组合加固受损钢筋混凝土简支T梁抗剪性能试验

组合加固受损钢筋混凝土简支T梁抗剪性能试验
高珊; 王茜; 任腾先; 李文渊
【期刊名称】《《科学技术与工程》》
【年(卷),期】2019(019)024
【总页数】8页(P371-378)
【关键词】桥梁工程; 抗剪性能; 钢板-混凝土组合加固; 钢筋混凝土T梁; 受损【作者】高珊; 王茜; 任腾先; 李文渊
【作者单位】成都大学建筑与土木工程学院成都610106; 长安大学陕西省公路桥梁与隧道重点实验室西安710064; 中交公路规划设计院有限公司北京100088
【正文语种】中文
【中图分类】U442
随着交通运输的不断发展,结构的设计标准、荷载等级不断提高,诸多在役混凝土桥梁出现了大量病害及损伤,在既不影响交通又不减小桥下净空的前提下,如何对受损桥梁进行有效加固,使桥梁承载力得到进一步提高是专业技术人员普遍关注的问题之一。

钢板-混凝土组合加固(steel plate and concrcte composite strengthening, SPCCS)梁又称为钢板-混凝土夹心组合梁,是指在原结构混凝土表面植入钢筋,同时在钢板上焊接栓钉,然后在二者之间布设钢筋网并浇筑自密实混凝土,使其形成整体共同工作。

这种加固方法充分利用了原结构与新加固结构材料的
性能,原结构与加固钢板之间通过植筋、栓钉等连接件及新浇混凝土实现二者的有
效连接,形成夹心组合结构,使结构承载力及受力性能得到大大提高,刚度显著增加。

目前,国外学者在双层夹心组合梁方面做了一些许研究[2,3]。

中国在钢板-混凝土组合抗弯加固方面也有相关研究,并做了一系列试验,取得了一定的研究成果[4—13]。

而针对组合加固后钢筋混凝土T梁抗剪性能的研究甚少。

因此,有必要在钢板-混凝土组合加固受损混凝土T梁的抗剪性能方面进行试验研究,为这种新式组合加固技
术在实际工程中的推广应用提供必要的设计依据。

1 试验模型设计与试验方案
1.1 试验模型设计
试验设计了两片钢筋混凝土T梁,两片梁尺寸相同,总长为4 150 mm,计算跨径为4 000 mm,高400 mm,翼缘板宽450 mm,翼板厚度为70 mm,腹板厚度为90 mm。

混凝土弹性模量为2.88×104 MPa,立方体抗压强度为45.9 MPa,受力主筋采用
6Φ16 mm的螺纹钢筋,屈服强度为390 MPa;箍筋直径6 mm,间距为150 mm,屈服强度为317 MPa。

为了更好地模拟受损钢筋混凝土T梁组合加固后的力学性能,预先在试验梁上加载使其形成一定程度的损伤[10],损伤情况如图1所示。

为了研究组合加固受损钢筋混凝土T梁的抗剪性能,同时考虑抗剪设计的需要,将两片受损钢筋混凝土T梁以跨中为界分解为四片T梁,分别进行了SPCCS抗剪加固,
从而得到试验梁一～试验梁四。

其对应关系为:试验梁一和试验梁二是对原1#T梁进行组合加固后得到的试验梁,试验梁三和试验梁四是对原2#T梁进行组合加固后得到的试验梁。

图1 钢筋混凝土T梁预压裂缝分布Fig.1 Cracks distribution of reinforced concrete beams
图2 组合加固后钢筋混凝土T梁构造示意图Fig.2 Details of SPCCS beams
为了使构件呈现比较典型的剪切破坏形态,首先采用ANSYS软件进行有限元建模
分析,从而确定试验梁的加固的细部尺寸。

加固部分混凝土的设计强度等级为
C40,28 d立方体抗压强度为46.2 MPa。

加固钢板采用厚度为4 mm的Q235钢材,材性试验测得屈服强度为337 MPa。

新老混凝土之间的连接件采用φ16 mm 的HRB335钢筋,植入混凝土的深度为60 mm,植筋胶选用喜利得快凝型
HY150MAX植筋胶。

腹板两侧的植筋要交错布设,防止在同一断面上对截面造成太大的削弱。

在加固钢板表面布置φ10 mm×55 mm的栓钉,间距为100 mm,栓钉的屈服强度为310 MPa,极限抗拉强度为460 MPa。

同时,在栓钉上用φ6 mm的光圆钢筋布设钢筋网片,从而确保结构整体性并实现均匀受力。

从1#梁及2#梁的典型损伤可以看出,加固前试验梁的抗剪承载力不足,加固后四片试验梁改变了腹板的加固高度及原梁混凝土表面是否凿毛,同时保证最终发生剪压破坏模式,确定了试验梁的模型尺寸及加载方式,钢筋混凝土梁抗剪加固后的基本构造如图2所示,试验梁加固尺寸如表1所示。

表1 加固尺寸设计参数Table 1 Strengthening design parameters of reinforced concrete beams名称加固钢板高度/mm加固钢板厚度/mm植筋间距/mm栓钉间距/mm是否凿毛试验梁一1454100100是试验梁二1454100100否试验梁三1804100100否试验梁四1804100100是
1.2 加载装置及测点布置
四片试验梁均为简支,跨中单点加载,现场加载如图3所示。

试验采用压力传感器测量荷载,跨中顶板混凝土的应变选用应变传感器测量,钢板及钢筋的应变采用电阻应变片进行测试。

在跨中加固钢板自上而下布设多个应变片,用来测量跨中加固钢板在荷载作用下的应力变化。

在剪跨段距支座中心400 mm处布置上、下两个45°直角应变花,用来测量加载过程中剪跨段加固钢板的应力变化。

为了监测加载过程中箍筋、植筋及栓钉的应变,分别在剪跨段箍筋、梁两端植筋和栓钉上均布设了应变测点。

在跨中及四分点处布置位移计测量试验梁竖向挠度,在支座端部混凝土及
加固钢板上布置位移计用来测量结合面的开裂宽度及纵向滑移。

测点的具体布置如图4、图5所示。

图3 试验加载Fig.3 Load setup of SPCCS T-beams
测点SW为钢板腹板应变;SF为钢板底板应变;SCT为上缘砼应变;SCW为砼腹板应变;SZJ为植筋应变;SB为栓钉应变; S为箍筋应变;DH/DW/DF分别为纵向水平位移、腹板位移及底板位移。

图4 试验梁一、二南侧测点布置图Fig.4 Instrumentation of beam 1 and beam 2
图5 试验梁三、四南侧测点布置图Fig.5 Instrumentation of beam3 and
beam4
2 试验过程及现象
试验梁一、二的组合加固高度均为145 mm,但试验梁二的新老混凝土结合面未进
行凿毛处理。

两片梁在外荷载作用下变形的基本规律基本相似。

试验梁一在加载至0.33Pu(Pu为极限荷载)时,加固钢板与新浇混凝土之间的纵向相对滑移0.01 mm,
新老混凝土结合面处开裂宽度为0.3 mm,随着荷载的增加,T梁腹板裂缝斜裂缝发
展迅速,当荷载增加至0.89Pu时,梁端新老混凝土结合面处已开裂,剪切区段箍筋已
屈服。

当临近极限荷载时,腹板斜裂缝由支座处蔓延至T梁上翼缘板,新老混凝土结合面出现明显剥离现象,最后两端腹板受压区混凝土压碎(破坏荷载450 kN)。

试验梁二当荷载达到0.4Pu时,新老混凝土结合面开裂,腹板出现斜裂缝,随着荷载的增大,腹板裂缝数量及宽度逐渐增加,当荷载增加至350 kN时,跨中位移及裂缝的开展出
现明显非线性特征,支座处T梁腹板底部混凝土被压碎(破坏荷载350 kN)。

试验梁三、四的加固钢板的高度增加至180 cm,栓钉和植筋剪力连接件的数量也相应增加,试验梁三的新老混凝土结合面未进行凿毛处理,两片梁的破坏特征基本一致。

当荷载达到0.35Pu时腹板出现斜裂缝;荷载达到0.40Pu时新老混凝土结合面开裂;荷载达到0.75Pu时,T梁腹板斜裂缝向上开展至翼缘板,剪切区段箍筋已屈服,当接
近极限荷载时,斜裂缝宽度增加迅速,新老混凝土结合面出现明显剥离现象,试验梁四新老混凝土结合面开裂宽度达2.5 mm,梁体呈剪压破坏形态。

试验梁三在荷载加至480 kN时,支座端混凝土被压碎,退出工作。

试验梁破坏形态如图6所示。

由试验结果可知,腹板加固高度、新老混凝土结合面是否凿毛均对加固梁抗剪承载力有显著影响。

图6 试验梁破坏形态Fig.6 Failure modes of specimen
3 试验结果及分析
3.1 荷载位移曲线
图7 跨中荷载-挠度曲线Fig. 7 Mid-span load-displacement curves
图7为四片试验梁的荷载-跨中挠度曲线,可以看出,试验梁在加载过程中大致经历了弹性工作阶段、弹塑性阶段及水平下降阶段。

①从开始加载到0.3Pu时,试验梁处于弹性工作阶段,整体工作性能良好,荷载-位移呈线性变化;②荷载在0.3Pu～0.8Pu时,原梁腹板裂缝开裂迅速,荷载-位移不再保持线性关系,刚度下降,梁端新老混凝土结合面开裂,箍筋屈服,加固钢板底部拉应力接近屈服;③荷载大于0.8Pu后为塑性阶段,荷载增长速度明显下降,而跨中位移迅速增加,荷载-位移曲线发生明显转折,呈下降趋势,试验梁破坏。

其中试验梁一和试验梁四发生剪压破坏,试验梁二和试验梁三发生局部承压破坏。

对比试验梁的极限承载力发现,在凿毛情况相同的前提下,侧向加固钢板高度越大,试验梁抗剪承载力越高;结合面经过凿毛处理的试验梁比未经凿毛的试验梁极限承载力要高。

3.2 跨中加固钢板荷载应变曲线
试验梁跨中加固钢板的测点布置如图4、图5所示。

图8为四个试验梁跨中底部钢板荷载-应变分布曲线。

从图8中比较四片试验梁可以看出,试验梁一的破坏荷载为450 kN,此时加固钢板应变达1 800με,约360 MPa的拉应力,钢板屈服;试验梁二新老混凝土结合面处未进行凿毛处理,破坏时跨中底部钢板应变小于试验梁一;试
验梁三、四的加固高度比试验梁一、二要高,跨中底部钢板的最终应变也比试验梁一、二的要高,跨中底部钢板均达到屈服,但并未控制试验梁的破坏荷载。

图8 跨中底面钢板荷载-应变曲线Fig.8 Mid-span load-strain curves of bottom plate
图9 跨中钢板梁高方向荷载-应力曲线Fig.9 Mid-span load-stress curves in cross section
图9为加固钢板沿梁高方向的应力分布,从试验梁一、四曲线可以看出跨中加固钢板拉应力沿高度方向自上而下逐渐增大,且应力均未超过钢板屈服应力。

3.3 剪跨段加固钢板荷载应力曲线
图10为四片试验梁剪跨段加固钢板的荷载-剪应力关系分布曲线。

该剪应力由加固钢板处布设的应变花换算得出,应变花测点布置如图4、图5所示。

从图10中比较四片试验梁可以看出,靠近中性轴区域的钢板剪应力最大,上部测点剪应力大于下部测点的剪应力,四片梁钢板的最大剪应力为70 MPa,钢板均未发生剪切破坏,如果结合面没有发生破坏,钢板仍然可以继承受剪力。

图10 试验梁荷载-加固钢板剪应力曲线Fig.10 Load-shear stress curves of steel plate
3.4 新老混凝土结合面开裂宽度及植筋荷载应力曲线
图11 试验梁新旧混凝土结合面荷载-开裂宽度曲线Fig.11 Load-crack width curves of old and new concrete
图12 试验梁植筋荷载应力曲线Fig.12 Load-stress curves of steel bar
图11、图12为新老混凝土结合面开裂宽度及植筋荷载应力曲线(符号对应测点位置如图4、图5所示),综合分析可以看出,加载初期,植筋所受的应力较小,试验梁整体工作性能良好,新老混凝土通过混凝土之间的黏结力实现共同受力,新老混凝土之间未出现开裂现象;待荷载加至0.25Pu～0.40Pu时新老混凝土结合面开裂;随着荷
载的继续增加,试验梁新老混凝土之间的开裂宽度呈非线性增长,植筋的应力增加至几十兆帕相对应力较小,说明新老混凝土结合面在植筋处仍能实现协同受力共同工作;加载后期,当荷载接近极限荷载Pu时,结合面开裂宽度呈陡然上升趋势,植筋有时受拉有时受压,试验梁一、二的植筋应力很小均未达到屈服状态,而试验梁三、四的植筋应力陡然上升并接近屈服应力。

3.5 钢板与加固混凝土之间的相对滑移及栓钉荷载应力曲线
图13 试验梁钢板-混凝土结合面相对滑移Fig.13 Longitudinal interface slippage of steel plate and new concrete
图14 试验梁栓钉荷载应力曲线Fig.14 Load-stress curves of stud
图13、图14为钢板与加固混凝土之间的相对滑移及栓钉荷载应力曲线(符号对应测点位置如图4、图5所示),综合分析这两个图可以看出,当荷载小于0.60Pu时,钢板与加固混凝土之间的相对纵向滑移很小,接近于零;当加载至接近破坏荷载时相对滑移量才明显增大,但最大滑移量仅为0.4 mm;在从加载开始到试验梁失效的整个加载过程中,栓钉的应力不大,没有达到屈服状态。

试验表明,在加载全过程中,加固钢板与原结构表现出良好的整体性,没有发生钢板剥离现象,栓钉的布置可以满足构造要求。

4 结论
通过四片受损钢筋混凝土T梁组合加固抗剪试验研究,可以得到以下结论。

(1)试验发现钢板-混凝土组合加固的新老混凝土结合面容易开裂,但植筋连接处仍能协同受力共同工作,开裂后原梁斜裂缝发展迅速,箍筋达到屈服,混凝土T梁上翼缘板混凝土压碎,而加固钢板与新浇混凝土结合面处工作性能良好,未发现明显滑移,因此组合加固时合理选择植筋与栓钉的直径、间距、数量十分重要。

(2)在原梁混凝土表面凿毛以及采用较高的侧向加固钢板都可以使加固后钢筋混凝土T梁的抗剪承载力得到提高。

(3)试验结果表明植筋及栓钉两类剪力连接件实现了新旧结构的有效连接,改善了加固后结构的整体工作性能。

加固钢板的存在使原梁裂缝得到有效控制,结构刚度大大提高。

结合面处受力极为复杂,处于拉压与剪切并存的应力状态。

弹性阶段结合面处的复杂应力主要由两侧结构物的黏结力来承担,而加载后期结合面处的复杂应力主要通过结合面的剪力连接件进行传递。

参考文献
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