侯蘇偉， 姜艷， 張昊

(北京建筑大學土木與交通工程學院， 北京 102616)

在橋梁工程中，由于自然災害和環(huán)境因素，橋梁各部分構(gòu)件均會受到不同程度的損害。針對橋梁構(gòu)件的損害，橋梁加固的新工藝、新材料應(yīng)運而生。目前針對橋梁加固，粘貼纖維增強復合材料(fiber reinforced plastic，F(xiàn)RP)加固法使用廣泛，這種方法是采用高強度的纖維復合材料，配制粘貼劑貼在橋梁混凝土構(gòu)件表面，使其與橋梁原構(gòu)件組成整體共同工作。其中，碳纖維增強復合材料(carbon fiber reinforced plastic，CFRP)加固過程簡便易行、成本低、效率高，在加固后基本不影響原結(jié)構(gòu)的自重和尺寸[1]，經(jīng)CFRP加固的混凝土具有優(yōu)異的帶裂縫工作能力，大幅提升其承載能力[2]。

目前CFRP板錨具類型使用較多的是平板式錨具和夾片式錨具。平板式錨具承載力和臨界長度對界面壓應(yīng)力和夾板厚度較為敏感[3]。夾片式錨具的夾片需要具有一定的剛度才能夾持住CFRP板，減少錨具在錨固過程中CFRP板的滑移量，提高錨具的使用效率[4]。如何設(shè)計更加合理的錨固措施提高CFRP板錨固效率成為現(xiàn)階段需要解決的問題[5]。

大多數(shù)錨具類型分為利用化學粘貼劑的錨和機械錨?；谕饧踊瘜W粘貼劑的錨具錨固效率普遍較低[6]，由于CFRP-混凝土界面黏結(jié)剪應(yīng)力分布不均勻，將會減少CFRP的使用壽命[7],而機械錨則是利用錨固系統(tǒng)自身的摩擦，機械錨的整體錨固效率較高[8]。Siwowski等[9]設(shè)計了一種新型的CFRP板張拉系統(tǒng)，以此來提高CFRP板錨具的錨固性能。為了增加錨具與CFRP板的接觸面積，汪志昊等[10]研究了預應(yīng)力CFRP板圓齒紋平板錨具的錨固性能，研究表明合理的齒深、齒距和切線角度能夠提高錨具的錨固效率。吳善能等[11]探究了以力矩為控制方式的錨具的錨固性能，結(jié)果表明不同的螺栓強度可改變CFRP板的錨固效率。

綜上所述，CFRP板錨具的錨固性能會受到錨具結(jié)構(gòu)形式的影響。在實際的加固過程中，由于平板式錨具的夾持力通過預緊螺栓提供，如何控制螺栓力大小這一問題沒有得到解決。現(xiàn)將新型錨具的夾板設(shè)計為內(nèi)曲面式，通過控制夾板位移達到控制螺栓預緊力大小的目的。錨具夾板內(nèi)曲面式設(shè)計可增強夾板對CFRP板的擠壓效果，避免CFRP板在端口處由于橫向剪應(yīng)力突變而發(fā)生豎向剪切破壞。

1 新型CFRP板錨具設(shè)計

傳統(tǒng)的平板式錨具通過螺栓提供預緊力固定CFRP板，但是實際工程中，由于無法很好地控制螺栓的預緊力大小，預緊力過大或者過小都會影響錨具的錨固效果。平板式錨具結(jié)構(gòu)示意圖如圖1所示。

圖1 平板式錨具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.1 Schematic diagram of flat anchor structure

傳統(tǒng)的夾片式錨具主要是由兩個部分組成：錨板、夾片。夾片式錨具運用其自錨功能，CFRP板在受到橫向拉力的情況下與夾片在摩擦力的作用下一起滑動，并且在錨板內(nèi)部被擠壓，從而提供較大的預應(yīng)力。在錨固過程中，由于沿著錨具縱向端口處出現(xiàn)擠壓應(yīng)力過大，導致CFRP在使用過程中發(fā)生剪切破壞而降低錨具錨固效率。夾片式錨具結(jié)構(gòu)示意圖如圖2所示。

圖2 夾片式錨具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.2 Schematic diagram of clip anchor structure

結(jié)合傳統(tǒng)錨具特點，在原有結(jié)構(gòu)形式上加以改進，設(shè)計一種新型的內(nèi)曲面式錨具。新型的錨具包括上下兩片鋼制夾板，兩夾板通過螺栓連接，上夾板與下夾板的內(nèi)曲面之間形成通孔，通孔兩側(cè)為纖維片，所述的通孔內(nèi)放置CFRP板，通孔的高度自中間沿著縱向，向其兩端逐漸增大，增大至通孔端部的高度與所夾持的CFRP板的厚度相同。新型錨具發(fā)揮錨固作用需經(jīng)歷兩個階段：擠壓階段和張拉階段。擠壓階段通過控制預緊螺栓使CFRP板受到強大的擠壓作用，預緊螺栓持續(xù)提供預緊力直到上下夾板與限位片接觸緊貼時完成擠壓作用，從而達到擠壓效果，擠壓階段完成。張拉階段主要通過千斤頂張拉錨具的兩端使得CFRP板受到強大的拉力，從而起到錨固作用。新型錨具的結(jié)構(gòu)示意圖如圖3所示，夾板的三視圖如圖4所示。

圖3 新型錨具結(jié)構(gòu)示意圖Fig.3 Structure diagram of the new anchorage

圖4 夾板三視圖Fig.4 Three views of splint

新型錨具在錨固過程中，夾板的內(nèi)曲面式設(shè)計可以增大CFRP板與夾板之間的接觸面積，達到更好的擠壓效果。夾板內(nèi)曲面式設(shè)計可以避免CFRP板在夾板端口處由于橫向剪應(yīng)力突變導致的剪切破壞，提高錨具的錨固效率。內(nèi)曲面式的設(shè)計可以通過控制夾板的位移來控制CFRP板的壓縮量，從而達到預期的擠壓效果。

2 新型錨具機理分析

2.1 夾板弧線方程的確立

夾板與CFRP板接觸面的形狀對于整個錨具的錨固性能具有重要的影響。假設(shè)CFRP板厚度為t，夾片板長l，其中l(wèi)為50t～60t，沿縱向漸變率范圍為10%～15%。采用l=50t，漸變率取10%。初步設(shè)定夾板的內(nèi)曲面弧線方程為雙曲線，根據(jù)雙曲線的方程，夾板弧線的函數(shù)示意圖如圖5所示。

在圖5中，設(shè)定A坐標為(l/2，t/2)，B坐標為(0,0.45t)，其中A點為夾板縱向端點，B點為夾板縱向1/2處。根據(jù)A和B兩點坐標，代入雙曲線方程可求解得弧線的雙曲線方程為

圖5 夾板弧線函數(shù)示意圖Fig.5 Schematic diagram of splint arc function

(1)

弧線切角α為弧線切線方向與水平方向的夾角，弧線切角的大小影響CFRP板表面受到的擠壓應(yīng)力和剪應(yīng)力大小，如圖6所示。

圖6 弧線切角示意圖Fig.6 Schematic diagram of arc cutting angle

根據(jù)弧線的雙曲線方程，可確定弧線切角α，其微分關(guān)系為

(2)

可確定弧線的切角α為

(3)

2.2 受力分析

錨具的實際受力問題很難得到理論精確解，為了得到受力的分布趨勢，對實際結(jié)構(gòu)進行以下假設(shè)。

(1)錨具夾板內(nèi)部結(jié)構(gòu)的縱截面為軸對稱圖形，將夾板結(jié)構(gòu)簡化為彈性力學中的平面應(yīng)變問題。

(2)錨具夾板材料為鋼制材料，其各向彈性模量一致，假設(shè)夾板始終處于彈性狀態(tài)。

(3)CFRP板表面粗糙，假設(shè)CFRP板與內(nèi)曲面式鋼制夾板之間無滑移。

(4)錨具夾板與CFRP板兩側(cè)的限位片貼近時為錨具的理想受力狀態(tài)。 夾板與CFRP板接觸面的受力如圖7所示。

圖7 夾板與CFRP板接觸面受力示意圖Fig.7 Schematic diagram of the force on the contact surface of the splint and the CFRP plate

取CFRP板與夾板接觸面微元進行計算，則CFRP板縱向上某一點的擠壓應(yīng)力為

(4)

式(4)中：Fbs為擠壓力；Abs為擠壓計算面積；q為CFRP板與夾板接觸面處某一點的荷載集度；dA為微元面積。因此CFRP板表面擠壓應(yīng)力分布如圖8所示。

圖8 CFRP板表面擠壓應(yīng)力分布圖Fig.8 CFRP board surface extrusion stress distribution diagram

新型錨具橫向上的豎向剪應(yīng)力可運用截面法計算。CFRP的擠壓區(qū)域內(nèi)，將其視為簡支梁，在CFRP板擠壓端口處橫向剪力最大。實用計算方法假定切應(yīng)力在CFRP板的剪切面上規(guī)律分布，于是得到CFRP板的名義切應(yīng)力為

(5)

式(5)中：Fs為在CFRP板橫向剪切力；As為CFRP板橫向剪切面積。

CFRP板沿著縱向上橫向剪力大小分布同夾板擠壓力大小分布規(guī)律相同：在擠壓區(qū)域內(nèi)，沿著縱向呈現(xiàn)中間大兩端小。在計算CFRP板橫向剪應(yīng)力沿著縱向上的分布時，將CFRP板視為簡支梁，故可根據(jù)CFRP板與夾板接觸面的剪力分布規(guī)律得出CFRP板橫向剪應(yīng)力沿著縱向上的分布規(guī)律如圖9所示。

圖9 CFRP板表面橫向剪應(yīng)力沿縱向分布規(guī)律圖Fig.9 The longitudinal distribution of transverse shear stress on the surface of CFRP plate

3 有限元分析

3.1 有限元建立

利用軟件workbench進行有限元建模。由于限位片在錨固過程中僅起到約束作用，對受力無影響，建模時不予考慮。新型錨具有限元模型圖如圖10所示。

圖10 有限元模型圖Fig.10 Finite element model diagram

為了獲得錨具的最佳尺寸參數(shù)，采用控制變量法對不同參數(shù)的錨具進行受力模擬。主要控制參數(shù)包括CFRP板壓縮量和CFRP板厚度。具體參數(shù)取值如表1和表2所示。

表1 CFRP板錨具尺寸Table 1 CFRP board anchor size

表2 CFRP板錨具尺寸Table 2 CFRP board anchor size

新型錨具加載分為擠壓階段和張拉階段。擠壓階段，在夾板上邊緣螺栓孔附近施加荷載；張拉階段，在施加螺栓荷載的基礎(chǔ)上，施加張拉荷載，張拉荷載施加在夾板端部。加載方式如圖11所示。

P表示加載在錨具兩端的張拉力；F1、F2分別表示兩個大小不同的螺栓預緊力圖11 錨具加載示意圖Fig.11 Schematic diagram of anchor loading

3.2 結(jié)果分析

現(xiàn)提取受力模擬的錨具模型結(jié)果進行分析，其CFRP板厚度為2 mm，壓縮量為0.3 mm。擠壓階段主要考慮夾板和CFRP板的位移。選取夾板和CFRP板接觸區(qū)域內(nèi)豎向位移進行比較，如圖12所示。

由圖12可知，在擠壓階段，擠壓區(qū)域內(nèi)的CFRP板中部位移最大達到0.090 2 mm，同一位置處夾板位移為0.097 2 mm，CFRP板和夾板的變形相互協(xié)調(diào)。比較CFRP板和夾板的位移變化發(fā)現(xiàn)：沿著縱向，CFRP板從中部向兩端的位移變化大，夾板的位移變化小但位移始終大于CFRP板位移。這是由于夾板和CFRP板彈性模量不同導致的。

圖12 CFRP板與夾板的豎向位移Fig.12 Vertical displacement of CFRP board and splint

為進一步分析擠壓階段錨具的應(yīng)力分布，選取如圖13所示夾板3個截面對應(yīng)的CFRP板應(yīng)力進行分析，CFRP板截面在擠壓階段豎向正應(yīng)力如圖14所示。其中x表示橫向距離，x=0 mm位置取為夾板縱向1/2處，x=25 mm表示與x=0 mm的距離為25 mm。

圖13 選取截面示意圖Fig.13 Schematic diagram of selected cross-section

由圖14可知，各截面處CFRP板表面豎向正應(yīng)力變化保持一致，橫向上CFRP板表面豎向正應(yīng)力差值最大處出現(xiàn)在x=0 mm截面，沿著縱向，從x=0 mm到x=75 mm截面，CFRP板表面豎向正應(yīng)力絕對值逐漸減小。這是由于夾板的內(nèi)曲面設(shè)計，導致在x=0 mm截面處擠壓最為明顯，符合夾板弧線切角α從x=0 mm截面到x=75 mm截面逐漸增大的曲率變化規(guī)律。

圖14 擠壓應(yīng)力Fig.14 Extrusion stress

新型錨具的內(nèi)曲面設(shè)計可以避免橫向剪應(yīng)力在夾板端口處發(fā)生突變，在擠壓階段CFRP板截面橫向剪應(yīng)力如圖15所示。

由圖15可知，新型錨具的CFRP板錨固區(qū)橫向上豎向剪應(yīng)力沿著縱向從中間向兩端逐漸增大，在x=0 mm截面CFRP板的橫向上的豎向剪應(yīng)力為0 MPa，其橫向上豎向剪應(yīng)力最小。出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：錨具的夾板與CFRP板接觸面為曲面設(shè)計，相較于平面設(shè)計可有效避免橫向上豎向剪應(yīng)力在夾板端口處出現(xiàn)剪應(yīng)力突變現(xiàn)象。

圖15 橫向剪應(yīng)力分布Fig.15 The distribution of vertical and horizontal shear stresses

4 靜力試驗

4.1 試驗材料

試驗中使用的CFRP板的厚度為2 mm，其性能如表3所示，錨具夾板選用屈服強度為345 MPa的鋼材，材料性能如表4所示。

表3 CFRP板的材料性能Table 3 Material properties of CFRP board

錨具中使用的鋼制限位片能夠使得錨具的上下夾板在預緊螺栓的作用下確定夾板位移，使夾板與限位片密貼，同時固定碳纖維板位置，限制其發(fā)生側(cè)向位移。

4.2 試驗加載設(shè)計

利用DH3820靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)采集應(yīng)變和位移。試驗正式拉伸前對CFRP板施加一定的初始荷載將CFRP板拉至與試驗機中心一致，之后采用分級加載的方式進行張拉。荷載的加載速率為50 N/s，每級荷載為48 kN，荷載持續(xù)時間為3 min。試驗前在受荷端對CFRP板進行標記，待試驗結(jié)束后觀測標記位置，以此來測定錨具的滑移距離。試驗中使用的加載裝置如圖16所示，其中通過靜態(tài)應(yīng)變測試分析系統(tǒng)采集試件1～16共16個試件A、B、C三點應(yīng)變，應(yīng)變片布置如圖17所示。

圖16 加載裝置圖Fig.16 Loading device diagram

圖17 應(yīng)變片張貼位置Fig.17 Posting position of strain gauge

4.3 試驗結(jié)果分析

4.3.1 錨具性能分析

試驗制作5個錨具試件，現(xiàn)將5組試件編號為N0～N4。為探究夾板弧面對CFRP板端口處橫向剪應(yīng)力的影響，試驗設(shè)定一組試件作為對照，對照組螺栓預緊力沿縱向采用150 kN-122 kN-122 kN-150 kN布置方式，試驗組縱向預緊力均采用縱向預緊力122 kN-150 kN-150 kN-122 kN布置方式，通過控制夾板位移使其與限位片緊密貼合。

試驗數(shù)據(jù)如表5所示。

從表5可知：N0試件相較于其他4組試件更容易破壞，承受的張拉荷載較小，錨固效率較低。這是由于N0試件采用的縱向螺栓預緊力排布為中間小兩端大，導致在端口處CFRP板由于豎向剪應(yīng)力過大產(chǎn)生剪切破壞。N0試件破壞形式如圖18所示。

圖18 N0試件破壞圖Fig.18 Destruction diagram of N0 specimen

表5 試驗現(xiàn)象Table 5 Summary of test phenomena

為進一步探究拉伸過程中荷載對CFRP板的影響，取試驗組中4組試件的荷載-位移圖，如圖19所示。

圖19 荷載-位移圖Fig.19 Load-displacement diagram

從4組實驗的曲線圖可以得出：4組試件的最大承載力分別為398、401、396、385 kN，對應(yīng)的最大加載位移分別7.23、8.38、7.60、7.11 mm。當試驗荷載達到最大荷載的50%左右時，荷載-位移曲線出現(xiàn)波動，此時N1荷載下降50 kN，占峰值荷載的12.9%；N2荷載下降46 kN，占峰值荷載的11.4%；N3荷載下降48 kN，占峰值荷載的12.1%；N4荷載下降58 kN，占峰值荷載的15.3%，各曲線在此區(qū)段內(nèi)位移均有較小幅度的增加。試驗結(jié)束后，未發(fā)現(xiàn)螺栓存在破壞現(xiàn)象，解釋荷載-位移曲線在加載過程中出現(xiàn)波動的原因是在試驗過程中夾板與CFRP板之間存在滑移。結(jié)果表明：在荷載加載至最大荷載的一半時，荷載變化幅度越小，CFRP板的破壞程度越小，其最終能夠承載的外荷載越大。在承載力達到峰值荷載前，各曲線出現(xiàn)波動，變化幅度與承載力達到最大承載力一半時的波動相近。在CFRP板發(fā)生破壞后，其承載力呈現(xiàn)出斷崖式下降，直到失去承載能力。當加載至最大荷載一半時，CFRP板的破壞如圖20所示，試驗組CFRP板的最終破壞形式如圖21所示。

由圖20、圖21可以看出，擠壓區(qū)域內(nèi)CFRP板的破壞為劈裂式破壞，最先在其邊緣發(fā)生破壞。由此證明，錨具在拉伸過程中擠壓區(qū)域內(nèi)CFRP板在橫向邊緣先發(fā)生劈裂，持續(xù)加載導致非擠壓區(qū)域CFRP板發(fā)生爆炸式破壞。經(jīng)分析可知，由于擠壓區(qū)域內(nèi)CFRP板橫向兩側(cè)靠近螺栓導致預緊力較大，而中間位置的預緊力相對較小，從而造成橫向上CFRP板在擠壓階段產(chǎn)生擠壓不均勻現(xiàn)象。在張拉階段，錨具擠壓區(qū)域內(nèi)CFRP板橫向上中間位置的位移值相對于兩側(cè)較大，導致擠壓區(qū)域內(nèi)CFRP板發(fā)生剪切變形，隨著張拉荷載的不斷增大，CFRP板縱向剪應(yīng)力逐漸增大導致錨具發(fā)生劈裂破壞，劈裂破壞后CFRP板的橫截面積逐漸下降，導致張拉力隨之降低，使得CFRP板外部最終發(fā)生爆炸式破壞。

圖20 CFRP板破壞圖Fig.20 CFRP board destruction diagram

圖21 CFRP板最終破壞形式Fig.21 The final failure form of the CFRP board

4.3.2 CFRP板應(yīng)變與滑移關(guān)系

試驗過程中，在錨具加載端使用記號筆做標記，便于試驗結(jié)束后測量錨具在錨具張拉后CFRP板的滑移大小。試驗組試件變形及滑移大小如表6所示。

表6 試驗變形及滑移關(guān)系表Table 6 Test deformation and slip relationship table

由表6可知，4組試驗組的構(gòu)件材料自身引起的變小較小，均未超出理論最大材料變形值。試驗過程中，CFRP板拉斷時最大荷載對應(yīng)的CFRP板最大位移為8.38 mm。試驗結(jié)果證明：CFRP板的最大承載能力與其變形量相關(guān)。解釋其原因為：夾板的曲面式設(shè)計使得錨具擠壓更加充分，CFRP板可以受到更大的擠壓應(yīng)力，在錨具張拉階段，CFRP板的縱向抗拉性能可以充分發(fā)揮，在縱向具有更大的縱向張拉應(yīng)力。

4.3.3 CFRP板應(yīng)變及應(yīng)變損失

為進一步探究CFRP板在錨固過程中的應(yīng)變及應(yīng)變損失，進行8組16次試驗。通過改變夾板擠壓位移控制試驗自變量，為排除試驗中存在的偶然性，選擇的夾板位移每組均做2次實驗，試驗編號為1～16，8組試件試驗夾板位移如表7所示。

表7 試件表Table 7 Specimen table

首先記錄8組16次試驗中極限拉力值，并記錄錨具破壞時拉力機的數(shù)值如圖22所示，同時整理出試驗最大拉力與理論最大拉力比值數(shù)據(jù)如圖23所示。

由圖22、圖23可知：隨著夾板位移的增加，試驗的極限拉力逐漸增大，錨具的錨固效率逐漸增大。16個試驗試件中1～8號試件的破壞狀態(tài)為滑脫，9～12號試件的破壞狀態(tài)為劈裂滑脫，13～16號試件的破壞狀態(tài)為爆炸式破壞。解釋出現(xiàn)這種現(xiàn)象的原因是：當夾板位移小時，錨具提供的擠壓力不足，導致CFRP板在錨固過程中發(fā)生滑脫；當錨具的夾板位移逐漸增大時，盡管錨具提供了較大的擠壓力，但是擠壓不均勻?qū)е翪FRP板的縱向剪應(yīng)力較大而發(fā)生劈裂滑脫，最終造成錨具失去錨固性能；夾板位移繼續(xù)增加后，CFRP板的橫向擠壓不均勻?qū)е铝藱M向出現(xiàn)縱向裂紋，但是由于錨具的擠壓程度高，使CFRP板縱向剪應(yīng)力小，不易發(fā)生剪切破壞，錨具的錨固效率增加，破壞狀態(tài)為炸絲破壞，錨固效率最高可達89.37%。

圖22 試驗極限拉力Fig.22 Test ultimate tensile force

圖23 試驗最大拉力與理論最大拉力比值Fig.23 Ratio of test maximum tensile force to theoretical maximum tensile force

現(xiàn)提取試驗中編號為1～16試件的A、B、C三點應(yīng)變數(shù)據(jù)如圖24所示。

由圖24可知，隨著夾板位移的增加，CFRP板上所測3點的應(yīng)變逐漸增大。當夾板的擠壓位移達到0.65 mm時，CFRP的最大平均應(yīng)變達到了4 894 με。由于夾板位移逐漸增大，CFRP板受到的擠壓應(yīng)力逐漸增大，導致CFRP板產(chǎn)生的應(yīng)變逐漸增大。在試驗中，A、C兩點的最大應(yīng)變較為接近，且兩點的最大應(yīng)變始終大于B點最大應(yīng)變。解釋這一現(xiàn)象的原因是：A、C兩點對稱分布在CFRP板橫向兩側(cè)，兩側(cè)靠近螺栓，預緊力大使得夾板在擠壓過程中，CFRP板表面產(chǎn)生較大的擠壓應(yīng)力，張拉階段CFRP板在擠壓區(qū)域內(nèi)橫向兩側(cè)擠壓應(yīng)力大的地方產(chǎn)生較小應(yīng)變，在擠壓區(qū)域外產(chǎn)生較大應(yīng)變。CFRP板的回縮及夾板的變形導致錨具在錨固過程中存在應(yīng)變損失，隨著錨具夾板位移的增加，錨具的應(yīng)變損失不斷增加。16次的試驗中，錨具的應(yīng)變損失率均在10%以內(nèi)，平均應(yīng)變損失率為7.67%。編號16的試驗中，平均應(yīng)變?yōu)? 894 με，應(yīng)變損失率為8.65%。

圖24 A、B、C三點應(yīng)變數(shù)據(jù)Fig.24 Three-point strain data of A, B and C

4.4 有限元結(jié)果與試驗結(jié)果對比

總結(jié)試驗結(jié)果與有限元分析結(jié)果，試驗與有限元分析中錨具的錨固效率對比如圖25所示。

由圖25可知，試驗中錨具的錨固效率與有限元中計算的錨固效率相差不大，誤差范圍在5%以內(nèi)。錨具夾板位移從0.3 mm至0.65 mm，試驗的錨固效率為41.98%～89.08%，有限元模型計算的錨固效率為43.00%～91.00%。由于試件在加工過程中精度因素的影響，試驗中錨具的錨固效率低于有限元中計算出的錨固效率。隨著錨具夾板擠壓位移的增大，錨具的錨固效率增大，當夾板擠壓位移達到0.5 mm以后，錨具錨固效率的變化趨于平緩。

圖25 試驗與有限元錨固效率對比Fig.25 Anchoring efficiency comparison of finite test and element

4.5 傳統(tǒng)錨具與新型錨具的錨固效果對比

基于傳統(tǒng)的CFRP板錨具，對比探究新型曲面式CFRP板錨具的錨固性能，由文獻[12]試驗結(jié)果數(shù)據(jù)可知，傳統(tǒng)錨具的錨固特點是未能充分利用碳纖維材料的性能，平板錨具在錨固過程中碳纖維板容易滑出。平板式錨具在試驗中所能承受的最大張拉力為203.19 kN，錨固效率最高達到70.55%。對比新型的錨具錨固性能可知，新型錨具的理論張拉力為480 kN，在試驗過程中，錨具的最大錨固效率可達89.37%，即最大張拉力為428.98 kN。文獻[13]所做試驗中不同試件所能承受的極限張拉荷載最大值為147 kN，夾片式錨具存在“切口效應(yīng)”，在錨具端口處存在應(yīng)力集中現(xiàn)象，導致CFRP板產(chǎn)生破壞。新型曲面式錨具的設(shè)計可以提高錨具的錨固性能，曲面式設(shè)計更加充分擠壓CFRP板，防止CFRP板在錨固過程中滑脫，同時可以避免在CFRP板在端口處出現(xiàn)應(yīng)力集中的現(xiàn)象，使得錨具的錨固效率得到提升，充分利用碳纖維材料。

5 結(jié)論

基于傳統(tǒng)的錨具形式，設(shè)計了一種新型的CFRP板錨具結(jié)構(gòu)形式，并且對設(shè)計的錨具進行試驗分析，得出以下結(jié)論。

(1)通過錨具的受力分析，有限元驗證，新型錨具的內(nèi)曲面式設(shè)計可以有效避免CFRP板在夾板端口處出現(xiàn)橫向剪應(yīng)力突變，優(yōu)化錨具性能。

(2)通過控制夾板位移來控制錨具預緊力大小的效果明顯，試驗驗證了夾板位移對于新型錨具錨固效率的影響，曲面式設(shè)計可以使得錨具中CFRP板得到充分擠壓，提高錨具的錨固性能。試驗過程中CFRP板的破壞均為炸絲破壞，試驗中錨具的最大錨固效率可達到89.37%，錨固效果可靠。

(3)由于CFRP板的回縮和夾板變形的原因，CFRP板存在應(yīng)變損失，在8組16次試驗中CFRP板的平均應(yīng)變損失率為7.67%。