陳昭暉， 郭芳枝， 蘇家戰(zhàn)， 黃卿維， 陳寶春， 肖澤榮， 林志滔

(1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院， 福建 福州 350108； 2. 福州市規(guī)劃勘測(cè)設(shè)計(jì)研究總院， 福建 福州 350108)

0 引言

超高性能混凝土(ultra-high performance concrete， UHPC)具有高抗壓、 抗拉強(qiáng)度, 高韌性及優(yōu)異耐久性能[1-5]， 是裝配式高性能橋梁結(jié)構(gòu)的首選材料之一， 在國(guó)內(nèi)外橋梁工程領(lǐng)域被廣泛關(guān)注并開始應(yīng)用[6]. 由于UHPC材料制備技術(shù)要求較高、 早期收縮較大[7]等特點(diǎn)， 在橋梁工程中的應(yīng)用以預(yù)制為主[8-9]， 這也符合現(xiàn)代橋梁建筑工業(yè)化的趨勢(shì)且和我國(guó)裝配式結(jié)構(gòu)的發(fā)展方向一致. 近年來(lái)， 國(guó)內(nèi)外已建和在建的UHPC箱梁橋， 普遍取消橫隔板， 采用工廠節(jié)段預(yù)制薄壁UHPC梁段， 現(xiàn)場(chǎng)通過(guò)預(yù)應(yīng)力索將預(yù)制UHPC節(jié)段梁張拉成橋[10-13]. 為解決UHPC箱梁橋結(jié)構(gòu)減薄后剛度降低的弱點(diǎn)以及保證經(jīng)濟(jì)性， 橋面板采用普通鋼筋混凝土(reinforced concrete， RC)， 形成預(yù)應(yīng)力UHPC-RC組合箱梁橋， 具有合理發(fā)揮材料受力性能、 運(yùn)輸施工方便、 經(jīng)濟(jì)性好等特點(diǎn)， 其應(yīng)用前景良好.

本研究開展節(jié)段拼裝預(yù)應(yīng)力UHPC-RC組合箱梁受彎性能試驗(yàn)研究， 組合箱梁采用UHPC U型梁預(yù)制節(jié)段拼裝及后現(xiàn)澆RC橋面板的施工工藝. 通過(guò)分析組合箱梁的破壞特征、 荷載-撓度曲線、 混凝土應(yīng)變、 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力、 裂縫分布發(fā)展和破壞模式， 探究節(jié)段拼裝預(yù)應(yīng)力UHPC-RC組合箱梁的受彎性能.

1 試驗(yàn)概況

1.1 試驗(yàn)構(gòu)件

本試驗(yàn)制作的預(yù)應(yīng)力UHPC-RC組合箱梁， 梁長(zhǎng)4 m， 計(jì)算跨徑為3.8 m， 梁高300 mm， 頂板寬550 mm， 厚50 mm， 腹板高200 mm， 厚75 mm， 底板寬350 mm， 厚50 mm. 梁下部為預(yù)制的UHPC U型梁， 頂板為后澆的C50鋼筋混凝土(RC)板. 試驗(yàn)梁的UHPC U型梁采用節(jié)段預(yù)制拼裝， 每個(gè)預(yù)制節(jié)段長(zhǎng)度為1 m. 試驗(yàn)梁底部縱向布置4根s15.2 mm的預(yù)應(yīng)力鋼絞線， 張拉力為140 kN， 頂板縱向布置間距80 mm、 直徑6 mm的HRB400普通鋼筋， 橫向布置間距100 mm、 直徑8 mm的HRB400普通鋼筋. 在預(yù)制UHPC U型梁和后澆RC頂板之間預(yù)埋間距100 mm、 直徑10 mm的HRB400普通鋼筋作為剪力連接件， 以加強(qiáng)接合面的粘結(jié). 組合箱梁截面尺寸、 配筋及縱向布置如圖1所示.

(a) 組合箱梁截面尺寸與配筋示意圖

(b) 組合箱梁縱向布置圖

1.2 試驗(yàn)梁制作

表1 UHPC配合比

試驗(yàn)梁所用UHPC材料配合比如表1所示. 其中， UHPC采用的鋼纖維長(zhǎng)13 mm、 直徑0.2 mm. 試驗(yàn)梁制作過(guò)程： 1) 根據(jù)試驗(yàn)梁截面尺寸制作U型梁模板， 穿入預(yù)應(yīng)力鋼筋并進(jìn)行嚴(yán)格定位； 2) 根據(jù)規(guī)范[14]制備UHPC， 待U型梁快澆筑完成時(shí)， 將預(yù)先制作好的鋼筋剪力連接件設(shè)在預(yù)定位置并固定； 3) 土工布覆蓋養(yǎng)護(hù)24 h后， 進(jìn)行拆模并對(duì)梁體腹板頂部進(jìn)行鑿毛處理， 隨后進(jìn)行蒸汽養(yǎng)護(hù)72 h； 4) 待材料力學(xué)性能達(dá)標(biāo)后， 逐根對(duì)稱張拉預(yù)應(yīng)力鋼筋， 有效張拉力為138.8 ～155.3 kN； 5) 制作組合箱梁頂部模板并綁扎頂板鋼筋， 澆筑C50混凝土后， 采取蓋土工布的方式對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行保溫， 保持15～20 ℃養(yǎng)護(hù)3 d后拆模. UHPC U型梁和RC頂板制作過(guò)程中， 分別采用同一批次攪拌的UHPC和C50混凝土澆筑標(biāo)準(zhǔn)試塊， 并進(jìn)行同條件養(yǎng)護(hù)， 以進(jìn)行材料性能測(cè)試， 結(jié)果見(jiàn)表2. 鋼筋的實(shí)測(cè)力學(xué)性能如表3所示.

表2 混凝土材料性能

表3 鋼筋材料性能

1.3 加載方式與測(cè)試內(nèi)容

試驗(yàn)加載裝置如圖2所示， 采用液壓千斤頂和荷載分配梁對(duì)試驗(yàn)梁進(jìn)行兩點(diǎn)對(duì)稱加載， 純彎段長(zhǎng)1 m. 采用分級(jí)加載方案， 彈性變形階段每級(jí)荷載間隔為10 kN， 加載至開裂荷載后每級(jí)荷載為5 kN， 每級(jí)加載完持荷5～10 min.

(1-千斤頂； 2-壓力傳感器； 3-分配梁； 4-加載墊塊； 5-試驗(yàn)梁； 6-應(yīng)變片； 7-位移計(jì)； 8-套筒傳感器)圖2 加載裝置及測(cè)點(diǎn)布置(單位： mm)Fig.2 Loading setup and layout of measurement points (unit: mm)

圖3 應(yīng)變測(cè)點(diǎn)布置(單位： mm)Fig.3 Layout of strain measurement points(unit: mm)

加載過(guò)程中的測(cè)試內(nèi)容包括： 1) 在跨中、 加載點(diǎn)、 靠近梁兩端支座位置處布置5個(gè)位移計(jì)測(cè)量相應(yīng)的撓度(見(jiàn)圖1)； 2) 在4根預(yù)應(yīng)力鋼筋端部布置套筒傳感器測(cè)量預(yù)應(yīng)力鋼筋的應(yīng)力(見(jiàn)圖1)； 3) 在跨中截面沿梁高度方向布置應(yīng)變片測(cè)量沿梁高的應(yīng)變(見(jiàn)圖1)； 4) 沿UHPC和RC接合面兩側(cè)粘貼應(yīng)變片(圖2中的S1～6)來(lái)觀測(cè)UHPC和RC接合面兩側(cè)表面應(yīng)變差； 5) 在梁跨中截面的頂板表面布置縱向應(yīng)變片(圖3中的D1～5)觀測(cè)頂板的應(yīng)變分布； 6) 在頂板鋼筋粘貼應(yīng)變片(圖3中的Z1～4)測(cè)量鋼筋應(yīng)變； 7) 加載間隔期在試驗(yàn)梁上標(biāo)記裂縫分布位置， 并采用HC-F800型混凝土裂縫缺陷綜合測(cè)試儀對(duì)典型裂縫寬度和長(zhǎng)度進(jìn)行測(cè)量.

2 試驗(yàn)結(jié)果與分析

2.1 試驗(yàn)過(guò)程及破壞模式

試驗(yàn)梁加載到170 kN時(shí)， 開裂始于跨中UHPC U型梁節(jié)段之間的接縫， 裂縫寬度為0.42 mm. 當(dāng)加載至195 kN時(shí)， U型梁腹板裂縫僅沿跨中節(jié)段接縫開展且不斷往上延伸(圖4 (a))， 最大裂縫寬度為0.9 mm， 在梁腹板其他區(qū)域未出現(xiàn)新的裂縫； 同時(shí)， RC頂板和U型梁的接合面處出現(xiàn)沿梁長(zhǎng)的縱向裂縫(圖4(b))， 長(zhǎng)度13 cm. 梁體另外一側(cè)跨中RC頂板和U型梁的接合面處也出現(xiàn)沿梁長(zhǎng)的縱向裂縫， 長(zhǎng)度為7 cm.

(a) 跨中裂縫

(b) 縱向裂縫

圖5 RC頂板翼緣底部開裂情況Fig.5 Cracks on the flange of RC slab

當(dāng)加載至235 kN時(shí)， 跨中裂縫發(fā)展到RC頂板翼緣， 在RC頂板翼緣底部出現(xiàn)2條裂縫， 寬度不小于0.1 mm， 長(zhǎng)度不小于12 cm. RC頂板和U型梁接合面的縱向裂縫繼續(xù)向兩側(cè)發(fā)展， 長(zhǎng)度達(dá)到29 cm， 跨中裂縫的最大寬度為4.21 mm. 當(dāng)荷載增加到270 kN時(shí)， RC頂板翼緣底部裂縫數(shù)量不斷增加， 均具有細(xì)且長(zhǎng)的特征， 長(zhǎng)度均大于10 cm， 如圖5所示. 跨中豎向裂縫最大寬度為7.3 mm， 在梁兩側(cè)腹板其他區(qū)域未出現(xiàn)新的裂縫. 繼續(xù)加載至315.2 kN時(shí)， 跨中豎向裂縫最大寬度為14.8 mm. 待荷載保持5 min后， RC頂板上形成橫向貫通大裂縫， 翼緣處出現(xiàn)大量混凝土剝落， 如圖6所示. 試驗(yàn)梁的最終破壞形式為RC頂板混凝土壓潰破壞， 其裂縫總體分布如圖7所示.

(a) 翼緣處混凝土剝落

(b) RC頂板混凝土壓潰

2.2 荷載-跨中撓度曲線分析

表4 特征荷載和撓度值

圖8 荷載-跨中撓度曲線Fig.8 Load-deflection curve

圖9 豎向撓度變形Fig.9 Vertical deflections

2.3 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力分析

表5 特征荷載下預(yù)應(yīng)力筋平均應(yīng)力增量值

圖10給出了試驗(yàn)梁荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線， 其發(fā)展趨勢(shì)與圖8中荷載-跨中撓度曲線類似. 圖11給出了試驗(yàn)梁撓度-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線. 表5給出了對(duì)應(yīng)不同特征荷載點(diǎn)的上、 下層預(yù)應(yīng)力筋平均應(yīng)力增量值.

試驗(yàn)梁開裂之前， 預(yù)應(yīng)力筋處于彈性變形階段， 應(yīng)力增量較小， 與荷載呈近似線性關(guān)系. 開裂后， 開裂截面發(fā)生應(yīng)力重分布， 試驗(yàn)梁主要靠預(yù)應(yīng)力筋承受拉應(yīng)力， 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量與荷載水平、 撓度呈線性關(guān)系. 當(dāng)加載至270 kN(B點(diǎn))時(shí)， 下層預(yù)應(yīng)力筋平均應(yīng)力增量為彈性階段的8.7倍， 曲線出現(xiàn)第二次折點(diǎn). 隨著荷載的繼續(xù)增加， 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增幅有所加大， 試驗(yàn)梁頂板壓碎破壞時(shí)， 預(yù)應(yīng)力筋并未斷裂， 應(yīng)力增量可達(dá)到初始有效預(yù)應(yīng)力的50%左右.

圖10 荷載-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線Fig.10 Load-stress increment of prestressing tendons

圖11 撓度-預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量曲線Fig.11 Deflection-stress increment of prestressing tendons

2.4 裂縫分析

圖12 最大裂縫寬度開展情況 Fig.12 Development of maximum crack width

試驗(yàn)梁跨中最大裂縫寬度隨荷載變化的開展情況如圖12所示. 可見(jiàn)， 在加載前期， 試驗(yàn)梁處于彈性變形階段， 裂縫隨著跨中節(jié)段拼接縫的張開而緩慢發(fā)展. 當(dāng)荷載增至195 kN后， 裂縫開展速率增大， 裂縫寬度隨著荷載的增大呈線性增長(zhǎng). 當(dāng)加載至270 kN后， 梁截面剛度進(jìn)一步降低， 下?lián)献冃卧龃螅?最大裂縫寬度迅速增加， 直至梁破壞.

2.5 應(yīng)變分析2.5.1 頂板混凝土和鋼筋應(yīng)變

加載過(guò)程中測(cè)得試驗(yàn)梁跨中截面頂板混凝土縱向應(yīng)變(圖3測(cè)點(diǎn)D1～5)的橫向分布如圖13所示. 可見(jiàn)試驗(yàn)梁頂板存在一定的剪力滯效應(yīng)， 隨著荷載的增加， 剪力滯效應(yīng)越明顯.

RC頂板內(nèi)縱向鋼筋各測(cè)點(diǎn)Z1～4(見(jiàn)圖3)的荷載-應(yīng)變曲線如圖14所示. 可見(jiàn)， 試驗(yàn)梁開裂前， 縱向鋼筋處于彈性變形階段， 其應(yīng)變與荷載呈線性關(guān)系. 開裂后， 鋼筋應(yīng)變隨著荷載的增加而增大； 試驗(yàn)梁破壞時(shí)， 其頂板縱向鋼筋最大壓應(yīng)變值為991.67 ×10-6.

圖13 跨中截面頂板應(yīng)變橫向分布Fig.13 Transverse distribution of strains of top slab at mid-span section

圖14 頂板縱向鋼筋荷載-應(yīng)變曲線Fig.14 Load-strain curves of longitudinal reinforcement in top slab

2.5.2跨中截面豎向混凝土應(yīng)變

圖15給出了試驗(yàn)梁開裂前跨中位置沿梁體高度的應(yīng)變分布. 由圖可知， 試驗(yàn)梁在開裂前的應(yīng)變沿梁高呈線性分布， 基本滿足平截面假定， 中性軸位置保持不變.

2.5.3UHPC-RC接合面兩側(cè)應(yīng)變

圖16顯示沿RC頂板和UHPC梁接合面兩側(cè)縱向布置的各測(cè)點(diǎn)S1～6測(cè)得的荷載-應(yīng)變曲線. 可見(jiàn)，S1點(diǎn)處兩側(cè)應(yīng)變?cè)诩虞d至195 kN后出現(xiàn)較大差異， 這是由于此時(shí)RC頂板和UHPC梁接合面出現(xiàn)縱向裂縫并發(fā)展到S1點(diǎn)處導(dǎo)致的. 其他測(cè)點(diǎn)S2～6處的UHPC-RC接合面兩側(cè)應(yīng)變值和變化趨勢(shì)基本一致， 表明現(xiàn)澆RC頂板和預(yù)制UHPC-U型梁之間的良好協(xié)同工作性能.

圖15 跨中截面不同高度混凝土應(yīng)變分布Fig.15 Strain distribution of concrete at different heights of mid-span section

圖16 UHPC-RC接合面兩側(cè)應(yīng)變比較Fig.16 Comparison of strains along UHPC-RC joint surface

3 結(jié)論

1) 本研究進(jìn)行了節(jié)段拼裝預(yù)應(yīng)力UHPC-RC組合箱梁的靜載受彎性能試驗(yàn)， 結(jié)果說(shuō)明組合箱梁經(jīng)歷了彈性階段、 裂縫開展階段和破壞階段三個(gè)不同受力階段. 由于組合箱梁跨中截面存在節(jié)段接縫， 在荷載作用下的變形主要由節(jié)段接縫逐步張開產(chǎn)生， 組合箱梁底板和腹板均沒(méi)有出現(xiàn)明顯的裂縫； 隨著荷載增加， 裂縫發(fā)展至頂板翼緣， 組合箱梁的最終破壞模式為RC頂板混凝土壓潰破壞.

2) 組合箱梁開裂后， 受拉區(qū)應(yīng)力主要由預(yù)應(yīng)力筋承擔(dān)， 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量隨荷載變化趨勢(shì)與荷載-跨中撓度曲線相似， 組合箱梁破壞時(shí)預(yù)應(yīng)力筋未斷裂， 預(yù)應(yīng)力筋應(yīng)力增量可達(dá)其初始有效預(yù)應(yīng)力的50%左右； 組合箱梁跨中最大裂縫寬度隨荷載增加分階段線性增長(zhǎng).

3) 組合箱梁跨中截面沿梁體截面高度的混凝土應(yīng)變基本符合平截面假定， 且預(yù)制UHPC U型梁和現(xiàn)澆RC頂板的協(xié)同工作性能良好， 因此在分析UHPC-RC組合箱梁截面抗彎性能時(shí)使用平截面假定是合適的. 此外， 組合箱梁存在一定的剪力滯效應(yīng).