预应力高强钢丝绳加固新方法p-swr加固桥梁的试验研究

预应力高强钢丝绳加固新方法p-swr加固桥梁的试验研究

0预应力的加固方法随着我国交通的发展，中国修建了许多桥梁。由于受当时的设计方法、材料和施工限制，缺乏有效的维护和保养，出现了一些技术和设备不足的问题。越来越多的桥梁需要加固、维护和重新设计。目前常用加固方法有增设支撑或增大截面加固、体外预应力加固、粘钢加固、粘贴FRP加固、高强不锈钢绞线网-渗透性聚合砂浆加固等。各种方法有其特有的优点,但也有缺点。为此,吴刚等人首先提出了一种主动式的加固新方法-预应力高强钢丝绳加固新技术(P?SWR技术)。本文结合P?SWR技术在某高速公路已有较严重损伤桥梁加固中的试点应用,验证其加固工艺是否切实可行,并通过现场动静态荷载作用下力学性能的测试与分析,验证P?SWR加固技术的有效性。1板梁挠度观测加固桥梁为杭甬高速公路某8m跨简支板梁桥,如图1、图2所示,其设计荷载等级为汽?超20级,挂车120级,结构形式为简支预制混凝土空心板梁桥,板梁之间的联结采用混凝土企口缝构造,原桥单幅桥宽12.5m,计12块板(图1中4#～15#板),后拓宽3.60m,计3块板(图1中1#～3#板),扩宽以后,有3块板(图1中6#～8#板)由原来处于非重车道位置变化为处于重车道位置,导致铰缝损坏严重,重车通行情况下,铰缝两侧错动明显,各板之间的铰缝已不能满足传递剪力的设计要求,经观测第6#～8#板板底裂缝宽度、跨中挠度都超出规范限值。最大裂缝宽度高达0.64mm,多条裂缝宽度超过0.2mm,如图3、图4所示。在正常行车荷载作用下,板梁挠度过大,测得6#板最大挠度9.0mm,8#板为9.15mm,均超出规范限值。可见,桥梁已有严重损伤,计算分析也表明,现有结构承载力已不能满足要求,对行车安全造成较大的威胁,必须进行加固改造。2界面粘结性原因为选择合理可行的加固方案,对现有加固方法的优缺点进行比较分析,如表1所示。以上方案比较表明,采用换板方式成本高、社会影响大,采用体外预应力加固时锚固端等难以处理,粘贴CFRP加固、粘钢加固及高强不锈钢绞线网-渗透性聚合物砂浆加固方法存在较多共性缺点:(1)这3种方法加固后的结构往往发生粘结破坏,由于粘结破坏影响因素过多,设计人员较难估算其承载力,另外,过早的粘结破坏使加固材料不能充分发挥作用,决定了加固后结构最大承载力提高幅度有限,无法满足对该桥梁的加固要求。(2)由于待加固板梁损伤严重,在车载作用下挠度动态响应明显,加固时必须临时中断交通才能保证界面粘结性能和加固效果。(3)这3种加固技术都是被动式加固方法,对正常使用阶段结构刚度提高不明显,加固材料只有在梁的挠度比较大,往往是原有主筋屈服后,才会较大地发挥作用,显然无法满足该已有较严重损伤桥梁的加固要求。而预应力高强钢丝绳加固新方法(P?SWR技术)可以较好地解决现有其它加固技术存在的缺点(见表1及文献),是一种高效主动式加固方法。考虑到这是刚刚开发成功的一项新技术,国内外尚无应用实例,经专家组反复讨论决定先采用P?SWR新技术对桥梁进行加固,并对加固前后结构的动静态力学性能进行详细的测试分析,若加固后结构性能能满足规范要求,则采用,如果不能达到要求,则再次改用换板方式进行维修。3拉伸性能的确定结合工程实际情况,以满足承载力极限状态和正常使用极限状态以及施工工艺等要求,选择钢丝绳种类,确定钢丝绳的数量、张拉控制应力,布置钢丝绳和锚具位置等。3.1预应力筋材料md计算根据试验研究和理论分析知,预应力高强钢丝绳加固后的梁一般发生纵筋屈服、受压区混凝土压坏、钢丝绳断裂的延性破坏,可以参照RC梁理论来计算其极限承载力。图5所示为加固后板梁的截面等效工字型截面详图,经分析,混凝土梁受压区高度大于上翼缘高度,故混凝土梁极限阶段的应力关系可由图6所示。由平衡条件得:fyAs+fpyAp=α1fc[bx+(b′f-b)h′f]+f′yA′s,(1)Md=α1fcbx(h0−x2)+α1fc(b′f−b)h′f(h0−h′f2)+f′yA′s(h0−a′s),(2)Μd=α1fcbx(h0-x2)+α1fc(b′f-b)h′f(h0-h′f2)+f′yA′s(h0-a′s),(2)式中,As为原有普通钢筋面积,原有钢筋8Φ25,As等于3925mm2;Ap为预应力钢丝绳总面积;h′f为截面受压区的翼缘高度;b′f为截面受压区翼缘计算宽度;b为腹板宽度;x为等效矩形应力图的混凝土受压区高度;h0为截面有效高度,取355mm;α1为与混凝土强度有关的系数,取1.0;fc为混凝土轴心抗压设计强度,根据图纸C23混凝土,取10.6MPa;Ac为混凝土受压区面积;fy为普通钢筋设计强度,取280MPa;fpy为钢丝绳设计强度,根据该批材料材性试验可取876MPa。Md为加固后每块板需要达到的抗弯承载力,由于各板之间铰缝部分损坏,经分析取Md为铰缝完好与完全破坏之间的中间值,Md=411kN·m。把以上参数代入式(1)、(2)则可得到Ap=499mm2,相当于93根直径3mm钢丝绳。3.2预应力损失的计算根据在恒载和预应力钢丝绳共同作用下,板底受拉边缘应力为零来确定钢丝绳的数量和张拉控制应力。由材料力学可得到式(3)。MGW−NpA−NpepW=0ΜGW-ΝpA-ΝpepW=0,(3)式中,W为截面下边缘的弹性抵抗矩,取0.0254m3;A为截面面积,取0.3081m2;Np为所需要施加的有效预应力总和;MG为恒载产生弯矩,取103.4kN·m;ep为钢丝绳对截面形心的偏心距,取190.3mm。以上参数代入式(3),解得Np=379.4kN。Np大小与钢丝绳数量和钢丝绳有效应力值有关,根据P?SWR工艺,每根钢丝绳最小间距可达到10mm,故每块板底一层至多能布置100根钢丝绳。假设布置100根钢丝绳,每根面积5.37mm2,代入式(4):Np=σpeAp,(4)得到钢丝绳有效应力σpe=706.5MPa。各项预应力损失计算值为:(1)锚具变形引起的预应力损失σl2=44.7MPa;(2)分批张拉引起的预应力损失σl4=14.9MPa;(3)钢丝绳松弛引起的预应力损失σl5=9.2MPa;其他损失值较小,可忽略,以上各项损失总计σl=68.8MPa,代入式(5):σcon=σpe+σl,(5)得到张拉控制应力σcon=755.3MPa。3.3扩展方案(1)单向拉伸试验选择公称直径为3mm的镀锌钢丝绳,进行单向拉伸试验,测得极限抗拉强度1240.7MPa,可取名义屈服强度设计值876MPa。(2)一根连接杆的数量根据承载力极限状态和正常使用极限状态,钢丝绳数量取为100根。(3)张力σcon为755.3MPa,相当于钢丝绳名义屈服强度设计值的86%。(4)张拉力控制方法采用伸长值控制张拉应力,在锚具固定后,根据实际尺寸反算下料长度。(5)锚具锚固钢绞线的布置为减少锚具集中应力,钢丝绳在梁底错开锚固,即总共设置4根锚具,如图7(a)所示,A1与A2、B1与B2分别组成一组锚具锚固钢丝绳,A1和B1、A2和B2相隔460mm进行布置,A1和B2离梁端部距离为840mm,离支座边缘为440mm,每组锚具上锚固50根预应力钢丝绳。(6)纵筋应力下降为保证锚固性能,锚具焊接于板梁底部既有纵筋,由于焊接点处于板梁支座附近,原有纵筋应力低,故影响不大。根据图纸距离板梁端边缘970mm处板底有6Φ25mm纵筋(施工中发现,实际该处纵筋为8Φ25),距离板端边缘1340mm处板底有8Φ25mm纵筋,经验算确定焊缝长度,保证锚具可靠锚固。(7)反之亦然为保证中部钢丝绳与混凝土板可靠接触,在钢丝绳与板底之间沿跨度设置直径8mm的圆钢筋作为反力点。(8)可使用聚合物砂浆在P?SWR新技术中,锚固性能的保证对加固效果也至关重要,在加固方案中设置了3道防线保证锚固性能。首先是钢丝绳张拉后在梁底中部区域涂抹聚合物砂浆,这部分砂浆不仅对钢丝绳起到保护的作用,而且,使钢丝绳处于有粘结状态工作,正常使用状态下依靠这部分砂浆即能锚固钢丝绳,极限状态下也可以大大减少端部锚固区的应力。然后,在靠近锚具一定范围内使用高性能砂浆,此砂浆为日本进口,有微膨胀性能,固化快、粘结性能好,强度高。最后是由于锚具与梁中原有纵筋可靠地焊接在一起,保证即使在承载力极限状态砂浆开裂脱落后仍能很好地锚固钢丝绳。(9)反拱以及预应力验算此外,还对荷载作用下最大裂缝宽度、跨中挠度、预应力作用下的反拱以及预应力对既有纵筋的卸载作用、施工阶段性能等进行了验算,以确保各项性能均满足规范要求。4锚具与纵筋的焊接及锚固砂浆的应用(1)裂缝处理由于铰缝损坏严重,待加固的3块板板底已有大量裂缝,且最大裂缝宽度达到0.64mm,故预先采用低压灌注环氧树脂的方法对裂缝进行修补,以保证内部钢筋的耐久性。(2)板端部开槽根据设计确定两端锚具的位置,并沿与跨度垂直方向凿出约10cm宽的槽口,深度以暴露出梁内已有纵筋、并能牢固焊接锚具为准,如图8(a)所示,图8(b)所示为现场板底开槽的照片。(3)端部锚具的制作与固定锚具以保证能可靠锚固预应力钢丝绳及便于施工为原则进行设计。锚具宽50mm,长度与板同宽,为1000mm,厚度20mm,开的槽口上宽3mm,下宽4mm,深度10mm,如图9(a)所示。焊接前,先对板底已露出纵筋表面进行除锈等清洁处理,焊接时注意避免一次烧焊时间过长,否则纵筋温度上升过大,会导致板梁混凝土膨胀开裂。焊接完成后,将槽口周围混凝土表面凿毛、清除浮渣、冲洗干净,然后灌注强度高、固化时间短、微膨胀、粘结性能好的高性能砂浆,砂浆面与加固构件底面齐平。锚具与纵筋的焊接及锚固砂浆涂抹情况见图9(b)、(c)所示。(4)挤压锚头制作与钢丝绳下料挤压锚头为铝合金双孔套筒式,钢丝绳在端部折成双股后穿入挤压锚头内孔,由专门设计的挤压模具、挤压机械对挤压锚头进行强力挤压,使挤压锚头与钢丝绳挤压成一体,制作完成后锚头如图10所示。由于采用的端部锚具类似于镦头锚具,且张拉控制应力根据伸长值确定,对预应力钢丝绳的下料长度要求极为严格,计算方法见公式(6)及图11。L0=(EE+σcon)L1L0=(EE+σcon)L1,(6)式中,L0为钢丝绳下料长度;L1为已经固定好的锚具间尺寸,根据实测为5820mm;σcon为张拉控制应力;E为钢丝绳弹性模量,等于130GPa;代入公式后求得L0=5785mm。考虑到下料长度直接决定了钢丝绳张拉应力和加固效果,除了计算确定下料长度外,还在现场通过足尺钢丝绳张拉试验进行校核,如图12所示,结果表明,计算值与实测值符合很好。(5)钢丝绳的张拉与锚固钢丝绳及挤压锚头制作完成后,一端钢丝绳锚头直接穿入端部锚具的开口,即为固定端,在张拉端,为便于张拉,充分利用钢丝绳的柔软性,通过滑轮进行转向后在地面用葫芦进行张拉,由于每根钢丝绳的拉力仅为416kg左右,张拉极其快捷方便,如图13(a)所示当钢丝绳张拉至锚具端口时即达到其控制应力值,然后将钢丝绳从锚具的开口处嵌入,锚头卡在锚具后即完成锚固。为防止结构扭转、侧弯,张拉时从两侧向中间逐根对称张拉。张拉完成后锚固端如图13(b)所示,张拉完成后板底钢丝绳如图13(c)所示。(6)端部锚固砂浆及跨中防护砂浆的涂抹钢丝绳张拉锚固后,在锚固端1m范围内使用高性能砂浆,工程中用的砂浆为日本进口,有微膨胀性能,强度高。在跨中区域采用掺有纤维的聚合物砂浆,具有较好的延性,不易开裂。涂抹这部分砂浆,一方面是起到锚固体系中第1道防线的作用,另一方面是保护钢丝绳,提高结构耐久性。在砂浆完成以后,涂刷1层涂料,以达到美观的效果。加固完成后剖面如图14(a)所示,图14(b)为加固完成后外观图。5板梁抗静载试验为验证钢丝绳加固该桥梁的效果,对加固前后梁的动静态性能进行了系统的测试,包括:施工过程中钢丝绳应变、钢丝绳张拉后所加固梁的跨中反拱值,加固前后动态荷载(正常通车状态下的随机汽车荷载)作用下板梁跨中挠度、跨中截面处纵筋应变、跨中截面处板底混凝土应变以及钢丝绳的应变增量等,加固前后静态荷载(部分封闭交通状态下进行静载试验)作用下板梁跨中挠度、跨中截面处纵筋应变、跨中截面处板底混凝土应变,以及钢丝绳的应变增量等。测点布置图见图1。在2#～8#每块板底部的支座、跨中各布置1块电测百分表,在6#～8#板跨中区域混凝土表面粘贴了6片混凝土应变片,同时,在跨中主筋位置开小孔露出主筋,粘贴12片钢筋应变片,所有数据由动态应变仪和TDS数据采集仪自动采集得到。5.1施工过程监控结果及分析(1)下料准确尺寸控制严格张拉时在一定数量的钢丝绳上粘贴了应变片,测得各底板钢丝绳张拉并锚固后的有效应变如表2所示。有效应变5545～5478με,一方面表明下料准确尺寸控制严格,各钢丝绳应力基本接近,另外,根据实际测得的有效应变5545～5478με,计算得有效应力720～712MPa,与设计的钢丝绳有效应力706.5MPa相比,误差在2%之内。可见,采用伸长值控制钢丝绳张拉应力的方法是可行的,预应力得到了良好施加。(2)#板反拱值在张拉前后用水准仪对混凝土板的跨中挠度进行了测量,得到张拉完成后各板跨中的反拱值见表3。8#板反拱值较大,主要由于其两侧铰缝破坏最严重。表3所示预应力张拉完成后所加固3块板的反拱值高达3.5～7mm,一方面表明预应力得到了有效施加,另一方面说明预应力钢丝绳的加固对板截面刚度和使用性能的提高作用明显,故这是一种主动高效式的加固方法。5.2加固前后动力响应分析所有动态测试数据均在路面正常通车情况下测定,测试了桥梁加固前后动力响应竖向挠度、混凝土、钢筋及钢丝绳应变时间历程曲线。加固前后均连续测试24h以上,由于采集到数据过多,间隔一定时间需要暂停从TDS动态应变仪中导出数据。(1)加固前后点分布的对比以6#板为例,分析加固前后梁的跨中挠度变化情况。6#板加固前后跨中挠度时程动态测试结果如图15所示,由图可见,加固后最大位移均较加固前小,加固前的最大位移为9.15mm,加固后的最大位移为7.6mm。另外,加固后位移值集中于较小值的位移区间内,即加固后所测数据点更大一部分分布于零值附近。对于较大值的位移区间(1mm以上),加固后数据点分布数量一般都较少。考虑到加固前后采集的数据量不同,分别为29841和40433,为更好地比较钢丝绳加固前后跨中挠度的变化,图16列出了6#板加固前后在各位移区间内测得的频率情况,横坐标为各位移区间,纵坐标为相应的概率,即位移值处于该区间的数据量与采集到的总数据量的比值。虽然加固后集到的数据点总体数量比加固前大,在各较大位移区间(1mm以上)内,加固后的出现次数还是较加固前少,出现频率则远远小于加固前,例如区间mm内的数据点,加固前出现8次,加固后仅出现2次,对应频率分别为0.00027、0.000049,加固前是加固后的5.5倍;区间mm内的数据点,加固前出现17次,加固后仅出现9次,对应频率分别为0.00057、0.00022,加固前是加固后的2.6倍。表4列出了6#～8#板加固前后跨中挠度值在各区间出现频率统计的结果。表4中所列少量点对应的跨中挠度值小于0,是因为在动态荷载作用下,测点所在处的板有时存在向上反弹现象。3块板有相同的规律,即在跨中挠度大于1mm以上的区间内,加固后出现的频率均明显小于加固前出现的频率。由图16和表4可见,预应力钢丝绳加固对于刚度的提高和板挠度的减小效果是明显的。(2)加固前后各应变区间内的应变频率分布加固前后6#板跨中截面处纵筋应变时程动态测试结果如图17所示,加固后纵筋最大应变较加固前明显减小,加固前纵筋最大应变489με,加固后纵筋最大应变338με,在应变大于200με的数据点中,加固前95个,加固后17个,加固后纵筋应变更多地集中于较小值的应变区间内。考虑到6#板加固前后采集到的数据量不同,分别为91909和61093,图18列出了6#板加固前后跨中截面处纵筋在各应变区间内测得的频率情况。对于较大应变区间(50με以上),加固后的出现次数较加固前减小,出现频率更远小于加固前,如加固前在应变区间[350,400]με内出现4次,加固后出现0次,对应频率分别为0.000044、0;加固前在应变区间[200,250]με内,出现56次,加固后仅出现6次,对应频率分别为0.0006、0.000098,加固前是加固后的6倍。表5示出6#～8#板加固前后在各应变区间内出现的概率,概率值为应变值处于该区间内的数据量与采集到的总数据量的比值。3块板有类似的规律,即在纵筋应变大于50με的区间内,加固后出现的频率均明显小于加固前出现的频率值。测试结果表明预应力钢丝绳加固对于纵筋拉应力的分担作用是显著的。(3)预应力高强预应力加固的分析为监测钢丝绳应变,在钢丝绳上粘贴了较多的应变片,图19列出有代表性的随机汽车荷载作用下预应力钢丝绳应变变化曲线,曲线表明在随机汽车荷载作用下,钢丝绳的应变增加值(在预拉应变的基础上)最大高达390με,通常能达到100με左右,证明了预应力钢丝绳所起到的有益作用,同时,也能充分说明预应力高强钢丝绳加固比现有其他加固技术更有优势。因为如果采用粘贴钢板或CFRP加固、高强不锈钢绞线网?渗透性聚合砂浆加固,加固材料发挥的作用也只是390με左右,这个应变值对于钢板加固只发挥了大约19.5%的作用,对CFRP大约只发挥了2.6%的作用,对高强不锈钢绞线网?渗透性聚合物砂浆加固中钢丝绳只发挥了3.9%左右的作用,因此,这3种加固方法特别是后2种,对桥梁使用阶段性能的提高很有限,不选择这3种加固方案是科学的。而对预应力钢丝绳加固,由于初始有效应变为5470με,在此基础上增加390με,此时对应应力大约为760MPa,占其名义屈服强度设计值的87%,说明在正常使用阶段钢丝绳已发挥了很大作用。综上所述,该测试数据充分体现了预应力高强钢丝绳加固对结构刚度的提高作用。5.3汽车荷载工况为定量地评价预应力钢丝绳加固效果,临时部分封闭高速公路进行静载试验如图20所示,共采用了2种加载工况,如图21所示。工况1中,汽车荷载左侧车轮集中加于7#板中线,工况2中,汽车荷载左侧车轮集中加于6#板中线。加固前后加载的位置及汽车的配重都相等,两加载轴分别重126.0kN、133.5kN,所有测点同动态测试。(1)加固前后挠度比较表6示出6#～8#板加固前后跨中挠度值。由表6可见,加固后在同样恒载作用下跨中挠度值明显减小。工况1下,6#板静载试验加固前的跨中挠度为2.72mm,加固后的挠度为0.93mm,加固后挠度仅为加固前的34.2%,7#板静载试验加固前的跨中挠度为3.36mm,加固后的挠度为0.96mm,加固后挠度仅为加固前的28.6%,8#板静载试验加固前的跨中挠度为0.58mm,加固后的挠度为0.04mm,加固后挠度仅为加固前的6.9%。工况2下,各板加固前后挠度变化有类似规律。可见,预应力钢丝绳加固对于刚度的提高,挠度的减小效果是非常显著的。(2)加固前后应变值的变化试验荷载下,6#～8#板2种工况下加固前后跨中截面处纵筋应变变化见表7。工况1下,6#板加固前的应变值为125με,加固后的应变值为75