裝配式空心板橋抗剪加固模型試驗

王 昊,李廣奇,郭建民,黃宛昆

(1.山東高速股份有限公司,山東 濟南 250014;2.山東省交通科學研究院,山東 濟南 250101;3.福州大學 土木工程學院,福建 福州 350116)

裝配式空心板橋因其結構簡單、受力明確、施工方便、標準化制造、經濟適用等優點,是我國中小跨徑橋梁建設中的首選[1]。目前在役的空心板橋數量極為龐大,但是早期的空心板橋隨著結構的老化和車輛荷載的增加,容易出現承載能力不足并引起結構病害[2-3]。對于簡支的空心板梁橋而言,承載能力不足可以分為抗彎承載能力不足和抗剪承載能力不足,其病害表現在跨中附近的底板橫向裂縫和支點附近的腹板斜向裂縫[4]。這些裂縫病害會導致雨水和腐蝕性物質的滲透,進一步加劇結構病害的開展,對橋梁結構安全產生嚴重的威脅[5-6]。

為了應對車輛荷載增加、空心板橋承載能力下降和病害嚴重,對結構進行加固是常用的應對方案[7-8]。國內外的專家學者提出的空心板梁橋抗剪加固方法包括粘貼碳纖維布或預應力碳纖維板[9-11],增大截面法加固[12-14]和采用體外預應力進行加固[15]。其中,聶建國[16]采用高強不銹鋼絞線網配合滲透性聚合砂漿進行混凝土梁加固,并進行抗剪受力試驗研究,試驗結果表明加固后混凝土梁的抗剪承載能力得到了顯著提升。

橋梁抗剪加固的通常做法是在梁端腹板處粘貼加固材料,但是受空心板特別是中板作業空間的限制,常用的橋梁結構加固方法難以實現空心板橋的抗剪加固。因此,探索高效且實用的空心板梁橋抗剪加固方法具有重要的工程應用價值。本文提出一種端部填芯的空心板橋抗剪加固方法,即先鑿除空心板端部頂板后在端部空腔處綁扎填芯鋼筋并注入混凝土的抗剪加固方法,克服傳統加固方法的不足。通過開展足尺模型試驗與未加固的空心板抗剪承載能力進行對比,分析空心板橋抗剪加固的加固效果,并對加固后的空心板橋抗剪受力性能進行研究。

1 空心板橋抗剪加固方法

1.1 加固方法

目前常用的橋梁加固方法諸如粘貼鋼板法、體外預應力法、粘貼預應力碳纖維板法等受空心板特別是中板作業空間的限制,難以實現空心板橋的抗剪加固。因此,本文提出一種鑿除空心板梁端頂板、在端部空腔處綁扎填芯箍筋、并注入混凝土的空心板橋抗剪加固方法。由于簡支空心板橋斜截面抗剪最不利截面位于梁端,因此空心板橋的抗剪加固在梁端進行。

以跨徑16 m的空心板為例,空心板梁高為70 cm,板寬101 cm。填芯空心板尺寸和鋼筋布置如圖1所示。加固時采用與原空心板等級相同的C40混凝土進行填芯。注漿加固空心板橋的研究結果表明,加固段長度大于兩倍梁高后,提高加固段長度對極限荷載的影響非常小[17],因此填芯段長度取梁高的兩倍即1.4 m。為保證填芯段混凝土與空心板梁混凝土共同受力,在填芯段內布置箍筋和架立鋼筋,并與鑿開后裸露的頂板鋼筋綁扎在一起。新增箍筋采用HRB335,直徑選用Φ8,箍筋間距為100 mm。加固布置如圖2所示。

圖1 空心板尺寸(單位:mm)

圖2 加固布置(單位:mm)

1.2 抗剪承載力計算

抗剪加固空心板梁的抗剪承載力可以依據《公路橋梁加固設計規范》[18](JTG/T J22—2008)或《混凝土結構加固設計規范》[19](GB 50367—2013)關于增大截面法加固受彎構件的抗剪承載能力計算方法進行計算。其中,《公路橋梁加固設計規范》(JTG/T J22—2008)關于抗剪承載力的計算方法參考了《公路鋼筋混凝土及預應力混凝土橋涵設計規范》[20]中5.2.9的規定,采取半理論半經驗的公式進行計算:

+0.75×10-3fsdAsd+ψvbVd2

(1)

式中:γ0為結構重要性系數;Vd為加固后構件驗算截面處第二階段剪力組合設計值,kN;α1為異號彎矩影響系數;α3為受壓翼緣的影響系數;b2為加固后梁斜截面頂端正截面處腹板寬度,mm;h0為加固后梁斜截面受壓端正截面的有效高度,mm;ψcs為與原梁斜裂縫有關的修正系數;P為加固后計算截面斜裂縫范圍內縱向鋼筋的配筋百分率;fcu,k為原構件混凝土強度等級;ρsv為原梁斜截面內箍筋配筋率;fsv為原梁箍筋抗拉強度設計值;MPa;fsd為普通彎起鋼筋的抗拉強度設計值;MPa;Asd為普通彎起鋼筋的截面面積,mm2;ψvb為修正系數;Vd2為加固后由后期恒載、車輛荷載及其他可變荷載作用的剪力組合設計值,kN。

公式(1)包括三項:

加固后的混凝土截面與原梁箍筋提供的抗剪承載力Vcs:

原梁彎起鋼筋提供的抗剪承載力Vsd:

Vsd=0.75×10-3fsdAsd

加固后新增箍筋提供的抗剪承載力Vsv:

說了這么多關于腳的閑話，咱也該下樓，活動活動筋骨，伸伸腳了，關鍵時候，說不定和蕓蕓眾生中的某一位，來個“腳”斗呢！

Vsv=ψvbVd2

此時,加固后空心板梁抗剪承載力的提升主要來源于第一項加固后混凝土截面變大和第三項加固后新增箍筋。根據公式計算可得,加固前的空心板梁抗剪承載力設計值為554 kN,抗剪加固后的空心板梁抗剪承載力設計值為886 kN。

2 模型試驗加載與測點布置

2.1 試驗加載方式

為了對填芯抗剪加固空心板橋的受力性能進行研究,考慮到空心板截面大小和尺寸效應的影響,采用足尺模型進行試驗。試驗背景空心板橋為一跨標準跨徑為16m的裝配式預應力混凝土簡支空心板梁,計算跨徑15.96 m,參考交通部公路規劃設計院JT/GGQS 011—84標準圖設計。試驗空心板共設置兩片,一片未加固,一片采用局部填芯法進行加固。填芯段鋼筋采用HRB335,直徑選用Φ10。

試驗通過液壓千斤頂進行加載。加載設計時取剪跨比λ=1,加載點縱橋向距梁端0.9 m,通過分配梁作用于空心板頂板上,分配梁與空心板之間墊有橡膠墊。加載裝置布置如圖3所示。試驗荷載分級加載,每60 kN設為一級,待試驗現象穩定后進行撓度和應變的測試,并觀察空心板裂縫的開展。為消除初始誤差的影響,試驗加載前先進行60 kN的預加載。

圖3 加載布置(單位:mm)

2.2 測點布置

為了解加固前后空心板梁的承載能力和加固后空心板梁橋的受力性能,對空心板在試驗荷載作用下的撓度和應變進行測量。撓度和應變測點布置如圖4所示。撓度測量共設置6個截面,即左右梁端支座處、加載點處、L/4截面、跨中位置和3L/4截面,每個測試截面沿橫橋向布置兩個位移計。應變測量沿著支承點45°向上的方向布置剪應變測點(應變花),應變測點沿空心板腹板高度方向均勻布置。試驗模型和加載裝置的照片如圖5所示。

圖4 測點布置(單位:mm)

圖5 試驗模型和加載裝置

3 試驗結果與抗剪承載力計算

3.1 試驗結果

對于未填芯加固的試驗模型,當荷載小于780 kN時未加固試件表現為彈性工作狀態,梁體未見明顯裂縫開展,也未聽到混凝土被壓碎發出聲音。當荷載達到780 kN時,隨著一聲脆響,出現一條貫穿空心板的斜裂縫。裂縫起始點距支座中心線約30 cm處,裂縫一出現就貫通底板,呈斜向上約45°向加載點處發展,呈下寬上窄的形態。破壞為脆性破壞,裂縫最大寬度超過1 cm,試驗模型退出工作停止加載。未填芯加固的空心板破壞照片如圖6所示。

圖6 未加固空心板破壞照片

未填芯加固的空心板撓度測試結果如圖7所示。由圖可見,未填芯加固的空心板在測試位置處撓度的增長在試驗全過程都呈線性,加載點處的最大撓度為4.56 mm,撓度最大值發生在跨中位置為9.64 mm?？梢钥吹?L/4位置處與跨中位置處的最大撓度相差不到1%,表明加載點在靠近梁端位置時,試驗荷載造成的空心板撓曲變形較小。

圖7 未加固撓度測試結果

填芯加固后的空心板破壞照片如圖8所示。對于填芯加固后的空心板,加載初期的試驗構件處于彈性工作狀態,主梁的腹板和底板未發現明顯裂縫。當試驗荷載達到820 kN時,加載端支座邊緣處出現一條斜裂縫,斜裂縫沿梁高方向呈45°角向上,寬度約為0.1 mm,長度約為40 cm。當荷載達到890 kN時,在試件距支座邊緣約20 cm處出現第二條裂縫,裂縫貫通底板并延伸至兩側腹板高度50 cm處,裂縫在腹板朝著加載點的方向發展,裂縫寬度約為1.55 mm。當荷載持續加載到930 kN時,最先出現的裂縫繼續朝著加載點方向發展,裂縫寬度并未出現明顯變化。同時在加載點下方,出現了兩條近似垂直方向的細小裂縫,裂縫寬度約為0.2 mm。當荷載達到930 kN后,空心板內鋼筋屈服,空心板失去承載能力。整個過程中裂縫的產生未發生脆性破壞。最先產生的裂縫在荷載作用下持續開展,說明填芯混凝土與空心板混凝土粘結良好,試驗構件保持整體受力。

3.2 結果分析

加固前后的空心板試驗模型在荷載作用下的試驗現象對比見表1所示。采用局部填芯加固后的空心板,其腹板發生開裂時的荷載較未加固的空心板提高5.1%,極限荷載較未加固的空心板提高19.2%。說明采用局部填芯法進行抗剪加固可以有效提高空心板抗剪承載能力,防止空心板在剪力荷載作用下發生脆性破壞。

表1 試驗現象和荷載對比

試驗結果表明,抗剪加固后空心板梁抗剪試驗荷載極限值為930 kN,是抗剪承載力設計值886 kN的1.05倍,說明抗剪加固后空心板梁的抗剪承載能力可以參照《公路橋梁加固設計規范》進行計算。

未填芯加固的空心板的破壞模式為脆性破壞,空心板發生開裂后立即失去承載能力,因此未對裂縫在試驗荷載作用下的開展進行測試?？招陌宓牧芽p分布如圖10所示。

圖10 未加固裂縫分布圖(單位:mm)

填芯加固后的空心板裂縫分布如圖11所示。采用混凝土填芯加固的空心板在試驗荷載作用下的裂縫寬度隨荷載變化情況如圖12所示。從圖示結果可以看出,隨著荷載的增加,裂縫寬度隨之迅速增加。

圖11 加固后裂縫分布圖(單位:mm)

圖12 裂縫寬度測試結果

加固前后空心板加載點和跨中截面在試驗荷載作用下的撓度對比見圖13所示。從圖13可以看出,同樣在780 kN的試驗荷載作用下,加固后加載點的撓度比加固前小21.1%,而加固后跨中截面的撓度比加固前小4.0%。說明空心板端部填充的混凝土極大地提高了加載點也就是支點附近的局部剛度,但是對空心板的整體剛度沒有太大的影響。

圖13 撓度測試結果對比

未加固的空心板最不利位置的剪應變測試結果如圖14所示。由圖14可以看出,未加固的空心板在加載過程中剪應變呈線性增長的態勢,測得最大剪應變為-225.23 με,這與試驗現象吻合。

圖14 未加固剪應變測試結果

填芯加固后的空心板在腹板測點位置的剪應變測試結果如圖15所示。由圖可見,填芯加固后的空心板在腹板中下位置的測點在荷載達到820 kN前線性增長趨勢良好,空心板處于彈性工作狀態。在荷載達到820 kN(空心板腹板開裂)之后,各個測點測得的剪應變都有加速增長的趨勢,說明此時空心板進入彈塑性工作狀態。測得最大剪應變為-209.31 με,測點同樣處于最靠近加載點的位置。

圖15 加固后剪應變測試結果

最不利測點加固前后的剪應變測試結果如圖16所示。從圖16可以看出,同樣在780 kN的試驗荷載作用下,加固后空心板最大剪應變比加固前降低20.1%,說明采用局部填芯加固后空心板整體強度提升。

圖16 最不利測點剪應變測試結果對比

4 結 論

(1) 針對傳統加固方法受空心板橋作業空間的限制,難以實現空心板橋抗剪加固這一弊端,提出了一種鑿除空心板端部頂板并在端部空腔內注入混凝土的空心板橋抗剪加固方法。模型試驗結果表明,抗剪加固后空心板梁抗剪試驗荷載極限值為930 kN,是抗剪承載力設計值886 kN的1.05倍,說明抗剪加固后空心板梁的抗剪承載能力可以參照《公路橋梁加固設計規范》進行計算。

(2) 填芯加固后空心板腹板發生開裂時的荷載較未加固的空心板提高5.1%,極限荷載較未加固的空心板提高19.2%,說明采用局部填芯法進行抗剪加固可以有效提高空心板抗剪承載能力,防止空心板在剪力荷載作用下發生脆性破壞。

(3) 填芯加固后的加載點的撓度比加固前小21.1%,而加固后跨中截面的撓度比加固前小4.0%。說明空心板端部填充的混凝土極大地提高了加載點也就是支點附近的局部剛度,但是對空心板的整體剛度沒有太大的影響。加固后空心板最大剪應變比加固前降低20.1%,說明采用局部填芯加固后空心板整體抗剪強度提升。