玻璃钢近表面安装(NSM)复合材料加固混凝土悬臂板用于桥梁应用的结构评价

本文介绍了一种大型实验研究的结果,该研究的重点是用近表面安装(NSM)方法评估碳/环氧纤维增强聚合物复合条的钢筋混凝土(RC)悬臂板的结构行为。本研究所评价的NSM/CFRP系统是在加强美国加利福尼亚州峡谷滑桥的肩部。实验阶段分为两个主要部分:(一)通过拉出试验确定NSM的设计参数,包括连接线强度;(二)对原有的和改装的钢筋混凝土悬臂板的弯曲行为进行实际评价,每个结构都有不同的NSM钢筋和不同的开发长度。该研究结果表明,Nsm-CRRP的应用具有显著的提高延性的优点,并使未加筋混凝土板坯的失效方式从典型的脆性剪切失效方式转变为可伸缩性更强的柔性失效方式。大型板坯试样的发展长度不同,其性能差异很小,除了发展长度为458.0毫米的板坯试样外,它与本研究中评价的其他试样相比,表现出明显的屈刚度。为了模拟混凝土板坯试样的适用性和最终性能,进行了线性和非线性有限元分析。数值结果与实验结果之间取得了令人满意的一致性,特别是在大裂纹发生前的荷载水平上。

1.背景
航空航天工业几十年来一直是纤维增强聚合物复合材料的主要用户。然而,建筑业最近开始认识到这些材料在解决与基础设施退化和腐蚀有关的问题方面的好处。玻璃钢复合材料具有独特的耐久性、抗海洋环境、韧性、振动阻尼、能量吸收、电磁透明度、低热膨胀系数和高强度比。 1 这些特点使它们适合于在需要最小生命周期成本、制造和建筑成本以及时间的建筑项目中使用。玻璃钢复合材料在建筑中最常用的应用是地震修复和修复以及腐蚀修复。它们也可以用来提高性能和能力的钢筋混凝土,钢,木材,和砖石结构,通过外部粘合的几层复合材料到结构成员的成品表面。 2 - 7 20年前,采用聚合物复合材料,引入了近表面或NSM增强协议。 8 - 13 这项技术于1940年代末首次引入, 14 然而,钢钢筋被用作近表面钢筋.这种NSM方法通常用于对改变诸如墙壁等元素的外部外观施加限制的情况。另一个流行的应用是在一些情况下,如板,桥面,梁的负屈升级是需要的。在后一种情况下,NSM复合材料的安装可以快速和有效地完成在一个成员的顶部表面,而不需要脚手架。 15 - 18 在过去的几年里,这种技术被用来加固砖墙 19 , 20 以及木材结构成员。 21 , 22 关于使用这种技术加强钢筋混凝土梁和板材的研究发表了许多。 23 - 25 关于分析和设计程序的综合介绍在ACIPC-440.2-17中 26 在第16.4节给出了一个全面的设计例子。

2目标和动机
本研究的主要目的是评估和验证位于美国加利福尼亚州洛杉矶县的滑坡峡谷桥钢筋混凝土桥面上悬吊悬臂部分的抗屈能力提升系统的有效性(见图)。  1 ),以增加肩部的弹性能力,以便在悬臂顶端安装和放置钢筋混凝土运动衫屏障(短墙)(参阅下图)  2 )。这座钢筋混凝土开放式拱桥于1931年建成,总长度为55.20米,最长的跨度为30.51米。甲板的宽度是10.39米.

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图1
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一个滑动峡谷桥(洛杉矶县,加利福尼亚,美国)的景观和细节.
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图2
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肩头给泽西屏障打气。
验证过程包括对CFRPNSM预制板(即:板)的连接线强度的研究。,混凝土和NSM复合材料之间的界面化学键)与峡谷桥加固过程中使用的相同。 12 在这方面,实验评价了不同的嵌入长度,以确定和分析与每个连接线长度相关的失败模式。在本报告所述的研究的第二阶段,对加固和未加固的钢筋混凝土悬臂板进行了全面试验,以量化增加规定的不同沟槽长度的CfrP-NSM加固方案所产生的弯曲能力增益。在制作大型悬臂式悬臂混凝土试样时,无论是形状还是凹槽尺寸,以及所使用的碳/环氧(CFRP)NSM材料的类型,都与实际翻新上悬吊的峡谷桥(图  1 ),并在相关的出版物中对其连接线强度进行了评价。 12

3个大规模实验验证方案
3.1一般性
如前所述,通过大规模试验验证了用于峡谷桥侧肩修复的CFRP/NSM的设计效率和结构性能。在制造试验样件之前,设计计算和全悬臂板样的加固细节都是由加州运输部(CARTERT)开发和批准的。在本研究中,共对四个全尺寸的悬臂板坯进行了失效试验。所有四个悬臂板材具有相同的几何形状,内部钢筋和混凝土的抗压强度。桌子  1 提出悬臂板坯试样的试验矩阵。

TABLE 1. 悬臂板试验矩阵。
测试#    样本代码    描述
1    氯化石蜡    人造板(控制)
2    技术合作中心-12    用开发长度的NSMCFRP加固悬臂板 A , l D?=?305.0?mm
3    技术合作中心-15    用开发长度的NSMCFRP加固悬臂板 A , l D?=?381.0?mm
4    CTCS-18    用开发长度的NSMCFRP加固悬臂板 A , l D?=?457.0?mm
A 发展期( l D )定义为扩展到测试装置的支持部分的NSMCFRP带钢段的长度。
3.2样品说明和试验设备
3.2.1样本配置
悬臂试样的总跨度为2616.0毫米,悬架长度为1448.0毫米,每个试样的宽度为1016.0毫米(见图)。  4 )。悬臂板自由端悬架截面的非锥锥截面深度由固定支承的356.0毫米减小到229.0毫米。钢筋混凝土刚性支承的总尺寸为1168.0毫米x1422.0毫米x914.0毫米(宽度x长x深度).

3.2.2钢加固
所有内部钢加固均为60级钢,屈服强度、抗拉强度和弹性模量分别为415.0兆帕、520兆帕和200.0千帕。每一个悬架试件段的纵向钢筋包括放置在顶部(张力侧)和底部(压缩侧)的5#16钢筋,如图所示为51.0毫米混凝土盖  3 .

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图3
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悬臂板试样的尺寸和加固细节。
3.2.3混凝土
用于制造悬臂板坯试样的混凝土平均抗压强度为35.90兆帕,平均抗压强度为100.0毫米。用从每批混凝土中制备的152.0毫米x305.0毫米标准混凝土圆柱形试样进行了抗压强度的实验测量。

3.2.4粘合剂和CFRP复合材料的性能
在本研究中,马泰马科ADH1420,一个两部分,常温固化环氧胶粘剂制造的主建设者解决,是用于粘合NSMCFRP复合薄板混凝土沟槽内表面。桌子  2 介绍了该胶粘剂系统的力学性能概述.在使用粘合剂期间,对温度和相对湿度进行了监测和记录,平均值分别为20.6℃和65%。本文所评价的NSM复合条是利用拉挤工艺制造的。CFRP条的典型尺寸为4.5×16.0毫米.该制浆机提供的单向CFRP拉拔带最小横向钢筋的力学性能包括:保证抗拉强度为2.17Gp,对AXIS拉伸模量为124.0Gp,断裂应变为1.75%。制造商提供的NSMCFRP复合系统的物理和机械性能列于表中。  3 .为了确认这些特性,根据ASTM-D-3039制备并测试了优惠券样品。由作者独立进行的这些测试的结果摘要见表。  4 .将供应商提供的机械性能值与在实验室进行的性能值进行比较,可以发现这些值之间略有差别(<2%)。但是,表中列出的数值  4 是在这里通过的。

TABLE 2. 马泰马科ADH1420,环氧树脂机械性能。 A
拉伸强度    27.60
断裂时延长,%    1.00
压缩屈服强度    86.20
Compressive modulus, (MPa)    3.06?×?10 3
债券强度,两天治疗(兆帕)    >13.80
A 按制造业报告。
TABLE 3. CFRP带材的物理和机械性能。 A
颜色    黑色的
尺寸,毫米    4.5?×?16.0
标称横截面面积,毫米 2    71.26
单位线性重量,千克/米    0.1116
很长一段时间。拉伸强度( f * FU ) b , MPa    2172.0
极限拉伸载荷( P U ), kN    154.0
很长。弹性拉伸模量, E 11 , GPa    124.0
很长。最大的应变, ε U 11 , %    1.75
A 制造商报告。
b f * FU?=? f U , 高速公路?–?3 σ ( σ?=标准差)。
TABLE 4. CFRP优惠券试样力学拉伸性能的实验研究。 A
优惠券样本#    失败负荷, P U (kN)    张力, f U b (MPa)    很长。弹性拉伸模量, E 11 (GPa)    最终应变, ε U 11 (%)
1    159.34    2310    135.90    1.70
2    154.67    2243    134.90    1.66
3    160.18    2323    135.21    1.72
4    159.23    2309    130.70    1.77
5    162.47    2356    138.30    1.73
6    152.74    2215    140.30    1.58
平均的    158.11    2292.50    135.90    1.69
Standard Div. ( σ )    3.65    52.90    3.28    0.066
A ASTM3039.
b f * FU?=? f U , 高速公路?–?3 σ?=?2292.5?–?(3*52.9)?=?2133.80?MPa.
3.2.5加强详细资料
对所有强化板坯试样,在试样顶部安装了两条矩形CFRP复合条条(4.5毫米x16.0毫米/厚度×宽)。图形  4 说明了CFRP槽的位置和细节.每个板坯顶部表面的凹槽是由专业的混凝土承包商制造的。在使用粘合剂和放置CFRP条之前,用压缩空气清洗切槽。应该指出的是,其他加强的NSM细节也采用相同的,唯一的变量是开发长度。表中较早介绍了粘合剂和CFRP复合条的性能  2 穿过 4 .这两条CFRP条与内部纵向钢筋方向平行安装,图中的距离为508.0毫米  4a .所有样本的沟槽的典型尺寸见图  4b .如图所示,每条CFRP带的总长度,包括发展长度( l D )为305.0毫米,为175.2毫米。因此,每个复合带材的有效拉伸NSM附加钢筋长度为1448.0mm.

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图4
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nsm-cfrp悬臂板材的典型细节:(a)CFRP条的位置和(b)沟槽尺寸。
3.3试验装置和仪器
图形  5介绍了本研究中评价的所有样品的典型测试装置。如图所示,悬臂板坯试样的端部采用垂直线荷载。这个负载协议模仿了在滑动峡谷桥的桥肩端应用的打算的泽西屏障的重量。用六根高强度后张力DYVOTAG钢棒将板材通过固定的刚性支承固定在实验室坚固的地板上。载荷是用一个245kn校准伺服液压驱动器直接连接到圆柱形钢梁,在悬臂板的自由端上分配形式线荷载的载荷。如图所示,安装了两个夹子,以防止用于在悬臂段末端转移线路载荷的钢棒发生潜在滚动。从固定支承边缘出发,在121.0毫米的距离上使用集中支承载荷,如图所示  5 .对于所有四杆板,采用了以线性斜道形式进行的负载控制协议,其加载率为8.89千牛顿/分钟。

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图5
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典型悬臂板试验装置。
3.4仪器和数据收集
在预处理的内部钢筋和混凝土表面以及CFRP条的预处理表面上粘合了电应变器(参见图)。  6)。在浇铸混凝土之前,所有应变器和电线都得到了保护。在混凝土铸造前后对不同应变器进行了信号测试.加强标本(即:在固定支架附近的CFRP复合条的外表面上,除了在支架区内的CFRP开发长度结束时的应变量外,附加应变量与混凝土和增援应变量相吻合。选择应变格栅的位置,研究了发育长度对加强悬臂板试样抗屈能力的影响。利用计算机化数据采集系统和国家仪器系统软件,记录垂直偏斜和不同应变数据。

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图6
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用于:(a)内部钢筋,(b)混凝土和CFRP加固。
4项实验结果
4.1局部和最终故障模式
4.1.1控制(未强化)板坯试样
评估已建成(未强化)的目的是建立一个基线,以便与其他三个用不同开发长度(即:Nsm-----------------------------------------------------------,305.0毫米,380.0毫米和458.0毫米)。最初,在相对较低的载荷水平上,在顶部张力表面或试样两侧均未观察到裂纹。第一个明显的张力表面裂纹出现在82.16kN的载荷水平.在83.63kN的载荷水平上,在已建板坯试样悬臂部分的顶部表面出现三条裂纹线(参见图)  7a )。随着荷载的增加,板坯侧的剪切裂纹开始发生,载荷水平为93.41千n。裂纹继续发展和传播,直到负载水平达到129.0千千n。随着载荷的增加,表面裂纹的数量和尺寸增加,悬臂截面的分离变得明显,特别是当载荷超过186.83千n时(见图)。  7b)。在此荷载水平之外,在悬臂板的一侧观察到对角张力裂纹,这些裂纹是源自于固定的边缘支承。对角线张力裂纹的扩展和扩大,最终导致建造后的试样失效。在极限载荷和内钢筋屈服后,观察到压缩底部侧(在最大矩位置)的破碎情况。混凝土的破坏,接着悬臂的剪切破坏.因此,控制试样的失效是由两个主要的局部损坏引起的:(一)从刚性支承边缘的254.0毫米处开始的垂直混凝土开口,和(二)203英寸处形成的底部对角线裂纹。图中显示,混凝土在板坯底部产生最大压缩应力的碰撞,造成的刚性支承力为0mm。  7c .控制试样的最终载荷为222.86kN,相应的自由端最大垂直偏转为27.0mm。

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图7
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施工后(控制)悬吊混凝土板(试样CTCS)的逐步失效。
4.1.2强化板坯试样(CTCS-12)
这是第一个用NsmC-FRP加固的悬臂板坯试样(参考表)。  1 ),并被指定为CT-12样本。该强化悬臂板试样与控制试样CTCS相同,具有相同的钢内钢筋和混凝土抗压强度。最初,在低载荷水平,没有观察到裂纹.随着荷载的增加,特别是在33.80kN的荷载水平上,靠近刚性支承的混凝土顶部表面(张力侧)产生了细裂纹。接下来是在支架区内178.0毫米处形成的中型裂纹(见图)。  8 )。随着载荷的增加,张力侧产生了更多的细裂纹,其载荷水平达到44.48kn。超过这个负荷水平,在张力方面产生了较大的裂纹.如图所示,这些裂纹的形成和扩展继续达到97.86千牛顿的载荷水平。  8 .悬臂截面侧的第一个裂纹是从刚性支承处在53.38kn的载荷上发展起来的。同时,当荷载达到71.17kN时,环氧砂浆覆盖的CFRP条出现了细裂纹。在177.92千N的载荷水平上,在刚性支承的内部区域附近观察到相对较宽的张力裂纹。图形  8 显示以195.71千N的负载所看到的局部故障的位置。当荷载增加并接近222.4千N的荷载水平时,裂纹的宽度增加,导致混凝土在试样张力侧的刚性部分和悬垂部分的完全分离。该失效线从板坯底部开始,并在支架内部扩展到3050毫米(CFRP带钢发展长度的精确值)。如图所示  8d 在最终载荷下,在试样的支架段的发育长度结束时观察到NSM复合条的断裂。

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图8
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悬臂式试样(CTCS-12)损伤进展和最终失效。
该试样的最终失效载荷为235.74kN,略高于控制(未强化)试样记录的最终失效载荷(235.74kN比)。222.84千牛顿)。

4.1.3强化板坯试样(CTCS-15)
该样本的整体尺寸及内部加固细节与前面描述的其他两个样本相同,但发展长度( l D ),样本被指定为CTCS-15。安装在板坯试样顶部表面上的每条CFRP带材的总长度为1829.0毫米。试验装置和加载方案与以前的悬臂板试验相同。当载荷增加时,特别是在53.40kn至97.86kn的载荷间隔时,大部分细裂纹集中在钢筋混凝土的支承区,而不是过渡段。如图所示,超过97.86kN的荷载水平,在悬垂截面表面产生细裂纹。  9 .在悬空段一侧出现的第一个裂纹发生在从刚性支承到大约76.0毫米的74.73千n的线路载荷上(见图)。  9 ).

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图9
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试样上吊段细裂纹发育(CTCS-15)。
在146.80千牛顿的载荷水平上,在钢筋混凝土支架内约178.0mm处,发出了巨大的裂纹声,接着出现了相对较宽的裂纹。环氧树脂(NSM强化保护罩)顶部表面的正交细裂纹在95.20kN的载荷下形成。这些单独的正交细裂纹也在钢筋混凝土刚性支架内形成(支架内约127.0毫米)。在97.86kN的载荷水平上,高强度钢载荷杆附近记录到微小的细裂纹。在最大弯曲应力存在的情况下,CT-15试样的破坏位置更接近支架。在接近极限载荷的情况下,悬臂从悬臂截面的两侧断裂。图形  10 显示在左角开始的混凝土分离,最终在支承区内扩展,在CFRP和环氧树脂中形成主要裂纹。在板坯试样的另一边也观察到相同的分离方式(参见图)  11 )。在钢筋混凝土刚性支架内观察到垂直于外部环氧树脂表面的裂纹,如图所示  10 .这些裂纹导致了这个标本的最终失效.同样的裂纹出现在在152.0毫米试样的悬垂部分。在接近极限载荷的情况下,在钢筋混凝土支架内部178.0毫米处,记录到的尖端垂直偏斜迅速增加,导致裂纹尺寸增加,造成环氧树脂顶盖完全损坏和CFRP条断裂。图形  12显示在开发长度结束时CFRP复合条的局部失效.局部失效的形式是混凝土和粘合剂的失效,除了最后的CFRP带分层。

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图10
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悬臂试样(CTCS-15)裂纹的发育和扩展。
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图11
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悬臂试样(CTCS-15)混凝土分离。
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图12
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悬臂式试样(CTCS-15)
4.1.4强化板坯试样(CTCS-12)
该试样与前面描述的其他板坯标本相同,但NSMCFRP带的开发长度增加到458.00毫米。在本研究中,该样品与其他平板样品之间的另一个主要区别是,使用了总轴向容量为1334kn的大容量伺服液压驱动器(所有其他样品都使用了经校准的245kn伺服液压驱动器)。图形  13 显示CTCS-18样本测试设置。荷载是用三个平板放在钢梁下的.这三块板的间隔留下了两个间隙,在那里安装了两条CFRP条。

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图13
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在测试前使用的悬臂试样(CTCS-18)。
第一次裂纹出现在板坯顶部表面(最大拉应力区),载荷为53.38kN。在73.84kn的载荷水平上,从刚性固定支承的380.0mm的位置产生了更多的细裂纹。从刚性钢筋混凝土支承处观测到环氧树脂表面第一个明显的正交裂纹(见图)。  14 ).

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图14
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悬臂试样(CTCS-18)环氧树脂裂纹。
随着载荷的增加,产生了额外的细裂纹.如图所示,覆盖NSMCFRP钢筋的黏合层在88.96kN以上的载荷下出现正交裂纹。如图所示,正交裂纹在刚性支承区内水平扩展至254.0mm,其载荷约为200.0千牛顿,从而导致环氧树脂的总切割。  15a .在偏转28.0毫米的载荷上观察到失效的发生(见图中的轻微下降)  15a 在此之后,局部损害扩大,导致最终失效。CTCS-18的最终失效发生在240.2kN,相应的最大顶端垂直偏转约46.0mm。最终失效模式是支持界面底部混凝土压缩失效的组合,同时发生在开发长度结束时,在钢筋混凝土支架内的碳纤维混凝土对纤维断裂失效。图形  15b 显示在钢筋混凝土支架内最大拉伸区的CFRP带钢的失效.

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图15
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悬臂试样:(a)初始失效和(b)最终失效。
4.2载荷-偏转和载荷-应变实验结果
所有样本的实验结果摘要见图表  16 和 17 .以下各节讨论了每个测试的结果。

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图16
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实验结果总结:(a)负载与。端位移曲线,(b)负载与。顶钢钢筋在支架上的张力,(c)负载与。支持下钢筋压缩应变,和(d)负载。支架上的混凝土压缩张力.
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图17
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载荷-固定支承上的CFRP条的应变曲线:(a)CT-12试样,(b)CT-15试样,和(c)CT-18试样。
4.2.1控制(建造后)板坯试样
在最终载荷下,该板坯试样相应的自由端最大垂直偏斜度为28.0mm(见图  16a )中平度垂直偏转10.30毫米

顶部钢筋上记录的最大拉伸应变为0.0092,在204.62千n的载荷下发生(见图)。  16b )虽然最大记录底部钢钢筋压缩应变值为204.62千牛顿,但相对低于在顶部钢钢筋测量值(参见图  16c )。在222.41千N的载荷下,该控制板记录的混凝土最大压缩应变为0.0028。图形  16d 显示底部表面压缩混凝土应变比.应用负载。

4.2.2强化板坯试样
在极限载荷下,装载线上的最大端垂直偏转(如图所示,离支架1.22米)  5 )为107.00毫米(如图所示)  16a 这大约是控制试样偏转率的3.89倍(107毫米相对于。28.0毫米)。这表明,使用CFRPNSM带材大大提高了增强板的延性,而与已建成的板材相比。同样清楚的是,安装NSMCFRP条防止了在建造后试验中观察到的脆性对角张力破坏的形成。在这一最终载荷下,相应的中段偏转,从支架测量到610.0毫米,大约为50.0毫米。图形  17a 表明在支承的CFRP带钢中记录到的最大拉伸应变为0.002,而在支承位置的顶部钢筋上,在120.0kn的线路载荷下,最大应变为0.0023(图)。  16b )。在同一载荷水平下,底部钢钢筋的压缩应变为0.0023(图  16c )。如图所示  16d 在235.74kN的载荷下,混凝土的压缩应变为0.0043。

4.2.3强化板坯试样
对于这个试样,负荷-应变曲线是由连接到CFRP条上的应变图数据和支架内38.1mm的钢筋生成的。如图所示,在此位置,载荷水平为235.8kN的CFRP应变为0.0055  21a .从图上看  16b,c 可以看出,固定支承上钢筋纵向应变为0.023,载荷为218千N,底部(压缩)钢筋应变为0.0023。在235.8kN时,混凝土的压缩应变达到0.0081(见图)  16d )。在380.0mm的开发长度结束时,记录的最大纵向应变(与纤维平行)为0.023,载荷为195.7千千牛顿(见图)  17b ),在235.8kN的载荷下,所记录的钢筋钢筋最大应变为0.0043。如图所示  16a ,在最大载荷236.4kN时,最大自由端垂直偏转为120.0毫米。

4.2.4强化板坯试样
图中显示悬臂端的荷载位移曲线  16a .收集了CTCS-18板坯的应变数据,如图所示  17 .支持下的CFRP带钢应变在222.0千N时达到最大值0.0058(见图)  17c )。在240.0千N的载荷下,上、下钢筋应变分别为0.006和0.0065。在此荷载水平下,混凝土的最大压缩应变为0.0065.图中显示的是钢筋混凝土刚性支座内发展长度458.00mm结束时的最高钢筋和CFRP带钢拉丝。  16b 和 17c 分别。如图所示  17c,该位置的CFRP带钢拉伸应变最大值为0.0051,荷载水平为205.0千牛顿,钢筋应变最大值为0.0068。

4.3驻地协调员平板试验
图中所描述的四个大型悬臂板试验的实验结果综述  18 .主要实验结果观察如下:
在大约31.14kn的低载荷水平下,所有试样,包括已建成的未加固试样,都具有相同的初始线性弯曲刚度,
对于所有的试样,内部钢筋加固的产量约为55.6kN,在那里观察到弯曲刚度轻微下降,
用NSMCFRP复合材料强化的板材,与已建成的板材(未强化板材)相比,可获得弹性强度增益(6%-8%)。强度的增加满足了对这座桥的需求,
最重要的是,使用NSMCFRP强化,使失效模式从剪切为主转变为弹性为主,韧性明显提高。例如,与已建好的试样顶端的最大偏斜度相比,Nsm-CfrP强化板的垂直位移为控制板的几个褶皱,只有试样CTCS-18除外。例如,CT-12试样的最大偏转度为107.0毫米,而对照试样的最大偏转度约为28.0毫米(相对增加了288%)。同样,与未强化(控制)试样记录的最大垂直端偏斜相比,CT-15试样最大记录的垂直端偏斜增加了300%以上。值得注意的是,对于CT-18样本,偏转读数仅为46.0毫米。然而,这并不是最大的偏转,因为损害在弦锅。但是,这种偏转是控制试样在最大载荷下记录到的相应端偏转的1.67倍,
在所有强化试样上均观察到NSMCFRP复合材料与混凝土之间良好的结合。在刚性钢筋混凝土支承的发育长度结束时发生拉伸断裂的情况下,CFRP支承的局部失效模式和位置基本一致;
在实验结果的基础上,确定了38.0mm的开发长度是该应用的最佳长度。
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图18
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试验结果比较:(a)峰值载荷和(b)记录的最大尖偏斜。
5数值模拟
5.1有限元模型说明
所有的模型,包括混凝土和NSM/CFRP条,都被模拟为固体元素。在每个节点处有三个平移自由度和三个旋转自由度 27 是用来分析的。在有限元模型中加入了混凝土和CFRP带的材料行为。图形  19 展示了用于建模混凝土和CFRP的固体元素。

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图19
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铁元素和材料模型:(a)混凝土损坏塑性模型的单轴应力-应变曲线,(b)钢加固应力-(c)固体元素(C3D8R)和(d)梁单元(B31)(ABAQUS)的应变曲线。 27
李和芬维斯 28 采用混凝土损伤塑性模型(CDP)对非弹性范围内的混凝土行为进行建模。CDP中混凝土的主要失效机理是:(一)混凝土的抗拉裂纹和(二)混凝土的压压破碎。用有限元方法确定了基于应力比的混凝土压缩应力/应变曲线。非弹性应变输入。在单轴张力下,混凝土的应力/应变行为假定为线性弹性,直至破坏应力达到。 30 在本分析中,失效后应力定义为应力与裂纹应变的函数。图形  18a,b 提出了用于数值模拟的CDP模型应力-应变曲线.图中显示了用于混凝土和CFRP材料建模的固体和梁单元。  18c,d , respectively.

利用弹性范围模型和CDP模型来定义ABQUUS框架下的混凝土材料性能。 28 - 32 桌子  5 介绍了数值模型中使用的具体属性,  6 和 7 提出了考虑混凝土破坏塑性行为的混凝土压缩和张力破坏曲线.数值模型的CDP参数见表  8 .

TABLE 5. 有限元模型中的混凝土特性。
参数    价值
弹性模块( ???=4700] ?? ′)    19,662?MPa
承受压力, σ C 0    15.20?MPa
压力很大, σ 铜元素    17.50?MPa
拉伸极限应力, σ 图文    2.20?MPa
泊松比率( ν C )    0.18
TABLE 6. 混凝土压缩应力-应变曲线.
产量压力    非弹性应变
15.20    0.00
17.50    0.000638796
16.50    0.00156087
13.80    0.00257523
11.40    0.00357331
9.30    0.00453257
7.90    0.00545631
6.90    0.00613054
4.60    0.00820387
3.10    0.0103282
TABLE 7. 混凝土抗拉应力软化参数。
生产压力,兆帕    断裂应变
2.20    0.00
1.80    0.000132818
1.40    0.000367127
1.20    0.000482791
1.00    0.000598454
0.70    0.000925081
0.50    0.00114291
0.30    0.00515414
TABLE 8. CDP混凝土模型参数.
参数    价值
扩张角( ψ )    40°
偏心率( e )    0.10
双轴-单轴压缩强度( F?=? σ 波 / σ 公司 )    1.14
形状参数( Κ C?=? q 万吨 / q 共拍 )    0.67
断裂能( G f ), N/m    146.5
粘度参数, μ    0.50
5.2铁模型说明
在所有板坯试件的建模中,将混凝土块模拟为三维均匀变形的固体单元,而钢钢筋则用三维梁单元B31进行建模,该单元是一种在三维空间内具有线性插值公式的双节点梁单元。钢的加固是嵌入到混凝土块中使用的装配功能在代码中.然而,对于加固板,CFRP条被定义为三维均匀变形的固体元件,采用Abaqus提供的装配步骤嵌入到混凝土块中。图形  20 展示了钢加固和CFRP带钢装配的数值模型.由于悬臂试样的对称性,对钢筋混凝土板的一半进行了建模,以缩短计算时间。考虑到该模型的钢筋和混凝土体积正好占一半。图形  21 显示了一个完整的悬臂标本和一个减少到半模型使用对称选项在有限元软件代码。

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图20
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钢加固和CFRP带钢的装配特点。
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图21
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悬臂板模型对称。
5.3有限元模型网格
采用简化积分(C3D8R型)的线性砖块单元对有限元模型进行了网格研究。网格由8793个节点组成,其中包括486个线束单元(B31)和6744个六角形(砖)单元。虽然四面体元素主要用于三维模型,因为它们可以很容易地适合任何复杂的几何形状,但是,由于这个模型是一个具有90度角的均匀的3d模型,它可以很容易地被网格成六边形元素。六角形元素导致的自由度(D自由度)大大小于相同元素尺寸的四面体(TET)网格,这大大减少了计算时间。在此模型中,减少积分被用于避免剪切锁定和体积锁定,从而导致更快的收敛和满足设定的约束。图形  21a展示了带有嵌入式Nsm-CfrP复合条的网状板坯模型。

5.4模拟加载协议
尽管在全面试验中使用的载荷协议是以力控的形式,但在进行数值模拟时使用了置换控制的载荷协议,从而可以从后处理过程中的有限元模型中提取用于矩曲率分析的反应力。边界条件的位置与实验程序中所使用的位置相似,即悬臂板的末端采用直线荷载(如图所示,距离刚性钢筋混凝土支承122.0毫米)。  22b .

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图22
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有限元模型网格和荷载模拟:(a)网状钢筋混凝土板坯模型Nsm-CFRP复合条和(b)线路荷载和对称边界条件。
5.5数值结果
模拟的应力,应变,位移是计算在每一个荷载步骤递增到板坯破坏。图中显示了沿控制试样(CTCS)跨度的Von-MISS组合应力分布情况。  23a .如图所示,大多数高应力都位于悬臂截面的底部和顶部。图形  23b 提出了控制板试样的位移轮廓.如预期,最大的偏转发生在线路负载位置.除了在板坯顶部添加NSMCFRP条外,还为强化板坯试样建立了相同的铁模型。

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图23
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控制试样(CTC)的数值结果:(a)混合Von-M应力分布和(b)位移轮廓。
图中给出了未强化(构建后)试件和强化试件CT-15在大裂纹发展之前的载荷水平的数值和实验时变曲线的比较。  24 .如图所示,实验结果与数值模拟结果达到了令人满意的一致性。

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图24
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铁证对。实验时变曲线:(a)控制试样CTCS和(b)强化试样(CTCS-15)。
图形  25 展示了两个试样的Von-MSCFRP组合应力分布和位移轮廓 技术合作中心-12 和 技术合作中心-15 .如图所示  25a 在支承接口处产生最大的压缩应力。图形  25b 给出了该试样的垂直位移轮廓,并在所应用的线路荷载的位置上给出了最大值。

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图25
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强化试样的应力和位移轮廓:(a)CT-12试样的应力轮廓;(b)CT-12试样的位移轮廓;(c)CT-5试样的应力轮廓;(d)CT-15试样的位移轮廓。
5.6参数分析
如前所述,根据设计目标的要求,采用较低的CFRP加固率,满足了峡谷桥滑肩的能力要求。为了研究增加NSM复合材料的钢筋比和复合材料的类型对悬臂板性能的影响,进行了数值参数分析。

5.6.1碳纤维-NSM钢筋比率的变化
首先,从实际桥梁应用的大规模试验中可以看出,对最优开发长度381.0毫米的NSM加固比进行了检验。在几何和材料的机械性能方面,包括混凝土、钢筋和NSMCFRP条,这两个模型与CTCS-15模型相同。在第一种情况下,NSM钢筋比率翻了一番(即:,四条CFRP条,而不是图中显示的每条CFRP条  26a 被指定为CTCS-15-4Cfrp,而第二个模型的钢筋比率增加了两倍(即:,六条CFRP条,而不是图中所示的两条CFRP条  26b 这被指定为CTCS-15-6CRRP。数字  27 和 28 显示这两个案例的数值结果。

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图26
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具有不同CFRPNSM强化率的网状模型:(a)CTCS-15-4Cfrp模型和(b)CTCS-15-6Cfrp模型。
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图27
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不同CFRPNSM强化比的数值结果:(a)CTCS-15-4CfrP模型的应力轮廓,(b)CT-15-4CfrP试样的位移轮廓,(c)CT-15-6CfrP模型的应力轮廓,以及(d)CT-15-6CfrP试样的位移轮廓。
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图28
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数值矩--CT-15型、CT-15型和CT-15-6型的曲率曲线。
如图所示  28 由于钢筋比的增加,悬臂板的抗弯能力有所提高。例如,CTCS-15-4Cfrp和CTCS-15-6Cfrp的弹性强度增益分别为10.0%和18%。另外,可以看到,由于使用了相对较低的钢筋比率,没有明显的刚度增强是明显的。

5.6.2NSM复合钢筋类型的变化
在本分析中,除了CFRP之外,还考察了两种复合材料。在这两种情况下,均采用381.0毫米复合条条的最佳发展长度。这两种复合体系是芳纶/环氧树脂(CTCS-15-2AFRP型)和电子玻璃/环氧树脂(CTCS-15-2GfrP型)复合材料。在分析中,两个复合系统的相同钢筋比采用了两个相同尺寸的条形。图形  29 展示了CT-15-2和CT-15-2模型的应力和位移轮廓。这两个模型的数值矩-曲率曲线如图所示  30.如图所示,与CT-15-2Gfrp相比,CT-15-2AFRP模型的弹性能力略有提高。然而,没有发现明显的刚度差。结果表明,由于芳纶复合材料在桥梁环境中不可避免的经济性和对湿气的敏感性等原因,GFRP的使用更为有利。

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图29
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AFRP和GIRPNSM加固系统的数值结果:(a)CT-CS-15-2AFRP模型的应力轮廓,(b)CT-CS-15-2AFRP模型的位移轮廓,(c)CT-CS-15-2GfrP模型的应力轮廓,(d)CT-CS-15-2GfrP模型的位移轮廓。
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图30
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数值矩--增强模型的CT-15-2和CT-15-2Gfrp的曲率曲线。
6.结论
根据这项研究的结果,得出以下结论:
所有悬臂板坯试样均采用与先前加强砂峡谷桥相同的玻璃钢加固率进行加固。基于CFRP加固比,全面实验结果表明,低NSM加固比下的抗弯强度增益约为未加固"建成"板坯试样原有抗弯能力的8%。然而,这一轻微的增加满足了在桥肩端携带已安装的泽西端屏障额外重量的强度要求。
尽管使用相对较低的CFRP加固比产生了中等强度增益,但实验结果表明,添加Nsm-CfrP强化剂改变了破坏模式,从脆性、剪切为主的破坏模式,即建造(控制)悬臂试样观察到的破坏模式,从而导致韧性明显增加。预计,如果使用的NSM材料具有较低的纵向模量和较高的断裂应变(例如。,电子玻璃/环氧树脂),可以进一步提高韧性。
在所有强化试样中,都观察到NsmC-FRP复合材料与混凝土衬底之间良好的结合线强度。然而,对于加固板材,破坏方式和位置几乎完全相同。CFRP带材的最终失效位置是在刚性钢筋混凝土支承内的开发长度结束时,失效的形式或者是在这些地点的CFRP带材分层和/或局部屈曲。
实验结果还表明,Nsm-CRRP强化剂的加入增加了强化板坯试样的变形特性。例如,CT-12和CT-15试样的最大偏斜度分别为107.0毫米和111.0毫米,而对照的"自建"试样的最大端偏斜度为28.0毫米,平均相对增加约300%;以及
有限元分析结果表明,通过增加NSM玻璃钢条的开发长度和增加Nsm-FRP加固比( ρ 联邦储备银行 )。例如,当NSMCFRP条的数目增加一倍时,弯曲强度增益增加了6.5%(CTCS-15-4CfrP型),当玻璃钢加固率增加了14.5%( ρ 联邦储备银行 )增加了两倍(模式为CTCS-15-6-CRRP)。