季文玉，過民龍，李旺旺

(北京交通大學 土木工程學院，北京　100044)

近年來，隨著高速鐵路的快速發(fā)展，對橋梁使用性能的要求也越來越高，尋求強度滿足跨越能力、耐久性符合環(huán)境要求、制作工藝適合生產條件、同時又經濟合理的結構形式，一直是橋梁工程人員的努力方向。

活性粉末混凝土(RPC)是20世紀90年代由法國BOUYGUES公司研制的一種超高性能混凝土材料。因其具備超高的抗拉和抗壓力學性能、卓越的耐久性及易于工廠批量化生產的施工性能，引起了國內外研究者的廣泛關注[1]。將這種活性粉末混凝土用在大跨度橋梁上部結構，可以完全滿足結構對承載力和使用性能的要求，但是，由于RPC在制作工藝上的局限性，導致其僅能在工廠內加工為預制構件，這對施工現(xiàn)場吊裝作業(yè)用起重機的吊裝性能提出了挑戰(zhàn)。

為利用RPC的超高性能，同時又能滿足施工要求并節(jié)約材料成本，作者提出采用RPC-普通混凝土(NC)組合梁的結構形式，將梁的受拉部分以RPC為材料在工廠預制，梁的受壓部分于施工現(xiàn)場以預制RPC構件為底?，F(xiàn)澆普通混凝土NC成型。相對于全截面RPC或NC梁，RPC-NC組合梁充分利用了RPC的抗拉強度及其耐久性和NC的抗壓強度，并且又節(jié)約了普通混凝土現(xiàn)澆模板的使用量，同時也具備組合結構所特有的施工快速、布置靈活等優(yōu)點。

作為2種混凝土材料相結合而成型的組合梁，需要考慮制作時組合界面的人工處理問題，如鑿毛等。由于對具有強度高且摻有鋼纖維的預制RPC部件進行界面處理較為困難，故工程實際中對RPC界面處理為不鑿毛，RPC-NC組合界面取自然養(yǎng)護面，如圖1所示。

圖1　RPC-NC組合梁示意圖

組合界面是RPC-NC組合梁受力的薄弱環(huán)節(jié)，能否保證兩者共同工作是需要解決的關鍵問題。本文進行這種組合梁組合界面的受力性能研究。

1　試驗概況

1.1　試件設計

對于混凝土界面抗剪性能的試驗研究，國內外尚無普遍公認的標準方法。以往研究者采用的新老混凝土界面抗剪試件的結構形式可歸納為2類：①Z字形單面剪切試件[2-3]；②雙面剪切試件[4-5]。前者可減少偶然偏載造成的界面附加彎矩的影響，但由于僅存在1個剪切承載面，試件破壞后具有一定危險性；后者雖然受到界面附加彎矩的影響，但2個剪切承載面的存在可確保試驗過程的安全性，同時可通過重復試驗減輕偏載的影響。

考慮到界面鋼筋的存在僅對界面殘余強度有較大的影響[6]，為了得到RPC-NC結合面的抗剪受力性能，本文采用無抗剪鋼筋的界面構造形式。依據試件的形式應與RPC-NC組合梁的界面剪力傳遞方式盡量接近的原則，剪切試件的界面采用與實際情況相同的自然粗糙界面處理方法。同時，綜合考慮界面剪力分布的均勻性、試驗的可操作性，將本次試驗的RPC-NC組合梁試件設計成雙面剪切試件，采用2個100 mm×100 mm×400 mm預制活性粉末混凝土棱柱作為試件的左右兩肢，試件中部為后澆相同尺寸的普通混凝土棱柱，并錯開一定距離形成剪切薄弱面，如圖2所示。本次試驗主要研究的參數(shù)有普通混凝土強度等級和界面正應力。普通混凝土強度等級分別取C40，C50和C60。界面正應力分別取0(無側壓力)，0.5，1.0和1.5MPa。因此共設計了12組總共36個試件，試件編號形式采用“混凝土強度等級-界面正應力”的格式。

圖2　剪切試件構造示意圖

1.2　試件制作及材料性能

為了保證試驗所得結果與實際RPC-NC組合梁的界面性能相一致，試件制作方法與組合梁相同，具體步驟為：①將活性粉末混凝土按照文獻[7]所述方法制備，并在充分振搗過程中對暴露的自由表面不進行任何處理，經過48 h蒸汽初養(yǎng)后靜置24 h；②將預制RPC棱柱的自然養(yǎng)護面相向放入特制鋼模中，將普通混凝土澆于鋼模中，隨即充分振搗與抹面，且防止漏漿；③將試件預制部分與新澆普通混凝土部分連同所用鋼模板置于室溫15～20 ℃條件下養(yǎng)護至普通混凝土3 d齡期，然后脫模于室溫自然養(yǎng)護至普通混凝土28 d齡期，以備加載試驗。剪切試件的制作如圖3所示。所使用RPC的強度等級為已被應用于實際工程的R130級，RPC的配合比見表1，普通混凝土的配合比見表2。

圖3　剪切試件制作過程示意圖

制作預制RPC棱柱時，保留100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊；后澆普通混凝土時，保留150 mm×150 mm×150 mm的立方體試塊，并置于與試件相同的條件下進行養(yǎng)護。材料性能試驗結果見表3。

表1　RPC配合比　kg·m-3

表2　普通混凝土配合比

表3　材料性能試驗結果

1.3　試驗加載及測量內容

采用1 000 kN級油壓千斤頂在剪切試件頂部進行單調加載，并利用500 kN量程的電阻式圓筒形壓力傳感器采集荷載值。試驗開始前將各儀器對中，且進行預壓以確認儀器工作正常并消除儀器間隙。試驗主要測量的數(shù)據有：①壓力傳感器讀數(shù)；②RPC-NC組合界面滑移量；③界面兩側材料的豎向應變。所測數(shù)據通過DH3816數(shù)據采集儀由計算機自動記錄。圖4和圖5分別給出了加載裝置和測點布置情況。

圖4　加載裝置

圖5　測點布置示意圖(單位：mm)

通過與試件側表面相接觸的2塊厚20 mm的鋼板施加界面正壓力，2塊鋼板間通過6枚螺栓相互連接。試件加載前使用扭力扳手依次擰緊螺栓，并實時監(jiān)控粘貼于螺栓上的應變片讀數(shù)，反復調試直至其達到規(guī)定界面壓力換算而得的應變值，試件靜載試驗開始后，也實時監(jiān)控螺栓應變讀數(shù)。加壓鋼板構造如圖6所示。

圖6　加壓鋼板構造圖

2　試驗現(xiàn)象及結果

2.1　試驗主要現(xiàn)象

試件的破壞特征與側壓鋼板的約束有很大關系。無側壓鋼板時，試件主要破壞形態(tài)為RPC-NC組合界面的剪切開裂破壞，試件被剪開后所得各混凝土棱柱幾乎完好無損。有側壓鋼板約束時，試件的剪切面通長開裂并經承載力荷載突降后，部分試件的混凝土棱柱間并未完全剪開，有時甚至出現(xiàn)試件加載端凸塊壓潰、劈裂、橫向斷裂的現(xiàn)象。不論有無側壓鋼板，試件的剪切裂紋均從加載端沿界面向承載端逐漸擴展，但有側壓鋼板時試件剪切裂縫的擴展速率明顯比無側壓鋼板時慢。圖7給出了部分試件的破壞形態(tài)，圖7中(a)，(b)和(c)為剪切面破壞情況，(d)，(e)和(f)為加載端凸塊破壞情況。

圖7　剪切試件破壞形態(tài)

隨著荷載逐漸增加至臨近剪切裂紋出現(xiàn)時，試件周圍可聽見鋼纖維被拉扯的響聲，但界面滑移量增長緩慢；荷載繼續(xù)增大，剪切面周圍表面的浮漿逐漸剝落，同時裂紋沿著界面不斷發(fā)展，直至其貫穿整個界面時試件發(fā)出一聲悶響；當試件的2個界面都被剪切裂縫貫通后，無側壓鋼板約束試件的抗剪承載力下降很快，滑移量迅速增加，最終殘余抗剪承載力很小，表現(xiàn)出脆性；而有側壓鋼板約束試件的抗剪承載力僅有一定量的突然下降，隨后不同試件的抗剪承載力有不同程度的提高，直至抗剪承載力因兩個界面完全破壞而再次突降或試件承載端頭被壓潰。由于偏載的影響，試件的剪切面出現(xiàn)裂縫和最終破壞的時刻，2個界面并不一致，但這對最終破壞形態(tài)并無太大影響。

2.2　荷載—界面滑移量曲線

由于試件在受力過程中總體彈性變形很小(壓力傳感器滿500 kN量程時試件平均彈性變形計算值小于0.1 mm)，故取位移傳感器所采集數(shù)據的平均值作為界面平均滑移量。如前所述，雙面剪切試件在加載過程中易出現(xiàn)偏載現(xiàn)象，2個界面被剪切產生的裂縫并非同時貫通。對于無側壓鋼板的試件，2個界面裂縫貫通的時間間隔不大，或者同時貫通；而對于有側壓鋼板的試件，當某個界面臨近破壞時，側壓鋼板螺栓的應變開始緩慢上升，直至這個界面破壞(試件承載力荷載突降)，此后側壓鋼板螺栓的應變迅速增加，約束壓力大幅提升，進而使得試件承載力荷載可繼續(xù)增加，最終因試件雙側界面均剪壞或試件加載端凸塊被壓潰使試件承載力荷載再次下降。故試件極限抗剪承載力取為當一側界面完全破壞時的荷載值，也即試件出現(xiàn)首次承載力荷載突降時的峰值荷載值。

試件界面的破壞均表現(xiàn)為脆性破壞，對于無側壓鋼板試件，破壞后的殘余抗剪承載力幾乎為零；而對于有側壓鋼板試件，破壞后的荷載—滑移曲線雖有上升但已超越所考慮的范圍，故荷載—滑移曲線僅取至極限抗剪承載力為止。圖8為所有試件的荷載—界面滑移曲線，同時表4列出了每組3個重復試件的平均抗剪承載力FPU和對應的滑移量范圍。

從圖8可以看出，SPC-NC組合界面在最終破壞時的滑移量很小，2種材料基本上為共同工作的整體。無側壓力時試件表現(xiàn)為線彈性脆性斷裂的受力特征；而當側壓力等級逐漸增大時，試件的抗剪承載力有明顯提高，同時對應的荷載—滑移曲線形狀也略顯延性。

表4　試件平均抗剪承載力和滑移量

圖8　試件的荷載—界面平均滑移曲線

2.3　組合界面豎向壓應變分布情況

因篇幅限制，圖9—圖12分別給出了NC等級為C40而界面正應力不同時試件界面的豎向應變分布情況。因試件的幾何形狀對稱，故圖中所示應變值為2個界面相同高度測點的平均應變值。取組合界面豎向最低點為原點，將應變片讀數(shù)作為其中心點處的材料應變，則應變采集點的縱坐標分別為35，150和265 mm。從圖9—圖12可以看出，當荷載等級較低時，界面處RPC與NC之間的豎向壓應變差異不大；隨著荷載逐漸增加，界面處2種材料豎向應變的差異逐漸擴大，且表現(xiàn)為頂部NC壓應變較大，底部RPC壓應變較大的分布情況，然而界面中部的應變差始終不大，試件呈現(xiàn)出壓拱受力狀態(tài)。隨著試件側壓力等級的不斷提高，接近破壞時RPC和NC的最大豎向壓應變也逐漸增大，并且壓應變分布的不均勻性也有所加大。

圖9　C40-0試件界面的豎向壓應變分布

3　抗剪承載力計算

圖10　C40-0.5試件界面的豎向壓應變分布

圖11　C40-1.0試件界面的豎向壓應變分布

圖12　C40-1.5試件界面的豎向壓應變分布

從試驗結果可知，試件開始受力至剪切破壞過程中，界面的滑移量相對于界面尺寸很小，故可忽略試件的形變，利用其初始幾何結構建立受力平衡模型。取試件的部分隔離體進行平衡分析，如圖13所示。圖中：FP為外荷載；PQ為側壓鋼板提供的側壓力；FH和FV分別為水平和豎向反力；τ為界面平均剪應力；σn為界面平均正應力；h1和h2分別為棱柱體高度和界面應力作用高度；b為棱柱體寬度。

圖13　試件隔離體受力狀態(tài)

假設側壓鋼板對試件的法向作用力和界面所受法向應力都均布于對應作用面，界面剪應力也為均勻分布，外荷載及反力均為均布于其對應作用面上，控制界面破壞的臨界應力狀態(tài)符合Mohr-Coulomb準則，即有

τ=cft+μσn

(1)

式中：ft為界面材料抗拉強度，取NC抗拉強度；c和μ分別為內聚力系數(shù)和摩擦系數(shù)。

根據試件整體和隔離體的受力平衡可確定圖13中各個力之間的關系。

根據隔離體水平和豎向力的平衡可得

PQbh2+FH-σnbh2=0

(2)

FP+τbh2-FV=0

(3)

根據隔離體力矩平衡關系可得

0.5FPb+FH(h1-0.5h2)-1.5FVb=0

(4)

根據試件整體豎向力的平衡可得

FP=2FV

(5)

聯(lián)立上式可解得試件極限抗剪承載力的表達式為

(6)

按歐洲規(guī)范[8]分別取c=0.35和μ=0.6并代入式(6)可知，無側壓力時試件的理論計算結果與試驗結果吻合良好，理論計算值與試驗結果的比值為0.91～1.01；而有側壓鋼板約束存在時，其比值為0.40～0.62，這說明在RPC-NC組合界面自然粗糙的情況下，歐洲規(guī)范中摩擦系數(shù)的取值偏低，故需要依據試驗結果重新進行參數(shù)擬合。

利用最小二乘法擬合得到的參數(shù)為c=0.41，μ=2.51，R2=0.865 5，對應的抗剪承載力計算值及其與試驗結果的對比情況見表5。

表5　試件抗剪承載力對比

4　結　論

(1)RPC-NC組合界面在自然粗糙狀態(tài)下受剪破壞時的相對滑移量在1 mm以下，故在界面剪切破壞前可以將其視為共同受力的整體；而界面剪切破壞后，滑移量迅速增大，界面兩側的構件幾乎為剛體滑動，失去共同受力能力。

(2)RPC-NC組合界面的剪切破壞為脆性破壞。當界面不存在法向壓力時，破壞前界面的抗剪承載力與相對滑移的關系為線彈性，而界面剪壞后抗剪承載力迅速降低至零；當界面存在法向壓力時，加載初期界面的抗剪承載力與相對滑移的關系仍可視作線彈性，至接近極限荷載時曲線的斜率逐漸變緩，但界面破壞仍表現(xiàn)為承載力荷載突降。

(3)RPC-NC組合界面在自然粗糙條件下的極限剪應力與混凝土抗拉強度及界面壓力之間的關系可使用Mohr-Coulomb準則描述。經過試驗數(shù)據回歸分析，上述關系的表達式為τ=0.41ft+2.51σn?？梢?，RPC-NC組合界面的抗剪承載力隨NC強度的增加而增加，且隨界面壓應力的增加而大幅增加。

[1]RICHARD P, CHEYREZY M. Composition of Reactive Powder Concrete [J]. Cement and Concrete Research, 1995, 25(7): 1501-1511.

[2]李家康. 高強混凝土在壓剪復合受力下性能的試驗研究 [J]. 土木工程學報, 1997，30(3): 74-80.

(LI Jiakang. Experimental Research on Behavior of High-Strength Concrete under Combined Compression and Shearing Loadings[J]. China Civil Engineering Journal，1997，30(3)：74-80. in Chinese)

[3]趙志方, 趙國藩, 黃承逵. 新老混凝土黏結的拉剪性能研究[J]. 建筑結構學報, 1999(6): 116-119.

(ZHAO Zhifang，ZHAO Guofan，HUANG Chengkui. Research on the Tension-Shear Behavior of the Adhesion of Young and Old Concrete[J]. Journal of Building Structures，1999(6)：116-119. in Chinese)

[4]管大慶, 陳章洪, 石韞珠. 界面處理對新老混凝土黏結性能的影響 [J].混凝土與水泥制品, 1994(3): 16-22，11.

[5]趙曉艷. 新老混凝土機械連接結合性能研究[D].天津：河北工業(yè)大學, 2004.

(ZHAO Xiaoyan. Study on Bond Capability of Young and Old Concrete with Mechanical Joint[D]. Tianjin：Hebei University of Technology，2004. in Chinese)

[6]聶建國, 王宇航, 樊健生, 等. 鋼-混凝土組合梁加寬混凝土舊橋技術中組合橫梁界面受力性能研究 [J]. 土木工程學報, 2012, 45(3): 99-109.

(NIE Jianguo，WANG Yuhang，F(xiàn)AN Jiansheng，et al. Mechanical Behavior of the Interface of Composite Cross Beam in Old Concrete Bridges Widened with Steel-Concrete Composite Beam[J]. China Civil Engineering Journal，2012，45(3)：99-109. in Chinese)

[7]安明喆，宋子輝，李宇，等. 不同鋼纖維含量RPC材料受壓力學性能研究[J]. 中國鐵道科學, 2009，30(5)：34-38.

(AN Mingzhe，SONG Zihui，LI Yu，et al. Study on Mechanical Performance of Reactive Powder Concrete with Different Steel Fiber Contents under Uniaxial Compression[J]. China Railway Science，2009，30(5)：34-38. in Chinese)

[8]Technical Committee CEN/TC250. Eurocode 2: Design of Concrete Structures-Part 1: General Rules and Rules for Building [S]. London: British Standards Institution, 1992.