碳纖維增強樹脂復合材料(CFRP)拉擠板材的楔形-擠壓錨固機制

李承高,郭 瑞,黃翔宇,辛美音,咸貴軍

(1.哈爾濱工業(yè)大學 結構工程災變與控制教育部重點實驗室,黑龍江 哈爾濱 150090;2.哈爾濱工業(yè)大學 土木工程學院,黑龍江 哈爾濱 150090;3.中國石化上海石油化工股份有限公司,上海 200540)

由于材料老化、環(huán)境腐蝕、設計施工不當、使用功能變更及自然或人為因素等原因?qū)е陆▏跗诮ㄔ斓臉蛄褐饾u成為病橋、危橋,嚴重影響橋梁結構的使用與安全[1]。據(jù)統(tǒng)計,我國通車公路上現(xiàn)有橋梁接近70萬座,其中10萬余座橋梁結構出現(xiàn)腐蝕、損傷等,導致其成為病危橋[2]。為延長橋梁結構的使用壽命,提高其服役性能,迫切需要對這些橋梁進行修復與加固[3-4]。

傳統(tǒng)的橋梁結構修復和加固方法主要采用鋼板加固,但存在施工困難、工期長、抗腐蝕性與耐久性差等缺點,無法有效地延續(xù)被加固橋梁結構的服役壽命[5]。相比之下,碳纖維增強樹脂復合材料(carbon fiber reinforced polymer composite, CFRP)板材具有輕質(zhì)高強、耐腐蝕、耐疲勞和易施工等優(yōu)勢而逐漸被應用于土木工程領域,如混凝土或鋼結構的加固修復[6-7]。CFRP板材外粘貼技術是近年來發(fā)展起來的新型橋梁加固技術,根據(jù)其受力特點可分為普通外粘加固技術和預應力外粘加固技術[8-11]。普通外粘加固技術一般采用樹脂膠黏劑將CFRP板材粘貼至混凝土構件表面(如梁、板和柱等),在受力過程中CFRP板材與混凝土構件共同承受外荷載,屬于被動加固方式。由于CFRP板材的彈性模量低于鋼筋的,而其拉伸強度遠高于鋼筋的,當鋼筋屈服時CFRP板材可發(fā)揮的拉伸強度較低,加固結構的破壞模式一般為CFRP板材/混凝土構件界面剝離,從而造成材料浪費與加固效率低。與普通外粘加固技術相比,預應力外粘加固技術具有以下優(yōu)勢:①充分利用CFRP板材的拉伸性能;②通過抑制或延遲裂紋形成而顯著提升被加固結構的強度和剛度。

預應力CFRP板材外粘加固橋梁結構需解決的關鍵技術是CFRP板材的可靠錨固,這是由于CFRP板材具有較低的抗壓與抗剪強度,傳統(tǒng)用于鋼筋的錨固方法(如力學擠壓錨固)易在錨固區(qū)發(fā)生CFRP板材的剪切/擠壓損傷,導致錨固失效[12-14]。目前,關于CFRP板材的錨固形式主要包括波形錨具、楔形錨具和平板錨具等。波形錨具有結構簡單、施工方便、經(jīng)濟性好、可靠度高等優(yōu)勢。范小三[15]研究采用波形錨具夾持CFRP板材的端部效應時發(fā)現(xiàn),CFRP板材端部應力分布不均勻,根據(jù)最大應力準則可預測CFRP板材的破壞首先出現(xiàn)在端部區(qū)域內(nèi)。盧莎莎[16]研究鉸式波形錨具錨固CFRP板材預應力加固混凝土箱梁的承載性能時發(fā)現(xiàn),加固后箱梁結構剛度提升顯著,內(nèi)力分布更加均勻,結構整體承載力顯著提升。但是波形錨具形狀復雜,對其加工精度有嚴格要求,增加了錨具的加工成本。當錨固系統(tǒng)處于長期動靜荷載作用下,曲率較大的CFRP板材由于反復擠壓及剪切作用易發(fā)生損傷甚至失效。此外,波形錨具和CFRP板材間存在縫隙,在潮濕環(huán)境下水分子或其他液態(tài)物質(zhì)會沿此縫隙進入錨具內(nèi)部腐蝕波形板,引起錨固失效。

楔形錨具通過在錨體內(nèi)設置楔形孔,同時在楔形孔內(nèi)配置上下兩片楔形夾片,當夾片夾緊CFRP板材后與楔形孔配合錨固CFRP板材。陳紅川[17]研究預應力碳纖維板材楔形夾片式錨具的受力性能時發(fā)現(xiàn)，碳纖維板的滑移量較大,引起預應力損失較多,可通過在楔形夾片與碳纖維板的接觸面上增加刻痕或噴砂處理增大楔形夾片與碳纖維板間的摩擦力;靜載試驗結果發(fā)現(xiàn),碳纖維板中部從錨具前端被拉出,發(fā)生劈裂破壞,這是由于在錨具組裝及張拉階段受力不均勻,對碳纖維板的夾持力不夠。羅仕剛等[18]針對碳纖維板材錨固過程易產(chǎn)生滑移問題,開發(fā)了一種基于角度差異理論的楔形錨具,分析了其錨固機制,結果發(fā)現(xiàn)該楔形錨具錨固碳纖維板材的抗拉強度高達2.9 GPa。而楔形錨具由于上下楔板合錐度較大,在大頭端通孔內(nèi)易造成錨體尾端變形,同時這種變形隨板材寬度和預應力增大而增大,導致錨固效率低。

平板錨具系統(tǒng)主要由上、下兩塊夾板、錨固螺栓和黏結樹脂等組成。表面均勻涂有黏結樹脂的CFRP板材通過螺栓固定到上、下兩塊夾板中,通過樹脂和夾板間摩擦力以及錨固螺栓貫穿CFRP板材提供錨固承載力。儲焙宇等[19]提出了平板錨具承載力理論模型并預測了平板錨具錨固CFRP 板的臨界錨固長度,通過試驗測試獲得了界面剪應力的縱向折減系數(shù);同時發(fā)現(xiàn),界面剪應力折減率隨錨固長度增大而增大, 橫向壓應力分布不均勻性隨錨固寬度增大而增大,臨界錨固長度隨夾板厚度增大而減小,隨界面壓應力增大,界面剪應力增大,臨界錨固長度減小。汪志昊等[20]研究預應力碳纖維板圓齒紋平板錨具錨固性能時發(fā)現(xiàn),預應力碳纖維板圓齒紋平板錨具錨固碳纖維板的拉伸應變僅可達極限應變的50%,預應力錨固損失小于規(guī)范規(guī)定的計算值。

本文針對現(xiàn)有錨固系統(tǒng)存在的主要問題,研究拉擠CFRP板材的錨固機制,提出一種基于楔形-擠壓錨固機制的新型錨固系統(tǒng),結合力學分析及有限元模擬研究錨固系統(tǒng)的應力分布及錨固承載力,通過靜力及循環(huán)荷載下的拉伸試驗驗證錨固系統(tǒng)的錨固機制及極限錨固承載力,以期為CFRP板材在橋梁結構中的加固應用提供一種可靠的錨固方法。

1 實驗部分

1.1 CFRP拉擠板材

本文采用的CFRP板材通過拉擠技術進行制備,其工藝參數(shù):拉擠牽引速率為20 cm/min、模具溫度為120/185 ℃、后固化溫度為200 ℃,纖維張力為600 N。碳纖維源于上海石化股份有限公司,環(huán)氧樹脂體系主體為E51環(huán)氧樹脂、固化劑為甲基四氫鄰苯二甲酸酐(MeTHPA)、促進劑為叔胺(DMP30)、脫模劑為AXEL 1890M,上述配比為100∶80∶2∶1。采用上述工藝制備的CFRP拉擠板材尺寸為25 mm×1.50 mm,采用兩端鋁片錨固后的拉伸強度為(1.95±0.12) GPa、拉伸模量為(168.4±1.4) GPa、斷裂伸長率為1.16±0.08。

1.2 錨固系統(tǒng)組成

錨固系統(tǒng)包括CFRP板材、鋼板錨具、填充環(huán)氧樹脂、楔形槽、平槽和錨固螺栓,填充環(huán)氧樹脂采用Tc和T1樹脂,錨具系統(tǒng)設計時考慮避免板材在錨具內(nèi)產(chǎn)生損傷并考慮其在實際服役環(huán)境下長期使用。

1.3 錨固系統(tǒng)有限元模擬

1)材料基本參數(shù)。錨固系統(tǒng)由CFRP板材、填充樹脂和錨具鋼板3部分組成,其中錨具鋼板長度為150 mm、寬度為120 mm、厚度為20 mm；CFRP板材長度為160 mm、寬度為25 mm、厚度為1.50 mm。CFRP板材、填充樹脂及鋼板的彈性模量分別設置為170、3.5和206 GPa,泊松比分別設置為0.15、0.35和0.30。此錨固系統(tǒng)中,兩個楔槽長度均為65 mm、寬度為50 mm、最大深度為10 mm；兩端平槽長度為10 mm、寬度為27 mm、深度為1.5 mm。為簡化模擬分析,上述3種材料特性均設置為彈性。

2)部件組裝及接觸設置。假定CFRP板材、楔形樹脂和錨具鋼板沿板材寬度方向受力狀態(tài)保持不變,將錨固系統(tǒng)簡化成平面受力問題。以錨固的固定端處CFRP板材與楔形樹脂交點為坐標原點,建立部件組裝圖，如圖1所示。CFRP板材在固定端和拉伸端處設置10 mm平槽,用于固定CFRP板材位置,楔形樹脂總長度為130 mm。對于CFRP板材與楔形樹脂間接觸面,其切向采用“粗糙”方式,保證兩者間不產(chǎn)生相對滑移;法向采用“硬接觸”方式,一旦接觸后不發(fā)生分離。這是由于CFRP板材寬厚比較大,其與楔形樹脂接觸面積大,界面黏結強度高。對于楔形樹脂和鋼板間接觸面,其切向定義為庫倫摩擦力,摩擦因數(shù)設置為0.5[21],法向允許兩者間產(chǎn)生相對滑動。

圖1 CFRP板材錨固系統(tǒng)部件組裝圖

3)邊界條件及網(wǎng)格劃分。錨固系統(tǒng)的邊界條件及網(wǎng)格劃分設置:鋼板三邊進行固定約束(無位移、無轉動);在CFRP板拉伸端施加集中荷載;網(wǎng)格單元類型采用四邊形,CFRP板和楔形樹脂網(wǎng)格劃分密集,鋼板網(wǎng)格劃分稀疏,如圖2所示。

圖2 CFRP板材錨固系統(tǒng)的網(wǎng)格劃分

1.4 錨固方法

CFRP板材的錨固方法包括以下步驟:

1)采用電動切割機切割CFRP板材,切割長度為500 mm,切割后采用砂紙將CFRP板材的錨固端進行打磨,以增加其與錨固樹脂的界面黏結性能。

2)將錨具鋼板內(nèi)部楔槽清理干凈,清理完畢后在其表面均勻地涂抹脫模劑,以保證黏結樹脂與鋼板內(nèi)部間無黏結作用。

3)將CFRP板材平整地放置于錨具楔槽內(nèi),用高壓注射器將Tc或T1錨固樹脂注入錨具中,注射完畢后固定錨具螺栓。同時采用膠帶將錨具縫隙處進行封閉處理,防止錨固樹脂的溢出。

4)錨固完畢后將CFRP板材錨固系統(tǒng)室溫固化24 h,然后置于60 ℃烘箱內(nèi)固化24 h后,取出進行拉伸測試。

1.5 拉伸測試

參考標準ASTM D638:2010對錨固填充樹脂進行拉伸測試,其測試儀器采用萬能試驗機(上海衡翼精密儀器有限公司,型號為DHY-10080),測試數(shù)量為5個,拉伸加載速率為2 mm/min。此外,根據(jù)標準GB/T 28889—2012對錨固填充樹脂進行面內(nèi)剪切試驗,測試數(shù)量為5個,剪切加載速率為1 mm/min。

錨固CFRP板材拉伸性能測試參考標準GB/T 1447—2005,具體拉伸測試過程:將錨固系統(tǒng)固定在拉伸機夾頭處,用加工好的連接件將錨具固定于拉伸機下夾頭處;測試過程中采用引伸計監(jiān)測板材拉伸過程中的變形,將應變片沿錨固長度布設于錨具內(nèi)部測試錨具系統(tǒng)拉伸過程中CFRP板材的應力分布,拉伸加載速率為5 mm/min。

2 結果與討論

2.1 錨固樹脂力學性能

錨固系統(tǒng)組成部件主要包括CFRP板材和填充環(huán)氧樹脂,其中CFRP板材通過拉擠工藝制備而成。填充環(huán)氧樹脂采用兩種結構樹脂(Tc和T1),均包括A和B組分,混合比例為100∶30.5,玻璃化轉變溫度分別為89.90 ℃(Tc)和87.93 ℃(T1)。

筆者前期研究發(fā)現(xiàn)[22]:Tc樹脂拉伸強度低于T1樹脂,但其剪切強度及斷裂伸長率均高于T1樹脂,這說明Tc樹脂相比與T1樹脂具有更高的韌性。此外,T1和Tc樹脂面內(nèi)剪切強度分別為33.49和22.25 MPa,與CFRP板材界面黏結強度分別為19.01和30.63 MPa。

圖3為兩種錨固樹脂的面內(nèi)剪切荷載-位移曲線,其中Tc樹脂測試5個試樣,記為No.1-5,T1樹脂測試3個試樣,記為No.1-3。由圖3可知:兩種樹脂的剪切荷載-位移曲線主要包括上升階段(彈性階段)、穩(wěn)定階段和下降階段(破壞階段)。①上升階段。樹脂的荷載-位移曲線幾乎呈線性增長,這一階段荷載達到最大值;②穩(wěn)定階段。此階段兩種樹脂位移不斷增加,而剪切荷載基本穩(wěn)定在最大值,樹脂表現(xiàn)出明顯塑性變形,這一過程材料發(fā)生不可恢復塑性變形但沒有發(fā)生破壞;③下降階段。此階段Tc樹脂剪切荷載隨位移增加逐漸下降,經(jīng)歷較大塑性變形,裂紋在持續(xù)荷載作用下逐漸形成并發(fā)展,直至樹脂破壞。綜上可知:相比于T1樹脂,Tc樹脂具有較大韌性以及更高的界面黏結性能。采用上述兩種樹脂錨固CFRP板材的極限錨固承載力通過力學分析及拉伸試驗獲得。

圖3 兩種錨固填充樹脂的剪切荷載-位移關系

2.2 錨固系統(tǒng)力學性能分析

圖4給出CFRP板材錨固系統(tǒng)的簡化力學計算模型[21],為簡化計算,其基本假定包括:CFRP板材與樹脂的作用形式有化學黏結力與物理擠壓力,由其組成的黏結-摩擦力與外部拉伸荷載平衡,其中黏結-摩擦因數(shù)設置為μ;錨固樹脂形成的楔槽單元為主要受力單元,不考慮錨具兩端平槽對錨固承載力的影響。

圖4 CFRP板材錨固系統(tǒng)的簡化力學模型[21]

CFRP錨固系統(tǒng)中板材極限拉伸強度和名義尺寸為σc和b×t。取單元1為受力單元,每個楔槽單元長度假定為l,梯度角設置為φ,根據(jù)力學平衡條件可計算CFRP板材/錨固樹脂的界面黏結-摩擦力Ff、界面正壓力FP與反作用力F1、界面平均剪應力σs,ave，具體見式(1)。

(1)

式中:σc為CFRP板材的拉伸強度;t為CFRP板材的厚度;FS為界面的剪切力。

當假定CFRP板材的拉伸強度為2.1 GPa,對于上述錨固系統(tǒng),b=25 mm、t=1.5 mm、l=130 mm、tan φ=0.157 7、μ=0.4。將上述數(shù)值帶入式(1)中計算，獲得CFRP板材與黏結樹脂界面的平均剪應力為2.38 MPa,此數(shù)值遠低于T1和Tc樹脂拉伸/剪切強度以及與CFRP板材界面黏結強度,說明CFRP板材/樹脂界面不會發(fā)生脫黏破壞。

對于此楔形-擠壓黏結型錨固系統(tǒng),還需驗算楔形樹脂對鋼板楔槽內(nèi)的擠壓作用力Fe1和Fe2(圖4)?？紤]2個楔形單元受力相同,取單元1力學模型進行抗壓承載力計算,對單元1進行受力分析可獲得作用于鋼板的壓力(Q),具體計算見式(2)。

(2)

式中:Ae為楔槽鋼板的受力面積。

由式(2)可計算獲得楔形樹脂對楔槽鋼板的擠壓力為25.10 MPa,這說明鋼板處于安全工作狀態(tài),且不會發(fā)生屈服。

考慮到CFRP板材與黏結樹脂界面剪應力沿錨固長度分布不均,假定最大/最小剪應力關系為σs1=3σs2[22]。當界面剪應力呈指數(shù)分布時,楔形單元1出現(xiàn)最大臨界界面剪應力σs,cri,進一步可預測錨固系統(tǒng)的臨界破壞條件,見式(3)[21]。

(3)

式中:σc/a為CFRP板材/錨固樹脂界面平均黏結強度,σs和σt為錨固樹脂拉伸和剪切強度。

當T1和Tc為錨固樹脂時,可將其與CFRP板材平均界面黏結強度代入式(3)計算。當假定CFRP板材厚度為1.5～2.5 mm、CFRP/樹脂界面黏結-摩擦因數(shù)為0.4,可預測采用Tc和T1樹脂錨固CFRP板材的極限錨固承載能力范圍為4.70～7.83 GPa(Tc)及4.10～6.69 GPa(T1)。

2.3 錨固系統(tǒng)有限元模擬

CFRP板材錨固系統(tǒng)的應力分布采用有限元模擬進行分析,由模擬結果可知:CFRP板材應力隨與拉伸端距離減小而逐漸增加并最終趨于穩(wěn)定,穩(wěn)定應力約為2.00 GPa,其穩(wěn)定區(qū)域長度為20.33 mm,包括錨具外CFRP板長度(10 mm)、CFRP板材平槽長度(10 mm)以及CFRP拉伸位移(0.33 mm)。圖5給出不同拉伸荷載下CFRP板材隨距離固定端位置的應力分布。由圖5可知:隨荷載增加(5 kN→75 kN),距離固定端60 mm內(nèi)CFRP板材應力趨于0,且不隨荷載增大而增大;當距離固定端長度超過60 mm時,板材同一位置應力隨荷載增大而增大,但整體應力增幅較小;當距離固定端長度超過120～140 mm時,CFRP板材應力急劇增大,并于距離錨固端140 mm處達到最大(約為2.10 GPa),這是由于140 mm為楔形樹脂與CFRP板材的臨界接觸面,楔形樹脂在拉伸過程中由于膨脹作用對CFRP板材產(chǎn)生較大擠壓作用,并在臨界接觸面達到最大。

圖5 錨固系統(tǒng)CFRP板材沿錨固長度的應力分布

同時可發(fā)現(xiàn)，不同荷載下CFRP板材位移隨距離固定端位置增大而增大。例如對于F=75 kN,在距離固定端為140 mm處,CFRP板位移為0.09 mm；在距離固定端為140～160 mm處,CFRP板材位移為0.24 mm；在距離固定端為160 mm處,CFRP板材總位移為0.33 mm。由此可計算出在距離固定端為140～160 mm時,CFRP板材應變?yōu)?.20%,而在距離固定端160 mm處應變?yōu)?.18%,此應變數(shù)據(jù)與CFRP板材拉伸試驗結果吻合。

圖6為錨具內(nèi)填充樹脂隨距離固定端位置的應力分布曲線。由圖6可知:填充楔形樹脂的最大應力發(fā)生在距離錨固端130 mm處,此時樹脂應力為31.24 MPa<53.6 MPa(樹脂拉伸強度);當錨固系統(tǒng)CFRP板材發(fā)生斷裂時樹脂不會發(fā)生拉伸破壞。此外,也可看出樹脂主要應力傳遞區(qū)域為距離錨固端100～130 mm,不同荷載下填充樹脂位移隨距固定端距離增大而逐漸增大,且最大位移發(fā)生在距離錨固端130 mm處,為0.085 mm。由CFRP板在此位置的最大位移為0.092 mm可知,楔形填充樹脂和CFRP板材間幾乎沒有滑移。

圖6 錨固系統(tǒng)填充樹脂沿錨固長度的應力分布

2.4 錨固系統(tǒng)拉伸驗證

CFRP板材錨固系統(tǒng)拉伸驗證包括靜力荷載作用下的錨固承載力及循環(huán)荷載下錨具內(nèi)部應力分布驗證。圖7給出CFRP板材錨固系統(tǒng)在靜載下的拉伸破壞模式。由圖7可知:采用兩種錨固樹脂(Tc和T1)錨固CFRP板材的破壞模式均為CFRP板材爆裂,且在錨具內(nèi)無滑移現(xiàn)象。與兩端鋁片錨固相比,采用Tc和T1樹脂錨固CFRP板材的錨固效率分別為102.6%和102.1%,這說明本錨固系統(tǒng)具有較高的錨固承載力。此外,鋁片錨固端的破壞形式為CFRP板材剪切斷裂,這是由于CFRP板材與鋁片黏結端部位易形成應力集中而出現(xiàn)剪切微裂紋,在外荷載作用下剪切裂紋迅速擴散直至板材發(fā)生剪切斷裂(圖7)。

圖7 錨固系統(tǒng)CFRP板材的拉伸破壞模式

為分析錨固系統(tǒng)的可靠性與適用性,本文研究了循環(huán)及逐級加載作用下錨固系統(tǒng)的受力特性。圖8和9給出錨固系統(tǒng)在循環(huán)加載作用下的荷載-變形(位移)曲線,其中圖8為T1錨固樹脂,圖9為Tc錨固樹脂;加載形式為0 kN→15 kN→30 kN→45 kN→30 kN→15 kN,每級荷載間隔時間為30 s,循環(huán)次數(shù)為20。圖8和9中荷載為拉伸荷載,變形為引伸計測試的板材變形,位置為拉力機夾頭位移。由圖8和9可知:每個循環(huán)荷載作用下錨固系統(tǒng)荷載-變形(位移)曲線基本保持一致,經(jīng)歷了20個循環(huán)荷載后,拉力機夾頭位移基本保持不變(忽略鋁片端拉伸初始階段的微小滑移量),如兩圖中紅色虛線所示,說明楔形-擠壓黏結型錨固系統(tǒng)在循環(huán)荷載下仍具有優(yōu)異的錨固性能,錨具內(nèi)CFRP板材無滑移現(xiàn)象。

為分析錨固系統(tǒng)在循環(huán)荷載作用下錨具內(nèi)CFRP板材的應力分布,采用應變片粘貼至錨具內(nèi)CFRP板材表面,其中錨固樹脂為Tc,應變片位置距離錨固拉伸端分別為0 mm(錨具外)、42.5 mm(楔槽單元1內(nèi))、65.0 mm(楔槽單元1內(nèi))和107.5 mm(楔槽單元2內(nèi))。圖10給出錨固系統(tǒng)在循環(huán)加載作用下錨具內(nèi)CFRP 板材的應變分布。由圖10可知:隨距離錨固拉伸端增加,CFRP板材內(nèi)部應力逐漸減小,其中錨固拉伸端處應力最大,楔槽單元1應力其次,楔槽單元2應力最小;每個循環(huán)加載過程中,CFRP板材不同位置處應力基本保持一致,說明在循環(huán)拉伸荷載作用下錨具內(nèi)應力分布均勻。此外發(fā)現(xiàn)錨具內(nèi)部CFRP板材不同位置處的應力與拉伸荷載呈線性關系,這說明錨具內(nèi)CFRP板材處于線彈性工作狀態(tài),隨荷載增加變形增加,隨荷載下降變形可恢復。

圖8 錨固系統(tǒng)CFRP板材在循環(huán)荷載下的荷載-位移曲線(T1)

圖9 錨固系統(tǒng)CFRP板材在循環(huán)荷載下的荷載-位移曲線(Tc)

圖11給出錨固系統(tǒng)在逐級加載作用下錨具內(nèi)CFRP板材的應變分布,應變片布設位置距離錨固拉伸端分別為0 mm(錨具外)、10 mm(錨具平槽內(nèi))、41 mm(楔槽單元1內(nèi))、67 mm(楔槽單元1內(nèi))、93 mm(楔槽單元2內(nèi))和119 mm(楔槽單元2內(nèi))。逐級荷載從5 kN增加至70 kN,荷載間隔為5 kN,時間間隔為30 s。由圖11可知:錨固系統(tǒng)錨固拉伸端處CFRP板材應力最大,隨與拉伸端距離增加,應力逐漸減小。

圖10 循環(huán)荷載下CFRP板材在錨具內(nèi)應變分布(Tc)

圖11 逐級加載下CFRP板材在錨具內(nèi)的應力分布(Tc)

3 結論

1)錨固系統(tǒng)利用板材與錨固樹脂間的化學黏結力及物理擠壓力提供錨固承載力,CFRP板材拉伸性能得到充分發(fā)揮。

2)靜載作用下錨固系統(tǒng)的破壞方式為CFRP板材爆裂破壞,與力學分析及有限元模擬結果相吻合,Tc和T1兩種錨固樹脂錨固CFRP板材具有較高的錨固承載力。

3)循環(huán)荷載下錨固系統(tǒng)具有優(yōu)異的錨固性能,錨具內(nèi)CFRP板材處于線彈性工作狀態(tài),應力分布均勻,無明顯應力集中。