插鋼板法加固空心板梁橋鉸縫試驗研究

何余良， 丁小鵬， 郭士杰， 曹宗勇， 楊 贏， 項貽強

(1.紹興文理學院 土木工程學院，浙江 紹興 312000；2.華匯工程設計集團股份有限公司，浙江 紹興 312000；3.浙江大學 建筑工程學院，杭州 310058)

在早期，由于中小跨徑空心板梁橋施工簡便、速度快及造價省等優點，其建造比例占整個橋梁數量80%以上[1]。但隨著服役時間的推移，鉸縫容易破壞(特別是淺鉸縫)，導致橫向聯系失效，造成單板受力[2]。由于此類病害的橋梁數量較多，考慮到經濟性因素及病害程度，大多數梁橋可以通過加固、改良等處治后仍可繼續使用。目前國內外針對空心板梁橋鉸縫的處治主要集中于兩方面：既有老橋加固和新建橋梁的設計改良。

既有老橋的橫向加固方法，最初是在鉸縫處布置鋼筋進行加固，但發現縫內鋼筋的傳統布置基本起骨架作用，不能改善鉸縫受力性能，仍會出現破壞現象[3]。后來主要集中在橫向預應力加固研究[4-7]，包括在梁體不同高度或跨度處布設橫向預應力筋或碳纖維等高強預應力材料等，改善鉸縫的受力特性，提高了結構整體性，但發現預應力的影響有效寬度僅為板寬的1.35倍[8]，為增大有效寬度，需對梁體布設多道橫向預應力，但這樣會對既有梁體造成損害，從而影響梁體自身的受力；此外，考慮應力松弛效應[9]和預應力損失，可能影響長期加固效果。近年來，針對淺鉸縫加固又提出了噴錨封填加固[10-11]、粘貼槽鋼加固[12]和布設各式剪力鍵等方法[13]，大大改善了鉸縫的傳力性能，增強了板梁間橫向聯系，但均是對鉸縫處加固處治，而沒有對鉸縫下部梁縫處加固，在車載長期作用下，鉸縫處橋面板會出現反射裂縫。

一些學者[14]發現鉸縫構造形式和填料性能對板梁間橫向聯系的影響非常大，若采用好的鉸縫構造形式和性能優的鉸縫填料，鉸縫的傳力性能會更好。早期在進行空心板梁橋設計時[15]，一般將淺鉸縫與鋪裝層同時澆筑，但由于梁縫隙狹窄，混凝土填料僅存在于淺鉸縫處，梁間僅通過淺鉸縫和橋面板傳力，在長期荷載作用下極易開裂；在美國，嘗試增加淺鉸縫的寬度，但發現鉸縫仍會產生微裂縫[16-17]，然后逐漸發展成通縫和反射裂縫；由此逐漸開始推廣使用窄深鉸縫(深度80 mm)，但鉸縫處仍不能承受豎向剪力和橫向彎矩的共同作用；而在日本等地采用改良的全深度寬鉸縫后，卻很少發現縱向裂縫。當鉸縫處填料與梁界面脫開或鉸縫填料出現裂縫前鉸縫中的橫向鋼筋應力幾乎為零[18]，這表明鉸縫填料的黏結性能對加固鉸縫有關鍵作用；目前應用于鉸縫的填料有4種：環氧砂漿、結構砂漿、纖維混凝土和補償收縮混凝土，由于補償收縮填料試件拉伸黏結強度和剪切強度均高于非收縮性填料[19]，可以防止在鉸縫處填料與梁界面過早脫開；在鉸縫填料黏結性能的研究方面，早期美國公路橋梁設計規范(AASHTO)[20]和一些學者[21]提供了粗糙界面下黏結應力為1.65 MPa，但Sargand等[22]認為此參考值僅適用于普通混凝土接觸面；傳統4種填料在實際應用中，其鉸縫處病害仍未得到完全解決，為此，Hussei等[23]在鉸縫中引入超高性能混凝土填料，并開展了超高性能混凝土與高強混凝土連接界面性能研究，試驗顯示光滑表面、中粗糙表面和粗糙表面破壞時的平均最大拉伸應力隨粗糙度的增加而增大，分別為3.02 MPa，5.01 MPa和5.63 MPa；在典型橋數值分析中發現，光滑表面配合少量橫向鋼筋可以滿足正常使用要求，而中粗糙表面配合少量橫向鋼筋可以滿足極限狀態要求[24]。

綜上，針對現有空心板梁橋淺鉸縫加固方法仍有不足，本文結合某典型空心板梁橋鉸縫破壞情況，引入關鍵填縫黏結材料“CGSR-A/B型灌鋼膠”，提出一種新型鉸縫加固設計方法-插鋼板法，CGSR-A/B型灌鋼膠具有較高的抗拉黏結強度和抗剪強度以及較好的流動性，將骨架材料“異型鋼板”與梁體黏結為整體，能保證結合面剪應力有效傳遞。然后基于加固前后典型橋梁靜動力荷載試驗研究，驗證加固后空心板梁橋橫向聯系和結構剛度的提高效果，以為此類橋梁加固提供參考。

1 空心板梁橋橫向插鋼板加固

1.1 試驗橋梁概況

試驗典型橋梁為一改建的5跨簡支空心板梁橋，其單跨跨徑為13 m，橫向由21塊空心板組成，單梁寬度為1 m，結構示意圖如圖1所示，相鄰箱梁由淺鉸縫連接，鉸縫處素混凝土填充，空心板梁采用C40混凝土。

圖1 單梁截面圖(cm)Fig.1 Section of single beam (cm)

典型空心板橋梁自1994年建成開始投入使用，已服役近30年，期間已經進行多次不同程度維修加固。在2002年進行橋檢時發現鉸縫開始破壞產生通縫，并延伸至橋面形成反射裂縫，底板局部也出現橫向裂縫，鉸縫處治為普通混凝土填料加10 cm帶單層鋼筋網片混凝土橋面鋪裝，并進行了底板裂縫修補；在重載交通長期作用下，鉸縫處再次出現大量裂縫和破損，于2006年將橋面系全部鑿除，重新澆筑橋面鋪裝和鉸縫等，鉸縫填料仍為C40混凝土，橋面鋪裝改為20 cm帶雙層鋼筋網片的混凝土橋面板；在2018年橋梁檢測時，發現其鉸縫位置的橋面鋪裝出現反射裂縫，但相比之前破壞程度較輕，這表明增加橋面鋪裝厚度和鋼筋用量，可以緩解橋面板反射裂縫的產生，但隨著繼續服役鉸縫仍會最終破壞，由此導致橫向聯系完全失效。近期由于該條線路需要提升改造，此橋需要拆除，拆除前根據現場試驗現場條件和通車需要，選取了首跨1#，2#和3#梁板共同組成的結構整體為加固試驗對象，并將其與其他板梁分離，如圖2所示。

圖2 試驗現場Fig.2 Test field

1.2 加固材料CGSR-A/B型灌鋼膠性能

“CGSR-A/B型灌鋼膠”為改性復合膠，如圖3所示。其黏結強度和抗剪強度高、流動性好，與混凝土、鋼板的黏結性能優異，各指標均滿足GB 50367—2013《混凝土結構加固設計規范》[25]等要求。其材料性能指標和力學性能指標分別如表1和表2所示。其中，與混凝土黏結強度為4.2 MPa，介于Hussein等的研究中提到的光滑界面破壞和中粗糙度內聚破壞時的最大黏結拉伸應力3.02 MPa和5.01 MPa之間，為較難發生的內聚破壞狀態，與鋼黏結強度為35 MPa，黏結形成的鉸縫整體抗剪性能較強，能保證結合面剪應力有效傳遞。其固化后變形值小于0.2 mm，長期應力作用下呈現未破壞或未脫膠狀態。

圖3 CGSR-A/B灌鋼膠及拌合Fig.3 CGSR-A/B glue and mixture

表1 膠體的材料性能指標

表2 鋼板和膠體的力學性能指標

1.3 插鋼板法加固梁橋鉸縫原理

加固前典型空心板梁橋橫截面，如圖4所示。僅空心板間淺鉸縫處有素混凝土填充，而鉸縫下部梁縫并無任何填充，幾乎處于分離狀態。板間橫向傳力基本依靠橋面板和淺鉸縫，梁板間長期受力不均勻導致鉸縫底緣橫向應力過高，使鉸縫底緣首先產生裂縫，并逐漸延伸至橋面板形成反射裂縫，所以淺鉸縫容易出現病害，同時雨水侵蝕下鉸縫鋼筋銹蝕，使其進一步受到破壞，最終導致橫向聯系失效，出現單板受力。

圖4 加固前梁橋橫斷面Fig.4 Cross-section of bridge before strengthening

加固后梁橋橫斷面，如圖5所示。通過CGSR-A/B型灌鋼膠將插入鉸縫的異型鋼板和兩側梁體黏結成整體，使得空心板梁在全深范圍內牢固連接在一起，類似全深鉸縫，再用混凝土將鍵槽和橋面板澆筑成整體，使梁板間橫向聯系增強，則空心板間及空心板和橋面構成完全整體共同受力。因此，插鋼板加固可以使鉸縫處剛度增加，抗變形能力增強，既可以傳遞剪力又可以傳遞橫向彎矩。

圖5 加固后梁橋橫斷面Fig.5 Cross-section of bridge after strengthening

加固前，板間橫向傳力基本依靠橋面板和淺鉸縫，鉸縫處只能傳遞剪力。Bernardi等[26]指出帶淺鉸縫空心板梁的荷載(主梁所分擔的荷載)傳遞關系為

(1)

式中：EJ為空心板梁的縱向抗彎剛度；GI0為空心板梁的抗扭剛度；qi(x)和mi(x)分別為第i片空心板梁的鉸縫處均布荷載和均布扭矩；b為板寬。

加固后，由于CGSR-A/B灌鋼膠將空心板梁橋在鉸縫處全深范圍內被連成整體，其可以同時傳遞剪力和彎矩，因此可以將加固后的空心板梁比擬為正交異性板，運用薄板理論建立微分方程分析其橫向傳遞性能

(2)

式中：Jx，JTx，Jy，JTy分別為單位寬度板縱向抗彎慣矩、抗扭慣矩和單位長度橫向抗彎慣矩、抗扭慣矩；E，G，ω分別為板的彈性模量，剪切模量和撓度；p為點荷載。

由式(1)可知，在加固前只考慮單梁的縱向抗彎剛度和抗扭剛度，而加固后空心板梁間橫向聯系增強，式(2)不僅考慮縱向抗彎剛度和抗扭剛度，還包含橫向抗彎剛度和抗扭剛度，表明加固后各梁間的橫向傳力性能和整體性得到改善。

1.4 插鋼板法加固工藝

對典型空心板梁橋鉸縫和橋面板破除，并對其進行清潔整平處理，根據鉸縫的實際尺寸加工異型鋼板，使鍵槽能緊貼兩側梁體，在槽底設置灌膠預留孔，鋼板超出梁底板10 cm，在超出部分開孔，用兩塊7.5#等邊角鋼夾住，通過螺栓將它們連接牢固，角鋼與梁底板間進行密封處理，防止漏漿；然后根據廠家說明書進行配膠，按質量比例A ∶B=2 ∶1混合攪拌直至顏色均勻；注膠時沿一端預埋孔向另一端多次灌膠。灌膠加固如圖6所示。

圖6 插鋼板灌膠示意圖(mm)Fig.6 Illustration of inserting steel plate and grouting (mm)

典型空心板梁橋鉸縫插鋼板法加固關鍵工藝流程，如圖7所示：①鑿除橋面板和鉸縫處混凝土并清理鉸縫，在鉸縫處由上插入異型鋼板，使鋼板上邊界基本與梁板表面持平(見圖7(a))；②在底板鉸縫處緊貼安裝角鋼，用螺栓連接固定，并在角鋼與梁底板連接處縫隙用密封圈加抹灰封堵，防止灌膠時漏膠(見圖7(b))；③在型鋼槽中預留孔洞安裝PVC(polyvinyl chloride)管，以便壓力灌膠，并采用密封圈加抹灰密封鉸縫與鋼板之間的縫隙以防止漏膠(見圖7(c))；④完成橋面鋪裝后待混凝土達到設計強度后，開始進行多次灌膠且灌膠均勻，凝固后拆除附件，清理路面(見圖7(d))。

圖7 插鋼板法加固工藝流程Fig.7 Process of inserted steel plate method

2 空心板梁橋加固試驗

2.1 靜載試驗

為了驗證插鋼板法對空心板梁橋的加固效果，對加固前后的梁橋進行現場靜載試驗，測試加固前后梁橋跨中撓度、相鄰板間相對位移差以及跨中梁底板應變。試驗傳感系統布置示意圖和現場實圖，如圖8和圖9所示。在每片梁底板跨中位置布置一個電子位移計(HY-65050F)，用于測試跨中撓度的變化；在鉸縫兩側布置兩個電子位移計測量相鄰板間相對位移差，應用電阻應變測試技術，在每片空心板跨中底板表面布置兩個電阻應變片測試各工況下的跨中應變。應用DHDAS-3818Y數據采集系統對加固前后梁橋跨中撓度、相鄰板間相對位移差以及跨中梁底板應變進行采集。

圖8 靜載測試傳感器布置示意圖Fig.8 Layout of static test sensors

圖9 靜載測試傳感系統布置現場實圖Fig.9 Site layout of static load test sensor

試驗采用加載車輛如圖10所示。加載車輛參數，如表3所示。加載工況，如表4所示。通過測試加固前后結構跨中應變和撓度變化，進一步分析加固前后梁橋橫向受力分布變化，跨中正載和偏載位置示意圖，如圖10所示。

表3 加載車輛參數

圖10 車輛加載位置(m)Fig.10 Vehicle loading location (m)

表4 加載工況

2.2 動力響應測試

為測試加固前后橋梁的動力性能變化，在每片梁的跨中、L/4和3L/4處布置傳感器，進行環境隨機振動試驗，應用DH-5922采集系統進行數據采集，如圖11所示。隨機振動測試數據采集3次，每次持續15 min，采樣頻率為500 Hz。通過動測數據分析得到結構的基頻和振型。

圖11 動測采集現場Fig.11 Dynamic acquisition site

3 加固試驗結果分析

3.1 靜載試驗撓度結果分析

加固前后正載和偏載下主梁跨中豎向撓度，如圖12所示。加固前，正載和偏載下各梁板間最大撓度差分別為1.4 mm和1.36 mm。Yuan等[27]提出梁橋在加載后相鄰箱梁的相對位移大于0.5 mm時表示鉸縫破壞。所以，加固前箱梁間鉸縫發生了破壞，橫向聯系部分失效，致使單板受力；而加固后正載和偏載下板間最大撓度差約分別降低了50%和58%，且正載下1#和3#梁板撓度分別約下降了24%和22%，2#梁板撓度約增加了47%，偏載下1#和2#梁板撓度分別約增加了20%和11%，而3#梁板撓度約下降了28%，說明加固后板間撓度橫向分布均勻平緩，橫向聯系增強，結構整體性得到提高。加固后連續正載和偏載下各主梁撓度順橋向變化趨于均勻集中，也說明板間橫向聯系得到改善，如圖13所示。

圖12 主梁跨中撓度Fig.12 Mid-span deflection of the beam

圖13 連續加載跨中撓度Fig.13 Mid-span deflection under continuous loading cases

3.2 靜載試驗應變結果分析

加固前后連續正載和偏載下空心板梁跨中應變，如圖14所示。加固后各梁板跨中應變沿橫向分布平緩，則各測點相對應變差較小，說明加固后荷載橫向分布趨于均勻，加固后正載和偏載下主梁最大應變差約下降了50%和60%。連續正載和偏載下空心板梁應變沿橋縱向分布情況，如圖15所示。發現應變變化和撓度變化趨于一致，加固后主梁應變變化更均勻，這表明板間橫向聯系得到改善，結構整體性得到了增強，避免了單板受力問題。

圖14 加固前后跨中應變Fig.14 Mid-span strain of the beam before and after reinforcement

圖15 連續加載跨中應變Fig.15 Mid-span strain under continuous loading cases

3.3 動力響應試驗結果分析

由于高階模態對結構的影響很小且振型不準確，加固前后結構整體的的頻譜變化前3階振型，如圖16和圖17所示。由圖可知，加固前后結構的基頻分別為8.88 Hz和13.23 Hz，二階頻率分別為11.27 Hz和25.28 Hz，三階頻率分別為18.17 Hz和30.42 Hz。加固后，前3階頻率均明顯提高，基頻約增加33%，表明加固后結構剛度增強。為了更客觀的評估結構的基頻，引入頻率校驗系數指標η[28](η<0.75，技術狀態危險；0.75≤η<1.00，技術狀態差或較差；1≤η，技術狀態較好或良好)將基頻理論計算值與實測值校驗。其中，基頻理論計算采用JTG D60—2015《公路橋涵設計通用規范》[29]中簡支梁橋基頻理論計算方法

(3)

式中：fe為實測頻率；fs為計算頻率。

圖16 結構頻譜變化圖Fig.16 Structural spectrum of the beam

圖17 加固前后前3階振型對比Fig.17 Vibration model of the beam before and after reinforcement

加固前后一階固有頻率及振型特征，如表5所示。顯示加固后自振頻率較加固前均變大且加固前后頻率檢驗系數由0.86提高為1.01，表明加固后技術狀態較好。

表5 加固前后一階固有頻率與振型特征

3.4 荷載橫向分布分析

在試驗中通過300 kN車輛加載得到的各梁撓度按式(4)計算各空心板梁的荷載橫向分布系數。

(4)

式中：N為橫向分布車輛數；fk為第k號梁板的撓度值。

由式(1)和式(2)可知，加固后空心板橫向聯系增強，采用多種理論方法計算加固后空心板梁的橫向分布系數，并與試驗值進行對比，如圖18所示。

圖18 不同工況下荷載橫向分布Fig.18 Load distribution under different cases

由圖18可知，加固后荷載橫向分布系數趨于均勻，顯示加固后空心板梁間橫向聯系得到改善，結構整體性得到了提高，證明加固方法的有效性。正載時試驗值與修正G-M計算值較吻合，相對誤差小于3%；偏載時，試驗值與偏心壓力法計算值較吻合，相對誤差小于2%。正載時修正鉸接板法計算結果偏安全，相對誤差在6% 左右，偏載時修正鉸接板法和修正G-M法的計算結果偏于不安全。

4 結 論

本文選取典型危舊空心板梁橋，采用橫向插鋼板法對其鉸縫進行加固，通過現場試驗研究分析了加固前后結構性能變化，證明了此方法的可靠性和有效性。

(1)靜力試驗表明，正載和偏載下加固前后梁板間最大撓度差分別約下降了50%和58%；最大應變差均約降低了50%和60%，加固后各梁板撓度和應變曲線變化均勻集中，證明加固后梁板間橫向聯系得到了增強，使各空心板梁受力更均勻，鉸縫加固效果明顯。

(2)動力測試表明，加固后結構的前3階頻率均提高，尤其是一階固有頻率約提高了33%，證明結構剛度提高，且加固后頻率校驗系數為1.01，頻率檢驗系數η增大且1≤η，表明加固后技術狀態較好。

(3)荷載橫向分布結果表明，加固后荷載橫向分布系數趨于均勻，證明了空心板梁橋采用插鋼板法進行鉸縫全深度加固提高了梁板間橫向聯系和梁橋整體性，避免了單板受力現象。