仅裂缝灌浆处置PC斜拉桥主梁模型试验研究

颜东煌，张德培，袁明

(长沙理工大学 土木工程学院，湖南 长沙 410114)

1 前言

截至2017年1月，中国已建成的特大桥(>400 m)中斜拉桥数量已超过50%，其主梁主要采用混凝土结构。长期重载交通作用下，服役期预应力混凝土(PC)斜拉桥主梁产生开裂、梁体腐蚀等病害，严重威胁桥梁结构的安全。为使PC斜拉桥开裂后仍满足耐久性及交通要求，桥梁的加固处理显得尤为重要。

目前，关于混凝土桥梁加固的研究较多，一种是对实桥加固处理进行分析：曾庆响等对比了桥梁加固几种常用的方法，并指出了加固的注意事项；陈昊采用加大截面尺寸和调整预应力的方法加固一座开裂严重的PC斜拉桥，并采用Midas Civil和Ansys分别建立了加固设计模型，对比实测数据与有限元计算结果，评价加固方案的有效性；刘国坤等进行了因受扭破坏的PC斜拉桥主梁的缩尺模型加固试验，采用裂缝灌浆修补与粘贴钢板的方法加固，并进行了实桥索力恢复设计，取得了较好的效果；刘子刚指出超宽裂缝卸载后无法自动闭合，建议对因超载现象严重而开裂的桥梁采用裂缝灌浆的方法维修加固。另一种是以试验为基础，采用新材料进行加固的方法探讨：宦洪闯研究了不同厚度的碳纤维板加固T梁的效果，试验结果表明碳纤维板能显著提升梁体抗弯性能，各厚度碳纤维板未出现明显剥离现象；徐庆林等采用有限元方法研究复合材料加固钢筋混凝土桥梁结构的效果，研究表明复合材料加固可以显著降低桥梁内力，材料粘贴面积和角度对加固效果影响大；邓鸣等采用超高性能混凝土(UHPC)加固斜拉桥桥面板，提升了桥梁的刚度，大幅度减少了主梁的内力。

但是，目前实际桥梁加固为了安全起见常采用全截面加固，不仅增大了结构自重，而且会因过度补强而造成浪费；在建立有限元模型时，对于产生病害的梁体一般采用削弱截面来模拟强度的降低，由于混凝土本构模型下降段非线性明显，这样的近似处理精度尚显不足；试验构件截面形式较为简单或边界条件过于简化，难以精确模拟工程实际。

针对以上问题，该文以一座主跨220 m的PC斜拉桥为背景，制作大比例节段缩尺试验模型，对边界条件进行精细模拟，试验梁进行破坏加载后仅对梁体裂缝灌浆处置，再施加与原试验一致工况进行加载；建立缩尺模型Abaqus有限元模型，在混凝土材料属性中引入损伤因子来模拟破坏加载导致混凝土强度、刚度降低，并将有限元计算结果与试验结果进行对比分析。

2 PC斜拉桥模型试验

2.1 试验梁制作

某PC斜拉桥，跨径布置为：(110+220+110) m，如图1所示。主梁在跨中合龙段采用C60混凝土，其余全部采用C50混凝土，全桥每个索塔设14对斜拉索。由于场地限制，取节段梁制作缩尺模型进行研究，具体位置如图1中的10#～14#拉索锚固的梁段。试验采用单根钢绞线模拟斜拉索，可确定缩尺比例为1∶7.4。根据相似原理，将试验梁等效为T梁截面；为达到预应力布置和锚固要求，在模型梁梁端各设置0.3 m长加宽段，试验梁截面形式如图2所示。

图1 某PC斜拉桥桥型布置图(单位：cm)

2.2 测点布置及加载工况

在试验梁底每根斜拉索正下方各布置一个位移计，支座中心处竖向各布置两个位移计，试验梁的前端和尾端上下缘各布置一个位移计，测量主梁的纵向位移和转角。在每根斜拉索上安装一个振弦式锚索计，以监测索力的变化，具体测点布置如图3所示。

原桥荷载等级为：公路-Ⅰ级，单向五车道，考虑横向折减系数为3.312，可得：

1倍标准均布荷载：10.5×3.312=34.776 kN/m

1倍标准集中荷载：360×3.312=1 192.32 kN

等效1倍均布荷载：34.776÷7.4÷2=2.35 kN/m

图2 试验梁截面图(单位：cm)

图3 测点布置图

等效1倍集中力：1 192.32÷7.42÷2=10.82 kN

试验采用等效后的车道荷载加载，加载过程中每一个工况满载对应的活载倍数见表1。

表1 原主梁加载工况

注：每一工况重复加载3次，加、卸载采用分级加、卸载。其中，工况3为5.25倍活载，是由首次加载至0.1 mm缝宽的活载倍数确定，工况4、5、6活载倍数同理。

3 主梁裂缝封闭试验

3.1 原主梁模型破坏情况

各工况作用下原主梁底面受拉，随着活载倍数增加，原主梁开裂、裂缝宽度增大，加载至18倍车道荷载时，原主梁顶板集中力加载位置局部混凝土被压溃，试验梁中心占梁长近1/2的范围内布满裂缝，跨中位置的裂缝甚至已经扩展至T梁翼板。

3.2 裂缝灌浆处置

根据原主梁的破坏特征，从结构耐久性出发考虑对裂缝进行灌浆处置：对宽度大于0.1 mm的裂缝进行灌浆处置，灌浆胶采用优质A级改性环氧灌缝胶，确保裂缝之间胶体能够均匀密实渗透进去，对于0.05 mm的裂缝具有渗透。灌缝胶注胶性能应不低于国家标准GB 50728-2011《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》，施工流程为：缝口表面处理→粘贴注浆咀和出浆咀→封缝→检查密封→灌浆→封口结束→检查，裂缝灌浆胶安全性能指标如表2所示。对原主梁顶板集中力加载区域压溃的混凝土进行清理，并浇筑UHPC层补齐便于集中力加载装置安装。裂缝灌浆主梁试验的加载工况和测点布置与原主梁加载试验保持一致。

表2 裂缝灌注胶安全性能指标 MPa

4 结果分析

4.1 挠度对比

选取12#索正下方的F5号位移计作为控制截面位移。因篇幅有限，又因各工况3次加载的重复性好，仅示出原主梁(原加载的试验梁)和灌浆主梁(对裂缝进行灌浆处置的试验梁)第3次加载结果。原主梁和灌浆主梁各工况刚度拟合曲线、工况2、4、6荷载-位移曲线如图4、5所示。

图4 各工况刚度曲线拟合

由图4可知：原主梁工况6的刚度曲线拟合曲线K值为0.148 5，裂缝灌浆处置后，灌浆主梁工况2加载的刚度拟合曲线K值为0.226 9，说明裂缝灌浆处理能显著提升PC斜拉桥破坏主梁的刚度；从图5中可以看出：在加、卸载过程中，灌浆主梁和原主梁的荷载-位移曲线变化稳定，基本呈线性状态变化，且在1倍活载以内，两条曲线基本吻合。工况2、4、6作用下，灌浆主梁控制截面位移比原主梁分别大2.53、7.23、4.86 mm，说明仅作裂缝灌浆处置很难将破坏主梁的刚度恢复到受损伤之前；灌浆主梁的位移比原主梁增大比例分别为30%、18.81%、6.67%。究其原因，假定原主梁损伤前刚度为“1”，破坏时刚度为“0”，那么灌浆主梁加载前刚度为0～1，破坏时刚度为“0”，两种主梁的刚度都会随加载过程而出现折减，但最终刚度降为“0”，所以会出现加固主梁位移增大、速度降低的现象。卸载后加固主梁线形恢复良好，表明工况6满载时整个试验模型的承载能力仍有较大富余。

4.2 索力结果及对比

选定控制截面对应的12#索为控制索。图6为工况2、4、6作用下原主梁和灌浆主梁的荷载-索力曲线。

图5 第3次加、卸载荷载-位移曲线

由图6可以看出：各工况作用下的曲线基本呈线性状态。加载至1倍活载之前，两次试验荷载-索力曲线吻合较好，而当活载超过3倍时，索力的增长速度明显加快，两条曲线也开始出现明显偏差。比对灌浆主梁和原主梁的两次加载过程，发现加载到11.57倍活载，最大索力为128.2 kN，索内应力为915.71 MPa，远未达到单根钢绞线的极限拉应力(1 860 MPa)，这也就是加、卸载过程中试验模型可重复性良好的原因；荷载-索力曲线的变化规律和图4、5中位移的变化规律相似，在此不再赘述。

4.3 裂缝分布及对比

为了便于描述裂缝的分布和发展，对试验梁进行5 cm×5 cm网格划分。两种主梁开裂情况对比如表3所示。

图6 荷载-索力曲线

表3 两种主梁开裂情况对比

在工况3中，原主梁初裂荷载为4.7倍活载，5.25倍活载时最大缝宽为0.1 mm，而灌浆主梁加载到3.7倍即开裂，4.6倍活载时最大缝宽达到0.1 mm，5.25倍活载缝宽达0.16 mm，表明灌浆主梁裂缝出现时间比原主梁更早。加载到11.57倍活载，灌浆主梁共出现41条裂缝，分布范围为105～440 cm，最大缝宽0.69mm；原主梁仅出现32条，分布范围为130～425 cm，最大缝宽为0.5 mm，表明灌浆主梁裂缝发展较原主梁更快。卸载后，两种主梁线形均恢复良好，裂缝全部闭合。

以上现象说明灌浆主梁抗裂性能较原主梁有所下降，但初裂荷载仍有3.7倍活载，根据JTG 3362-2018《公路钢筋混凝土及预应力混凝土桥涵设计规范》验算，灌浆主梁正常使用状态下的抗裂性依旧满足要求。各级活载下灌浆主梁的裂缝分布如图7所示。

图7 加固主梁裂缝分布图(单位：cm)

5 基于Abaqus的CDP模型模拟

5.1 Abaqus中损伤参数计算

参考GB 50010-2010《工程结构加固材料安全性鉴定技术规范》给出的混凝土本构方程，在混凝土材料属性中引入损伤因子，建立PC斜拉桥缩尺模型试验CDP有限元模型。关于膨胀角φ的选取，已有研究指出该值对计算结果影响不大，该文计算模型取φ=35°;偏心率ε取0.1；双轴与单轴受压强度之比σb0/σc0取1.16；Kc值取0.667；黏滞系数μ过大，结构有变“刚”的趋势，取值过小计算难以收敛，该文取μ=0.001。

5.2 有限元模型

有限元模型尺寸与试验模型相同。主梁材料为引入损伤因子的C50混凝土；受拉区纵向钢筋为直径10 mm的HRB335钢筋，其余普通钢筋采用直径8 mm的HRB335钢筋；预应力筋采用直径15.2 mm(1×7)的钢绞线，屈服强度为1 860 MPa；斜拉索采用直径15.2 mm(1×7)的预应力钢绞线，屈服强度为1 860 MPa。

主梁、支座采用C3D8R单元模拟，普通钢筋以及预应力钢绞线采用T3D2单元模拟，并采用“embedded”处理进行自由度耦合，模拟混凝土和钢筋骨架之间的相互作用。在拉索和主梁之间设置钢垫块，避免应力集中。预应力筋和斜拉索都采用降温法施加初拉力，活载集中力通过试验梁顶板钢垫块施加，活载均布荷载则在梁底通过“压强”荷载施加实现。

5.3 有限元计算结果分析

计算主要模拟在活载作用下试验梁的承载能力极限及其损伤开裂情况，因篇幅有限，下文以工况6为例进行分析。灌浆主梁、原主梁和有限元模型跨中截面荷载-位移曲线、控制索荷载-索力曲线分别如图8、9所示。

图8 荷载-位移曲线对比

图9 荷载-索力曲线对比

由图8可知：3条曲线在弹性阶段吻合较好；工况6模拟值跨中最大位移为79.4 mm，比原主梁和灌浆主梁分别大11.4、7.3 mm，有限元模型后期的刚度较试验值偏低，因为钢筋强化段与实际存在差别。

由图9可知：有限元模型的最大索力为131 kN，比原试验和裂缝灌浆修复试验梁索力分别大8、3 kN，可以看出索力的变化规律和位移变化比较吻合。

塑性损伤模型无法显示积分点上裂缝的发展，但由于混凝土开裂后即出现拉伸损伤，故可根据拉伸损伤值来表示裂缝分布区域。有限元模型受拉损伤云图如图10所示，混凝土和钢筋应力云图如图11所示。

图10 受拉损伤云图

图11 混凝土、钢筋应力云图(单位：MPa)

由图10可知：模型加载到11.57倍活载时，主梁跨中底部混凝土受拉损伤区域较大，范围为88～444 cm，这与试验裂缝分布区域十分接近；其中主梁跨中线前后30 cm的范围内的梁体(图中椭圆形区域)，该区域内混凝土损伤严重，宏观表现为伴随大量且密集的裂缝产生，且该范围内翼缘板混凝土亦有受拉损伤，表明裂缝已经发育至翼缘板，将使主梁跨中受压区高度急剧减小。

由图11可以看出：跨中顶板混凝土的压应力为31.92 MPa(图中椭圆形区域)，表明该区域混凝土即将屈服；跨中底部的受拉区钢筋应力为345 MPa(图中椭圆形区域)，表明底部受拉钢筋已经屈服，钢筋屈服的范围接近梁长1/4，这与主梁混凝土受拉损伤的位置、长度十分接近。

以上计算结果反映出的力学特点和试验结果比较吻合，证明在Abaqus中加入混凝土损伤因子的方法可以较好地对混凝土在复杂受力状态下进行定性分析。

6 结论

通过对比原主梁和灌浆主梁两次加载试验，得到以下结论：

(1) 裂缝灌浆处理对破坏主梁刚度提升明显；但相同工况下，灌浆主梁控制截面位移始终大于原主梁的控制截面位移，说明仅采用裂缝灌浆处置，很难使主梁刚度恢复到未受损伤之前；各工况作用下荷载-位移曲线重复性良好，且设计荷载作用下加固主梁与原主梁挠度接近。

(2) 仅对破坏主梁进行裂缝灌浆处置，原主梁初裂荷载为4.7倍，灌浆主梁初裂荷载提前到3.7倍活载，抗裂性比原主梁有所下降；但卸载至成桥状态后梁体所有裂缝均闭合，灌浆主梁抗裂性满足规范相关要求，且还有一定的储备。

(3) 加、卸载过程中，索力随活载倍数稳定变化。工况6作用下，拉索应力仍未达到单根钢绞线抗拉极限，由于PC斜拉桥体系刚度由斜拉索控制，加载至11.57倍活载时，试验模型承载能力还有较大富余。

(4) 采用Abaqus建立PC斜拉桥节段缩尺模型试验CDP模型，计算得到的挠度、索力随荷载的变化规律与试验规律相似，受拉损伤分布与试验裂缝分布区域较为吻合，表明CDP模型能较好地模拟PC斜拉桥结构在往复荷载作用下的受力特性。

(5) 根据以上基于静载试验研究结论，表明仅对开裂PC斜拉桥裂缝灌浆处置的斜拉桥也能满足受力要求，只要对开裂区域作裂纹封闭处理，满足结构耐久性要求即可。但对于抗疲劳性能值得进一步研究。