舊簡(jiǎn)支梁轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)梁的試驗(yàn)研究

王文煒 李淑琴  翁昌年

東南大學(xué) 江蘇南京210096 遼寧省大通公路丁程有限公司 遼寧沈陽(yáng)110179

引言

    簡(jiǎn)支鋼筋混凝土T梁橋是我國(guó)廣泛使用的一種橋梁結(jié)構(gòu)形式。經(jīng)過(guò)多年的運(yùn)營(yíng)，鋼筋混凝土T梁在外界各種因素作用下，承載力及剛度均已不能滿足現(xiàn)代交通的要求。為了能夠繼續(xù)使用，可以將舊簡(jiǎn)支鋼筋混凝土T梁轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)體系進(jìn)行加固改造，使其能夠滿足現(xiàn)代交通的需求。

    舊簡(jiǎn)支鋼筋混凝土T梁縱向轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)體系后，關(guān)鍵問(wèn)題是保證運(yùn)營(yíng)狀態(tài)下支座負(fù)彎矩區(qū)混凝土不開(kāi)裂。一個(gè)行之有效的方法是在支座負(fù)彎矩區(qū)設(shè)置預(yù)應(yīng)力鋼束。施加預(yù)應(yīng)力的方法是在負(fù)彎矩區(qū)預(yù)先埋設(shè)預(yù)應(yīng)力鋼束，然后在原鋼筋混凝土T梁上新澆筑一層混凝土，使預(yù)應(yīng)力鋼束與新澆筑的混凝土黏結(jié)在一起共同工作。通過(guò)施加預(yù)應(yīng)力的方法可保證負(fù)彎矩區(qū)混凝土不出現(xiàn)拉應(yīng)力或混凝十不開(kāi)裂。

    將簡(jiǎn)支梁通過(guò)施加預(yù)應(yīng)力的方法轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)體系后，負(fù)彎矩區(qū)為新老混凝土結(jié)合梁，其他部分仍為鋼筋混凝土梁。國(guó)內(nèi)外對(duì)預(yù)應(yīng)力混凝土連續(xù)梁、鋼一混凝土組合梁的受力性能開(kāi)展了相應(yīng)的試驗(yàn)研究，對(duì)于這種組合連續(xù)梁的研究相對(duì)較少。為深入了解連續(xù)梁的受力性能，本文進(jìn)行了3根連續(xù)梁的試驗(yàn)研究。

表1試件設(shè)計(jì)表

1、試驗(yàn)研究

    1.1試驗(yàn)梁簡(jiǎn)介

    本試驗(yàn)共澆筑了7根鋼筋混凝土T形截面梁，1根作為對(duì)比梁，其余的均縱向連續(xù)形成2跨連續(xù)梁。試驗(yàn)梁翼緣板寬800mm，厚l05mm，腹板寬90mm，高500mm，凈跨徑為3000mm，縱向每隔680mm設(shè)置厚度為70mm的橫隔板，如圖1所示。

    B1—1、Bl—2梁為一組對(duì)比梁，B1—1通過(guò)后張法縱向形成連續(xù)梁，B1—2通過(guò)先張法形成連續(xù)梁，目的是考察不同的施加預(yù)應(yīng)力方法對(duì)簡(jiǎn)支梁轉(zhuǎn)變連續(xù)體系的影響。Bl—1、B2為一組對(duì)比梁，不同之處在于預(yù)應(yīng)力鋼絞線的長(zhǎng)度，B2梁預(yù)應(yīng)力鋼絞線長(zhǎng)度為l.1m，Bl—1梁預(yù)應(yīng)力鋼絞線長(zhǎng)度為2.2m。試驗(yàn)梁設(shè)計(jì)如表l所示。

    在單片T梁的受拉區(qū)配置4根(Ф12mm的HRB335級(jí)螺紋鋼作為主筋，箍筋為Ф6.5mm的HPB235級(jí)圓鋼，問(wèn)距為100mm。箍筋一方面起到抗剪作用，另一方面可作為負(fù)彎矩連續(xù)區(qū)新老混凝土之間的剪力連接件。除了配置的受拉主筋和箍筋外，翼緣板和腹板還配置了Ф6．5mm的分布筋。后張法中的預(yù)應(yīng)力鋼筋為Фs15.2mm鋼鉸線，先張法中的預(yù)應(yīng)力鋼筋為Фw5mm高強(qiáng)鋼絲。負(fù)彎矩連續(xù)區(qū)的混凝土為新澆筑的混凝土，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為 C40，其余部分為老混凝土，設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)為C25，實(shí)測(cè)材料的力學(xué)性能指標(biāo)見(jiàn)表2。

表2材料性能表

    1.2試件的制作

    后張法的連接方式是：先在簡(jiǎn)支梁1/2跨度范圍  內(nèi)鑿除翼緣板的舊混凝土，在腹板的兩側(cè)設(shè)置齒板，放置金屬波紋管，穿預(yù)應(yīng)力鋼絞線，兩端用單孔錨具錨固，使用穿心式千斤頂張拉鋼絞線即獲得預(yù)應(yīng)力。

圖1試驗(yàn)梁簡(jiǎn)圖(單位：mm)

    先張法的連接方法是：在舊簡(jiǎn)支梁1/2跨度附近預(yù)埋厚度為1mm的鋼板，將加工的永久錨固件焊接在預(yù)埋鋼板上，然后將高強(qiáng)鋼絲穿入預(yù)埋鋼板上的孔洞中，兩端用鐓頭臨時(shí)錨同，使用千斤頂頂推舊簡(jiǎn)支梁，達(dá)到設(shè)計(jì)頂推噸位后，在連接范圍內(nèi)澆筑C40混凝土，待混凝土到達(dá)設(shè)計(jì)強(qiáng)度等級(jí)后，卸除千斤頂即獲得預(yù)應(yīng)力。

    1.3試驗(yàn)過(guò)程

    對(duì)比梁采用跨中單點(diǎn)加載，其余的試驗(yàn)梁均為兩點(diǎn)對(duì)稱加載，通過(guò)調(diào)整支座高差實(shí)現(xiàn)需要的連續(xù)梁。在支座位置、鋼絞線的端部布置荷載傳感器測(cè)量支座反力及鋼絞線的應(yīng)力；在支座及每跨的跨中布置百分表測(cè)量支座及跨中的變形；在試驗(yàn)梁高度方向問(wèn)隔一定的距離布置電阻應(yīng)變片測(cè)量沿梁高的應(yīng)變分布。

2、試驗(yàn)結(jié)果與分析

    2.1裂縫和破壞形態(tài)

    試驗(yàn)梁的破壞形態(tài)有2種，B1—2梁、82梁為連接處支座上部負(fù)彎矩混凝土壓碎，B1—1梁為新老混凝土局部粘結(jié)破壞，如圖2所示。

    為了研究單雙支座對(duì)連續(xù)體系的影響，Bl—1梁進(jìn)行了兩次加載試驗(yàn)，第一次是連接處單支座加載。第二次是在連接處設(shè)置雙支座加載。加載情況為：第一次加載至200kN，連接處負(fù)彎矩區(qū)未開(kāi)裂，試驗(yàn)梁未破壞；第二次分級(jí)加載至試驗(yàn)梁破壞。

    單支座加載至l05kN時(shí)，試驗(yàn)梁跨中加載點(diǎn)附近腹板出現(xiàn)豎直裂縫，隨著荷載的增加，裂縫逐漸向加載點(diǎn)方向發(fā)展且不斷增寬，連接處鋼絞線長(zhǎng)度范圍內(nèi)均未出現(xiàn)裂縫，卸載后，裂縫閉合。雙支座加載至200kN時(shí)，在跨中附近除了原有的裂縫外，腹板出現(xiàn)新的斜向裂縫。加載至300kN時(shí)，負(fù)彎矩區(qū)翼緣板的板頂出現(xiàn)橫向貫通裂縫。加載至360kN時(shí)，腹板裂縫不斷增寬并向加載點(diǎn)下延伸，繼續(xù)增加荷載，鋼絞線長(zhǎng)度范圍內(nèi)開(kāi)始出現(xiàn)腹板裂縫，與跨中靠近邊支座側(cè)的裂縫對(duì)稱，但是數(shù)量較少且裂縫寬度較小。加載至370kN時(shí)，鋼絞線長(zhǎng)度范圍內(nèi)的腹板裂縫不斷向加載點(diǎn)及中支座延伸，新老混凝土界面出現(xiàn)縱向黏結(jié)裂縫。加載至398kN時(shí)，連接處局部混凝土壓碎，跨中腹板裂縫開(kāi)展較寬，試驗(yàn)梁傾斜較大，有傾覆的危險(xiǎn)，故停止加載。梁破壞后的裂縫分布如圖3(a)所示。

圖2試驗(yàn)梁破壞形態(tài)

圖3試驗(yàn)梁裂縫圖

    B1—2梁縱向連續(xù)之前，對(duì)兩跨3m小梁進(jìn)行了靜載試驗(yàn)，加載方式為跨中單點(diǎn)加載。縱向連續(xù)后，采用2點(diǎn)對(duì)稱加載。當(dāng)荷載加至100kN時(shí)，原有裂縫重新張開(kāi)。隨著荷載的增加，原有裂縫向加載點(diǎn)下延伸，并且原有裂縫問(wèn)出現(xiàn)新的腹板斜裂縫。當(dāng)荷載增加至l60kN時(shí)，受拉鋼筋屈服，裂縫增寬。荷載繼續(xù)增加至240kN時(shí)，負(fù)彎矩區(qū)出現(xiàn)橫向裂縫，裂縫向兩端翼緣板延伸。繼續(xù)增加荷載至280kN時(shí)，跨中撓度較大，腹板裂縫開(kāi)展較寬，保持荷載不變，撓度持續(xù)增加，中支座連接處底緣受壓區(qū)混凝土壓碎，梁破壞。梁破壞后的裂縫如圖3(b)所示。

    B2梁荷載加至極限荷載的32％左右(140kN)時(shí)，跨中附近出現(xiàn)第一條斜向彎曲裂縫，預(yù)示著梁開(kāi)裂。隨著荷載的增加，由跨中向兩支座邊不斷出現(xiàn)新的斜向彎曲裂縫，且斜裂縫呈“八”字形發(fā)展，原有裂縫不斷增寬。當(dāng)荷載增至220kN，受拉鋼筋屈服，彎曲裂縫開(kāi)展較大。繼續(xù)增加荷載到340kN時(shí)，翼緣板上出現(xiàn)橫向裂縫，隨著荷載增加，橫向裂縫不斷向兩邊延伸。當(dāng)荷載達(dá)到360kN時(shí)，齒板附近的新老混凝土黏結(jié)面處出現(xiàn)縱向黏結(jié)裂縫。黏結(jié)裂縫開(kāi)展一段距離后，腹板上的斜裂縫貫通齒板，翼緣板上的橫向裂縫亦貫通至腹板。繼續(xù)增加荷載至440kN左右時(shí)，兩跨跨中撓度迅速增大，梁即將破壞。此后荷載保持不變，撓度持續(xù)增加，連接處混凝土壓碎，梁破壞，破壞后的裂縫分布如圖3(c)所示。

    對(duì)比試驗(yàn)梁Bl．1、B2可以看出，負(fù)彎矩區(qū)的裂縫均發(fā)生在預(yù)應(yīng)力鋼絞線(縱向連續(xù))長(zhǎng)度范圍內(nèi)，B2梁的縱向連續(xù)長(zhǎng)度小于B1—1梁，B2梁負(fù)彎矩區(qū)的裂縫數(shù)量多于B1—1梁，裂縫間距小B81—1梁，表明縱向連續(xù)長(zhǎng)度對(duì)負(fù)彎矩區(qū)的裂縫數(shù)量及間距有一定的影響。

    2.2荷載．撓度曲線

圖4荷載一撓度曲線

    圖4為試驗(yàn)梁的荷載。撓度曲線，圖中CL、CLl、 CL2的撓度值為跨中撓度，B1-1、Bl—2、B2為左跨跨中撓度。從圖中可以看出，同一等級(jí)荷載作用下，轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)體系的試驗(yàn)梁Bl—1、Bl—2、B2的跨中撓度值相對(duì)于簡(jiǎn)支梁CL、CLl、CL2的跨中撓度值明顯減少，說(shuō)明轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)體系后，梁的剛度明顯增加。此外，B1—1、Bl—2、B2梁的極限荷載得到了較大的提高，相對(duì)于對(duì)比梁CL分別提高了165.3％、86.7％、l93.3％。   

    B2梁與B1—1梁的區(qū)別在于預(yù)應(yīng)力鋼絞線的長(zhǎng)度不同。荷載為200kN之前，Bl—1梁?jiǎn)沃ё�加載情況下與B2梁跨中撓度值相差不多，試驗(yàn)梁的剛度無(wú)明顯差別。加載至250kN之后，Bl—1梁雙支座加載情況下的跨中撓度值明顯小于B2梁，剛度得到較明顯的提高。雙支座Bl—1梁與B2梁相比，剛度得到明顯提高的原因在于Bl一l梁設(shè)置雙支座后，分散了支點(diǎn)負(fù)彎矩。此外，設(shè)置雙支座后，減少了單跨跨度，撓度相應(yīng)降低，相當(dāng)于增加了截面剛度。

    B1-2梁為先張法試驗(yàn)梁，由于施加的預(yù)應(yīng)力程度不同，同一等級(jí)荷載下，Bl—1梁的跨中撓度值明顯大于其他的連續(xù)梁。對(duì)比B1—2梁與cL梁可知，同一等級(jí)荷載作用下，Bl—2梁的跨中撓度小于對(duì)比梁CL，表明其剛度也得到了較大的提高。

    2.3彎矩重分布

    圖5為試驗(yàn)梁荷載彎矩調(diào)幅曲線，圖中實(shí)線為跨中截面，虛線為中支座截面。從圖中可以看出，Bl—1梁?jiǎn)沃ё�跨中開(kāi)裂之前，跨中截面、支座截面的彎矩實(shí)測(cè)值與彈性理論計(jì)算值基本吻合，在彈性值上下跳動(dòng)。跨中截面開(kāi)裂后，彎矩實(shí)測(cè)值逐漸偏離彈性值，表現(xiàn)為跨中截面彎矩值逐漸下降，支座截面彎矩值逐漸上升，增加的荷載逐漸向中支座傳遞。換雙支座加載至l20kN后，跨中附近原有裂縫重新張開(kāi)，跨中截面彎矩逐漸降低，支座截面彎矩逐漸上升，荷載向中支座傳遞。當(dāng)加載至連接處翼緣板開(kāi)裂后，支座截面彎矩有所降低，跨中截面彎矩有所上升，荷載反過(guò)來(lái)向邊支座傳遞。隨著荷載的增加，跨中裂縫繼續(xù)增加，連接處翼緣板的裂縫相對(duì)較少，跨中截面彎矩持續(xù)下降，支座截面彎矩持續(xù)上升。最終的彎矩調(diào)幅值跨中為7.13％，中支座為7.03％。

    由于B1—2梁縱向連續(xù)之前，每跨跨中附近已經(jīng)出現(xiàn)了斜裂縫，梁的剛度有所降低。縱向連續(xù)之后，跨中彎矩、支座彎矩均已偏離彈性值，表現(xiàn)為跨中截面彎矩逐漸降低，中支座截面彎矩逐漸上升。加載至100kN后，原有裂縫已經(jīng)展開(kāi)，跨中截面剛度進(jìn)一步降低，截面彎矩明顯偏離彈性值，中支座彎矩有較大的增加，荷載由跨中向中支座傳遞。加載至240kN時(shí)，連接處翼緣板開(kāi)裂，跨中截面彎矩有所上升，而支座截面彎矩有所下降，荷載由支座向跨中反向傳遞。此后，由于跨中裂縫不斷出現(xiàn)，跨中截面彎矩、中支座截面彎矩上下跳動(dòng)。在加載的后期，由于Bl—2梁的中支座出現(xiàn)局部損壞，導(dǎo)致支座產(chǎn)生較高的局部應(yīng)力，試驗(yàn)梁過(guò)早破壞，跨中截面、中支座截面的彎矩均與彈性值有所不同。最終的彎矩調(diào)幅值跨中為7.94％，中支座為7.21％。

圖5荷載一彎矩調(diào)幅曲線

    B2梁的彎矩調(diào)幅變化過(guò)程與Bl—1梁相似，調(diào)幅的規(guī)律為跨中截面出現(xiàn)裂縫后，跨中截面彎矩下降，中支座截面彎矩上升。加載至連接處翼緣板開(kāi)裂后，跨中截面彎矩上升，中支座截面彎矩下降。加載至極限荷載，跨中附近及連接處的裂縫基本出齊，彎矩調(diào)整已經(jīng)完成，跨中截面、支座截面的彎矩值與彈性值比較接近，最終的彎矩調(diào)幅值跨中為5.11％，中支座為5.29％，內(nèi)力重分布較為充分。

    2.4應(yīng)變分析

    圖6為Bl—1梁跨中截面、連接處支座截面沿梁高的應(yīng)變分布，限于篇幅，僅給出B1—1梁的試驗(yàn)結(jié)果。從圖中可以看出，跨中截面的應(yīng)變分布規(guī)律為上翼緣受壓、下翼緣受拉，而連接處支座截面與其相反。隨著荷載的增加，拉應(yīng)變及壓應(yīng)變均逐漸增大，應(yīng)變分布近似按照線性分布，符合平截面假定。

圖6 B1—1梁混凝土應(yīng)變分布

     從圖中的應(yīng)變分布還可以看出，新老混凝土界面間的應(yīng)變存在差異及滑移。隨著荷載的增加，界面間的應(yīng)變差值逐漸增大，滑移也逐漸增加。試驗(yàn)梁的預(yù)應(yīng)力鋼絞線范圍內(nèi)是新老混凝土結(jié)合部位，受到兩端的舊混凝土約束，故滑移值較小。

    圖7為各級(jí)荷載作用下的鋼絞線應(yīng)力實(shí)測(cè)值。從圖中可以看出，由于Bl—1梁的鋼絞線長(zhǎng)度大于B2梁，張拉完畢后，B1—1梁的實(shí)測(cè)應(yīng)力值為l200MPa，B2梁為1089MPa，Bl-1梁鋼絞線應(yīng)力實(shí)測(cè)值要大于B2梁。在連接處翼緣板開(kāi)裂之前，隨著荷載的增加，鋼絞線的應(yīng)力逐漸增大，但是變化不大。連接處翼緣板開(kāi)裂后，鋼絞線的應(yīng)力增加的較快，鋼絞線承受了受拉混凝土退出工作的部分拉力。試驗(yàn)梁破壞時(shí)，Bl—1梁的鋼絞線應(yīng)力實(shí)測(cè)值為1632MPa，B2梁為l665MPa。

圖7試驗(yàn)梁鋼絞線應(yīng)力

3、結(jié)論

    (1)提出了在負(fù)彎矩區(qū)施加預(yù)應(yīng)力將舊簡(jiǎn)支梁轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)梁的方法。試驗(yàn)結(jié)果表明，采用該方法可以有效地建立預(yù)應(yīng)力，提高構(gòu)件的承載力和剛度，提高連續(xù)梁負(fù)彎矩區(qū)的抗裂能力。

    (2)將簡(jiǎn)支梁轉(zhuǎn)變?yōu)檫B續(xù)梁后，試驗(yàn)梁的承載力有較大提高，B1—1、Bl—2、B2梁相對(duì)于對(duì)比梁CL承載力分別提高了l65.3％、86.7％、l93.3％，同一等級(jí)荷載作用下的跨中截面撓度有明顯的降低，剛度提高顯著。

    (3)試驗(yàn)梁發(fā)生了2種破壞形式，即受壓區(qū)混凝土壓碎、新老混凝土界面間局部粘結(jié)破壞后支座處受壓區(qū)壓碎。新老混凝土界面間發(fā)生局部粘結(jié)破壞的荷載與極限荷載相差不多，說(shuō)明新老混凝土界面問(wèn)粘結(jié)可靠。

    (4)縱向連接區(qū)域由于施加了預(yù)應(yīng)力，連接區(qū)域的裂縫數(shù)量和寬度明顯少于未施加預(yù)應(yīng)力的區(qū)域，施加預(yù)應(yīng)力可以有效地減少裂縫寬度和數(shù)量，改善連接處混凝土的受力，應(yīng)變分布更為均勻。

    (5)試驗(yàn)梁發(fā)生了2次彎矩重分布，即跨中截面開(kāi)裂和支座截面開(kāi)裂。彎矩重分布的規(guī)律為跨中截面開(kāi)裂后，跨中截面彎矩向中支座傳遞，中支座開(kāi)裂后，中支座截面彎矩反向向跨中傳遞。試驗(yàn)梁發(fā)生破壞后，彎矩重分布較為充分。

(本文來(lái)源：陜西省土木建筑學(xué)會(huì)  文徑網(wǎng)絡(luò)：溫紅娟  劉紅娟  尹維維 編輯 文徑 審核)