冲击作用下CFRP修复损伤RC叠合梁动力性能试验研究

何庆锋， 岳泪阳， 毛佳伟

(湖南大学 土木工程学院，长沙 410082)

近年来，由恐怖袭击、车辆撞击、山坡滚石、工厂构件跌落等偶然因素引起的冲击荷载导致建筑结构破坏，财产损失与人员伤亡的各类事故已经引起了国内外的广泛关注。作为主要的水平受力构件，钢筋混凝土梁的抗冲击性能研究是建筑结构抵抗强动力荷载设计的重要一环。

冲击荷载的加载速率高、作用时间短、破坏性大，构件在冲击作用下会表现出与静力荷载作用时截然不同的特性，相应的研究也首先从各类钢筋混凝土梁的破坏机理与抗力机制的分析中开展。Banthia等[1]对不同材料钢筋混凝土梁进行了落锤冲击试验，分析了较高的应力速率下各类材料在梁中力学特性的变化，并认为由于混凝土的应变敏感性，建立在静力上推导其抗冲击性能难以实现。Kishi等[2]研究了剪跨比对无腹筋梁抗冲击性能的影响，提出了计算钢筋混凝土(reinforce concrete ,RC)梁抵抗冲击荷载时相应静力抗剪能力的方法。Fujikake等[3]通过试验分析了纵筋配筋与冲击速度对试件动力响应的影响，并建立了可用于评估梁体遭遇冲击荷载后损伤程度的分析模型。Saatci等[4]研究了不同的箍筋配置对冲击荷载下梁剪切机制的影响，得出了仅根据梁的截面特性难以精确估计其抗冲击能力的结论。许斌等[5]对不同配筋的深梁进行了静力与冲击的对比试验，同时引入了冲击速度的变量，对不同试件的冲击全过程与破坏机理进行了详细分析。

上述开展的冲击试验研究多是针对普通完好梁，然而，由于冲击荷载具有较大的随机性，其发生的可能性贯穿了结构使用寿命的全过程，因此不仅是完好结构，加固结构同样面临着冲击荷载的威胁。Jerome等[6]对比了底面与侧面粘贴碳纤维增强复合材料(carbon fiber reinforced polymer, CFRP)板加固的素混凝土梁与相应的未加固梁，研究了加固梁在冲击抗力、能量耗散上的提升。Tang等[7-8]考虑到冲击的震荡性，在无腹筋梁上下面均粘贴纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer, FRP)并进行冲击试验，结果表明加固梁的冲击抗力与残余刚度显著提高。Goldston等[9]分析了以通长缠绕加固的方式对静力剪切强度不足的梁在冲击荷载下抗剪切能力与破坏模式的影响。赵灵雨等[10-11]先后进行了无腹筋以及腹筋配置不足的钢筋混凝土梁的落锤冲击试验，前者分析了冲击速度以及加固方式对试件动力响应的影响，后者则研究了腹筋配置不足的梁破坏模式随CFRP加固率以及剪跨比变化的规律。

叠合梁作为装配整体式结构的重要受力构件，在承担了结构自重与使用荷载的同时，也常易遭受各类损伤。对修复后的叠合梁进行落锤冲击试验既是装配整体式结构防灾减灾领域研究的一环，也是修复方式在强动力荷载作用下的有效性检验的重要手段。为此，本文采用工程中常用的外粘CFRP的方式对存在损伤的叠合梁进行修复，开展了关于完好梁与修复梁的落锤冲击试验，获取了修复梁在冲击荷载作用下的荷载与挠度增长、裂缝开展、应变变化等动力响应，结合相应的静载试验结果，分析了现浇梁与叠合梁、FRP修复的损伤构件与原完好构件在破坏机理与抗冲击性能上的差异性。最后，基于FRP的有效应变，简要计算了其抗力贡献，对比修复梁的实际抗力提升，探讨了CFRP在落锤冲击作用下的理论抗力贡献与实际抗力贡献的差异及其原因。

1 试验概况

1.1 试件设计

试验设计并制作了4根现浇钢筋混凝土梁与4根叠合梁，梁截面尺寸150 mm×320 mm，全长3 500 mm，净跨2 900 mm，叠合梁叠合层高120 mm；纵筋强度等级为HRB400；箍筋HPB300，在梁两端进行加密。试验梁尺寸与配筋及材料参数如图1所示。试验在试件制作时预留了标准混凝土立方体试块与钢筋留样，材料力学性能试验结果如表1所示。

图1 试件尺寸与配筋详图(mm)Fig.1 Specimen size and reinforcement detail(mm)

表1 材性实验结果Tab.1 Experimental results of material properties

1.2 试验工况与修复方式

为了深入研究其抗冲击性能，各试件均设置了相应对照组的静力试验。加载时，静力加载组与落锤冲击组除加载方式外，其余参数(包括加载装置、约束情况及测点布置)均保持一致，试验工况如表2所示。表中各试件编号字母与数字含义分别为加载方式(A为静载、B为冲击荷载)、构件形式(X为现浇、D为叠合梁)、构件状态(1为完好梁、2为损伤修复梁)。

由于实际工况中梁为强剪弱弯构件，损伤多由弯曲引起，因此试验中初始损伤采用弯曲加载(损伤工况见表2)，即静力加载至对比完好梁抗弯承载力的90%后卸载修复。相应的修复方式也针对弯曲损伤进行(如图2所示)，为防止过大的裂缝引起FRP的粘贴与受力缺陷，对损伤后大于0.2 mm的裂缝做砂浆填缝与表面抹平处理，实际施工中其余微裂缝做表面封闭处理即可,CFRP的条带宽度与净距参考GB 50367—2013《混凝土结构加固设计规范》[12]选用，粘贴的施工工序按照GB 50608—2010《纤维增强复合材料建设工程应用技术规范》[13]进行。

图2 CFRP修复方式(mm)Fig.2 CFRP repair method(mm)

表2 试验工况Tab.2 Test conditions

考虑到修复后抗弯承载力的提高，为继续满足强剪弱弯的设计要求，两侧各增设两道U型箍以加强修复后的抗剪承载力。从设计角度出发，以各材料的设计强度对试件修复后的抗弯与抗剪承载力进行验算，计算方法选用GB 50367—2013《混凝土结构加固设计规范》中加固梁的计算方法，计算结果分为别52 kN和74 kN，实际梁体有弯曲损伤，其抗弯承载力更低，满足要求。CFRP材料参数如表3所示。

表3 CFRP材料参数Tab.3 CFRP material parameters

1.3 加载装置与量测

落锤冲击试验装置如图3所示。支座部分设置了上下绞支约束模拟简支支座，梁体上部的压梁左右两端钻孔后通过带螺纹的钢杆锚固在梁体下部支座，通过预紧螺母施加一定的预紧力，起到防止梁体在冲击时跳脱。反力架横梁中心部位设有钻孔，将连接锤头的带孔钢条穿过反力横梁，待锤头达到额定高度时使用钢销固定，高度可自由调节，钢条与落锤之间通过自动脱钩器相连。落锤由锤头、力传感器夹板、配重板夹板组成。锤头面为圆弧面，通过螺栓锚固于力传感器下夹板上。瞬时冲击力由夹板中的力传感器测得，试验所用传感器最大量程为200 t。传感器上方为配重板与相应夹板，增减两种配重板数量可调节冲击质量。

图3 落锤冲击试验装置Fig.3 Drop hammer test device

试验测取了冲击过程中的冲击力、跨中位移、跨中钢筋与FRP应变等参数，于加载装置一侧布置了高速摄像机，监测冲击瞬时的裂缝开展与破坏过程。试验后，拍摄并绘制了冲击后的最终裂缝与破坏形态。

2 静载试验结果

试验梁静载下的荷载位移曲线如图4所示。普通完好梁A-X-1与A-D-1截面开裂后刚度降低，荷载位移曲线出现拐点，在钢筋屈服前表现为两折线的发展趋势。修复梁荷载位移曲线在纵筋屈服前发展平稳，斜率介于完好梁两折线斜率之间；这表明由于较大的初始损伤的存在，修复梁的刚度略低于普通完好梁未开裂的刚度，但从整个加载过程来看，CFRP可有效减缓因截面开裂导致的刚度退化。加载至钢筋屈服时，完好梁斜率迅速降低，挠度显著增长；修复梁中FRP承担了部分荷载，曲线在纵筋屈服时的斜率变化较为平缓，屈服承载力与极限承载力明显提高。应当指出的是，现浇梁与叠合梁为两批浇注，混凝土、钢筋材料强度离散性导致修复后叠合梁承载力略低于现浇梁，但参考同一次浇注的A-X-1/A-X-2，A-D-1/A-D-2的承载力变化可知，两者在承载力提升上处于同一水平。此外，修复梁达到对比梁极限承载力时跨中挠度与最大裂缝宽度显著减小。

图4 静载试验荷载位移曲线Fig.4 Load-displacement curve of static load test

上述分析表明，在静载下，修复的现浇梁与叠合梁承载力均有提升，且在与对比完好梁同等荷载下，变形更小，稳定性更高。此外，修复梁破坏时纵筋早已屈服，受压区混凝土也已压碎，继续加载数级后，FRP才出现破坏，可见两者强度均得到了充分利用；从设计角度来看，实际将混凝土压碎时作为其极限状态，不再考虑之后的承载能力，此时修复梁对应的承载力分别提升了26.3%和31.3%，完好梁与修复梁的挠度差异仅在7%～14%，延性差异不大。

3 冲击试验结果及分析

3.1 裂缝发展

试验所用的高速摄像机捕捉了试件从加载开始至完全结束的动态响应过程，由于裂缝形态基本在第一次接触后稳定，因此选取了0～100 ms时段进行分析，现浇梁0～100 ms各时间节点裂缝形态如图5所示。完好现浇梁在落锤锤头接触2.1 ms后在跨中冲击部位左侧开始出现一条肉眼可见的细微裂缝，并随着冲击缓慢增长。在3.3 ms时，跨中新增两条相邻的裂缝，同时混凝土受压区开始轻微鼓起，新增裂缝一经出现便迅速开展至梁高3/4处，并超越了原有裂缝。在10 ms后，基本形成了三条裂缝为主裂缝继续延伸扩大的趋势，同时少有新裂缝形成，混凝土开始破碎。试件挠度增长在33.3 ms左右明显减缓，维持了一段时间的稳定后随着锤头开始回弹，注意到受压区混凝土已经破坏，因此梁体的挠度恢复能力大部分由钢筋承担。整个冲击过程完好梁的裂缝开展未受到抑制。对比完好梁，现浇修复梁首先出现较小的混凝土碎裂(0.8 ms)。在2.1 ms时，原有损伤时的裂缝宽度出现轻微扩大，无长度的延伸。3.8 ms后，在跨中U形FRP条带之外出现一条细小的裂缝，延伸至U型条带附近后不再有明显变化。与完好梁对应，挠度于28.8 ms开始稳定。最终破坏后，主裂缝仍为跨中的两条弯曲裂缝。观察两者的裂缝宽度、长度、增长速度、形态等不难发现，修复梁中的原有裂缝底部由于受到纵向FRP的限制，水平宽度与竖向长度开展均小于现浇梁；同时新增的裂缝也由于顶端抵达了U型条带未进一步扩大。

图5 现浇梁裂缝发展与破坏过程Fig.5 Crack development and failure process of RC beam

图6为对比叠合梁0～100 ms内的裂缝开展情况。完好叠合梁在冲击开始后2.9 ms时开始出现裂缝，且四条裂缝几乎同时出现并发展为主裂缝，裂缝顶端均处于叠合层以下，注意到对比现浇梁在该节点时(出现三条主裂缝)部分混凝土开始鼓起，有破坏征兆，对比叠合梁混凝土尚处于完好状态。随着锤头继续向下冲击，至7.1 ms，裂缝开始跨越叠合层。10 ms时，基本形成以初始的四条裂缝为主裂缝的形态。在冲击后21 ms，混凝土开始压碎。与现浇梁对应，梁体挠度增长在35 ms开始缓慢。最终到达100 ms未出现新增裂缝，裂缝形态仍为四条主裂缝以及伴生的小裂缝。对比完好的现浇梁与叠合梁，现浇梁的主裂缝形成与局部混凝土压碎几乎同时发生，而受压区混凝土整体在主裂缝形成后有较为明显的破坏，尤其是在挠度增长开始减缓后(33.3 ms)，出现大面积的碎裂；而完好的叠合梁直至21 ms才出现边缘混凝土的横向裂纹。两者在加载时间均达到100 ms时，叠合梁受压区混凝土破坏程度小于现浇梁。

图6 B-D-1裂缝发展与破坏过程Fig.6 Crack development and failure process of B-D-1

3.2 破坏形态

落锤冲击过程中，锤头与梁体第一次接触后裂缝形态已经基本固定，但部分碎裂的混凝土在两者再次接触以及梁体自身的振荡作用下发生脱落。各试件最终破坏情况如图7所示。对比现浇梁B-X-1与叠合梁B-D-1，现浇梁受压区混凝土破坏严重，主裂缝下的次生裂缝区域由于裂缝多且密集，内部混凝土有再次脱落的风险；叠合梁受压区混凝土破坏状况有明显缓解，这可能是由于现浇梁主裂缝一经产生即向上开展，受压区迅速减小，应力增大；而叠合层的存在一定程度上减缓了裂缝继续向上开展的趋势，并在更广的区域内同时产生了多条主裂缝以维持梁体挠度的向下增长，因此上部混凝土留有较大的区域受压，应力相对更小。这种状况同样发生在现浇修复梁与叠合修复梁的破坏过程中。

图7 各试件最终裂缝与破坏形态Fig.7 Final crack and failure form of each test piece

对比完好梁与修复梁，后者在破坏时还伴有底部FRP与侧面U型条带的剥离。从裂缝宽度，开展的深度以及剥落的混凝土面积来看，修复梁的破坏情况相比对比梁更轻。现浇对比梁的受压区还出现了大块混凝土的剥落，而修复梁受压区混凝土主要为外围保护层的粉碎与脱落，且与静力荷载作用时一致，混凝土的破坏发生在FRP的破坏之前，表明修复梁的受压区混凝土抗压承载力已达到极限，利用较为充分，这是由于受拉FRP与U型条带承担了部分荷载，限制了梁体裂缝深入受压区的趋势并抑制了变形，从而保证了混凝土的均匀受压破坏。

3.3 荷载时程曲线

各试件的荷载时程曲线如图8所示。四个试件冲击力随时间变化呈现相同的规律：首次接触后冲击力快速上升，在t=3 ms左右时达到冲击荷载的首个峰值，也是冲击全过程中最大的荷载值，之后迅速衰减，对比四个试件发现，首次峰值出现时间与构件的形式(该处特指现浇与叠合的浇注形式)以及是否损伤修复无关。首次荷载峰值在t=7 ms时衰减至0附近并维持了较短的平稳时段，至t=10 ms后再次上升，这表明落锤在首次接触后即反弹，并短暂的脱离了梁体。之后落锤再次落回梁跨中，此时由于动能的迅速衰减，落锤再次接触后停留在梁体上，因此荷载维持在一个较为稳定的平台值附近。荷载时程曲线最后的缓慢衰减阶段是由于落锤向一侧的偏斜并从梁体掉落导致的。对比裂缝开展的时间可知，冲击峰值持时短，在主裂缝形成后衰减到零，但此时已对梁体造成不可修复的损伤，随后梁体的自身振荡加剧了这种损伤。观察荷载位移曲线的前段发现，两种完好梁与修复梁的峰值均相差50 kN左右，现浇梁与叠合梁的冲击力大小之间同样存在一定的差距。而四个试件在冲击力的平台值上均处于同一水平，这表明冲击荷载的峰值差异是由于试件自身特性导致的。综合破坏状况与荷载时程曲线来对比完好梁与修复梁可知，修复梁在冲击荷载作用下的承载力更高。

图8 荷载时程曲线Fig.8 Time histories of impact force

纵观整个冲击过程，四个试件各荷载的首次及二次峰值、最低值、平台值均有着相同的出现与持续时间，根据其他试验测量数据的时程变化来看，首先，影响冲击力持时与各特性值的因素比较单一，主要与接触面的特性有关，而CFRP修复尽管对梁体整体的受力性能以及抗弯能力有一定的改善，但与冲击部位的材料特性并无关联，因此完好梁与修复梁的荷载在冲击时程上的变化规律类似，仅在初次接触的峰值上有一定变化。其次，试验中所有试件荷载测量的传感器均位于落锤内部，具有一致性，进一步减少了对冲击力变化产生影响的因素。

3.4 位移时程曲线

为便于对比研究四个试件各自的位移时程曲线特点时只包含一个设计变量，下面将试件按照完好梁与修复梁、现浇梁与叠合梁两组进行分析。

图9为对比分析的位移时程曲线。观察现浇梁的曲线重合度发现，损伤修复的现浇梁在t=10 ms，Δ=40 mm左右时挠度的上升趋势减缓，与完好梁曲线走向产生分离。此后，在t=35 ms与t=45 ms时修复梁与完好梁先后达到挠度峰值，分别为102.9 mm和145.2mm。经过第一次冲击接触后，完好梁的挠度恢复至110 mm左右，修复梁则回弹至72 mm。随后伴随着二次接触与振动开始浮动，最终B-X-1与C-X-2的残余挠度为115.0 mm和77.0 mm。相较于现浇梁，叠合梁的挠度曲线呈现出更为显著的差异(叠合梁曲线后期点的离散为掉落的混凝土碎屑对测量仪器的干扰，已去除不合理点)。首先，两个叠合梁试件曲线在前期的贴合长度高于现浇梁，两者分离点直至位移达到74 mm时才出现，且该点为叠合梁的挠度峰值点。这反映了叠合梁中的纵向钢筋参与负载的时间更长，且达到峰值点时钢筋与FRP仍处在协同受力阶段。其次，修复叠合梁挠度上升-峰值-衰减的响应周期相比完好叠合梁明显更短，表明修复梁的挠度振动频率更大。最后，修复叠合梁第二次的挠度峰值与首次峰值相差不大，未出现剧烈波动，说明该修复梁的振动更加稳定。值得指出的是，现浇修复梁与叠合修复梁之间同样存在差异，这可能是由于虽然现浇梁与叠合梁的损伤等级一致，但由于材料特性的差异，两个试件内部纵向钢筋的损伤状态并不相同所导致的。

图9 位移时程曲线Fig.9 Time histories of displacement

表4为各试件挠度响应的汇总表。表中参数Δmax，Qmax，Δr，Qr，Qr-max，tm代表含义分别为：极限挠度、极限挠度减小率、残余挠度、残余挠度减小率、挠度恢复率以及第一次挠度波动响应时间(挠度波动响应时间指的是挠度曲线从初始值至峰值最后回弹至第一个波谷的时间周期)。综合两组完好梁与修复梁的曲线差异并结合表4的各特性值，可知：①从修复的角度来看，修复梁在冲击时的峰值挠度以及冲击过后的残余挠度显著低于完好梁，现浇修复梁与叠合修复梁的峰值挠度减小比率达到了29.1%和41.2%，残余挠度比率则达到了33.0%，47.3%。从构件形式看，叠合梁的挠度相较于现浇梁同样有一定的减小；②由图表可知，两种修复梁在冲击接触并回弹的过程中挠度波动周期与幅值均小于对应的完好梁，这表明修复作用提高了梁的刚度；③梁体在遭受冲击后挠度的恢复能力对比可知，完好梁的恢复率在20%～21%，而两种修复梁的恢复率为25.2%和28.7%，因此，修复梁在变形后的恢复能力上不低于完好梁。

表4 挠度响应汇总Tab.4 Summary of Deflection response

3.5 应变时程曲线

图10为跨中底部受拉纵筋应变时程曲线以及荷载时程曲线。从现浇梁时程曲线可知，在落锤冲击接触后，但峰值应变时间相对于荷载峰值有所滞后。完好梁首个峰值显著高于修复梁，在下降至3 500 με左右时再次攀升，并很快发生了破坏；修复梁则在2 700 με时出现了平台阶段，直至荷载二次上升时开始增大，该阶段的形成是由于纵筋屈服后，FRP承担了全部的额外荷载，之后FRP破坏剥离，应力再次转至纵筋。最后修复梁的纵筋应变随着荷载逐渐稳定在3 000 με。叠合梁的纵筋应变大致呈现出同样的变化规律，即现浇梁首波峰值高于修复梁，修复梁中FRP缓解了钢筋的应力增长，使钢筋应变进入平台阶段(平台阶段钢筋达到屈服应变，强度已经充分利用)。

图10 纵筋应变时程曲线Fig.10 Time histories of tensile steel strain

修复梁中的FRP应变变化反映了纤维材料参与受荷的过程以及在冲击荷载下的有效应变，下面结合纵筋应变分析修复梁中FRP的应变。两种修复梁中应变变化类似，以现浇梁为例(见图11)，开始时，钢筋与FRP应变同时上升；钢筋屈服后，FRP应变出现短暂滞后，随后FRP承受了继续增长的冲击荷载；达到第一次应变峰值后，应变有所回落，反之纵筋应变开始上升。这验证了之前部分FRP破坏与剥离后，应力传递至纵筋的观点；最终剩余的FRP与钢筋的承载力不足以抵抗冲击力，产生破坏。当冲击荷载较小或增加纤维层数时，以应变的角度出发，FRP的存在将使钢筋应变维持在屈服阶段的稳定；宏观来看，此时修复梁能承受冲击荷载而不产生重大破坏。

图11 FRP应变时程曲线Fig.11 Time histories of CFRP strain

4 CFRP对冲击抗力贡献

静力荷载作用下，修复梁的承载力可按原完好梁的承载力与FRP实际受拉承载能力(以有效应变计算)的叠加近似计算得出。在冲击作用下，FRP对修复梁的破坏过程、裂缝发展等各类参数均会产生影响，因此，其提高冲击抗力作用是否等价于静力荷载下的FRP有效应变计算方法需进一步研究，下面将结合有 限的试验结果对FRP在两种荷载作用下的实际贡献差异进行简要分析。

FRP的有效应变是指FRP在加固或修复构件中实际的应变大小，即FRP实际参与受力的应变。由于FRP抗弯加固或修复时，其作用类似于外加钢筋，因此影响有效应变大小的因素与正截面抗弯承载力计算中涉及的参数一致。美国加固规范ACI 440.2R《外加固纤维强化混凝土结构设计及建造指南》[14]中对抗弯加固中FRP有效应变的计算方法有如下规定

(1)

式中，εfe，εcu，df，c，εbi，εfd为FRP有效应变、受压区混凝土极限压应变、加固梁高度(包含纤维材厚度)、受压区边缘至中性轴距离、加固时受拉区边缘混凝土应变、FRP极限拉应变。

我国加固规范中没有直接提出有效应变的计算方法，而是在涉及到FRP加固二次受力梁的正截面计算中提出了强度利用系数Ψf

(2)

等效混凝土受压区高度=0.8×混凝土受压区边缘至中性轴距离，式(2)中分子部分即有效应变，因此，我国加固规范中实际上是将有效应变引入到强度利用系数的计算中，两者本质上是一样的。

表5所示为CFRP抗力计算结果，从有效应变对比可知，冲击作用能增强FRP的有效应变，放大系数约为2.2倍。FRP有效受拉应变的增大意味着相比静力作用，纤维复合材料在冲击作用下承担了更多的额外荷载。

表5 CFRP抗力计算Tab.5 Calculation of CFRP resistance

为简化分析，基于叠合原理将完好梁与修复梁的承载力相减得到FRP对承载力的贡献。静载下，完好现浇梁与叠合梁的抗弯承载力分别为60.8 kN，55.9 kN,修复梁承载力采用上述有效应变计算，现浇修复梁与叠合修复梁分别为71.4 kN，67.8 kN；则静力荷载作用时，现浇梁与叠合梁中FRP的承载能力贡献分别10.6 kN，11.9 kN。同理，冲击荷载作用下，现浇梁与叠合梁中FRP的抗力贡献分别为49.4 kN，49.3 kN。对比有效应变，抗力贡献提升的数值显著高于其放大系数，这表明FRP对修复梁在冲击作用下的贡献不仅表现在本身材料的受力，同时也改善了梁体的整体受力性能。

5 结 论

本文采用自主设计的落锤冲击试验机进行了完好叠合梁与CFRP修复的损伤叠合梁以及现浇对照梁等的冲击试验，获取了与叠合梁抗冲击性能相关的各类响应，通过对试验数据的分析与研究，得出以下结论：

(1)冲击荷载作用下，叠合梁与现浇梁在裂缝开展与局部破坏程度上比较接近，且两者在冲击力、峰值挠度、残余挠度等动力响应相差较小。

(2)冲击荷载作用下，叠合与现浇修复梁动力特性较接近，但与完好梁在混凝土破坏程度，冲击力大小，残余挠度及响应时间上均存在较为显著的差异，且损伤梁在CFRP修复后抗冲击性能有显著提升。

(3)经FRP修复后的叠合梁，其静力承载能力约提高21%(现浇梁17%)，其冲击承载能力约提高17%(现浇梁16%)，表明FRP对叠合梁抗冲击承载能力提高与现浇梁相当。