钢板混凝土-无粘结预应力组合加固在预制箱梁加固中的应用研究*

苗建宝 柯亮亮

(西安公路研究院 西安 710065)

0 引 言

钢板-混凝土组合加固技术是在结构加固技术及钢板-混凝土组合梁的基础上发展起来的一种新型加固方法.新老混凝土之间通过植筋及混凝土凿毛确保共同工作，钢板与混凝土之间通过栓钉连接件传递剪力.组合加固能有效提高桥梁承载能力，充分发挥补强材料的性能，提高材料的利用效率.罗征等[1]研究了型钢-混凝土组合加固能提高空心板梁的承载能力及加载刚度，但是针对的是空心板的型钢-混凝土加固；石雄伟等[2]提出了钢板-混凝土组合加固预应力混凝土箱梁的抗弯极限承载力计算公式，并验证公式有效性；王世超等[3]研究了组合加固足尺预应力混凝土空心板梁抗弯性能，但均未研究增设无粘结预应力组合加固法的相关理论.

本文针对传统钢板-混凝土组合加固技术进行构造优化，将无粘结预应力引入组合加固，将组合加固法由被动加固法优化为主动加固法.提出了钢板混凝土-无粘结预应力组合加固预制箱梁的抗弯极限承载力计算公式，进行了有限元数值分析，并进行了荷载试验验证了加固效果.

1 构造优化

传统的钢板-混凝土组合加固技术是在原结构表面植入带肋钢筋(带弯钩)，加固钢板上焊栓钉(见图1a))，栓钉与植筋通过新增混凝土形成整体，组合结构整体性较差，施工中钢板需要外部支撑，施工难度较大[4].

对上述构造加以优化，将钢板上的焊接栓钉改进为焊接带肋钢筋(带弯钩)，将焊接的带肋钢筋(带弯钩)挂在钢筋网片钢筋上，增强结构间的连接；利用锚栓将原结构、新浇混凝土，以及外包钢板三者连接，锚栓一端植入待加固结构中，另一端穿过钢板，外侧螺帽多次拧紧后焊接固定(见图1b))，结构整体性明显增强，钢板通过锚栓与原结构连接，可直接将钢板作为模板，且无需外在支撑，简化了施工工艺，加固效果显著[5-6].

同时考虑改善结构应力状态、消除加固部分自重的影响，将无粘结预应力体系引入“钢板-混凝土”组合截面中，综合利用混凝土的抗压和钢板、无粘结预应力筋的抗拉性强的特点，钢混组合加固体内设置无粘结预应力钢筋及锚具等，预应力筋的张拉端固定在堵头钢板上，浇筑组合加固体内混凝土后张拉预应力筋并封锚固定，形成施加了一定预应力的组合加固体,见图1c).通过施加无粘结预应力将钢混组合加固法由被动加固法优化为主动加固法，使组合加固法的适用范围发展根本改变.由原承载能力补强与刚度增强，扩展至应力状况改善[7-8].

图1 钢混组合结构

2 抗弯承载力分析

采用无粘结预应力与钢板-混凝土组合加固受弯构件时，除应符合钢板-混凝土组合加固受弯构件的基本假定外，尚应符合下列规定.

1) 构件达到承载能力极限状态时，假定无粘结预应力钢绞线的应力等于施加预应力时的张拉控制应力，亦即假定无粘结预应力钢绞线的应力增量值与预应力损失值相等.

2) 在达到受弯承载力极限状态前，无粘结钢绞线锚固可靠.

建立无粘结预应力与钢板-混凝土组合加固箱形截面梁承载能力计算图示见图2.

图2 组合加固箱形截面梁抗弯承载力计算图式

传统的组合加固计算中将组合加固底面及侧面钢板可能达不到抗拉强度设计值而引进的折减系数取为同一系数，试验中发现底板钢板与侧面钢板平均应力差异较大，按传统计算法存在高估承载能力情况，因此将底板与侧面钢板分别考虑其折减系数[9-10].并按照引入的无粘结预应力进行结构抗弯承载力分析，将预应力混凝土箱型截面等代为I形截面，其正截面抗弯承载能力可采用下式计算.

2ψsp2fspyAspw+fpyAp+fsyAs+σpkApk

(1)

(2)

式中：ψsp1为考虑二次受力影响时，底面钢板可能达不到抗拉强度设计值而引进的折减系数，当ψsp>1时，取ψsp=1；ψsp2为考虑二次受力影响时，侧面钢板可能达不到抗拉强度设计值而引进的折减系数，当ψsp>1时，取ψsp=1；εi1为考虑二次受力影响时的底面加固钢板应变滞后；εi2为考虑二次受力影响时的侧面加固钢板应变滞后；hspw为侧面加固钢板高度；Aspw为侧面加固钢板面积；Ay为原梁预应力钢筋面积；fpy为原梁预应力钢筋抗拉强度设计值；Ayk为无粘结预应力钢筋面积；σpk为无粘结预应力钢筋应力值.

2) 第二类T形(I形)截面(中性轴位于T形或I形截面腹板内x>hf′)

ψsp1fspyAsp+2ψsp2fspyAspw+fpyAp+

fsyAs+σpkApk

(3)

fpyAp(h01-h02)+σpkApka

(4)

式中：各参数意义与第一类T形(I形)截面相同.

3 工程背景

3.1 概况

某桥修建于2002年，全长3 245 m，上部结构采用(40.19 m+8×40.34 m)预应力混凝土简支箱梁+13×(40.34 m+2×40.3 m+40.34 m)+2×(30.24 m+3×30.2 m+30.24 m)预应力混凝土连续箱梁+5×30.24 m预应力混凝土简支箱梁+(30.24 m+4×30.2 m+30.14 m)预应力混凝土连续箱梁；桥面宽度为17.5 m(半幅)；设计荷载为汽-超20，挂-120.

该桥上部结构病害主要为主梁梁体存在竖向、斜向、纵向裂缝、局部伴有渗水，30 m简支跨边梁底板横向裂缝，结合荷载试验结果对试验跨进行了承载能力分析验算，结果表明：30 m装配式简支箱梁承载能力不满足要求.

3.2 加固理论分析

为精确模拟外荷载作用下的结构响应，采用通用程序ANSYS12.0对加固前后结构进行分析，混凝土采用Solid65单元模拟，钢板采用非线性壳单元Shell43单元模拟，普通钢筋采用Link8单元模拟，见图3.采用共用节点的方法实现接触面模拟.为防止发生由于加载位置局部变形过大导致的失效，采用双点加载模式[11].

图3 结构计算模型

根据上节提出的无粘结预应力加钢板-混凝土组合结构承载能力计算公式得到加固后结构承载能力，并将其与采用上述ANSYS有限元数值分析结果对比，对比结果见表1.由表1数据可知，钢板混凝土-无粘结预应力组合加固后，利用简化理论公式与有限元数值分析两种方法计算的截面极限抗弯承载力很接近，偏差在5%之内，因此该简化计算方法可用来计算无粘结预应力加钢板-混凝土组合加固后的截面极限承载力.采用无粘结预应力与钢板-混凝土组合加固后，控制截面加固后承载能力储备分别为35.6%,40.5%和13.3%，达到了提高结构承载力储备，恢复主梁刚度及提高结构耐久性的目的.

表1 结构承载能力对比

3.3 施工工艺

1) 植筋定位、钻孔及植筋 此处所指植筋含植钢筋和植锚栓，植筋前应先使用仪器定位，按照设计孔位钻孔，若钻孔位置有钢筋，可适当调整钻孔位置.

2) 钢板钻孔及安装 此处所指钢板含堵头角钢、槽钢、工字钢等型钢，钢板打孔前应根据对应植筋位置打孔，保证钢板能按照预定位置安装，严禁钢板打孔和植筋位置错位而将植筋打弯强行安装的钢板的施工行为

3) 混凝土浇筑 组合加固由于混凝土浇筑空间相对狭小，浇筑中断后工作面不易处理等因素，因此要求混凝土有高流动性、均匀性和稳定性等特点，浇筑时应连续进行，浇筑期间应防止支架、模板等的移动和变形，浇筑期间及浇筑后7 d内应封闭交通，确保混凝土强度达到设计强度70%前不收扰动和混凝土新、旧结合面的紧密结合.

4) 无粘结预应力筋张拉与锚固 无粘结预应力筋的张拉控制应力不宜超过0.75fpk，钢束张拉顺序为：依次对称张拉边梁、中梁钢束→每个加固箱体从内向外依次对称张拉预应力束，张拉时应均匀张拉，采用张拉力和引伸量双控.无粘结预应力锚固于组合加固端部，端部设置堵头钢板加强锚固区，见图4.

图4 组合加固后梁外观

4 加固效果验证

为使加固前后荷载试验结果具有对比性，加固后荷载试验测试截面、加载模式、车辆重量及测点布置方案与加固前荷载试验一致.加固前后试验数据分析采用结构静、动载分析，利用ANSYS模型进行分析计算.选择大桥左幅第79跨(30 m简支箱梁)进行试验，该桥设计荷载等级为公路—I级，加固前后的试验加载效率均满足规范要求.

1) 挠度对比分析 对跨中截面进行中载测试工况加载，各梁加固前、后挠度的实测值与试验荷载作用下各梁挠度的计算值的比较见图5，加固前部分梁体挠度实测值大于理论值，而加固后均明显小于理论值，主要因为采用了主动加固法，使得原结构裂缝闭合，原结构的刚度增强；加固后挠度平均实测值为加固前的1/3，挠度改善非常明显，达到加固效果.

图5 加固前后挠度对比

2) 应变对比分析 对跨中截面进行中载测试工况加载，各梁加固前、后底板挠度的实测值与试验荷载作用下各梁挠度的计算值的比较见图6，加固后应变平均实测值为加固前的1/2.5，表明加固后结构受力改善明显.

图6 加固前后应变对比

5 结 论

1) 将钢板上的焊接栓钉改进为焊接带肋钢筋(带弯钩)，将焊接的带肋钢筋(带弯钩)挂在钢筋网片钢筋上，增强结构间的连接；利用锚栓将原结构、新浇混凝土及外包钢板三者连接，整体性显著增强.通过施加无粘结预应力将钢混组合加固法由被动加固法优化为主动加固法，使组合加固法的适用范围发展根本改变.由原承载能力补强与刚度增强，扩展至应力状况改善.

2) 提出了钢板混凝土-无粘结预应力组合加固箱梁抗弯承载能力计算公式，并结合实桥进行了有限元仿真对比验证，简化公式计算结果与数值分析结果偏差在5%以内，加固后结构关键截面抗弯极限承载力提高了25%以上.

3) 对比某桥30 m预应力简支箱梁加固前后荷载试验结果，测试截面下的挠度、应变实测值和理论值与加固前相比，均有明显减小，加固后挠度平均实测值为加固前的1/3，加固后应变平均实测值为加固前的2/5.可见钢板混凝土-无粘结预应力组合加固结构受力改善明显，加固结构强度和刚度储备明显增加.