管片预制拼装改进技术加固水下破损桥墩偏压试验

吴少峰， 林晓威， 沈 圣， 张 衡， 姜绍飞

(1. 福州大学土木工程学院, 福建 福州 350108； 2. 福州市公路事业发展中心, 福建 福州 350002)

0 引言

桥墩和桩基对桥梁的承载力和结构安全至关重要， 但水下墩柱受水环境和水下检测技术的限制， 病害往往被忽视， 限制了桥梁功能的发挥， 甚至会因承载力下降导致结构倒塌破坏. 因此， 近年来工程界越来越重视桥梁水下墩柱的检测和加固. 常用水下墩柱加固技术有增大截面法[1]、 粘钢法[2]、 纤维增强复合材料(fiber reinforced polymer, FRP)加固法[3]、 预应力加固法、 外包套管法、 植筋法及复合加固法等[4]. 上述加固方法施工技术成熟， 可有效改善墩柱的承载力， 但是都需要进行围堰排水， 以确保混凝土的浇筑质量及新旧混凝土的界面粘结效果， 工期长、 加固费用高、 加固材料利用效率低、 交通影响大.

为解决水下墩柱加固中排水带来的问题， 国内外学者提出不排水加固法， 如FRP水下加固[5]、 夹克法[6]、 管片预制拼装加固法(precast concrete segment assembled method， PCSAM)[7]等, 这些加固方法无需围堰排水， 加固效果良好， 但均存在明显的缺陷. 如： FRP水下加固构件的界面普遍存在空鼓， 长时间服役后易失效， 且潜水作业多， 费用高， 进度慢； 夹克法仅适用于浅水区墩柱的加固处理. PCSAM采用预制混凝土套筒包裹墩柱， 通过钢丝绳缠绕管片并施加预应力连接形成套筒， 随后浇筑填充混凝土， 实现不排水加固， 克服了界面空鼓、 潜水作业多和深水区墩柱无法加固的问题. 但PCSAM仍存在填充混凝土水下浇筑强度损失大[8]； 连接管片套筒的钢丝绳水下易锈蚀， 预应力损失大， 连接效果差； 新旧混凝土界面由于混凝土收缩徐变[9]和施工质量等造成粘结效果无法保证等问题.

针对PCSAM的缺点， 本文提出了一种改进方法(简称管片预制拼装改进技术或IPCSAM). 该方法先参考盾构衬砌的设计原理改进PCSAM的套筒， 再用新型的自应力不分散混凝土[10]代替水下不分散混凝土作为填充料进行水下墩柱加固， 既提高了加固材料的性能， 也实现了预应力主动加固. 盾构衬砌管片是盾构施工的主要装配构件， 管片通过螺栓紧固连接成衬砌， 抵抗土压力、 水压力以及其他荷载作用， 具有预制拼装精度高、 连接性能和耐久性能好等特点. 黄继承[11]提出衬砌管片预制各个环节的质量控制要素， 确保管片的预制拼装精度. 杨成等[12]的研究表明衬砌管片采用的螺杆连接具有良好的连接性能. 王慎堂等[13]和鞠丽艳[14]的研究发现， 添加粉煤灰、 矿粉、 硅灰组成的复合矿物掺合料、 丙烯纤维或钢筋网片也可提高衬砌管片耐久性. 为此， 参照盾构衬砌将PCSAM的管片套筒改进成衬砌式混凝土管片套筒(简称衬砌式套筒)， 可有效提高套筒的预制拼装精度、 连接性能及耐久性， 进而提高墩柱的承载力和耐久性能. 填充混凝土将混凝土管片套筒和待加固墩柱粘结成整体， 故填充混凝土水的强度以及新旧混凝土的粘结性能直接影响加固墩柱的承载力. 吴少峰等[10]对自应力不分散混凝土的配合比和性能进行研究， 发现自应力不分散混凝土水下浇筑成型强度高， 水下强度损失比水下不分散混凝土小； 且膨胀效果明显， 在限制作用下将产生自应力. 黄璐等[15]的研究表明， 涂膨胀剂水泥浆的新旧混凝土界面会生产大量的针棒状钙矾石， 混凝土内部产生预压应力, 界面粘结性能提高55%. 文献[16]的研究表明， 采用自应力混凝土后， 构件界面粘结强度和轴压承载力均提高了约60%. 因此， 采用自应力不分散混凝土作为填充混凝土可减小混凝土水下强度的损失， 改善新旧混凝土的界面粘结性能， 进而提高墩柱承载力.

赵彬[7]开展PCSAM和IPCSAM加固墩柱的轴压性能研究， 但未进行加固墩柱偏压性能的研究. 考虑水下桥墩经常存在损伤， 且服役过程中常存在小偏压的不利工况， 而大偏压工况较少， 故对IPCSAM加固构件进行小偏压试验， 研究墩柱加固前后的性能变化， 验证加固效果， 完善IPCSAM的受压性能研究.

1 PCSAM改进技术

1.1 混凝土管片套筒改进措施

混凝土预制管片拼装成套筒后可作为施工模板， 加固后可作为加固墩柱的组成部分参与受力， 也为自应力不分散混凝土产生初始自应力提供环向限制作用， 所以混凝土管片套筒要有足够的精度、 强度、 刚度和耐久性， 且易于预制拼装. 按照盾构衬砌的设计原理[13]对混凝土管片套筒及其连接进行改进. 改进后的衬砌式套筒如图1(a)所示， 套筒每节由四块管片拼接成环， 三块标准块， 一块调节块， 管片间采用企口对接. 根据待加固柱的尺寸(见节2.1的待加固设计)， 综合考虑预埋管径、 混凝土保护层厚度及施工等因素确定衬砌式套筒管片的构造尺寸为： 厚40 mm， 高170 mm， 内径165 mm， 外径205 mm， 具体细节如图1(b)和1(c)所示. 管片连接先通过预埋PVC管预留直径16 mm孔洞， 环向用直径6 mm的螺杆配合三角垫块进行紧固连接， 如图1(d)所示； 纵向用直径8 mm螺杆和螺帽紧固连接每节套筒， 每节套筒等间距设置3个环向连接， 10个纵向连接； 竖向螺杆处混凝土向内侧凸出5 mm， 保证混凝土保护层厚度.

1.2 填充混凝土改进措施

填充混凝土将衬砌式套筒和待加固桥墩粘结成整体承载， 故填充混凝土的强度及其与套筒和待加固桥墩的界面粘结强度将影响加固后构件的承载力和延性. 为了减小填充混凝土的水下强度损失， 提高新旧混凝土的界面粘结强度， 改善加固墩柱的承载力， 参考已有的研究[10, 15-17]， 采用C30自应力不分散混凝土作为填充混凝土. 参照相关研究[11]选择填充混凝土原材料如下： 水泥选用建福P.O.42.5硅酸盐水泥； 粗集料为5～20 mm连续级配碎石， 压碎值7.3%， 针片状含量2%， 含泥量0.2%； 细骨料选用闽江河砂， 表观密度2.64 g·cm-3， 细度模数2.89， Ⅱ区级配中砂， 含泥量0.6%； 外加剂选用江苏苏博特公司的HME-III低碱型混凝土膨胀剂、 SBT-NDA纤维系抗分散剂以及聚羧酸减水剂. C30自应力不分散混凝土的配合比如表1所示， 性能指标如表2所示. 由表2可知， 混凝土的水陆强度比较水下不分散混凝土的规范值提高了18%， 水下强度损失大大减小； 膨胀效果满足规范要求.

图1 管片构造图(单位： mm)Fig.1 Structure of segments(unit: mm)

表1 填充混凝土配合比

Tab.1 The mix ratio of the filled concrete(kg·m-3)

水泥膨胀剂抗分散剂砂石减水剂水433.348.1412.036929954.81207

表2 填充混凝土性能指标

2 试验概况

2.1 试件设计

1) 待加固柱. 为确保试验数据的准确性， 采用大比例缩尺模型. 待加固柱的长径比为3， 直径250 mm， 高度750 mm， 采用C30混凝土， 混凝土性能指标如表3所示.

表3 试件材料性能指标

待加固柱采用钢模制作， 如图2(a)所示. 墩柱损伤程度采用承载力下降幅度定义， 基于既有水下墩柱损伤的实际情况及其对承载力的影响， 将初始损伤定义为15%， 即承载力下降15%. 通过有限元计算出对应损伤需要削弱的截面位置和体积， 即在柱1/2高度处减小弧高2 cm， 高度8 cm的混凝土. 损伤部位用泡沫代替， 拆模后用二甲苯将泡沫溶解， 如图2(b)所示. 为模拟桥墩加固后的受力状况， 避免试验加载时因接触面不平整导致局部破坏， 在待加固上下端各预留35 mm的未加固段用于加载如图2(c)所示. 同时， 考虑到旧桥桥墩的配筋率较小， 且钢筋普遍存在锈蚀病害， 故试件未进行配筋.

图2 待加固柱图(单位： mm)Fig.2 Specimens before strengthening(unit: mm)

2)衬砌式套筒管片. 管片的构造尺寸见1.1， 使用的材料如表3所示. 先根据管片的构造尺寸制作模具； 随后进行钢筋网片、 螺杆、 螺帽、 三角垫块的下料加工; 再浇筑混凝土， 并养护. 如图3. 经检测， 管片的拼装精度、 连接强度及PVC管预埋误差均满足要求[12].

图3 衬砌式套筒管片制作图(单位： mm)Fig.3 The preparation process of lining concrete segments(unit: mm)

3)加固试件. 用油桶装水模拟水下浇筑与养护环境进行加固试件制作. 制作步骤如图4所示： 待加固柱和衬砌式套筒就位→铺设钢丝网→桶中注水→浇筑自应力不分散混凝土→养护. 安装套筒前， 待加固柱表面需做凿毛处理， 效果符合规范要求， 确保新旧混凝土的粘结.

图4 加固试件制作过程Fig.4 The preparation process of strengthened specimens

2.2 试件分组

为研究IPCSAM对损伤墩柱的加固效果， 试件分为3组进行小偏压试验. 第一组为待加固柱组， 尺寸为250 mm×750 mm(L)， 括号内为试件编号； 第二组为无损伤柱加固试件， 对无损伤的待加固柱进行IPCSAM加固， 加固后试件直径为410 mm(J1)； 第三组为损伤柱加固试件， 对初始损伤为15%的待加固柱进行IPCSAM加固， 加固后试件直径为410 mm(J2).

2.3 加载设计

选择300 t压力试验机. 加载方式为先按15 kN·min-1的速度进行力加载， 加载至极限荷载的50%后采用位移加载控制， 加载速度0.06 mm·min-1， 至试件破坏. 为防止加载板不平整， 在柱顶采用垫砂找平. 由于桥墩小偏压的偏心率基本在0.2以内[18]， 经计算， 取加载偏心距为75 mm， 偏心率为0.183. 为了使加固试件的受力更不利， 待加固柱有损伤的加固试件的小偏压加载位置在靠损伤一侧.

应变片及位移计布置如图5所示. 试件1/2高度处套筒外侧和内侧的环向与竖向分别等间距布置4个混凝土应变片， 采集套筒混凝土应变； 柱顶设置1个YHD-50型位移计采集砂垫层位移， 试验机的作动器上沿柱缘等角度布置4个YHD-50型位移计采集试件纵向位移. 应变与位移数据均使用TDS-530静态数据采集仪采集， 如图6所示， 采集频率0.5 Hz.

图5 应变片及位移计布置图 Fig.5 Plan of displacement meter and strain gage

图6 TDS-530静态数据采集仪Fig.6 TDS-530 static data collector

3 试验结果与分析

3.1 破坏形态

1) 待加固柱. L试件偏压加载到400 kN出现第一条细微裂缝， 随后裂缝随加载继续发展， 加载至550 kN时纵向裂缝贯通， 试件破坏， 呈脆性破坏， 如图7(a)所示.

图7 试件偏压破坏图Fig.7 Damage of specimens

2) 无损伤加固柱. J1试件加载至800 kN时出现第一条裂缝， 裂缝随着加载逐渐发展， 过程中可听到清脆响声， 推测为钢丝网断裂； 加载至1 000 kN时， 管片多处裂缝贯通断裂， 荷载到达峰值； 随后承载力下降， 管片逐环破坏， 试件破坏. 管片破坏主要集中在与受拉端呈45°角的面上， 如图7(b)所示. 通过预埋在填充混凝土的应变片， 可测得初始环向平均微应变为10， 竖向平均微应变为46， 经测算， 竖向自应力值为0.735 MPa. 裂缝集中在竖向螺杆混凝土保护层、 套筒连接错缝处； 管片连接可靠， 试件破坏时保持完好， 螺杆均未屈服.

3) 有损伤加固柱. J2试件加载至670 kN时出现第一条裂缝， 裂缝随着加载发展； 可听到响声； 加载至900 kN时荷载到达峰值； 随后承载力下降， 管片逐环破坏， 试件破坏. 管片破坏位置、 裂缝、 管片连接等破坏特征与无损伤加固柱相似， 如图7(c)所示； 初始平均微应变为环向9， 纵向44， 竖向自应力值0.701 MPa.

3.2 荷载-位移关系图

试件小偏压作用下的荷载-位移曲线如图8所示. 所有试件的荷载-位移曲线分为4个阶段， 即弹性阶段(Ⅰ)、 弹塑性阶段(Ⅱ)、 二次强度阶段(Ⅲ)、 破坏阶段(Ⅳ). 其中： 弹性阶段的曲线基本呈直线； 加载到峰值荷载的70%～80%时进入弹塑性阶段， 裂缝出现并增多， 刚度下降， 曲线斜率变小； 峰值荷载后进入第Ⅲ阶段， 该阶段IPCSAM加固试件的承载力下降较缓慢， 且承载力下降后出现回升的情况， 故该阶段定义为二次强度阶段； 最后为破坏阶段， 试件承载力加快下降至破坏. 待加固试件呈脆性破坏特征， 加固试件呈延性破坏特征. 可见， 小偏压试件荷载-位移曲线与轴压试件[7]不同， 峰值荷载后出现了明显的二次强化阶段. 这是由于随着加载， 受压较小侧的墩柱钢筋和套筒中的螺杆也参与受力， 特别是峰值荷载后变形较大， 使上述钢筋和螺杆的受力增大， 增强了持荷能力.

3.3 荷载-应变关系图

图9为试件受拉侧的荷载-应变曲线. 峰值荷载前， 试件的轴向和环向应变基本呈线性增长； 接近峰值荷载时， L试件的应变曲线没有呈现向下弯折趋势直接破坏， 而加固试件J1、 J2加载到峰值荷载的80%时曲线开始向下弯折， 斜率逐渐变缓至接近水平， 达到峰值应变， 试件破坏. 由于峰值荷载后套筒约束作用骤减， 环向膨胀应变增长速度大于纵向. 加固试件的极限应变比原墩柱大大提高.

图8 试件荷载-位移曲线 Fig.8 Load-displacement curve of specimens

图9 试件荷载-应变曲线Fig.9 Load-strain curve of specimens

3.4 对比分析

试件小偏压试验结果如表4所示. 与L试件对比， 加固试件J1与J2的峰值荷载分别提高81%与63%， 峰值应变分别提高110%与104%， 加固后试件的偏压承载力和延性均有明显提高， 加固效果良好.

表4 试验结果

1) IPCSAM对损伤墩柱的加固效果. J2的偏压承载力为J1的90%， 说明IPCSAM对损伤礅柱的修复加固效果良好. 这是由于自应力不分散混凝土具有良好的自流平和自密实， 很好地填充了损伤部位； 且填充混凝土的膨胀性能进一步强化了损伤部位的填充效果， 抵消混凝土的收缩徐变的影响， 提高了界面粘结， 确保损伤部位截面抗力的恢复. 同时衬砌式套筒连接性能良好， 为自应力产生提供条件， 自应力加强了核心混凝土的约束， 提高了加固试件的承载力和延性.

2) IPCSAM对无损伤柱的加固效果. 通过J1试件与PASAM加固轴压试件YZ-SS的对比可知： J1加固后与原墩柱的截面积比A1=2.69， 承载力比B1=1.81， 加固效率C1=B1/A1=0.67； YZ-SS加固后与原墩柱的截面积比As=1.96， 承载力比Bs=1.28， 加固效率Cs=0.65. 可知IPCSAM加固试件的单位新增面积提高的承载力大于PCSAM加固试件. 这是由于自应力不分散混凝土产生了自应力， 既改善了界面粘结性能[15]， 又加强了核心柱的约束， 提高了结构整体性、 混凝土强度和极限应变， 故加固效率提高.

4 结语

1) IPCSAM对墩柱的加固效果明显， 承载和延性均大幅度提升； 与PCSAM相比， 加固效率提升.

2) 采用IPCSAM加固的损伤墩柱小偏压性能良好， 承载力可达到无损伤墩柱加固后承载力的90%， 延性基本可达到无损伤墩柱加固后的水准.

3) 参照盾构衬砌改进的套筒连接性能良好， 为填充混凝土产生自应力提供了环向限制条件. 自应力既可加强核心混凝土约束， 也可提高新旧混凝土的粘结性能， 变被动加固为主动加固， 提高加固墩柱性能和加固效率.

4) IPCSAM加固试件小偏压破坏主要原因是套筒开裂， 导致核心混凝土约束减弱， 承载力下降. 故IPCSAM加固试件的受压性能与原墩柱的承载力、 套筒和填充混凝土的设计参数相关.