裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系的性能研究

裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系的性能研究

0預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系短梁是深梁和普通梁之間的一個(gè)組件，高比為2到5。隨著跨高比的增加，短期梁的正截面適應(yīng)性并不符合平面立面的假設(shè)，而逐漸接近平面立面的假設(shè)。短梁的彎曲破壞能力接近普通梁，而深梁的剪切破壞能力也在短梁中顯示。鋼筋混凝土短梁由于跨高比較小，承載力較大，因而在建筑、水工、公路、鐵路等工程領(lǐng)域應(yīng)用廣泛，但由于環(huán)境劣化、鋼筋及預(yù)應(yīng)力筋銹蝕、超載等原因，一些混凝土短梁在服役期內(nèi)會出現(xiàn)承載力退化、剛度不足、使用功能無法滿足現(xiàn)有要求等問題，需要對這些結(jié)構(gòu)采取拆除重建或維修加固等措施近年來，一些學(xué)者提出采用2種或2種以上的方法對結(jié)構(gòu)進(jìn)行組合加固，旨在充分利用新、舊材料強(qiáng)度，提升加固效率。聶建國等鑒于此，本文研發(fā)了一種新型橋梁結(jié)構(gòu)加固方法———裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系，對混凝土短梁進(jìn)行加固，并最終應(yīng)用于大跨度橋梁的局部損傷加固。該方法基于裝配式理念，通過變形可控桁架與預(yù)應(yīng)力的結(jié)合來提高結(jié)構(gòu)的承載能力和抗裂性能，能充分發(fā)揮桁架和體外預(yù)應(yīng)力2種加固方式的優(yōu)點(diǎn)，提高結(jié)構(gòu)的加固速率和效率。本文首先對該加固體系及實(shí)施步驟進(jìn)行介紹，隨后設(shè)計(jì)鋼筋混凝土短梁進(jìn)行加固和抗彎性能試驗(yàn)，對該體系的可行性和加固效果進(jìn)行驗(yàn)證，并分析錨桿直徑、端錨板強(qiáng)度等對加固效果的影響。1結(jié)構(gòu)體系設(shè)計(jì)裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系包括固定錨桿、可變桁架、預(yù)應(yīng)力筋和固定斜桿4個(gè)部分，如圖1所示?？勺冭旒苡啥隋^板、中錨板、弦桿和豎桿通過螺栓連接而成，在兩端和中間部位通過固定錨桿固定在加固梁體上，預(yù)應(yīng)力筋貫穿于整個(gè)桁架，通過下弦桿轉(zhuǎn)向后錨固于桁架2個(gè)端錨板上，預(yù)應(yīng)力張拉完成后再通過斜桿固定桁架形成勁性骨架。該加固體系的具體實(shí)施步驟為：(1)預(yù)制桁架桿件；(2)在加固區(qū)域定位錨孔位置，鉆孔并植入錨桿；(3)通過錨桿在結(jié)構(gòu)兩側(cè)對稱安裝端錨板、中錨板，擰緊螺母使其固定于結(jié)構(gòu)上；(4)安裝上、下弦桿，再安裝豎桿，此時(shí)上、下弦桿相互平行，各豎桿相互平行，桁架為可變體系；(5)穿預(yù)應(yīng)力筋并進(jìn)行張拉，通過錨具將其錨固于桁架端錨板上，在預(yù)應(yīng)力張拉過程中，桁架向上變形使結(jié)構(gòu)產(chǎn)生反拱，以此來消除或減小結(jié)構(gòu)開裂和下?lián)希?6)安裝斜桿，最后通過擰緊螺母來緊固桁架，使桁架成為勁性骨架。該加固體系在加載過程中的受力機(jī)理為：外荷載作用于混凝土梁，使得梁體發(fā)生向下變形，帶動桁架下?lián)?，從而將力傳遞給中錨板，再傳遞給其余桿件和預(yù)應(yīng)力鋼絞線，通過桁架內(nèi)力以及鋼絞線拉力產(chǎn)生的反向彎矩來抵消所承擔(dān)的外荷載。該加固體系是在裝配式理念的基礎(chǔ)上將桁架與預(yù)應(yīng)力相結(jié)合的新型組合加固方法，其創(chuàng)新性在于最大限度將預(yù)應(yīng)力施加給混凝土結(jié)構(gòu)，同時(shí)保證桁架和混凝土結(jié)構(gòu)的共同作用。預(yù)應(yīng)力施加過程中，桁架為可變體系，且作為傳力構(gòu)件，通過其變形上頂結(jié)構(gòu)產(chǎn)生反拱、裂縫閉合；同時(shí)將預(yù)應(yīng)力傳遞至被加固結(jié)構(gòu)，預(yù)應(yīng)力張拉完成后安裝斜桿固定桁架，使其成為勁性骨架，與構(gòu)件共同承受彎矩和剪力，進(jìn)一步增大構(gòu)件剛度和承載力。該方法避免了直接安裝固定桁架再施加預(yù)應(yīng)力時(shí)不能將預(yù)應(yīng)力有效傳遞給結(jié)構(gòu)的問題，同時(shí)由于桁架在固定之后增大了截面尺寸，結(jié)構(gòu)在加固后的剛度和承載力較體外預(yù)應(yīng)力加固更大，并避免了轉(zhuǎn)向塊處可能出現(xiàn)局部應(yīng)力集中的問題。該體系中各部件均在工廠預(yù)制，通過螺栓進(jìn)行現(xiàn)場裝配，施工便捷，無需中斷交通，也無需大型吊裝設(shè)備，施工工期短，并且能同時(shí)發(fā)揮桁架和體外預(yù)應(yīng)力2種加固方式的優(yōu)點(diǎn)。為驗(yàn)證該體系的加固效果，本文設(shè)計(jì)鋼筋混凝土梁進(jìn)行加固和抗彎性能試驗(yàn)，具體細(xì)節(jié)如下文所述。2試驗(yàn)計(jì)劃和測試2.1試驗(yàn)梁的布置和澆筑根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》（GB50010—2010），設(shè)計(jì)制作了4片鋼筋混凝土T梁，各梁尺寸及配筋情況均相同。梁長均為3000mm，梁高700mm，翼緣板寬400mm，翼緣板厚70mm，腹板寬150mm。梁底部受拉縱筋為414，分2層布置，架立筋為212，為防止混凝土梁發(fā)生受剪破壞，彎剪段布置2排雙肢斜筋，斜筋直徑為14mm，彎剪段同時(shí)布置了較多箍筋，采用8@80（為滿足錨桿的需要，局部位置進(jìn)行微調(diào)）的布置形式，純彎段箍筋布置為8@100?；炷帘Ｗo(hù)層厚度為30mm。具體尺寸和配筋見圖2。所有試驗(yàn)梁采用同一批次的商品混凝土進(jìn)行澆筑，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級為C40。商品混凝土原料為42.5普通硅酸鹽水泥，湘江砂石，水泥、水、砂、石子的質(zhì)量比（配合比）為1∶0.46∶2.18∶3.41。在澆筑試驗(yàn)梁時(shí)，預(yù)留6個(gè)150mm×150mm×150mm立方體標(biāo)準(zhǔn)試塊，標(biāo)準(zhǔn)養(yǎng)護(hù)28d后實(shí)測平均抗壓強(qiáng)度為48.25MPa。鋼筋均為HRB400級，其中14鋼筋的實(shí)測屈服強(qiáng)度和極限強(qiáng)度分別為458,611MPa,12鋼筋分別為462,615MPa,8鋼筋分別為453,608MPa。2.2錨桿錨固結(jié)構(gòu)試驗(yàn)梁養(yǎng)護(hù)28d后進(jìn)行加固設(shè)計(jì)。4片試驗(yàn)梁中1片為對比梁，編號為TB-1，其余3片采用裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架在梁體兩側(cè)對稱布置進(jìn)行加固，分別設(shè)置2種端錨板（不帶肋端錨板和帶肋端錨板，具體尺寸如圖3(a）、（b）所示）和2種弦桿固定錨桿（直徑分別為24,27mm），編號依次為PSTTB-1～3，各試驗(yàn)梁加固設(shè)計(jì)參數(shù)見表1。除端錨板形式及其弦桿固定錨桿外，所用的弦桿、斜桿、豎桿和中錨板的尺寸均相同，構(gòu)件均在工廠預(yù)制，如圖3所示。弦桿、斜桿和豎桿厚度均為10mm，寬度為70mm；弦桿長度均為470mm，豎桿長度均為370mm，弦桿和豎桿兩端留有圓形螺孔；3塊斜桿長度分別為550,630,670mm，一端留有圓形螺孔，一端留有長條形螺孔；中錨板厚15mm，寬120mm，長500mm，通過4根直徑為20mm的固定錨桿和2根直徑為24mm的弦桿固定錨桿錨固于結(jié)構(gòu)表面；帶肋端錨板由底面鋼板、豎向鋼板、加勁肋焊接而成，其中底面鋼板厚15mm，寬120mm，長520mm，豎向鋼板和加勁肋則采用厚20mm，寬130mm的鋼板，豎向鋼板上設(shè)有供鋼絞線穿過的孔，開孔直徑20mm，而不帶肋端錨板除不設(shè)置加勁肋外，其余尺寸參數(shù)與帶肋端錨板相同；所有端錨板均由6根錨桿固定，除2根弦桿固定錨桿外，其他4根固定錨桿直徑為20mm；鋼絞線采用直徑為15.2mm的7絲捻制鋼絞線，彈性模量E試驗(yàn)梁加固過程為：首先通過結(jié)構(gòu)膠將錨桿錨固于梁體，然后安裝端錨板、中錨板，再安裝弦桿、豎桿，隨后張拉預(yù)應(yīng)力，最后通過安裝斜桿來固定桁架。試驗(yàn)采用單側(cè)張拉的方式，先張拉南側(cè)鋼絞線，待穩(wěn)定之后，再張拉北側(cè)鋼絞線，拉力通過設(shè)置于梁端的錨索計(jì)測得。加固后的試驗(yàn)梁如圖4所示。2.3加載極限狀態(tài)試驗(yàn)梁加固完成后，對其進(jìn)行抗彎性能試驗(yàn)。試驗(yàn)梁簡支，采用千斤頂和分配梁實(shí)現(xiàn)對稱加載，凈跨徑2700mm，加載點(diǎn)間距700mm。由荷載控制逐級加載，當(dāng)荷載無法持續(xù)增長或變形急變時(shí)停止加載，以此作為試件的極限狀態(tài)，具體加載布置如圖4所示。試驗(yàn)過程中采用壓力傳感器對荷載進(jìn)行測定，同時(shí)在跨中、加載點(diǎn)以及支座處布置了5個(gè)百分表，對試驗(yàn)梁的豎向撓度進(jìn)行測定。此外，在試驗(yàn)梁跨中截面布置了10個(gè)混凝土應(yīng)變片，縱筋布置了20個(gè)鋼筋應(yīng)變片，如圖5所示。鋼絞線一端安裝錨索計(jì)對其加載過中的拉力進(jìn)行測定，為便于確定裂縫位置，在梁兩側(cè)和頂面畫有50mm×50mm的方格。3分析加固效果3.1主要結(jié)果主要試驗(yàn)結(jié)果如表2所示，其中：M3.2構(gòu)件拉拔后的破壞特性試驗(yàn)梁極限狀態(tài)下的破壞形態(tài)如圖6所示，其破壞模式略有差別。對比梁TB-1為典型的適筋破壞，隨著荷載的增加，先后在混凝土梁純彎段、彎剪段出現(xiàn)裂縫，裂縫不斷擴(kuò)展，數(shù)量不斷增多；鋼筋屈服后，試驗(yàn)梁撓度變形、裂縫擴(kuò)展明顯加快，并形成主裂縫；隨后，混凝土壓碎，試驗(yàn)梁發(fā)生破壞。加固后試驗(yàn)梁PSTTB-1的開裂荷載和屈服荷載等均有了明顯的提高，構(gòu)件的撓度變形和裂縫擴(kuò)展等也明顯慢于對比梁，表明裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架具有良好的約束作用；加固梁屈服后，裂縫和撓度擴(kuò)展速度明顯增快，當(dāng)加載至485.5kN·m時(shí)，加固梁一側(cè)端錨板因焊縫處開裂而發(fā)生變形破壞，并伴隨一聲蹦響，同時(shí)弦桿固定錨桿出現(xiàn)明顯的彎曲變形，加固梁發(fā)生端錨板失效破壞。加固梁破壞時(shí)的荷載明顯被提高，其受壓區(qū)混凝土未被壓碎，依然表現(xiàn)出良好的延性破壞特征，但在設(shè)計(jì)時(shí)應(yīng)該避免發(fā)生這種破壞形態(tài)。為提高加固效果，應(yīng)進(jìn)一步改善端錨板及其固定錨桿強(qiáng)度。所有加固梁的破壞過程類似，均出現(xiàn)開裂、屈服、破壞3個(gè)過程，但各特征荷載不同。端錨板形式會改變混凝土梁的破壞形態(tài)，帶肋端錨板加固梁PSTTB-2的破壞形態(tài)較PSTTB-1不同，為鋼筋屈服，混凝土壓碎，呈典型的彎曲延性破壞模式。此外，對于不同錨桿直徑的加固梁PSTTB-2和PSTTB-3，錨桿直徑對破壞形態(tài)的影響較小，差別在于是否出現(xiàn)鋼絞線斷絲，但二者延性破壞特征良好，依然還是適筋破壞。3.3《梁受力》加固梁裂縫特點(diǎn)試驗(yàn)梁破壞后的裂縫分布如圖7所示，其裂縫分布類似，但也存在一定差異。相似方面，試驗(yàn)梁的裂縫基本沿跨中對稱分布，純彎段多為豎向裂縫，彎剪段則多為斜裂縫；差異方面，加固梁裂縫較對比梁多而密，間距小，分布更加均勻，并且裂縫寬度也比較小，純彎段各裂縫底部出現(xiàn)許多細(xì)小裂縫，使得裂縫呈樹根狀；加固梁的裂縫數(shù)量為18,18,19條，較對比梁的14條多，間距要小，多余裂縫主要位于彎剪段?？梢?，裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系能夠改善梁的開裂性能。此外，該加固技術(shù)還能夠延緩裂縫的出現(xiàn)，有效限制裂縫的發(fā)展。對比梁TB-1的主裂縫位于跨中位置附近，而加固梁的主裂縫位于加載點(diǎn)處，加固導(dǎo)致主裂縫向加載點(diǎn)轉(zhuǎn)移，同時(shí)有效限制了裂縫的擴(kuò)展；加固梁初始裂縫的出現(xiàn)較對比梁要晚，裂縫在屈服前的擴(kuò)展速度較對比梁緩慢。對比梁TB-1破壞時(shí)的最大縫寬為12mm，加固梁PSTTB-1～3的最大縫寬分別為4,10.4,11mm，其中PSTTB-1的裂縫寬度遠(yuǎn)小于對比梁和其余加固梁，且未在兩側(cè)形成通縫，端錨板失效破壞使得裂縫發(fā)展不充分，而不同錨桿直徑的加固梁PSTTB-2和PSTTB-3的裂縫分布、數(shù)量以及最大裂縫寬度均比較接近，錨桿直徑對加固梁裂縫的開裂性能影響不大。3.4不同端錨板形式的預(yù)應(yīng)力桁架受力性能試驗(yàn)梁跨中位置的荷載-撓度曲線如圖8所示。各梁的荷載-撓度曲線分為明顯的3個(gè)階段：開裂前、開裂后和屈服后。開裂前，試驗(yàn)梁的荷載-撓度曲線基本重合，其斜率基本相等，但加固梁的彈性變形范圍明顯更大，預(yù)應(yīng)力桁架的作用使得試驗(yàn)梁出現(xiàn)反拱，在其下緣產(chǎn)生預(yù)壓應(yīng)力，進(jìn)而有效提高開裂荷載；PSTTB-1～3的開裂荷載分別達(dá)到131,195.7,226.3kN·m，相比對比梁TB-1的開裂荷載（63.2kN·m）分別提高約107.28%、209.65%、258.07%?？梢?，裝配式預(yù)應(yīng)力桁架對構(gòu)件開裂前的剛度影響不大，但能有效提高構(gòu)件開裂荷載。開裂后，加固梁荷載-撓度曲線的斜率明顯大于對比梁，表明預(yù)應(yīng)力桁架能夠有效改善混凝土梁開裂后的剛度；此外，加固梁的屈服荷載也得到了明顯的提高，PSTTB-1～3的屈服荷載分別為385,415.95,431.7kN·m，遠(yuǎn)大于TB-1梁的225.25kN·m，分別提高了70.92%、84.66%、91.65%。屈服后，試驗(yàn)梁在較小的荷載增長下?lián)隙瓤焖僭鲩L，對比梁的荷載-撓度曲線接近水平，加固梁的荷載仍有一定程度的提高，存在一個(gè)明顯的強(qiáng)化階段；PSTTB-1～3的極限荷載分別為485.5,625.55,662kN·m，遠(yuǎn)大于TB-1梁的278.15kN·m，分別提高了74.55%、124.9%、138%；此時(shí)，極限狀態(tài)下加固體系所承擔(dān)的荷載為加固梁的極限荷載減去對比梁的極限荷載，分別為207.35,347.4,383.85kN·m，承擔(dān)的比例分別為42.71%、55.54%、57.98%。此外，可靠的端錨板形式能夠提高加固梁的延性水平，PSTTB-1由于端錨板失效而提前發(fā)生破壞，其極限撓度為22.38mm，小于TB-1梁的25.39mm，減小了11.86%；而PSTTB-2和PSTTB-3的極限撓度分別為37.31,45.65mm，分別提高了46.95%、79.8%?？梢?，裝配式預(yù)應(yīng)力桁架能大幅提高梁的抗彎剛度和承載能力。對于不同端錨板形式的加固梁PSTTB-1和PSTTB-2，端錨板形式對加固梁的開裂荷載影響很大，PSTTB-2的開裂荷載較PSTTB-1大49.39%，這可能是由于不帶肋端錨板在加載過程中發(fā)生變形，降低了預(yù)應(yīng)力對混凝土的約束作用，使得開裂荷載減小，但二者在屈服前的荷載-撓度曲線基本重合，表明端錨板形式對構(gòu)件屈服前的抗彎性能影響很小。屈服后，曲線出現(xiàn)明顯分離，端錨板形式對構(gòu)件屈服后的受力性能影響很大，帶肋端錨板構(gòu)件的受力性能增強(qiáng)，屈服后存在一個(gè)明顯的強(qiáng)化階段，荷載隨著變形有較大程度的提高，構(gòu)件的極限荷載和撓度相比不帶肋端錨板構(gòu)件分別提高28.85%和66.71%；同時(shí)，其破壞模式也由原來的端錨板失效變成混凝土壓碎失效，延性破壞特征更為明顯。對于不同錨桿直徑的加固梁PSTTB-2和PSTTB-3，屈服前，2片梁的荷載-撓度曲線幾乎重合，其開裂荷載、屈服荷載以及對應(yīng)的撓度基本接近。此時(shí)，荷載水平相對較低，不同直徑的錨桿都能有效承擔(dān)外加荷載的作用。屈服后，隨著外加荷載的繼續(xù)增加，小直徑錨桿發(fā)生了一定程度的變形，導(dǎo)致構(gòu)件屈服后的剛度退化更為明顯，其極限荷載和對應(yīng)的撓度也存在一定程度的退化，分別降低了5.51%和18.27%?？傮w而言，錨桿直徑對承載力影響較小，但粗錨桿能在一定程度上更好地約束端錨板滑移，提高加固體系整體性，進(jìn)而改善結(jié)構(gòu)的受力性能。3.5裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架對混凝土變形的影響分析圖9,10分別給出了跨中截面混凝土應(yīng)變沿截面高度的分布情況及中性軸位置-荷載關(guān)系、鋼筋應(yīng)變關(guān)系。由于各試驗(yàn)梁混凝土應(yīng)變分布以及鋼筋應(yīng)變基本類似，故只給出了TB-1,PSTTB-1梁的混凝土和鋼筋應(yīng)變。由圖9可知：梁TB-1和PSTTB-1在加載過程中的混凝土縱向應(yīng)變沿梁高度方向接近呈線性分布，試驗(yàn)梁跨中截面應(yīng)變基本符合平截面假定?？梢?，裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架加固體系不會改變跨中截面混凝土應(yīng)變的分布，加固梁依然符合平截面假定。在同一荷載下，加固梁的中性軸位置要遠(yuǎn)低于對比梁，說明加固體系能夠增大梁的受壓區(qū)高度，進(jìn)而提高試驗(yàn)梁的承載力。此外，試驗(yàn)梁中性軸的位置隨著裂縫的增長而向上移動，加固梁中性軸的上升速度要小于對比梁，表明裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架發(fā)揮了其加固效能，能夠降低中性軸的上升速度，改善結(jié)構(gòu)受力。對比梁TB-1和加固梁PSTTB-1跨中受拉鋼筋的荷載-應(yīng)變關(guān)系曲線如圖10所示。開裂前，TB-1和PSTTB-1的荷載-鋼筋應(yīng)變曲線呈線性緩慢增長，曲線基本重合，這可能是加載初期的荷載和變形較小，鋼筋與混凝土協(xié)同受力，上、下層鋼筋的變形基本相同；進(jìn)一步加載，曲線發(fā)生轉(zhuǎn)折，并表現(xiàn)出一定的非線性，應(yīng)變增長明顯加快，曲線出現(xiàn)分離，下層鋼筋應(yīng)變增速更快。由圖10(c）可知：開裂前，加固梁與對比梁的鋼筋應(yīng)變增速相差不大；開裂后，加固梁的應(yīng)變增速及其在相同荷載下的應(yīng)變值均明顯小于對比梁，這可能是由于預(yù)應(yīng)力可變桁架發(fā)揮了加固作用，減小了鋼筋在相同荷載下所承受的荷載，從而降低鋼筋應(yīng)變的增長速度?？梢?，裝配式預(yù)應(yīng)力可變桁架能夠延緩鋼筋應(yīng)變的增長。3.6鋼絞線強(qiáng)度對支護(hù)效果的影響不同端錨板形式下加固梁兩側(cè)鋼絞線拉力隨荷載的變化曲線如圖11所示。屈服前，鋼絞線拉力增長緩慢，各曲線基本重合；屈服后，各鋼絞線拉力增長迅速，并存在較明顯的差異。屈服后，PSTTB-2兩側(cè)的鋼絞線拉力明顯較大，并且會持續(xù)增大，直到試驗(yàn)梁破壞；而PSTTB-1兩側(cè)的鋼絞線拉力相對較小，尤其是南側(cè)鋼絞線，其拉力在屈服不久后便停止增長，甚至略有降低，然后突然出現(xiàn)劇降。此時(shí)，南側(cè)端錨板必然已經(jīng)發(fā)生變形并逐漸破壞，使得鋼絞線拉力不斷減小，鋼絞線強(qiáng)度并未得到充分利用，加固效率相對較低?？梢姡岣叨隋^板剛度能夠更加充分地利用鋼絞線強(qiáng)度，進(jìn)而有效提高構(gòu)件的加固效果。圖12為不同錨桿直徑的加固梁荷載-拉力關(guān)系曲線。由圖12可以看出：二者在屈服前基本重合，拉力增長速度