BTRC和BRRC加固混凝土梁的抗沖擊性能試驗研究

呂楊,張煜,吳學乾,王大永,張永權,張學杰,3

（1.天津城建大學天津市土木結構保護加固重點實驗室，天津 300384；2.中鐵一局集團天津建設工程有限公司，天津 300250；3.天津大學濱海土木工程結構與安全教育部重點實驗室，天津 300350）

車船撞擊、燃油氣爆炸等事故頻發，而現有混凝土結構在設計時很少考慮沖擊荷載的作用，造成部分重要建筑結構抗沖擊和抗倒塌性能不足。已有研究表明，纖維增強復合材料加固技術能顯著提升混凝土結構的抗沖擊性能。針對梁類構件的靜力加固方法主要有彎曲和剪切兩類，相應的加固技術已出版了設計規范或指南[1-3]。動力荷載作用下鋼筋混凝土梁采用FRP的加固技術主要集中在試驗研究階段。學者們開展了大量落錘沖擊試驗，如Cho等[4]完成了7根采用碳纖維（CFRP）和鋼纖維加固鋼筋混凝土梁的落錘沖擊試驗，結果表明，加固后的試驗梁彎曲承載力顯著提高。Kantar等[5]完成了10根彎曲加固梁的落錘沖擊試驗，結果表明，CFRP加固方法可以防止梁發生斷裂破壞，CFRP加固高強度混凝土梁比CFRP加固普通混凝土梁具有更強的能量吸收性能。Goldston等[6]采用玻璃纖維增強復合材料（GFRP）加固鋼筋混凝土梁，并對加固后的梁進行落錘沖擊試驗，結果表明，GFRP筋加固梁的抗沖擊力主要由慣性力控制，在落錘沖擊作用下，加固梁發生明顯的剪切破壞。Pham等[7]開展了13根CFRP加固鋼筋混凝土梁的落錘沖擊試驗，將梁底部處理成一定的曲面，進而有效緩解了U型條帶的應力集中。王興國等[8]采用外貼芳綸纖維增強復合材料（AFRP）加固鋼筋混凝土梁，落錘沖擊試驗結果表明，采用AFRP加固會發生端部剝離和跨中斷裂。廖維張等[9]采用高強鋼絞線網—聚合物改性水泥砂漿加固鋼筋混凝土梁并開展了落錘沖擊試驗。此外，部分學者也開展了表層嵌貼FRP筋加固鋼筋混凝土梁的靜態抗彎承載力研究。楊勇等[10-11]分別研究了表層嵌貼CFRP筋加固鋼筋混凝土簡支梁和懸臂梁的受力性能，試驗結果表明，表層嵌貼CFRP筋可以有效提高鋼筋混凝土梁的受彎承載力。夏立鵬等[12]采用CFRP、BFRP、GFRP筋材對鋼筋混凝土梁進行表層嵌貼加固并開展了靜力加載試驗，結果表明，構件的受彎承載力、剛度和抗裂性能均有明顯改善。丁亞紅等[13]進行了內嵌CFRP筋加固鋼筋混凝土梁的試驗并進行了可靠性研究。畢繼紅等[14]通過數值模擬，研究了CFRP加固鋼筋混凝土梁的受力性能，探討了增大CFRP筋直徑和提高CFRP筋與混凝土的粘接性能對梁受力性能的影響。

纖維網增強復合材料（TRC）是一種有效的梁類構件抗彎加固材料[15]。Peled[16]指出，使用TRC加固混凝土結構不僅可有效提高鋼筋混凝土構件的承載力和剛度，其精細混凝土基體還可填補構件表面已產生的裂縫，提高結構的耐久性，減少結構表面缺陷。徐世烺等[17]研究了靜載作用下TRC加固鋼筋混凝土抗彎構件的界面性能和抗彎性能。荀勇等[18]以TRC加固層錨固方式和加固層織物層數為變量，研究了TRC加固鋼筋混凝土梁的抗彎性能，結果表明，當加固層配網率提高到一定程度后，加固梁承載力由加固層與鋼筋混凝土梁間局部脫粘破壞程度決定。

分析可知，當前采用FRP對鋼筋混凝土梁進行受彎加固主要集中在梁底粘貼纖維布的方式，采用纖維筋，特別是玄武巖纖維筋（BRRC）加固鋼筋混凝土梁以提升受彎沖擊性能的研究還很少；在TRC加固鋼筋混凝土結構的研究和應用中主要為靜態荷載作用，關于TRC加固鋼筋混凝土結構在沖擊荷載作用下的力學性能研究較少，采用玄武巖纖維網增強復合材料（BTRC）加固鋼筋混凝土梁抗沖擊性能的研究還未見報道。為了彌補BTRC和BRRC加固鋼筋混凝土抗沖擊性能研究方面的空白，筆者開展了普通鋼筋混凝土梁、不同面積BTRC和BRRC加固梁的沖擊加載試驗研究。通過分析構件失效破壞過程、沖擊力時程曲線、支座反力時程曲線、位移時程曲線、沖擊力—撓度曲線及支座反力—撓度曲線，研究BTRC和BRRC加固鋼筋混凝土梁的破壞機理和不同加固方式對其抗沖擊性能的影響；通過控制纖維網和纖維筋使用量，使兩種加固方式中FRP使用面積基本相同，進而比較兩種加固方式的優劣。

1 試驗概況

1.1 試件設計與制作

試驗設計了5根配筋相同的鋼筋混凝土適筋梁。其中，不加固的控制梁1根，BTRC加固梁2根，BRRC加固梁2根。試驗梁總長1.6 m，凈跨1.2 m，截面尺寸150 mm×250 mm，剪跨比2.40，其截面尺寸及配筋詳見圖1。4根加固梁僅在梁底預留的1 100 mm×150 mm×10 mm凹槽內鋪設加固層?？刂屏汉图庸塘旱幕炷帘Ｗo層厚度均為25 mm，其中，加固梁有10 mm厚的BTRC和BRRC加固層。為加強BTRC和BRRC加固層與試驗梁的粘結性能，對預留的凹槽內表面進行鑿毛處理，鑿毛厚度約為2.5～3.2 mm。

圖1 試件尺寸及配筋圖Fig.1 Diagram of specimen size and reinforcement

BTRC加固層采用層壓法，首先澆筑3 mm厚的底層精細混凝土；隨后立刻將玄武巖纖維網覆蓋至精細混凝土表面，澆筑4 mm厚的層間精細混凝土，當纖維網為3層時，層間精細混凝土的厚度為2 mm；將第2層纖維網覆蓋到層間精細混凝土上表面，最后在最外層覆蓋3 mm的精細混凝土并抹平。

BRRC加固層采用植筋法，首先使用電錘在加固層凹槽兩側打深15 mm、直徑10 mm的錨固孔并用高壓水槍清孔；隨后利用植筋膠將纖維筋與混凝土進行粘接；植筋膠固化后澆筑精細混凝土并抹平，養護28 d。試驗梁編號及工況設置見表1。

表1 試驗梁基本信息Table 1 Basic information of test beams

1.2 試驗材料

縱筋和箍筋均采用HRB400級鋼筋，BRRC加固層采用直徑為6 mm的玄武巖纖維筋，鋼筋和玄武巖筋的力學性能見表2。圖2所示為玄武巖纖維網和玄武巖纖維筋，其中，BTRC加固層玄武巖纖維網網格尺寸為5 mm×5 mm，單位面積質量為200 g/m2，經環氧樹脂浸漬后用于BTRC加固層，玄武巖纖維網力學性能見表3。

表2 鋼筋和玄武巖筋的力學性能Table 2 Mechanical property of steel bars and basalt bars

圖2 玄武巖纖維織物Fig.2 Basalt fiber fabric

表3 玄武巖纖維編織網力學性能Table 3 Mechanical property of basalt fiber textile

試驗梁混凝土立方體抗壓強度平均值為40.01 MPa，加固層精細混凝土平均抗壓強度為50.60 MPa，精細混凝土的配合比為水泥：粉煤灰：硅灰：水：粗砂：細砂：減水劑=1：0.2：0.05：0.42：0.61：1.24：0.018 8。為保證精細混凝土能夠順利通過5 mm纖維網格，骨料選用40目（0～0.6 mm）和70目（0.6～1.2 mm）的人造石英砂，粗砂和細砂按照2：1的質量比混合，不添加任何粗骨料。

1.3 試驗裝置和加載方式

沖擊試驗采用跨中單次集中加載的方式，邊界條件為兩端簡支，沖擊高度為1 m，錘重630 kg，采用直徑100 mm的圓柱形錘頭。試驗過程中，通過錘頭與錘體配重間的力傳感器測量沖擊力時程，沖擊反力通過布置在支座處的力傳感器測量。因試驗梁跨中區域局部變形較大，位移傳感器分別布置在距跨中0、150、350 mm處。試驗數據采樣頻率為10 kHz。試驗過程中使用Photron SA-Z高速攝像機記錄試驗梁裂縫發展的過程及破壞形態，攝像機拍攝速度與動態數據采集系統相同，為10 000 fps，分辨率為1 024×1 024。各測點布置見圖3。

圖3 落錘試驗機示意圖Fig.3 Schematic diagram of drop hammer testing machine

2 試驗結果

2.1 破壞過程及破壞形態

2.1.1 試驗梁D0控制梁D0的沖擊破壞過程如圖4所示。在錘梁接觸的一刻，混凝土立即開裂，受拉區混凝土隨即退出工作；在1 ms時，跨中2條豎向裂縫長度約為20 mm；在3 ms時，沖擊點下方出現3條水平細小裂縫；在6 ms時，水平裂縫向斜下方發展并與由下向上發展的斜裂縫貫通，新的斜裂縫和豎向裂縫陸續出現；在8 ms時，跨中彎曲裂縫和剪跨區的斜裂縫均發展至梁頂，受壓區混凝土局部壓碎；在18 ms時，受壓區混凝土被完全壓碎，沖擊點和受拉區的混凝土碎塊開始掉落，試驗梁發生彎曲破壞。此后無新增裂縫產生，已產生的裂縫寬度不斷加大，直至23.3 ms時，試驗梁跨中撓度達到56.56 mm。此后錘頭和試驗梁開始向上回彈。

圖4 D0沖擊破壞過程Fig.4 Impact damage process of beam D0

D0梁破壞時受拉縱筋屈服，受壓區混凝土在沖擊力和彎矩的共同作用下被壓碎，試驗梁發生彎曲破壞。裂縫寬度較大，最寬處達到9.6 mm；裂縫數量較多，斜裂縫已經由支座處貫穿至梁頂，由于配有箍筋，未發生剪切破壞。受拉區混凝土剝離量很大，底部縱筋裸露在外。D0破壞形態見圖5。

圖5 D0破壞形態Fig.5 Damage mode of beam D0

2.1.2 BTRC加固梁 加固梁DT2的沖擊破壞過程如圖6所示。錘頭接觸混凝土梁時，BTRC加固層和混凝土梁都發生開裂；在1 ms時，受拉區出現的3條豎向彎曲，裂縫長度達18 mm；此后的2 ms內，梁底豎向裂縫繼續向上發展，梁頂沖擊點處的混凝土局部壓碎，混凝土梁裂縫寬度明顯大于BTRC加固 層；在3.3 ms時，BTRC層被拉斷；在6 ms時，豎向彎曲裂縫貫穿到梁頂，斜裂縫開始出現；在13 ms時，跨中又出現了一條新的豎向裂縫，與先前出現的2條彎曲裂縫圍成錐形；在18 ms時，梁頂混凝土被壓碎，試驗梁發生彎曲破壞。此后無新的裂縫產生，已產生的裂縫寬度逐漸增大，直至21.0ms，試驗梁跨中位移達到43.4 mm；隨后試驗梁開始回彈，裂縫的寬度略有收縮。試驗結束時，粘結區域沒有出現水平裂縫。

圖6 DT2沖擊破壞過程Fig.6 Impact damage process of beam DT2

加固梁DT3的沖擊破壞過程如圖7所示。錘梁接觸的瞬間，梁體馬上產生裂縫，但3層纖維網的BTRC加固層尚未開裂；在1 ms時，梁體已經產生3條彎曲裂縫，其中2條裂縫圍成了一個高度約17 mm的錐形，此時BTRC加固層仍未開裂。在2.4 ms時，跨中位置的BTRC加固層開裂并隨即斷裂；3 ms時，跨中加固層與舊混凝土的粘結性能開始失效，在界面處出現水平向的裂縫；在6 ms時，豎向裂縫和斜裂縫貫穿至梁頂，沖擊點附近的混凝土壓碎；在8 ms時頂部混凝土被沖碎；在18 ms時，跨中加固層完全脫粘，少量剝離的混凝土開始掉落。此后試驗梁無新裂縫產生，已有的裂縫寬度繼續增加；在23.8 ms時，試驗梁撓度達到40.75 mm；隨后試驗梁和錘頭開始回彈，部分裂縫開始回縮。

圖7 DT3沖擊破壞過程Fig.7 Impact damage process of beam DT3

在沖擊荷載作用下，BTRC加固梁的BTRC加固層在錘梁接觸時開裂，隨后受拉縱筋屈服，試驗梁受壓區混凝土在沖擊力和彎矩的共同作用下被壓碎，試驗梁發生彎曲破壞。破壞時裂縫分布在跨中300 mm左右的范圍內。因配網率高，DT3梁底僅有1條主裂縫，寬度為6.8 mm；由于配網率低，DT2梁底有3條裂縫，最寬為8.6 mm。BTRC加固梁底部混凝土剝離量小于D0，沒有大塊混凝土掉落，沖擊荷載作用后加固梁的整體性較好。加固層與舊混凝土僅在加固層開裂處出現水平裂縫，未出現大面積脫粘，兩者界面粘結仍然有效。由此可見，在沖擊荷載作用下，BTRC加固層對鋼筋混凝土梁裂縫的發展起到了良好的抑制作用。BTRC加固梁破壞形態見圖8。

圖8 BTRC加固試驗梁破壞形態Fig.8 Damage mode of the BTRC reinforced beams

2.1.3 BRRC加固梁 加固梁DR2的沖擊破壞過程如圖9所示。在錘頭接觸試驗梁的瞬間，加固層和RC梁同時開裂；在1 ms時，試驗梁已經產生的3條裂縫中，2條45°斜裂縫形成了一個高度約15 mm的錐形。在3 ms時，錐形內新產生了2條彎曲裂縫，斜裂縫繼續向沖擊點發展。隨后的2 ms內，裂縫的寬度迅速增加；到8 ms時，沖擊點處混凝土局部壓碎；在11 ms時，纖維筋脫粘，加固層精細混凝土開始剝離，之后無新裂縫產生，已有的裂縫繼續向沖擊點延伸，寬度不斷增加；在18 ms時，混凝土梁受壓區被壓碎，加固層精細混凝土開始大面積剝離；隨后試驗梁裂縫寬度和撓度不斷增加，直至22.6 ms時，跨中撓度達到43.76 mm。錘梁開始回彈，裂縫開始回縮。

圖9 DR2沖擊破壞過程Fig.9 Impact damage process of beam DR2

加固梁DR3的沖擊破壞過程如圖10所示。錘頭和試驗梁接觸的瞬間，加固層和試驗梁同時開裂；在1 ms時，試驗梁已經產生的3條裂縫中有2條45°的斜裂縫形成了一個高度約22 mm的錐形。在3 ms時，跨中新出現了一條豎向裂縫，其余裂縫繼續向沖擊點發展；在6 ms時，豎向裂縫和彎曲裂縫均貫穿到梁頂，此后無新的裂縫產生，已有裂縫的寬度不斷增加；2 ms后，沖擊點附近的混凝土開裂；在13 ms時，玄武巖筋脫粘，加固層精細混凝土剝離；在18 ms時，試驗梁受壓區混凝土被壓碎，跨中位置舊混凝土隨著精細混凝土一起掉落；在22.6 ms時，跨中撓度達到43.74 mm；試驗梁和錘頭開始向上運動，裂縫開始回縮。

圖10 DR3破壞過程Fig.10 Impact damage process of beam DR3

在沖擊荷載的作用下，BRRC加固梁在與錘梁接觸時，受拉區混凝土和加固層精細混凝土立即退出工作，隨后底部受拉縱筋屈服、纖維筋脫粘，底部精細混凝土保護層剝離，受壓區混凝土在沖擊力和彎矩的共同作用下被壓碎，試驗梁發生彎曲破壞。BRRC加固梁破壞時裂縫寬度比控制梁小，但大于BTRC加固梁。DR2僅在跨中錐形區域內存在裂縫，錐形區域外無剪切裂縫產生，其最大縫寬為6.6 mm?？缰屑庸虒泳毣炷翈缀跞縿冸x，粘結性能完全失效。在所有加固梁中，DR3破壞最為嚴重。梁底的普通混凝土和加固層精細混凝土大量剝離，支座處產生的斜裂縫已貫穿至梁頂，由于配有箍筋，未發生剪切破壞。由于底部大塊混凝土剝離，最大縫寬已無法統計。在沖擊荷載作用下，BRRC加固梁中加固層精細混凝土和玄武巖筋的粘結性能全部失效。由此可見，在沖擊荷載作用下，試驗梁與加固層間、纖維筋與精細混凝土保護層間的粘結性能要求更高。BRRC加固梁破壞形態見圖11。

圖11 BRRC加固梁破壞形態Fig.11 Damage mode of the BRRC reinforced beams

由前述分析可知，各試驗梁均發生彎曲破壞，裂縫主要集中在跨中區域，以沖擊點為中心呈放射狀分布。BRRC加固梁底部混凝土大量剝落，底部縱筋已完全裸露在外。除DR2外，各試驗梁在錐形區域外還對稱分布著45°斜裂縫，裂縫寬度較小。梁頂沖擊點附近的混凝土被壓碎，但剝離量很小，混凝土仍能保持原狀。BTRC加固梁在加固層斷裂處存在因界面粘結性能失效引起的水平裂縫，梁體裂縫數量、寬度和底部混凝土剝離程度均小于D0和BRRC加固梁。

在與錘頭接觸的一瞬間，所有試驗梁受拉區混凝土即開裂，隨后梁底裂縫迅速向上發展，中性軸快速上移，梁頂混凝土在沖擊力和彎矩的共同作用下被壓碎。DT3加固層開裂時間最晚，在沖擊荷載作用到2.4 ms后才開裂，加固層斷裂前DT3的裂縫寬度得到了有效限制。在沖擊力的主波峰時段內，試驗梁僅在跨中區域出現裂縫，隨后由跨中向支座端出現新的斜裂縫。當試驗梁達到最大撓度后，梁和錘頭開始回彈，此后裂縫寬度略有收縮。各試驗梁的混凝土剝離量相差很大，由大到小為：DR3＞D0＞DR2＞DT2＞DT3。

2.2 沖擊力和支座反力時程曲線

在落錘沖擊試驗中，沖擊力和支座反力的時程曲線分別通過錘頭頂部和試驗梁底部的力傳感器獲得，圖12給出了各試驗梁前50 ms的沖擊力和支座反力時程曲線，其中，支座反力為兩支座力傳感器之和。從圖12可知，各試驗梁具有相似的沖擊力與支座反力時程曲線。沖擊力時程曲線由若干正弦半波組成，主波峰持續時間短、峰值大，隨后的次波峰值逐漸減小，持續時間長。沖擊力在錘梁接觸的0.4 ms后即達到了主波峰的峰值，此時試驗梁剛剛開始變形，試驗梁變形的速度約等于落錘向下運動的速度。在隨后的0.6 ms內，試驗梁在沖擊力作用下向下加速變形，錘頭在沖擊反力作用下減速下降，錘梁第1次分離，沖擊力下降為零。隨后試驗梁在支座反力作用下減速向下變形，錘頭在自重作用下重新向下做自由落體運動，隨即錘梁發生第2次沖擊，并出現了第2個沖擊力波峰。當試驗梁和錘頭的速度再次達到一致時，錘頭的沖擊力第2次降低為零，第2個波峰的峰值力約為第1個峰值力的30%～47%，隨后錘梁發生多次碰撞。當試驗梁達到最大位移后，試驗梁和錘頭開始加速一起向上反彈，沖擊荷載作用約40 ms后，錘梁徹底分離，沖擊力和支座反力下降為零。

圖12 試驗梁沖擊力和支座反力時程曲線Fig.12 Impact force and reaction force time-history curves for beams

由于應力波的傳播效應，各試驗梁的支座反力均遲于沖擊力，延遲時間約為0.5～0.7 ms，支座到沖擊點的水平距離為0.6 m，近似得到應力波傳播速度為1 000 m/s。Pham等[7]、Isaac[19]及趙靈雨[20]實測的剪切波速分別為916、750、1 163 m/s，理論波速約為3 605 m/s，筆者的實測值與已有測試結果相近，但遠小于理論值。其原因主要是錘梁接觸的瞬間混凝土即產生了裂縫和損傷，降低了應力波的傳播速度。

2.3 沖擊力—跨中撓度曲線和支座反力—跨中撓度曲線

各試驗梁的沖擊力—跨中撓度曲線和支座反力—跨中撓度曲線如圖13所示。由圖13可知，沖擊力達到峰值時，跨中撓度約等于0；第1次沖擊力后，試驗梁的變形仍很小，試驗梁通過慣性效應抵抗落錘的沖擊力并向下加速運動，此時應力波尚未傳遞至支座處，對試驗梁的整體變形影響很小?？刂屏篋0的跨中峰值撓度和殘余撓度最大，分別達到56.56、50.23 mm；各加固梁的峰值撓度均在43 mm左右，殘余撓度均在37 mm左右。各試驗梁撓度的彈性恢復均在6 mm左右，說明控制梁和加固梁彈性恢復變形相近。

圖13 力—跨中撓度曲線Fig.13 Force-midspan deflection for beams D0,DT2,DT3,DR2 and DR3

為了去除試驗梁慣性力的影響，采用構件整體變形耗能，即支座反力—跨中撓度曲線與坐標軸所圍面積來評估梁的抗沖擊性能[21]。如表4所示，梁D0、DT2、DT3、DR2以及DR3變形能分別為5.72、4.79、5.08、5.11、5.33 kJ，落錘沖擊動能約為5.96 kJ，錘頭動能轉化為梁整體變形內能的轉化率分別為95.96%、80.04%、85.29%、85.37%和90.25%?？刂屏旱恼w變形耗能優于加固梁，主要原因是加固梁的抗彎剛度較大，梁的整體變形??；同時，加固層纖維網的斷裂和纖維筋粘結失效也消耗了部分能量，裂縫越多，加固層撕裂越大，其對應的試驗梁變形能的轉化率越低。

2.4 響應最大值

各試件在沖擊荷載作用下的沖擊力、支座反力、跨中最大撓度、殘余撓度和耗能見表4。從表4可以看出，加固方式和配網率/配筋率對加固梁的跨中最大撓度和殘余撓度無顯著影響，加固梁的跨中最大撓度和殘余撓度較控制梁減小了24%。與控制梁相比，DT2、DT3加固梁的沖擊力分別增加20.3%和33.4%，支座反力分別增加56.77%和61.4%；DR2和DR3加固梁的沖擊力分別增加2.2%和9.9%，支座反力分別增加14.9%和19.0%。通過對比分析可以看出，加固方式相同，試驗梁的抗沖擊承載力和整體耗能隨配筋率或配網率的提高而增大；BTRC加固配網率與BRRC加固配筋率相同時，BTRC加固梁的抗沖擊承載力和耗能能力優于BRRC加固梁。整體來講，在沖擊荷載作用下，BTRC加固梁的力學性能優于BRRC加固梁。

表4 沖擊荷載作用下試驗梁最大響應Table 4 Peak responses of the beams under impact loading

3 結論

進行了5根鋼筋混凝土梁的落錘沖擊試驗，其中，普通鋼筋混凝土梁1根、玄武巖纖維網和玄武巖筋加固的鋼筋混凝土梁各2根，通過分析試驗梁破壞形態、沖擊力、支座反力以及梁變形等數據，得出以下結論：

1）在沖擊荷載作用下，試驗梁均發生彎曲破壞，BTRC和BRRC加固能顯著增強鋼筋混凝土梁的抗沖擊承載力?；炷帘砻骅徝幚砜杀ＷCBTRC加固層與混凝土梁之間的粘結性能，進而有效限制裂縫寬度發展和混凝土剝落。采用BRRC加固時，玄武巖纖維筋全部脫粘，無法有效抑制混凝土裂縫寬度發展和剝離破壞。

2）沖擊力的主波峰持續時間很短，對梁的整體變形影響很??；加固方式相同時，沖擊力峰值隨配網率/配筋率的增大而增大；BTRC加固配網率與BRRC加固配筋率相同時，BTRC加固梁的抗沖擊承載力和耗能能力優于BRRC加固梁。

3）試驗梁跨中位移和支座反力均滯后于沖擊力，三者出現的先后順序為：沖擊力、跨中位移和支座反力。

4）加固層可以有效提高試驗梁的抗沖擊性能，減小試驗梁的峰值撓度和殘余撓度；BTRC和BRRC兩種加固方式對試驗梁的峰值撓度和殘余撓度影響很小。

5）加固梁的變形耗能占比低于控制梁，加固層中纖維網斷裂和纖維筋錨固端脫粘消耗了錘頭部分動能，減小了試驗梁的變形耗能。