高强不锈钢绞线网-高性能砂浆加固rc梁抗弯性能试验研究

高强不锈钢绞线网-高性能砂浆加固rc梁抗弯性能试验研究

常用的混凝土结构加固方法包括加横法、纤维布连接法、纤维板法等。近年来,韩国爱力坚公司研发了一种新型加固材料即高强不锈钢绞线网-高性能砂浆。高性能砂浆为无机材料,耐久、耐火;高强不锈钢绞线网抗拉强度高、耐锈蚀。目前,这种加固技术已经越来越多地应用于实际工程,它具有施工简便、耐腐蚀、耐老化、加固效果良好等优点。对单层及双层非预应力高强不锈钢绞线网的加固已经进行过深入研究[3,4,5,6,7,8,9,10,11],研究成果表明这种加固技术效果较好。需要说明的是,由于高强不锈钢绞线网为高强度、低弹模材料,以往的试验研究发现,应用非预应力高强不锈钢绞线网加固混凝土受弯构件,当纵向受拉钢筋屈服时,钢绞线未能达到其极限抗拉强度,因而不能充分发挥这种材料的加固效能。基于这个原因,在已有的试验研究基础上,本文将对应用预应力高强不锈钢绞线网加固混凝土梁进行研究。1试验总结1.1张拉法、放张后预测系数的优越性是基于高钢锯网的张拉法和悬臂后的预测值系数1.1.1预应力张拉装置根据钢绞线网的受力特点,借鉴非预应力钢绞线网加固钢筋混凝土梁施工工艺,考虑实际工程应用时的方便,设计的预应力高强不锈钢绞线网加固受弯构件的张拉装置如图1所示,在张拉端设有力传感器,可以精确量测预应力的初始值。1.1.2高强不锈钢绞线网预应力张拉施工预应力高强不锈钢绞线网加固受弯构件的施工工艺如下:(1)凿毛加固梁表层,凿毛深度约5mm,然后用空气压缩机清除表面浮尘。(2)在加固梁固定端及张拉端植入JCT-3型高强化学锚栓,直径为10mm。(3)根据加固区尺寸切割钢绞线并制作端部固定鞘,用膨胀螺栓通过端部固定鞘将钢绞线预固定于梁体上。(4)根据高强化学锚栓位置在固定端锚固钢板上钻孔,然后拧紧高强螺母,使得固定端锚固钢板将钢绞线牢牢地固定于梁体上。(5)将钢绞线的张拉端穿过刻槽的支座承压钢板,伸入张拉夹具内,拧紧夹具上的高强螺母,压紧钢绞线。压紧前注意需使钢绞线平铺,调整每束钢绞线长度,防止出现钢绞线网张拉不均的情况。(6)拉动铰链,对钢绞线网进行张拉。待张拉力达到预定值,拧紧张拉端锚固钢板上的高强螺母,将钢绞线牢牢地固定于梁体上。然后在钢绞线网片的交点位置用小固定螺栓固定。(7)松开铰链,剪断钢绞线多余部分,高强不锈钢绞线网预应力张拉工艺结束。(8)完成以上步骤后,开始抹压加固砂浆层。为增强加固构件表面和高性能砂浆的附着强度,在施工部位混凝土的表面充分洒水湿润。高性能砂浆施工时,应尽可能采用喷射施工方法;条件不具备时可采用两次抹压施工方法,每次不超过1cm,且必须在前次抹灰尚未完全固化之前进行下一次抹灰。(9)高性能砂浆施工后根据砂浆用量及施工厚度保持2~4d的湿润状态,并养护约10d。1.1.3预应力初始拉应变试验张拉钢绞线至预定值并放张后,依靠钢绞线、锚固钢板、加固梁体之间的摩擦力及高强螺母的拧紧力将钢绞线固定于梁底。由于张拉装置的局限性,必然会引起一部分预应力损失。为此,对钢绞线网放张后预应力有效值系数进行了研究,限于篇幅,这里仅给出试验结果。该部分试验应用前文所介绍的张拉装置对7束直径为3.2mm的钢绞线进行一次性张拉和两次张拉;两次张拉时,第一次张拉4束钢绞线,第二次张拉3束钢绞线。试验结果如表1所示。试验中,根据截面应力-应变关系,钢绞线应变略大于钢筋应变。由于本试验及实际工程中一般采用二级钢筋,构件达到屈服时钢筋拉应变约为0.002;目前的张拉装置可张拉钢绞线网至应变约0.004,根据钢绞线的材性曲线(图2),构件屈服时钢绞线一般未达到其极限应变0.018。考虑到施工工艺及张拉装置的进一步提高及完善,以后可张拉钢绞线网至较高应变值,并根据《混凝土设计规范GB50010—2002》,本文中提出钢绞线张拉控制应力允许值为0.65fw(fw为钢绞线极限强度值),以免加固构件延性较差,在破坏前无明显预兆。根据放张后预应力有效值系数,可以确定高强不锈钢绞线的预应力有效值,进而得到钢绞线的初始拉应变值;然后根据下文所介绍的预应力高强不锈钢绞线网加固受弯构件承载力计算公式,可以计算得出加固梁的屈服弯矩值和极限弯矩值。1.2试验梁的材料性能设计钢筋混凝土梁6根,其中RCYBM-1为未加固的对比试件,RCYBM-2~RCYBM-6为经过加固的试件。6根试验梁配筋相同,截面尺寸均为b×h=200mm×300mm,梁长3200mm,净跨3000mm;纵向受拉钢筋为4Ф14,截面配筋率为1.12%;剪跨段箍筋为φ6@80,纯弯段箍筋为φ6@150,架立筋为2φ8;混凝土标号为C30。加固层采用7束高强不锈钢绞线,直径为3.2mm;高性能砂浆层厚约25mm。加固前后梁截面尺寸及加载示意图如图3所示。各试验梁混凝土、钢筋材料性能见表3。加固采用7φ3.2mm钢绞线,弹性模量为1.16×105MPa,标准抗拉强度为1535MPa,截面面积为56.3mm2。钢绞线材性曲线如图2所示。对比梁、卸载加固梁及直接加固梁试验加载装置如图4(a)所示;不卸载加固梁需要在加固时施加恒定的荷载,在试验中采用了地锚方式,如图4(b)所示。试验量测的内容有:荷载、钢筋应变、混凝土应变、跨中位移、加载点位移、支座位移、支座转角、加固层钢绞线应变等。2试验结果及分析2.1试验梁的以典型低负荷钢绞线抗拉受力试验为核心的桥梁结构加固试验结果试验梁的开裂荷载Mcr、屈服荷载My及屈服状态下挠度Δy、极限荷载Mu及极限状态下挠度Δu如表4所示。表中RCYBM-4、RCYBM-5挠度未加上第一次加载后的挠度值。对比梁RCYBM-1从加载到破坏完全同普通钢筋混凝土梁。当荷载增加至表4中的极限值时,跨中临界竖向裂缝接近贯通受压区,受压区混凝土压酥,构件丧失承载力。此时,试验梁的变形已经非常明显,挠度到达96.1mm,裂缝宽度较宽,呈现适筋梁的破坏特征。梁RCYBM-2、RCYBM-3为卸载加固梁,第一阶段分别加载至26.3kN·m(0.38Mu)、38.6kN·m(0.56Mu),裂缝宽度分别为0.1mm、0.2mm;卸载后裂缝宽度分别为0.02mm、0.03mm,跨中残余挠度分别为0.50mm、0.74mm,其中Mu为对比梁RCYBM-1的极限荷载值。加固后进行试验,其受力过程也基本类似适筋梁三阶段受力特征。弯矩-挠度关系曲线出现第一次转折时的荷载值比梁RCYBM-1略高,表明用预应力钢绞线加固后梁的开裂荷载有所提高但不明显,其原因是施加的预应力程度较小。梁体开裂后裂缝增长速度明显小于梁RCYBM-1,同级荷载下裂缝宽度也有所减小。弯矩-挠度关系曲线出现第二次转折即试验梁达到屈服状态时,荷载值均比RCYBM-1增加较多。当荷载增加至表中的极限荷载时,梁体发出噼啪的声音,紧接着一声巨响,钢绞线拉断,同时跨中区段砂浆层由于钢绞线的拉断同梁体脱离,呈碎块状。剪跨区段及端部锚固端砂浆层和梁体黏结良好,锚固端只出现细微裂缝,宽度约0.05mm。梁RCYBM-4、RCYBM-5为不卸载加固梁,第一阶段分别加载至33.3kN·m(0.49Mu)、40.6kN·m(0.59Mu),裂缝宽度分别为0.15mm、0.20mm,跨中挠度分别为4.71mm、6.39mm,其中Mu为对比梁RCYBM-1的极限荷载值。加固后进行试验,沿着加固前各条主裂缝周围不断出现新的短斜裂缝。当荷载增加至表4中的极限荷载时,发出了钢绞线拉断的响声。砂浆加固层破坏状态和RCYBM-2、RCYBM-3相同。梁RCYBM-6为直接加固梁,其开裂荷载值最高,因为梁体加固前没有任何损伤,截面刚度最大。加载至37.5kN·m(0.48Mu)时,裂缝宽度为0.1mm,加载至55.0kN·m(0.70Mu)时,裂缝宽度为0.25mm,其中Mu为梁RCYBM-6的极限荷载值。当荷载增加至表4中的极限荷载时,发出了钢绞线拉断的响声。砂浆加固层状态和其他各试验梁相同。试验梁的典型破坏情况如图5所示。2.2预加固梁和锚杆抗弯性能各试验梁的截面弯矩-挠度关系如图6所示。由图6可知,用预应力钢绞线网加固混凝土梁后,屈服承载力和极限承载力都得到较大提高。对钢绞线施加预应力,使得钢绞线应变超前,在同一荷载下,钢绞线承担了较大一部分荷载,从而减低了钢筋承受的荷载,延缓了钢筋拉应变的增长,使得钢筋屈服应变推迟,从而提高了试验梁的屈服荷载。在极限破坏状态下,由于钢绞线被拉断,完全发挥了钢绞线的抗拉能力,从而使得极限荷载得到有效提高。图7为各试验梁跨中截面弯矩-钢筋应变曲线,其中RCYBM-4、RCYBM-5为不卸载加固梁,所以钢筋具有较大初始应变。但是观察可知,当锚杆卸载后,钢筋应变仍然小于对比梁,说明此时预应力钢绞线对钢筋应变的延缓作用得到发挥。由图6可知,在同一荷载下,RCYBM-6、RCYBM-2、RCYBM-3的挠度明显小于对比梁;不卸载加固梁RCYBM-4、RCYBM-5当锚杆卸载后,同一荷载下其挠度也明显小于对比梁。这说明,预应力钢绞线加固混凝土梁后,有效地延缓了梁体裂缝的发展,明显减小了裂缝宽度,使截面抗弯刚度得到提高。其中,梁RCYBM-6曲线斜率最大,梁RCYBM-2曲线斜率大于RCYBM-3,说明在相同加固条件下,初始弯矩越大,截面抗弯刚度越小。梁RCYBM-4、RCYBM-5的弯矩-挠度曲线也同样验证了这一结论。理论上,采用预应力高强不锈钢绞线网加固混凝土梁会出现两种破坏形式:(1)钢绞线网拉断,混凝土未达到极限压应变;(2)混凝土达到极限压应变,但钢绞线网没有被拉断。根据试验现象可知本试验中构件破坏形式基本为钢绞线网拉断,分析原因为:(1)本试验中构件配筋较大,构件本身的极限承载力较大,而钢绞线网用量较少,所以构件破坏时一般为钢绞线网被拉断;(2)对钢绞线网施加预应力时,由于张拉工艺本身的原因,会造成张拉不均匀的现象,施加荷载至一定程度,有几束钢绞线因应变较大而先被拉断,从而造成钢绞线网整体被拉断,实际上此时钢绞线网并未完全发挥其抗拉强度。2.3拉拔裂缝的间距对比图8、9可知,加固后梁的裂缝有如下特点:(1)主裂缝条数较对比梁多,裂缝间距变小;(2)裂缝底部呈树根状,间距较密,使得本体梁混凝土受拉区较大的裂缝宽度分散到加固层砂浆后,裂缝宽度变小;(3)加固后梁裂缝的出现、宽度的增加都较对比梁晚,说明预应力高强不锈钢绞线网的应用能够有效地减小裂缝宽度、延缓裂缝的出现。3承载公式的导出3.1混凝土加固砂浆层(1)加固后的构件满足平截面假定,据此计算得出钢绞线应变加上其预拉应变εw0为钢绞线的实际拉应变。(2)加固层较薄,认为钢绞线形心距梁顶的距离与梁高相等。(3)假定钢绞线和混凝土之间可靠黏结,无相对滑移。(4)截面开裂后,受拉区混凝土及加固砂浆层作用忽略不计。(5)混凝土、钢筋的应力-应变关系按现行规范选取;高强不锈钢绞线的应力-应变关系按韩国汉城产业大学试验数据取值,如式(1)所示。3.2屋顶层压的分析3.2.1钢绞线初始应变分析(1)直接加固梁及卸载加固梁设钢绞线网初始预应力有效值为N0、钢绞线截面面积为Aw,由式(1)可知,此时钢绞线的弹性模量可取1.16×105,则钢绞线的初始拉应变为:钢筋屈服时压区混凝土边缘压应变一般未达到0.002。现有的张拉装置可张拉钢绞线至预拉应变约为0.004,根据截面应变几何关系可计算得知钢筋屈服时钢绞线实际拉应变小于0.008。钢筋屈服应变,εy=fy/Es,由图10中应变几何关系可知:混凝土受压区合力C及合力作用点到受压区混凝土边缘的距离yc为:由力的平衡关系可知:其中:εc表示受压区边缘混凝土应变,εwn表示钢绞线应变。运用迭代法可以计算得出xn,再把xn代入,可以计算得出yc、εwn,从而可以得到屈服弯矩计算公式为:(2)不卸载加固梁设加固前构件所受的初始弯矩为M0,施加在钢绞线网上的预应力有效值N0,钢绞线初始应变为εw0。将N0作为外力,则构件所受的总弯矩为:其中y0表示换算截面形心至截面下边缘的高度。下面需要计算钢绞线的超前或滞后应变差Δεw。一般对钢绞线施加预应力后,钢筋仍然受拉,构件在M1作用下的截面应力-应变状态如图11所示。其中ε′w0表示按照变形协调条件在M1作用时钢绞线的应变。由图中应变几何关系可知:混凝土受压区合力C及合力作用点到受压区混凝土边缘的距离yc仍然按照式(4)计算。由截面力的平衡关系及弯矩平衡(对形心轴取矩)可知:联立以上各式,可以求出xc、εc、ε′w0,因为一次受力时钢绞线实际应变为εw0,所以钢绞线的超前或滞后应变为:当Δεw>0时,钢绞线处于应变超前状态;当Δεw≤0时,钢绞线处于应变滞后状态。不卸载梁屈服弯矩的计算过程和直接加固梁及卸载加固梁一样,其计算公式为:3.2.2抗弯极限承载力计算公式文献通过引用η1(钢绞线应力发挥综合系数)和η2(钢绞线与原梁共同工作系