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注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究

张劲泉 李鹏飞 韦韩 王仙

张劲泉, 李鹏飞, 韦韩, 王仙. 注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
引用本文: 张劲泉, 李鹏飞, 韦韩, 王仙. 注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
Jin-quan ZHANG, Peng-fei LI, Han WEI, Xian WANG. EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR PERFORMANCE OF PREPRESSED CONCRETE HOLLOW SLAB BEAMS REINFORCED BY GROUTING[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
Citation: Jin-quan ZHANG, Peng-fei LI, Han WEI, Xian WANG. EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR PERFORMANCE OF PREPRESSED CONCRETE HOLLOW SLAB BEAMS REINFORCED BY GROUTING[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059

注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
基金项目: 中央级公益性科研院所基本科研业务费专项资金项目(2019-0107,2018-9019);科技创新专项资金项目(2018-A0007)
详细信息
    作者简介:

    张劲泉(1963−),男,江苏泰州人,研究员,工学学士,交通运输部公路科学研究院院长,主要从事桥梁检测评定与维修加固、桥梁结构监测与安全评估、桥梁耐久性研究(E-mail: rioh_jqzhang@163.com)

    韦 韩(1982−),男(壮族),广西河池人,副研究员,工学硕士,主要从事交通工程及桥梁工程研究(E-mail: 4736288@qq.com)

    王 仙(1980−),男,安徽合肥人,高级工程师,工学硕士,主要从事桥梁检测与加固研究(E-mail: 19236145@qq.com)

    通讯作者: 李鹏飞(1981−),男,河北任丘人,助理研究员,工学博士,主要从事交通工程及桥梁工程研究(E-mail: lpf.china@163.com)
  • 中图分类号: TU378

EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR PERFORMANCE OF PREPRESSED CONCRETE HOLLOW SLAB BEAMS REINFORCED BY GROUTING

  • 摘要: 为了对预应力混凝土空心板梁端部剪跨区内出现的腹剪斜裂缝进行加固,提出了对空心板梁端部注浆加固的措施,以达到增加空心板受剪截面积的目的。进行了3片足尺20 m先张法预应力钢筋混凝土空心板梁注浆加固后抗剪性能试验,以验证加固后空心板梁的受力性能及加固效果,三片梁端部注浆长度分别为1.5 m、2.0 m、2.5 m,分析了不同注浆长度下试验梁的应变、挠度、裂缝分布、刚度、承载力变化规律,通过与未加固前梁体试验结果对比,分析端部注浆加固措施对梁体抗剪承载能力的改善程度。试验表明,采取端部注浆加固措施后,梁体整体刚度变化较小,梁体在正常使用荷载作用下,端部剪跨区内没有出现腹剪斜裂缝,梁体的抗剪能力有较大提高,加固后梁体的破坏模式为加固段与未加固段交界处发生的弯剪破坏。
  • 图  1  空心板梁腹剪斜裂缝分布示意图

    Figure  1.  Distribution of shear oblique cracks in hollow plate girder

    图  2  空心板截面尺寸 /mm

    Figure  2.  Dimensions of hollow slab section

    图  3  空心板梁配筋图 /mm

    Figure  3.  Reinforcement diagram of hollow slab beam

    图  4  加固后试验梁M1构造 /mm

    Figure  4.  Configuration of reinforced test beam M1

    图  5  加载装置示意图 /cm

    Figure  5.  Loading device layout

    图  6  位移及挠度测点布置 /cm

    Figure  6.  Location of displacement and deflection points

    图  7  构件加固前后荷载-位移关系曲线

    Figure  7.  Load-displacement curves of members before and after reinforcement

    图  8  加固前后梁体顶板及底板应变对比

    Figure  8.  Comparison of strain on beam roof and floor before and after reinforcement

    图  9  加固后梁体顶板压应变与底板拉应变试验值与理论值对比

    Figure  9.  Comparison between the experimental and theoretical strain on beam roof and floor after reinforcement

    图  10  加固与未加固梁体主拉应变对比

    Figure  10.  Comparison of principal tensile strain between reinforced and unreinforced beams

    图  11  M1试件裂缝分布图 /cm

    Figure  11.  Crack pattern of M1

    图  12  M2试件裂缝分布图 /cm

    Figure  12.  Crack pattern of M2

    图  13  M3试件裂缝分布图 /cm

    Figure  13.  Crack pattern of M3

    图  14  M1、M2、M3荷载-位移曲线

    Figure  14.  Load-displacement curves of M1, M2, M3

    图  15  M1、M2、M3梁顶压应变变化规律

    Figure  15.  Variation of compression strain at the top of beam M1, M2, M3

    图  16  M1、M2、M3腹板主拉应变对比

    Figure  16.  Comparison of principal tensile strain of M1, M2, M3

    表  1  材料性能参数

    Table  1.   Material performance parameters /MPa

    材料规格 屈服强度 极限强度
    HPB235(Φ6/Φ8) 309 483
    HRB335(Φ10) 353 580
    HRB335(Φ12) 350 606
    HRB335(Φ16) 346 575
    钢绞线(Φ15.2) 1940
    C50混凝土 立方体抗压强度53.5
    C60灌浆料 立方体抗压强度60.3
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    表  2  试验梁加载制度

    Table  2.   Loading situation of test beams

    梁编号 最大荷载/kN
    M1未加固 220
    M1加固1.5 m 650
    M2加固2.0 m 700
    M3加固2.5 m 750
    下载: 导出CSV
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出版历程
  • 收稿日期:  2019-04-28
  • 修回日期:  2019-11-06
  • 网络出版日期:  2020-06-01
  • 刊出日期:  2020-06-01

注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究

doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
    基金项目:  中央级公益性科研院所基本科研业务费专项资金项目(2019-0107,2018-9019);科技创新专项资金项目(2018-A0007)
    作者简介:

    张劲泉(1963−),男,江苏泰州人,研究员,工学学士,交通运输部公路科学研究院院长,主要从事桥梁检测评定与维修加固、桥梁结构监测与安全评估、桥梁耐久性研究(E-mail: rioh_jqzhang@163.com)

    韦 韩(1982−),男(壮族),广西河池人,副研究员,工学硕士,主要从事交通工程及桥梁工程研究(E-mail: 4736288@qq.com)

    王 仙(1980−),男,安徽合肥人,高级工程师,工学硕士,主要从事桥梁检测与加固研究(E-mail: 19236145@qq.com)

    通讯作者: 李鹏飞(1981−),男,河北任丘人,助理研究员,工学博士,主要从事交通工程及桥梁工程研究(E-mail: lpf.china@163.com)
  • 中图分类号: TU378

摘要: 为了对预应力混凝土空心板梁端部剪跨区内出现的腹剪斜裂缝进行加固,提出了对空心板梁端部注浆加固的措施,以达到增加空心板受剪截面积的目的。进行了3片足尺20 m先张法预应力钢筋混凝土空心板梁注浆加固后抗剪性能试验,以验证加固后空心板梁的受力性能及加固效果,三片梁端部注浆长度分别为1.5 m、2.0 m、2.5 m,分析了不同注浆长度下试验梁的应变、挠度、裂缝分布、刚度、承载力变化规律,通过与未加固前梁体试验结果对比,分析端部注浆加固措施对梁体抗剪承载能力的改善程度。试验表明,采取端部注浆加固措施后,梁体整体刚度变化较小,梁体在正常使用荷载作用下,端部剪跨区内没有出现腹剪斜裂缝,梁体的抗剪能力有较大提高,加固后梁体的破坏模式为加固段与未加固段交界处发生的弯剪破坏。

English Abstract

张劲泉, 李鹏飞, 韦韩, 王仙. 注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
引用本文: 张劲泉, 李鹏飞, 韦韩, 王仙. 注浆加固预应力混凝土空心板梁抗剪性能试验研究[J]. 工程力学, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
Jin-quan ZHANG, Peng-fei LI, Han WEI, Xian WANG. EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR PERFORMANCE OF PREPRESSED CONCRETE HOLLOW SLAB BEAMS REINFORCED BY GROUTING[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
Citation: Jin-quan ZHANG, Peng-fei LI, Han WEI, Xian WANG. EXPERIMENTAL STUDY ON SHEAR PERFORMANCE OF PREPRESSED CONCRETE HOLLOW SLAB BEAMS REINFORCED BY GROUTING[J]. Engineering Mechanics, 2020, 37(S): 32-41. doi: 10.6052/j.issn.1000-4750.2019.04.S059
  • 20世纪90年代,我国在大力建设高速公路过程中,较多采用了先张法预应力混凝土简支空心板结构[1],近年来,随着交通量的不断增大和车辆超限超载现象泛滥,部分已建成的空心板桥梁由于设计时荷载标准偏低以及环境与结构退化等因素影响,无法满足日益增加的使用需求,出现了不同程度的病害,给运行安全带来严重隐患[2]。以某城市高架桥为例,该桥建成于1998年,上部结构形式主要为先张法20 m装配式预应力混凝土简支空心板梁,全桥运行近20年时间,随着交通流量的高速增长,部分桥梁构件出现明显病害。2016年6月进行的检查发现,空心板梁的不合格率达到34.7%,其中空心板梁端部出现腹剪斜裂缝是一个比较普遍的现象,且出现腹板斜裂缝的梁体占全桥比例大幅增加,裂缝多集中出现在梁体端部2 m范围内,典型裂缝分布见图1。观察斜裂缝分布可以判断,主要是空心板梁端部由于预应力损失及病害等导致抗剪能力不足,梁体长期在车辆荷载特别是冲击荷载作用下产生此类病害,且剪切裂缝病害发展速度很快,对桥梁结构安全影响较大。

    图  1  空心板梁腹剪斜裂缝分布示意图

    Figure 1.  Distribution of shear oblique cracks in hollow plate girder

    国内外专家学者对钢筋混凝土空心板梁的抗剪加固进行了大量研究,提出了粘贴纤维增强复合材料[3-5](玻璃纤维、FRP、CFRP、BFRP板等),粘贴钢板[6],加筋高性能砂浆(HPFL)加固[7-9](高强钢绞线、钢筋网、钢丝网),增大截面[10-11],增设预应力钢带等多种加固方法[12],并通过模型试验、数值分析、理论计算等方法分别对各种加固模式下钢筋混凝土梁的抗剪性能进行了研究,提出了考虑不同因素影响的抗剪承载力计算公式。例如,清华大学聂建国等[13]采用高强不锈钢绞线网-渗透性聚合物砂浆,完成了4根一次受力、二次受力两种情况下的加固梁抗剪试验研究,提出了加固梁抗剪承载力计算公式;湖南大学罗利波[14]课题组采用钢筋网、钢丝网复合砂浆,完成了50根RC梁的一次受力、二次受力梁抗剪加固试验,分析了混凝土强度、钢丝网层数、配筋率、截面尺寸等对承载能力的影响。黄华等[9]根据桁架-拱模型,提出加固梁所承担的剪力由桁架承担的剪力与拱承担的剪力叠加构成,并给出了加筋高性能砂浆加固RC梁抗剪承载力计算公式。

    目前已有的钢筋混凝土梁加固研究主要以缩尺试验为主,鲜见对预应力混凝土空心板进行足尺试验的研究报道,由于实际结构与缩尺结构之间的尺寸效应及材料退化问题,采用缩尺试验无法模拟混凝土梁的真实受力性能,因此开展足尺试验研究加固梁的受力性能极具价值。此外,目前对钢筋混凝土梁的抗剪加固大多采用通过梁体外包材料提高截面抗剪性能的方法,例如,在梁体受剪段内粘贴钢板、FRP板以及外包钢丝网+高性能砂浆等,相关试验研究及理论计算多是对单根梁体进行加固。然而实际工程中,特别是对于装配式空心板梁桥的中板,由于作业空间的限制,这些通过外包材料的加固方法难以实施。因此在不改变结构体系及中断交通的情况下,探索更高效、简便、经济、实用的混凝土空心板桥加固新技术,具有重要的现实意义。

    基于此,本文提出了一种对预应力混凝土空心板梁体端部空腔内注浆以增大受剪截面、提高梁体抗剪承载力的加固方法。与外粘纤维材料及外包加固材料的加固方案相比,空心板内部灌注的加固材料处于约束受力状态,只要其密实性能够保证,加固材料与原梁体具有较好的协同工作性能,其承载力发挥系数远远高于其他外包加固材料的形式。本文通过3根采用端部注浆加固方法的20 m足尺预应力空心板的抗剪性能试验,研究了加固后梁体的受力性能及破坏模式变化趋势,分析了此种加固方法的加固效果。本研究旨在为同类先张法PC空心板梁桥的抗剪加固提供参考。

    • 根据实桥中空心板的使用情况,按原图纸设计了20 m先张法预应力混凝土空心板中梁3片,分别命名为M1、M2、M3。足尺试验梁长度为19.96 m,计算跨径19.26 m,设计荷载为公路Ⅰ级,试件截面尺寸及配筋分别如图2图3所示。通过加固前后梁体应变、挠度、裂缝开展状况的对比,分析采取端部注浆加固后梁体抗剪性能的改善情况及加固后梁体的破坏特征。为考虑注浆长度对加固效果的影响,梁体两端注浆长度分别:M1为1.5 m,M2为2.0 m,M3为2.5 m。模型空心板梁采用C50混凝土,普通钢筋主要包括HPB235(6 mm、8 mm)和HRB335(10 mm、12 mm、16 mm)两种,预应力钢筋采用直径15.2 mm钢绞线,抗拉强度标准值 ${f_{\rm{pk}}}$ =1860 MPa。注浆材料采用强度等级为C60的微膨胀复合纤维混凝土灌浆料,试件主要材料性能参数见表1

      表 1  材料性能参数

      Table 1.  Material performance parameters /MPa

      材料规格 屈服强度 极限强度
      HPB235(Φ6/Φ8) 309 483
      HRB335(Φ10) 353 580
      HRB335(Φ12) 350 606
      HRB335(Φ16) 346 575
      钢绞线(Φ15.2) 1940
      C50混凝土 立方体抗压强度53.5
      C60灌浆料 立方体抗压强度60.3

      注浆加固时,在空心板顶部开两个直径10 cm圆孔用于注浆,在梁体底部开一个10 cm×50 cm长孔,用于安置封头挡板,封头挡板采用橡胶板并用发泡胶封闭密实,通过注浆孔灌注C60微膨胀混凝土至梁顶面,然后用环氧砂浆封堵开孔。以试验梁M1为例,注浆加固后其构造如图4所示。

      图  2  空心板截面尺寸 /mm

      Figure 2.  Dimensions of hollow slab section

      图  3  空心板梁配筋图 /mm

      Figure 3.  Reinforcement diagram of hollow slab beam

    • 试验通过反力架配合油压千斤顶的方式加载,千斤顶出力值通过压力传感器标定,取剪跨比 $\lambda {\rm{ = }}2$ ,集中荷载加载点对称布置于距梁端1.7 m位置处,并通过分配梁将集中荷载均分两点作用于空心板腹板上方,在分配梁下端各垫有一块橡胶板以防止混凝土局部压碎,梁端支座采用板式橡胶支座,加载装置布置如图5所示。

      在梁端支座处、加载点处、梁跨四分点处及跨中位置沿梁横向分别布置两个位移计,以测量荷载作用下构件的实际竖向位移,在梁两端分别设置两个位移计,以测量构件的纵向位移。在空心板支座边缘与加载点连线的两侧腹板外侧混凝土表面粘贴45°应变花,应变花的布置位置为中性轴与连线交点处,中性轴上、下各20 cm、40 cm水平线与连线交点处,在加载点两侧间距10 cm处沿顶板和底板横向分别布置3个应变片,以测量梁体顶板和底板的混凝土拉、压应变,位移及挠度测点布置如图6所示。

      在正常使用条件下,简支空心板梁桥处于弹性工作状态,因此对于A类预应力构件,梁体加固前后的加固效果对比主要在未加固梁体开裂之前的加载阶段进行。试验过程中,首先对未注浆加固的试件M1进行加载,量测其挠度及应变,用于与加固后的效果进行对比,计算可得原梁在未加固前的开裂荷载为230 kN,因此,对未加固梁体M1采用20 kN每级的分级加载制度,最大加载至220 kN,用来反映弹性阶段未加固梁体的受力性能。对加固后梁体M1、M2、M3进行加载时,为了与未加固梁体M1试验值进行对比,在荷载达到300 kN前,采用20 kN每级进行加载,而当荷载超过300 kN后,采用50 kN每级进行加载。加载过程中每级荷载持荷5 min,待试验现象稳定后进行应变和挠度等数据的采集,并观察梁体开裂情况,测量裂缝长度、宽度等。为确保各测量仪器可正常工作并消除初始误差影响,在每次正式加载前首先对试件进行大小为20 kN的预加载,试验梁加载制度见表2

      图  4  加固后试验梁M1构造 /mm

      Figure 4.  Configuration of reinforced test beam M1

      图  5  加载装置示意图 /cm

      Figure 5.  Loading device layout

      图  6  位移及挠度测点布置 /cm

      Figure 6.  Location of displacement and deflection points

      表 2  试验梁加载制度

      Table 2.  Loading situation of test beams

      梁编号 最大荷载/kN
      M1未加固 220
      M1加固1.5 m 650
      M2加固2.0 m 700
      M3加固2.5 m 750
    • 在梁端集中荷载作用下,试件M1、M2和M3在加固后加载点和跨中位置处的荷载-位移变化曲线与加固前对比如图7所示。

      图7可知,当荷载小于未加固梁的开裂荷载220 kN时,加固与未加固梁体的荷载-位移曲线均呈线性关系,表明此时加固前后梁体均处于弹性状态。端部灌浆加固后,M1、M2和M3在相同荷载作用下的加载点及跨中挠度相比加固前略有减小,在220 kN的集中荷载作用下,试件M1、M2和M3在加载点的位移相比未加固梁分别减小了4%、5.3%和10%,跨中位移分别减小了5%、4.4%和10%,表明采取梁端灌浆加固措施后,梁体的整体抗弯刚度仅有略微提高,灌注长度2.5 m的M3试件整体抗弯刚度相比加固前也仅提高10%。

      图  7  构件加固前后荷载-位移关系曲线

      Figure 7.  Load-displacement curves of members before and after reinforcement

    • 加固后M1、M2和M3位于加载点处的顶板压应变和底板拉应变与未加固梁体对比情况如图8所示。由图8可知,注浆加固后的梁体在加载点处的顶板与底板应变均小于未加固梁体,当荷载为220 kN时,M1试件加固后的压应变和拉应变相比加固前分别减小了17%和14%,M2试件分别减小了22%和28%,而M3试件则分别减小了41%和27%。

      图  8  加固前后梁体顶板及底板应变对比

      Figure 8.  Comparison of strain on beam roof and floor before and after reinforcement

      注浆加固后,内部灌浆料受外部梁体约束,若灌浆料与外部梁体协同工作性能良好,则加固部分的梁体可等效为相同尺寸的实心截面,以此截面计算加载点位置处的拉压应变作为理论值,不同荷载等级下实测混凝土拉、压应变与理论计算值对比如图9所示。

      图  9  加固后梁体顶板压应变与底板拉应变试验值与理论值对比

      Figure 9.  Comparison between the experimental and theoretical strain on beam roof and floor after reinforcement

      图9可知,加固后的M1、M2试验梁在加载点处的拉、压应变试验值略小于理论计算值,两者具有较高的吻合度,而对于M3试件,由于灌浆材料的强度和弹性模量与原梁混凝土存在差异,且由于灌注长度较长,灌浆料与原梁之间的粘结滑移等作用更为复杂,因此M3的拉、压应变偏小。通过分析可以看出,梁端灌浆材料与原梁体可共同受力,具有良好的协同工作性。

      简支空心板梁剪跨区内混凝土腹板主拉应力是造成梁体端部出现剪切斜裂缝的主要原因,因此可以通过加固前、后梁体腹板主拉应变的对比来分析抗剪加固的效果。加固后试验梁M1、M2和M3剪跨区内腹板主拉应变与未加固梁对比如图10所示。

      图  10  加固与未加固梁体主拉应变对比

      Figure 10.  Comparison of principal tensile strain between reinforced and unreinforced beams

      图10可见,在集中荷载分级加载至220 kN的过程中,注浆加固后梁体M1、M2、M3剪跨区内腹板的主拉应变明显小于未加固梁体,在220 kN的荷载作用下,M1、M2和M3试件加固后的腹板主拉应变相比加固前分别减小了32%、40%和48%,加固段内梁体的截面抗剪承载力分别提高47%、67%和92%。

    • 为研究注浆加固后预应力混凝土空心板梁的真实破坏模式,分别对加固后的M1、M2和M3试验梁进行破坏试验。

      对于试验梁M1,当荷载小于500 kN时,M1基本为弹性工作状态,梁体未见明显裂缝开展。而当荷载超过500 kN时,试件南端距离端部1.7 m处,即注浆段与未注浆段交界位置,沿梁体底面开始出现横向裂缝并迅速贯通底面,裂缝延伸至两侧腹板高60 cm处,裂缝宽度0.37 mm,定义此时的荷载为试验梁M1的开裂荷载。当荷载达到550 kN时,在试件北端距梁端1.7 m处出同样现沿底板的贯通裂缝,裂缝发展至两侧腹板高度50 cm处。随着荷载继续增大,在梁体两端原裂缝靠近跨中侧各出现一条新裂缝,新裂缝迅速沿底面贯通,并发展至腹板高度1/2左右,原有裂缝宽度显著增大。当荷载达到650 kN时,此时梁体上不再出现新的裂缝,各条裂缝沿发展方向出现较明显延伸,宽度增加明显,最大裂缝宽度超过1 cm,停止加载,最终状态下梁体两端裂缝较稀疏,裂缝宽度较大,M1的裂缝分布如图11所示。

      图  11  M1试件裂缝分布图 /cm

      Figure 11.  Crack pattern of M1

      对于试验梁M2,荷载加载至500 kN之前,M2试件基本处于弹性工作状态,并无明显裂缝开展。当荷载超过500 kN时,M2试件北端距离端部2.1 m处,即注浆段与未注浆段交界位置处,沿梁体底面出现横向裂缝,裂缝贯通底板并延伸至腹板,裂缝宽度0.04 mm。当加载至550 kN时,在M2试件南端距离端部2.1 m的底板处对称出现1条裂缝,裂缝贯通底板并延伸至两侧腹板高度5 cm处。荷载继续增大,M2试件两端原有裂缝向跨中侧各出现3条新裂缝,裂缝均沿底板贯通并延伸至腹板,裂缝平均间距20 cm。当荷载达到650 kN时,M2试件不再出现新的裂缝,各条裂缝沿发展方向出现较明显延伸,裂缝宽度增加明显。当荷载增至700 kN时,梁体裂缝宽度急剧增大,并伴随有混凝土开裂的响声,此时主裂缝宽度达到1.63 mm,高度超过梁高度的2/3,最终状态下M2的裂缝分布如图12所示。

      M3试件在荷载达到600 kN之前,表现为弹性工作状态,梁体未见明显裂缝开展。当荷载达到600 kN时,M3试件南端距离端部2.6 m处出现一条底板裂缝,同样位于灌注段与未灌注段交界处,裂缝一出现迅速沿底板横向贯通,并向梁体东、西两侧腹板竖向发展。荷载达到650 kN时,M3试件北端对称位置处也出现一条裂缝,裂缝发展状态与南端相同。随荷载的继续增加,当荷载达到700 kN时,南北两侧靠近跨中距初始裂缝20 cm位置对称出现2条新裂缝,裂缝发展趋势均为沿底板贯通并延伸至腹板,其他各条裂缝沿发展方向出现较明显延伸,梁体梁端裂缝宽度增加明显。最终,当荷载达到750 kN时,梁体不再出现新的裂缝,最先出现的主裂缝宽度急剧加大,伴随有混凝土压碎的声音,裂缝间混凝土呈破碎状态,最终状态下最大裂缝宽度超过1 cm,故停止加载,M3试验梁裂缝分布如图13所示。

      图  12  M2试件裂缝分布图 /cm

      Figure 12.  Crack pattern of M2

      图  13  M3试件裂缝分布图 /cm

      Figure 13.  Crack pattern of M3

      由注浆加固后M1、M2和M3试件在破坏过程中的裂缝发展可知,梁体裂缝均出现在加固段与未加固段梁体的交界处,此处为梁体刚度产生突变的位置,荷载作用下应力分布较为复杂,且裂缝发展的趋势均为沿梁体底板产生横向裂缝并迅速贯通向腹板发展,属于弯曲型破坏形式。薄弱面裂缝一旦出现会对梁体截面产生较大削弱,导致应力更加集中,因此最终状态下梁体裂缝数量较少,裂缝间距约为20 cm,裂缝沿最初形成的主裂缝迅速发展,主裂缝宽度较大。

      加固后的梁体M1、M2、M3注浆加固段内均未出现剪切斜裂缝,表明端部注浆加固措施能够有效地增大截面的抗剪承载力,避免剪切斜裂缝的产生。由试验现象可知,三片空心板梁加固后的开裂荷载均大于500 kN,根据20 m简支空心板梁的受力状况,按公路Ⅰ级荷载考虑,考虑恒载+汽车活载+冲击荷载,按最不利的单板受力状态考虑,单片空心板中板板端最大反力计算值为438 kN,小于梁体的开裂荷载,注浆加固后的空心板梁在正常使用荷载下处于弹性工作状态。

    • 注浆加固后试验梁M1、M2、M3在破坏加载过程中,跨中位置和加载点位置的荷载-位移曲线对比如图14所示。

      图  14  M1、M2、M3荷载-位移曲线

      Figure 14.  Load-displacement curves of M1, M2, M3

      图14可见,在荷载达到500 kN之前,M1、M2、M3在跨中和加载点处的荷载-位移曲线变化规律基本一致,均呈线性关系,且三片梁的抗弯刚度相差较小。荷载达到500 kN之后,构件的荷载-位移曲线均出现明显拐点,且M1试件在跨中和加载点处的位移增加最为明显,而M3试件的位移变化最小,表明在达到开裂荷载之后,灌浆长度最长的M3试件的抗弯刚度衰减最为缓慢。

      注浆加固后M1、M2和M3试件梁顶压应变在加载过程中的变化规律如图15所示。由图15可见,当荷载小于500 kN时,不同注浆长度的三个试件梁顶压应变相差较小,基本呈线性变化关系,梁体均处于弹性工作状态。随着荷载的持续增加,梁体逐渐开裂,M1和M2试件的梁顶压应变迅速增大,而M3试件的梁顶压应变变化却相对较为缓慢。当加载至650 kN时,M1、M2和M3试件的梁顶压应变分别为−1049.2 με、−552.2 με、−240.8 με,注浆长度2.5 m的M3试件在梁体开裂后的工作性能优于M1和M2。

      图  15  M1、M2、M3梁顶压应变变化规律

      Figure 15.  Variation of compression strain at the top of beam M1, M2, M3

      在破坏荷载加载过程中,M1、M2和M3试件腹板的主拉应变变化规律如图16所示。由图16可见,三个不同注浆长度的试件,腹板的主拉应变随荷载的变化趋势基本相同,呈线性增长关系,当荷载为650 kN时,试验梁M1、M2、M3剪跨区加固段内的腹板主拉应变分别为138.5 με、118.6 με和115.8 με,均小于混凝土开裂应变,表明采取梁端注浆加固措施可有效改善梁端剪跨区内腹板的开裂状况,提高梁体的抗剪能力。

      图  16  M1、M2、M3腹板主拉应变对比

      Figure 16.  Comparison of principal tensile strain of M1, M2, M3

    • 对采用增大截面法加固受弯构件的斜截面抗剪承载力计算,《公路桥梁加固设计规范》(JTG/T 22−2008)[15]和《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367−2013)[16]中都有相关规定,其中《公路桥梁加固设计规范》(JTG/T  22−2008)中给出的计算公式考虑加固后构件的抗剪承载力由3部分组成:构件新旧混凝土与旧箍筋综合抗剪承载力;原构件的弯起钢筋抗剪承载力;新增箍筋的抗剪承载力。并参照《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》(JTG D62−2004)[17]的做法,采用半经验半理论的公式来计算新旧混凝土和旧箍筋的综合抗剪承载力 ${V_{\rm cs}}$ ,计算中,截面有效高度采用加固后的高度,间接考虑了新增混凝土的抗剪承载力,但忽略了新旧混凝土强度等级的差别。《混凝土结构加固设计规范》(GB 50367−2013)[16]分成单侧加厚和三面围套两种情况考虑,新、旧混凝土提供的抗剪承载力和新、旧箍筋提供的抗剪承载力分别计算。只是在新增混凝土及钢筋的承载力计算中,引入了新增混凝土强度利用系数 ${\alpha _{\rm{c}}}$ 和新增钢筋强度利用系数 ${\alpha _{\rm{s}}}$ 。因此,对于受弯构件抗剪承载力计算,在建筑领域,混凝土与箍筋的抗剪承载力是分开计算的;在桥梁领域,混凝土与箍筋的抗剪承载力是合并计算的,采用的是依据试验结果统计分析得到的半经验半概率方法,并比建筑领域的安全储备稍高[18-19]

      试验表明,端部灌注混凝土与原梁混凝土之间协同工作性能完好,加固后梁体的抗剪承载力可以表示为原梁抗剪承载力与灌注混凝土部分抗剪承载力之和的形式。考虑旧梁体对端部灌注混凝土的约束作用,提出注浆加固后梁体的斜截面抗剪承载力表达式为:

      $$ \begin{split} {\gamma _0}{V_{\rm d}} \leqslant & 0.45{\alpha _1}{\alpha _3}{b_1}{h_{01}}{\psi _{\rm{cs}}} \cdot\\ & \sqrt {\left( {2 + 0.6{P_1}} \right)\sqrt {{f_{\rm{cu,k}}}} {\rho _{{\rm{sv}}1}}{f_{{\rm{sv}}1}}} +\\ & {\alpha _{{\rm{cv}}}}{\alpha _{\rm{c}}}{f_{{\rm{td}}2}}{A_{{\rm{c}}2}} \end{split} $$ (1)

      式中: ${\gamma _0}$ 为结构的重要性系数;Vd为加固后构件验算截面处的剪力组合设计值,Vd=Vd1+Vd2Vd1为加固时原构件验算截面处由荷载产生的剪力组合设计值,Vd2为加固后验算截面处由后期恒载、车辆荷载及其他可变荷载作用产生的剪力组合设计值; ${\alpha _1}$ 为异号弯矩影响系数。计算边支点梁段的抗剪承载力时, ${\alpha _1}{\rm{ = }}1.0$ ,计算中间支点梁段的抗剪承载力时, ${\alpha _1}{\rm{ = }}0.9$ ${\alpha _3}$ 为受压翼缘的影响系数,对矩形截面取1.0,对具有受压翼缘的T形或工字形截面取1.1; ${b_1}$ 为加固前截面腹板宽度; ${h_{01}}$ 为构件加固前的截面有效高度; ${\psi _{\rm cs}}$ 与原梁斜裂缝有关的修正系数,加固前未出现斜裂缝时,取1.0,斜裂缝宽度小于0.2 mm时,取0.835,斜裂缝宽度大于0.2 mm时,取0.78; ${P_1}$ 为加固前计算截面纵向钢筋的配筋百分率, ${P_1} = 100\rho $ ${\rho _1}{\rm{ = }}{A_{{\rm{s}}1}}/ \left( {{b_1}{h_{01}}} \right)$ ,当 ${P_1} > 2.5$ 时取2.5; ${f_{{\rm{cu,k}}}}$ 为原构件混凝土强度等级; ${\rho _{{\rm{sv}}1}}$ 为原构件截面内箍筋配箍率, ${\rho _{{\rm{sv}}1}} = {A_{{\rm{sv}}1}}/\left( {{s_{{\rm{v}}1}}{b_1}} \right)$ ${s_{\rm{v}}}$ 为原梁截面内箍筋的间距; ${A_{{\rm{sv}}1}}$ 为原梁斜截面内配置在同一截面的箍筋各肢总截面积; ${f_{{\rm{sv}}1}}$ 为原梁箍筋抗拉强度设计值; ${\alpha _{{\rm{cv}}}}$ 为斜截面混凝土受剪承载力系数,对一般受弯构件取0.7,对于集中荷载作用下的独立梁,取 ${\alpha _{{\rm{cv}}}} = 1.75/ (\lambda + 1)$ $\lambda $ 为计算截面的剪跨比,可取 $\lambda {\rm{ = }}a/{h_0}$ ,当 $\lambda $ <1.5时取1.5,当 $\lambda $ 大于3时取3,a为集中荷载作用点至支座截面或节点边缘的距离; ${\alpha _{\rm {c}}}$ 为新增混凝土强度利用系数,由于新增混凝土处于约束状态,取1.0; ${f_{{\rm{td}}2}}$ 为新增混凝土的轴心抗拉强度设计值; ${A_{{\rm{c}}2}}$ 为新增混凝土截面面积。

      根据式(1)计算可得,未加固前原空心板梁的斜截面抗剪承载力设计值为378.2 kN,采取端部注浆加固措施后,其斜截面抗剪承载力设计值为758 kN,增加了101%,注浆加固措施对空心板梁斜截面抗剪承载力改善效果明显。

    • 对预制装配式空心板梁采用端部注浆加固是一种有效的抗剪加固方法,通过本文研究得到以下主要结论:

      (1)端部注浆加固方法不改变原桥结构形式,受力明确,加固后空心板的抗弯刚度变化较小,注浆长度2.5 m的M3刚度仅提高10%,但其腹板主拉应变明显减小,相对于未加固梁,M1、M2、M3剪跨区内腹板主拉应变减小40%左右,抗剪承载能力大幅提高,加固效果良好。且该加固方法施工期间无需中断交通或只需部分中断交通,对高速公路及城市桥梁的加固意义重大。

      (2)端部注浆加固后试验梁的破坏形态均表现为加固段与未加固段交界面处发生的破坏,主要原因是梁体刚度突变导致的应力集中,属于弯曲破坏,梁端加固区内没有出现剪切斜裂缝,因此在灌浆材料的选择上,应保证端部注浆加固段具有合适的刚度,并采取增加截面过渡段等措施避免加固与未加固部分梁体产生刚度突变。

      (3)梁端注浆长度对梁体承载力影响较小,本试验条件下,梁体破坏荷载主要受未加固段梁体正截面受弯承载力控制,注浆长度2.5 m的M3比注浆长度1.5 m的M1承载力仅提高15%,其主要原因是M3刚度突变截面更靠近跨中,应力集中效应略小。由于剪切裂缝多出现在梁端2倍梁高范围内,因此采取注浆加固措施时,注浆长度应以2倍截面高度为宜。且采取注浆加固措施后,上部结构自重有所增加,对盖梁及基础的承载力需要进一步验算。

      (4)空心板内部灌注的加固材料处于约束受力状态,梁体顶板、底板应变分析表明,加固后新旧混凝土协同工作性能良好。在此基础上,考虑新增混凝土部分对梁体抗剪承载力的贡献,提出了端部注浆加固后空心板梁的斜截面抗剪承载力计算公式。

参考文献 (19)

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