孫昊，錢永久

(1.長安大學(xué)公路學(xué)院，陜西西安710064;2.西南交通大學(xué)土木工程學(xué)院，四川成都610031)

采用化整為零、逐次組合成拱施工的大跨度空腹式拱橋普遍存在吊裝接頭混凝土不密實、混凝土剝落與露筋、結(jié)構(gòu)整體性與動力性能差、承載能力偏低等方面的問題。套箍加固技術(shù)在封閉裂縫、提高結(jié)構(gòu)承載能力和結(jié)構(gòu)整體穩(wěn)定性方面的效果比較好，特別適合加固大跨度空腹式拱橋［1－4］。套箍加固技術(shù)屬于被動加固的范疇，加固后結(jié)構(gòu)受力存在明顯的二次受力特征，存在原截面混凝土與鋼筋應(yīng)力超前和新增混凝土與鋼筋應(yīng)變滯后的現(xiàn)象［4－6］。國內(nèi)外學(xué)者針對套箍技術(shù)加固RC柱的研究相對較多，但對套箍技術(shù)加固空腹式RC拱橋的研究相對較少［2－6］。為驗證套箍加固技術(shù)的可靠性，研究套箍加固拱肋的基本力學(xué)性能，進行了套箍加固拱肋和整體澆注拱肋共2個對比模型試驗，對比分析套箍加固拱肋與整體澆注拱肋在破壞模式、破壞特征及承載能力方面的差異，分析套箍加固拱肋的基本力學(xué)性能及加固效果，為其應(yīng)用推廣奠定基礎(chǔ)。

1 試驗概況

1.1 試驗?zāi)康?/h3>

本試驗主要通過套箍加固拱肋和整體澆注拱肋的對比試驗，對比分析套箍加固拱肋和整體澆筑拱肋的力學(xué)性能的差異，觀測試驗過程中裂縫發(fā)展情況、破壞過程與破壞特征，研究套箍技術(shù)加固RC拱肋的新老混凝土結(jié)合面受力性能、加固補強后的整體力學(xué)性能及加固效果等問題，為類似橋梁加固設(shè)計提供參考。

1.2 試件設(shè)計

結(jié)合試驗加載條件，制作了套箍加固和整體澆筑2個拱肋模型，其中原拱肋截面尺寸為20 cm×20 cm，套箍加固后模型和整體澆筑模型的截面尺寸均為30 cm×30 cm，其中老混凝土標(biāo)號為C30，套箍加固部分混凝土標(biāo)號為C40，整體澆注模型混凝土標(biāo)號為C35。本次試驗箍筋均Φ10光圓鋼筋，植入鋼筋為Φ12螺紋鋼筋，主要受力鋼筋采用Φ12螺紋鋼筋，具體模型配筋見圖1和圖2。

圖1 原拱肋模型尺寸及配筋Fig.1 Dimensions and reinforcements of original model

圖2 套箍加固模型尺寸及配筋Fig.2 Dimensions and reinforcements of strengthening model

1.3 新老混凝土結(jié)合面的處理

為確保新老混凝土結(jié)合面的抗剪性能，新老混凝土結(jié)合面采用表面鑿毛與植筋相結(jié)合的處理方法［7］。在澆筑新混凝土前需要對原結(jié)構(gòu)混凝土表面進行鑿毛處理，隨著新老混凝土結(jié)合面粗糙度的增大，新老混凝土的結(jié)合性能越好［8－12］。本次試驗拱肋的4個結(jié)合面均做鑿毛處理，露出粗骨料，并用清水沖洗干凈晾干后再澆筑新混凝土。新老混凝土結(jié)合面的粗糙度用灌砂平均深度來測量，本次試驗拱肋鑿毛后的灌砂平均深度為2.5～3.0 mm。在老混凝土表面鑿毛后植入鋼筋，鉆孔深度確保不小于10d(d為植入鋼筋的直徑)，植筋黏結(jié)膠采用HIT－HY150。

1.4 試驗前的準(zhǔn)備工作

在套箍加固拱肋模型和整體澆筑模型的L/4，L/2和3L/4 3個截面處的新混凝土表面沿截面高度方向設(shè)置3個單向應(yīng)變片，對稱側(cè)面位置也黏貼應(yīng)變片用于校核應(yīng)變數(shù)據(jù)。鋼筋應(yīng)變片只在模型的L/4和L/2處的主鋼筋和箍筋上黏貼。套箍加固模型和整體澆筑模型的鋼筋應(yīng)變片分別在澆筑混凝土之前黏貼好，并作好相應(yīng)的防護措施確保應(yīng)變片在澆筑混凝土后能夠正常工作。模型試件澆筑的同時另外澆筑100 mm×100 mm×100 mm的混凝土立方體標(biāo)準(zhǔn)試件，同等條件下養(yǎng)護28 d，然后按普通混凝土力學(xué)性能試驗方法標(biāo)準(zhǔn)(GB/T 50081－2002)［13］在室內(nèi)壓力機上做立方體試件的抗壓破壞試驗，以確定模型澆筑時混凝土的實際強度參數(shù)。由于結(jié)構(gòu)尺寸的影響，試件的換算強度為平均強度的0.95，本次試驗混凝土材料的實際性能見表1。

表1 混凝土材料實際性能Table 1 Actual property of the concrete materials

1.5 加載與測試設(shè)備

模型試驗在室外進行加載，采用千斤頂頂推鋼橫梁的反力架系統(tǒng)進行結(jié)構(gòu)加載，具體程序裝置和數(shù)據(jù)采集儀器見圖3。加載試驗的破壞荷載根據(jù)RC構(gòu)件初步估算在450 kN左右，采用逐步加載，具體加載程序見圖4。

1.6 試驗記錄內(nèi)容

試驗過程中需要測試與記錄的內(nèi)容有:(1)拱肋的開裂荷載;(2)拱肋的破壞荷載;(3)拱肋的裂縫開展過程及破壞時的形態(tài)分布;(4)L/4和L/2 2個截面的新老鋼筋的應(yīng)變;(5)加固混凝土L/4，L/2和3L/4 3個截面不同高度處的應(yīng)變。

圖3 加載系統(tǒng)及數(shù)據(jù)采集儀器Fig.3 Loading device and acquisition instrument of testing data

圖4 試件加載程序Fig.4 Loading process

2 試驗結(jié)果的分析與比較

2.1 破壞過程及特征

綜合模型試驗過程，拱肋從開始加載到最終破壞大致經(jīng)歷了3個階段:彈性工作階段、帶裂縫工作階段和破壞階段。

彈性工作階段:從開始加載到出現(xiàn)第1條裂縫前的階段。在此階段，鋼筋和混凝土的應(yīng)變都很小，剛開始加載時外力和應(yīng)變呈線性變化關(guān)系，該階段后期慢慢出現(xiàn)部分非線性彈性現(xiàn)象，但結(jié)構(gòu)并沒有出現(xiàn)可視裂縫聯(lián)合，荷載與撓度關(guān)系曲線基本為直線。當(dāng)試驗荷載增加至F=62.51 kN(破壞荷載的13.14%)時，套箍加固模型在拱頂截面的側(cè)面下緣出現(xiàn)裂縫，其他位置沒有發(fā)現(xiàn)裂縫。而整體澆筑模型在試驗荷載增加至F=66.23 kN(破壞荷載的13.53%)時才在拱頂截面的側(cè)面下緣出現(xiàn)第1條裂縫。

帶裂縫工作階段:從開始出現(xiàn)第1條裂縫到拱頂附近截面下緣部分受拉鋼筋屈服前的階段。在此階段，拱頂附近截面裂縫逐漸增多，裂縫不斷發(fā)展延伸，并逐漸橫向貫通整個拱腹部分，同時裂縫寬度逐漸加大，最大裂縫寬度達到0.20 mm左右。當(dāng)裂縫發(fā)展到黏貼應(yīng)變片的位置時，應(yīng)變片讀數(shù)突然增大很多。與第1階段相比，本階段拱肋模型的撓度增加較快，荷載與撓度曲線出現(xiàn)明顯的拐點。在該階段末期，L/4和3L/4截面區(qū)域出現(xiàn)很少的極為細小的裂縫，發(fā)展也相對比較緩慢。當(dāng)試驗荷載增加至F=223.6 kN(破壞荷載的46.98%)時，套箍加固模型拱頂截面下緣受拉鋼筋開始屈服，其他位置鋼筋仍未屈服。而整體澆筑模型在試驗荷載增加至F=232.56 kN(破壞荷載的47.53%)時拱頂截面下緣受拉鋼筋才開始屈服。該階段套箍加固拱肋截面裂縫分布情況見圖5所示，整體澆注拱肋截面裂縫分布情況見圖6所示。

圖5 套箍加固拱肋模型裂縫分布圖Fig.5 Cracks distribution of hooping strengthening specimen

破壞階段:從拱頂附近截面下緣部分縱向受拉鋼筋屈服開始直到拱肋最終破壞的階段。在此階段，拱肋模型在拱頂加載區(qū)域的截面下緣裂縫的出現(xiàn)數(shù)量增加較快，幾條主要裂縫的寬度迅速增大，同時這幾條主要裂縫很快延伸到截面上緣，貫通拱腹的裂縫寬度也不斷增大;但是 L/4和3L/4截面區(qū)域裂縫發(fā)展仍比較緩慢，數(shù)量增加也比較少，破壞時裂縫僅發(fā)展到截面的中間部位。拱頂截面處撓度隨著荷載的逐步增大而急劇增大，破壞時達到L/258;L/4和3L/4截面處撓度增加相對比較平緩。本試驗的加載方式為拱頂局部施加集中荷載，拱肋模型在試驗荷載作用下，拱頂截面受力較大，因此最終破壞截面也處于拱頂區(qū)域。該階段套箍加固拱肋截面裂縫分布情況見圖7所示，整體澆注拱肋截面裂縫分布情況見圖8所示。

圖6 整體澆注拱肋裂縫分布圖Fig.6 Cracks distribution of integrated pouring specimen

圖7 套箍加固拱肋模型裂縫分布圖Fig.7 Cracks distribution of hooping strengthening specimen

圖8 整體澆注拱肋裂縫分布圖Fig.8 Cracks distribution of integrated pouring specimen

2.2 荷載－撓度關(guān)系分析

圖9和圖10分別給出了套箍加固拱肋、整體澆筑拱肋荷載—跨中截面撓度關(guān)系曲線、荷載—L/4截面撓度關(guān)系曲線。從圖中可以看出，在相同荷載作用下，整體澆筑拱肋試驗的撓度測試結(jié)果一直都小于套箍加固拱肋的撓度試驗結(jié)果，說明整體澆筑拱肋的截面整體剛度要比套箍加固后組合截面的剛度稍大;但是兩者撓度間的差值相對較小，最大相差0.5 mm，相當(dāng)于L/6 000，說明了兩者的剛度比較接近，間接驗證了本次試驗所采用的新老混凝土結(jié)合面的處理方法比較可靠。因此，在加固設(shè)計的初步計算階段可以用整體澆筑的截面剛度代替套箍加固的截面剛度來初步估算加固的截面尺寸。在初步估算可以滿足工程要求的前提下，再按照結(jié)構(gòu)二次受力的過程進行精確計算。從整體澆筑拱肋與套箍加固拱肋的試驗撓度結(jié)果的比較分析可知，套箍加固后新老混凝土結(jié)合面的抗剪性能良好，新老混凝土能夠作為整體參與截面受力，這也與試驗最終破壞時沒有發(fā)現(xiàn)明顯的新老混凝土結(jié)合面剝離的現(xiàn)象相吻合。

圖9 荷載—跨中截面撓度關(guān)系曲線Fig.9 Curve between load and deflection of midspan

2.3 荷載－應(yīng)變關(guān)系分析

2.3.1 開裂前截面應(yīng)變的分布

圖11給出了套箍加固拱肋的跨中截面在受拉鋼筋屈服前不同荷載下的截面應(yīng)變分布曲線。從圖中可以看出，加載初期加固后組合截面的應(yīng)變嚴格服從平截面假定;隨著荷載的逐步增大，混凝土塑性慢慢顯現(xiàn)，但加固后組合截面的應(yīng)變基本上仍服從平截面假定。根據(jù)鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)基本理論可知，雖然截面開裂以后裂縫處的鋼筋應(yīng)變突然增加很多，但是一定區(qū)域內(nèi)截面的平均應(yīng)變基本上仍服從平截面假定。由于本次應(yīng)變測試是點對點的測量，不能測量一定區(qū)域內(nèi)的平均應(yīng)變，因此開裂后的截面應(yīng)變顯示為不再服從平截面假定。拱肋模型開裂前的跨中截面應(yīng)變基本上服從平截面假定的現(xiàn)象，一定程度上說明了本次試驗中新老混凝土結(jié)合面的處理方式是可靠的，新老混凝土的黏結(jié)性能在受力過程中能夠得到保證。因此，對于在套箍技術(shù)加固鋼筋混凝土拱橋中采用鑿毛與植筋處理的新老混凝土結(jié)合面來說，無論受壓區(qū)還是受拉區(qū)均可認為其截面應(yīng)變分布符合平截面假定。

圖10 荷載—L/4截面撓度關(guān)系曲線Fig.10 Curve between load and deflection of quarter span

圖11 套箍加固模型的跨中截面荷載—應(yīng)變分布曲線Fig.11 Curve between load and strain of midspan for hooping strengthening specimen

2.3.2 拱頂截面下緣鋼筋的荷載－應(yīng)變分布

圖12給出了套箍加固模型的跨中截面下緣新舊鋼筋在試驗加載過程中的應(yīng)變分布曲線。從圖中可以看出，加載初期新舊鋼筋的應(yīng)變比較接近，應(yīng)變差值變化不大;當(dāng)荷載增加到341.7 kN時，應(yīng)變差值突然增大，這是由于截面下緣裂縫出現(xiàn)較多、發(fā)展較快導(dǎo)致加固鋼筋附近處混凝土退出工作，而新增鋼筋應(yīng)力突然增加造成鋼筋達到屈服強度后處于塑性流動階段應(yīng)變增加不均勻造成的。隨著荷載的增加，新舊鋼筋的應(yīng)變均達到屈服應(yīng)變，新舊鋼筋的應(yīng)變差逐漸增大，這與新舊鋼筋的分布位置有關(guān)。

圖12 套箍加固模型的跨中截面下緣鋼筋的荷載—應(yīng)變分布曲線Fig.12 Curve between load and the lower edge steel strain of midspain for hooping strengthening specimen

2.4 新老混凝土結(jié)合面性能的評價

本次試驗新老混凝土結(jié)合面采用表面鑿毛和植筋相結(jié)合的方法進行處理，根據(jù)文獻［14］第3章的公式(3－9)即可求得本次試驗新老混凝土結(jié)合面的抗剪承載能力為2.58 MPa，而通過鋼筋實測應(yīng)變推導(dǎo)出新老混凝土結(jié)合面的最大剪應(yīng)力為0.97 MPa，遠小于結(jié)合面的抗剪承載能力，因此套箍加固拱肋在破壞前不會發(fā)生新老混凝土結(jié)合面的破壞。套箍加固拱肋跨中截面在開裂前的應(yīng)變(圖11)基本符合平截面假定，說明新老混凝土結(jié)合面的處理措施可靠，而試驗過程中沒有發(fā)現(xiàn)新老混凝土結(jié)合面破壞的現(xiàn)象。因此，采用表面鑿毛和植筋的新老混凝土結(jié)合面的處理措施是可行的。

2.5 承載能力對比分析

套箍加固偏壓構(gòu)件的承載能力計算公式根據(jù)套箍加固短柱偏壓試驗結(jié)果進行推導(dǎo)，計算圖式如圖13［17］。根據(jù)文獻［17］的研究成果可知，套箍加固偏壓構(gòu)件的承載能力計算公式為:

式中具體符號詳見文獻［17］。表2為套箍加固拱肋模型和整體澆筑拱肋模型的開裂荷載、拱頂截面下緣鋼筋的屈服荷載和結(jié)構(gòu)的承載能力［15－18］。由于本試驗的加載方式為拱頂截面附近區(qū)域施加集中荷載，試件在試驗荷載作用下，拱頂截面受力較大，因此最終破壞截面也處于拱頂區(qū)域。從表中可以看出，套箍加固模型與整體澆筑模型相比，其開裂荷載、屈服荷載和破壞荷載相應(yīng)分別低5.6%，3.9%和2.7%，但相差相對來說比較小，說明套箍加固后結(jié)構(gòu)的加固效果比較可靠，能夠明顯提高結(jié)構(gòu)的承載能力;其開裂荷載低于整體澆筑模型開裂荷載的5.6%，說明新老混凝土黏結(jié)性能比較好，結(jié)合面處理方式比較可靠，套箍加固效果能夠得到保證。

圖13 套箍加固矩形偏壓構(gòu)件正截面抗壓承載能力計算圖Fig.13 Calulation scheme on cross － section compressive bearing capacity of hooping strengthening eccentri rectangular compression member

表2 不同模型的試驗及計算的相關(guān)荷載比較Table 2 Load comparison of the different model

3 結(jié)論

(1)在模型尺寸和配筋相同的條件下，套箍加固模型和整體澆筑模型的破壞過程、裂縫分布與走向一致，加固后拱肋和整體澆筑拱肋的承載能力僅相差2.7%，說明套箍加固結(jié)構(gòu)的力學(xué)性能與整體澆注相同，加固效果能夠得到保證。

(2)最終破壞狀態(tài)套箍加固模型和整體澆筑模型撓度最大相差不超過0.5 mm，說明兩者的整體剛度非常接近，在加固設(shè)計初步估算時可以用整體澆筑的截面剛度代替套箍加固的截面剛度來進行估算。

(3)加載過程中測試的截面應(yīng)變在開裂前基本符合平截面假定，說明該階段新老混凝土結(jié)合面基本沒有發(fā)生黏結(jié)失效現(xiàn)象，新老混凝土能夠作為整體共同參與受力。

(4)在模型尺寸和配筋都相同的條件下，套箍加固模型和整體澆筑模型的開裂荷載、屈服荷載和破壞荷載比較接近，相差均不超過6%，說明套箍加固技術(shù)的加固效果比較可靠。

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