鋼板混凝土-無粘結預應力組合加固在預制箱梁加固中的應用研究*

苗建寶 柯亮亮

(西安公路研究院 西安 710065)

0 引 言

鋼板-混凝土組合加固技術是在結構加固技術及鋼板-混凝土組合梁的基礎上發展起來的一種新型加固方法.新老混凝土之間通過植筋及混凝土鑿毛確保共同工作，鋼板與混凝土之間通過栓釘連接件傳遞剪力.組合加固能有效提高橋梁承載能力，充分發揮補強材料的性能，提高材料的利用效率.羅征等[1]研究了型鋼-混凝土組合加固能提高空心板梁的承載能力及加載剛度，但是針對的是空心板的型鋼-混凝土加固；石雄偉等[2]提出了鋼板-混凝土組合加固預應力混凝土箱梁的抗彎極限承載力計算公式，并驗證公式有效性；王世超等[3]研究了組合加固足尺預應力混凝土空心板梁抗彎性能，但均未研究增設無粘結預應力組合加固法的相關理論.

本文針對傳統鋼板-混凝土組合加固技術進行構造優化，將無粘結預應力引入組合加固，將組合加固法由被動加固法優化為主動加固法.提出了鋼板混凝土-無粘結預應力組合加固預制箱梁的抗彎極限承載力計算公式，進行了有限元數值分析，并進行了荷載試驗驗證了加固效果.

1 構造優化

傳統的鋼板-混凝土組合加固技術是在原結構表面植入帶肋鋼筋(帶彎鉤)，加固鋼板上焊栓釘(見圖1a))，栓釘與植筋通過新增混凝土形成整體，組合結構整體性較差，施工中鋼板需要外部支撐，施工難度較大[4].

對上述構造加以優化，將鋼板上的焊接栓釘改進為焊接帶肋鋼筋(帶彎鉤)，將焊接的帶肋鋼筋(帶彎鉤)掛在鋼筋網片鋼筋上，增強結構間的連接；利用錨栓將原結構、新澆混凝土，以及外包鋼板三者連接，錨栓一端植入待加固結構中，另一端穿過鋼板，外側螺帽多次擰緊后焊接固定(見圖1b))，結構整體性明顯增強，鋼板通過錨栓與原結構連接，可直接將鋼板作為模板，且無需外在支撐，簡化了施工工藝，加固效果顯著[5-6].

同時考慮改善結構應力狀態、消除加固部分自重的影響，將無粘結預應力體系引入“鋼板-混凝土”組合截面中，綜合利用混凝土的抗壓和鋼板、無粘結預應力筋的抗拉性強的特點，鋼混組合加固體內設置無粘結預應力鋼筋及錨具等，預應力筋的張拉端固定在堵頭鋼板上，澆筑組合加固體內混凝土后張拉預應力筋并封錨固定，形成施加了一定預應力的組合加固體,見圖1c).通過施加無粘結預應力將鋼混組合加固法由被動加固法優化為主動加固法，使組合加固法的適用范圍發展根本改變.由原承載能力補強與剛度增強，擴展至應力狀況改善[7-8].

圖1 鋼混組合結構

2 抗彎承載力分析

采用無粘結預應力與鋼板-混凝土組合加固受彎構件時，除應符合鋼板-混凝土組合加固受彎構件的基本假定外，尚應符合下列規定.

1) 構件達到承載能力極限狀態時，假定無粘結預應力鋼絞線的應力等于施加預應力時的張拉控制應力，亦即假定無粘結預應力鋼絞線的應力增量值與預應力損失值相等.

2) 在達到受彎承載力極限狀態前，無粘結鋼絞線錨固可靠.

建立無粘結預應力與鋼板-混凝土組合加固箱形截面梁承載能力計算圖示見圖2.

圖2 組合加固箱形截面梁抗彎承載力計算圖式

傳統的組合加固計算中將組合加固底面及側面鋼板可能達不到抗拉強度設計值而引進的折減系數取為同一系數，試驗中發現底板鋼板與側面鋼板平均應力差異較大，按傳統計算法存在高估承載能力情況，因此將底板與側面鋼板分別考慮其折減系數[9-10].并按照引入的無粘結預應力進行結構抗彎承載力分析，將預應力混凝土箱型截面等代為I形截面，其正截面抗彎承載能力可采用下式計算.

2ψsp2fspyAspw+fpyAp+fsyAs+σpkApk

(1)

(2)

式中：ψsp1為考慮二次受力影響時，底面鋼板可能達不到抗拉強度設計值而引進的折減系數，當ψsp>1時，取ψsp=1；ψsp2為考慮二次受力影響時，側面鋼板可能達不到抗拉強度設計值而引進的折減系數，當ψsp>1時，取ψsp=1；εi1為考慮二次受力影響時的底面加固鋼板應變滯后；εi2為考慮二次受力影響時的側面加固鋼板應變滯后；hspw為側面加固鋼板高度；Aspw為側面加固鋼板面積；Ay為原梁預應力鋼筋面積；fpy為原梁預應力鋼筋抗拉強度設計值；Ayk為無粘結預應力鋼筋面積；σpk為無粘結預應力鋼筋應力值.

2) 第二類T形(I形)截面(中性軸位于T形或I形截面腹板內x>hf′)

ψsp1fspyAsp+2ψsp2fspyAspw+fpyAp+

fsyAs+σpkApk

(3)

fpyAp(h01-h02)+σpkApka

(4)

式中：各參數意義與第一類T形(I形)截面相同.

3 工程背景

3.1 概況

某橋修建于2002年，全長3 245 m，上部結構采用(40.19 m+8×40.34 m)預應力混凝土簡支箱梁+13×(40.34 m+2×40.3 m+40.34 m)+2×(30.24 m+3×30.2 m+30.24 m)預應力混凝土連續箱梁+5×30.24 m預應力混凝土簡支箱梁+(30.24 m+4×30.2 m+30.14 m)預應力混凝土連續箱梁；橋面寬度為17.5 m(半幅)；設計荷載為汽-超20，掛-120.

該橋上部結構病害主要為主梁梁體存在豎向、斜向、縱向裂縫、局部伴有滲水，30 m簡支跨邊梁底板橫向裂縫，結合荷載試驗結果對試驗跨進行了承載能力分析驗算，結果表明：30 m裝配式簡支箱梁承載能力不滿足要求.

3.2 加固理論分析

為精確模擬外荷載作用下的結構響應，采用通用程序ANSYS12.0對加固前后結構進行分析，混凝土采用Solid65單元模擬，鋼板采用非線性殼單元Shell43單元模擬，普通鋼筋采用Link8單元模擬，見圖3.采用共用節點的方法實現接觸面模擬.為防止發生由于加載位置局部變形過大導致的失效，采用雙點加載模式[11].

圖3 結構計算模型

根據上節提出的無粘結預應力加鋼板-混凝土組合結構承載能力計算公式得到加固后結構承載能力，并將其與采用上述ANSYS有限元數值分析結果對比，對比結果見表1.由表1數據可知，鋼板混凝土-無粘結預應力組合加固后，利用簡化理論公式與有限元數值分析兩種方法計算的截面極限抗彎承載力很接近，偏差在5%之內，因此該簡化計算方法可用來計算無粘結預應力加鋼板-混凝土組合加固后的截面極限承載力.采用無粘結預應力與鋼板-混凝土組合加固后，控制截面加固后承載能力儲備分別為35.6%,40.5%和13.3%，達到了提高結構承載力儲備，恢復主梁剛度及提高結構耐久性的目的.

表1 結構承載能力對比

3.3 施工工藝

1) 植筋定位、鉆孔及植筋 此處所指植筋含植鋼筋和植錨栓，植筋前應先使用儀器定位，按照設計孔位鉆孔，若鉆孔位置有鋼筋，可適當調整鉆孔位置.

2) 鋼板鉆孔及安裝 此處所指鋼板含堵頭角鋼、槽鋼、工字鋼等型鋼，鋼板打孔前應根據對應植筋位置打孔，保證鋼板能按照預定位置安裝，嚴禁鋼板打孔和植筋位置錯位而將植筋打彎強行安裝的鋼板的施工行為

3) 混凝土澆筑 組合加固由于混凝土澆筑空間相對狹小，澆筑中斷后工作面不易處理等因素，因此要求混凝土有高流動性、均勻性和穩定性等特點，澆筑時應連續進行，澆筑期間應防止支架、模板等的移動和變形，澆筑期間及澆筑后7 d內應封閉交通，確?；炷翉姸冗_到設計強度70%前不收擾動和混凝土新、舊結合面的緊密結合.

4) 無粘結預應力筋張拉與錨固 無粘結預應力筋的張拉控制應力不宜超過0.75fpk，鋼束張拉順序為：依次對稱張拉邊梁、中梁鋼束→每個加固箱體從內向外依次對稱張拉預應力束，張拉時應均勻張拉，采用張拉力和引伸量雙控.無粘結預應力錨固于組合加固端部，端部設置堵頭鋼板加強錨固區，見圖4.

圖4 組合加固后梁外觀

4 加固效果驗證

為使加固前后荷載試驗結果具有對比性，加固后荷載試驗測試截面、加載模式、車輛重量及測點布置方案與加固前荷載試驗一致.加固前后試驗數據分析采用結構靜、動載分析，利用ANSYS模型進行分析計算.選擇大橋左幅第79跨(30 m簡支箱梁)進行試驗，該橋設計荷載等級為公路—I級，加固前后的試驗加載效率均滿足規范要求.

1) 撓度對比分析 對跨中截面進行中載測試工況加載，各梁加固前、后撓度的實測值與試驗荷載作用下各梁撓度的計算值的比較見圖5，加固前部分梁體撓度實測值大于理論值，而加固后均明顯小于理論值，主要因為采用了主動加固法，使得原結構裂縫閉合，原結構的剛度增強；加固后撓度平均實測值為加固前的1/3，撓度改善非常明顯，達到加固效果.

圖5 加固前后撓度對比

2) 應變對比分析 對跨中截面進行中載測試工況加載，各梁加固前、后底板撓度的實測值與試驗荷載作用下各梁撓度的計算值的比較見圖6，加固后應變平均實測值為加固前的1/2.5，表明加固后結構受力改善明顯.

圖6 加固前后應變對比

5 結 論

1) 將鋼板上的焊接栓釘改進為焊接帶肋鋼筋(帶彎鉤)，將焊接的帶肋鋼筋(帶彎鉤)掛在鋼筋網片鋼筋上，增強結構間的連接；利用錨栓將原結構、新澆混凝土及外包鋼板三者連接，整體性顯著增強.通過施加無粘結預應力將鋼混組合加固法由被動加固法優化為主動加固法，使組合加固法的適用范圍發展根本改變.由原承載能力補強與剛度增強，擴展至應力狀況改善.

2) 提出了鋼板混凝土-無粘結預應力組合加固箱梁抗彎承載能力計算公式，并結合實橋進行了有限元仿真對比驗證，簡化公式計算結果與數值分析結果偏差在5%以內，加固后結構關鍵截面抗彎極限承載力提高了25%以上.

3) 對比某橋30 m預應力簡支箱梁加固前后荷載試驗結果，測試截面下的撓度、應變實測值和理論值與加固前相比，均有明顯減小，加固后撓度平均實測值為加固前的1/3，加固后應變平均實測值為加固前的2/5.可見鋼板混凝土-無粘結預應力組合加固結構受力改善明顯，加固結構強度和剛度儲備明顯增加.