套箍加固拱肋力学性能模型试验研究*

孙昊，钱永久

(1.长安大学公路学院，陕西西安710064;2.西南交通大学土木工程学院，四川成都610031)

采用化整为零、逐次组合成拱施工的大跨度空腹式拱桥普遍存在吊装接头混凝土不密实、混凝土剥落与露筋、结构整体性与动力性能差、承载能力偏低等方面的问题。套箍加固技术在封闭裂缝、提高结构承载能力和结构整体稳定性方面的效果比较好，特别适合加固大跨度空腹式拱桥［1－4］。套箍加固技术属于被动加固的范畴，加固后结构受力存在明显的二次受力特征，存在原截面混凝土与钢筋应力超前和新增混凝土与钢筋应变滞后的现象［4－6］。国内外学者针对套箍技术加固RC柱的研究相对较多，但对套箍技术加固空腹式RC拱桥的研究相对较少［2－6］。为验证套箍加固技术的可靠性，研究套箍加固拱肋的基本力学性能，进行了套箍加固拱肋和整体浇注拱肋共2个对比模型试验，对比分析套箍加固拱肋与整体浇注拱肋在破坏模式、破坏特征及承载能力方面的差异，分析套箍加固拱肋的基本力学性能及加固效果，为其应用推广奠定基础。

1 试验概况

1.1 试验目的

本试验主要通过套箍加固拱肋和整体浇注拱肋的对比试验，对比分析套箍加固拱肋和整体浇筑拱肋的力学性能的差异，观测试验过程中裂缝发展情况、破坏过程与破坏特征，研究套箍技术加固RC拱肋的新老混凝土结合面受力性能、加固补强后的整体力学性能及加固效果等问题，为类似桥梁加固设计提供参考。

1.2 试件设计

结合试验加载条件，制作了套箍加固和整体浇筑2个拱肋模型，其中原拱肋截面尺寸为20 cm×20 cm，套箍加固后模型和整体浇筑模型的截面尺寸均为30 cm×30 cm，其中老混凝土标号为C30，套箍加固部分混凝土标号为C40，整体浇注模型混凝土标号为C35。本次试验箍筋均Φ10光圆钢筋，植入钢筋为Φ12螺纹钢筋，主要受力钢筋采用Φ12螺纹钢筋，具体模型配筋见图1和图2。

图1 原拱肋模型尺寸及配筋Fig.1 Dimensions and reinforcements of original model

图2 套箍加固模型尺寸及配筋Fig.2 Dimensions and reinforcements of strengthening model

1.3 新老混凝土结合面的处理

为确保新老混凝土结合面的抗剪性能，新老混凝土结合面采用表面凿毛与植筋相结合的处理方法［7］。在浇筑新混凝土前需要对原结构混凝土表面进行凿毛处理，随着新老混凝土结合面粗糙度的增大，新老混凝土的结合性能越好［8－12］。本次试验拱肋的4个结合面均做凿毛处理，露出粗骨料，并用清水冲洗干净晾干后再浇筑新混凝土。新老混凝土结合面的粗糙度用灌砂平均深度来测量，本次试验拱肋凿毛后的灌砂平均深度为2.5～3.0 mm。在老混凝土表面凿毛后植入钢筋，钻孔深度确保不小于10d(d为植入钢筋的直径)，植筋黏结胶采用HIT－HY150。

1.4 试验前的准备工作

在套箍加固拱肋模型和整体浇筑模型的L/4，L/2和3L/4 3个截面处的新混凝土表面沿截面高度方向设置3个单向应变片，对称侧面位置也黏贴应变片用于校核应变数据。钢筋应变片只在模型的L/4和L/2处的主钢筋和箍筋上黏贴。套箍加固模型和整体浇筑模型的钢筋应变片分别在浇筑混凝土之前黏贴好，并作好相应的防护措施确保应变片在浇筑混凝土后能够正常工作。模型试件浇筑的同时另外浇筑100 mm×100 mm×100 mm的混凝土立方体标准试件，同等条件下养护28 d，然后按普通混凝土力学性能试验方法标准(GB/T 50081－2002)［13］在室内压力机上做立方体试件的抗压破坏试验，以确定模型浇筑时混凝土的实际强度参数。由于结构尺寸的影响，试件的换算强度为平均强度的0.95，本次试验混凝土材料的实际性能见表1。

表1 混凝土材料实际性能Table 1 Actual property of the concrete materials

1.5 加载与测试设备

模型试验在室外进行加载，采用千斤顶顶推钢横梁的反力架系统进行结构加载，具体程序装置和数据采集仪器见图3。加载试验的破坏荷载根据RC构件初步估算在450 kN左右，采用逐步加载，具体加载程序见图4。

1.6 试验记录内容

试验过程中需要测试与记录的内容有:(1)拱肋的开裂荷载;(2)拱肋的破坏荷载;(3)拱肋的裂缝开展过程及破坏时的形态分布;(4)L/4和L/2 2个截面的新老钢筋的应变;(5)加固混凝土L/4，L/2和3L/4 3个截面不同高度处的应变。

图3 加载系统及数据采集仪器Fig.3 Loading device and acquisition instrument of testing data

图4 试件加载程序Fig.4 Loading process

2 试验结果的分析与比较

2.1 破坏过程及特征

综合模型试验过程，拱肋从开始加载到最终破坏大致经历了3个阶段:弹性工作阶段、带裂缝工作阶段和破坏阶段。

弹性工作阶段:从开始加载到出现第1条裂缝前的阶段。在此阶段，钢筋和混凝土的应变都很小，刚开始加载时外力和应变呈线性变化关系，该阶段后期慢慢出现部分非线性弹性现象，但结构并没有出现可视裂缝联合，荷载与挠度关系曲线基本为直线。当试验荷载增加至F=62.51 kN(破坏荷载的13.14%)时，套箍加固模型在拱顶截面的侧面下缘出现裂缝，其他位置没有发现裂缝。而整体浇筑模型在试验荷载增加至F=66.23 kN(破坏荷载的13.53%)时才在拱顶截面的侧面下缘出现第1条裂缝。

带裂缝工作阶段:从开始出现第1条裂缝到拱顶附近截面下缘部分受拉钢筋屈服前的阶段。在此阶段，拱顶附近截面裂缝逐渐增多，裂缝不断发展延伸，并逐渐横向贯通整个拱腹部分，同时裂缝宽度逐渐加大，最大裂缝宽度达到0.20 mm左右。当裂缝发展到黏贴应变片的位置时，应变片读数突然增大很多。与第1阶段相比，本阶段拱肋模型的挠度增加较快，荷载与挠度曲线出现明显的拐点。在该阶段末期，L/4和3L/4截面区域出现很少的极为细小的裂缝，发展也相对比较缓慢。当试验荷载增加至F=223.6 kN(破坏荷载的46.98%)时，套箍加固模型拱顶截面下缘受拉钢筋开始屈服，其他位置钢筋仍未屈服。而整体浇筑模型在试验荷载增加至F=232.56 kN(破坏荷载的47.53%)时拱顶截面下缘受拉钢筋才开始屈服。该阶段套箍加固拱肋截面裂缝分布情况见图5所示，整体浇注拱肋截面裂缝分布情况见图6所示。

图5 套箍加固拱肋模型裂缝分布图Fig.5 Cracks distribution of hooping strengthening specimen

破坏阶段:从拱顶附近截面下缘部分纵向受拉钢筋屈服开始直到拱肋最终破坏的阶段。在此阶段，拱肋模型在拱顶加载区域的截面下缘裂缝的出现数量增加较快，几条主要裂缝的宽度迅速增大，同时这几条主要裂缝很快延伸到截面上缘，贯通拱腹的裂缝宽度也不断增大;但是 L/4和3L/4截面区域裂缝发展仍比较缓慢，数量增加也比较少，破坏时裂缝仅发展到截面的中间部位。拱顶截面处挠度随着荷载的逐步增大而急剧增大，破坏时达到L/258;L/4和3L/4截面处挠度增加相对比较平缓。本试验的加载方式为拱顶局部施加集中荷载，拱肋模型在试验荷载作用下，拱顶截面受力较大，因此最终破坏截面也处于拱顶区域。该阶段套箍加固拱肋截面裂缝分布情况见图7所示，整体浇注拱肋截面裂缝分布情况见图8所示。

图6 整体浇注拱肋裂缝分布图Fig.6 Cracks distribution of integrated pouring specimen

图7 套箍加固拱肋模型裂缝分布图Fig.7 Cracks distribution of hooping strengthening specimen

图8 整体浇注拱肋裂缝分布图Fig.8 Cracks distribution of integrated pouring specimen

2.2 荷载－挠度关系分析

图9和图10分别给出了套箍加固拱肋、整体浇筑拱肋荷载—跨中截面挠度关系曲线、荷载—L/4截面挠度关系曲线。从图中可以看出，在相同荷载作用下，整体浇筑拱肋试验的挠度测试结果一直都小于套箍加固拱肋的挠度试验结果，说明整体浇筑拱肋的截面整体刚度要比套箍加固后组合截面的刚度稍大;但是两者挠度间的差值相对较小，最大相差0.5 mm，相当于L/6 000，说明了两者的刚度比较接近，间接验证了本次试验所采用的新老混凝土结合面的处理方法比较可靠。因此，在加固设计的初步计算阶段可以用整体浇筑的截面刚度代替套箍加固的截面刚度来初步估算加固的截面尺寸。在初步估算可以满足工程要求的前提下，再按照结构二次受力的过程进行精确计算。从整体浇筑拱肋与套箍加固拱肋的试验挠度结果的比较分析可知，套箍加固后新老混凝土结合面的抗剪性能良好，新老混凝土能够作为整体参与截面受力，这也与试验最终破坏时没有发现明显的新老混凝土结合面剥离的现象相吻合。

图9 荷载—跨中截面挠度关系曲线Fig.9 Curve between load and deflection of midspan

2.3 荷载－应变关系分析

2.3.1 开裂前截面应变的分布

图11给出了套箍加固拱肋的跨中截面在受拉钢筋屈服前不同荷载下的截面应变分布曲线。从图中可以看出，加载初期加固后组合截面的应变严格服从平截面假定;随着荷载的逐步增大，混凝土塑性慢慢显现，但加固后组合截面的应变基本上仍服从平截面假定。根据钢筋混凝土结构基本理论可知，虽然截面开裂以后裂缝处的钢筋应变突然增加很多，但是一定区域内截面的平均应变基本上仍服从平截面假定。由于本次应变测试是点对点的测量，不能测量一定区域内的平均应变，因此开裂后的截面应变显示为不再服从平截面假定。拱肋模型开裂前的跨中截面应变基本上服从平截面假定的现象，一定程度上说明了本次试验中新老混凝土结合面的处理方式是可靠的，新老混凝土的黏结性能在受力过程中能够得到保证。因此，对于在套箍技术加固钢筋混凝土拱桥中采用凿毛与植筋处理的新老混凝土结合面来说，无论受压区还是受拉区均可认为其截面应变分布符合平截面假定。

图10 荷载—L/4截面挠度关系曲线Fig.10 Curve between load and deflection of quarter span

图11 套箍加固模型的跨中截面荷载—应变分布曲线Fig.11 Curve between load and strain of midspan for hooping strengthening specimen

2.3.2 拱顶截面下缘钢筋的荷载－应变分布

图12给出了套箍加固模型的跨中截面下缘新旧钢筋在试验加载过程中的应变分布曲线。从图中可以看出，加载初期新旧钢筋的应变比较接近，应变差值变化不大;当荷载增加到341.7 kN时，应变差值突然增大，这是由于截面下缘裂缝出现较多、发展较快导致加固钢筋附近处混凝土退出工作，而新增钢筋应力突然增加造成钢筋达到屈服强度后处于塑性流动阶段应变增加不均匀造成的。随着荷载的增加，新旧钢筋的应变均达到屈服应变，新旧钢筋的应变差逐渐增大，这与新旧钢筋的分布位置有关。

图12 套箍加固模型的跨中截面下缘钢筋的荷载—应变分布曲线Fig.12 Curve between load and the lower edge steel strain of midspain for hooping strengthening specimen

2.4 新老混凝土结合面性能的评价

本次试验新老混凝土结合面采用表面凿毛和植筋相结合的方法进行处理，根据文献［14］第3章的公式(3－9)即可求得本次试验新老混凝土结合面的抗剪承载能力为2.58 MPa，而通过钢筋实测应变推导出新老混凝土结合面的最大剪应力为0.97 MPa，远小于结合面的抗剪承载能力，因此套箍加固拱肋在破坏前不会发生新老混凝土结合面的破坏。套箍加固拱肋跨中截面在开裂前的应变(图11)基本符合平截面假定，说明新老混凝土结合面的处理措施可靠，而试验过程中没有发现新老混凝土结合面破坏的现象。因此，采用表面凿毛和植筋的新老混凝土结合面的处理措施是可行的。

2.5 承载能力对比分析

套箍加固偏压构件的承载能力计算公式根据套箍加固短柱偏压试验结果进行推导，计算图式如图13［17］。根据文献［17］的研究成果可知，套箍加固偏压构件的承载能力计算公式为:

式中具体符号详见文献［17］。表2为套箍加固拱肋模型和整体浇筑拱肋模型的开裂荷载、拱顶截面下缘钢筋的屈服荷载和结构的承载能力［15－18］。由于本试验的加载方式为拱顶截面附近区域施加集中荷载，试件在试验荷载作用下，拱顶截面受力较大，因此最终破坏截面也处于拱顶区域。从表中可以看出，套箍加固模型与整体浇筑模型相比，其开裂荷载、屈服荷载和破坏荷载相应分别低5.6%，3.9%和2.7%，但相差相对来说比较小，说明套箍加固后结构的加固效果比较可靠，能够明显提高结构的承载能力;其开裂荷载低于整体浇筑模型开裂荷载的5.6%，说明新老混凝土黏结性能比较好，结合面处理方式比较可靠，套箍加固效果能够得到保证。

图13 套箍加固矩形偏压构件正截面抗压承载能力计算图Fig.13 Calulation scheme on cross － section compressive bearing capacity of hooping strengthening eccentri rectangular compression member

表2 不同模型的试验及计算的相关荷载比较Table 2 Load comparison of the different model

3 结论

(1)在模型尺寸和配筋相同的条件下，套箍加固模型和整体浇筑模型的破坏过程、裂缝分布与走向一致，加固后拱肋和整体浇筑拱肋的承载能力仅相差2.7%，说明套箍加固结构的力学性能与整体浇注相同，加固效果能够得到保证。

(2)最终破坏状态套箍加固模型和整体浇筑模型挠度最大相差不超过0.5 mm，说明两者的整体刚度非常接近，在加固设计初步估算时可以用整体浇筑的截面刚度代替套箍加固的截面刚度来进行估算。

(3)加载过程中测试的截面应变在开裂前基本符合平截面假定，说明该阶段新老混凝土结合面基本没有发生黏结失效现象，新老混凝土能够作为整体共同参与受力。

(4)在模型尺寸和配筋都相同的条件下，套箍加固模型和整体浇筑模型的开裂荷载、屈服荷载和破坏荷载比较接近，相差均不超过6%，说明套箍加固技术的加固效果比较可靠。

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