超强高韧性树脂钢丝网混凝土加固RC短柱偏压试验研究及有限元分析

'国内图书分类号：U448.22密级：公开国际图书分类号：624西南交通大学研究生学位论文超强高韧性树脂钢丝网混凝土加固RC短柱偏压试验研究及有限元分析年级二〇一五级姓名杨丁申请学位级别工学硕士专业桥梁与隧道工程指导老师蒲黔辉教授二零一八年五月 ClassifiedIndex：U448.22U.D.C：624SouthwestJiaotongUniversityMasterDegreeThesisTestandFiniteElementAnalysisofRCShortColumnsStrengthenedbyHTRCSunderEccentricLoadGrade:2015Candidate:DingYangAcademicDegreeAppliedfor:MasterofEngineeringSpeciality:BridgeandTunnelEngineeringSupervisor:Prof.QianhuiPuMay.2018 西南交通大学硕士研究生学位论文第I页摘要超强高韧性树脂钢丝网混凝土加固技术是一种新型的加固方法，该方法具有良好的工艺性能，能较好适应各种形状的加固结构，且能利用树脂混凝土强度发展快的特点来实现交通的快速恢复。基于自主研发的横向自平衡加载系统，从提高混凝土偏心受压短柱的承载能力、刚度等性能出发，围绕HTRCS材料及加固课题，开展材料力学性能试验、偏压短柱静载试验及有限元参数模拟，系统分析了单侧加固偏压短柱的受力机理及破坏过程，论证了选定参数对加固效果的影响。主要研究内容如下：1、HTRCS基材主要力学参数试验，包含抗压强度、抗拉强度、泊松比、抗压弹模、抗拉弹模，探究了抗压强度、抗压弹模及本构曲线同养护时间的发展变化规律；利用欧洲混凝土设计规范BSEN1992-1-1:2004及Saenz模型对相应结果曲线进行了拟合，得到了HTRCS基材抗压及抗拉本构公式。2、从对传统偏压柱竖向加载存在问题进行优化的角度出发，提出一种自主研发的横向自平衡加载系统，结合BIM信息集成平台对方案设计全程指导，利用两种加载装置下试验数据和破坏现象的对比分析，论证了研发加载装置的可行性及优化体现；在试验应变数据分析处理阶段，基于VisualStudio环境下开发了数据处理平台，提高试验整体效率，为今后运用BIM技术对同类型试验过程指导提供了借鉴与思路。3、通过对HTRCS加固偏压短柱的单调静力加载试验研究及结果分析揭示了加固层对钢筋混凝土短柱各项性能的改善与其作用机理，同时论证了在偏心距、加固层钢丝网布置数量、加固位置三种对比参数下加固效果的变化情况。试验结果表明，HTRCS可以明显提高偏压短柱的开裂荷载及破坏荷载，增加构件的刚度。4、采用ABAQUS有限元分析程序对HTRCS加固偏心受压短柱进行非线性有限元分析，完成了计算模型与试验数据的对比论证，以及对试验参数进行了扩展分析，讨论了加固层钢丝网布置数量、偏心距、加固层厚度以及初始荷载水平四个参数对试件承载力的影响。关键词：超强高韧性树脂钢丝网混凝土；钢筋混凝土偏压柱；加固；试验研究；有限元分析 西南交通大学硕士研究生学位论文第II页AbstractHighToughnessResinConcretewithSteelWireMesh(HTRCS)isanewstrengtheningmethod.Thismethodsharesgoodtechnicalperformance,whichcanadapttovariousshapesofstrengtheningstructure,andachievetrafficquickrecoveryusingthecharacteristicsofrapiddevelopmentofresinconcrete.Basedontheself-developedtransverseself-balancedloadingsystem,startingfromimprovingthebearingcapacityandstiffnesspropertiesofconcreteeccentricallycompressedshortcolumns,thematerialmechanicalpropertiestest,thestaticloadtestoftheshortcolumnsandFEMarecarriedoutaroundtheHTRCSmaterialandreinforcementsubject.Itsystematicallyanalyzesthestressmechanismandfailureprocessoftheunilateralreinforcementoftheshortcolumnundereccentricload,anddemonstratstheinfluenceoftheparametersonthereinforcementeffect.Themainresearchcontentisasfollows:1.MechanicalparameterstestofHTRCSsubstrate,includingcompressivestrength,tensilestrength,Poisson"sratio,compressionelasticmodulus,andtensileelasticmodulus.Thecompressivestrength,compressionelasticmodulus,andconstitutivecurveareinvestigatedwiththecuringtime.ThecorrespondingresultscurvesarefittedbyusingtheEuropeanConcreteDesignCodeBSEN1992-1-1:2004andtheSaenzmodel.ThecompressiveandtensileconstitutiveequationsoftheHTRCSsubstrateareobtained.2.Fromtheperspectiveofoptimizingtheverticalloadingoftheconventionalcolumnundereccentricload,anindependentself-developedlateralself-balancedloadingsystemisproposed,whichcombinestheBIMinformationintegrationplatformtoguidetheoveralldesignoftheprogram.Thecomparativeanalysisoftestdataisusedtodemonstratethefeasibilityandoptimizationoftheloadingdevice.Inthephaseofanalyzingtheexperimentalstraindata,adataprocessingplatformisdevelopedbasedontheVisualStudioenvironmenttoincreasetheoverallefficiencyofthetestandprovideguidanceforfutureusingoftheBIMtechnologyinthesametypeoftest.3.ThroughthemonotonicloadingteststudyandresultsanalysisoftheHTRCSreinforcedshortcolumnundereccentricload,theimprovementofthepropertiesoftheshortcolumnbythereinforcementlayeranditsactionmechanismarerevealed.Atthesametime,eccentricity,thenumberofsteelmeshesinthereinforcementlayerandreinforcementpositionaredemonstratedtoillustratetheeffectofcontrastparametersonthereinforcementeffect.ThetestresultsshowthatHTRCScansignificantlyincreasethecrackingloadandfailureloadoftheshortcolumnandincreasethestiffnessofthecomponent. 西南交通大学硕士研究生学位论文第III页4.UsingABAQUSfiniteelementanalysisprogramtoperformnonlinearfiniteelementanalysisontheHTRCSreinforcedeccentricallycompressedshortcolumn.Thecomparisonandverificationbetweenthecalculationmodelandtheexperimentaldataiscompleted.Andtheexperimentalparametersareextendanalyzed.Theinfluenceofthenumberofthereinforcementlayersteelwire,eccentricity,thicknessofreinforcementlayerandinitialloadlevelisdiscussedcomparingtocarryingcapacity.Keywords:HTRCS(HighToughnessResinConcretewithSteelWireMesh);RCeccentriccolumn；strengthening；experimentalresearch；finiteelementanalysis 西南交通大学硕士研究生学位论文第IV页目录第1章绪论....................................................................................................................11.1研究背景及意义...............................................................................................11.2国内外研究现状分析.......................................................................................21.2.1桥梁常用加固方法................................................................................21.2.2钢丝网复合材料加固方法研究现状....................................................51.3目前存在的主要问题.......................................................................................61.4本文主要研究内容...........................................................................................71.5本章小结...........................................................................................................8第2章材料本构模型及力学参数试验........................................................................92.1钢筋本构关系...................................................................................................92.2混凝土本构关系.............................................................................................102.2.1混凝土受压应力-应变曲线................................................................102.2.2典型混凝土受压本构模型..................................................................112.2.3混凝土受拉应力-应变曲线................................................................132.3钢筋及钢丝网力学参数试验.........................................................................142.4混凝土力学参数试验.....................................................................................152.5HTRCS基材力学参数试验............................................................................162.5.1HTRCS基材材料及试件制作与养护.................................................162.5.2抗压强度随养护时间变化研究..........................................................182.5.3弹性模量随养护时间变化研究..........................................................202.5.4材料本构关系试验研究......................................................................212.6本章小结.........................................................................................................25第3章基于BIM技术的试验方案总体设计............................................................263.1前言.................................................................................................................263.2试验研究的目的与主要内容.........................................................................263.3试验概述.........................................................................................................263.3.1试件设计及制作..................................................................................26 西南交通大学硕士研究生学位论文第V页3.3.2试件加固方案......................................................................................283.4试验方案.........................................................................................................303.4.1试验加载装置......................................................................................303.4.2试验加载规则......................................................................................323.4.3量测方案..............................................................................................333.4.4加固层施工工艺..................................................................................363.5BIM技术在试验设计阶段的应用总结.........................................................363.5.1试验工装设计方案比选......................................................................363.5.2细部尺寸深化设计..............................................................................373.5.3工装及构件组装与拆卸模拟..............................................................393.5.4试验进度管理......................................................................................403.5.5信息集成..............................................................................................403.6基于VisualStudio的数据处理平台开发.....................................................413.7本章小结.........................................................................................................42第4章试验现象及结果分析......................................................................................434.1试验现象及破坏形态分析.............................................................................434.2试验主要结果.................................................................................................454.3试验结果分析.................................................................................................484.3.1工装验证..............................................................................................484.3.2荷载分析..............................................................................................504.3.3挠度分析..............................................................................................514.3.4应变分析..............................................................................................524.4本章小结.........................................................................................................55第5章HTRCS加固RC偏压柱有限元分析...........................................................565.1有限元法基本理论.........................................................................................565.1.1有限元法的基本原理..........................................................................565.1.2HTRCS加固RC偏压柱的有限元分析基本步骤..............................575.2大型通用有限元ABAQUS简介...................................................................585.3有限元模型建立.............................................................................................58 西南交通大学硕士研究生学位论文第VI页5.3.1有限元建模中所做假定......................................................................585.3.2材料特性..............................................................................................595.3.3单元选取及网格划分..........................................................................625.3.4边界约束处理......................................................................................635.3.5加载制度..............................................................................................645.3.6输出选项..............................................................................................645.3.7加固柱二次受力的模拟方法..............................................................645.4有限元模型的验证.........................................................................................655.4.1极限荷载对比......................................................................................655.4.2荷载-挠度曲线对比.............................................................................655.4.2损伤云图和破坏形态对比..................................................................665.4有限元参数结果分析.....................................................................................675.4.1加固层钢丝网布置数量......................................................................685.4.2偏心距..................................................................................................695.4.3加固层厚度..........................................................................................705.4.4初始荷载水平......................................................................................715.5本章小结.........................................................................................................73第6章结论与展望......................................................................................................746.1结论.................................................................................................................746.2展望.................................................................................................................75致谢................................................................................................................................76参考文献........................................................................................................................77 西南交通大学硕士研究生学位论文第1页第1章绪论1.1研究背景及意义桥梁作为我国社会经济发展中十分重要的基础设施，承载着我国交通体系的正常运转以及公路运输业的高速发展。2016年全国公路普查主要数据显示，截止2016年底，全国公路桥梁达80.53万座、4916.97万米，相比前一年新增2.61万座、324.19万米，其中特大桥梁4257座、753.54万米，大桥86178座、2251.50万米；如此庞大的桥梁体量，给桥梁后期的正常运营与维修养护工作提出了不小的挑战。由于近来年交通流量和重载车辆的大幅增多，以及地震、洪水、漂浮物撞击等自然灾害和环境因素，加之桥梁建设时对材料性能认识的限制、设计理论不完善、技术标准普遍偏低等内外部因素的影响，目前大量桥梁存在加固维修改造的需要[1]。据文献统计，通过补强手段来提高桥梁的使用性能所需求的费用仅为新建桥梁费用的10%~30%[2]。由此可见，及时对旧危桥梁进行加固维护，不仅可以保障桥梁结构的安全可靠性，延长桥梁的使用年限，还能对资源进行合理的整合，避免资源浪费，具有重大的现实意义和经济价值。拱桥在我国有着悠久的历史，其造型美观、结构形式多样、施工方便、跨越能力较大，长期以来是中国主要的桥型之一[3]。钢筋混凝土肋拱桥作为拱桥中的一种主要类型，从20世纪70年代后期开始在我国大规模修建以来，在我国桥梁建设中得到了大量的应用。随着这些钢筋混凝土肋拱桥服役年限的增加，其承载能力已越来越不能满足日益增加的交通量的需求，急需对桥梁开展一定的加固和维修。目前常见的加固方法有：增大截面加固法，粘贴钢板加固法，粘贴高强复合纤维加固法，预应力法，减轻拱上建筑重量加固法，改变结构体系加固法等，这些方法都有其自身的优缺点。本文以肋式拱桥拱肋尺寸为原型，结合拱肋的相关技术特点，设计了偏压短柱比例缩尺模型；从提高偏压短柱的承载能力出发，提出了一种便捷实用的加固方法，为今后桥梁加固领域提供了一定的借鉴。本文涉及到的超强高韧性树脂钢丝网混凝土(HighToughnessResinConcretewithSteelMesh，简称HTRCS)是一种以环氧树脂灌浆料作为基体加以高强钢丝网作为增韧体的薄层结构。HTRCS的基材材料是一种特殊配比的环氧树脂混凝土，具有强度高、抗冲击强度大、流动性能好、良好的耐久性和耐腐蚀性，有很好的粘附性等特点。基于树脂混凝土本身脆性的特点，采用高强钢丝网对环氧树脂混凝土进行增强增韧，从而形成HTRCS复合材料。基于HTRCS优秀的特性，对桥梁加固领域具有重要的研究意义。目前对HTRCS加固应用研究主要集中在预应力空心板方面，为了使采用HTRCS更加全面科学经济地应用于工程实践，本课题通过对HTRCS在偏心受压柱加固中的试验研究，初步了解其加固效果和加固机理；并进行了试验同时期自然环境养护条件下 西南交通大学硕士研究生学位论文第2页(冬季试验)的HTRCS材料力学试验研究。本课题对于利用HTRCS加固桥梁具有重要的研究意义。1.2国内外研究现状分析1.2.1桥梁常用加固方法随着桥梁加固理论研究和工程实践的发展不断深入，桥梁加固领域取得了丰硕的成果，一套完善的桥梁结构加固体系也日趋成熟。2008年，我国交通运输部颁布了《公路桥梁加固设计规范》[4](JTG/TJ22-2008)并以此作为公路工程行业推荐标准，并于2018年10月1日起正式实施。规范中详细介绍了粘贴钢板加固法、截面增大加固法、体外预应力加固法、粘贴纤维复合材料加固法和改变结构体系加固法等常用的桥梁加固方法的一般原则和构造设计要求；并阐明了各主要桥型的加固方法及加固计算原理。基于常见的桥梁加固方法，国内外许多学者和科研人员都进行了大量的研究与实践。(1)增大截面加固研究刘中伏等人[5](2006年)通过分析论证了增大截面加固法的适用范围以及加固之后的受力特点，总结了增大截面加固法的设计要求和构造规定，明确了该加固方法施工的关键技术。长安大学阳伟光[6](2008年)利用有限元模拟了采用增大截面法加固的圬工偏心受压构件加固前后的受力进程，对增大截面法加固圬工偏心受压构件的加固机理进行了分析，得出了利用增大截面法加固圬工拱桥的计算方法。黄炎生等人[7](2010年)基于可靠度理念，得出通过增大截面法加固的偏心受压构件的承载能力得到了增强，可靠度得到了提高。并采用蒙特卡罗法，分别分析了不同纵筋配筋率、不同荷载比以及不同初始偏心距对利用增大截面法加固的偏心受压构件加固后可靠度提高的影响。山东建筑大学王磊[8](2012年)对多片采用增大截面法粘结预应力加固的混凝土梁进行试验，验证了通过增大截面以及预应力加固后，试验梁的承载能力均得到了提高，受力和变形性能有了明显改善；试验梁在加固后，梁体挠度获得了有效控制，试验初期施加的预应力会对梁的开裂荷载一定程度的提高。外力卸载后，梁体的变形会存在一个很大的反弹。(2)粘贴钢板加固研究重庆大学鲍安红[9](2005年)基于加固材料与加固混凝土梁表面粘结的剥离准则，通过弹性理论分析、有限元分析、试验等手段对梁底钢板与原梁间的剥离进行了分析研究，提出了采用钢板加固时，钢板与原梁混凝土间的剥离验算式。崔平顺[10](2006年)基于五片钢筋混凝土拱肋加固模型破坏试验，分析了粘贴碳纤维布加固和粘贴钢板加固对试验拱的极限承载能力、拱顶挠度、裂缝数量和宽度等因 西南交通大学硕士研究生学位论文第3页素的影响。毛德均[11](2014年)运用材料力学和相关规范分析了开裂对粘贴钢板加固钢筋混凝土梁二次受力的影响。提出应根据被加固构件的现场持荷、开裂状况以及钢板类型来合理确定最大粘钢量，避免加固后梁出现超筋破坏。重庆交通大学吴甜宇[12](2016年)利用多片采用粘钢加固的钢筋混凝土梁的三点弯曲力学性能静载试验，研究了粘贴钢板加固混凝土结构界面力学性能在不同温度、湿度环境下的影响。得出钢板和混凝土界面间的粘结刚度、局部平均剪应力、剪切粘结强度以及应变发展水平，在高温高湿的环境作用后都有不同程度的降低。Basumbal等人[13](1990年)通过对不同加固方式的对比试验，论证了粘贴钢板法相比其他加固方法的优劣。Olajumoke等人[14](2014年)论述了受弯钢筋混凝土构件采用环氧粘贴钢板加固下的失效模式及其成因。Rakgate等人[15](2018年)基于对23根利用环氧粘贴钢板加固的钢筋混凝土梁的弯曲行为进行的试验研究，测试了不同宽厚比下外部粘结钢板的加固效果，得出此种加固方法可以明显改善梁的刚度，提高梁的抗弯能力和抗裂能力，并降低挠度和裂缝的宽度；并且钢板宽厚比为12.5时，可以提高梁的抗弯性和延性。(3)体外预应力加固研究孙海[16](2000年)通过对4根体外预应力简支梁试验研究，得出了处于非线性状态下的体外预应力简支梁在跨高比、非预应力筋配筋率和预应力度影响下的反应情况；基于体外预应力结构中预应力筋随外力的变化情况，提出了预应力筋在转向块处的受力模型。顾敏琛等人[17](2000年)采用非线性有限元的方法对体外预应力在连续梁的应用进行了分析研究，分析中将体外预应力筋类比为在转向块位置受到摩擦作用的一根拉锁，并对体外预应力筋在转向块的位置滑动后，有效预应力产生的“二次分配”现象进行了考量，根据体外预应力筋同转向块之间的滑动与不滑动对体外预应力筋的应力进行了划分。张锋等人[18](2006年)采用预应力混凝土桥结构弹性阶段非线性分析程序，计算论证了体外预应力混凝土桥的二次效应；综合考量了体外预应力钢束二次效应在跨高比、桥梁跨径、转向块间距以及体外预应力钢束布置形式等因素下的变化情况。卓静等人[19](2007年)基于现有体外预应力研究成果，设计了一项新的体外锚固FRP片材预应力的加固方法，并采用此种加固方法对成渝高速公路拆下的桥梁老旧构件进行加固，借助试验分析验证此种方法的加固效果。Harajli[20](1993年)借助对16根预先加载疲劳损伤的梁构件进行施加体外预应力后的破坏试验，明确了运用体外预应力方法对混凝土受弯构件进行加固的优势，同时对体外预应力对梁构件的名义抗压强度和工作荷载性能的影响进行了分析评估。(3)粘贴纤维复合材料加固研究 西南交通大学硕士研究生学位论文第4页大连理工大学任慧韬[21](2003年)通过对6种不同纤维片材和粘结剂组合的构件进行拉伸性能试验研究，分析了不同纤维片材和粘结剂组合的弹性模量、抗拉强度以及极限应变，并且讨论了不同粘结剂对纤维片材拉伸性能的影响。曹双寅等人[22](2003年)对采用外部粘贴纤维加固的梁斜截面纤维应变分布进行了试验研究，发现试件的破坏过程经历了两个状态，分别是从梁侧纤维剥离到最终纤维拉断。在发生纤维剥离破坏之前，纤维布置数量对试件斜截面纤维应变分布系数影响较小；剪跨比是其主要的影响因素，其中纤维应变分布系数随着剪跨比的增大而减小。大连理工大学王文炜[23](2003年)利用19根采用玻璃纤维布加固的钢筋混凝土梁的试验研究，分析了配筋率、剪跨比、混凝土强度等级、纤维粘贴长度、加固量、有无锚固条6个测试参数对试验梁的极限承载力和破坏形态的影响。大连理工大学王秀秀[24](2010年)借助ANSYS有限元分析平台的二次开发接口和参数化编程工具，编写了一个基于采用碳纤维复合材料进行加固修补技术的关键工艺参数分析的程序，通过这个程序可以实现碳纤维复合材料加固结构增强效果分析的自动化建模、数据分析以及数据后处理的过程，并且通过含损伤结构的虚拟修补来确定实际修补所需要的关键工艺参数，从而对粘贴碳纤维复合材料修补技术进行优化。周柯靖等人[25](2014年)通过有限元软件ANSYS对预应力碳纤维布加固二次受力钢筋混凝土梁的力学行为进行了非线性数值分析，分析了加固量、混凝土强度等级、持荷大小、碳纤维布预应力、钢筋配筋率等因素对构件力学行为的影响。李炳奇、周月霞[26](2016年)论述了纤维复合材料约束混凝土的本构模型，利用纤维复合材料加固混凝土结构的耐久性、抗震性及承载力等，并阐明了混凝土结构采用纤维复合材料加固后的工作机理。Ilki等人[27](2006年)将理论和试验相结合，研究了采用CFRP材料加固对钢筋混凝土柱的提高效果，分析了CFRP层厚度、截面形状和混凝土强度等因素对提高程度的影响。Alsayed等人[28](2014年)利用试验说明了钢筋混凝土柱的截面形式对采用CFRP加固钢筋混凝土柱的效果影响，提出椭圆柱的加固效果好于矩形钢筋混凝土柱；并提出CFRP约束不仅提高了混凝土的轴向抗压强度，而且对混凝土的应变有了更有效的提高。Rashid等人[29](2014年)着眼温度对CFRP加固混凝土柱的效果影响进行了研究，提出了一个反映高温对CFRP复合材料力学性能影响的混凝土约束模型，以及对应CFRP加固混凝土柱的效率。(4)其他典型加固研究随着加固领域的不断深入发展，近年来不断有新的加固理念和方法相继提出，下面列举一些较为典型的加固方法研究成果。高性能水泥复合砂浆钢筋网加固法：蒋隆敏[30](2006年)通过对利用钢筋网高性能水泥复合砂浆加固的轴心受压柱及近似足尺的偏压柱进行单调加载的试验研究与理论 西南交通大学硕士研究生学位论文第5页分析，取得了不错的加固成效，加固层对试验柱极限承载力、峰值应变、极限应变、延性均有改善和增强，在破坏模式方面，使原柱的脆性破坏转变为加固后的延性破坏。增梁减肋加固法：蒲广宁[31](2012年)针对薄壁箱型浅铰缝式空心板桥的使用性能，提出了一种全新的加固方法，即减掉个别受损较严重的主梁，在主梁间隙中新加入预应力混凝土梁肋，同时新增加的梁肋与旧梁板之间通过桥面铺装层或者通过腹板设置锚栓进行连接，从而形成整体结构。并基于一座30m的预应力空心板梁桥，分析对比其加固前后静力试验数据，验证了此种方法的加固效果。高性能预应力碳纤维板加固法：卓静等人[32](2013年)研发了能够一次夹持双层碳纤维板且锚固能力可以达600kN以上的高性能波形锚，双层预应力碳纤维板与被加固梁之间有比较好的共同工作性能，能有效改善原梁的开裂跟屈服荷载，明显提高原梁的承载力。1.2.2钢丝网复合材料加固方法研究现状钢丝网复合材料是以钢丝网或者钢筋网作为增强材料，加以复合材料如高性能水泥复合砂浆、普通水泥砂浆、树脂混凝土等为基相组成的薄层加固材料，之后这种加固理论和加固方法在国内外得到了不断深入的发展，是一种十分有效的加固方法。对于钢丝网复合材料，国内外很多科研工作人员做了相关研究，主要成果如下：Rafiei等人[33](1993年)对混凝土方形短柱利用水泥砂浆钢丝网加固进行了研究，试验选取了10根带预先损伤的方短柱，考虑不同层数的钢丝网对加固效果的影响，分析了加固之后的方短柱的受力行为。Paramasivam等人[34](1998年)通过对已有的钢丝网加固文献资料的论述，阐明了利用钢丝网加固方法的有效性，构件的极限承载能力、抵抗裂缝的能力以及抗弯刚度在加固后都有了明显的提高；通过已有的混凝土构件假定基础上可以确定出加固试件的极限承载能力、跨中挠度、开裂荷载以及钢丝网水泥薄层同初始构件之间的剪力大小。Takiguchi等人[35](2003年)综合了加固层钢丝网层数、钢丝网布局和轴压比等参数的影响，选用了6根分别采用方形和圆形的钢丝网水泥围套加固的钢筋混凝土柱在其他条件相同的情况下进行了试验测试；结果表明采用较大轴压比的加固试件比较小轴压比的加固试件的抗弯能力更高，然而随着侧移的增加，其抗弯强度明显减弱；方形柱加固层钢丝网层数足够的情况下也可以令柱的抗剪能力不足时，其延性同极限承载力得到明显的提高。清华大学聂建国[36](2005年)通过对7根钢筋混凝土梁利用高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆进行加固后的受弯性能试验研究，试验结果反映出，利用这种材料进行加固可以有效地提高梁的刚度和受弯承载能力，并且能够较好地约束裂缝的发展，加固效果较好。 西南交通大学硕士研究生学位论文第6页Mourad[37](2012年)进行了由高强度砂浆和钢丝网复合成的钢丝网水泥加固层在加固修复尺寸为150mm×250mm×1000mm的矩形截面钢筋混凝土柱试件时的力学性能，得出加强柱轴向承载能力和轴向刚度分别增加了25%和20%；并研究在预加极限荷载60%、80%的初始应力损伤情况下，极限承载能力分别提高了20%和15%。严猛[38](2015年)将树脂混凝土和钢丝网相结合，对4片足尺梁进行了静载试验研究；综合分析了在足尺裸梁、加固层无钢丝网、少量钢丝网、适当钢丝网下试验梁的力学响应；结果表明，利用此种材料加固后梁的刚度、开裂荷载和破坏荷载较原梁均有显著的提高；原梁混凝土与加固层之间的粘结性能较好，最后加固层将原梁钢筋保护层混凝土全部拉脱。Shaheen等人[39](2017年)利用12个方柱的轴心抗压试验，论证分析采用不同类型的金属和非金属网加固混凝土柱的增强效果。考虑了焊接钢丝网、编制钢丝网、玻璃纤维网等增强材料类型，以及加固层数对混凝土柱承载能力、变形、开裂和延性的影响。1.3目前存在的主要问题超强高韧性树脂钢丝网混凝土作为一种新型的加固材料越来越受到关注，并且已经取得了阶段性的成果，但是要将HTRCS大规模应用到实际工程中，仍然还有很多工作要做。目前主要存在的问题有：(1)树脂混凝土材料特性和树脂混凝土钢丝网复合材料研究不够深入由厂商提供的环氧树脂混凝土基材一般由三组份混合而成，每种组分的拌和配合比不同，对树脂混凝土的力学特性都会有影响。树脂混凝土在具有高强度、高流动性和耐腐蚀等优势的同时，其脆性一直是比较突出亟待解决的问题之一。利用加固材料对结构进行加强，破坏极限状态下树脂混凝土基材开裂后，为了保证加固层宏观应力流仍然传递，需要对其进行增韧。目前比较常见的是采用加入钢丝网与树脂混凝土共同作用。本文通过试验及有限元分析，论证了加固层钢丝网层数对HTRCS加固偏心受压短柱效果的影响。(2)HTRCS加固偏心受压柱的研究很少现有对HTRCS加固效果和加固机理的研究主要是在预应力空心板方面，这对于研究HTRCS加固梁桥、板桥一类以受弯为主的桥梁具有十分重要的意义，但是对于拱桥一类以主拱圈受偏心荷载作用下的压弯构件，目前研究尚未涉及。因此，有必要对偏压短柱的加固方式以及受力机理进行试验研究，完善加固设计理论体系。本文采用了以肋式拱桥拱肋尺寸为原型，进行比例缩尺后的偏心受压短柱。对钢筋混凝土偏心受压柱进行破坏试验，系统分析其加固前后的力学行为，验证理论计算的正确性，开展这一研究工作是十分必要的。(3)已有研究中对于偏心受压柱的加固方式单一 西南交通大学硕士研究生学位论文第7页现阶段对新材料加固偏心受压柱的研究，无论是采用碳纤维布，还是复合材料进行加固补强，绝大多数是采用的围套加固的形式。然而在实际工程中，往往会遇到难以进行包裹加固的偏心受压结构，如实腹式肋拱桥、实腹式板拱、隧道衬砌、墙柱共用的厂房柱等等。因此基于HTRCS良好的力学性能，研究HTRCS对偏压结构中进行单侧加固的效果与机理分析是具有现实指导意义的。(4)既有关于材料加固偏压柱的加载系统有待改进现阶段关于材料加固偏压柱的加载系统绝大多数是在液压压力机上采用竖直加载的方式，采用此种方法进行加固试验主要有三个方面的问题。首先是关于牛腿局部受压破坏问题。尽管在试件设计阶段为了避免此问题，大多数采用了偏压柱端头牛腿做箍筋加密处理，并在端头加置钢垫板，但是从已有的研究试验结果[40~42]反映出，随着荷载的增加，柱头牛腿往往会产生较大开裂甚至被压碎，未能真实反映试件的承载性能，并影响荷载的正常传递。第二个方面是安全问题，由于偏压柱上下端头均要充分释放其转动自由度，试验中一般会在两端设置刀铰实现；由于短柱试件从前期组装到破坏试验结束一直处于无完全限位的状态，因此整个试验过程的危险性较高，容易发生安全问题。第三方面是考虑构件在二次受力情况下的加固不容易实现。在考虑构件二次受力的情况下，需要对构件预先加载一定损伤，然后在荷载保持的情况下进行加固。一方面同样是由于整个体系没有完全限位，持荷状态下进行加固会存在危险且操作不方便；另一方面在加固后养护阶段，需要对整套液压压力机系统长时间持稳定荷载使用，既浪费了试验器材资源，并且对压力机的稳压能力提出了较大的要求。因此，针对材料加固偏压柱类试验研发一套安全、有效、便捷的试验系统，具有重要意义。1.4本文主要研究内容现有研究结果表明，树脂混凝土作为一种复合材料，具有优良的性能。HTRCS利用钢丝网对树脂混凝土进行材料增韧，运用于混凝土结构加固中，加固效果明显，具有广阔的发展前景。本文首次提出了超强高韧性树脂钢丝网混凝土加固偏心受压短柱这一研究内容，对偏压短柱加固前后的受力特性以及材料加固增强效果进行试验研究。本文主要完成以下几个方面的试验研究工作：1、材料基本力学参数试验研究试验用材料的基本力学性能试验，包括混凝土、钢筋、钢丝网、HTRCS基材。其中加固材料用的HTRCS基材作为重点研究对象，其试验力学参数包括抗压强度、抗拉强度、抗压弹性模量、抗拉弹性模量、泊松比、抗压强度和抗压弹模随养护时间发展关系、应力-应变曲线随养护时间发展关系，并参照混凝土利用现有规范对发展曲线进行拟合，借助现有混凝土本构模型拟合，提出HTRCS基材本构关系。2、HTRCS加固偏压柱研发加载装置及试验方案研究对传统偏压柱加载试验的不足进行归纳分析，并借助BIM技术对偏压柱新型加载 西南交通大学硕士研究生学位论文第8页装置进行研发设计，以实现对偏压短柱受力合理模拟的基础上对传统加载装置的优化。最后总结BIM技术在此次试验设计阶段的应用，为今后同类型试验提供思路与借鉴。3、HTRCS加固偏心受压短柱试验研究通过12根钢筋混凝土偏心受压短柱的承载能力破坏试验，论证研发加载工装的可行性，探究偏压柱受力全过程力学性能与加固机理，分析加固前后试验柱的受力行为及破坏情况，讨论在试验所取参数(偏心距、加固层钢丝网布置数量、加固位置)下加固柱极限承载力、延性、刚度及裂缝分布等的变化规律。4、HTRCS加固偏心受压短柱有限元计算分析利用ABAQUS软件模拟试验柱加载，进行非线性有限元分析，得到试验柱极限承载力、荷载-挠度曲线、损伤云图等，将有限元计算分析结果同试验实测数据进行对比分析，验证HTRCS加固方法的有效性及有限元模拟的准确性。5、有限元扩展参数分析利用ABAQUS软件对试验选取的参数(偏心距、加固层钢丝网布置数量)进行适当扩充计算分析的基础上，新增加考虑加固层厚度和初始荷载水平两组参数，并计算分析其对试件承载力的影响。1.5本章小结本章主要介绍了论文的研究背景及研究意义；总结了桥梁常用加固方法；总结了钢丝网复合材料加固方法的研究现状。说明了本文存在的主要问题，提出了论文的主要研究内容。 西南交通大学硕士研究生学位论文第9页第2章材料本构模型及力学参数试验2.1钢筋本构关系标准的钢材应力-应变曲线一般可分作五个阶段，分别是弹性阶段、屈服阶段、强化阶段跟颈缩阶段。在弹性阶段，曲线符合胡克定律，应力-应变关系为直线，其末端应力f为比例极限。在这个阶段构件通常不会有塑性形变的出现，当应力超过f，pp会产生残余应力，导致应力-应变曲线发生弯曲，进入弹塑性阶段，应变的增长速度加快，f为屈服点。钢材达到塑性阶段后，应力-应变曲线出现上下波动的情况，然后趋y于平稳。随着应力的进一步增大，塑性阶段结束材料进入强化阶段，f为钢材的极限u抗拉强度。最后进入颈缩阶段，接近材料的破坏边缘。实际钢材的本构关系如图2-1所示。为了计算的方便，可以根据图2-2所示的曲线对模型进行简化，在分析中通常假定钢材为理想的弹塑性材料。本文钢筋的本构关系采用的是理想弹塑性模型，其表达式如下所示。E(0)sy=（2-1）()yyu式中及图中，—钢筋应力；—钢筋应变；E—钢筋弹性模量；s—达到钢筋应力峰值f时对应的应变；yy—钢筋极限应变；u图2-1钢筋实际应力-应变曲线 西南交通大学硕士研究生学位论文第10页(a)双线性随动强化模型(b)理想弹塑性模型图2-2钢筋简化本构模型2.2混凝土本构关系混凝土单轴应力-应变关系包含了重要的材料力学性能参数，例如材料强度、极限变形、弹性模量等等，反映了混凝土在每个受力阶段的破坏过程及变形特点，为短柱结构的非线性分析提供了重要的材料物理条件。2.2.1混凝土受压应力-应变曲线典型混凝土受压应力-应变曲线如图2-3所示，该曲线的几何特征可以用数学公式进行如下描述：图2-3混凝土受压应力-应变曲线①x=0,y=0,本构曲线原点；2dydy②01x,0,即曲线上升段斜率单调减小，没有拐点；2dxdxdy③C点x=1.0处，=0，y=1.0，为曲线的峰值点；Cdx2dy④D点=0处坐标x1.0，为曲线下降段上的拐点；2Ddx 西南交通大学硕士研究生学位论文第11页3dy⑤E点=0处坐标x(xx)，为曲线下降段上曲率最大的点；3EEDdxdy⑥当x→，y→0时，→0，曲线下降段最终收敛于x轴，但不会相交；dx⑦曲线全过程x0，0y1.0。2.2.2典型混凝土受压本构模型为了更加精确地反映混凝土的受力特性，目前各国的研究学者不断提出新的本构模型，目前混凝土单轴受压本构模型应用较多的有Hongnestad模型、Rusch模型、Kent-Scott-Park模型和《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)规定的混凝土本构。(1)Hongnestad模型，其上升段和下降段分别采用二次抛物线和斜直线的形式，表达式为：22[−()]0000=(2-2)−−0.850.15()cu000cu−cu0式中，—混凝土单轴受压峰值点对应应变；0—混凝土单轴受压极限点应变；cu建议取值=0.85"f(其中f"为混凝土圆柱体抗压强度)。0ccHongnestad模型应力-应变曲线如图2-4所示。图2-4Hongnestad模型(2)Rusch模型，相比较Hongnestad模型应力-应变曲线，Rusch模型曲线下降段采用了水平直线段的形式，其模型表达式如式2-3所示。22[−()]00=00(2-3)0cu0式中的和含义同上，建议取值=0.85R(R为混凝土立方体抗压强度)。Rusch0cu0 西南交通大学硕士研究生学位论文第12页模型应力-应变曲线如图2-5所示。图2-5Rusch模型我国《混凝土结构设计规范》(GB50010-2002)也采用了类似的公式，其中曲线的上升段随着混凝土的强度有所变化，其表达式为：n=f[1−1−](2-4)c01式中，nf=−2(cuk,−50)2060fcuk,—混凝土立方体抗压强度标准值。(3)Kent-Sott-Park模型，其本构曲线由二次曲线上升段及斜直线下降段组成，对峰值点应力应变同下降段的斜率进行了修改。其模型曲线及表达式为：图2-6Kent-Sott-Park模型当0.002K:22ccfcc=−Kf"(2-5)0.002KK0.002当0.002K:fc=Kf"[1c−Zm(c−0.002)]0.2KKf"c(2-6)其中： 西南交通大学硕士研究生学位论文第13页fyhK=+1yh(2-7)f"c30.29"+fch""yh−1ZKm=[2+1.5yh−0.002](2-8)145"fs−1000cyh式中，ffc,",,cc—分别为约束同非约束混凝土的峰值应力及应变；yh,fyh—分别为箍筋体积配箍率及屈服强度；hs",yhyh—分别为约束混凝土核心区混凝土高度与箍筋中心点间距。(4)规范《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)，规范中给出了混凝土单轴受压应力-应变模型(compressivebehavior)，其具体表达式如下。=(1−dEcc)(2-9)cnx11−nnx−+1dc=(2-10)1−c(xx−+1)2x1cfcr,c=(2-11)Eccr,Eccr,n=(2-12)Ef−ccr,,crx=(2-13)cr,式中，E—混凝土弹性模量；c—混凝土单轴受压应力-应变曲线下降段参数值；cf—混凝土单轴抗压强度代表值；cr,—单轴抗压强度对应的混凝土峰值压应变；cr,d—混凝土单轴受压损伤演化参数。c2.2.3混凝土受拉应力-应变曲线与混凝土的抗压强度相比，混凝土抗拉强度仅为其1/8~1/18，近年来国内外研究学者基于丰富的试验研究，提出了许多混凝土单轴受拉应力-应变本构模型。比较常用的有损伤力学模型、基于试验回归的经验型模型和断裂力学模型等多种形式。我国规范《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)给出了与单轴受压模型形式基本一致的单轴受拉应力-应变模型(tensilebehavior)，其具体表达式如下。=−(1dEtc)（2-14） 西南交通大学硕士研究生学位论文第14页51−−t(1.20.2)xx1dt=t（2-15）1−1.7x1(xx−+1)tx=（2-16）tr,ftr,t=（2-17）Ectr,式中，E—混凝土弹性模量；c—混凝土单轴受拉应力-应变曲线下降段参数值；cf—混凝土单轴抗拉强度代表值；cr,—单轴抗拉强度对应的混凝土峰值拉应变；cr,d—混凝土单轴受拉损伤演化参数。c本文依据规范定义混凝土的本构关系，综合混凝土受拉受压本构，参数依据规范取值，混凝土应力应变关系如图2-7所示。图2-7混凝土应力-应变关系曲线2.3钢筋及钢丝网力学参数试验试验短柱构件中纵筋采用HRB335级热轧带肋钢筋，箍筋采用HPB235级热轧光圆钢筋，其中纵筋公称直径16mm，箍筋公称直径6mm。钢丝网复合材料中使用的钢丝网一般采用编织钢丝或者焊接钢丝成网，本文选取的是编织钢丝网，采用由直径为2mm的钢丝编织而成，孔径为2mm×2mm，钢丝网如图2-8所示。所有钢筋采用同一批次，将两种型号的钢筋和钢丝网分别截取3段在万能试验机上进行拉伸试验，试验前先用游标卡尺复核钢筋及钢丝网单根钢丝直径，带肋钢筋内径的测量精确到0.1mm。对于没有明显屈服阶段的钢丝网，取其应变为0.2%时对应的强度为材料的屈服强度[43]。试验图如图2-9所示，试验结果如表2-1所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第15页图2-8编织钢丝网材料图2-9钢筋、钢丝抗拉强度试验表2-1钢筋力学参数试验结果钢筋直径/mm屈服强度/MPa破坏强度/MPa钢筋面积类型编号/mm2实测值平均值实测值平均值实测值平均值1#15.36372.5531.2纵筋2#15.8315.6191.13332.2357495.65173#15.68364.8524.61#5.23251.3263.4箍筋2#5.575.422.90217.2238296.12813#5.36245.6284.21#1.671054.1钢丝网2#1.841.82.54/1210.61114(单根)3#1.761077.22.4混凝土力学参数试验在短柱试件浇筑时，预留了两组150mm×150mm×150mm的立方体混凝土试块，每组3个，以及两组150mm×150mm×300mm的棱柱体试块，每组3个，用于偏压短柱立方体抗压强度和弹性模量试验。采用与试验短柱同等条件下进行养护，参照《普通混凝土力学性能试验方法标准》(GB/T50081-2002)，在由计算机控制的300t液压式万能压力机上对混凝土立方体进行抗压试验，测定28天龄期跟偏压柱试验龄期下混凝土立方体试块的抗压强度以及弹性模量，以3个试块实测值做算术平均后作为该组试块的强度值。混凝土试块浇筑如图2-10所示，混凝土试块抗压强度及弹性模量试验过程如图2-11和图2-12所示，混凝土力学参数测试系统如图2-13所示，试验结果见表2-2 西南交通大学硕士研究生学位论文第16页所示。图2-10混凝土试块浇筑图2-11立方体抗压试验破坏形态控制台加载装置采集系统图2-12棱柱体破坏形态图2-13混凝土力学试验系统表2-2偏压柱混凝土参数试验结果立方体抗压强度/MPa棱柱体抗压强度/MPa棱柱体弹性模量/MPa类型编号实测值平均值实测值平均值实测值平均值1#49.5858.203.60×10428天2#58.8154.6069.5764.453.56×1043.59×104龄期3#55.4265.563.60×1041#59.5269.944.21×104试验时2#66.5462.8378.4873.974.37×1044.29×104龄期3#62.4373.494.28×1042.5HTRCS基材力学参数试验2.5.1HTRCS基材材料及试件制作与养护超强高韧性树脂钢丝网混凝土(HighToughnessResinConcretewithSteelMesh，简称HTRCS)其环氧树脂混凝土基材由三种组分组成，分别是树脂胶体Part-A，固化剂 西南交通大学硕士研究生学位论文第17页Part-B以及填充骨料Part-C。根据厂家提供的最佳质量配合比(Part-A:Part-B:Part-C=4:1.16:24.84)进行环氧树脂混凝土配制，三种组分材料如图2-14所示。基于对HTRCS基材力学性能的探究，本节的主要内容包括：测试最佳质量配合比下材料的各基本力学参数(抗压强度、抗拉强度、弹性模量、泊松比、抗压和抗拉应力-应变曲线等)，强度、弹性模量等力学参数随养护时间的发展情况以及根据欧洲混凝土设计规范BSEN1992-1-1:2004对试验数据进行曲线拟合，提出了随养护时间变化的材料本构关系公式，以此为后续HTRCS对偏心受压柱的加固研究提供基础参数。图2-14环氧树脂混凝土基材三组分材料按照厂商提供的最佳配合比进行试件的混合制备，并在冬季自然环境(温度6℃±4℃，相对湿度不小于40%)下进行养护。试件制作具体过程如下：将Part-A和Part-B按照配比倒入搅拌桶中并用中速搅拌枪匀速搅拌2分钟下填充骨料Part-C匀速搅拌复合材料5分钟模板刷油并浇筑试件试件自然条件下养护，试件具体浇筑制作过程如图2-15~图2-18所示。图2-15Part-A与Part-B混合搅拌图2-16加入骨料Part-C 西南交通大学硕士研究生学位论文第18页图2-17搅拌复合材料图2-18试件自然条件下养护2.5.2抗压强度随养护时间变化研究为了研究HTRCS基材抗压强度随养护时间的变化特征以及论证尺寸效应的影响，设计了100mm立方体、150mm立方体及150mm×150mm×300mm棱柱体三类试件，在同等冬季室内环境养护下，按照1.5d、2d、3d、5d、7d、11d、14d、21d八种养护龄期分成八组，每组6个立方体及3个棱柱体试块，共计8组×9个/组=72个(48个立方体及24个棱柱体)。三类试块抗压强度随养护时间变化曲线如图2-19所示。立方体和棱柱体典型破坏照片如图2-20和图2-21所示。抗压强度试验结果如表2-3所示。从试验结果可以看出，此加固材料在冬季室内养护21d的强度可达87.9Mpa，三类试块抗压强度随养护龄期的发展情况相近，在养护5d后，其强度基本达到稳定，最终在21天左右达到强度极限，边长150mm的立方体5d强度可达85.1MPa，占21d强度的96.81%。边长100mm的立方体试块和边长150mm试块的抗压强度随龄期发展基本吻合，同龄期的两种试块强度相差只有5%左右，尺寸效应不明显。为了体现桥梁快速加固的理念，结合此加固材料强度发展的实测情况，在本次试验中HTRCS树脂混凝土基材养护龄期均取为5天。表2-3加固材料抗压强度试验结果试验龄期100mm立方体应力150mm立方体应力棱柱体应力1.5d22.524.223.12d45.263.942.23d75.171.355.95d84.585.173.87d86.085.776.011d86.584.3/14d90.480.778.721d79.387.979.6 西南交通大学硕士研究生学位论文第19页10080/MPa度60100立方体抗压强150mm立方体40棱柱体2003691215182124养护龄期/d图2-19三类立方体抗压强度随养护时间变化曲线图2-20立方体抗压破坏形态图2-21棱柱体抗压破坏形态根据欧洲混凝土设计规范BSEN1992-1-1:2004对试验数据进行曲线拟合，得到HTRCS基材树脂混凝土抗压强度随养护时间的发展公式：st*1(28/)−mf(t)=(t)f=fe(2-18)cmcccmcm式中：ftcm()—在龄期为t时的抗压强度(MPa)；cc(t)—与HTRCS材料养护龄期有关的强度影响参数；t—养护龄期(d)；f—龄期为28天时的抗压强度(MPa)；cms—与水泥种类有关的参数；m—调整参数，欧洲规范BSEN1992-1-1:2004取值0.5。曲线拟合的结果及相关拟合参数取值如图2-22~图2-24所示， 西南交通大学硕士研究生学位论文第20页10080/MPas:0.18m:3.00度60t1:3.00fcm:75.1抗压强40实测拟合2003691215182124养护龄期/d图2-22100mm立方体强度发展曲线10080/MPas:0.22m:2.50度60t1:3.00fcm:71.3抗压强40实测拟合2003691215182124养护龄期/d图2-23150mm立方体强度发展曲线10080/MPa度60s:0.008m:1.70t1:28.0fcm:80.0抗压强40实测拟合2003691215182124养护龄期/d图2-24棱柱体强度发展曲线2.5.3弹性模量随养护时间变化研究为了研究HTRCS基材树脂混凝土弹性模量随养护时间的变化特征，设计了150mm×150mm×300mm棱柱体在同等冬季室内环境养护下，按照1.5d、2d、3d、5d、7d、11d、14d、21d八种养护龄期分成八组，每组3个棱柱体试块。试验结果整理成弹模发展曲线，并结合欧洲混凝土设计规范BSEN1992-1-1:2004对实测数据进行拟合， 西南交通大学硕士研究生学位论文第21页得到HTRCS基材树脂混凝土弹性模量随养护时间的发展公式：nst*1(28/)−mEt=tE=()tnE=Ee（2-19）()()()cmEcmcccmcm式中：Etcm()—龄期为t时的弹性模量(GPa)；E(t)—与HTRCS养护龄期相关的弹模影响参数；t—养护龄期(d)；E—龄期为28天时的弹性模量(GPa)；cms—与水泥种类相关的参数；mn,—调整参数，BSEN1992-1-1:2004中m取值0.5，n取值0.3。从试验结果可以看出，养护5天的材料弹性模量达到20.8GPa，5天过后的加固材料弹性模量发展缓慢，养护21天的材料弹性模量达24.1GPa。曲线拟合的结果及相关拟合参数取值如图2-25所示，2520/GPas:0.008m:1.7015t1:28.0fcm:23.5弹性模量10实测值拟合50510152025养护龄期/d图2-25棱柱体抗压弹性模量随养护时间变化曲线2.5.4材料本构关系试验研究1、受压本构为了研究HTRCS基材树脂混凝土受压应力-应变曲线关系，探究本构关系随养护时间的变化规律并说明各龄期下泊松比随加载历程的发展情况，设计了150mm×150mm×300mm棱柱体在同等冬季室内环境养护下，按照1.5d、2d、3d、5d、7d、14d、21d七种养护龄期分成七组，每组3个棱柱体试块。对实测加固材料横向微应变和纵向微应变数据整理如图2-26所示，图中应变正值表示横向，应变负值表示纵向。 西南交通大学硕士研究生学位论文第22页801.5d/MPa2d603d应力5d407d14d2021d012000800040000-4000-8000-12000应变/με图2-26加固材料纵向及横向微应变随强度变化情况分析图中数据可知，当养护龄期达到5天及以后，其应力-应变本构曲线变化不大，发展较稳定。结合混凝土单轴受压数学模型Saenz曲线对HTRCS基材树脂混凝土抗压本构关系拟合如下：Et()cm=Et()12+cm−+（2-20）Et()()t()ts000.8*1(1.2/)^1.5(−t)=e（2-21）Et()2.70.2565(+−t1.5)t3cm==−(1.5/)t（2-22）Ets()1.9/et30()t==fcm()/tEts()fcm()/tEcm()t（2-23）其中：—HTRCS基材树脂混凝土应力(MPa)；—HTRCS基材树脂混凝土应变()；Etcm()—龄期为t时的原点切线模量(GPa)；EtS()—龄期为t时的峰值点处割线模量(GPa)；0(t)—龄期为t时的峰值应变()；—龄期为t时的原点切线模量和峰值点处割线模量的比值；—与养护龄期有关的形状调整系数；运用公式对各龄期应力-应变关系进行拟合，其拟合情况及参数取值如图2-27所示，各龄期下加固材料泊松比随加载历程发展情况如图2-28所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第23页2540203015/MPaEcm:6319Es:234020Ecm:10029Es:3546/MPa10ε0:-10818α:2.700β:1.256ε0:-11177α:2.828β:1.534应力应力105拟合1.5d2d拟合000-2000-4000-6000-8000-100000-2000-4000-6000-8000-10000应变/με应变/με6080506040/MPa/MPa30Ecm:15013Es:486740Ecm:19662Es:7666ε0:-11600α:3.085β:1.836应力ε:-9057α:2.565β:2.026应力02020103d拟合5d拟合000-2000-4000-6000-8000-10000-120000-2000-4000-6000-8000-10000应变/με应变/με8010080606040Ecm:21665Es:9203/MPaEcm:23946Es:11323/MPaε0:-8053α:2.354β:2.10340ε0:-6939α:2.115β:2.181应力应力20207d拟合14d拟合000-2000-4000-6000-8000-100000-2000-4000-6000-8000应变/με应变/με8060Ecm:24589Es:12049/MPa40ε0:-6606α:2.201β:2.041应力2021d拟合00-2000-4000-6000-8000应变/με图2-27各龄期下实测本构曲线及参数拟合情况 西南交通大学硕士研究生学位论文第24页1.01.01.01.00.80.80.80.80.60.60.60.6fcfcfcfcσ/σ/σ/σ/0.40.40.40.41.5d2d3d5d0.20.20.20.20.00.00.00.00.20.50.81.10.20.40.60.80.20.40.60.81.00.20.40.60.81.0泊松比泊松比泊松比泊松比1.01.01.00.80.80.80.60.60.6fcfcfcσ/σ/σ/0.40.40.47d14d21d0.20.20.20.00.00.00.20.40.60.81.00.20.50.81.10.20.40.60.8泊松比泊松比泊松比图2-28各龄期下实测泊松比随加载历程发展情况2、受拉本构为了研究HTRCS基材树脂混凝土受拉应力-应变曲线关系，设计1组(3个，分别编号为试件A、B、C)哑铃型试件在养护5天的情况下，利用拉伸试验机进行加载试验，采用串联应变花进行应变采集。试件详细尺寸及应变花粘贴方法如图2-29所示，试验照片如图2-30所示，试验结果见图2-31。图2-29哑铃型试件详细尺寸图2-30哑铃型试件拉伸试验 西南交通大学硕士研究生学位论文第25页1086/MPa试件A4应力试件B2试件C00100200300400500600应变/με图2-31抗拉强度变化实测值由于试验采用力加载控制，破坏成脆性破坏特征，没有明显屈服阶段，应力应变关系基本呈线性，采用线性公式对材料拉伸本构进行公式拟合。=E（2-24）其中：—HTRCS基材树脂混凝土抗拉强度(MPa)；—HTRCS基材树脂混凝土抗拉应变()；E—HTRCS基材树脂混凝土抗拉弹性模量(GPa)。86/MPa4应力2实测拟合00100200300400应变/με图2-32抗拉强度本构关系拟合图从而得到，HTRCS基材树脂混凝土的抗拉弹性模量E=12500MPa。2.6本章小结本章总结了钢筋和混凝土常用本构模型，结合材料力学试验实测参数，提出了本文运用的钢筋和混凝土的应力-应变关系；并基于HTRCS基材材料力学参数试验，拟合了抗压强度和弹模随养护时间发展公式及材料本构关系表达，得到如下结论：1、HTRCS基材抗压强度较高，稳定后能达到接近90MPa，较一般混凝土抗压强度要高；材料浇筑后3d即能达21d抗压强度的80%，5d能达21d抗压强度的97%。2、HTRCS基材抗拉弹模为12.5GPa，抗压弹模为24.1Gpa，养护5d后即能达21d抗压弹模的86%；抗拉强度较高(相比常见水泥基材料)，极限拉应变较大，可以适用较大变形；抗拉应力-应变曲线呈现近似线性，无明显塑性阶段，属于脆性材料。 西南交通大学硕士研究生学位论文第26页第3章基于BIM技术的试验方案总体设计3.1前言当今社会信息科技技术的不断快速发展，BIM技术已经大量并且广泛的用于土木工程各领域[44]。BIM技术是对土木工程结构物理和功能特性的数字表达，以三维数字信息技术为载体对土木工程相关信息进行集成、管理，从而提高生产效率以及土木建筑信息的利用价值[45]。BIM技术实施的核心理念是通过建立涵盖整个土木工程项目全生命周期的集成数据库信息，来实现土木工程项目中不同阶段不同专业之间的信息集成与共享。近年来有关BIM技术的研究持续保持着上升的趋势，现阶段的研究已从以往的协同可视化逐渐转向到基于Revit平台多方面二次开发的可持续设计的综合应用。BIM平台的三维构建效果以及信息化集成为结构设计提供的便捷性受到了设计行业的普遍认可[46]。基于BIM技术的试验工装组装模拟的核心理念是“先试后建”，即基于BIM虚拟平台，在试验实际开展之前对试验组织方案进行预测分析、模拟、优化改进，提前发现问题、解决问题，最终得到最佳方案，从而指导实际试验。运用BIM技术对HTRCS加固偏压短柱试验进行试验全过程指导，对于BIM技术在同类型试验中的应用提供了参考，并为BIM技术在土木行业更加深入的应用提供了新的思路。3.2试验研究的目的与主要内容HTRCS凭借自身较高的抗压强度、良好的粘结性能跟优秀的工艺水平等优势，已在预应力空心板梁这类受弯构件上的加固取得了比较好的成效，但这类材料用于偏压柱这类压弯构件的研究目前尚且不足，而实际工程中存在着很多偏心受压构件需要加固的情况；因此，有必要设计HTRCS材料用于偏压短柱的加固试验，来验证材料的加固效果以及明确材料的加固机理，同时综合考虑不同参数对加固效果的影响。本次试验研究的主要内容有：1.不同偏心距对加固效果的影响；2.不同加固层钢丝网布置数量对加固效果的影响；3.不同加固方式对加固效果的影响。3.3试验概述3.3.1试件设计及制作本次加固试验以拱桥拱肋尺寸为原型，进行比例缩尺。肋式拱桥拱肋高与肋宽如式3-1、式3-2所示：11hl=(~)0（3-1）4060 西南交通大学硕士研究生学位论文第27页bh=(0.5~2.0)（3-2）式中，h—拱肋高度；b—拱肋宽度；l—计算跨径。0控制l0/h≤5，将构件设计成为短柱，以此来减小“二阶效应”的影响。核心柱部分截面尺寸为180mm×250mm，短柱高为1500mm。采用对称配筋，纵向主筋采用HRB335级4Ф16，环向箍筋采用HPB335级Ф6@200。为了偏心荷载施加的需要，将短柱端部设计成牛腿的形状。为了防止在短柱端部产生局部承压破坏，对每根短柱的端部箍筋都做了加密处理，牛腿处箍筋为Ф6@50。偏心距分别为0.6h和0.2h（h为跨中截面高度）。并利用Revit对试件进行了三维深化设计，试件尺寸及配筋如图3-1所示，试件BIM深化模型如图3-2所示，试件制作过程如图3-3~图3-8所示。111504004Φ6@50箍筋6Φ16纵筋100180224Φ6@50箍筋1-14Φ16纵筋150010006Φ6@200箍筋2504Φ16纵筋1806Φ6@200箍筋4Φ6@50箍筋1002-2150图3-1试件截面尺寸及配筋图(单位：mm)图3-2BIM深化模型 西南交通大学硕士研究生学位论文第28页图3-3绑扎钢筋笼图3-4打磨钢筋图3-5钢筋应变片黏贴及保护图3-6试件装摸图3-7试件浇筑图3-8试件表面整平处理3.3.2试件加固方案本试验主要针对于偏心受压短柱，加固方法是采用在短柱受拉侧和受压侧分别单侧面通长进行HTRCS加固的方式，主要考虑偏心距、加固层钢丝网布置数量、加固方式等因素对钢筋混凝土偏心受压柱的破坏特征，极限承载能力，关键截面应变发展，挠度以及裂缝发展等力学性能的影响。并设计了两根对比柱采用传统竖向加载装置进行加载，跟采用自主研发的加载装置的试验结果进行对比，来分析自主研发加载装置的可行性。 西南交通大学硕士研究生学位论文第29页1、偏心距本组试验计划分析在0.2h(50mm)和0.6h(150mm)两种不同偏心距作用下，HTRCS对试验短柱加固效果的影响。2、加固层钢丝网布置数量由于实际工程中，需要加固的结构往往以大偏心受压为主，因此在讨论加固层钢丝网布置数量对加固效果的影响时，主要针对于大偏心受压构件进行研究。本组试验计划在大偏心受压构件的受拉侧与受压侧HTRCS加固层中分别布设一层、两层、三层直径2mm的钢丝网，来分析不同加固层钢丝网布置数量对加固效果的影响。3、加固方式本组试验计划分别在偏心受压构件的受拉侧和受压侧进行单侧面加固，来分析不同加固位置的加固效果以及相对应的加固机理。本次试验总共浇筑了12根钢筋混凝土偏压短柱，对短柱进行编号，编号规则是：第一个词组为两个字母的组合，其中前一个字母C为柱column的缩写，后一个字母表示大小偏心的判定，以D表示偏心距为0.6h的大偏压构件，以X表示偏心距为0.2h的小偏压构件；第二个字母表示加固位置，以L表示加固在受拉侧，Y表示加固在受压侧，W表示未加固的短柱试件；第三个字母表示加固层钢丝网的布置层数。如“CD-L-1”表示偏心距离为150mm的大偏压构件，加固在受拉侧，加固层厚度为2cm，且加固层只有一层钢丝网的加固试件。试件加固及具体分类情况如表3-1所示，试验对比分组情况如表3-2所示。表3-1短柱试件编号及设计参数偏心距加固层厚度加固层钢丝网层数加固层配筋率试件编号加固位置e/mmt/mmnρ/%CD-W-0*0.6h////CD-W-00.6h////CD-L-10.6h20受拉侧10.79%CD-L-20.6h20受拉侧21.58%CD-L-30.6h20受拉侧32.37%CD-Y-10.6h20受压侧10.79%CD-Y-20.6h20受压侧21.58%CD-Y-30.6h20受压侧32.37%CX-W-0*0.2h////CX-W-00.2h////CX-L-10.2h20受拉侧10.79%CX-Y-10.2h20受压侧10.79%注：试件编号后加*表示该试件采用传统竖向加载装置进行加载；加固层配筋率是指加固层钢丝网沿短柱纵向钢丝在加固材料中的配筋率。 西南交通大学硕士研究生学位论文第30页表3-2试验目的分组试件编号试验目的CD-W-0CD-L-11CX-L-1研究不同偏心距对加固效果的影响CD-Y-1CX-Y-1CD-W-0CD-L-1CD-L-22CD-L-3研究加固层钢丝网布置数量对加固效果的影响CD-Y-1CD-Y-2CD-Y-3CD-W-0CD-L-1CD-Y-13研究加固方式对加固效果的影响CX-W-0CX-L-1CX-Y-1CD-W-0*CD-W-04研究自主研发的加载工装的可行性CX-W-0*CX-W-03.4试验方案3.4.1试验加载装置研发加固试验加载装置需重点考量的因素包括：(1)对传统加载方式下柱头牛腿的开裂压碎问题进行合理的解决或优化；(2)保障试验的安全系数，并满足测试精度的要求；(3)满足持荷加固状态下的可行性，保证加固后养护阶段的稳压效果；(4)试验加载系统的量程范围应满足试验柱加固后的最大承载力的量测要求，并提供一定程度的富余。 西南交通大学硕士研究生学位论文第31页基于以上考虑，自主设计研发了横向自平衡加载系统进行试验加载。利用实验室已有的钢梁，四段钢梁采用满焊连接形成自平衡工装反力架，钢梁采用Q345钢，截面为400mm×400mm的双工字形截面，钢板厚度为30mm。按照设计构件最大承载力50%的富余对钢梁抗弯和焊缝抗剪进行设计验算，采用在工装上焊接4块设计拉板对工装进行抗剪焊缝加强。采用300吨液压千斤顶于水平放置，千斤顶通过6颗横向限位螺栓同3块钢板组成的围套系统保证在加载过程中千斤顶活塞的单一运动方向，并在其末端与钢梁工装接触位置焊接两块钢块，限制千斤顶的横向自由度；试件两端采用了围套钢板配合拉杆螺栓，一方面实现了工装的可拆卸性，从而达到试验装置的重复使用，另一方面对试件牛腿起到增强的作用，避免牛腿发生局部破坏；整体加载系统通过底部用枕木平台垫高支撑保持加载力位于同一水平线上且传力路径位于钢梁形心；试件两端通过半圆钢棒设置固定铰支座，充分释放试件的转动约束；通过在试件两端头底部设置两层摩擦系数很小的聚四氟乙烯薄板，并在两层薄板之间涂润滑剂来减少偏压柱与枕木之间的摩擦，实现试件自由转动。为了防止试件在加载过程中存在较大转动时，半圆钢棒与试件牛腿外包钢板间的刚性接触发生相对滑动，在钢板对应偏心位置左右适当处焊接两根钢筋，从而对半圆钢棒的平动自由度进行限制。整套加载系统设计做到无机动体系，尽可能将安全性做到了最高。研究加载装置与装置BIM深化模型如图3-9、图3-10所示。401004040自平衡工装反力架千斤顶46横向限位螺栓13枕木聚四氟乙烯板围套钢板220偏压短柱试件150百分表拉杆M16螺栓11铰支承40(a)研发装置实物图(b)研发装置平面示意图（单位：cm）图3-9研发加载装置（单位：cm） 西南交通大学硕士研究生学位论文第32页(a)三维示意图(b)加载装置两端细节图3-10研发加载装置深化模型作为与自主研发加载装置对比论证的两根对比柱，采用传统偏压柱竖向加载方式，并采用西南交通大学结构试验中心1000吨长轴压力试验机进行竖向加载。试件两端采用铰支承，并在试件两端分别放置了1块20mm厚的钢垫板，以减小试件牛腿可能的局部破坏，详细情况见图3-11所示。图3-11常规加载装置3.4.2试验加载规则1、单调分级加载机制为了检查仪器仪表读数是否正常以及消除结构试件的间隙，在正式加载之前需要进行预加载，并依据《混凝土结构试验方法标准》(GBT50152-2012)的要求，取理论计算试件开裂荷载的50%作为预加载的荷载等级。正式加载的分级情况为：①在达到预计受压破坏荷载的80%之前，根据理论计算的极限破坏荷载进行分级加载，每级荷 西南交通大学硕士研究生学位论文第33页载约为破坏荷载的10％。间隔足够的荷载停留时间，以提供给结构由于混凝土塑性性能和裂缝开展产生的内力重分布；试验每次加载时间间隔为10分钟，待读数稳定后开始观测应变、位移及裂缝开展情况等。②当接近理论破坏荷载的80％时，将所有仪表拆除，随即加载至试件破坏，以破坏前一级荷载等级作为极限荷载。2、承载力极限状态确定方法根据规范《混凝土结构试验方法标准》(GBT50152-2012)，对偏压柱试件进行偏压承载力试验时，通常以下列现象作为试件已达到或者超过承载力极限状态的标志，出现时即可停止加载：①受压区混凝土的压碎破坏；②热轧钢筋具有明显物理流限的，受拉主筋的拉应变达到0.01；③受拉主钢筋拉断；④受拉主钢筋处最大垂直裂缝宽度达到1.5mm。3.4.3量测方案1、应变观测整个试验过程由TST3826F-H动静态应变测试分析系统来自动采集构件各材料的应变大小，试验设计采集混凝土、钢筋、HTRCS加固层三种材料在每级荷载下的应变情况。借助试件内部纵筋表面布置的应变计对钢筋纵向应变进行量测，共选取三个截面，每个截面分别测量两根受拉主筋和两根受压主筋的纵向应变，全柱共布置12个钢筋应变测点；与弯矩作用平面垂直的两侧面混凝土纵横向应变、试件拉压侧混凝土纵向应变，共计16个混凝土应变测点；HTRCS加固层与同侧混凝土对应位置的纵向应变，共计3个HTRCS加固层应变测点。各应变测点平面布置示意图如图3-12~图3-14所示，钢筋混凝土应变测点编号及空间关系如图3-15所示。338750690750钢筋应变片混凝土应变片4545应变片505050750750338图3-12钢筋应变测点图3-13试件侧面混凝土应变图3-14拉/压应变测点布置示意图（单位：mm）测点布置示意图（单位：mm）布置示意图（单位：mm） 西南交通大学硕士研究生学位论文第34页图3-15钢筋混凝土应变测点编号及空间关系各类应变片的具体参数见表3-3所示。表3-3应变片参数应变片用途栅长×栅宽电阻灵敏系数钢筋2mm×1mm119.7±0.1Ω2.08±1%混凝土100mm×3mm120±0.2Ω2.08±1%HTRCS80mm×3mm120±0.2Ω2.08±1%2、挠度观测沿柱高布置三个侧向挠度测点，借助百分表实现挠度的量测。未加固的裸柱及受压侧加固试件侧向挠度测点布置如图3-16所示，受拉侧加固试件侧向挠度测点布置如图3-17所示。250250500500500500250250图3-16侧向挠度测点布置图3-17受拉侧加固侧向挠度测点布置(单位：mm)(单位：mm）3、柱极限荷载观测试验柱的极限荷载在试件破坏时由数值传感器直接读出。为了实现对液压千斤顶输出荷载更加精确的控制，采用数显传感器对其控制读数。试验之前在1000t压力机上 西南交通大学硕士研究生学位论文第35页通过连接传感器对试验用300t千斤顶进行了标定，通过数显传感器，对荷载的测试精度可达到0.6kN。加载测试系统如图3-18所示，连接数显传感器标定千斤顶如图3-19所示。应变采集系统压力机千斤顶数值传感器油泵数值传感器图3-18加载测试系统图3-19连接数显传感器标定千斤顶4、裂缝观测用石灰浆把试验短柱的各个面刷白，在其表面绘制50mm×50mm的网格，方便裂缝的观测与定位。试验时借助ZBL-F103裂缝宽度观测仪查找裂缝。构件产生裂缝之后立刻对裂缝的产生发展情况详细观测，用裂缝宽度观测仪同钢直尺等工具量测各级试验荷载下的裂缝长度、宽度以及裂缝间的间距，并借助数码相机拍摄破坏特征及裂缝状况后手工绘制试验柱的裂缝展开图。利用相机拍摄记录构件最后破坏阶段的视频，方便试验后对破坏特征的进一步分析。利用裂缝宽度观测仪进行裂缝观测的照片如图3-20所示。图3-20裂缝观测 西南交通大学硕士研究生学位论文第36页3.4.4加固层施工工艺由于HTRCS基材树脂混凝土具有良好的流动性，因此在试验加固时采用预制模板现场浇筑的方法，接口位置采用海绵加玻璃胶进行密封处理。试件受拉侧及受压侧加固模板及加固后成型照片如图3-21~图3-24所示。图3-21受拉侧加固模板铺设图3-22受压侧加固图3-23受拉侧加固成型试件图3-24受压侧加固成型试件此外，在进行试件加固时，还应注意以下几点：1、HTRCS树脂混凝土基材制备时应当严格按照配合比进行拌和；2、HTRCS树脂混凝土基材在拌和时会伴有刺激性气味，在对其进行制备时应当做好相应的防护措施；3、用于加固层铺设的钢丝网应当平整，不能产生波浪形；4、对试件进行加固之前需要对加固面进行简单的除尘，以确保HTRCS与原混凝土接触面的粘结性能。3.5BIM技术在试验设计阶段的应用总结将传统设计结合BIM技术运用于试验设计阶段，BIM技术的快速参数化建模、结果三维可视化及信息集成等特点为HTRCS加固偏压短柱试验设计阶段提供了许多便捷与发挥的空间，主要表现在以下几个方面。3.5.1试验工装设计方案比选在试验前期设计阶段，针对试验工装的设计意图，提出了多套试验工装的设计方案；并结合BIM技术对不同设计方案进行三维可视化建模展示，以及相关信息集成，进而对方案进行可行性研究。下面列举了一项采用自平衡工装加载以外的备选试验工 西南交通大学硕士研究生学位论文第37页装设计方案，方案设计平面图及三维展示图如图3-25及图3-26所示。反力墙与钢梁之间通过钢绞线提供约束，采用千斤顶水平加载，试件两端设置铰支承。综合试验安全系数、试验预算、试验工装安装拆卸的复杂程度等因素，最终确定了自平衡工装的试验方案。图3-25备选试验工装方案平面图图3-26备选试验工装方案三维展示3.5.2细部尺寸深化设计不同于CAD技术下三维模型需要由多个二维平面图共同创建，BIM软件可以直接在三维平台上绘制三维模型，并且能够通过该模型更为准确直观快捷地导出需要的任何平面视图。基于对短柱偏压试验安全性的提升以及试验准确性的改善，设计了成套钢板系统，对千斤顶与试件牛腿进行了局部处理；利用Revit软件二维平面与三维立体实时交互的特点，在三维环境下对平面设计图进行了细部尺寸的深化，并就各细部构件的三维空间关系进行了研究。加载工装的钢板系统二维布置图如图3-27所示，部分主要钢板系统的设计说明见表3-4。 西南交通大学硕士研究生学位论文第38页图3-27钢板系统二维布置图(cm)表3-4钢板系统设计说明N平面图系统组成作用三维示意图实物照片围套S1千斤顶横S1_2+S2_1向限位；S2铰支承S4S4_1试件S3牛腿围套S3_1+S5_1S5 西南交通大学硕士研究生学位论文第39页注：N以及S1~S5代表钢板编号；S1_2+S2_1表示此系统由2块S1钢板和1块S2钢板组成。3.5.3工装及构件组装与拆卸模拟将前文建立的BIM模型导入Navisworks软件平台进行分析处理，利用Timeliner结合Animator模块可以对工装及构件的组装及拆卸进行4D动态模拟。由于主要为了反映工装及构件组装的工艺与先后顺序，采用定义虚拟的时间维度，与三维模型相关联，使整个组装、拆卸过程变得可视化。通过对工装及构件组装与拆卸的模拟，可以对组装拆卸工艺方案进行优化，提高工装构件组装阶段的安全性；与试验人员进行三维可视化技术交底，更加准确地理解试验工装及构件拆卸组装流程，提前发现问题，保障试验的正常开展。图3-28工装与构件组装模拟图 西南交通大学硕士研究生学位论文第40页3.5.4试验进度管理不同加固工况下，需要对加固后试件进行材料养护以及考虑到试验设备场地和试验人员的协调，因此对加固和试验阶段进度有一个良好的计划和时效的把握，对于试验正确快速开展具有十分重要的意义。利用Project软件对短柱加固及试验进度计划进行预先规划及实时管理，明确试验的整体把控，提高试验效率。图3-29试验计划甘特图3.5.5信息集成传统设计模式的设计成果是大量的二维图纸和计算书，以此来表达非常有限的结构设计信息，而BIM技术应用的设计成果是集成多元数据信息的三维总装模型，极大地方便了从设计阶段到项目实施阶段的完整数据链条衔接，对搭建完整的试验数据管理库具有重要意义。基于之前的成果，以建立的BIM三维模型为载体，添加各构件的参数信息，并基于BIM平台对大数据信息进行集成管理。下面以试验中用于钢板连接的M16螺栓为例对BIM对构件信息集成进行说明，具体设置如图3-30所示。在模型M16螺栓构件类型属性中，自动统计了各细部尺寸参数；给出了材料厂商以及对应的网站链接，为构件的及时更换和订制提供了方便；通过材料成本的信息，后期可以很便捷的利用软件统计采用该套方案下的总预算情况，进而为方案比选提供造价方面的数据支撑。图3-30M16螺栓类型属性信息 西南交通大学硕士研究生学位论文第41页3.6基于VisualStudio的数据处理平台开发考虑到偏压短柱试验的试件个数较多，需要整理处理的数据体量较大，处理过程相对较为繁琐，且由于试验时在每级荷载下采用连续采样的方式进行应变采集，后期有效数据的提取会存在一定人为主观因素的误差，因此利用C#语言在VisualStudio环境中设计了一款对应变数据进行自动提取、筛选、分析并整理输出的软件，对由TST3826F-H动静态应变测试分析系统采集导出的应变数据进行分析整理。经过测试，开发软件稳定性较好，计算速度较快，大大减少了数据处理阶段工作量，提高了试验整体效率。软件处理过程主要分为四个步骤，第一步选择待处理的Excel原文档，第二步设置需要生成图表数据项的表单以及对应的应变采集通道序号，第三步设置输出excel的存放位置和名称，第四步为软件处理数据并输出生成Excel结果文件，结果文件中保留处理后的数据结构以及相应的结果分析图。主要使用MAP集合对数据进行存储，为了数据的可靠性，结合试验中应变数据采集的特点，采用选取每组荷载等级下应变读数的前2/3的数据进行概率统计，先计算每个读数的样本数，存储在MAP（读数，读数的样本数）中，之后获取每个读数在每组测点下出现的样本和对应的次数，存储在MAP（读数，MAP（测点，MAP（样本，出现次数）））里面，其中外面的大MAP存放的是一系列键值对，每项表示一个读数和相应读数的情况，第二个MAP是在该读数下的一系列键值对，每项表示一个图表和相应图表的统计数据，第三个MAP是在该读数和该图表下的一系列键值对，每项表示该读数和该图表对应测点组合下的一个样本和相应的出现次数。接下来遍历所有统计数据将出现次数最大的样本进行平均作为横坐标x值，将读数按比例换算荷载设为纵坐标y值，画出荷载应变图。整个过程的实现仅仅对所有统计数据进行了两次遍历，减少了运行计算时间。打开文件相关参数设置计算并输出结果图3-31软件初始界面 西南交通大学硕士研究生学位论文第42页图3-32软件计算参数设置界面图3-33计算后输出Excel开始是否遍历完每一项数据falsetrue将该读数对应的统计每数据项个数+1个读数对应数据项个数第一步完图3-34软件计算流程图3.7本章小结1、本章详细地介绍了HTRCS加固偏心受压短柱的试验方案设计，拟采用试验论证偏心距、加固层钢丝网布置数量、加固方式等因素对加固效果的影响。2、结合BIM技术对试验进行全过程指导，本章主要总结了BIM技术在试验设计阶段的应用，其高度信息集成化和三维可视化等优点，为试验的顺利高效开展提供了保障，并为今后运用BIM技术对同类型试验过程指导提供了借鉴和思路。3、在试验应变数据分析处理阶段，在VisualStudio环境下开发了数据处理平台，大大减少了数据处理阶段的工作量，保证了试验结果处理的客观性，提高了试验的整体效率。 西南交通大学硕士研究生学位论文第43页第4章试验现象及结果分析4.1试验现象及破坏形态分析试验中偏压短柱试件的破坏形态有相似之处，但同时也存在着一些差异，下面从采用不同试验加载装置的未加固对比柱、大偏压受拉侧加固试验柱、大偏压受压侧加固试验柱、小偏压加固试验柱四种情况分别总结试件的试验现象，并进行破坏形态的对比分析。1、未加固对比柱情况及分析对于采用研发装置加载的大偏压试件CD-W-0，表现出明显大偏压柱破坏特征，当荷载增加到73.2kN时，混凝土受拉侧距离千斤顶加载端试验柱边缘约23cm位置出现第一条裂缝，荷载增加到98.0kN时，在距离加载端约124cm与第一条裂缝几乎对称的位置出现第二条裂缝，随着荷载的进一步增大，陆续出现新的裂缝，裂缝在深度方向不断扩展，破坏时受拉侧钢筋屈服，受压侧混凝土逐渐被压碎，在破坏之前有明显预兆，属于塑性破坏。小偏压CX-W-0试件，破坏前无明显裂缝产生，破坏时受压侧混凝土大面积被压溃，且受压侧钢筋外露并被压曲，破坏时没有明显预兆，表现出小偏压柱脆性破坏特征。采用研发装置加载的试件在试验整个过程中，牛腿均无裂缝出现。对于采用传统试验装置加载的大偏压对比柱CD-W-0*，当荷载达到330.0kN时，上部牛腿出现三条竖向较宽裂缝，其中宽度最宽的一条一直延伸至近牛腿拐点位置，最终破坏形态与采用研发装置加载的试件基本一致。小偏压CX-W-0*柱，与采用研发装置加载的现象相似，在破坏之前核心柱部分几乎没有裂缝产生，在675.0kN和1140.0kN时在上方牛腿出现了两条竖向裂缝，荷载510.0kN时，下方牛腿产生一条裂缝，并随着荷载的增大，裂缝有局部延伸。破坏时，牛腿被局部破坏，受压侧混凝土大面积被压溃，受压侧钢筋外露，被压屈。综合对比两种加载装置的试验结果，对于小偏压构件，破坏前核心柱部分均无明显裂缝产生，两者破坏形态相似；对于大偏压构件，采用研发装置试验构件在核心柱裂缝开展方面更为充分，塑性破坏特征更为明显。牛腿方面，采用传统加载设备试验时，大小偏压柱牛腿均出现了不同程度的裂缝，采用研发装置试验则未见裂缝出现，研发装置的钢板系统对试件牛腿裂缝的改善起到了较好的效果。2、大偏压受拉侧加固试验柱情况及分析试验柱CD-L-1，荷载加到143.0kN时，加固材料出现第一条裂缝，同时伴有声响，裂缝距加载端约105cm，此后伴随荷载继续增大，不间断性地听到声响，受拉区加固材料不断出现通长裂缝，横向裂缝迅速向受压区发展，破坏时距加载端约115cm处加固材料产生一条很大的裂缝，加固层中的钢丝网全部拉断，随后对应位置的混凝土被压溃，加固材料上的裂缝窄而稀，破坏具有一定的脆性。CD-L-2柱当加载到131.8kN 西南交通大学硕士研究生学位论文第44页时，加固材料出现第一条裂缝，此后裂缝陆续出现，在516.2kN稳压期间，试件侧向挠度一直增加，并伴随受拉侧加固材料网状裂缝出现而发出微小撕裂声。试件破坏时，受拉侧加固材料有很多细而密的裂缝，加固层钢丝网被部分拉断，试件表现出延性破坏特征。CD-L-3柱开裂荷载较大，当荷载增加到158.4kN时，加固材料才出现第一条裂缝，位置在距加载端约115cm处，裂缝宽度为0.07mm，当荷载增大到416.9kN时，试件受压侧距加载端约115cm处有局部压碎。随着荷载继续增大，压碎区域不断扩大，可以看见该侧牛腿发生明显转动。破坏呈现较明显的延性破坏特征，加固层钢丝网均未被拉断，加固层表面同样出现许多细而密的裂缝。对比分析加固于受拉侧的大偏压试件S-L，随着加固层钢丝网布置数量的增加，受拉侧加固材料上的裂缝由宽而疏变得窄而密，裂缝数量增多，裂缝最大宽度、间距及扩展深度减小，大偏压柱的延性破坏特征更加明显，加固层对大偏压短柱混凝土力学性能以及受拉侧裂缝发展均起到了较为明显的改善。3、大偏压受压侧加固试验柱情况及分析CD-Y-1柱加载至159.8kN时，试件出现了三条裂缝，分别在距加载端12.5cm、107.5cm对称位置以及距加载端65cm处，此后裂缝继续开展，即将达到极限荷载时，在试件受压侧不断有加固材料局部破损剥落，并伴有持续嘶嘶声，最终一声巨响，柱体受压侧加固材料与混凝土崩坏，破坏具有明显的脆性特征。CD-Y-2柱开裂荷载只比CD-Y-1柱有少量增加，在150.0kN以前均未出现明显裂缝，当加载到150.0kN时，连续对称地出现三条裂缝。加载到553.5kN时，加固材料崩坏，加载结束，破坏具有一定脆性特征。CD-Y-3柱当达到极限荷载时，远离加载端牛腿有明显转动，伴随一声巨响，构件受压侧被压溃。综合比较加固于受压侧的大偏压构件CD-Y，随着加固层钢丝网布置数量的增加，受拉侧混凝土的最大裂缝宽度减小，但裂缝分布以及裂缝间的间距变化不大；CD-Y试件破坏时均带有一定脆性破坏的特征，在破坏之前能短暂听到加固材料被压溃发出的嘶嘶声，最终破坏时，受压侧加固材料及混凝土被压碎。4、小偏压加固试验柱情况及分析CX-L-1柱直至破坏前一级荷载，整个试件均未出现裂缝，极限荷载时，一声巨响，受压侧混凝土突然炸裂并大面积剥落，受压侧两根纵向主筋裸露，均被压屈，钢丝网部分被拉断，破坏具有明显脆性。CX-Y-1柱同样在破坏之前，整个试件未见裂缝出现。破坏前毫无征兆，受压侧混凝土突然崩裂，表现出明显的脆性特征。加固层在对应破坏位置未见明显损坏，加固材料与混凝土发生局部剥离，并在牛腿折角往核心柱方向5cm处发生局部破损，分析原因应当是构件破坏时的剧烈转动，导致牛腿折角位置加固层存在一个很大的剪切力造成。小偏压加固试件的破坏均表现为明显的脆性，破坏前毫无预兆。各试验柱的典型破坏照片及核心柱受拉侧和侧面的裂缝图如图4-1所示，其中斜线填充部分表示压溃区域，灰色阴影部分表示加固材料。 西南交通大学硕士研究生学位论文第45页4.2试验主要结果对试验的主要结果总结如表4-1所示。表4-1试验主要结果开裂极限承载力对开裂荷载极限荷载跨中挠度试件编号荷载荷载应跨中处破坏形态提高程度提高程度提高程度/kN/kN挠度/mm受拉钢筋屈服CD-W-073.2/399.0/9.06/混凝土压溃混凝土压溃CX-W-0//1387.0/4.07/受压钢筋屈服*受拉钢筋屈服CD-W-074.8/390.0/8.99/混凝土压溃*混凝土压溃CX-W-0//1400.0/4.09/受压钢筋屈服钢丝全拉断CD-L-1143.095.36%492.423.41%9.808.17%随后混凝土压溃少数钢丝拉断CD-L-2154.7111.34%516.229.37%8.95-1.21%同时混凝土压溃钢丝均未拉断CD-L-3158.4116.39%538.634.99%8.21-9.38%混凝土压溃加固材料压溃CD-Y-1149.3103.96%507.427.17%8.21-9.46%受拉钢筋屈服加固材料压溃CD-Y-2153.5109.70%535.834.29%7.73-14.73%受拉钢筋屈服加固材料压溃CD-Y-3157.3114.89%554.839.05%7.20-20.60%受拉钢筋刚屈服混凝土压溃CX-L-1//1626.917.30%3.82-6.14%受压钢筋屈服混凝土压溃受压钢筋屈服CX-Y-1//1852.033.53%3.64-10.68%加固材料与混凝土发生剥离破坏注：试件编号后加*表示该试件采用传统竖向试验装置进行加载；提高程度是指加固试件相对于未加固试件CD-W-0或CX-W-0的提高程度。 西南交通大学硕士研究生学位论文第46页 西南交通大学硕士研究生学位论文第47页图4-1各试验柱典型破坏照片及相应裂缝图 西南交通大学硕士研究生学位论文第48页4.3试验结果分析4.3.1工装验证结合试验情况，从试验柱端头牛腿破坏情况以及对比柱荷载与试件跨中处侧向位移关系曲线对研发加载工装与传统竖向加载工装下的试验情况进行对比，论证研发加载工装的可行性。1、试验柱牛腿破坏情况选取采用传统竖向加载装置和研发加载装置进行短柱大小偏压试验结束后，短柱牛腿部分的典型情况，如图4-2~图4-5所示。由试验现象可知，采用传统竖向试验装置进行加载时，尽管在短柱牛腿部分作了箍筋加密处理，当荷载较大或者边界设置不当等因素下，仍会出现较大开裂或是局部破坏的现象；采用研发加载装置的钢板系统，可以有效减少牛腿部分裂缝的产生，避免牛腿发生局部破坏，对更加准确模拟偏压短柱的力学行为，起到了积极的作用。图4-2传统加载大偏压牛腿典型破坏图4-3传统加载小偏压牛腿典型破坏图4-4研发装置大偏压破坏时牛腿情况图4-5研发装置小偏压破坏时牛腿情况2、荷载位移曲线对比两种工装试验下，大小偏心受压短柱的荷载与试件跨中处侧向位移的曲线关系如图4-6所示。 西南交通大学硕士研究生学位论文第49页450/kN400荷载350300250200150CD-W-0100CD-W-0*5000246810挠度/mm(a)研发装置试验柱CD-W-0与传统装置试验柱CD-W-0*对比1600/kN1400荷载12001000800600CX-W-0400CX-W-0*200000.511.522.533.544.5挠度/mm(b)研发装置试验柱CX-W-0与传统装置试验柱CX-W-0*对比图4-6荷载跨中位移曲线对比对比采用不同加载装置，在不同偏心受压模式下试件的荷载位移曲线可知，自主研发的偏压短柱试验加载装置对试件的受力状态和受力过程影响很小；对于大偏压构件，试件CD-W-0的极限荷载以及承载力对应的跨中处挠度要略大于试件CD-W-0*；对于小偏压构件，两者的极限荷载与跨中挠度相差不大；在加载初期，采用研发装置加载试件的刚度要略大于采用传统装置加载，分析原因，在初期荷载较小时候，研发加载装置与枕木之间的摩擦对转动有一定的影响且采用的千斤顶输出荷载数显传感器在初期跳动较大，但随着荷载的进一步增大，加上采用的聚四氟乙烯板的作用，使得影响变得很小。综上，采用研发试验装置进行偏压短柱的试验加载是合理的，利用设计的钢板套箍系统的可拆卸性来实现装置的可重复使用，结合短柱端头设置的两块摩擦系数很小的聚四氟乙烯薄垫板，可以充分释放试件的自由转动，受力状态与传统加载装置基本一致，能较好的反映偏心受压柱的真实受力状态，对传统竖向加载装置下试件牛腿开裂及局部破坏问题有较明显的改善。 西南交通大学硕士研究生学位论文第50页4.3.2荷载分析以开裂荷载和破坏荷载两个方面对试验加固柱的荷载情况进行分析讨论。1、开裂荷载由于在试验中小偏压构件在破坏前均未见明显裂缝开展，下面主要针对于大偏压构件加固后开裂荷载的变化情况进行分析，对大偏压加固构件开裂荷载提高幅度进行统计，如图4-7所示。由图及试验数据可知，利用HTRCS加固大偏压短柱，对其开裂荷载均有明显的提高。与对比柱比较，受拉侧加固的试件CD-L随着加固层钢丝网布置数量增加，开裂荷载分别提高了95.36%、111.34%和116.39%，并随着钢丝网布置层数的增加，开裂荷载也随之提高，但开裂荷载增加的幅度减小；受压侧加固试件CD-Y，随着加固层钢丝网布置数量增加，开裂荷载分别提高了103.96%、109.70%和114.89%，同样随着钢丝网布置层数的增加，开裂荷载随之提高，但相比受拉侧加固情况，提高幅度相对较小。大偏压构件裂缝的出现主要是由受拉区控制，受拉侧加固时在相对较大的弯矩作用下，HTRCS加固层出现横向的拉裂缝，由于HTRCS基材的抗拉强度比混凝土大，在二者协同受力下，可以对开裂荷载有提高。受压侧加固时，主要是由于加固层对构件整体刚度的贡献，使得初始偏心距保持不变的情况下，受压侧加固后试件的荷载偏心距变小，提高了构件的刚度，并提高了构件开裂荷载。12010080/%60提高比例40200CD-L-1CD-L-2CD-L-3CD-Y-1CD-Y-2CD-Y-3短柱编号图4-7开裂荷载增幅统计2、破坏荷载偏心受压短柱在利用HTRCS加固前后极限承载力的提高变化情况，是衡量HTRCS加固法对偏心受压短柱加固效果的一个重要指标，同时提高偏心受压短柱的极限承载力也是进行HTRCS加固的主要目的之一。对加固构件极限荷载提高幅度进行统计，如图4-8所示。分析数据可知，对于受拉侧加固构件，大偏压加固层钢丝网一、二、三层和小偏压短柱的极限荷载分别提高了23.41%、29.37%、34.99%和17.30%，大偏压短柱的提高更加明显，极限荷载随着钢丝网层数的增加而提高，但提高幅度呈减小的趋势。对于受压侧加固构件，大偏压加固层钢丝网一、二、三层和小偏压短柱的极限荷载分别提高了27.17%、34.29%、39.05%和33.53%，钢丝网布置数量对承载力的影响不大。偏心距为50mm的小偏压情况下，受压侧加固比受拉侧加固在承载力上有更 西南交通大学硕士研究生学位论文第51页大的提高。对比加固构件CD-L及CD-Y的承载力可知，当偏心距为150mm时，受压侧加固比受拉侧加固对承载力的提高更加明显。403530/%252015提高比例1050CD-L-1CD-L-2CD-L-3CD-Y-1CD-Y-2CD-Y-3CX-L-1CX-Y-1短柱编号图4-8极限荷载增幅统计4.3.3挠度分析以试验中应变采集的最后一个荷载等级对应的试件跨中处侧向位移作为极限挠度值，各试件的荷载与跨中处位移曲线对比如图4-9所示。分析数据可知，CD-L试件承载力对应的跨中处挠度伴随钢丝网的布置层数增大而减小；在加载初期，CD-L加固试件的刚度要比未加固对比柱的小，分析原因是当荷载初始偏心距保持不变时，受拉侧加固会使加固后试件的荷载偏心距增大，导致刚度的降低。CD-Y试件承载力对应短柱跨中处的挠度伴随加固层钢丝网布置数量的增大而减小，且均小于未加固对比柱承载力对应的跨中处挠度；相比未加固试件，CD-Y试件加固后跨中挠度的减少幅度比CD-L试件加固后的要显著；在加载初期，CD-Y加固短柱的刚度伴随加固层钢丝网布置数量增大而提高，并且均明显大于未加固对比柱的刚度。小偏压构件CX的挠度规律跟CD类构件的规律相似，较对比柱，加固后短柱的承载力对应跨中位移均有所减小。600CD-W-0CD-L-1500CD-L-2CD-L-3400/kN300150荷载20010050100000.511.52002468101214跨中处位移/mm(a)加固试件CD-L与未加固试件对比 西南交通大学硕士研究生学位论文第52页600CD-W-0500CD-Y-1CD-Y-2400CD-Y-3/kN300150荷载20010050100000.511.50012345678910跨中处位移/mm(b)加固试件CD-Y与未加固试件对比20001800CX-W-0CX-L-11600CX-Y-1140012001000/kN400800荷载600200400200000.20.40.6000.511.522.533.544.5跨中处位移/mm(c)加固试件CX与未加固试件对比图4-9荷载-位移曲线对比4.3.4应变分析1、荷载-应变曲线分析构件的承载力同延性跟混凝土、受拉纵筋、受压纵筋与HTRCS加固材料的应变有着十分紧密的关系。绘制试件受压受拉侧混凝土、拉压钢筋、加固层应变随荷载变化关系曲线并作对比分析，如图4-10所示。450600400/kN/kN500350荷载荷载300400250混凝土受压300混凝土受压200混凝土受拉混凝土受拉150200钢筋受压钢筋受压100100钢筋受拉钢筋受拉50新材料受拉侧00-2000-10000100020003000-3000-2000-10000100020003000应变/με应变/με(a)CD-W-0(b)CD-L-1 西南交通大学硕士研究生学位论文第53页600600/kN/kN500500荷载荷载400400混凝土受压300混凝土受压300混凝土受拉混凝土受拉钢筋受压200钢筋受压200钢筋受拉钢筋受拉100100新材料受拉侧新材料受拉侧00-3000-2000-1000010002000-3000-2000-1000010002000应变/με应变/με(c)CD-L-2(d)CD-L-3600600/kN/kN500500荷载荷载400400混凝土受压混凝土受压300300混凝土受拉混凝土受拉钢筋受压200钢筋受压200钢筋受拉钢筋受拉100100新材料新材料00-3000-2000-10000100020003000-3000-2000-10000100020003000应变/με应变/με(e)CD-Y-1(f)CD-Y-26001600/kN1400/kN500荷载1200荷载4001000混凝土受压300混凝土受压800混凝土受拉混凝土受拉600钢筋受压200钢筋受压400钢筋受拉100新材料钢筋受拉20000-3000-2000-10000100020003000-3000-2500-2000-1500-1000-5000500应变/με应变/με(g)CD-Y-3(h)CX-W-01800200016001800/kN/kN160014001400荷载1200荷载1200混凝土受压1000混凝土受压1000混凝土受拉800混凝土受拉800钢筋受压600钢筋受压600钢筋受拉400钢筋受拉400加固材料200加固材料20000-3000-2500-2000-1500-1000-5000500-4000-3000-2000-100001000应变/με应变/με(i)CX-L-1(j)CX-Y-1图4-10荷载-应变曲线对比对比CD-L试件，随着加固层钢丝网布置数量增多，每级荷载下加固层受拉应变降低，这说明HTRCS加固层能有效提高试验短柱的开裂荷载等级；同时随着钢丝网布置数量增多，加固层的极限应变随之增大，试件破坏时受拉侧纵筋拉应变随之减小，这表明随着钢丝网布置数量增多，HTRCS加固层与混凝土协同受力越趋于良好，加固 西南交通大学硕士研究生学位论文第54页效果越明显。其中对裸柱受拉侧加固一层钢丝网时，极限状态下钢筋拉应变有少量减少；钢丝网由一层变为两层时，极限状态下钢筋拉应变有大幅减少，加固材料极限拉应变增幅达到503με；由两层变为三层，极限状态下钢筋拉应变几乎没影响，加固材料极限拉应变只增幅130με，因此可见，合理的钢丝网布置数量对加固效果改善效果明显，且随着配筋率的增加，提高水平趋于稳定，因此应当根据实际情况合理的选择配筋率，避免材料的浪费。对于CD-Y试件，随着加固层钢丝网布置数量增大，同一荷载下试件受拉侧混凝土拉应变减小，加固材料能够较明显延后构件的开裂阶段；且随着钢丝网布置数量增大，极限状态下受拉侧钢筋的拉应变减小，受压侧钢筋均极限状态时均被压屈，承载能力越大。加固小偏压柱CX-L和CX-Y对比未加固柱CX-W-0，分析每级荷载下，受压侧混凝土的压应变均小于裸柱，其中CX-Y减小的幅度更大，表现为极限承载力提高越明显。在其他条件相同的情况下，偏心距较大时，试件的相对承载力越低，受拉钢筋的荷载-应变关系曲线表现越为平缓，对于小偏压构件，受压侧混凝土和钢筋的应变增长速度明显大于大偏压构件，当达到极限状态时，偏心距较大的构件受拉钢筋均能达到屈服强度，偏心距较小的构件受压钢筋能达到屈服强度。2、柱中截面混凝土应变分布11514520%40%8511560%80%85100%555525/mm/mm25-5-1500-1000-5000500-5-3000-2000-100001000200030004000-35截面高度截面高度-35-6520%40%-6560%80%-95-95100%-125-125应变/με应变/με(a)CD-W-0(b)CD-L-11451251159585655535/mm25/mm5-4000-3000-2000-1000010002000300040005000-5-25-4000-20000200040006000截面高度-35截面高度-5520%40%20%40%-65-8560%80%60%80%-95100%-115100%-125-145应变/με应变/με(c)CD-L-3(d)CD-Y-3 西南交通大学硕士研究生学位论文第55页12511520%40%9520%40%8560%80%60%80%65100%55100%3525/mm/mm5-5-3500.0-3000.0-2500.0-2000.0-1500.0-1000.0-500.00.0500.0-3000-2500-2000-1500-1000-5000500-25截面高度-35-55截面高度-65-85-95-115-125-145应变/με应变/με(e)CX-W-0(f)CX-Y-1图4-11偏压柱柱中截面混凝土应变分布图4-11给出了部分典型偏压柱柱中截面(1/2柱高)混凝土应变分布特征，从图中混凝土在不同受力阶段的应变能看出，试件在加载过程中，截面基本保持为平面，混凝土正截面方向的平均应变呈现出较好线性变化关系，近似符合平截面假定。另外对比图中大偏压构件可以看出随荷载等级增大，每级荷载对应曲线与纵轴交点在逐渐往下移动，分析原因对于大偏压构件，随着荷载增大，受拉侧混凝土或新材料开裂后，荷载主要由受拉侧钢筋或钢丝网承担，截面中性轴向受压区移动，受压区高度逐渐减小。4.4本章小结本章介绍了HTRCS加固混凝土短柱在偏心荷载下的试验现象和破坏形态，对构件的承载力、开裂荷载、裂缝分布、延性性能及研发工装进行了分析，得到了以下结论：1、自主研发的偏心受压短柱试验加载装置将传统的偏压柱竖向加载方式转变为水平加载，解决了试验过程中的安全性问题，配套的钢板套箍系统，不仅可以通过可拆卸性达到装置的重复使用，而且对传统竖向加载装置下试件牛腿开裂及局部破坏问题有明显的改善，能较好的反映偏心受压柱的真实受力状态。2、采用HTRCS加固后的大偏心受压短柱开裂荷载得到了明显提高，提高幅度均达到了100%左右；所有加固后试件的极限承载力相比对比柱都有不同程度的提高，且随钢丝网布置数量的增加，偏压柱承载力呈现出增加趋势，但变化趋势呈减缓态势；对于受拉侧加固构件，大偏压短柱承载力提高幅度大于小偏压短柱，相比于未加固柱延性得到改善；对于受压侧加固构件，承载力随加固层钢丝网层数增加的提高幅度不及受拉侧加固情况下明显，相比于未加固柱延性降低。3、大偏压构件受拉侧裂缝分布与加固层钢丝网布置数量密切相关，当钢丝网布置数量增多时，受拉侧加固试件裂缝由未加固柱的宽而稀变为窄而密，大偏压柱延性破坏特征更加明显，受压侧加固试件受拉侧裂缝宽度变小但裂缝分布以及裂缝间的间距变化不大。4、加固构件正截面方向混凝土和加固材料的平均应变呈现出了较好的线性变化关系，近似符合平截面假定。 西南交通大学硕士研究生学位论文第56页第5章HTRCS加固RC偏压柱有限元分析目前对复合材料钢丝网加固混凝土结构来改善其受力及变形性能的研究大多通过试验来完成，而在实际工程中，我们事先并不知道为了达到预期的加固效果及合理预算的情况下，应当采取何种的加固形式及方法。因此在试验之前便需要对不同设计参数下的加固效果进行定量的分析，并对不同参数情况下的计算结果进行分析比较，选出具有试验意义与价值的对比组进行试验研究。从而如果能有一种合理的模拟计算方法来对不同参数下加固后构件的受力响应进行分析计算，必然会对指导试验以及实际加固工程产生十分积极的作用。随着有限元技术的不断深入发展，有限元分析已成为现行主流的结构分析手段。许多有限元软件在实际工程受力分析中的应用越来越广泛，实践证明它是一种很好的结构数值分析模拟的方法。本章运用大型通用有限元计算软件ABAQUS对试验的各设计参数进行非线性有限元分析。通过对采用传统加载设备加载的裸柱与采用研发加载工装的柱的力学性能进行对比，分析研发加载工装的合理性；通过分析不同设计参数下构件的应力应变发展、变形情况等，探究参数对加固效果的影响；本章的分析参数除了试验中选取的偏心距、加固层钢丝网布置数量和加固方式以外，还对构件的初应力水平、加固层厚度进行了计算模拟。有限元分析的内容主要包括：模型分析结果与试验结果对比；对比柱模型与加固柱模型模拟计算参数分析。5.1有限元法基本理论5.1.1有限元法的基本原理有限元是将实际工程中的抽象问题转化为数学模型，将结构简单化，再通过选择可靠的数值算法进行数值模拟计算分析的方法，它的中心思想是通过把一个在连续域中拥有无限个自由度的问题转变为在一个离散且不重叠的域中拥有有限个自由度的问题，然后再通过对微观有限问题的分析转化到宏观层面。整个宏观分析模型可以当作由有限多个小单元通过某种力学连接方式形成的统一整体，这些有限个小单元的力学特性通过节点组合在一起后形成了一个独立的力学特性体。对于整体结构中的每个小单元来讲，彼此连接在一起的节点能够反映它们的力学特性；而整体结构的力学特性能够借助集合中每个小单元的特性进行描述，其力学平衡公式为：[]{}{}KX=Q(5-1)式中，[]K—整体结构刚度矩阵，通过每个小单元刚度矩阵集成；{}X—节点位移矩阵； 西南交通大学硕士研究生学位论文第57页{}Q—荷载矩阵。有限元解决问题的关键是在建立整体结构的刚度矩阵[]K，结合外荷载矩阵建立基本的有限元方程，求解结构的应力与应变[47]。5.1.2HTRCS加固RC偏压柱的有限元分析基本步骤HTRCS加固RC偏心受压柱有限元分析主要分以下五个步骤：1、结构的离散化将HTRCS加固层、混凝土、钢筋等结构进行离散处理，合理划分单元后，各离散单元之间通过指定点相互连接形成单元节点。2、明确单元位移函数通过单元里面任一点的位移构建相应的矩阵方程，同时利用位移矩阵来近似表示单元节点位移的函数，用d表示单元任一点的位移函数，如式5-2所示。e{}{}{}dN=(5-2)式中，{}d—单元任一点的位移矩阵；{}N—形函数矩阵；e{}—单元节点位移矩阵。3、单元分析进行单元力学特性分析，根据静力等效原理，把作用在单元上的荷载等效地移置到相应节点上，形成节点荷载矩阵，并利用相关力学原理建立单元的平衡方程，求得单元内节点位移和节点力间的关系矩阵，即单元刚度矩阵。eee{}=[]{}DK(5-3)式中，{}D—单元上的节点力；e{}K—单元刚度矩阵。4、整体分析根据节点变形协调条件及平衡条件，将离散的单元整体化，将微观向宏观进行转化，求得宏观整体平衡方程。5、确定约束条件在进行平衡方程求解之前，根据偏心受压柱的实际情况，确定模型的边界约束条件，并对平衡方程进行适当修正。6、有限元方程求解并输出计算结果。通过对整体平衡方程的求解，可以求得各节点的位移；根据求得的位移可以计算出单元的应力及应变，最后输出相关计算结果。 西南交通大学硕士研究生学位论文第58页5.2大型通用有限元ABAQUS简介目前常用的有限元软件有：ABAQUS、ANSYS、ADINA、ALGOR、SAP2000、Nastran、MARC、DYTRAN等，在众多的有限元分析软件中，ABAQUS凭借着自身友好的人机交互界面、完善的前后处理系统、强大的非线性分析功能等优点享有十分重要的地位。ABAQUS中提供了丰富的分析单元类型，能够模拟各类工程材料的实际形状以及材料性能，深入反映各部件间的差异性。ABAQUS主要有两种求解器方式：Abaqus/Standard隐式分析求解器模块，Abaqus/Explicit显式分析求解器模块，分别对应着直接积分法中的中心差分法（显式）与Newmark（隐式）法。其中隐式分析是一个通用分析模块，广泛地应用于结构线性和非线性分析，静态、动态问题以及耦合分析中，本论文将采用此求解器来进行研究。显式分析则适合于如爆炸、碰撞等瞬时的大变形与高度非线性问题分析中。本文选用ABAQUS6.14-1对本课题的试验短柱构件进行有限元模拟，与试验结果进行分析比较，ABAQUS数值模拟大致分析步骤如图5-1所示。图5-1ABAQUS数值模拟计算步骤5.3有限元模型建立5.3.1有限元建模中所做假定考虑到本课题研究的侧重点，在建立有限元模型中进行了部分简化，忽略一些次要因素的影响是合理的。本文在建立有限元模型过程中进行了如下的假定。①认为混凝土与钢筋之间的粘结性能良好，试验中不会出现粘结滑移。作此假定 西南交通大学硕士研究生学位论文第59页主要是因为混凝土与钢筋之间的粘结滑移关系十分复杂，目前尚且没有可靠的粘结滑移模型，加之本文只对单调加载的情况进行分析模拟，混凝土与钢筋之间粘结滑移的影响比较小，故作此假定进行简化。②认为HTRCS基材与内置钢丝网之间的粘结性能良好，不会出现粘结滑移。由于现有对HTRCS基材性能的研究工作尚少，还没有能够比较成熟反映HTRCS基材与钢丝网之间粘结滑移的关系。③认为HTRCS加固层与原混凝土接触面的粘结性能良好，界面不发生明显滑移，加固层与原混凝土可以整体工作。基于现有的研究成果，还无法成熟地模拟HTRCS与混凝土界面在后期的错位滑动关系。5.3.2材料特性1、混凝土在ABAQUS软件里，有三种混凝土本构关系模型，分别是ConcreteSmearedCracking(混凝土弥散开裂模型)、ConcreteDamagedPlasticity(混凝土塑性损伤模型)、CrackingModelForConcrete(混凝土开裂模型)，本论文采用ConcreteDamagedPlasticity(混凝土塑性损伤模型)进行模拟。该模型能够分别定义混凝土的受拉受压本构关系，并采用非关联塑性流动法则来描述混凝土不可恢复的变形，对混凝土刚度退化的模拟具有很强的适用性[48]。混凝土本构关系采用《混凝土结构设计规范》(GB50010-2010)中的混凝土单轴受压应力-应变模型(compressivebehavior)。混凝土详细本构关系模型见论文第2章。以下对ABAQUS中混凝土塑性损伤模型参数的计算及确定作具体说明。混凝土塑性损伤模型主要有两种类型的参数需要确定，第一种塑性参数为了模拟混凝土的塑性性能，另外一种损伤因子是用于模拟混凝土的损伤性能。(1)塑性参数表5-1塑性参数DilationViscosity参数名称Eccentricityfb0/fc0KAngleParameter参数取值300.11.160.66670.005①膨胀角(DilationAngle)的定义膨胀角(DilationAngle)是混凝土塑性模型塑性势函数的一个参数，取具体表达式为：22G=(tan)+q−ptan（5-4）t0式中，G—塑性势，为Drucker-Prager双曲函数形式； 西南交通大学硕士研究生学位论文第60页—势函数偏心率；—单轴抗拉强度；t0—膨胀角；膨胀角反映了屈服函数溢出屈服包络曲面的最大切线角，通常取值30°。②流动势能偏移值(Eccentricity)的定义流动势能偏移值用于确定屈服准则中屈服面的形状，一般取默认值0.1。③双轴与单轴抗压强度比(fb0/fc0)及K系数的定义依据屈服面流动法则，参考Lee和Fenves在Lubliner等提出的方程基础，具体形式如下所示。1plplF=(q−3ap+()(max)−(−max))−c()（5-5）1+a(/)1−bc00其中，=,00.5（5-6）2(/)1−bc003(1−K)=（5-7）2(K−1)plc()c=(1−)(1−+)（5-8）plt()tplpl式中的c()c和t()t分别表示有效压应力和有效拉应力；max为最大有效主应力；系数K为拉压子午线上的第二应力不变量比值，此参数决定着屈服面的形状，其范围是0.5K1.0，本文选取工程中常用值2/3；混凝土双轴与单轴抗压强度比fb0/fc0，本文取值为1.16。④粘性系数(ViscosityParameter)的定义ViscosityParameter为粘性体系模型中的粘性系数，一般用在ABAQUS动态分析显示求解器中本文选用常用值0.005。(2)损伤因子为了反映材料受损伤后的退化程度，引入了损伤因子D。对于混凝土塑性损伤模型(CDP模型)中的弹性阶段，采用线弹性模型来计算材料的力学行为；进入塑性阶段后，由于材料发生了不可逆转的损伤，受损后材料的弹性模量为：ED=−(1DE)0（5-9）式中，E—材料无损弹性模量；0D—损伤因子，当D=0时表示无损状态；D=1时表示完全损坏；01D对应材料不同程度的损伤。对于损伤因子的计算，《混凝土结构设计规范》(GB50011-2015)给出了混凝土单轴受力状态下的应力-应变关系如下所示，其中参数d为损伤演化参数。k 西南交通大学硕士研究生学位论文第61页k=(1−dEk)0c(k=ct,)（5-10）根据已有研究表明，由于规范基于弹性损伤模型，未考虑塑性应变，若将d等同k于D损伤因子带入CDP模型中会造成无法得到塑性应变的计算结果。在多种不同损伤k因子计算方法的对比下，Najar损伤理论具有更高的精度及普适性[49]，如图5-2所示。图5-2Najar塑性损伤模型混凝土在外力作用下，外力功转化为弹性应变能、塑性耗能以及损伤扩展能。图中OA段直线表示无损状态下混凝土的应力应变曲线，无损状态下的外力做功12WE00=（5-11）2考虑到实际状态下混凝土的损伤，应力应变曲线为0BC，则可以求得有损伤状态下外力所做的功为W0BCE==df()d（5-12）基于Najar损伤理论的损伤因子为：2W−WS−S1/2E−f()dD=00BCE=0AE0BCE=0(k=ct,)（5-13）k2WS1/2E00AE0计算得到的损伤因子情况如下所示。图5-3受压区损伤因子与非弹性应变关系 西南交通大学硕士研究生学位论文第62页图5-4受拉区损伤因子与开裂应变关系2、HTRCS加固材料HTRCS加固材料基材应力-应变关系采用实测5d本构曲线。由于实测试验中只完成了对完整本构曲线上升段的测试模拟，模型中需要对加固材料的损伤进行定义时需要完整的本构曲线，近似参照同峰值荷载混凝土的下降段对HTRCS加固材料基材本构下降段进行了拟合，并同样采用Najar损伤理论计算得到其损伤因子。拟合得到的完整应力应变曲线如图5-5所示。图5-5HTRCS基材完整应力-应变曲线3、钢筋及钢丝网模型中钢材类材料的本构均采用理想弹塑性模型，即是认为钢筋在达到屈服强度之后其应力保持不变，不进入强化阶段。一般情况下结构在发生破坏时，钢筋受拉屈服后的变形即便能穿过屈服平台进入强化阶段，但也达不到很大范围，从而可以采用理想弹塑性模型。对于无明显屈服阶段的钢丝网，可取应变为0.2%时对应的强度为材料的屈服强度。具体应力-应变曲线见本论文第2章。5.3.3单元选取及网格划分ABAQUS软件提供了丰富的单元库，基于本文研究项目的特点，综合对比选取适 西南交通大学硕士研究生学位论文第63页合的单元类型。混凝土、钢板、垫块、HTRCS加固基层选取三维实体单元（八节点六面体单元），采用一次缩减积分，即是C3D8R；缩减积分即是在单元各个方向上比完全积分减少一个积分点，其优势在于有限元分析过程中能够大幅度提升计算速度，但缺点是单元的刚度会有少量增加；钢筋和钢丝网选取线性桁架单元中的二节点直线单元(2-nodestraighttruss)，即是T3D2，不承受弯矩作用，而仅承受轴力的作用。ABAQUS软件自带有三种网格划分的方式，分别是结构式划分(Structured)、扫略划分(Sweep)以及自由式划分(Free)，自由式划分网格技术采用的是Tri及Tet，一般情况下应选带有内部节点的二次单元来保证模型的精度；结构式网格和扫略网格一般采用的是Quad以及Hex单元，分析精度相对较高，本次建模采用结构式划分网格。在使用Quad及Hex单元划分网格的时候，ABAQUS提供有两种算法，分别是进阶算法(AdvancingFront)和中性轴算法(MedialAxis)，其中进阶算法更加容易得到单元大小均匀的网格，本文采用进阶算法。合适的网格划分能够提高收敛的速度与精度，较大的网格容易收敛，但计算精度相对较差，而较细的网格保证了计算精度，但计算花费时间较长，且结果不容易收敛。经过反复的调试与试算分析，本文选用20mm的单元长度对各部件进行网格划分。有限元模型及网格划分情况如图5-6所示。垫块钢丝网钢筋笼混凝土短柱加固材料牛腿钢板图5-6HTRCS加固偏压柱有限元模型5.3.4边界约束处理利用ABAQUS建模时把各部件设定为独立单元，并在Assembly模块中完成组装；把钢筋和箍筋通过“Merge”整合成一个整体，形成钢筋骨架；钢筋骨架与混凝土之间采用嵌入(EmbeddedRegion)进行模拟；为了便于钢板与混凝土、垫块与钢板间更好的绑定，以及后处理数据提取位置的需要，在相应位置对混凝土短柱以及钢板进行切分，钢板与混凝土之间采用“Tie”命令进行连接，为其添加绑定约束，即认为相互没有粘结滑移；类似在设定垫块与钢板、HTRCS加固层与混凝土短柱的互相作用时，也是采 西南交通大学硕士研究生学位论文第64页用绑定约束；为了充分释放短柱在偏压荷载下的转动自由度，在钢板底部对应偏心位置切分线，约束其三个方向的平动自由度。5.3.5加载制度短柱模型通过顶端垫块施加位移进行加载，为了加载的方便，设置一参考点(ReferencePoint)与加载面进行连接绑定(Coupling)，通过对参考点施加位移，等同于对加载面施加均匀的位移变量。本次建模采用单调加载的方式，经反复调试确定加载位移为10mm。模型收敛性的好坏与加载过程参数的把控有着很大的关系，整个分析过程的控制在ABAQUS中主要通过分析步(Step)来实现。计算迭代方式选用全牛顿-拉普森迭代(FullNewton-RaphsonMethod)，在计算过程中考虑非线性的影响，打开(NlgeomOn)。为了保证计算模型收敛的速度与精度，合理的选择迭代的控制参数是十分必要的，经过调试后确定合适的参数设置情况如下：Timeperiod为1，增量步控制设置为自动控制的方式(Automatic)，最大增量步数目(Maximumnumberofincrements)为10000，起始增量步(InitialIncrementsize)为0.0001，最小增量步(MinimumIncrementsize)为1E-50，最大增量步(MaximumIncrementsize)为0.01。5.3.6输出选项ABAQUS后处理模块提供了直观的结果变量查看方式，为了缩减时间，加快模型计算速度，利用场变量功能(FieldOutput)只输出目标研究的内容。本文主要输出的变量内容包含：应力(Stresses，S)、应变(Strains，E)、位移(Displacement，U)、反力(Forces，RF)、压缩损伤(Failure/Fracture，DAMAGEC,Compressivedamage)、拉伸损伤(Failure/Fracture，DAMAGET,Tensiledamage)等。应力输出主要用于分析各阶段材料的应力表现，反映关键位置应力情况，判断材料的失效情况；应变输出主要是观察模型各个部位的应变关系，观察分析各阶段模型的变形是否合理，来分析HTRCS加固偏压柱的效果；位移输出主要用于得到荷载位移曲线以及观察短柱加载端宏观位移情况；反力输出主要用于极限承载能力的确定；压缩损伤和拉伸损伤主要用于反映加载后模型受损状况与其分布。5.3.7加固柱二次受力的模拟方法在考虑带有初始应力损伤的偏压柱加固时，建模共分为两个分析步，利用ABAQUS求解模块中的“ModelChange”功能实现单元生死，控制HTRCS加固层是否参加工作，来模拟并计算HTRCS加固RC偏压柱的二次受力情况。在第一个分析步中把HTRCS部分的单元“杀死”，对裸柱加以初始应力损伤对应的外力；第二个分析步中激活HTRCS部分的单元，并利用“绑定约束（tie）”同原柱形成整体，然后在加载端施以 西南交通大学硕士研究生学位论文第65页单调竖向位移荷载，直到构件发生破坏。5.4有限元模型的验证5.4.1极限荷载对比将试验实测各偏压柱极限荷载数据和采用有限元计算求得的极限荷载作统计对比如表5-2所示，可以看出通过有限元模拟得到的极限荷载跟试验实测值十分接近，吻合情况比较理想，但同时也存在一定偏差，有限元计算值普遍比实测值稍微偏大，分析原因是在有限元模拟中没有考虑材料界面间的粘结滑移和混凝土材料自身的非匀质随机性以及试验实测误差等造成。表5-2有限元计算值与试验值极限荷载对比试件编号试验值/kN有限元计算值/kN计算值/试验值CD-W-0399.0464.61.16CX-W-01387.01502.61.08CD-L-1492.4527.91.07CD-L-2516.2558.81.08CD-L-3538.6583.81.08CD-Y-1507.4613.11.21CD-Y-2535.8625.71.17CD-Y-3554.8638.71.15CX-L-11626.91530.60.94CX-Y-11852.01901.61.035.4.2荷载-挠度曲线对比荷载-挠度曲线是能够反映偏压柱结果工作状态的一个重要性能指标，将各试验柱的实测与计算荷载-挠度情况总结如图5-7所示。500600/kN/kN500400荷载荷载400300300200200100实测值有限元计算值100实测值有限元计算值00024681012024681012挠度/mm挠度/mm(a)CD-W-0(b)CD-L-1 西南交通大学硕士研究生学位论文第66页600700/kN/kN500600荷载500荷载400400300300200200100实测值有限元计算值100实测值有限元计算值0002468100246810挠度/mm挠度/mm(c)CD-L-2(d)CD-L-3700700600/kN600/kN500荷载500荷载400400300300200200100实测值有限元计算值100实测值有限元计算值0002468100246810挠度/mm挠度/mm(e)CD-Y-1(f)CD-Y-27001600600/kN1400/kN荷载1200荷载5001000400800300600200400100实测值有限元计算值200实测值有限元计算值0002468012345挠度/mm挠度/mm(g)CD-Y-3(h)CX-W-0180020001600/kN1800/kN14001600荷载荷载14001200120010001000800800600600400400实测值有限元计算值实测值有限元计算值20020000012345012345挠度/mm挠度/mm(i)CX-L-1(j)CX-Y-1图5-7荷载-挠度曲线实测值与有限元计算值对比从图5-7的荷载-挠度曲线可以看出，HTRCS加固偏压柱的有限元计算值与试验实测值吻合较为理想。5.4.2损伤云图和破坏形态对比基于材料本构中定义的损伤因子，可以在ABAQUS后处理模块中方便的查看各分 西南交通大学硕士研究生学位论文第67页析步内的损伤云图，对于分析构件损伤的发展历程，损伤相关位置关系和损伤发展程度有着非常重要的作用。以下列举试验中几种典型损伤云图与破坏形态的对比。(a)CD-L-3(b)CX-L-1图5-8拉伸及压缩损伤云图与破坏形态对比由图5-8可知，有限元定义的损伤能够较好的模拟构件损伤的相关位置与发展程度，比较真实的反映材料退化发展情况。综上，对于未加固试件以及加固试件，运用ABAQUS大型有限元软件建立的偏压加固柱模型是合理的，均能较好地模拟其真实的受力状态，用其对结构进行仿真模拟是可行的。5.4有限元参数结果分析基于已有试验情况，为了能够更加清晰的反映各参数对HTRCS加固偏压柱承载力 西南交通大学硕士研究生学位论文第68页的影响，新增了加固层厚度、初始荷载水平两个参数，同时对试验验证的偏心距、加固层钢丝网布置数量两个参数范围做适当扩展，以单一变量为原则，通过改变单一参数而保持其余量不变的方式来研究参数变化对偏压构件承载力提高程度的影响，其中承载力的提高程度是指相对于未加固偏压柱试件计算得到的承载力的提高程度。5.4.1加固层钢丝网布置数量利用有限元计算分析了大偏压受拉侧加固和受压侧加固两种情况下，极限承载力及其相对裸柱的提高比例随加固层钢丝网布置数量的变化，并对发展关系进行了曲线拟合。编号规则上延用之前的约定，如“CD-L-5”表示大偏压受拉侧加固，加固层布置5层钢丝网。钢丝网布置层数对应极限荷载及相对原柱承载力的提高比例详细计算结果如表5-3所示，承载力提高比例随钢丝网布置数量的变化曲线如图5-9所示。表5-3钢丝网布置层数对应极限荷载及提高比例试件编号承载力/kN提高比例试件编号承载力/kN提高比例CD-L-0491.75.83%CD-Y-0599.729.08%CD-L-1527.913.62%CD-Y-1613.131.96%CD-L-2558.820.28%CD-Y-2625.734.67%CD-L-3583.825.66%CD-Y-3638.737.47%CD-L-4605.330.28%CD-Y-4642.038.18%CD-L-5624.334.37%CD-Y-5656.241.20%CD-L-6639.837.71%CD-Y-6661.342.27%CD-L-7653.940.74%CD-Y-7668.143.78%CD-L-8666.243.39%CD-Y-8681.246.58%CD-L-9677.045.72%CD-Y-9692.148.95%60%y=0.0201x+0.3053，R2=0.994550%40%30%y=0.4133lg(x+1)+0.0265，R2=0.991420%受拉侧加固计算值受压侧加固计算值承载力提高百分比10%受压侧加固拟合曲线受拉侧加固拟合曲线0%012345678910钢丝网布置层数图5-9钢丝网布置层数对承载力提高程度影响 西南交通大学硕士研究生学位论文第69页分析数据可知，大偏压构件受拉侧加固当加固层未布置钢丝网时，承载力提高不明显，仅有5.83%，而受压侧加固提高明显，达到了29.08%，分析原因，受压侧加固承载力提高主要是由于加固层造成的截面偏心距减小，受拉侧加固承载力提高主要是因为钢丝的抗拉性能强；随着加固层钢丝网布置数量增大，受拉侧加固大偏压构件的承载力提高幅度较快，在区域内呈对数函数增长，然而当钢丝网层数进一步增大时，受拉侧加固构件承载力有趋于稳定的趋势；受压侧加固试件的承载力随钢丝网层数增多而呈现近似线性增大，但增大效果不明显。另外，上述只通过改变加固层钢丝网布置数量研究其对加固效果的影响，是基于理论研究的方便，其本质是对加固层纵向配筋率进行分析。结合实际情况还可以通过改变钢丝网单根钢丝直径或者改变钢丝网孔径等途径来实现配筋率的变化。5.4.2偏心距选取在偏心受压构件受拉侧和受压侧加固两种情况下，偏心距从0.1h到0.9h(h为柱截面沿偏心方向长度)变化时，考虑偏压柱承载力随偏心距的变化情况。以加固层布置一层钢丝网为基础，编号规则在之前约定的基础上，新增加偏心距因素，如“C-L-1-pxj0.1”，其中“pxj”为偏心距的缩写，表示偏压构件受拉侧加固，加固层布置一层钢丝网，偏心距为0.1h。每个加固构件的提高比例指相对于该偏心距下对应原柱的承载力提高比例，因此在建立各偏心距情况下的偏压柱加固模型以外，同时还建立了各偏心距状态下的原柱模型作为对比参照。不同偏心距下对应的偏压柱极限荷载及相对原柱承载力的提高比例详细计算结果如表5-4所示，不同偏心距与柱截面沿偏心方向长度比值x下的偏压柱构件承载力如图5-10所示，承载力提高比例随偏心距在沿柱截面偏心方向长度所占比例变化曲线如图5-11所示。表5-4不同偏心距对应极限荷载及提高比例试件编号承载力/kN提高比例试件编号承载力/kN提高比例CD-L-1-pxj0.1491.75.83%CD-Y-1-pxj0.1599.729.08%CD-L-1-pxj0.2527.913.62%CD-Y-1-pxj0.2613.131.96%CD-L-1-pxj0.3558.820.28%CD-Y-1-pxj0.3625.734.67%CD-L-1-pxj0.4583.825.66%CD-Y-1-pxj0.4638.737.47%CD-L-1-pxj0.5605.330.28%CD-Y-1-pxj0.5642.038.18%CD-L-1-pxj0.6624.334.37%CD-Y-1-pxj0.6656.241.20%CD-L-1-pxj0.7639.837.71%CD-Y-1-pxj0.7661.342.27%CD-L-1-pxj0.8653.940.74%CD-Y-1-pxj0.8668.143.78%CD-L-1-pxj0.9666.243.39%CD-Y-1-pxj0.9681.246.58%注：每个加固构件承载力的提高比例指相对于该偏心距下对应裸柱承载力的提高比例。 西南交通大学硕士研究生学位论文第70页300受压侧加固计算值受拉侧加固计算值250受压侧加固拟合曲线200受拉侧加固拟合曲线/t150y=-185.4146lgx+201.1113，R2=0.9960承载力10050y=-239.4086lgx+253.5561，R2=0.9975000.10.20.30.40.50.60.70.80.91偏心距/柱截面沿偏心方向长度图5-10不同偏心距下对应承载力40%35%30%25%20%受压侧加固计算值15%受拉侧加固计算值提高百分比受拉侧加固拟合曲线10%受压侧加固拟合曲线承载力5%0%00.10.20.30.40.50.60.70.80.91偏心距/柱截面沿偏心方向长度图5-11偏心距对承载力提高程度影响分析数据可知，随着偏心距与柱截面沿偏心方向长度比值x的增大，无论受压侧加固试件还是受拉侧加固试件的承载力均呈现近似对数函数减小的趋势。当比值x较小时，受拉侧加固的效果不明显，构件的承载力几乎没有提升，分析原因，当比值x较小时，虽然采用受拉侧加固后可以对受拉区混凝土受力有较好的改善，但是新增的加固层使得加固后的截面偏心距增大，中性轴往受拉区移动，且单侧加固方式不能形成套箍作用，材料未充分发挥其作用。随着比值x的增大，受压侧加固对承载力提高程度先增大后减小，受拉侧加固对承载力提高程度则呈现近似多折线上升；当比值x达到约0.85以后，受拉侧加固对承载力的提高程度大于受压侧加固。5.4.3加固层厚度选取在大偏压构件受拉侧和受压侧加固情况下，加固层厚度从5mm到40mm按照5mm的步长变化，考虑承载力随加固层厚度的变化情况。以CD-W-0模型为基础，加固层统一不作配筋，保证单一变量，编号规则在之前约定的基础上，新增加固层厚度因素，如“CD-L-0-hd5”表示大偏压受拉侧加固，加固层未布置钢丝网，加固层厚度5mm。加固层厚度对应极限荷载及相对原柱承载力的提高比例详细计算结果如表5-5 西南交通大学硕士研究生学位论文第71页所示，承载力提高比例随加固层厚度的变化曲线如图5-12所示。表5-5加固层厚度对应极限荷载及提高比例试件编号承载力/kN提高比例试件编号承载力/kN提高比例CD-L-0-hd5472.41.68%CD-Y-0-hd5491.85.85%CD-L-0-hd10479.53.21%CD-Y-0-hd10524.012.79%CD-L-0-hd15486.24.65%CD-Y-0-hd15560.120.56%CD-L-0-hd20491.75.83%CD-Y-0-hd20599.729.08%CD-L-0-hd25497.67.10%CD-Y-0-hd25645.038.83%CD-L-0-hd30501.07.83%CD-Y-0-hd30754.850.00%CD-L-0-hd35511.09.99%CD-Y-0-hd35755.462.59%CD-L-0-hd40514.510.74%CD-Y-0-hd40818.376.13%90%y=0.0944e0.0533x，R2=0.990280%70%受拉侧加固计算值60%受压侧加固计算值受拉侧加固拟合曲线50%受压侧加固拟合曲线40%30%承载力提高百分比y=0.0026x+0.0058，R2=0.996520%10%0%01020304050加固层厚度/mm图5-12加固层厚度对承载力提高程度影响分析数据可知，大偏压构件受拉侧加固时，加固层厚度的增大对承载力的提高并不明显，分析原因，对于大偏压构件受拉侧加固情况，承载力提高主要受钢丝网的影响，加固材料主要起到粘结的作用；受压侧加固时，随加固层厚度增大，构件承载力提高明显，且在一定范围内，承载力提高百分比随加固层厚度增加呈现指数函数增长。5.4.4初始荷载水平试验论证同以上计算分析均是在不考虑初始外荷载的前提下进行的，而在实际工程中，往往结构已承受了部分荷载，存在二次受力的问题，根据已有的研究表明，受压试件加固的持荷水平可以由未加固试件的极限承载力的百分比来表征[50~51]。利用有限元计算分析了大偏压柱受拉侧加固和受压侧加固两种情况下，极限承载力及其相对裸柱的提高比例随初始荷载水平的变化，并对其发展关系进行了曲线拟合。以CD-L-1 西南交通大学硕士研究生学位论文第72页柱模型为基础，加固层均考虑布置一层钢丝网，保证单一变量，编号规则在之前约定的基础上，新增初始荷载水平因素。如“CD-L-1-ch0.6”，其中“ch”为持荷的缩写，表示大偏压短柱受拉侧加固，加固层布置一层钢丝网，预先施加极限荷载60%的初始荷载，并进行持荷加固养护。初始荷载水平对应的极限荷载及相对原柱承载力的提高比例详细计算结果如表5-6所示，承载力提高程度随初始荷载水平的变化曲线如图5-13所示。表5-6初始荷载水平对应极限荷载及提高比例试件编号承载力/kN提高比例试件编号承载力/kN提高比例CD-L-1-ch0527.913.62%CD-Y-1-ch0613.131.96%CD-L-1-ch0.1527.713.58%CD-Y-1-ch0.1610.031.30%CD-L-1-ch0.2527.213.47%CD-Y-1-ch0.2613.231.10%CD-L-1-ch0.3526.113.24%CD-Y-1-ch0.3609.430.80%CD-L-1-ch0.4521.212.18%CD-Y-1-ch0.4604.630.13%CD-L-1-ch0.5519.611.84%CD-Y-1-ch0.5596.829.60%CD-L-1-ch0.6513.611.50%CD-Y-1-ch0.6589.129.20%CD-L-1-ch0.7510.211.30%CD-Y-1-ch0.7580.028.20%CD-L-1-ch0.8507.510.50%CD-Y-1-ch0.8570.327.40%CD-L-1-ch0.9507.68.00%CD-Y-1-ch0.9558.223.50%CD-L-1-ch0.95494.86.50%CD-Y-1-ch0.95558.020.10%35%A30%B25%20%钢筋屈服荷载附近C15%A"B"10%承载力提高百分比受拉侧加固计算值受压侧加固计算值5%受拉侧加固拟合曲线受压侧加固拟合曲线C"0%0.00.10.20.30.40.50.60.70.80.91.0初始荷载水平图5-13初始荷载水平对承载力提高程度影响分析数据可知，初始荷载水平越高，大偏压加固构件承载力的提高程度越低，且承载力提高百分比随初始荷载水平的增大呈现近似双折线减小。在初始荷载水平较小 西南交通大学硕士研究生学位论文第73页的AB和A’B’段，承载力提高百分比幅度呈现下降趋势，但较为平缓；在初始荷载水平较大的BC和B’C’段，承载力提高百分比呈现较快减小。分析原因，当初始荷载水平进入BC和B’C’段时，此时受拉钢筋基本达到屈服，使得加固效果迅速降低。5.5本章小结本章介绍了有限元方法的基本理论和利用大型通用有限元软件ABAQUS建立偏心受压短柱的流程及相关参数设置，并运用ABAQUS软件主要完成了两个方面的工作，分别是有限元结果与试验实测数据的对比，通过对比极限荷载、荷载-挠度曲线、损伤云图同破坏形态三个方面对有限元模型进行了论证；第二是对试验选取的参数(偏心距、加固层钢丝网布置数量)进行适当扩充计算分析的基础上，新增加考虑了加固层厚度和初始荷载水平两组参数，并计算分析了其对试件承载力的影响。为了方便结果分析，对相关结果曲线进行了拟合，可以得到以下结论：1、通过有限元软件数值计算模拟的结果证实了试验结果的准确性，但仍存在部分差异。通过有限元计算得到的偏压柱极限荷载跟试验实测值十分接近，吻合情况比较理想，但有限元计算值比实测值普遍稍微偏大，分析原因是在有限元模拟中没有考虑材料界面间的粘结滑移以及混凝土材料自身的非匀质随机性等造成。有限元计算荷载-挠度曲线与实测情况相符，有限元定义的材料损伤能够较好地模拟构件实际损伤的相关位置与发展程度，运用ABAQUS软件建立的偏心受压加固柱模型能较好地模拟其真实的受力状态。2、当对大偏心受压构件的受压侧进行加固时，加固层钢丝网布置数量对其承载力提高影响不大，承载力的提高主要受加固层厚度的影响，且在一定范围内，承载力提高百分比随加固层厚度增加呈现指数函数增长。当大偏压构件于受拉侧加固时，HTRCS中的基材树脂混凝土主要起粘结的作用，承载力提高主要受加固层钢丝网的影响，随着钢丝网布置数量增大，其承载力提高幅度在区域内呈对数函数较快增长，然而当钢丝网层数进一步增大时，其承载力提高程度将趋于平缓。3、单侧加固后的大偏心受压短柱承载力随着偏心距与柱截面沿偏心方向长度比值x的增大呈现出近似对数函数减小的趋势；随着比值x的增大，受拉侧加固试件的加固增强效果呈现近似多折线上升，而受压侧加固试件的加固增强效果则呈现先增大后减小；当比值x达到约0.85以后，受拉侧加固对试件承载力的提高程度大于受压侧加固情况。4、初始荷载水平越高，大偏压加固构件承载力的提高程度越低，且承载力提高百分比随初始荷载水平的增大呈现近似双折线减小；承载力提高百分比随初始荷载水平变化曲线在初始荷载水平达到极限荷载80%左右存在拐点，其后承载力提高百分比呈现较快减小。 西南交通大学硕士研究生学位论文第74页第6章结论与展望6.1结论本文在已有研究基础上，对超强高韧性树脂钢丝网混凝土基材的力学参数和工作性能进行了试验研究，并对HTRCS加固偏心受压混凝土短柱进行了试验研究和有限元分析，主要研究内容及结论如下：1、HTRCS基材具有较高抗压强度，稳定后能达近90MPa；早期材料强度发展迅速，浇筑后3d即可达21d抗压强度的80%，5d能达21d抗压强度的97%；材料抗拉强度较高，哑铃型直板拉伸试验得到的抗拉强度为7.29MPa，抗拉弹模为12.5GPa，抗压弹模为24.1Gpa；基材的抗拉应力-应变曲线呈现近似线性，无明显塑性阶段，属于脆性材料。利用欧洲混凝土设计规范BSEN1992-1-1:2004拟合得到了HTRCS基材抗压强度和弹模随养护时间发展的计算公式；利用Saenz模型和线性模型拟合得到了HTRCS基材抗压及抗拉本构公式。2、基于对现有偏压柱试验研究，提出一种自主研发偏压柱试验加载装置，将传统竖向加载方式转变为水平加载，增强了试验安全性；结合配套钢板套箍系统，实现装置可拆卸重复使用，对传统加载方式下试件牛腿开裂及局部破坏问题有明显改善，能较好反映偏心受压柱的真实受力状态。引入BIM技术对试验进行全过程指导，并在VisualStudio环境下开发了应变数据处理平台。3、通过偏压短柱试验研究，论证了偏心距、加固层钢丝网布置数量、加固位置三种参数下的加固效果。加固后试件承载力较对比柱均有不同程度提高，且随钢丝网布置数量增加，偏压柱承载力呈现增加趋势，而延性呈现下降趋势，但变化幅度均呈减缓态势；大偏压加固柱开裂荷载均有明显提高，提高幅度最少95.26%，最多达到116.39%；当钢丝网布置数量增多时，大偏压受拉侧加固试件裂缝由未加固柱的宽而稀变为窄而密，大偏压柱延性破坏特征更加明显，受压侧加固试件受拉侧裂缝宽度变小但裂缝分布变化不大；加固构件正截面方向混凝土和加固材料平均应变呈现出较好的线性变化关系，近似符合平截面假定。4、通过试件承载力分析，揭示了HTRCS加固机理。大偏压受拉侧加固试件承载力提高程度主要受加固层钢丝网布置数量控制，在加固层未布置钢丝网时，其承载力仅提高了5.83%；而大偏压受压侧加固试件承载力提高程度主要受加固层厚度控制，在加固层未布置钢丝网时，其承载力提高幅度达29.08%。5、利用有限元软件ABAQUS对试验短柱进行有限元分析，将计算结果与试验数据对比，通过对比极限荷载、荷载-挠度曲线、损伤云图同破坏形态三个方面对有限元模型进行了论证。并利用ABAQUS对试验参数进行了扩展分析，讨论了加固层钢丝网布置数量、偏心距、加固层厚度以及初始荷载水平四个参数对试件承载力的影响。 西南交通大学硕士研究生学位论文第75页6.2展望结合本论文的研究内容和结论，以下方面尚需进一步研究：1、由于时间和人力等的限制，本次试验的试件数量只有十二个，提供给每种验证工况下的试件只有一个，导致试验结果的随机性比较大，仍需进一步的深入试验研究及理论分析。2、本文建立HTRCS加固混凝土偏压柱有限元模型时，忽略了钢筋与混凝土、加固材料与钢丝网、加固材料与混凝土之间的粘结滑移问题。如何利用有限元对材料间接触关系进行更准确的模拟，还需要作进一步深入研究。3、本文主要论述了BIM在试验设计阶段的应用以及后期应变数据处理平台的开发，如何利用BIM自身高效集成信息化平台对试验全过程进行指导以及BIM技术在试验其他阶段的应用空间，仍有待更进一步的挖掘。4、在实际加固工程中，结构已承受了部分荷载，存在二次受力的问题。本文只对构件在有初始荷载的情况下进行了有限元计算分析，实际加固情况还需要进一步试验研究及理论分析。 西南交通大学硕士研究生学位论文第76页致谢三年求学看似漫长却又似转瞬即逝，明日翘首相望，昨日历历在目。在我的硕士学位论文即将付梓之际，我要在此向我的导师蒲黔辉老师表达我最诚挚的谢意与最美好的祝愿。蒲老师严谨的治学态度、渊博的学术知识和高尚的人格魅力深深感染了我，他是我学习、工作中的榜样，他循循善诱的教导和不拘一格的思路也给予了我无尽的启迪。从论文的开题直至论文成稿，凝聚了蒲黔辉教授的心血与智慧，再次向恩师表示衷心的感谢。感谢实验室杨永清老师、夏招广老师、李晓斌老师、施州老师、勾红叶老师、刘康老师、薛爱老师、赵刚云博士、李世伟博士、严猛博士、余取博士、王瑞吉师兄等对试验的带领与指导。感谢课题组王一凡、边菁生、王涵玉师妹、伏鑫师弟、刘静文师弟、王文东师弟、王克思师弟等一直以来的帮助与支持，最后特别感谢与我共进退的谢宏伟师弟和赵刚云师兄，从方案设计到工装采购、从试验开展到成果整理，无数次方案讨论汇报，无数次熬夜计算分析，是你们不怕吃苦，不断钻研的精神深深感触了我，在这里祝两位现在和未来的博士学业一帆风顺，早日成长为行业学术大牛。感谢所有的同门好友，三年的研究生生活因为有你们的陪伴而色彩倍增。怀念我们一起度过的这段时光，它将永远存留在我最珍贵的记忆中。感谢同寝室三个好兄弟，在三年期间我们一起学习，一起疯狂，一起风雨同舟，留给了我很多美好的回忆。感谢培养我教育我的西南交通大学，母校提供给我如此优渥的资源，使我能有在硕士期间到台湾中国科技大学和亚新集团进行为期一学期交换培养和实习的机会。感谢呵护我成长的父母，他们在精神和物质上的无私支持，坚定了我追求人生理想的信念。父母的爱是天下最无私最宽厚的爱，谁言寸草心，报得三春晖；唯有永无止境的奋斗，期待将来辉煌的事业让父母为之骄傲。感谢其他所有一直以来关心支持我的亲人、朋友、老师和同学。最后衷心感谢在百忙之中评阅论文和参加答辩的各位专家、教授。杨丁2018年04月于结构工程试验中心 西南交通大学硕士研究生学位论文第77页参考文献[1]易敬.既有钢筋混凝土箱形肋拱桥加固方法研究[D].西南交通大学,2016.[2]汤轲.公路桥梁加固的现状与特点研究[J].交通科技,2010(s2):45-48.[3]蒲黔辉,王一凡,严猛,等.拱桥加固发展现状及研究方向综述[J].西南公路,2017(2):109-112.[4]中华人民共和国交通运输部.公路桥梁加固设计规范(JTG/TJ22-2008).北京:人民交通出版社，2008.[5]刘中伏,郑兴泉.浅析混凝土增大截面加固法[J].国防交通工程与技术,2006,4(4):68-70.[6]阳伟光.圬工拱桥增大截面加固机理分析[D].长安大学,2008.[7]黄炎生,宋欢艺,蔡健.钢筋混凝土偏心受压构件增大截面加固后可靠度分析[J].工程力学,2010,27(8):146-151.[8]王磊.增大截面有粘结预应力加固钢筋混凝土梁试验研究[D].山东建筑大学,2012.[9]鲍安红.粘贴加固混凝土梁的剥离研究[D].重庆大学,2005.[10]崔平顺.粘贴CFRP、钢板加固钢筋砼拱桥模型试验研究[D].长安大学,2006.[11]毛德均.开裂对粘钢加固钢筋砼梁二次受力的影响[J].合肥工业大学学报:自然科学版,2015(5):664-668.[12]吴甜宇.湿热环境下粘钢加固混凝土结构界面力学性能研究[D].重庆交通大学,2016.[13]Basumbul.I.A,Gubatu.A.A,AL-AulaimaniGT.etal.RepairedReinforcedConcreteBeams[J].ACIMaterialsJournal,1990.[14]OlajumokeAM,DunduM.Flexuralfailuremodesofsteelplate-strengthenedreinforcedconcreteelements[J].IosPress,2014.[15]RakgateSM,DunduM.StrengthandductilityofsimplesupportedR/Cbeamsretrofittedwithsteelplatesofdifferentwidth-to-thicknessratios[J].EngineeringStructures,2018,157:192-202.[16]孙海,黄鼎业,王增春,等.体外预应力简支梁受力性能研究与非线性分析[J].土木工程学报,2000,33(2):25-29.[17]顾敏琛,巢斯.体外预应力筋在外力作用下的应力分析[J].四川建筑科学研究,2000,26(4):61-63.[18]张锋,徐栋,席广恒.弹性阶段体外预应力钢束二次效应研究[J].结构工程师,2006,22(6):19-24.[19]卓静,李唐宁,邢世建,等.一种锚固FRP片材的体外预应力新方法[J].土木 西南交通大学硕士研究生学位论文第78页工程学报,2009,40(6):16-21.[20]HarajliMH.StrengtheningofConcreteBeamsbyExternalPrestressing[J].PciJournal,1993,38(6):76-88.[21]任慧韬.纤维增强复合材料加固混凝土结构基本力学性能和长期受力性能研究[D].大连理工大学,2003.[22]曹双寅,滕锦光,陈建飞,等.外贴纤维加固梁斜截面纤维应变分布的试验研究[J].土木工程学报,2003,36(11):6-11.[23]王文炜.纤维复合材料加固钢筋混凝土梁抗弯性能研究[D].大连理工大学,2003.[24]王秀秀.碳纤维复合材料加固修补技术中的工艺力学问题研究[D].大连理工大学,2010.[25]周柯靖，刘忠，岳岭等.预应力碳纤维布加固二次受力钢筋混凝土梁的受力性能数值分析[J].工程抗震与加固改造.2014,36(3):80-85.[26]李炳奇,周月霞.纤维复合材料加固混凝土结构的研究进展[J].水利与建筑工程学报,2016,14(1):85-90.[27]IlkiA,PekerO,KaramukE,etal.AXIALBEHAVIOROFRCCOLUMNSRETROFITTEDWITHFRPCOMPOSITES[M]//AdvancesinEarthquakeEngineeringforUrbanRiskReduction.SpringerNetherlands,2006:301-316.[28]AlsayedSH,AlmusallamTH,IbrahimSM,etal.ExperimentalandnumericalinvestigationforcompressionresponseofCFRPstrengthenedshapemodifiedwall-likeRCcolumn[J].Construction&BuildingMaterials,2014,63(63):72-80.[29]RashidRSM,AboutahaRS.AnalyticalmodelforCFRPstrengthenedcircularRCcolumnunderelevatedtemperature[J].Computers&Concrete,2014,13(13):517-529.[30]蒋隆敏.钢筋网高性能水泥复合砂浆加固RC柱在静载与低周反复荷载作用下的性能研究[D].湖南大学,2006.[31]蒲广宁,赵煜,宋一凡.减梁增肋法加固空心板桥的力学性能[J].长安大学学报:自然科学版,2012,32(6):38-43.[32]卓静,杨宏.预应力碳纤维板加固钢筋混凝土T形梁的试验研究[J].建筑结构,2013(s1):1420-1424.[33]RafieiS,RameshtMH.InvestigationOfRepairedReinforcedSquareShortColumnsUsingFerrocement[C]//BeijingInternationalSymposiumonCementandConcrete.1993.[34]P.Paramasivam,C.T.E.Lim,K.C.G.Ong.StrengtheningofRCbeamswithferrocementlaminates[J].Cement&ConcreteComposites,1998,20(1):53–65.[35]TakiguchiK.Aninvestigationintothebehaviorandstrengthofreinforcedconcrete 西南交通大学硕士研究生学位论文第79页columnsstrengthenedwithferrocementjackets[J].Cement&ConcreteComposites,2003,25(2):233-242.[36]聂建国,王寒冰,张天申,等.高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆抗弯加固的试验研究[J].建筑结构学报,2005,26(2):1-9.[37]Mourad,SM,Shannag,MJ.Repairingreinforcedconcreterectangularcolumnsusingferrocementlaminates[C].4thInternationalConferenceonConcreteRepair,2012.[38]严猛.超强高韧性树脂钢丝网混凝土及预应力简支梁加固理论研究[D].西南交通大学.2015.[39]ShaheenYBI,MahmoudAM,RefatHM.ExperimentalandFEsimulationsofferrocementcolumnsincorporatingcompositematerials[J].StructuralEngineering&Mechanics,2017,64(2):155-171.[40]张松平.基于规范对比的GFRP加固高强混凝土偏压柱实验研究及模拟分析[D].大连理工大学,2016.[41]郭敏.加固方式对有初始荷载作用时柱承载力的影响[D].华中科技大学,2007.[42]赵雪锋.建设工程全面信息管理理论和方法研究[D].北京交通大学,2010.[43]XuSL,YinSP.Analyticaltheoryofflexuralbehaviorofconcretebeamreinforcedwithtextile-combinedsteel[J].中国科学:技术科学,2010,53(6):1700-1710.[44]王珺.BIM理念及BIM软件在建设项目中的应用研究[D].西南交通大学,2011.[45]王永峰.玻璃纤维加固高强混凝土柱偏压力学性能研究[D].大连理工大学,2012.[46]赵昂.BIM技术在计算机辅助建筑设计中的应用初探[D].重庆大学,2006.[47]黄首富.考虑二次受力对粘钢加固砼梁抗弯能力的理论和有限元分析研究[D].广西大学,2013.[48]ABAQUSstandarduser’smanual,Version6.6.USA:Hibbitt,KarlssonandSorensen,2006.[49]滕楠,孙景江,杜轲.混凝土塑性损伤模型损伤因子计算方法对比研究[C]//全国结构工程学术会议.2017.[50]向星赟.钢管自密实再生混凝土短柱的轴压和偏压力学行为研究[D].西南交通大学,2017.[51]LiuD,HuangH,ZuoJ,etal.Experimentalandnumericalstudyonshorteccentriccolumnsstrengthenedbytextile-reinforcedconcreteundersustainingload[J].JournalofReinforcedPlastics&Composites,2017,36(23):073168441772539. 西南交通大学硕士研究生学位论文第80页攻读硕士学位期间发表的论文及科研成果攻读硕士学位期间发表的论文：[1]杨丁,蒲黔辉,谢宏伟等.超强高韧性树脂钢丝网混凝土侧面加固RC偏压短柱受力性能有限元分析[J].四川建筑(已录用)[2]蒲黔辉，谢宏伟，杨丁等.高性能树脂混凝土钢丝网薄层加固RC偏压柱试验研究[J].工程科学与技术2018,50(3):177-184[3]LiuJingwen,YangDing.Analysisofshipimpactdynamicresponseofrailwaylongspancable-stayedbridge,2018世界交通运输大会(2018WorldTransportConvention)(已录用)攻读硕士学位期间参加的科研项目：国家自然科学基金项目：超强高韧性树脂钢丝网混凝土及在预应力板梁桥加固设计研究，项目编号51508474。'