劉 斌 王虎勝 楊家琦 馮 鵬 張啟睿 粟登洋 汪 城

(1.中國礦業(yè)大學(xué)(北京),北京 100083;2.清華大學(xué),北京 100084)

0 引 言

截至2021年,我國公路橋梁總數(shù)達(dá)到90余萬座,其中危橋、病橋占45%[1],部分歐洲國家如法國、德國、挪威和英國等需維修的橋梁數(shù)量也達(dá)到總數(shù)的30%[2],并且隨著建筑標(biāo)準(zhǔn)的不斷完善,部分現(xiàn)有建筑物已經(jīng)不能滿足新標(biāo)準(zhǔn)的要求,因此加固修復(fù)已有建筑物的結(jié)構(gòu)已經(jīng)成為未來的發(fā)展趨勢(shì)。早期加固梁方法主要有：加大截面法[3]、外粘鋼法[4]和體外預(yù)應(yīng)力鋼筋法[5]等,由于碳纖維增強(qiáng)復(fù)合材料(CFRP)具有較高比強(qiáng)度、抗腐蝕能力等優(yōu)良特性[6],故研究人員采用CFRP材料代替鋼材進(jìn)行加固。

研究人員早期采用在梁受拉側(cè)表面直接外粘(EB)CFRP板方法對(duì)混凝土梁進(jìn)行加固[7],由于CFRP板與梁表面容易出現(xiàn)剝離破壞,無法充分利用纖維增強(qiáng)材料優(yōu)秀的抗拉性能,針對(duì)上述問題,研究人員提出利用近表面內(nèi)嵌法(NSM)[8],該方法將CFRP板材安裝在梁表面預(yù)制的凹槽中,提高了CFRP板與被加固梁的接觸面積,進(jìn)而提高了黏結(jié)強(qiáng)度。由于該方法的提升幅度有限,因此預(yù)應(yīng)力CFRP板方法被提出,此方法首先將CFRP板進(jìn)行預(yù)張拉,隨后將其固定在被加固構(gòu)件上,結(jié)合了EB技術(shù)、ESM技術(shù)和外部后張技術(shù)[9-14],并且可以同時(shí)利用機(jī)械錨固裝置提高黏結(jié)穩(wěn)定性[15-16],見圖1a,該加固方法已經(jīng)被廣泛接受。20世紀(jì)90年代,國外一些學(xué)者就采用外部后張法(EPT)進(jìn)行橋梁加固[17],隨后Matta等提出了一種外部后張CFRP筋系統(tǒng),并對(duì)其破壞模式進(jìn)行了分析[18]。

a—預(yù)應(yīng)力EB法;b—跨中頂撐預(yù)應(yīng)力法。圖1 預(yù)應(yīng)力加固法Fig.1 Diagram of prestressed reinforcement method

基于前人的研究成果,提出一種利用預(yù)應(yīng)力碳纖維復(fù)材(CFRP)板對(duì)鋼筋混凝土梁進(jìn)行加固的新型加固技術(shù),見圖1b。該技術(shù)屬于外部后張法,通過兩端錨固,調(diào)整跨中裝置將碳板撐出一段距離的方式實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的張拉,省略掉了黏合劑以及液壓千斤頂,施工快速便捷,為解決施工周期長等問題提供可借鑒的新方法。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 試件設(shè)計(jì)

共對(duì)7根混凝土梁的進(jìn)行了受彎承載試驗(yàn),其中包括1根未加固的梁和6根加固梁,如圖2所示,所有梁的橫截面均為矩形,混凝土梁長l=4 200 mm,寬b=250 mm,高h(yuǎn)=400 mm,凈跨l0=4 000 mm,每根混凝土梁內(nèi)部受拉鋼筋采用2φ18(As=509 mm2),受壓鋼筋采用2φ12(A′s=226 mm2),箍筋采用φ8@100,所有鋼筋均為HRB400級(jí),鋼筋材性試驗(yàn)結(jié)果見表1,所有梁均采用同一批預(yù)拌混凝土澆筑。梁的加固全部采用CFRP板(Af=70 mm2),其寬度為50 mm,厚度為1.4 mm。

表1 鋼筋材性Table 1 Material properties of reinforcement

圖2 梁細(xì)節(jié) mmFig.2 Details of beam

試驗(yàn)分為4組,如圖3所示,其中A型梁為未加固的梁,B型梁為采用預(yù)應(yīng)力外粘法加固梁,C型梁為單點(diǎn)頂撐加固梁,D型梁為雙點(diǎn)頂撐加固梁。每種加固方案有2根梁,包括1根完整梁和1根受損梁,完整梁編號(hào)為1,受損梁編號(hào)為2。對(duì)于加固梁,固定端處都采用波紋錨具將CFRP板固定在梁底面[19],見圖4,張拉過程中,CFRP板錨固段由于軸向張力的作用而緊壓在波形夾片上,有效提高了CFRP板和波紋板間的正壓力,從而可以更好地固定CFRP板。

a—A型梁;b—B型梁;c—C型梁;d—D型梁。圖3 加固方案 mmFig.3 Reinforcement scheme

圖4 固定端錨具Fig.4 Fixed anchorage

B型梁張拉端錨具如圖5所示,為了縮小錨具所占用的空間,將液壓千斤頂移到梁外側(cè),利用4根對(duì)拉角鋼和前方U型框架減小張拉時(shí)作用力方向不同所產(chǎn)生的彎矩,同時(shí)為了安裝錨具以及在試驗(yàn)張拉過程中保持碳板水平,故將混凝土梁底兩端預(yù)留凹槽。

圖5 B型梁張拉機(jī)構(gòu)Fig.5 Tensioning mechanism of beam B

對(duì)于C型梁,跨中有1個(gè)頂撐裝置。對(duì)于D型梁,跨中有2個(gè)頂撐裝置,如圖6所示,此錨具由2根M16螺紋桿和1個(gè)帶有圓孔、凹槽和圓角的鋼板組成,螺桿在澆筑過程中嵌入混凝土,將鋼板套在螺桿上,光滑面與CFRP板接觸,通過轉(zhuǎn)動(dòng)螺母向下移動(dòng)鋼板來對(duì)CFRP板施加應(yīng)力。

圖6 C、D型梁頂撐裝置Fig.6 Supporting device of beam C and D

1.2 材料性能

試驗(yàn)梁采用同一批次C40商品混凝土進(jìn)行澆筑?；炷亮⒎襟w抗壓強(qiáng)度試驗(yàn)按規(guī)范GB/T 50081—2019進(jìn)行,采用壓力試驗(yàn)機(jī)對(duì)5個(gè)150 mm×150 mm×150 mm試塊進(jìn)行測(cè)試,得到混凝土立方體抗壓強(qiáng)度fcu的平均值為60 MPa,同樣按規(guī)范GB/T 50081—2019處理,通過測(cè)試3個(gè)150 mm×150 mm×300 mm棱柱體試塊,得到混凝土平均彈性模量為38 300 MPa,軸心抗壓強(qiáng)度fc=51.4 MPa。鋼筋拉伸試驗(yàn)按規(guī)范GB/T 1499.2—2018進(jìn)行,對(duì)每種型號(hào)的5根鋼筋進(jìn)行抗拉強(qiáng)度測(cè)試,表1列出了屈服強(qiáng)度fy和極限強(qiáng)度fu。CFRP板的寬度為50 mm,厚度為1.4 mm,制造商提供的拉伸強(qiáng)度和拉伸模量分別為3 064 MPa和160 GPa。

1.3 試驗(yàn)量測(cè)方案

在試件上安裝了5個(gè)位移傳感器,分別用于測(cè)量跨中、2個(gè)加載點(diǎn)和2個(gè)支架處的位移。在混凝土梁、鋼筋和CFRP板上分別設(shè)置了電阻應(yīng)變片用于測(cè)量不同位置上的材料應(yīng)變。在跨中的受拉鋼筋處安裝2個(gè)應(yīng)變片,將這2個(gè)應(yīng)變片的平均值作為受拉鋼筋的應(yīng)變。為了測(cè)量跨中截面的應(yīng)變分布,在梁的側(cè)面和頂部安裝了9個(gè)100 mm混凝土應(yīng)變片。位移傳感器和應(yīng)變片的詳細(xì)信息如圖7所示。碳纖維復(fù)材板的應(yīng)變片布置方式如圖8所示,以下部分中給出的CFRP板的應(yīng)變是從1塊CFRP板上的所有量規(guī)上取平均值。

圖7 試驗(yàn)裝置Fig.7 Diagram of device

a—B型梁;b—C型梁;c—D型梁。圖8 CFRP板應(yīng)變測(cè)量 mmFig.8 Strain measurement of CFRP plates

1.4 預(yù)應(yīng)力加固步驟

B型梁加固步驟如下：1)安裝張拉機(jī)構(gòu)和固定端錨具。2)安裝CFRP板。3)安裝液壓千斤頂并進(jìn)行張拉前檢查,保證張拉錨具放置水平并且液壓千斤頂與梁軸向方向保持一致。4)在碳纖維復(fù)材板上把樹脂膠涂抹成山峰形。5)以5×10-4為一級(jí)進(jìn)行張拉,實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)CFRP板兩側(cè)的應(yīng)變值,保證其受力均勻。6)張拉完成后,擰緊張拉端錨具的螺母,使CFRP板保持張拉后狀態(tài),緩慢卸掉液壓千斤頂、角鋼和張拉反力架等裝置,并且清除多余的樹脂膠。

頂撐CFRP板加固技術(shù)步驟如下：1)通過2根預(yù)埋螺桿安裝頂撐錨具。2)安裝兩側(cè)固定錨和CFRP板,錨固過程中應(yīng)適當(dāng)將CFRP板張緊以保證其與頂撐裝置的初始接觸。3)張拉CFRP板,通過旋轉(zhuǎn)頂撐裝置的螺母,調(diào)整頂撐裝置和被加固試件表面的距離,將CFRP板撐出直至達(dá)到設(shè)計(jì)要求的位置,從而實(shí)現(xiàn)預(yù)應(yīng)力的施加。以5×10-4為一級(jí)進(jìn)行張拉,在頂撐的過程中,實(shí)時(shí)監(jiān)測(cè)CFRP板兩側(cè)的應(yīng)變值以及兩端錨固區(qū)CFRP板的應(yīng)變值,通過兩側(cè)旋轉(zhuǎn)螺母調(diào)節(jié)受力平衡,保證CFRP板兩側(cè)應(yīng)變不大于10%、頂撐梁加固后觀察到頂撐錨具向下移動(dòng)約為100 mm。

對(duì)于所有加固或修復(fù)的梁,CFRP板的目標(biāo)張拉應(yīng)變?chǔ)舊rp都為5×10-3,相應(yīng)的預(yù)應(yīng)力水平為800 MPa。在預(yù)張拉試驗(yàn)中,首先設(shè)定CFRP板預(yù)應(yīng)力值為1 200 MPa,但由于兩端錨具未能較好地拉住CFRP板,導(dǎo)致在張拉時(shí)出現(xiàn)了劈裂破壞,故選取800 MPa作為目標(biāo)預(yù)應(yīng)力值,即使預(yù)應(yīng)力值較低,但仍然取得了較好的加固效果,若合理改善錨具,可使新型技術(shù)加固效果更加優(yōu)秀。

1.5 加載制度

該試驗(yàn)A型梁使用50 kN液壓千斤頂進(jìn)行加載,采用四分點(diǎn)加載方式、單向分級(jí)加載制度進(jìn)行試驗(yàn),受拉鋼筋屈服前以5 kN/min的加載速度對(duì)試件進(jìn)行加載,當(dāng)受拉鋼筋屈服后以0.5 mm/min的加載速度進(jìn)行加載,每級(jí)荷載持荷2 min,使裂縫及塑性變形得到充分的開展,并便于觀察每級(jí)荷載下的裂縫開展情況,直至受壓區(qū)混凝土應(yīng)變達(dá)到0.003 3。

B、C、D型完整梁參照A型梁的方式進(jìn)行加載,對(duì)于損傷梁,首先參照A型梁加載方式進(jìn)行加載至80 kN,隨后卸載至穩(wěn)定后,按照前文所述進(jìn)行預(yù)應(yīng)力加固,隨后按照完整梁加載方式進(jìn)行加載。預(yù)荷載根據(jù)材料設(shè)計(jì)值計(jì)算的普通梁的極限強(qiáng)度進(jìn)行設(shè)置。

2 試驗(yàn)結(jié)果

2.1 荷載-撓度曲線以及破壞模式

為了清楚對(duì)比3種方案的加固效果,分別繪制了其對(duì)應(yīng)的荷載-撓度曲線,如圖9、10所示,其中為了更好地反映加固時(shí)梁狀態(tài),將荷載小于20 mm處的曲線進(jìn)行了放大并繪制在圖中。未加固的A型梁加載全過程為典型適筋梁的受荷過程,經(jīng)歷了受拉區(qū)混凝土開裂、縱筋屈服、受壓區(qū)混凝土被壓壞3個(gè)階段。

a—B型梁荷載-撓度曲線;b—C型梁荷載-撓度曲線;c—D型梁荷載-撓度曲線。圖9 試件荷載-撓度曲線Fig.9 Load-deflection curves of specimens

a—A型梁;b—B-1型梁;c—B-2型梁;d—C-1型梁;e—C-2型梁;f—D-1型梁;g—D-2型梁。圖10 梁荷載-撓度曲線中的特征點(diǎn)Fig.10 Characteristic points in load-deflection curves

對(duì)于加固梁B-1,荷載-撓度曲線共分為6個(gè)階段：1)預(yù)應(yīng)力施加階段,該階段進(jìn)行CFRP板的張拉,此時(shí)跨中撓度向負(fù)方向增大,外荷載為零。2)彈性受力階段,該階段混凝土未開裂,荷載和跨中撓度呈線性增長。3)帶裂縫工作階段,該階段受拉區(qū)混凝土完全退出工作,拉力主要由鋼筋以及CFRP板承擔(dān),裂縫逐漸向上延伸。4)鋼筋屈服階段,B-1梁的荷載曲線未體現(xiàn)出鋼筋屈服階段,分析原因?yàn)镃FRP板與梁表面的黏結(jié)不牢固,在鋼筋屈服前過早出現(xiàn)CFRP板剝離破壞,B-2梁在鋼筋屈服后,荷載-撓度曲線的斜率大幅度降低,此時(shí)荷載的增量大部分由CFRP板承擔(dān)。5)剝離破壞階段,如圖11所示,CFRP板完全剝離,此時(shí)荷載呈現(xiàn)斷崖式下降,由于兩端錨具仍保持錨固作用,故隨著跨中撓度的增大,CFRP板重新發(fā)揮作用,并隨著撓度的增大荷載繼續(xù)上升。6)CFRP板斷裂階段,此階段CFRP板隨著荷載的繼續(xù)增大出現(xiàn)斷裂,隨后失效。B型梁破壞模式為CFRP板剝離破壞,CFRP板剝離的位置在加載點(diǎn)處,CFRP板發(fā)生首次剝離破壞后,繼續(xù)向端部發(fā)展直至出現(xiàn)完全脫粘破壞。

圖11 B型梁碳板脫粘Fig.11 Debonding of carbon plate of beam B

對(duì)于加固梁C-1和D-1,其荷載-撓度曲線在前3個(gè)階段與B-1梁情況相同,但在鋼筋屈服后,表現(xiàn)出了較好的延性,這一階段荷載的增量大部分由CFRP板承擔(dān)。在屈服階段后,CFRP板出現(xiàn)斷裂破壞以及固定端錨具出現(xiàn)滑移,如圖12、13所示,隨后CFRP板退出工作,CFRP板完全斷裂后,荷載-撓度曲線幾乎與A型梁相同。對(duì)于受損梁C-2和D-2,施加預(yù)應(yīng)力后,跨中撓度恢復(fù)了70%,隨后階段行為與完整梁相同。

圖12 頂撐梁碳板斷裂Fig.12 CFRP rupture

圖13 CFRP板滑移Fig.13 CFRP plate slip

2.2 受彎性能分析

表2列出了各試件的試驗(yàn)結(jié)果,同時(shí)對(duì)荷載-撓度曲線進(jìn)行分析,在開裂荷載方面,未加固梁的開裂荷載為30 kN,加固梁對(duì)比A型梁均有顯著提高,其中D-1梁開裂荷載最大為65 kN,提升了117%,C-1梁與B-1梁開裂荷載相同,都為50 kN,碳板加固對(duì)開裂前的混凝土剛度貢獻(xiàn)不明顯,但對(duì)加固梁的抗裂性能發(fā)揮了明顯的作用。

表2 試驗(yàn)結(jié)果Table 2 Test results

C、D型頂撐加固梁在開裂后剛度大于B型加固梁,表明頂撐技術(shù)充分利用了CFRP板的抗拉強(qiáng)度,兩端固定端錨具與頂撐錨具組合更穩(wěn)定地將CFRP板固定,相當(dāng)于混凝土梁受壓區(qū)高度增加,雖然變形貢獻(xiàn)不明顯,但對(duì)加固梁的抗裂性能有明顯的提升效果。

在承載能力方面,加固梁的極限承載能力顯著增大,并且頂撐加固梁對(duì)比外粘預(yù)應(yīng)力CFRP板法加固梁有著更好的加固效果。通過GB 50608—2020[20]計(jì)算得到外粘預(yù)應(yīng)力CFRP板加固梁的極限荷載為165 kN,試驗(yàn)中B-1梁在荷載為155.48 kN時(shí)達(dá)到極限承載狀態(tài),與計(jì)算結(jié)果對(duì)比,相差6%。試驗(yàn)中B-2梁的極限荷載為166 kN,與計(jì)算結(jié)果對(duì)比相差0.01%,GB 50608—2020對(duì)于完整梁和損傷梁都適用[20]。B-1梁的極限荷載相比A型梁提升了28%,C-1梁的極限荷載達(dá)到167.94 kN,D-1梁極限荷載為162.94 kN,十分顯著的是,C-2梁的極限荷載達(dá)到181.86 kN,與A型梁相比提升了48%,說明頂撐加固梁比外粘預(yù)應(yīng)力CFRP板法加固梁在強(qiáng)度方面表現(xiàn)更好,同時(shí)發(fā)現(xiàn)每種加固方案修復(fù)梁的極限荷載對(duì)比完整梁均有小幅度提高。

在延性方面,C型梁同樣表現(xiàn)出較優(yōu)的性能,以A型梁破壞時(shí)跨中撓度為基準(zhǔn)點(diǎn),對(duì)比各種加固梁破壞時(shí)的跨中撓度,以往的研究證明加固梁的破壞行為和未加固的梁是完全不一樣的,雖然無法直接與未加固梁比較,但極限位移仍然越大越好,其中C型梁破壞時(shí)的跨中撓度最大,占A型梁跨中撓度的40%,對(duì)比其他加固梁都有顯著提升,表現(xiàn)出了較優(yōu)的延性。在試驗(yàn)過程中,發(fā)現(xiàn)C型梁2根預(yù)埋的螺桿出現(xiàn)了小幅度彎曲,導(dǎo)致受力方式發(fā)生改變,但延長了加固梁的屈服平臺(tái),此情況為未來的加固梁延性研究提供了思路,若合理地改善中間錨具,使其反作用力調(diào)整為彈塑性,即使荷載繼續(xù)增大,CFRP板應(yīng)變?nèi)钥杀３衷谳^高的水平下,故可以提高加固梁的延性。

2.3 裂縫分析

為了對(duì)比研究頂撐梁的裂縫破壞,做出每根加固梁關(guān)鍵階段的裂縫圖,如圖10所示,并且每一關(guān)鍵點(diǎn)也在荷載-撓度曲線上進(jìn)行了標(biāo)注,選取試驗(yàn)梁純彎段(1 000 mm)及加載點(diǎn)兩側(cè)200 mm的范圍作為試驗(yàn)梁的純彎曲段進(jìn)行研究,對(duì)比分析了試件的裂縫寬度和裂縫擴(kuò)展高度,由圖10可知：未加固梁首次出現(xiàn)裂縫時(shí),裂縫最大高度達(dá)到200 mm左右,對(duì)于頂撐加固梁,首次出現(xiàn)裂縫時(shí),裂縫高度普遍在150 mm左右,通過測(cè)量預(yù)加載后的裂縫寬度以及加固后的裂縫寬度,發(fā)現(xiàn)跨中裂縫寬度由最大0.6 mm降至0.1 mm,裂縫高度由最高300 mm降至200 mm,表明采用該方式修復(fù)過的梁可以很有效地使原有的裂縫閉合但無法達(dá)到完全閉合狀態(tài)。加固梁裂縫的發(fā)展和未加固的梁類似,首先都在跨中和加載點(diǎn)處出現(xiàn)裂縫,并且在混凝土退出工作后,裂縫擴(kuò)展較緩,隨后在受拉筋處出現(xiàn)橫向裂縫,在極限狀態(tài)下,豎向裂縫在裂縫尖端分叉,梁頂部形成混凝土楔體,然后鋼筋混凝土梁失去承載力。

2.4 CFRP板應(yīng)變發(fā)展

為了更好地了解CFRP板的受力狀況和應(yīng)變的發(fā)展,繪制了頂撐梁碳板的應(yīng)力-撓度和荷載-應(yīng)變曲線,見圖14a和14b,可以看到在張拉階段,隨著預(yù)應(yīng)力的施加,跨中撓度朝著反方向增大,表明此時(shí)梁正在向上彎曲,造成了反拱狀態(tài)。對(duì)于頂撐加固梁,在預(yù)應(yīng)力階段和加載階段,在受拉筋屈服以前,應(yīng)力和撓度呈現(xiàn)線性變化,受拉筋屈服后,C-1梁CFRP板的應(yīng)變緩慢上升,隨后保持在一個(gè)穩(wěn)定的階段,而D型梁的曲線仍保持線性增長。

a—C型梁CFRP板應(yīng)變-撓度曲線;b—D型梁CFRP板應(yīng)變-撓度曲線;c—頂撐梁荷載-CFRP板應(yīng)變曲線。圖14 頂撐梁CFRP板應(yīng)變發(fā)展Fig.14 CFRP plate strain propagation

在荷載-CFRP板應(yīng)變曲線中,見圖14c,可以明顯看到,在出現(xiàn)裂縫時(shí),曲線出現(xiàn)轉(zhuǎn)折點(diǎn),在出現(xiàn)裂縫之前,受拉區(qū)混凝土和受拉鋼筋承擔(dān)大部分的荷載,此時(shí)CFRP板作用較小,隨著混凝土裂縫的開裂,CFRP板的應(yīng)力增長加快,表明：開裂后鋼筋混凝土梁的應(yīng)力進(jìn)行了重新分布,CFRP板逐漸發(fā)揮了重要作用,受損梁在鋼筋屈服后,CFRP板對(duì)荷載增量的貢獻(xiàn)迅速增加,此時(shí)應(yīng)變隨跨中撓度以一個(gè)新的方向繼續(xù)呈線性增長,直至發(fā)生斷裂破壞,CFRP板失效。

3 結(jié) 論

提出了一種跨中頂撐預(yù)應(yīng)力CFRP板加固鋼筋混凝土梁的新方法,對(duì)頂撐加固梁試驗(yàn)進(jìn)行了全過程分析,并與未加固的梁和外粘預(yù)應(yīng)力CFRP板加固梁進(jìn)行了對(duì)比,從測(cè)試結(jié)果中可得到以下結(jié)論：

1)對(duì)比未加固的梁,頂撐預(yù)應(yīng)力CFRP板加固梁表現(xiàn)出更好的強(qiáng)度,單點(diǎn)頂撐預(yù)應(yīng)力CFRP板加固梁的極限承載力最大增加了48%,開裂荷載提高了67%。對(duì)比外粘預(yù)應(yīng)力CFRP板法加固梁,極限承載力最大增加了17%,開裂荷載相同,且開裂的剛度和強(qiáng)度也有提高,故證明該加固方法是有效的。

2)在極限撓度方面,單點(diǎn)頂撐梁表現(xiàn)出更好的延性,在達(dá)到極限狀態(tài)時(shí),跨中撓度占未加固梁極限撓度的40%。

3)由于試驗(yàn)中頂撐桿出現(xiàn)了未受抑制的彎曲,恰好使CFRP板維持在一個(gè)穩(wěn)定的水平,延長了鋼筋屈服后碳板獨(dú)自工作的階段。

需要改進(jìn)的措施：

1)波紋錨具的錨固性不足,未拉住碳板,導(dǎo)致出現(xiàn)劈裂破壞,推斷若固定錨具的有效性提高,該加固技術(shù)的有效性也會(huì)明顯提高。

2)分別調(diào)整連接波形板螺栓的預(yù)緊力大小、螺栓的預(yù)緊力梯度、波形板厚度和是否在CFRP板表面涂抹結(jié)構(gòu)膠,并進(jìn)行試驗(yàn)和有限元分析,找到最有效的錨固方法。

3)試驗(yàn)過程中發(fā)現(xiàn)頂撐桿的彎曲可以使CFRP板的工作階段延長,故可以將頂撐錨具設(shè)計(jì)為具有最佳剛度和屈服強(qiáng)度的彈塑性裝置,開發(fā)具有延性破壞模式的CFRP加固系統(tǒng)。