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1、预应力碳纤维板夹片式锚具设计与试验研究_邓朗妮姬帅张鹏余天文杨宝栋凌亚青聂威 第44卷第11期2014年6月上建筑结构BuildingStructureVol44No11 Jun2014 预应力碳纤维板夹片式锚具设计与试验研究 * 1112345 邓朗妮，姬帅，张鹏，余天文，杨宝栋，凌亚青，聂威 （1广西科技大学土木建筑工程学院，柳州545006；2河南省新开元路桥工程咨询有限公司，郑州450016；3青岛黄海学院，青岛266427；4广西建工集团第五建筑工程有限责任公司设计研究院，柳州545001； 5湖北天一建筑设计有限公司，武汉430061） 摘要利用摩阻锚固原理，设计并研究了一种用于加
2、固钢结构的预应力碳纤维板夹片式锚具。结合实际施工过程确定理论分析过程，进而拟定锚具的关键尺寸，提出设计过程中关键问题的解决方法。受力分析、有限元模拟及该锚具设计理论合理、施工方便，其成果能为钢结构加固提供一种有效的方法。试验研究表明， 关键词预应力；CFP板；夹片式锚具；有限元分析中图分类号：TU391 文献标识码：A 848X（2014）11-0073-04文章编号：1002- Designandexperimentalinvestigationofwedge-typeanchorageforCFPplatesDengLangni1，JiShuai1，ZhangPeng1，YuTianwen
3、2，YangBaodong3，LingYaqing4，NieWei5 （1CollegeofCivilEngineeringandArchitecture，GuangxiUniversityofScienceandTechnology，Liuzhou545006，China； 2HenanNewCenturyoadandBridgeEngineeringConsultingCo，Ltd，Zhengzhou450016，China； 3QingdaoHuanghaiUniversity，Qingdao266427，China；4GuangxiNo5ArchitecturalDesignesear
4、chInstitute， Liuzhou545001，China；5HubeiTianyiArchitectureDesignCo，Ltd，Wuhan430061，China） Abstract：Awedge-typeanchorageforprestressedcarbonfiberreinforcedpolymer（CFP）platesforstrengtheningsteelstructureswasdesignedandstudiedbasedontheprincipleoffrictionanchorageThetheoreticalanalysisprocesswasdetermi
5、nedfromtheconstructionprocessThekeydimensionsweredevelopedandthesolutionsofthekeyproblemsindesignprocesswerepresentedMechanicalanalysis，finiteelementsimulationandexperimentalinvestigationindicatethatthedesigntheoryoftheanchorageisreasonableandtheconstructionisconvenientTheresultcanprovideaneffective
6、methodforstrengtheningsteelstructures Keywords：prestress；CFPplate；wedge-typeanchorage；finiteelementanalysis 0引言研究表明 1，2 3 ，碳纤维增强塑料（CarbonFiber如图1夹紧CFP板后与锚板内的楔形孔紧密配合， 所示。工作时CFP板在摩阻力作用下带动夹片一使夹片在锚板内挤紧，同时产生的挤压力也起移动， 使夹片将CFP板夹紧，依靠夹片和CFP板接触面上的摩擦力阻止CFP板的滑动回缩 。 einforcedPolymer，简称CFP）加固钢结构有较好 的效果，但传统的预应力张拉和
7、锚固方法应用于加固钢结构的CFP板上，存在很多问题。其中，由于CFP板具有一定宽度，且横向抗剪强度低，不能使需研发专门的锚具锚固。针对以上用传统的锚具，问题，本文借鉴已有的钢绞线夹片式锚具的设计原理，设计一种新型预应力CFP板夹片式锚具。1锚具设计预应力锚具按锚固受力原理可分为机械夹持式 从方便施工的角度出发，锚具和粘结型锚具两大类， 机械夹持式的锚具更适用于现场安装及张拉。而现 有关于机械夹持式锚具的研究，绝大多数是针对筋材开发的 4-7 图1预应力CFP板锚具示意 2 受力分析 预应力CFP板夹片式锚具的工作过程可分为 。 本文借鉴钢绞线夹片式锚具的原理，设计开发一种新型的预应力CFP板夹
8、片式锚具，锚具由夹中间部位有片和锚板两部分组成：锚板是一个整体，一个楔形通孔，夹片为两片式楔形块，夹片楔入锚板 3个阶段：1）预紧阶段：用预紧力将夹片顶入锚板的 楔形通孔；2）卸载阶段：预紧完毕后卸载，锚板、夹片以及CFP板形成一整体；3）张拉阶段：即预应力 *国家自然科学基金项目（51108099，51168006）。 Email：langni666126com。作者简介：邓朗妮，教授，博士， 74 CFP板锚具张拉及受荷时的工作阶段。 建筑结构2014年 将锚具的受力分为上述3个阶段进行分析，在受力分析的基础上，初步拟定锚具的尺寸，包括锚板的长度、厚度、倾角以及夹片的长度、倾角。2.1预紧
9、阶段 在预紧力的作用下，夹片被压入锚板，在夹片与锚板的接触面上产生法向的分布压力和分布摩擦力，如图2所示，图中N为CFP板施加在夹片的法向压力 。 锚具能够自锁，要求锚具夹片的倾角1必须小于或 等于锚板与夹片之间的摩擦角2。 2.3张拉阶段 CFP板张拉时锚具的受力情况如图4所示 。 图4 图2 预紧时夹片受力 张拉时受力分析 根据夹片水平方向的平衡得到： F22NFcos12NFsin1=0 （1） CFP板在张拉荷载P的作用下，夹片对其产生的法向压力为N1，夹片和CFP板之间产生的摩擦力为1N1，则有： P=21N1 （6） 式中1为CFP板和夹片间的摩擦系数。 夹片受到来自CFP板的法向
10、压力N1、与其之间的摩擦力1N1、来自锚板的法向压力N2、它们之间的摩擦力2N2作用。 锚板上有夹片对锚板的法向压力N2、两者间的摩擦力2N2、锚板的支撑反力作用。则水平方向有： N2sin2+2N2cos2=P/2 式中2为锚板倾角。 由式（7）得： N2= P/2 sin2+2cos2 （8）（7） 式中：F为预紧力；NF为锚板与夹片接触面的法向分布压力；2为夹片和锚板间的摩擦系数；1为夹片的倾角。 设2为夹片与锚板间的摩擦角，有2=tan2，代入式（1），有： F= 2NFsin（1+2） cos2 （2） 由式（2）即得出预紧力F的合理取值。2.2卸载阶段 在卸载阶段，夹片有弹出锚板的
11、趋势，故在法向分布压力NF'的作用下，夹片表面产生反向的分布摩擦力2NF'以阻止夹片弹出，如图3所示，图中N'为卸载阶段CFP板作用在夹片上的法向压力 。 8，根据文献假设夹片对锚板的径向正应力 沿锚板与夹片间的接触面为线性分布，也即在锚板的张拉端（沿锚板长度方向x=lB）为零，并向锚板的自由端（沿锚板长度方向x=0）逐渐线性递增到最大值。锚具各尺寸见图5，图中lB为锚板的长度，lw为夹片的长度，t1为夹片自由端的壁厚，t1b为夹 t2为锚板自由端壁厚，t2b为锚板片张拉端的壁厚，张拉端的壁厚。 （3）（4）（5） 由于锚板倾角较小，可近似认为锚板的壁厚沿 其长度方向相
12、等。锚板上的应力均匀分布，得出夹片对锚板的径向正应力2（x）及剪应力2（x）为： （lBx）N2 （0xlB）（9）2（x）= bl2B （lBx）2N2 （0xlB）（10）2（x）= bl2B 图3卸载时夹片受力 要使夹片不从锚板中弹出，需满足： NF'sin12NF'cos1 由2=tan2得： sin1tan2cos1 即： 12 所以，为了预紧完毕卸载后夹片不弹出锚板，使 第44卷第11期邓朗妮，等 预应力碳纤维板夹片式锚具设计与试验研究 间的距离。 75 由上文可计算锚板自由端的最小厚度，若已知 锚板尺寸，可根据以上几何关系拟定夹片尺寸。 图5锚具尺寸 式中b为夹片
13、宽度，将其设为与CFP板等宽。 锚板应力计算图见图6。夹片与锚板之间的摩擦力使得锚板在其横截面上产生轴向正应力'（x），取平衡得： b（x）dx 2 x 图7夹片尺寸计算图 ='（x）bt2，将式 3有限元分析 （10）代入并整理得： x（lBx）2N2bx='（x）bt20bl2B （11）（12） 锚具的实际受力情况是极其复杂的，在工程应 用中，利用有限元软件对所设计的锚具进行强度校核是研究的必要过程。本文采用ANSYS软件建立1/4空间基准模型，模拟锚具的受力过程。3.1模型的剪力 锚板、夹片和CFP板均采用Solid185单元，接触单元采用Targe170和Co
14、nta174单元。锚板和夹CFP板由于极限抗压强度明片为各向同性材料， 显小于极限抗拉强度，为正交各向异性材料。锚具各部分材料的力学参数见表1。本模型对接触进行了简化，考虑夹片与锚板之间的接触，但认为夹片与CFP板之间是粗糙接触，在分析中没有相对滑动，即摩擦系数无限大。 有限元模型的材料参数 材料力学参数屈服强度/MPa极限强度/MPa弹性模量/GPa剪切模量 /GPa 泊松比 CFP板轴向CFP板径向 23001732.60.45 2407.444.320.015 夹片7859802060.3 '（x）= 2N22lBxx bt22l2B 2 则锚板上的应力状态为1=0，2=2（x）
15、， 3='（x），并规定受拉为正，受压为负。 9 试验表明，在平面应力状态下，一般地说，第四强度理论（即形状改变能密度理论）较第三强度 理论（最大切应力理论）更符合试验结果。根据vonMises屈服准则，有： （12）2 2 +（ 23） 2 +（31）2S （13） 式中S为材料的屈服应力。 表1 锚板7859802060.3 图6锚板应力计算图 在锚板的端部、顶部及侧面施加约束，在锚板、夹片和CFP板的侧面施加对称约束，锚板和CFP板的底面施加对称约束。荷载的施加分为两步：第1步为预紧力，沿z轴正向施加于夹片的端部；第2步为张拉力，沿z轴正向施加于CFP板的端部。建立的有限元模型见
16、图8。 若已知CFP板的极限荷载及各接触面间的摩 根据上述方程式，可以求得锚板的最小几何擦系数， lB2=01，S=850MPa，尺寸。假设取P=150kN， =100mm，2=15，则锚板在自由端（x=0处）的最小厚度，求解后取t2=7mm。2.4夹片尺寸设计 根据图7，锚板与夹片存在如下几何关系： t2b=t2+lBtan2（14） t1=t2+tan 1t1b=t1lWtan1 （15）（16） 式中：为锚板自由端在夹片预紧之前夹片至锚板 图8有限元模型的网格划分 76 3.2锚具应力分析 建筑结构2014年 模型取锚具长度为100mm、锚板的倾角为2.0、夹片的倾角为2.2、施加在夹片
17、上的预紧力CFP板上的张拉力为为200MPa的锚具进行分析， 2300MPa。锚具的vonMises应力如图9所示，最大vonMises应力为619.803MPa，小于锚具各部分构件的极限应力。锚具的第一主应力如图10所示，CFP板的轴向最大张拉力为2168MPa，小于CFP板的极限张拉力。由应力图可知，锚具模型选取合适、受力合理、满足要求 。 通过参考适用于预应力钢筋或钢绞线的规范，由表 2可知，锚固效率系数虽然没有达到参考规范的要求，但接近0.95，极限荷载接近CFP板的极限强 3个试件的破坏形式为理想模式，度，均为由于自由3个试件的段纤维丝崩散而发生的拉断破坏，另外，破断总应变接近CFP
18、板的伸长率（1.7%），故本文设计的锚具具有较好的锚固性能。 锚具静载试验结果 试件编号极限荷载/kN锚具效率系数总伸长量/mm 总应变破坏形式 试件11400.90814.51.61% 试件21430.92715.01.67% 试件31470.95315.51.72% 表2 自由段崩散拉断自由段崩散拉断自由段崩散拉断 5 图9 锚具vonMises应力 /MPa 设计中的关键问题 结合理论分析和实际施工过程，锚板设计存如 8 下问题： （1）摩擦力的处理。由于CFP板表面光滑，如果夹片和CFP板之间的摩擦系数太小，就需要较高的夹持力才能锚固CFP板，这时可能对CFP板产生损伤。本文在夹片内侧
19、涂抹金刚砂，增强夹片与CFP板的有效摩擦力。 （2）夹片材料的选择。锚固单元处于高应力状态，要保证夹片受力均匀，防止其出现裂纹，在选材和工艺上要求夹片有适当的硬度、较高的韧性和一定的变形能力。 （3）“切口效应”的解决。在锚具张拉过程中，随着张拉力的增大，夹片对锚板的压力也随之增加，锚板发生变形，沿夹片全长均匀分布的力向小端集CFP板上产生应力集中而发生破坏。本文通中， 如果过设计夹片和锚板的角度差来解决这一问题，将夹片和锚板的角度差控制在一定的范围内，就能 使夹片对锚板的径向应力和剪应力保持相对均匀，锚具的应力分布处于合理状态。6结语 本文设计的预应力碳纤维板夹片式锚具通过静力受力分析及有限
20、元模拟相结合，确定了合理的理论基础，又经试验验证，锚具具有可靠的锚固性能。该锚具尺寸小巧、设计灵活、互换性好，适合钢结构加固。另外，锚具在施工前与CFP板安装连成一体，在现场操作时只需将CFP板和锚具 图10锚具第一主应力/MPa 4锚具组装件静载试验 为了检验设计锚具的锚固性能是否可靠，用 CFP板-锚具组装件进行静载试验，设计3个相同条件下的组装件试件，锚板和夹片材料均采用优质 “先锚固后张的合金钢材40Cr钢。试验加载装置为 拉”体系，见图11。使用穿心千斤顶加载，锚固力传 感器校核张拉力 。 图11张拉试验装置 目前，还没有对CFP筋锚固效率系数的明确规定，更没有专门适用于CFP板的试
21、验技术规范。 直接安装于张拉装置中，简化了施工流程，更有利 于大量生产。 （下转） 64 维分担钢筋的拉应力。4极限承载力计算公式推导 建筑结构2014年 式（1）适用条件为：L0a+2h1tan。套用式（1）计算各试件极限承载力并与试验实测值进行对 比，见表4，由表4可知，计算结果与试验实测值吻合较好。5结论 （1）本试验中的C双向板厚度较大，在局部荷载作用下试件受弯变形，但最终发生冲切破坏。（2）粘贴GFP条带限制了加固板裂缝和变形的发展，加固方式1可提高极限承载力8%12%，加固方式2可提高极限承载力10%15%。 （3）经比较，弯冲破坏模式计算极限承载力跟 + 进而选弯冲破坏模式推导加
22、固板试验结果最接近，极限承载力公式，推导出的局部荷载作用下粘贴GFP加固C双向板的极限承载力计算公式，由此公式得到的极限承载力计算值与试验实测值吻合较好。 参 考 文 献 笔者采用线形破坏模式、圆扇形破坏模式和弯冲破坏模式分别计算加固板的极限承载力，经比较，弯冲破坏模式计算结果跟试验结果最接近，进而选择弯冲破坏模式推导加固板极限承载力公式并根据试验结果进行合理修正。推导出的局部荷载作用下粘贴GFP加固C双向板的极限承载力Pu计算公式 5 如下（推导过程从略）： 4a ）+L0a Pu=03mu（36）（+ 06h1fc' 1+（100fc）/h（4a+h1tan） h0tan 2fys
23、h0（2a+）（1） 1+tan mu=fyAs式中：mu为单位长度截面受弯承载力，（h0 xx +pAp（h）；m=fc'/ft'；tan=22 2（m1） ft'为混凝土塑性有效抗拉强度；fc'为 混凝土塑性有效抗压强度；Ap为单位板宽受拉纤维截面积；h为板厚度；h0为板有效厚度；h1为板有效抗冲切厚度；L0为板计算跨度；a为局部荷载作用区域边长；fc为混凝土轴心抗压强度；为冲切锥形成时板面变形的倾角。 各试件极限承载力Pu计算值与实测值对比 试件 计算值/kN366.2374.7372.6569.4569.2586.1658.3672.6688.5实测值/
24、kN393.2442.34500564.3608.36250596.5670.8639.7 1曹双寅，滕锦光，邱洪兴，等外贴纤维复合材料加固 C悬臂板的实验研究及简化计算J土木工程学2001，34（1）：39-43报， 2曹双寅，滕锦光，邱洪兴，等外贴纤维加固梁斜截 土木工程学报，面纤维应变分布的试验研究J2003，36（1）：6-113AYMANSMOSALLAM Strengtheningoftwo-way concreteslabswithFPcompositelaminatesJ 表4 ConctructionandBuildingMaterial，2003（17）：339-350 4
25、张继文外贴FP、钢薄板或条带加固钢筋混凝土双 D南京：东南大学，2000向板的研究 5韩葆铨GFP条带加固C双向板的静载试验研究 D南京：东南大学，2005及理论分析 tendonsJCanadianJournalofCivilEngineering，2000，27（5）：985-992 PB11JB11JB12PB21JB21JB22PB31JB31JB32平均值标准差 0.9310.8470.8281.0090.9360.9381.1041.0031.0760.9640.094 实测值 （上接） 参 考 文 献 5朱万旭，黄颖，周红梅，等一种碳纤维预应力筋锚具 C/第二届全国土木工程用纤维
26、增强复的试验研究 合材料应用技术学会交流会论文集北京：清华大学2002：382-385出版社， 6梁栋，方志，孙志刚碳纤维筋夹片式锚具锚固性能的 J建筑结构，2007，37（12）：68-71试验研究 7蒋田勇，方志CFP预应力筋夹片式锚具的试验研究 J土木工程学报，2008，41（2）：60-69 8邓朗妮，燕柳斌，陈华，等预应力CFP板夹片式锚具 建筑技术，2009（11）：1043-的研制与试验研究J1045 9孙训方，M北京：高等教方孝淑，关来泰材料力学 2006育出版社， 1TAVAKKOLIZADEHM，SAADATMANESHHStreng-theningofsteel-conc
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