鄭 輝，方 志?，曹敏輝

（1.湖南大學 土木工程學院，湖南 長沙 410082； 2.廣東省建筑設計研究院，廣東 廣州 510010）

箱梁以其良好的空間受力性能成為現(xiàn)代橋梁最具競爭力的橋型之一 .然而，在大跨預應力混凝土箱梁不斷發(fā)展的同時，越來越多的問題不斷暴露[1]，其中最嚴重的問題之一是混凝土箱梁橋腹板開裂，若施加豎向預應力則可有效防治混凝土箱梁腹板開裂.

國內外學者對配置豎向預應力筋混凝土梁的抗剪性能研究較少.Aboutaha等[2]討論了體外豎向預應力在橋梁加固中的應用，根據(jù)試驗及有限元分析結果認為，豎向預應力可以提高梁的抗裂荷載和承載能力.吳波等[3]進行了4根加配橫向預應力筋（即豎向預應力筋）的鋼筋混凝土矩形截面梁和1根普通鋼筋混凝土矩形截面梁的對比試驗，結果表明橫向預應力可明顯提高鋼筋混凝土梁式轉化層抗剪性能.鐘新谷等[4]以2座預應力混凝土連續(xù)箱梁橋為工程背景，研究了預應力孔道灌漿不密實對腹板應力分布的影響，結果表明在不灌漿情況下梁開裂荷載提前.

基于此，本文通過對2組配置豎向預應力筋的箱梁進行抗剪試驗，對比分析不同參數(shù)下試驗梁的破壞形態(tài)、裂縫行為、荷載－撓度關系、以及豎向預應力筋應力等的發(fā)展規(guī)律，研究豎向預應力筋張拉與不張拉，預應力筋孔道灌漿與不灌漿對箱梁抗剪性能的影響.

1 試驗簡介

1.1 試驗梁制作

試驗梁主要幾何尺寸及配筋如圖1所示.梁長4.3m，計算跨徑4.0m，截面高度0.5m，有效高度0.46m，頂板寬度2.2m，底板寬度1.2m，頂板厚度0.07m，底板厚度0.08m，每側腹板厚度0.1m.為增加試驗梁的抗扭轉能力并防止支座位置出現(xiàn)局部壓碎，在支座位置設置厚度為0.1m橫隔板.關于試驗梁詳細設計參數(shù)可參考文獻[5].試驗梁B1選取預應力筋是否張拉為參數(shù)，其中張拉端記為構件B1－P－G，不張拉端記為構件B1－NP－G；試驗梁B2選取豎向預應力孔道是否灌漿為參數(shù)，灌漿端記為構件B2－P－G，不灌漿端記為構件B2－P－NG.

圖1 試驗梁主要尺寸及配筋（單位：mm）Fig.1 The dimension and reinforcement of specimens（unit：mm）

試驗箱梁混凝土的設計強度等級為C50，混凝土的最大骨料粒徑為19mm.2組試驗梁同批澆筑，澆注過程中預留9個立方體試塊同條件養(yǎng)護進行混凝土強度測試，試驗梁B1，B2試驗當天的立方體抗壓強度實測值分別為53，57MPa.試驗梁純彎區(qū)采用直徑10mm螺紋鋼筋作為箍筋，屈服強度和極限強度實測值分別為358和530MPa；豎向預應力鋼筋采用直徑16mm螺紋鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為463和585MPa；頂板及腹板縱向鋼筋均采用直徑6mm的光圓鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為260和305MPa；底板鋼筋采用直徑18mm螺紋鋼筋，屈服強度和極限強度實測值分別為350和518MPa.為了保證試驗梁發(fā)生預期的剪切破壞，底板配置了足夠的縱向鋼筋.

1.2 豎向預應力張拉及孔道灌漿

采用有限元軟件對某主跨190m的連續(xù)剛構橋豎向預應力效應進行分析發(fā)現(xiàn)，支座～1／4跨區(qū)間內豎向預應力作用下腹板壓應力在2.1～2.4 MPa.基于此，本文試驗梁腹板混凝土豎向預壓應力設計目標值取為2.2MPa.

試驗梁采用直徑16mm的HRB400級鋼筋作為豎向預應力，間距180mm，配箍率為1.12%.采用外徑30mm的自制薄壁金屬螺旋波紋管成孔.利用配有加力杠桿的扳手旋緊高強螺帽的方法來實現(xiàn)豎向預應力的張拉，每根豎向預應力筋施加約40 kN的荷載，通過設置在豎向預應力筋張拉端的力傳感器控制張拉力，并在預應力筋及腹板混凝土表面分別粘貼應變片測試鋼筋、腹板混凝土的有效壓應力.為盡量減少豎向預應力損失，在灌漿材料初凝前對豎向預應力筋進行二次張拉.利用應變計測試結果發(fā)現(xiàn)：對于構件 B1－P－G，B2－P－G，B2－P－NG，正式加載時腹板中心豎向預壓應力實測均值分別為2.12，2.25和2.23MPa，基本達到了豎向預壓應力設計目標值.

為保證灌漿質量，采用流動性好的Sika成品水泥基材料作為灌漿料，水灰比為0.27，灌漿過程中預留6組70.7mm×70.7mm×70.7mm的立方體試塊在同條件下養(yǎng)護，對梁B1，B2進行試驗時，灌漿材料的抗壓強度分別為54.3，58.5MPa，與混凝土抗壓強度基本相同.試驗后，鑿開預應力筋管道發(fā)現(xiàn)灌漿質量非常好.

1.3 加載方式與測點布置

試驗采用2個液壓千斤頂分級加載，為盡量減少扭轉，在分配梁與千斤頂間采用球形支座接觸，并采用剛度較大分配梁將荷載平分至兩腹板，實現(xiàn)箱梁四點加載.在箱梁底部腹板下緣每側布置一個200t級鋼支座，為防止混凝土局部壓碎，在試驗梁加載點及支座位置墊一鋼板，鋼板尺寸為25cm×25cm，并在鋼板下墊相同尺寸的橡膠板.試驗梁對稱加載，兩側剪跨比均為1.66.

測點布置如圖2所示，在跨中、加載點及支座處的腹板下緣布置位移傳感器來測量構件在加載過程中的撓度和支座沉降；在與支座與加載點連線相交的箍筋上粘貼應變計研究豎向預應力筋應變的變化規(guī)律；為研究腹板混凝土主應變角變化規(guī)律，在剪跨區(qū)布置平均應變測試裝置對剪跨區(qū)的剪應變及平均主壓應力角進行測試.

圖2 加載裝置及測點布置（單位：mm）Fig.2 Test setup and measurement point arrangement（unit：mm）

正式加載前，對試驗梁進行預加載 .加載時，以10kN為一級加載直至觀測豎向及斜向裂縫，確定開裂荷載后，以30kN為一級加載，每級荷載持荷10min后采集數(shù)據(jù)并記錄裂縫發(fā)展情況.加載至計算破壞荷載的80%時，以10kN每級進行加載并連續(xù)采集撓度及應變，同時記錄裂縫形態(tài).加載到試驗梁一端發(fā)生破壞后，將破壞側油泵鎖死，并維持該側荷載不變，另一端油泵繼續(xù)加載直至另一端發(fā)生破壞.

2 試驗結果

2.1 試件破壞現(xiàn)象

對于試驗梁B1，加載至228kN時，在純彎區(qū)段梁底出現(xiàn)第1條彎曲裂縫.加載到250kN時（不考慮自質量作用，下同），未張拉側（B1－NP－G）剪跨區(qū)腹板1／2～2／3高度區(qū)域出現(xiàn)第1條斜向裂縫，初始裂縫傾角為42°（與水平鋼筋的夾角，下同）.加載至290kN時，張拉側（B1－P－G）出現(xiàn)第1條斜向裂縫，出現(xiàn)位置與B1－NP－G側基本對稱，但初始裂縫傾角約為61°.加載至490kN時，張拉端B1－P－G側出現(xiàn)一條貫穿加載點附近到支座位置的斜裂縫，裂縫寬度為0.24mm，而B1－NP－G側貫穿斜裂縫的最大裂縫寬度達到0.4mm.純彎區(qū)段彎曲裂縫間距平均距離約為10cm，B1－NP－G側剪跨區(qū)斜裂縫接近平行，平均間距約為8cm，而B1－P－G側斜裂縫呈向下輻射散開狀態(tài)，上、下端平均間距分別為5，15cm.加載至761kN時，B1－NP－G側腹板斜裂縫上緣混凝土壓碎，斜裂縫寬度最大達到1.7mm，B1－NP－G側最終的破壞形態(tài)如圖3（a）所示.此時將B1－NP－G側油泵鎖死，維持該側荷載為510kN，B1－P－G側千斤頂繼續(xù)加載至842kN，張拉端混凝土壓碎，最終破壞形態(tài)如圖3（b）所示.

對于試驗梁B2，加載至155kN時，出現(xiàn)第1條彎曲裂縫.加載至240kN左右時，試驗梁兩端剪跨區(qū)腹板幾乎同時出現(xiàn)第1條斜向裂縫，未灌漿端（B2－P－NG）和灌漿端（B2－P－G）斜裂縫傾角分別為50°和49°.加載至627kN時，裂縫基本發(fā)展完畢.加載至688kN時B2－P－NG側斜裂縫間混凝土短柱表層開始剝落，斜裂縫最寬達1.8mm.加載至724 kN時，B2－P－NG側突然發(fā)生斜壓破壞，斜裂縫間混凝土短柱被壓碎.B2－P－NG側最終的破壞形態(tài)如圖3（c）所示 .此時將B2－P－NG側油泵鎖死，維持該側荷載為300kN，另一端繼續(xù)加載，并改用位移方式控制加載，當B2－P－G側千斤頂荷載至910kN時灌漿端頂板塌陷，腹板混凝土壓碎，最終破壞形態(tài)如圖3（d）所示.

圖3 試驗梁破壞時剪跨區(qū)裂縫照片F(xiàn)ig.3 Crack photos of specimens at collapse state

各試驗梁左、右側腹板的最終裂縫形態(tài)如圖4所示.圖4中粗實線所描繪的裂縫為破壞時的主要裂縫，可以發(fā)現(xiàn)，破壞時箱梁左右側裂縫形態(tài)比較一致，說明試驗梁受扭轉影響較小.試驗過程中采用數(shù)顯式裂縫寬度測試儀對主要裂縫的寬度進行記錄，裂縫寬度測試點標記于圖4中的A－D，荷載－裂縫寬度如圖5所示，圖5還標出了試驗梁的開裂荷載 .從圖5（a）可以發(fā)現(xiàn)，張拉端（B1－P－G）腹板主斜裂縫出現(xiàn)的要比B1－NP－G晚，斜裂縫產(chǎn)生初期兩端裂縫寬度差別不大；加載至590kN（約75%極限荷載）時，B1－NP－G側腹板斜裂縫寬度較B1－P－G增長明顯加快，曲線斜率明顯變緩，破壞時，B1－NP－G側腹板斜裂縫寬度達到了1.78mm，而B1－P－G側斜裂縫寬度最大只有0.88mm，裂縫寬度只有豎向預應力筋未張拉時的49%.

圖4 試驗梁破壞時裂縫形態(tài)Fig.4 Crack patterns of specimens at collapse state

對于B2試驗梁，斜裂縫產(chǎn)生初期兩端裂縫寬度發(fā)展規(guī)律基本一致，但荷載達到475kN（約60%極限荷載）時，未灌漿側腹板裂縫寬度發(fā)展速度明顯加快，破壞時，未灌漿側（B2－P－NG）腹板斜裂縫寬度達到了1.90mm，而灌漿側（B2－P－G）斜裂縫寬度最大只有0.67mm，裂縫寬度只有未灌漿側的35%.試驗結果表明：張拉豎向預應力能有效地提高腹板的抗裂能力，并有效地限制斜裂縫寬度；預應力管道未灌漿會使腹板的裂縫寬度明顯增加，主要原因是預應力孔道未灌漿使得箱梁腹板寬度明顯消弱，未灌漿時腹板和豎向預應力箍筋處于無黏結狀態(tài)，箍筋不能很好地約束腹板混凝土.

圖5 荷載－斜裂縫寬度曲線Fig.5 Diagonal crack width versus applied load

2.2 荷載－撓度曲線

圖6為試驗梁的荷載－位移曲線，其中位移為加載點位置兩側腹板豎向撓度的平均值，箱梁內、外側腹板豎向位移基本相同.荷載為構件抗剪承載能力（即試驗段的支座反力計算值，并考慮梁的自質量），試驗梁一側構件發(fā)生破壞后，兩側油泵力均有所下降，穩(wěn)定后鎖定先破壞側油泵并維持該側油泵力基本不變，B1－NP－G和B2－P－NG構件破壞后油泵力分別維持在510kN和300kN.構件承載能力詳細計算模式如圖7所示.

圖6 試驗梁荷載－位移曲線Fig.6 Load－deflection relationship of specimens

圖6（a）比較了豎向預應力是否張拉對荷載－位移關系的影響，可以發(fā)現(xiàn)，彎曲裂縫出現(xiàn)前，試驗梁基本處于彈性工作階段，未張拉側（B1－NP－G）破壞前，豎向預應力是否張拉對構件荷載－位移曲線影響很小，未張拉側發(fā)生破壞后，張拉側仍可承受荷載，但承載能力增幅不大，僅增加2.3%，說明豎向預壓應力可以提高抗剪承載力，但提高的幅度小于對開裂荷載提高的幅度.圖6（b）比較了波紋管是否灌漿對荷載－位移關系的影響，未灌漿側（B2－P－NG）破壞前，兩構件荷載－位移關系比較一致，未灌漿側發(fā)生破壞后，灌漿側仍可承受荷載，未灌漿側承載能力比灌漿側抗剪承載能力低9.3%.試驗表明：孔道灌漿不飽滿會對抗剪承載力產(chǎn)生很大折減.

圖7 構件抗剪承載能力計算模式Fig.7 Computational methods of shear capacity

2.3 開裂荷載及抗剪承載能力

試驗梁開裂荷載及抗剪承載能力試驗值和理論值如表1所示.依據(jù)試驗結果可以發(fā)現(xiàn)，豎向預應力可有效提高開裂荷載，試驗梁B1張拉端（B1－P－G）斜裂縫開裂荷載比未張拉端（B1－NP－G）提高了約16%.依據(jù)莫爾應力圓及最大主拉應力假定，開裂荷載可按式（1）進行計算.

表1 試驗主要結果與計算值匯總Tab.1 Main results of test and calculated value

式中：Vcr為腹板斜裂縫開裂荷載；ft為混凝土抗拉強度；fpv為豎向預應力作用下混凝土有效豎向預壓應力.依據(jù)參考文獻[8]，混凝土抗拉強度ft可按式（2）計算：

式中：f′c為圓柱體抗壓強度，依據(jù)參考文獻[10]取f′c＝（0.80～0.86）fcu，k.計算結果如表1所示.由表1可知，公式（1）可以較好地反映豎向預應力對開裂荷載的貢獻.

豎向預應力對于抗剪極限承載能力的提高沒有開裂荷載那么明顯.試驗發(fā)現(xiàn)，兩組試驗梁豎向預應力張拉側（B1－P－G 與 B2－P－G）抗剪承載力比較接近，差值僅為1.8%，張拉側（B1－P－G）比未張拉側（B1－NP－G）的抗剪承載力僅提高了2.3%.比較構件B2－P－G與B2－P－NG可以發(fā)現(xiàn)，豎向預應力波紋管是否灌漿對腹板斜裂縫開裂荷載影響較小，但對抗剪承載力影響較大.依據(jù)試驗數(shù)據(jù)可以發(fā)現(xiàn)，B2－P－NG比B2－P－G的極限破壞荷載降低了約9.3%.引起這種現(xiàn)象的主要原因為：1）由于未灌漿預應力筋波紋管孔道使腹板有效寬度消弱了；2）由于波紋管未灌漿，豎向預應力筋處于無黏結狀態(tài)，預應力筋對腹板混凝土的約束效果減弱，進而降低了抗剪承載能力.實際結構中，箱梁橋豎向預應力經(jīng)常出現(xiàn)灌漿不飽滿的現(xiàn)象，這勢必影響箱梁的抗剪承載能力，應該引起足夠的重視.

表1還列舉了國內外主要規(guī)范對試驗梁抗剪承載力的計算結果[6－9]，灌漿構件抗剪承載能力試驗值與規(guī)范計算值的比值為1.29～1.52，對于未灌漿構件B2－PNG，其腹板總寬度考慮波紋管的影響按140mm進行計算，試驗值與規(guī)范計算值的比值為1.74～1.99.

2.4 剪壓區(qū)混凝土受力分析

為測試剪跨區(qū)腹板混凝土平均應變變化規(guī)律，在各構件的剪跨區(qū)布置了應變計，其中a，b和c分別表示豎向、斜向和橫向應變計 .圖8為荷載－平均應變關系圖.

圖8 試驗梁荷載－平均應變關系曲線Fig.8 Applied load versus average strain

從圖8可以發(fā)現(xiàn)，初始斜裂縫出現(xiàn)前，混凝土的平均應變變化很小，斜裂縫產(chǎn)生后，平均應變出現(xiàn)明顯增長，斜向應變增長幅度最大，其次是豎向應變，橫向應變變化最小.根據(jù)剪跨區(qū)平均應變變化規(guī)律，依據(jù)莫爾應變圓對主壓應變角進行計算，計算公式為：

式中：θ為平均主壓應變角（與水平縱向鋼筋夾角）；εa，εb和εc分別為豎向、斜向和橫向的平均應變.圖9為依據(jù)公式（3）計算得到的主壓應變傾角隨荷載的變化圖，可以發(fā)現(xiàn)，各試驗梁主壓應變傾角均在45°左右，圖9還分別標注了各試驗梁開裂荷載和極限荷載對應的主壓應變傾角.將計算結果和裂縫傾角實測值匯總于表2，可以看出，通過平均主應變計算得到的主壓應變角可以較好地預測斜裂縫開裂荷載及極限荷載對應的傾角.

圖9 試驗梁荷載－主壓應變傾角關系曲線Fig.9 Applied load versus principal strain direction

表2 裂縫傾角與主壓應變傾角的比較Tab.2 Comparison of fracture and principal strain direction

2.5 豎向預應力筋受力分析

為測試試驗過程中豎向預應力筋應變的變化規(guī)律，在支座中心線到加載點連線與豎向預應力筋相交位置布置應變測點，如圖2所示，從支座開始依次標記為1?！?＃.試驗梁荷載－豎向預應力筋應變圖如圖10所示，豎向預應力鋼筋屈服強度實測值為463MPa，對應的屈服應變?yōu)? 315με.從圖10可以看出，構件在加載初期，豎向預應力筋應變增量很小，斜裂縫出現(xiàn)后，豎向預應力筋應變開始驟增.對于豎向預應力筋張拉構件，初始張拉應變約為1 200με.

圖11（a）描述了各試驗梁極限荷載時豎向預應力筋應變全量，可以發(fā)現(xiàn)，未張拉構件（B1－NP－G）豎向預應力筋極限應變明顯小于張拉構件（B1－P－G，B2－P－G），未張拉構件豎向預應力筋極限應變接近屈服應變2 315με，但未屈服；而預應力筋張拉構件豎向預應力筋極限應變最大達到了3 334με，說明對豎向預應力筋進行初張拉可以較好地提高箍筋對抗剪承載能力的貢獻.另外，從圖10（c）及圖11（a）可以明顯發(fā)現(xiàn)，未灌漿構件（B2－P－NG）豎向預應力筋應變變化規(guī)律與灌漿構件存在明顯差異，不灌漿端豎向預應力筋應變增長緩慢，破壞前，豎向預應力筋均處于彈性階段，預應力筋最大應變?yōu)? 720με，這主要是由于未灌漿構件混凝土與豎向預應力筋間無黏結，使得豎向預應力筋與混凝土不能協(xié)調變形.這說明灌漿不飽滿時豎向預應力鋼筋的抗剪性能不能充分利用，進而導致承載力降低.

圖10 試驗梁荷載－豎向預應力筋應變Fig.10 Applied load versus strains of stirrups

圖11 試驗梁極限荷載時豎向預應力筋應變Fig.11 Strains of stirrups at ultimate load

圖11（b）描述了各試驗梁極限荷載時豎向預應力筋應變增量（扣除初始張拉應變），可以發(fā)現(xiàn)，對于灌漿飽滿構件（B1－NP－G，B1－P－G及B2－P－G），豎向預應力筋是否張拉對加載過程中其應變增量影響很小，1＃～4＃預應力鋼筋的平均應變增量分別為829，2 151，2 125，1 407με.對于未灌漿構件（B2－NP－G），1?！?＃預應力鋼筋的應變增量分別為220，447，597，211με.未灌漿構件預應力筋應變增量只有灌漿構件應變增量的15%～28%.這說明：1）豎向預應力灌漿不飽滿時，箍筋的抗剪性能不能得到充分利用，進而導致承載力的降低；2）豎向預應力筋是否張拉對加載過程中預應力筋應變增量影響較小，表明如果對抗剪鋼筋施加適當?shù)某跏祭瓚?，高強鋼筋可以作為混凝土梁的抗剪鋼?

3 結 論

本文通過對2組配置豎向預應力筋的混凝土箱梁進行抗剪試驗，得出以下結論：

1）豎向預壓應力能明顯提高箱梁的斜裂縫開裂荷載 .對本文試驗梁，施加2.2MPa左右豎向預壓應力時，斜裂縫開裂荷載提高了約16%，并且豎向預應力可有效地抑制斜裂縫寬度 .另外，豎向預壓應力對抗剪承載力也有積極貢獻.

2）未灌漿構件預應力筋應變增量只有灌漿構件應變增量的15%～28%，箍筋的抗剪性能不能得到充分利用，導致承載力降低 .對于本文試驗梁，不灌漿端的抗剪承載力比灌漿端的承載力低9.3%.

3）豎向預應力筋是否張拉對加載過程中預應力筋應變增量影響較小，如果對抗剪鋼筋施加適當?shù)某跏祭瓚?，高強鋼筋可作為混凝土梁的抗剪鋼?

依據(jù)本文對比試驗結果可以發(fā)現(xiàn)：適當施加豎向預應力，可以較好地提高腹板開裂荷載，并對抗剪承載力有積極貢獻，但如果灌漿不飽滿則會對抗剪承載力產(chǎn)生很大折減.實際結構中，大跨預應力混凝土箱梁橋豎向預應力經(jīng)常出現(xiàn)灌漿不飽滿的現(xiàn)象，應引起足夠的重視.

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