個結構表面積的比重也非常大，具有腐蝕劣化的嚴重性和普遍性。當前，高強纖維復合材料（FRP）加固技術已經在大量工程結構加固中得到應用，積累了豐富的實踐經驗。其物理力學性能優(yōu)秀、化學性能穩(wěn)定、耐腐蝕、施工速度快，這些優(yōu)良的性能決定了它們同樣能夠應用于海洋環(huán)境下的結構加固。為此，加強高強FRP材料在海洋結構加固中的應用研究具在重要的現(xiàn)實意義。1.2研究目的本文擬在已經取得的嵌入式預應力纖維布加固技術的各項研究成果的基礎上，針對工程實踐中暴露出來的需要改進的問題進行研究。（1）普通工程結構加固中用到的各種纖維布(FRP)材料的幅寬均較大(>150mm)，纖維布幅寬太大直接導致普通粘貼加固時施工難度大；（2）幅寬較大的纖維布應用于預應力加固技術時由于施工操作不當極易出現(xiàn)纖維布內部應力分布不均勻的現(xiàn)象，從而導致部分應力水平過高的絲束過早達到極限強度而破壞，進而導致其余絲束應力突增而出現(xiàn)“各個擊破”的逐絲破壞現(xiàn)象，使被加固構件達不到設計承載力；（3）加固施工質量隨著FRP材料幅寬的增大而降低，構件破壞時延性特征不明顯，破壞無明顯征兆；（4）海洋結構加固時FRP材料受到海浪的拍打、海水中氯鹽的侵蝕，會對其耐久性產生較大影響，如何使加固材料盡可能地少受到海水的影響，保證加固效果也需要進行重點研究。1.3研究內容本課題擬研究的基本內容如下：通過試驗研究確定適用于預應力FRP布加固技術的最佳幅寬范圍；研究窄幅預應力FRP布的預應力張拉工藝；研究一根加固構件上同時存在不同應力水平的窄幅預應力FRP布對構件延性性能的影響；窄幅預應力FRP布與普通非預應力FRP布混雜加固對構件受彎性能的影響；窄幅預應力FRP布與普通預應力FRP布加固效率的對比；

2嵌入式預應力FRP布加固海洋結構理論分析2.1嵌入式預應力張拉技術原理嵌入式預應力技術利用螺栓和錨固鋼板將纖維布錨固于被加固構件兩端(圖1)，然后在纖維布上涂上環(huán)氧結構膠，以被加固構件本身為張拉臺座，利用張拉夾具對纖維布進行張拉[3]，實現(xiàn)預應力的施加。預應力張拉完畢后纖維布能自然貼緊在構件表面，此時在張拉夾具內側安裝二次錨固鋼板，待結構膠固化形成強度后將原錨固鋼板及張拉夾具拆除循環(huán)利用（圖2）。此過程可簡要歸納為“錨固”－“張拉”－“二次錨固”－“夾具拆除”四個程序。圖2.1纖維布的錨固圖2.2纖維布張拉后2.2窄幅預應力FRP帶加固海洋鋼筋混凝土梁理論分析2.2.1FRP材料在海洋結構加固中的適用性海洋鋼筋混凝土結構損傷機理海洋鋼筋混凝土結構或近海鋼筋混凝土結構在長期荷載或超載作用下，結構表面會產生細微裂縫。隨著裂縫的產生和發(fā)展，近?；蚝Ｑ蟓h(huán)境中富含的含鹽水汽會進入到結構內部，腐蝕結構中的鋼筋。鋼筋銹蝕后體積膨脹，膨脹應力導致混凝土脹裂、崩落，從而結構內部更加暴露于含鹽水汽中，進一步加速結構的劣化。預應力FRP布加固海洋鋼筋混凝土結構特點高強纖維復合材料（FiberReinforcedPlastic）采用高強纖維織物與環(huán)氧樹脂塑料形成復合材，具有粘貼方便、輕質高強、不增加結構自重、不影響結構外觀的特點，其工作應力能達到2500MPa甚至更高，非常適用于鋼筋混凝土結構的加固。裂縫的存在加速對海洋鋼筋混凝土的損傷和劣化具有非常關鍵的作用，可以說，控制了裂縫，就在很大程度上控制了海洋鋼筋混凝土結構的劣化。高強纖維復合材料是將高強纖維織物粘貼于被加固結構表面，復合材料能夠對結構表面起到非常好的覆蓋，加固后能夠有效阻止水汽向結構內部的侵入。在加固過程中對FRP材料施加合適的預應力，能夠起到閉合裂縫、恢復結構變形的作用，加固中配合灌縫膠對裂縫進行修補，能起到非常好的修復效果。以高強碳纖維復合材料為代表的纖維復合材料化學性質穩(wěn)定、耐候性好，受環(huán)境影響小，對加固后的結構能起到很好的保護層作用，因此在含鹽量大的環(huán)境中非常適用。2.2.2FRP材料加固鋼筋混凝土梁理論分析基本假定為分析和計算方便，作如下假定：1）被加固結構鋼筋應力已達屈服應力；2）不考慮混凝土裂縫及結構劣化對結構剛度的影響；3）不考慮結構變形的影響；4）不考慮混凝土的抗拉強度；5）截面應變保持平面（平截面假定）；6）不考慮梁上部筋的影響。計算參數(shù)被加固鋼筋混凝土梁寬度為b，高為h（圖2.3），受拉鋼筋截面面積為As，混凝土抗壓強度為fc，鋼筋抗拉強度為fy，F(xiàn)RP材料抗拉強度為fp，F(xiàn)RP材料截面面積為Ap，在FRP材料中施加的有效預應力為σ0。圖2.3單筋梁加固截面示意圖基本計算公式單筋梁加固正截面受彎承載力計算簡圖如圖2.4所示：圖2.4單筋梁加固計算簡圖1）預應力FRP加固梁使用階段開裂荷載計算加載至截面下邊緣混凝土應力為零時，構件所承受的彎矩按下式計算：（式2.1）式中W——梁截面對受拉邊緣的彈性抵抗矩；σc——混凝土下邊緣有效預壓應力。加載至梁截面下邊緣混凝土即將開裂時，構件上承受的彎矩為：（式2.2）式中，，γm為混凝土受彎構件截面抵抗矩塑性影響系數(shù)基本值。2）梁正截面極限承載力加固梁出現(xiàn)正截面破壞時，F(xiàn)RP材料達到極限應力，梁內鋼筋屈服，由力的平衡條件可得：（式2.3）（式2.4）構件所能承受的彎矩為：

（式2.5）式中：M——彎矩設計值；fc——混凝土軸心抗壓強度設計值；fy——鋼筋抗拉強度設計值；As——縱向受拉鋼筋截面面積；fp——FRP材料抗拉強度設計值；Ap——FRP材料截面面積；b——鋼筋混凝土梁截面寬度；x——等效矩形應力圖換算受壓區(qū)高度；h0——截面有效高度；α1——混凝土受壓區(qū)等效矩形應力系數(shù)，混凝土強度等級小于等于C50時取1.0，混凝土強度等級大于等于C80時取0.94，中間值按差值法取用或按《混凝土結構設計規(guī)范》取用；2.3窄幅預應力FRP帶基材張拉控制應力的研究2.3.1張拉控制應力確定的一般原則張拉控制應力的取值直接關系到預應力混凝土構件的使用效果。一方面，為了使材料的抗拉強度得到充分利用，提高預應力混凝土構件的抗裂度和剛度，同時考慮預應力損失，張拉控制應力的取值不宜太低；另一方面，如果張拉控制應力的取值太高，則構件一旦出現(xiàn)裂縫很快就會產生破壞，破壞特征呈脆性性質，為了保證預應力混凝土構件在破壞時具有足夠的延性和變形性能，張拉控制應力的取值也不能太高。現(xiàn)行《混凝土結構設計規(guī)范》規(guī)定了預應力鋼筋的張拉控制應力值σcon不宜小于0.4ftpk；對消除應力鋼絲、鋼絞線，σcon不宜大于0.75ftpk，對熱處理鋼筋，先張法不宜大于0.70ftpk，后張法不宜大于0.65ftpk。此原則對FRP材料同樣具有參考價值。2.3.2FRP基材的受力特點及張拉控制應力初步確定FRP帶基材張拉控制應力上限值的初步確定組成FRP材料的高強纖維布是利用高強度的纖維絲編織而成，單根纖維絲直徑很小，能承受的拉力十分有限，纖維布工作時是依靠全部的細小纖維絲的協(xié)同受力的來提供抗拉力的。由于纖維布材料本身編織的誤差再加上施工的安裝誤差，纖維布在工作時不可避免地會出現(xiàn)受力不均現(xiàn)象，從而導致工作時受力最大的纖維絲先達到極限強度發(fā)生斷裂，然后其余的纖維絲陸續(xù)斷裂，最終使整個高強纖維布產生破壞。同時，采用嵌入式張拉技術對高強纖維布進行張拉時纖維布自身會發(fā)生彎折，由于碳纖維布本身的抗彎折和抗剪強度低，當應力水平太高時容易在彎折處發(fā)生絲束破壞最終導致整個材料破壞。再者，高強纖維材料本身接近理想的線彈性材料，沒有明顯的流幅，當拉應力超過其極限強度時會發(fā)生突然斷裂。考慮到上述不利因素，結合張拉控制應力確定的一般原則，可初步確定高強FRP基材的張拉控制應力值不應大于熱處理鋼筋后張法的張拉控制應力上限值，即0.65ftpk。FRP帶基材張拉控制應力下限值的初步確定嵌入式張拉技術屬于后張法，采用在纖維布上粘貼電阻應變計的方式確定張拉過程中碳纖維布中的應力。該測量方式是直接對應于高強纖維布本身的拉伸應變，測得的應力值較準確，故預應力損失的計算內容與普通的后張法通過測量張拉千斤頂拉力的計算內容不同：1）由于錨具滑移和預應力材料內縮引起的預應力損失σl1張拉過程中錨固端有可能產生滑移，故應考慮σl1的影響。2）預應力材料與孔道壁之間的磨擦引起的預應力損失σl2采用嵌入式張拉技術張拉過程中，F(xiàn)RP材料本身并不與構件表面接觸，不存在磨擦，故σl2＝0。3）后張法σl3＝0。4）材料松馳引起的預應力損失σl4經試驗研究，高強纖維材料在應力不超過0.4ftpk時，其應力松馳很小，可基本忽略不計。5）混凝土收縮、徐變引起的預應力損失σl5由于FRP帶主要用于工程加固，待加固工程往往混凝土齡期較長且?guī)Ш奢d工作，收縮、徐變已基本完成，故可基本不考慮。由此可見，采用FRP帶嵌入式張拉技術時產生的預應力損失將會遠遠小于普通后張預應力法。因此，F(xiàn)RP基材的張拉控制應力下限值可較預應力鋼筋的張拉控制應力下限值適當降低。2.3.3FRP基材張拉控制應力的試驗研究初次張拉試驗為進一步驗證FRP基材的張拉控制應力限值，選取高強碳纖維布為基材，對高強碳纖維布進行了張拉試驗。試驗采用三根150×250×2800的梁作為張拉臺座，選用碳纖維布實測抗拉強度為3521.3MPa，彈性模量為2.4×105MPa，厚度為0.110mm，利用電阻應變計測量碳纖維布的張拉應變（圖2.5）。試驗時按照嵌入式張拉方法，先將碳纖維布在梁兩端用鋼板和環(huán)氧樹脂進行錨固，待環(huán)氧樹脂完全固化后收緊張拉夾具螺栓進行張垃。圖2.5試驗安裝示意圖試驗結果如下：1）試驗過程中錨固端和張拉夾具工作情況良好，未發(fā)生錨固滑移或其他形式的錨固破壞，也未明顯發(fā)現(xiàn)碳纖維布在張拉夾具處發(fā)生破壞。2）碳纖維布拉應變達到4600με時，碳纖維絲開始出現(xiàn)斷裂，斷裂時發(fā)出噼啪聲，電阻應變儀顯示碳纖維布應力下降，進而更多的絲束發(fā)生斷裂，碳纖維布破壞。3）盡管通過各種方法提高安裝精度和改善張拉夾具處碳纖維布的受力狀態(tài)，但始終不能得到較高的張拉應力。碳纖維布均是在被張拉到4600με左右時發(fā)生破壞，其破壞時的拉應力約為1100MPa，還不到其極限強度的1/3。通過對試驗現(xiàn)象的研究分析得出以下結論：1）由于碳纖維布材料的特殊構造，單純通過提高試驗安裝精度來使碳纖維布實現(xiàn)完全均衡受力的方法是不切實際的，試驗安裝過程中的誤差是不可避免的，這種安裝誤差將會使部分碳纖維絲束在張拉時產生過高的拉應力而過早地破壞，進而導致逐絲破壞，從而被各個擊破。2）碳纖維布在約1100MPa的拉應力下發(fā)生破壞并不是碳纖維材料本身的質量原因，而是試驗方法的問題。嵌入式張拉時為了確保碳纖維布不在張拉端因彎折發(fā)生破壞，張拉時整段碳纖維布并未用結構膠浸漬。而碳纖維布力學參數(shù)的出廠檢測報告上的數(shù)據(jù)是以結構膠浸漬過的碳纖維布測得的。研究表明：經結構膠浸漬過的碳纖維布由于浸漬膠的作用使得各纖維絲之間受力均衡，其與未經結構膠浸漬的碳纖維布的抗拉極限強度相差3倍。故可認為，試驗中未經結構膠浸漬碳纖維布最高只能張拉到1100MPa的應力水平，要想碳纖維布的應力水平進一步提高，必須對碳纖維布進行結構膠浸漬，提高碳纖維絲束的受力均衡性。3）為防止結構膠浸漬后的碳纖維布過硬過脆而在張拉夾具處發(fā)生過早的彎折破壞，浸漬結構膠的用量不宜太多，且應保證結構膠固化后具有足夠的彎折和變形性能。改進后的張拉試驗對錨固后的碳纖維布進行結構膠浸漬后再張拉，浸漬時為了保證碳纖維布的柔性，對結構膠進行了增塑和稀釋處理。浸漬膠配比為：環(huán)氧樹脂∶固化劑∶丙酮∶鄰苯二甲酸二丁酯＝10∶7∶5∶2；15℃時結構膠固化24小時，約達到其強度的50%，兼顧了強度和柔韌性的要求。通過對浸漬結構膠的碳纖維布進行張拉試驗，得到如下結果：1）試驗過程中錨固端和張拉夾具工作情況良好。2）張拉應變達到6000με，此時碳纖維布中的拉應力為1440MPa，約為其極限強度的41%，碳纖維布仍然工作正常，未發(fā)生明顯斷絲斷束現(xiàn)象。3）夾具的張拉能力得到充分發(fā)揮，碳纖維布緊貼梁底面，夾具行程已滿，已無張拉空間。由以上試驗可以發(fā)現(xiàn)：使用結構膠浸漬過的碳纖維布在張拉到0.41ftpk時，纖維絲之間的受力能夠保持均衡，若增加夾具數(shù)量，仍具備一定的張拉空間。2.3.4FRP基材強拉控制應力研究結論由前面的分析和試驗可知：采用嵌入式張拉技術時由于預應力損失小，碳纖維材料強度高，張拉控制應力下限值可略低于普通預應力鋼筋的張拉控制應力下限值。同時，碳纖維布在未使用結構膠浸漬時，只能被張拉到約0.31ftpk，使用結構膠浸漬時，可張拉到0.41ftpk。研究表明：碳纖維布初始應變不大于6500με時（約0.44ftpk），可基本保證被加固構件的延性。為確保碳纖維布工作的可靠性和耐久性，同時保證結構破壞時的延性，其張拉控制應力宜留有余地，將碳纖維布張拉控制應力上限值定為0.4ftpk是比較合理的。同時，為了保證結構的抗裂度和材料的充分利用，可將碳纖維布張拉控制應力下限值定為0.3ftpk，也能夠滿足預應力碳纖維布加固工程的實際需要。2.4本章小結本章從力學及材料的角度對窄幅預應力FRP材料在海洋結構加固中的適用性及應用前景進行了分析，在材料力學的基礎上對預應力加固進行了理論推導，同時結合FRP材料的特點，對FRP基材的張拉控制應力進行理論分析和試驗研究，得到如下成果：窄幅FRP材料化學穩(wěn)定性好，粘貼于結構表面能在結構表面形成保護層，隔絕含鹽水汽對結構內部的侵蝕，非常適用于海洋鋼筋混凝土結構的加固；施加預應力的FRP材料能夠起到閉合裂縫、恢復結構剛度的作用，適用于海洋鋼筋混凝土結構的修復；FRP材料加固鋼筋混凝土梁的正截面承載能力可按公式2.5進行計算；FRP基材的張拉控制應力范圍在0.3ftpk到0.4ftpk，既能保證材料強度的充分利用，又能保證張拉施工的順利進行和結構的安全儲備。3嵌入式預應力FRP布加固鋼筋混凝土梁試驗研究3.1試驗目的采用試驗研究驗證上一章關于窄幅預應力CFRP帶加固鋼筋混凝土梁的相關理論分析。主要試驗目的如下：通過試驗檢驗關于多條窄幅CFRP帶加固鋼筋混凝土梁的合理性；與采用寬幅單條CFRP布加固鋼筋混凝土梁的試驗結果進行對比，檢驗加固效果；測量試驗過程中的各種結構反映，完善加固工藝；3.2試驗準備3.2.1試件設計本次試驗研究采取的思路為模擬普通的適筋梁超過承載力極限狀態(tài)發(fā)生正截面破壞后采用預應力高強FRP布加固，通過試驗對加固后梁的正截面承載力進行分析，評估加固效果。故根據(jù)初步估算，考慮混凝土梁的構造要求、施工工藝要求及實驗室具體情況，設計梁的截面尺寸及鋼筋配置情況如下：混凝土強度等級C30，主筋2B14,架立筋2A8,箍筋為A8@200,梁凈長為2800mm，b×h=150mm×250mm,保護層厚度為25mm。其截面尺寸及配筋見圖3.1:圖3.1梁截面尺寸及配筋圖試件在實驗室制作完成，為保證試驗數(shù)據(jù)的準確性和可對比性，綁扎鋼筋籠時要求所有的鋼筋位置必須對應；支設模板時為便于試驗時CFRP布的安裝及混凝土表面應變測點的布置，要求模板應平整光滑，尺寸準確；混凝土采用商品混凝土，在構件廠生產車間一次澆筑完成，正常環(huán)境下灑水養(yǎng)護，七天后拆模，繼續(xù)養(yǎng)護28天后達到試驗要求的強度。3.2.2材料力學性能1）混凝土澆筑試驗構件時選取同批次混凝土制作標準混凝土立方體試塊（150mm×150mm×150mm），在同條件下進行養(yǎng)護。按照我國國家標準《普通混凝土力學性能試驗方法》（DBJ81－85）規(guī)定的標準試驗方法在xx學院材料測定室對混凝土抗壓強度進行了測試（圖3.2），具體結果見表3.1。表3.1混凝土力學性能指標試塊編號123456破壞荷載（kN）12151120975126013001260立方體抗壓強度(MPa)54.049.843.356.057.856.0立方體抗壓強度推定值52.8MPa根據(jù)計算結果可算得實測混凝土的軸心抗壓強度為：根據(jù)混凝土軸心抗拉強度與立方體抗壓強度之間的關系得到實測混凝土的軸心抗拉強度為：＝2.71MPa2）鋼筋試驗梁澆筑前按國家相關規(guī)范要求預留鋼筋試件，在WDW300型電子萬能試驗機上進行鋼筋拉伸試驗（圖3.3），其結果見表3.2：表3.2鋼筋力學性能指標試件編號HRB335HRB235123123屈服強度(MPa)348.7352.4349238.3242.6239.2極限強度(MPa)510.6512.3510.3289.0290.4290.5推定值(MPa)350240圖3.2混凝土抗壓強度試驗圖3.3鋼筋拉伸試驗3）碳纖維布對受彎構件進行正截面加固在一般情況下都是單向加固，故試驗用碳纖維布（圖3.4）也應選用單向碳纖維布。為保證試驗效果，選用300K碳纖維布為南京曼卡特公司生產，幅寬150mm，計算厚度0.167mm，原材料采用進口日本東麗公司生產的高強碳纖維絲，編織生產在國內完成。廠商提供的由國家建筑材料測試中心出具的檢驗報告顯示材料符合GB50367－2006中碳纖維復合材料安全性能指標（單向織物高強度I級）的要求。（表3.3）圖3.4碳纖維布圖3.5浸漬膠圖3.6底膠表3.3碳纖維布力學參數(shù)序號檢驗項目單向織物（布）高強I級檢驗值單項判定1抗拉強度標準值≥3400MPa3830MPa合格2受拉彈性模量2.4×105MPa2.41×105MPa合格3伸長率≥1.7%1.70%合格4）結構膠結構膠（底膠、浸漬膠）是決定碳纖維復合材料工作性能的重要因素之一，為保證加固試驗的效果及與實際工作的可比性，結構膠應選用我國工程結構加固市場上常用的碳纖維加固用膠。這里選用的是由南京曼卡特公司生產的碳纖維加固用底膠和浸漬膠（圖3.5，圖3.6），國家化學建筑材料測試中心出具的檢驗報告顯示，材料符合《混凝土結構加固設計規(guī)范》GB50367－2006中A級膠的技術要求。5）CFRP布力學性能的實驗室測定由于國家建筑材料測試中心出具的針對碳纖維布的檢驗報告采用的浸漬膠使用的是韓日浸漬膠，而實際試驗所用的浸漬膠為南京曼卡特公司生產的浸漬膠，為保證CFRP布強度數(shù)據(jù)的準確性，研究人員依據(jù)國家推薦標準《纖維增強塑料拉伸性能試驗方法》（GB/T1447－2005）對使用國產浸漬膠的CFRP布進行了試驗。試驗在xx學院工程結構測試中心完成，使用儀器設備為WD－300型電子萬能材料試驗機，其試驗結果見表3.4。表3.4CFRP布拉伸試驗結果試樣編號123抗拉強度值(MPa)380238133787抗拉強度推定值3800MPa3.2.3試驗設備1）WDW－300型微機控制電子萬能材料試驗機WDW－300型微機控制電子萬能材料試驗機（圖3.7）由長春科新試驗儀器有限公司生產，主要用于金屬，非金屬材料的拉伸、壓縮、彎曲等力學性能試驗。配備相應的附件還可以進行剪切、剝離、撕裂等試驗及各種不同環(huán)境下的試驗。試驗機所配置的GTC350型全數(shù)字測量控制器能與計算機有機地配合，實現(xiàn)試驗力、變形、位移閉環(huán)控制，按GB/T228《金屬材料室溫拉伸試驗方法》和GB/T7314《金屬材料室溫壓縮方法》自動控制或切換試驗過程中的勻應力速率、勻應變速率、勻試驗速度，也可以做到全過程的勻應變速率控制。其主要技術指標為：最大試驗力30kN，試驗力分辨力1/300000（全程分辨力不變化）；加載速度0.0025－250（無級調速）；示值相對誤差±0.5%；位移分辨力0.001mm，示值相對誤差±0.5%。WDW－300型微機控制電子萬能材料試驗機性能穩(wěn)定，配合不同的夾頭，適用于多種材料的拉伸、彎曲、剪切等試驗。本次試驗主要利用該設備進行鋼筋和CFRP布的力學性能試驗。圖3.7微機控制電子萬能材料試驗機圖3.8壓力試驗機2）TS3866靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀TS3866靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀（圖3.9）由揚州泰司電子有限公司生產，采用分布式構成，每臺采集控制單元可控制10臺應變測量模塊，每個模塊10個測點，采樣速率50測點/秒；最大系統(tǒng)配置達2000點，由20臺儀器并行采集，在1秒種內完成；可與應變計、應變式傳感器直接連接；同時監(jiān)視50點測量值，每個通道系數(shù)、橋路形式均可設置，可以方便地與計算機進行通訊實現(xiàn)數(shù)據(jù)的存儲和處理。其主要技術指標如下：測量點數(shù)：每個應變模塊10測點，采集控制單元與采集控制單元相互接連可擴展至2000點；橋路形式：1/4橋、半橋、全橋；橋路電阻：120Ω、240Ω、350Ω；測量范圍：0～±20000με；分辨率：±1με；準確度：±0.5%±3με；穩(wěn)定性：零點漂移不大于±4με/4h、讀數(shù)值變化不大于±0.3%±3με/4h、溫度變化影響：不大于±1με/℃。本次試驗利用TS3866靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀進行鋼筋和混凝土和CFRP布的應變測量，結合電阻應變式位移傳感器進行試件位移、試件撓度的測量，結合荷載傳感器進行荷載的控制。3）智能裂縫測寬儀裂縫測寬儀（圖3.10）是其由嵌入式電腦、數(shù)字信號連接電纜、測頭三部分組成。通過放大鏡將裂縫圖像放大成像在CCD/COMS器件上，CCD/COMS對圖像進行分析量化后，通過USB接口由數(shù)字信號連接電纜傳輸至掌上電腦，掌上電腦接收到圖像信號后進行圖像智能分析及處理，自動標示裂縫寬度情況，檢測范圍：0-3mm；檢測精度：0.02mm；圖3.9TS3866靜態(tài)應變數(shù)據(jù)采集儀圖3.10智能裂縫測寬儀4）其它設備試驗中還用到的其他試驗設備包括ND2000型壓力試驗機（圖3.8），主要用于混凝土立方體抗壓強度的測定；位移傳感器用于試件位移和撓度的測量；荷載傳感器用于荷載的測量和控制；其它工具和設備還包括磨光機、螺旋千斤頂、鋼支墩、反力架、磁性表座等。3.2.4測點布置根據(jù)試驗目的的要求，布設如下測點（圖3.12）：1）梁跨中正截面應變測點：在梁的兩側對稱布置，每側五個測點，從上到下均勻分布；2）縱筋應變測點：每根縱筋設一個；3）CFRP布應變測點，每幅CRFP布布設一道；4）梁跨中和支座處布置位移測點；5）裂縫觀測，裂縫出現(xiàn)后，選取代表性裂縫進行觀測。3.2.5試驗控制荷載的估算為準確控制試驗荷載，檢驗理論公式推導的正確性，試驗開始前應對試驗荷載進行估算，依據(jù)《混凝土結構設計規(guī)范》（GB50010－2010），根據(jù)實測鋼筋、混凝土及CFRP材料的強度，對試驗荷載進行估算如下：確定初步計算簡圖：根據(jù)試驗要求，確定計算簡圖（圖3.11）：以不采取任何加固措施的鋼筋混凝土簡支梁為基準梁，由于梁的自重相對試驗荷載很小，故此處不考慮加載時梁的自重影響，依其參數(shù)進行正截面極限荷載估算。主要計算參數(shù)如下：1）基準梁試驗荷載估算：計算跨度L0=2400mm，加載點距支座的距離a=800mm，梁高h=250mm，梁有效高度h0=250-25-7-8=210mm，梁寬b=150mm，混凝土強度fc=fc測＝34.2MPa,縱向鋼筋強度fy=fy測=350MPa,實測混凝土強度等級fc=52.8MPa。實測混凝土強度等級＞C50，取α1=0.994，根據(jù)受力平衡，有：(式3.1）式中：α1——受壓區(qū)等效矩形應力圖形系數(shù)；x——換算受壓區(qū)高度；代入各項數(shù)據(jù)，解得x=22.5mm；根據(jù)彎矩平衡，有：(式3.2）解得則極限荷載P=Mu/a=26.78kN。斜截面承載力估算：取ft=ft測＝2.71MPa，fyv=240MPa，Asv=100.6mm2，由集中荷載作用下矩形截面梁斜截面承載力計算公式：(式3.3）得Vu=63.69kN基準梁正截面承載力遠小于斜截面承載力，梁將發(fā)生正截面破壞，滿足試驗要求。開裂荷載估算：查《混凝土結構設計規(guī)范》（GB50010-2010）得矩形截面抵抗矩塑性影響系數(shù)，所以鋼筋混凝土梁開裂彎矩為：式中為受拉邊緣截面抵抗矩。則開裂荷載為：圖3.11試驗梁計算簡圖2）150mm寬FRP加固梁（KJG-1、ZJG-1、ZJG-2）試驗荷載計算：取FRP材料極限強度fp=3800MPa，其余參數(shù)同基準梁，根據(jù)受力平衡，有：(式3.4）式中：α1——受壓區(qū)等效矩形應力圖形系數(shù)；x——換算受壓區(qū)高度；Ap——FRP材料截面面積；代入各項數(shù)據(jù)，解得x=39.8mm；根據(jù)彎矩平衡，有：(式3.5）式中：h0——FRP材料與梁內鋼筋合力點至梁上表面的距離；(式3.6）式中：dv——箍筋直徑；d——梁下部縱向受力鋼筋直徑；代入各項數(shù)據(jù)，解得則極限荷載P=Mu/a=53kN。梁斜截面承載力與基準梁相同，由于梁正截面承載力小于斜截面承載力，加固梁將發(fā)生正截面破壞，滿足試驗要求。開裂荷載估算：預應力FRP加固梁開裂彎矩應按第2章式2.2進行計算查《混凝土結構設計規(guī)范》（GB50010-2010）得矩形截面抵抗矩塑性影響系數(shù)，由材料力學可知：截面上下邊緣的混凝土應力分別為：所以鋼筋混凝土梁開裂彎矩為：式中W為受拉邊緣截面抵抗矩。代入各項數(shù)據(jù)，得Mcr=8.3kNm則開裂荷載為：3.2.6CFRP布的安裝1）試件表面的處理在安裝CFRP布前應對試件表面進行處理：用砂輪將試件表面的浮漿、雜物和小凸起磨平，除凈表面浮灰，用沾丙酮的脫脂棉將試件表面擦凈，然后按2:1比例調配好碳纖維加固底膠并均勻涂抹在構件表面，用抹刀找平。2）CFRP布的錨固待底膠完全固化后即可進行碳纖維布的錨固，錨固時將碳纖維布對位準確，擰緊錨固螺栓即可（圖3.12）。圖3.12碳纖維布的錨固圖3.13預應力張拉3）CFRP布的張拉錨固端結構膠完全固化后即可進行碳纖維布的預應力張拉。張拉前先在CFRP布與試驗對象之間涂刷碳纖維浸漬膠，隨著張拉過程的進行，CFRP布將會逐漸貼緊構件表面，碳纖維浸漬膠則會將CFRP布粘緊于試件表面，張拉過程中對涂膠不到位的地方應及時補涂。張拉預應力通過擰緊張拉夾具的螺栓實現(xiàn)，預應力的大小通過粘貼在CFRP布上的電阻應變計測量（圖3.13）。預應力張拉工作結束后，待浸漬膠固化，即完成了預應力CFRP布的加固工作，經加固處理后的試件見圖3.14。圖3.14預應力加固后的試件圖3.15加載試驗3.3加載試驗3.3.1加載制度及試件安裝1）試件就位形式為了便于試驗過程中CFRP布的安裝和張拉，同時更好地觀察CFRP布與構件表層的剝離、試驗過程中的開裂和其他破壞現(xiàn)象，試件安裝反位試驗形式，即將梁倒過來安裝，梁底朝上，千斤頂由下往上加載。由于試件自重相對試驗荷載很小，試驗過程中忽略構件自重的影響，見圖3.16。圖3.16測點布置及試驗安裝示意圖2）加載制度為了使試驗過程更加具有對比性和說服力，所有試驗構件的加載程序、每級荷載大小均應與基準梁相同。每次試驗加載過程分為預載和正式加載兩個階段。（1）為了使試驗構件與加載裝置各部分接觸良好，進入正常工作狀態(tài)，使荷載與變形關系相對穩(wěn)定，消除可能在正式加載中產生的隨機誤差，同時檢查試驗加載、測試儀器和試驗人員的工作情況，正式加載前應進行預加載。預載分三級進行，每級荷載取不超過開裂荷載的20%，根據(jù)第3.2.5節(jié)對梁開裂荷載的估算，取2kN/級較合適，預載結束后分兩級卸載到零。（2）正式加載開裂荷載前按4kN/級進行加載，試件開裂后取10kN/級進行加載，試驗加載至計算破壞荷載的90%以后，取5kN/級進行加載直至構件破壞。荷載持續(xù)時間為不少于15min/級。3.3.3加載試驗影響混凝土簡支梁正截面承載力的主要因素有混凝土強度等級、縱筋配筋率、預應力CFRP用量等，為正確評定加固效果，采用一根普通鋼筋混凝土梁（FJGL）作為基準梁，普通幅寬預應力CFRP布加固鋼筋混凝土梁2根，窄幅預應力CFRP布加固鋼筋混凝土梁3根進行試驗對比。試驗構件概況見表3.5：表3.5試驗構件概況一覽表構件編號b×h×l(m3)主筋箍筋加固情況預應力(MPa)備注FJGL150×250×24002B14A8@200未加固0KJG-1150×250×24002B14A8@200普通幅寬加固800150幅寬ZJG-1150×250×24002B14A8@200窄幅加固800*3150/3幅寬ZJG-2150×250×24002B14A8@200窄幅加固800*3150/3幅寬ZJG-3150×250×24002B14A8@200窄幅加固750*2+900150/3幅寬ZJG-4150×250×24002B14A8@200窄幅加固0+1200+0150/3幅寬3.4試驗結果3.4.1開裂荷載和極限荷載試驗實測開裂荷載和極限荷載和破壞類型見表3.4:表3.6實測開裂荷載和破壞荷載構件編號加固情況預應力（MPa）開裂荷載（kN）破壞荷載（kN）破壞現(xiàn)象備注FJGL未加固08.7529.6適筋梁破壞KJG-180011.0442.6剝離ZJG-1窄幅加固800*311.5458.2FRP斷裂幅寬相等ZJG-2窄幅加固800*311.0858.9FRP斷裂幅寬相等ZJG-3窄幅加固750+900+75011.2346.8FRP斷裂幅寬相等ZJG-4窄幅加固0+1200+09.6650.6FRP斷裂60+30+60試驗梁荷載位移曲線見圖3.17~3.22:圖3.17FJG-1荷載位移曲線圖3.18KJG-1荷載位移曲線圖3.19ZJG-1荷載位移曲線圖3.20ZJG-2荷載位移曲線圖3.21ZJG-3荷載位移曲線圖3.22ZJG-4荷載位移曲線3.4.2破壞現(xiàn)象1）未采取任何加固措施處理的梁（FJGL）的破壞類型為典型的適筋梁破壞形態(tài)，其破壞特征為：加載至開裂荷載后，首先在梁的純彎段出現(xiàn)一條細微直裂縫，隨著試驗加載的進行純彎段直裂縫不斷開展，鋼筋應變隨之增加。進一步施加荷載后，鋼筋應變繼續(xù)增加，純彎段開始出現(xiàn)多條裂縫并向上延伸，最終裂縫延伸至梁受壓區(qū)，混凝土壓碎后梁破壞。2）梁底采用150幅寬預應力CFRP加固處理的梁（KJG-1）的破壞形態(tài)為CFRP布的剝離（圖3.18），其破壞特征為：加載至開裂荷載后，在梁的純彎段產生垂直裂縫，隨著加載的進行，裂縫數(shù)量不斷增加，長度不斷延伸，彎剪區(qū)段也出現(xiàn)斜裂縫。梁底不斷增加的裂縫導致CFRP布粘膠層的不斷分化開裂，最終CFRP布出現(xiàn)剝離，剝離后由于端部錨固仍然存在，梁仍能繼續(xù)承載，但此時撓度過大，已達到混凝土構件破壞標準。根據(jù)對破壞現(xiàn)象的調查，發(fā)現(xiàn)出現(xiàn)這種破壞現(xiàn)象的原因是由于CFRP安裝時膠層分布不均，部分部位出現(xiàn)較嚴重的空鼓現(xiàn)象，正是由于粘膠層施工質量不滿足要求才導致了CFRP的過早剝離。該梁的破壞現(xiàn)象說明了普通CFRP加固方式對粘膠層的極度依賴，實際工程中采用普通粘貼CFRP布方式加固，若粘膠層施工質量不達標，則很可能出現(xiàn)加固失效現(xiàn)象。采用端部有錨固的預應力CFRP布加固，由于端部錨固的存在，盡管梁出現(xiàn)CFRP布剝離破壞后仍能繼續(xù)承載，但CFRP布一旦出現(xiàn)逐絲破壞各個擊破，梁仍有出現(xiàn)脆性斷裂的可能性。3）采用50mm×3窄幅預應力FRP帶加固的梁（ZJG-1，ZJG-2），其裂縫產生和發(fā)展過程與KLG-1基本相同。隨著荷載的進一步增加，梁上裂縫不斷開展，最終出現(xiàn)CFRP布斷裂。但此時的破壞荷載比KJG-1大。ZJG-1、ZJG-2梁采用的CFRP布面積與KJG梁完全一樣，預應力水平也完全相同。但最終的破壞荷載卻是采用的窄幅預應力CFR材料加固的梁破壞荷載高。原因分析：在對三根不同梁破壞現(xiàn)象進行研究分析發(fā)現(xiàn)，采用普通幅寬預應力CFRP布加固鋼筋混凝土梁，由于碳纖維布幅寬太大，錨固時不容易將碳纖維布安裝平整，導致張拉時碳纖維絲束松緊程度不一，絲束之間應力不均勻現(xiàn)象較嚴重。同時，在纖維布與鋼筋混凝土梁粘貼過程中，由于纖維布的幅寬太大，導致環(huán)氧結構膠有容易均勻地涂抹在纖維布與鋼筋混凝土梁表面之間，膠層易出現(xiàn)空鼓。不均勻的膠層不能很好地起到對碳纖維絲束的保護作用，導致纖維絲束出現(xiàn)較嚴重的應力集中現(xiàn)象，且空鼓的膠層更容易脫落。因此KJG梁較早地發(fā)生了加固材料的剝離。采用50mm×3應力水平相同的窄幅預應力FRP布加固的梁（ZJG-1，ZJG-2）由于碳纖維布幅寬較窄，錨固時能夠較方便地將其安裝平整，因此各纖維絲束之間的應力比較均勻。有對纖維布進行粘貼時，環(huán)氧結構膠能夠較好地從兩側涂抹進纖維布與梁表面之間，膠層分布更加均勻，有效避免了空鼓現(xiàn)象的產生。故直到最后破壞，也未出現(xiàn)纖維布剝離更象，試驗過程最終以窄幅寬的纖維布斷裂而告終。4）采用混合預應力水平加固的梁（ZJG-3），三根窄幅預應力CFRP布應力水平為750Ma×2+900MPa，其實測開裂荷載與ZJG-1和ZJG-2基本相同，破壞荷載比ZJG-1和ZJG-2均小。原因在于在加載過程中，張拉控制應力為900MPa的CFRP帶首先達到極限強度而破壞，該CFRP帶破壞后，原先由其承擔的應力被分攤到剩余兩根CFRP帶，導致其應力迅速上升達到極限應力而破壞。因此，該梁破壞時CFRP帶的應力應以高應力水平的CFRP帶達到極限強度時的荷載為準。5）在（ZJG-3）的基礎上，為實現(xiàn)CFRP帶有層次的破壞，即出現(xiàn)破壞前有明顯征兆，梁底采用三根CFRP帶加固，其幅寬分別為60mm、30mm和60mm。其中幅寬為60mm的CFRP材料不施加預應力，對30mm幅寬的CFRP材料施加1200MPa的預應力（ZJG-4）。加載后發(fā)現(xiàn)，ZJG-4梁的開裂荷載比基準梁有所提高，但低于ZJG-1、ZZJG-2及ZJG-3，原因是該梁在混凝土受壓區(qū)存在的預壓力小于ZJG-1、ZZJG-2及ZJG-3，加載到較大荷載(P0)后，中間30mm寬的CFRP材料突然斷裂，但此時梁仍能繼續(xù)承載，繼續(xù)加載后發(fā)現(xiàn)，最終余下的兩根CFRP帶斷裂，構件破壞。此時的破壞荷載(P1)大于第一根CFRP帶斷裂時的荷載。由于合理地調整了預應力在三根窄幅CFRP材料中的分布，ZJG-4梁實現(xiàn)了有征兆的破壞，第一根CFRP帶斷裂后構件并不是喪失承載能力，而可以繼續(xù)承載，且最終的破壞荷載P1>P0。3.5本章小結本章在理論分析的基礎上進行了試驗研究。研究時重點突出了窄幅寬加固效果與普通幅寬加固效果的對比，并且在實現(xiàn)構件有征兆破壞方面進行了探索，取得的研究成果如下：窄幅加固與普通幅寬加固相比，結構膠分布更加均勻，出現(xiàn)空鼓的機率更小，能更好地保證粘結質量，因而可靠性較高；窄幅加固在設計前應準確計算CFRP材料的預應力分布，防止出現(xiàn)其中一根CFRP帶斷裂后導致其余加固材料隨之斷裂的脆性破壞；合理調整了預應力在多根窄幅CFRP材料中的分布及CFRP布的幅寬，能實現(xiàn)加固構件有征兆破壞，保證構件的延性。

4窄幅寬纖維布實橋加固工程實例4.1工程概況連云港市黑林東橋建于2000年，位于S220線贛榆縣境內，該橋與河流正交，橋梁全長82.2m，橋跨組合為13m+16m+16m+16m+13m，橫向布置為：0.5m+11m+0.5m，主橋上部承重構件采用鋼筋混凝土預制板梁形式，下部結構采用重力式U型橋臺，柱式橋墩。橋梁施工方法為預制安裝，設計荷載為汽-20級，掛-100級。4.1.1橋梁損傷調查外觀檢查檢測橋梁現(xiàn)狀整體外觀表象為橋面鋪裝不平整，存在坑槽、開裂、車轍、松散等現(xiàn)象；個別護欄損壞；伸縮縫有堵塞，但無破損、脫落等；橋面橫坡、縱坡順適、排水效果良好；主梁結構表面較光滑，無蜂窩、麻面、削落、露筋現(xiàn)象，但主梁板底有多條橫向貫穿裂縫，寬度較大，最大寬度0.24mm。荷載試驗檢測結果1)經實際檢測，橋面板、蓋梁、橋墩混凝土強度均能滿足設計要求；2)橋跨結構在總重310kN的單車、雙車試驗荷載作用下，各點的撓度、應變實測值基本與計算值接近，個別甚至略超出計算值，且存在較明顯的相對殘余變形和殘余應變。說明在汽-20級荷載作用下其橋跨剛度及強度能基本滿足要求，但安全儲備較低。3)主梁底板裂縫分布較多，多為荷載裂縫，最大裂縫為0.24mm，在試驗荷載作用下裂縫最大寬度達0.40mm，已超過規(guī)范規(guī)定值[2]。4.1.2橋梁損傷分析綜合分析橋梁的外觀情況及荷載試驗結果可得到如下結論：1)本橋梁位于蘇、魯兩省交界，實際車流量遠高于設計車流量，且多為重載、超載車輛，由實測車流量數(shù)據(jù)結合橋梁外觀及橋面鋪裝的損傷情況可知：該橋長期處于較嚴重的超負荷工作狀態(tài)。2)超載車輛的重壓使得橋梁底部產生裂縫，疲勞荷載的反復作用導致裂縫不斷發(fā)展，梁底產生大量細小密集的直裂紋。3)橋梁位于蘇北沿海地區(qū)且使用環(huán)境較差，橋下河水受生活污水和工業(yè)廢水污染嚴重，周圍水汽中電解質含量高，在橋梁帶裂縫工作狀態(tài)下，將會加速對混凝土的侵蝕和鋼筋的銹蝕作用。4)超載、超設計流量、疲勞及環(huán)境條件的綜合影響將會加速鋼筋的銹蝕和混凝土的劣化，降低橋梁的剛度，縮短使用壽命，必須及時采取加固及修復措施。由此可見，盡管橋梁目前實測承載力基本能滿足設計要求，但橋梁病害較嚴重，安全儲備較低，且實際已處于較嚴重超負荷工作狀態(tài)，若不及時采取有效措施，則難以保證橋梁今后的安全正常服役。4.2橋梁加固4.2.1加固目標針對橋梁損傷現(xiàn)狀，考慮長期的不利影響，橋梁加固應達到以下目標：1)封閉裂縫，修復開裂的混凝土，避免環(huán)境中的含鹽水汽對橋梁空心板內鋼筋的進一步侵蝕，確保結構的耐久性；2)適當提高橋梁的承載能力及安全儲備；3)通過封閉裂縫，粘合已開裂混凝土，施加預應力等方法恢復或部分恢復橋梁的剛度，保證其正常使用功能。4)為鋼筋卸載，延長橋梁的疲勞壽命。4.2.2加固方案考慮到該橋梁跨度較小，根據(jù)加固目標的要求，擬采用預應力高強纖維復合材料對空心板進行加固，部分提高空心板承載力的同時能夠起到主動加固、恢復結構變形、閉合裂縫、為鋼筋卸載的作用，具體方案如下：1)受侵蝕混凝土處理：將受侵蝕混凝土鑿除，然后用火堿水將其表面洗刷干凈，用環(huán)氧砂漿進行修補。2)裂縫處理：將板底裂縫處用火堿水清洗干凈，對寬度大于0.2毫米的裂縫采用改性環(huán)氧樹脂膠壓力灌縫處理；對寬度小于0.2毫米的裂縫采用改性環(huán)氧樹脂膠進行表面封閉處理。3)空心板加固：采用嵌入式張拉技術，利用高強纖維復合材料對結構進行加固，每塊空心板下安裝4道150寬的雙層300g高強纖維布與環(huán)氧樹脂膠形成高強復合材料。4)加固完畢后在板底噴涂15厚M15抗裂水泥砂漿保護層。嵌入式預應力纖維布加固原理嵌入式預應力技術利用螺栓和錨固鋼板將纖維布錨固于被加固構件兩端(圖4.1)，然后在纖維布上涂上環(huán)氧結構膠，以被加固構件本身為張拉臺座，利用張拉夾具對纖維布進行張拉[3]，實現(xiàn)預應力的施加。預應力張拉完畢后纖維布能自然貼緊在構件表面，此時在張拉夾具內側安裝二次錨固鋼板，待結構膠固化形成強度后將原錨固鋼板及張拉夾具拆除循環(huán)利用（圖4.2）。此過程可簡要歸納為“錨固”－“張拉”－“二次錨固”－“夾具拆除”四個程序。圖4.1纖維布的錨固圖4.2纖維布張拉后加固材料的選擇本次加固主要目的是恢復結構的變形，封閉裂縫并適當提高承載能力，故應選用化學性能穩(wěn)定，耐候性好，強度高的材料，同時所選材料還應便于施工?？紤]以上因素，選用高強度CFRP對橋梁進行加固較為合適，取纖維布幅寬為150mm，其極限抗拉強度為3400MPa，纖維布在板底的布置見圖3。加固參數(shù)確定以橋梁邊跨中板為例，跨度為13m，為簡化計算，將空心板簡化為圖4及圖5所示簡圖，經計算得到空心板參數(shù)如下：截面基本參數(shù)為：截面面積；慣性矩;混凝土強度等級為C40，抗壓強度設計值，彈性模量。實測CFRP布極限強度為3400MPa，設計強度取極限強度的70%，2400MPa。根據(jù)嵌入式張拉技術的特點并參考已有的研究成果及工程經驗[4]，取CFRP布張拉控制應力為：(1)此張拉控制應力能夠做到兼顧張拉時的安全和主動加固的效果。圖4.3CFRP布在板底的布置圖4.4空心板截面圖4.5空心板計算簡圖加固計算每根梁下使用四道雙層CFRP布進行加固。結合嵌入式技術特點，考慮預應力損失，取纖維布有效預應力為,通過施加此預應力，結構變形可得到一定程度的恢復。預應力提供的恢復彎矩用于恢復結構的變形，此力臂平均值為： (2)CFRP布截面面積:(3)纖維布設計強度:(4)預應力提供的恢復彎矩為：(5)極限抗彎承載力提高：(6)錨固端設計：錨固鋼板寬100，長230。取張拉控制應力σpcon為1000MPa，按采用雙層纖維布加固進行計算，一道雙層纖維布總面積:(7)所需錨固力:(8)采用2根14A級化學螺栓進行端部錨固：(9)則螺栓可提供的錨固力為:；(10)螺栓埋入混凝土的深度為90(確保螺栓孔承壓承載力大于螺栓的抗剪承載力)，滿足錨固要求。4.3加固施工嵌入式預應力纖維布加固技術基本不需阻斷交通，所有操作均在橋梁底板以下完成，社會影響小。施工時宜按以下操作步驟進行：螺栓的安裝：按設計要求在板底相應部位打孔，安裝端部化學錨固螺栓及中部二次錨固螺栓；板底清潔：將板底浮漿、灰塵、油漬打磨掉，露出混凝土結構層，并擦拭干凈；2）裂縫處理：寬度大于0.2mm的裂縫，采用密封膠壓力灌縫處理，寬度小于0.2mm的裂縫暫不處理；3）板底涂抹纖維布底膠，涂抹底膠的同時底膠能起到封閉較小裂縫（＜0.2mm）的作用；4）纖維布固定：在纖維布的錨固部位涂滿環(huán)氧結構膠，擰緊錨固螺栓，將纖維布安裝在錨固鋼板1上，此過程應注意保持纖維布平直且適當崩緊；（圖1）5）預應力張拉：在纖維布與板底涂上結構膠，然后在靠近錨固端的部位將張拉夾具安裝在纖維布與板底之間，通過擰緊夾具上的張拉螺栓，實現(xiàn)預應力的張拉。張拉過程中可用手持式引申儀監(jiān)測纖維布的應變。預應力張拉完成后，纖維布能自然緊貼于板底混凝土表面（圖4.2）；6）安裝附加錨固：為了提高各板之間的協(xié)同工作性能并防止CFRP布在往復荷載下的剝離，在空心板橫向每隔2.5m或板底表面凹陷較大處設置一道橫向連接鋼板，該連接鋼板同時起到附加錨固的作用，能夠為防止纖維布的剝離提供多道防線。7）表面處理：在纖維布表面灑上一層綠豆砂以便于后期表面抹灰。本步驟需在預應力張拉完成，纖維布與板底緊密貼合后立即進行；8）張拉夾具及錨固鋼板1拆除：待結構膠完全凝固達到設計強度后，將圖4.2所示張拉夾具及錨固鋼板1拆除用于循環(huán)利用。9）在纖維布表面噴涂保護層。4.4本章小結整個加固施工過程完全未阻斷交通，社會影響小，加固成本低。工程加固完成后，經檢測，橋梁的剛度得到了明顯恢復，同級荷載下的結構撓度比加固前明顯減小，混凝土拉應變明顯降低，橋梁使用功能得到了較好地恢復，加固效果較好。本工程應用實例也充分證明了窄幅寬預應力高強纖維布加固技術在沿海地區(qū)中小跨徑公路橋梁加固中的應用前景，同時，該技術在本橋梁加固中的成功應用，也為其結構加固領域的進一步推廣提供了有力的技術指導。參考文獻U.Meier.StrengtheningofStructuresUsingCarbonFiber/EpoxyComposites[J].ConstructionandBuildingMaterials,1995,9(6):341～351.U.MeierandH.Kaiser.StrengtheningofStructureswithCFRPLaminates，Proc[J].AdvancedCompositesMaterialsinCivilEngineeringStructures,1991,(1):224～232.U.Meier.CarbonFiberReinforcedPolymers:Modernmaterialsinbridgeengineering[J].StructuralEngineeringInternational,1992,(2):7～12.TriantafillouTC.Innovativepre-stressingwithFRPsheet:Mechanicsofshort-termbehavior[J].ASCEJournalofEngineeringMechanics,1991,117(7):1652～1672.TriantafillouTC,DeskovicN,DeuringM.StrengtheningofConcreteStructureswithPrestressedFiberReinforcedPlasticSheets[J].ACIStructuralJournal,1992,89(3):235～244.R.Quantrill,L.HollawayandA.Thorne,Partl.ExperimentalandAnalyticalInvestigationofFRPStrengthenedBeamResponse，MagazineofConcreteResearch[J],1996,48(177):331～342.R.Quantrill，L.HollawayandAThorne，Part2，PredictionoftheMaximumPlateEndStressesofFRPstrengthenedBeams[J].MagazineofConcreteResearch,1996,48(177):343～35