简要说明：tryj牌的哈尔滨碳纤维布加固公司产品：估价：65，规格：300g，产品系列编号：4.30

哈尔滨碳纤维布加固公司，哈尔滨碳纤维布批发，赵工18021008068

一.引言

在梁的抗剪加固中，CFS的粘贴方式多种多样。可仅在梁两侧面粘贴CFS，也在梁两侧和受拉面粘贴U形CFS，或者沿整个梁截面封闭缠绕CFS，既可以采用CFS条带问隔粘贴也可以采用CFS连续满贴，考虑到施工方便和构件受力的特性，又可以将纤维以45度或135度角进行粘贴。为了加强锚固，在CFS的自由端可附加锚固措施。这本身也增加了研究的难度。

从CFS抗剪加固梁的规范和论文研究可见，到目前为止，研究结果远不尽人意。主要有以下空白和难点：

1)与CFS抗弯加固混凝土梁的研究相同，CFS抗剪加固规范也忽视了曾加荷载的影响，将过载桥梁视为完好结构加固设计。这对过载桥梁来说是不利的。急需对CFS抗剪加固过载桥梁展开基础性的试验和理论研究。

2)现有的抗剪承载力计算公式在计算CFS的抗剪承载力贡献时，在CFS的有效应变F，。上分歧较大。主要是因为斜裂缝区域的CFS受力情况复杂，而且抗剪加固影响因子很多，单用简化计算模型很难全面考虑；

为此本文开展了以下研究工作：

1)进行了8根试验梁的破坏试验。了解曾加荷载和抗剪加固CFS层数等对加固后试件的力学性能的影响。

2)建立了考虑曾加荷载影响和材料非线性的有限元模型，对试验梁的受力进行全面分析。

3)在试验验证的基础上，开展参数分析，全面了解曾加荷载和CFS抗剪加固量对结构的力学性能影响；得出CFS能实施有效抗剪加固的曾加荷载范围；提出从裂缝特征、分布范围、裂缝高度、混凝土状况等混凝土结构表面特征来估计结构在抗剪加固前的初始受载情况的方法。

二.试验方案

1试验参数

本次试验目的是考察曾加载荷和抗剪加固层数对混凝土梁在CFS抗剪加固后的力学性能的影响。试验的各设计参数选取考虑如下：

(1)配筋：试验梁因为要抗剪加固，所以未加固梁设计成剪切破坏。试验梁的纵向钢筋的配筋率取为1．79％，箍筋的配置为≯8@250。

(2)CFS加固的层数和粘贴：根据规范对试件进行抗剪加固设计．考虑到实际工程中，CFS全构件包裹并不多见，两侧面粘贴的效率较低，现在已经不推荐使用，所以采用CFS U形箍抗剪加固，U形箍的层数有1和2层的。加固同时要考虑到试件加固后出现弯曲破坏。还在u形箍端部粘贴了CFS压条，以防发生U形箍端部剥离破坏。根据规范14-21计算，加固后承载力提高比例在40％之内，且出现弯曲破坏。加固时，全部荷载(包含恒载)都卸去。

(3)曾加荷载值：曾加荷载值模拟考虑使用阶段的荷载水平，取为60KN，约占未加固梁承载力的50％左右。

(4)剪跨比取2．7，满足混凝土梁抗剪承载力公式中剪跨比取值范围在之间的要求。

(5)混凝士的配置按C25的目标设计。

（6）试件形式试件的形式、几何尺寸、配筋

1. 材料参数

抗剪加固梁材料与抗弯加固梁的相同，钢材、碳纤维布和胶参数。

（1）传感组件布置和加载方案

1. 传感组件布设

试验研究需要采集三类数据：1)钢筋、混凝土和CFS关键部位的应变：

2)梁的挠度；3)试验梁的极限承载力．

(2)加载方案

采用两点对称加载。加载装置。试验按《混凝土结构试验方法标准》要求进行。每一级荷载持载2．3分钟，待数据稳定后再加下一级荷载。等到接近极限承载力时荷载增量减小，约1-2KN。

(3)试验结果

1)试件试验过程

虽然未加固梁出现剪切破坏时，中点挠度的变化并不能说明问题。但因为后面的加固构件根据设计计算都将出现弯曲破坏，对其会采用挠度～荷载关系进行说明。所以，为了进行加固前后构件的对比，对未加固构件也列举了荷载磁度关系。

荷载在80KN前，箍筋上的应变很小，最大值只有5胆．在80KN之后，应变迅速增加，当荷载达到110KN时，箍筋屈服。从S的破坏形态可见，发生了脆性的剪切破坏，破坏时箍筋屈服，剪压区混凝土压碎。试件的试验现象与经典的混凝土梁剪切破坏试验现象一致，证明此次试验的设计和数据采集成功。

2)试件的试验过程

试件侧面粘贴1层u形CFS箍、受拉底面满布粘贴1层CFS，为防止U形箍剥离，在其端部粘贴了100mm宽的CFS压条。S．0-l在加固前未曾受过外荷载。

(4)加载过程描述

荷载在30KN之前梁未观测到裂缝，处于弹性工作状态。荷载30KN后，梁因开裂刚度略微下降。荷载达131KN时，试件的挠度急剧增加。荷载达到140KN时，底面的CFS发生断丝。荷载达150KN时无法再继续加载。纯弯段混凝土压碎。压碎的混凝土位于一根CFS U形箍的端部区域。

荷载在45KN以前梁弯剪段的CFS U形箍的应变变化范围在，蝠之间。荷载在45KN之后，CFS U形箍的应变增大。荷载在110KN时CFS U形箍的应变又有一次激增。荷载达142KN后应变略有下降。

荷载达142KN前弯剪段箍筋的应变在占之间变化，荷载在142KN之后弯剪段箍筋应变激增，在147KN左右，荷载在140KN前弯剪区混凝土主拉应变增量很小，荷载在140KN时主拉应变达300／比"，荷载在140KN之后，该主应交急剧增加，最大值达1655胆。

1. 梁的破坏形态

梁破坏时纯弯段上部的混凝土压碎，受拉底面的CFS有少部分断丝，u形箍在弯折处也有断丝，属于弯曲破坏形态。

(1)试件s十2的试验过程

试件S-0-2侧面粘贴2层CFSU形撮、受挝底面满布粘贴1层CFS，未曾受过终簿载。必貔盘U澎箍剥褰，在其壤部糖皴了lOOmm宽熬CFS嚣条e它的挠度嗣荷载关系、破坏形态和各种应变与荷载关系.

1）、加载过程描述 CFS应变、箍筋应变和混凝土应变的采集点。当荷载在0-95KN期间，CFS应变在--409e～30pc之间变动，95KN之后CFS的应变开始急剧增加，140KN时CFS的应变开始下降。荷载达到150KN后无法继续加载。

当荷载在0-95KN期间，箍筋应变在．侣之问变动。箍筋和CFS出现应变负值是因为测量误差和斜裂缝的少许的发展导致裂缝两边的混凝土发生错位所致。95KN之后箍筋和CFS的应变开始急剧增加。荷载达140KN时箍筋和CFSU形箍的应变开始下降。荷载达到150KN后无法继续加载．

由弯剪段上的应变花得到混凝土的主拉应交与荷载关系曲线，在95KN时，混凝土的主拉应变也有较大增加，这主要因为弯剪段混凝土裂缝发展到混凝土应变花位置。

相比于来说，弯剪段的箍筋应变、混凝土应交花处的主拉应变都有所减小，说明了箍筋和混凝土对剪力的分担随CFS U形箍层数增加有所减少．

2）、梁S．o-2的破坏形态

试件的破坏形态为弯曲破坏。破坏时纯弯段上部的混凝土压碎，并且出现了弯曲裂缝。荷载达到140KN时，听到断丝的声音，挠度增加较快．破坏时，受拉底面的CFS有断丝现象。U形箍在弯折处有断丝现象。

3）.试件S一60-1的试验过程

梁S-60-1粘贴了l层CFS U形箍、受拉底面满布粘贴l层CFS，为防止U形箍剥离，在其端部粘贴了100mm宽的CFS压条。加固前试件曾受外荷载60KN(不含自重)，约为未加固前承载力的50n4左右。未加固梁载入至60KN时纯弯段裂缝开裂高度约40mm，弯剪段斜裂缝高度约130mm，跨中挠度约为3．54mm。它的挠度与荷载关系、破坏形态和各种应变与荷载关

三．加载过程描述

荷载在150KN之前试件基本保持线弹性，荷载在155KN后，梁的挠度迅速增加，刚度大幅减小。当荷载达172KN时无法继续加载。

荷载在150KN之前试件基本保持线弹性，荷载在155KN后，梁的挠度迅速增加，刚度大幅减小。当荷载达172KN时无法继续加载。之后，该应变上升幅度更大，在荷载为170KN时达到顶点。

1. 试件S一6沪2的试骏过程

梁S前o-2在侧面粘贴2层U形碳纤维箍、受拉底面满布粘贴I层CFS，为骆止u彤箍剥蔫，在其端郝糙熬了100mm宽的CFS压条。加固瓣曾受外麓载60KN(不合自重)，约为未加固前承载力的50％左右。朱加固梁载入至60KN辩缝弯羧裂缝嚣袈裹度约40ram，弯劈段舞裂缝毫度终130ram，强菠终为3．54mm。它的挠度与荷载关系、破坏形态和各种应变与衙载关系见(L)、摭载进程描述荷载在147KN之前试件的刚度基本保持不变，处子弹性工作状态。荷载在147KN辩，试释鹃挠度惫瘸增热，荷载运167KN籍孝无法继续麴簸。

荷载在0～84KN，梁的弯剪段的CFS U形箍、箍筋和混凝土的主拉成变都比较小，在0～50／zE之间变化。荷载在84KN之后，各类应变的增幅都明显加大。荷载在140KN时箍筋应变剧增，158KN时，箍筋屈服，见图4．25。荷载在100KN之后梁的弯剪区混凝土主拉应变应变急增，后因测量量程超过范围，所以在100KN之后测不到数据。荷载在84～136KN时碳纤维箍的应变增幅比荷载136KN之后的增幅略大。这是因136KN后弯剪段之外的区域裂缝发展更快，而应变花处的裂缝发展速度减慢，所以使得应交花处的混凝土主拉应变增幅下降。

1. 试件S一6沪2的试骏过程

梁S前o-2在侧面粘贴2层U形碳纤维箍、受拉底面满布粘贴I层CFS，为骆止u彤箍剥蔫，在其端郝糙熬了100mm宽的CFS压条。加固瓣曾受外麓载60KN(不合自重)，约为未加固前承载力的50％左右。朱加固梁载入至60KN辩缝弯羧裂缝嚣袈裹度约40ram，弯劈段舞裂缝毫度终130ram，强菠终为3．54mm。它的挠度与荷载关系、破坏形态和各种应变与衙载关系见

（1）、摭载进程描述

荷载在147KN之前试件的刚度基本保持不变，处子弹性工作状态。荷载在147KN辩，试释鹃挠度惫瘸增热，荷载运167KN籍孝无法继续麴簸。

荷载在0～84KN，梁的弯剪段的CFS U形箍、箍筋和混凝土的主拉成变都比较小，在0～50／zE之间变化。荷载在84KN之后，各类应变的增幅都明显加大。荷载在140KN时箍筋应变剧增，158KN时，箍筋屈服，见图4．25。荷载在100KN之后梁的弯剪区混凝土主拉应变应变急增，后因测量量程超过范围，所以在100KN之后测不到数据。荷载在84～136KN时碳纤维箍的应变增幅比荷载136KN之后的增幅略大。这是因136KN后弯剪段之外的区域裂缝发展更快，而应变花处的裂缝发展速度减慢，所以使得应交花处的混凝土主拉应变增幅下降。

（2）、梁S-60．2的破坏形态

粱破坏时纯弯段上部的混凝土压碎，混凝土压碎的区域位于两根CFS U形箍之间。受拉底面的CFS有部分断丝现象。侧面的U形箍与受拉面的交界处有断丝现象，属于弯曲破坏形态。

1. 试验小结

通过试验研究，为曾加荷载如何影响结构抗剪加固后的承载力、破坏过程及应变提供了很好的基础。

从以上的实验过程总结和实测值来看：

（1）、CFS抗剪加固对于提高承载力的效果是明显的。

（2）、抗剪加固(CFS U形箍)的层数对承载力的影响不大。实际上由于碳纤维箍的离散粘贴和抗剪加固后梁的破坏形态已转变为弯曲破坏，所以，碳纤维箍的层数增减对承载能力不起决定作用。

（3）、另外，从实测承载力看，曾加荷载在60KN以内时，曾加荷载对碳纤维抗剪加固梁的承载力略有影响，在曾加载值为60KN时承载力略大于曾加载值为0KN的试件。表面上看承载力随曾加载值增加而增加，分析原因却是由加固后破坏形态转为弯曲破坏，使承载力决定于试件抗弯能力造成。理由如下：从试件的破坏形态图可见，当曾加荷载为60KN时，混凝土压碎的位置在碳纤维箍的两箍之间，此处的混凝土实际上受到了碳纤维箍和碳纤维压条形成的约束作用，混凝土强度略有提高，而试件的抗弯承载能力也随之提高；而当曾加荷载为0KN时，混凝土压碎的位置在碳纤维箍的端部，混凝土受到的约束作用没有前者那么强，所以承载力不及前者。

但是，由于抗剪加固结构问题的本身非常复杂，影响因子众多。本次试验粱的数量相对有限，因此依赖试验来了解曾加荷载对抗剪加固后的受力性能困难和局限性都比较大。因此，需要在试验研究的基础上，提出合适的数值模型，来总结曾加荷载的初始效应和加固数量对加固效果的影响，给过载桥梁抗剪加固设计上如何考虑曾加荷载效应提供理论依据。

四．试验梁的有限元分析

就碳纤维布加固混凝土结构的有限元计算模型建立的关键问题进行了阐述和解答。通过对抗弯加固的试验梁的计算分析，表明用这种方法建立有限元模型不仅能够准确的计及加固前荷载对结构产生的影响，并且对结构在加载全过程中的受力情况也能准确反映。因此，本章对于抗剪加固混凝土试验梁也将采用这种模型进行计算分析。

1有限元分析模型

（1）梁的网格划分

模型的坐标原点为试件的中心点，以试件的纵轴为x轴，试件的高度方向为z轴。未加固试件沿x轴方向划分28个三维实体单元，Y轴方向划分一个单元，Z轴方向划分一个单元。钢筋混凝土单元内部再按照材料划块，钢筋的截面用方形代替，同时保证钢筋的面积和合力点作用位置不变。加固前试件单元总数为28，节点总数为344．

加固后试件的混凝土部分单元划分同未加固试件。在z轴和Y轴方向添加碳纤维单元和碳纤维胶单元，加固后试件单元总数为192，节点总数862。

（2）、荷载与约束

试件采取两点对称集中加载，作用位置见图4．1，以线荷载形式作用在试件上，大小为P／2b(b是试件的宽度)。自重以体积力考虑，取值为2．4x104N／m3。根据实际情况，试件的支承在x=如．9米处。一侧支承简化为固定铰支座，另一侧简化为滑动铰支座，在X=0．9米截面约束支座对应节点x和z方向的位移为零；在x=一0．9米截面约束支座节点：方向的位移为零。在两个坐标点(x=±O．9，Y=0，z=-0．125)处Y方向位移为零。

1. 材料特性

有限元分析所需的材料性质参数等均与抗弯加固梁计算时的相同。

（1）计算值与实测值的比较

为检验有限元模型在CFS抗剪加固开裂混凝土梁中的有效性，以下对试件进行了计算分析，比较了各试件的计算结果和实测结果。以下采用了挠度与荷载关系曲线对抗剪加固梁的力学性能进行分析对比。这是因为根据规范14-2l计算，经抗剪加固后，试件的破坏形态已经从剪切破坏变为弯曲破坏，所以挠度与荷载关系曲线也是反映试件的受力性能的重要指标。

（2）挠度与荷载曲线的计算结果与实测值比较加载全过程中，计算值与实测值吻合较好，

有限元计算模型和方法合理，可以准确的模拟加载过程中的挠度发展。

（3）承载力的计算值与实测值对比各试件承载力的计算值(有限元计算值和规范计算值)、实测值。

规范计算所用参数的取值：

1)材料取值：①钢筋：取8毫米钢筋的抗拉强度442MPa；14毫米钢筋的抗拉强度353MPa。

②混凝土：混凝土的抗拉强度为1．35 MPa，抗压强度为12．1MPa。

CFS：抗拉强度为3800MPa，弹性模量％为240GPa，极限拉应变占柏为O．016。

2)加固前受力状态的影响：规范对此不作考虑。

为协调抗剪和抗弯加固的CFS用量，试件在受拉底面还粘贴一层抗弯加固的CFS。

根据规求得试件抗弯承载力，试件最终承载力应为抗弯承载力和抗剪承载力中的小值。根据规范计算值可得：试件的破坏形态为弯曲破坏。与实测情况吻合。

CFS抗剪加固对于提高承载力的效果是明显的，承载力平均提高了20．7％，至少也提高了15．4％。有限元计算值与实测值吻合较好。从计算值来看，曾加荷载对碳纤维抗剪加固梁的承载力的影响较小。在实测值上，虽然表面上承载力与曾加荷载之问呈现正比关系，但通过分析，主要原因不在曾加荷载上，具体原因分析见4．3．6节。同时考虑到因抗剪加固的试件数量较少，实测统计的资料与真实值存在一定偏差。所以综合理论和实验两方面的数据结果，可认为当曾加荷载在60KN以内，曾加荷载对碳纤维抗剪加固梁的承载力影响较小。另外，从实测值看，抗剪加固(CFS U形箍)的层数对承载力的影响不大。但从计算值看抗剪加固层数增加对承载力有一定提高作用。这是因为计算中一致地计及了CFS箍对抗弯的加固作用。从表中列举的规范计算值可见，有限元计算值的精度较高。

1. 各材料应变的计算值与实测值对比

因为CFS U形箍的和箍筋的实测应变受位置、裂缝等较多不确定因素影响较大。所以没有对比CFS和箍筋应变的实测值与计算值。

（1）CFS抗剪加固梁的参数分析

通过以上有限元计算值与实测值的对比可见，有限元计算模型可以较好的模拟抗剪加固梁的受力状况。因试验不可能细致考察曾加荷载和CFS粘贴层数对加固效果的影响，并且试验也会受到一些偶然因素的影响，为了进一步了解曾加荷载对加固后的梁的受力状况影响，本节对曾加荷载、CFS U形箍的影响进行参数分析。

（2）用于抗剪加固参数研究的计算模型梁概况

根据加固方式的不同，计算模型梁分为三个系列：S0、S1和s2和SG。“SO”表示未经加固的梁；“sl”表示粘贴一层CFS U形箍的抗剪加固梁；“s2”表示粘贴两层CFS U形箍的抗剪加固梁。参数取值考虑加固层数2层以下，主要因为实际操作中抗剪加固的CFS都不超过2层。本次参数研究的计算模型梁与试验梁相同，sl和s2的加固方式如试验梁，都是用CFS U形箍侧面粘贴与梁受拉底面粘贴CFS的组合加固方式。计算模型梁的尺寸、配筋见图4．1，Sl和S2的加固方式见图4．2。SG的加固方式不同于sl和s2的条带加固，它采用将CFS三面全包裹混凝土梁的加固方式，CFS加固一层。

（3）参数计算结果

为方便了解曾加荷载和CFS加固层数等参数对梁的受力影响。未加固梁s0的极限承载力为Po,，曾加荷载值为P(P不含恒载)．为方便描述，定义曾D加荷载因子五。A的含义为：名=÷。通过试算，恒载产生的弯矩远小于集中‰荷载产生的弯矩，几乎可以忽略。因此，用外加载P代替曾加荷载(加固时被卸除的荷载)是合理的。

1）参数对梁的挠度和承载力的影响

分别汇总了曾加荷载因子五对s1、S2、SG的挠度与荷载关系影响。表4．7为曾加荷载因子五对各系列梁的承载力的影响汇总。

随曾加荷载因子五的增加，承载力逐步下降。对参数分析梁，当兄达到O．58时，试件的承载力几乎没有增加。可称此时的A为抗剪加固极限曾加荷载因子。

荷载与挠度关系可见，随着外荷载的增加，加固试侔的刚度相对于未加固试件刚度越来越高，说明CFS的作用越来越明显，其中，底面的CFS相对于CFS U形箍在提高构件的刚度作用方面占绝对优势。通过sl、s2和SG的承载力比较可见，一层加固时，试件的破坏形态就已经变成了弯曲破坏。无论是三面全裹粘贴还是条段式的u形箍粘贴，极限的曾加荷载因

子都为O．58。这也说明一旦由弯曲破坏决定承载力后，极限曾加荷载因子的大小将不受抗剪加固的CFS改变的影响。

2）加固前试件的受力状态分析

通过以上参数分析，当曾加荷载因子达到O．58时，加固无效。相比于抗弯加固，在曾加荷载因子达到0．9时加固才彻底无效，从这一点也说明了抗剪加固的难度相对抗弯加固更高，适合施加cFs抗剪加固的梁的曾加荷载更小。因此，对于已经发生剪切裂缝的构件进行加固时，则更需要对加固前的曾加荷载值有准确的判断。

结合本次试验现象和参数计算分析，对未加固的试件在不同曾加荷载因子下的受力特征进行总结。通过这些特征来方便判断曾加荷载的数值范围。

五．总结

与CFS抗弯加固研究办法相同，本章从试验入手，对CFS抗剪加固混凝土梁进行了研究。考察了曾加荷载和CFS抗剪加固层数对加固效果的影响．利用第三章的有限元模型对试验梁进行了计算分析。检验了该模型在CFS抗剪加固中的适用性。在此基础上，进一步开展了参数分析，了解曾加荷载等参数对加固的影响。

总结本章的工作内容，可得以下结论。

1)到目前为止在文献资料和规范设计方法中，在抗剪加固设计计算中对曾加荷载的作用则根本不傲考虑。通过本章的系统研究，对曾加荷载对抗剪加固效果的影响有了全面的认识。

2)本章沿用第三章的有限元模型。对比试验结果与有限元计算结果，证明了有限元模型在抗剪加固有曾加荷载作用的混凝土粱中的正确性。通过试验研究和有限元理论分析，具体结论有如下：

CFS抗剪加固能有效提高梁的承载能力。原梁经一层U形箍加固后，承载力提高了20．80／一22．4％；破坏形念从剪切破坏转为弯曲破坏：经两层U形箍加固后，承载力提高28．0％～29．6％，破坏形态转为弯曲破坏。

用规范计算试验梁将出现弯曲破坏，与实测结果相符。通过有限元对试验梁加载全过程的空『自J受力，也符合加固后出现弯曲破坏的特点。有限元计算的承载力与规范计算的承载力相比，有限元计算值精度更高。

从实测和计算结果来看，CFS U形箍的层数增加时构件的承载力也略有增加。这是因为粘贴一层CFS U形箍后，梁已从剪切破坏转为弯曲破坏，而这些破坏有些发生在两箍之间，有些发生在碳纤维箍处或附近，所以CFS U形箍在抗弯中的辅助作用不同，造成梁在高荷载下的挠度、应变分布以及承载力等显得没有规律。而有限元计算值因为一致地计及了CFS箍对抗弯的加固作用，所以CFS箍层数增加时承载力会略有增加。建议抗剪加固设计时，如规范计算得试件加固后出现弯曲破坏，则不需要再增加CFS U形箍的层数，因为此时u

形箍层数增加对承载力提高的作用基本可以忽略。

3)通过对比规范(CECSl46：2003)计算值、有限元计算值和实测值可见，规范计算结果与实测值偏差较大。规范对加固后的破坏形态预测准确。但是规范没有对有曾加荷载的结构加固给出特别说明，将其视为无预载结构设计，不合事实。也没有给出CFS抗剪加固的适用范围，即认为无论曾加荷载多大，都可以进行抗剪加固。这是不符合事实的。

通过有限元计算对曾加荷载进行参数分析，得到进行抗剪加固的构件的曾加荷载因子上限为O．58。在此范围内，曾加荷载值的大小对承载力影响很小，可以忽略。但是一旦达到该值，加固即无效。另外，一旦抗剪加固使得破坏形态转为弯曲破坏，则极限曾加荷载因子的大小将不受抗剪加固CFS改变的影响，这些改变包括扩大抗剪加固的CFS的粘贴面积和增加粘贴层数。

4)本章结合了试验现象和有限元计算分析，得到混凝土梁在各种曾加荷载因子下的表观形态(如裂缝形态、裂缝高度和混凝土及钢筋的状态等)。以方便对合理的选择CFS加固，避免CFS加固的无效使用。