梁雪嬌 鄭 輝 軒帥飛 方 志

(1.湖南工業(yè)大學(xué)土木工程學(xué)院， 湖南株洲 412007； 2.湖南大學(xué)土木工程學(xué)院， 長沙 410000)

超高性能混凝土(UHPC)具有較高的韌性、高的抗壓強度和優(yōu)異的耐久性，在熱養(yǎng)護的條件下基本無收縮，且長期荷載作用下徐變很小(約為普通混凝土的1/10)[1-4]。UHPC因良好的材料性能在使橋梁結(jié)構(gòu)向輕質(zhì)、大跨方向發(fā)展和實現(xiàn)使用環(huán)境下的長壽命以及減少后期維護費用等方面極具潛力[5]，是土木工程領(lǐng)域極具應(yīng)用前景的新型建筑材料。

UHPC節(jié)段預(yù)制拼裝橋梁可實現(xiàn)橋梁結(jié)構(gòu)輕型化、施工快速化，提高結(jié)構(gòu)耐久性，并降低后期維護成本。但其在構(gòu)造上一個顯著的特點是節(jié)段間存在拼接縫，接縫是預(yù)制拼接橋梁的薄弱環(huán)節(jié)。因此針對節(jié)段間接縫的受力性能的研究是節(jié)段拼裝橋梁中須關(guān)注的重點問題。

文獻[6-9]研究了鋼纖維對UHPC梁的受彎性能的影響，并將試驗結(jié)果與數(shù)值分析進行對比；結(jié)果表明鋼纖維有效控制了UHPC梁的裂縫開展，UHPC表現(xiàn)出延性良好的性能，其延性指數(shù)在1.60～3.75之間；并提出歸一化斷裂模量與纖維增強指數(shù)之間關(guān)系的方程式。文獻[10-16]對配筋率、截面形式等不同參數(shù)的鋼筋活性粉末混凝土梁的抗彎性能進行試驗和非線性有限元仿真模擬分析，總結(jié)出鋼筋活性粉末混凝土梁的剛度、裂縫寬度、開裂彎矩和正截面承載力等的計算方法。文獻[17] 研究了預(yù)應(yīng)力UHPC梁的抗彎性能，包括試驗研究和數(shù)值分析，并對4根大型預(yù)應(yīng)力梁進行測試，提出了抗壓強度大于150 MPa的預(yù)應(yīng)力UHPC梁抗彎承載力的預(yù)測方法。文獻[18-23]以橫向預(yù)應(yīng)力、預(yù)應(yīng)力筋配筋率、混凝土強度、非預(yù)應(yīng)力筋屈服強度、有黏結(jié)和無黏結(jié)為變化參數(shù)對預(yù)應(yīng)力超高性能混凝土梁進行受彎性能分析。文獻[24]研究了活性粉末混凝土(RPC)節(jié)段預(yù)制拼裝預(yù)應(yīng)力簡支箱梁的力學(xué)性能，通過與整體試驗梁的各方面比較和數(shù)值模擬，對箱梁進行整體和荷載變化全過程的性能進行了分析。文獻[25]通過節(jié)段拼裝RPC薄壁簡支箱梁的抗彎試驗和數(shù)值模擬分析，得出：膠接縫可以提高節(jié)段拼裝梁的整體性能，接縫類型和膠接縫對試驗梁的剪力滯效應(yīng)有一定影響。文獻[26-27]對節(jié)段預(yù)制RPC預(yù)應(yīng)力箱橋的極限承載力進行初步分析，并對干接縫和濕接縫進行了受彎性能比較，分析了接縫類型對RPC箱梁抗彎性能的影響，并得出節(jié)段預(yù)制RPC箱梁的極限安全系數(shù)。

目前，針對UHPC節(jié)段預(yù)制拼裝橋梁接縫受彎性能的試驗及理論研究均較少，尤其是針對節(jié)段間接縫抗彎性能的研究更是鮮見。然而拼接縫的存在對UHPC梁的承載能力影響不能忽視，美國AASHTO-PCI-ASBI S B G《極限應(yīng)力狀態(tài)橋梁設(shè)計規(guī)范》[28]中無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土體系膠接縫抗彎承載力折減系數(shù)為0.9?；诖?，本文以有無拼接縫、鍵齒類型及預(yù)壓應(yīng)力大小為參數(shù)，對5片無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力UHPC節(jié)段預(yù)制拼裝梁進行靜力試驗，并對其受彎性能進行分析。

1 試驗設(shè)計

1.1 試驗材料和性能

1.1.1超高性能混凝土

試件采用的UHPC配合比如表1所示。其中：水泥為P·O 52.5水泥；硅灰平均粒徑為0.1 μm，最大粒徑在1 μm以下，SiO2的含量不小于90%；采用低鈣粉煤灰，S95級礦粉；采用平均粒徑為50.1 μm的 325目石英粉；采用20～40目級配石英砂，粒徑在0.3～0.6 mm之間；減水劑為減水率為25%高效可溶性樹脂型，摻量為2%；纖維采用鍍銅光面平直鋼纖維，直徑為(0.16±0.05) mm，長度為(13±1) mm，抗拉強度大于2 000 MPa，體積摻量為2%。UHPC水膠比為0.16，UHPC設(shè)計目標(biāo)抗壓強度為140 MPa。

表1 UHPC配合比(質(zhì)量比)Table 1 Proportions of UHPC mass mix

試件分兩次進行匹配澆筑，澆筑完成后采用薄膜覆蓋，拆模后進行水浴加熱養(yǎng)護72 h。澆筑時預(yù)留100 mm×100 mm×100 mm的立方體試塊、100 mm×100 mm×300 mm和100 mm×100 mm×400 mm的棱柱體試塊與試驗梁進行同條件養(yǎng)護，用于測量UHPC的抗壓強度、劈裂強度、彈性模量等材料特性，材料特性匯總于表2。

表2 UHPC材料特性

1.1.2接縫膠

接縫膠采用雙組份改性環(huán)氧樹脂類高觸變性高強膠結(jié)劑JN-P，其為混凝土預(yù)制節(jié)段拼裝施工結(jié)構(gòu)專用拼縫膠，且已在普通混凝土節(jié)段預(yù)制拼接橋梁進行實際工程應(yīng)用。接縫膠力學(xué)性能見表3。

表3 接縫膠性能

1.1.3鋼絞線及錨具

試驗梁采用1×7標(biāo)準(zhǔn)型低松弛鋼絞線，公稱直徑為15.2 mm，公稱截面面積為140 mm2，抗拉強度標(biāo)準(zhǔn)值為1 860 MPa，彈性模量為195 GPa。錨具采用單孔M1-15夾片式錨具。

1.2 試驗梁設(shè)計和制作

試驗梁設(shè)計為UHPC無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土節(jié)段預(yù)制拼接梁，采用分段匹配澆筑，純彎曲段截面高度為300 mm，寬度為60 mm。試驗梁全長為1.82 m，計算跨徑為1.6 m。為防止試驗梁預(yù)應(yīng)力張拉及加載過程中發(fā)生平面外彎曲及受剪破壞，將試驗梁兩側(cè)支座附近采用增大截面寬度的方式設(shè)置增寬段。試驗梁主要尺寸如圖1所示。

a—立面; b—平面; c—跨中和支座; d—單齒和雙齒。圖1 截面尺寸及配筋 mmFig.1 Dimensions of test girders and reinforcement

試驗梁采用鋼模板澆筑，除無接縫梁(整澆梁)之外，其余均采用匹配澆筑，每片梁均由三部分組成，中間節(jié)段向外凸齒(如圖1中②)，左、右側(cè)為凹齒(如圖1中①)，澆筑時先澆筑左、右側(cè)凹齒節(jié)段，再匹配澆筑中間凸齒節(jié)段。試驗梁采用外徑20 mm的聚氯乙烯管成孔。

研究參數(shù)包括鍵齒構(gòu)造及預(yù)壓應(yīng)力大小，試驗梁設(shè)計參數(shù)見表4。試驗梁包括1片整澆梁和4片拼裝梁，接縫鍵齒類型包括單齒、雙齒和平齒，單齒及雙齒的齒高均為30 mm，依據(jù)法國NF P 18-710《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計規(guī)范：超高性能纖維混凝土特別條例》[29]關(guān)于剪力鍵的建議進行鍵齒設(shè)計，鍵齒的根部尺寸均小于鍵齒高度的10倍，鍵齒的傾斜角取為25°，小于法國標(biāo)準(zhǔn)要求的30°。此外，為便于比較，設(shè)計時保證不同齒型受剪面積一致，單齒受剪面積為150 mm×60 mm，多齒的受剪面積為2×75 mm×60 mm。

試驗梁均如圖1所示布置上、下2根無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼絞線，采用單孔千斤頂交替分布對其張拉，并通過壓力傳感器實時監(jiān)測其有效預(yù)應(yīng)力?；炷量v向預(yù)壓應(yīng)力共設(shè)計兩個參數(shù)，分別為9.5，16 MPa，大約對應(yīng)UHPC抗壓強度標(biāo)準(zhǔn)值的10%和20%。豎向荷載加載前，各試驗梁混凝土平均預(yù)壓應(yīng)力實測結(jié)果見表4。

表4 試驗梁參數(shù)Table 4 Design parameters of test girders

為表述方便，試驗梁采用UB-KX-P的形式進行編號，其中UB表示UHPC試驗梁；K表示鍵齒，X表示鍵齒的數(shù)量，分別為KN(整澆梁)、K0、K1及K2；P表示預(yù)壓應(yīng)力，分別為P1和P2(P1為16 MPa左右、P2為9.5 MPa左右)。例如：UB-K1-P1表示預(yù)壓應(yīng)力16 MPa左右的UHPC單齒拼裝梁。

1.3 試驗裝置以及加載方法

試驗梁采用兩點集中加載，加載裝置如圖2所示。采用液壓千斤頂分級對稱加載，加載點至支座中心線水平距離為0.533 m，兩端剪跨比均為2.05，純彎曲段長度為0.533 m。采用大剛度分配梁將豎向荷載平分至兩加載點，支座及加載鋼板的平面尺寸均為200 mm(橫向)×80 mm(縱向)，在鋼板下墊相同尺寸的橡膠板以均勻其下應(yīng)力并防混凝土局部壓碎。加載過程中進行如下測試：

圖2 試驗裝置 mmFig.2 Test setups

1)撓度測試。在跨中、加載點及支座處布置5個線性可變差動位移傳感器(LVDT)用于記錄試件在加載過程中的撓度變化。

2)鋼束應(yīng)力測試。在每根鋼束上布置1個300 kN壓力傳感器，測試其應(yīng)力增量及其變化規(guī)律。

3)混凝土應(yīng)變測試。采用LVDT進行混凝土應(yīng)變測試，沿截面高度方向均勻布置5個水平設(shè)置的LVDT，拼接梁測試2個接縫斷面(L1～L5，R1～R5)，整澆梁測試跨中斷面(M1～M5)，測點布置如圖3所示。

a—整澆梁; b—節(jié)段拼裝梁。圖3 混凝土應(yīng)變測點布置 mmFig.3 Strain sensors on girders

4)裂縫觀測。加載過程中對裂縫發(fā)展規(guī)律進行記錄，并用裂縫寬度儀對典型裂縫寬度進行測量。

正式加載前，對試驗梁進行預(yù)加載，檢查各儀器工作是否正常。正式加載時，以5 kN為一級加載至彎曲裂縫及斜裂縫出現(xiàn)，確定開裂荷載后，以10 kN為一級加載，臨近破壞時按位移控制加載。加載過程中按每5 s采集一個數(shù)據(jù)的頻率自動同步記錄豎向荷載、水平荷載及豎向位移，并適時對試件裂縫形態(tài)進行記錄。由于試驗梁采用無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力鋼束，出于安全考慮，試驗加載至受拉區(qū)的鋼絞線應(yīng)力達抗拉強度的95%時停止試驗加載。

2 主要試驗結(jié)果

2.1 破壞形態(tài)和裂縫分布

各試驗梁極限狀態(tài)下破壞形態(tài)照片如圖4所示，裂縫分布及混凝土壓碎區(qū)域如圖5所示。試驗梁均發(fā)生受彎破壞，破壞時受壓區(qū)混凝土壓碎。圖5中“①”為首條裂縫出現(xiàn)的位置，陰影部分為混凝土壓碎區(qū)域。

a—UB-KN-P1; b—UB-K1-P1; c—UB-K1-P2; d—UB-K2-P1; e—UB-K0-P1。圖4 試驗梁破壞形態(tài)Fig.4 Failure modes of specimens

UHPC整澆梁荷載加載至極限荷載的62%時，在跨中純彎曲段出現(xiàn)首條豎向裂縫，與拼裝梁相比，裂縫數(shù)量隨著荷載增加而增多。因UHPC內(nèi)鋼纖維的阻裂作用，裂縫間距較小分布密集，裂縫寬度較小。繼續(xù)加載，純彎段豎向裂縫數(shù)量穩(wěn)定，原有裂縫不斷擴展，加載至極限荷載時，試驗梁頂部出現(xiàn)多條水平向裂縫，受壓區(qū)混凝土壓碎，荷載開始陡降。

預(yù)壓應(yīng)力為16 MPa的節(jié)段拼接梁的裂縫擴展情況基本一致，加載至極限荷載的42%～63%時，因為超高性能混凝土抗拉強度要高于接縫處結(jié)構(gòu)膠的抗拉強度，純彎曲段一側(cè)拼接縫位置膠體首先開裂，隨后彎曲裂縫基本出現(xiàn)在拼接縫截面，非接縫區(qū)幾乎沒有彎曲裂縫(圖5)，但因開裂區(qū)域集中的原因，節(jié)段拼接梁裂縫寬度相對整澆梁UB-KN-P1明顯偏大，詳見2.4節(jié)。

a—UB-KN-P1; b—UB-K0-P1; c—UB-K1-P1; d—UB-K1-P2; e—UB-K2-P1。圖5 試驗梁裂縫分布Fig.5 Crack patterns of specimens

預(yù)壓應(yīng)力較小的試驗梁UB-K1-P2，裂縫開展規(guī)律和其他節(jié)段梁基本一致，但試件更早開裂。破壞時混凝土壓碎的范圍和形態(tài)也和UB-K1-P1基本一致，說明預(yù)壓應(yīng)力大小對節(jié)段拼接梁受彎構(gòu)件的破壞形態(tài)影響較小。

2.2 荷載-跨中撓度曲線分析

試驗梁荷載-撓度曲線如圖6所示，圖6中縱坐標(biāo)為跨中壓力傳感器讀數(shù)，橫坐標(biāo)為消除支座變形跨中豎向位移。主要試驗結(jié)果如表5所示。

圖6a描述了相同預(yù)壓應(yīng)力，不同鍵齒構(gòu)造對荷載-撓度曲線的影響?？梢园l(fā)現(xiàn)：預(yù)壓應(yīng)力相同的4片試驗梁，荷載位移曲線基本類似，呈現(xiàn)4個階段：第1階段為試件開裂前的彈性階段，荷載-位移曲線基本呈線性；第2階段為裂縫開展階段，此階段裂縫寬度和高度不斷增長，鋼絞線的應(yīng)力也不斷增加，因采用無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力高強鋼筋，荷載-撓度曲線呈現(xiàn)弧線；第3階段為破壞階段，受壓區(qū)混凝土突然壓碎，受壓區(qū)混凝土部分退出工作，荷載-位移曲線陡降，整澆梁下降最多，其他3片試驗梁降低幅度基本一致；第4階段為破壞后階段，荷載急劇下降后趨于平緩，此階段，因受壓區(qū)混凝土壓碎截面中性軸基本位于受壓鋼束位置，主要依靠高強鋼筋抵抗外荷載，因此各試驗梁在此階段能承擔(dān)的荷載幾乎一致。圖6b為不同預(yù)壓應(yīng)力的單齒UHPC節(jié)段預(yù)制拼裝梁荷載-撓度曲線，預(yù)壓力大小會影響試件的開裂荷載，但對極限荷載影響相對較小。預(yù)壓應(yīng)力為P1的UHPC預(yù)制單齒拼裝梁的開裂荷載高于預(yù)壓力為P2的42%左右。

a—鍵齒構(gòu)造的影響; b—預(yù)壓應(yīng)力的影響。圖6 荷載-跨中撓度曲線Fig.6 Relation curves of load-deflection at mid-spans

表5 試驗梁主要試驗結(jié)果Table 5 Main results of test girders

可以發(fā)現(xiàn)：拼接縫構(gòu)造對荷載-撓度曲線影響較小，UHPC試驗梁均具有較好的延性，而且拼接梁的延性優(yōu)于整澆梁；預(yù)壓應(yīng)力會影響試驗梁的開裂荷載，但對極限荷載影響較小；拼裝梁比同條件下整澆梁的抗彎承載能力低9%～15%，接縫構(gòu)造對抗彎承載能力也有一定的影響，多齒構(gòu)件比同條件下單齒構(gòu)件承載力低4.5%，平齒構(gòu)件比多齒構(gòu)件承載力又低5.7%。

2.3 應(yīng)變分布規(guī)律

通過沿截面高度方向均勻布置的5個LVDT應(yīng)變測點(圖3)，可以獲取縱向應(yīng)變沿截面高度的分布情況，臨界截面的結(jié)果如圖7所示。試驗梁UB-K1-P2接縫位置受拉邊緣LVDT試驗過程中發(fā)生擾動，測試數(shù)據(jù)在140 kN之后異常，故圖7d中未繪制該測點實測結(jié)果。

從圖7可以發(fā)現(xiàn)：無論是否設(shè)置接縫、無論拼接縫的形式是單齒、多齒還是平齒，試驗梁在各級荷載下的應(yīng)變基本符合平截面假定。

a—UB-KN-P1; b—UB-K1-P1; c—UB-K2-P1; d—UB-K1-P2; e—UB-K0-P1。圖7 試驗梁斷面應(yīng)變Fig.7 Strain development along section height of different test girders

2.4 破壞截面壓應(yīng)變變化

圖8為破壞截面混凝土受壓邊緣壓應(yīng)變與荷載的關(guān)系，表5匯總了峰值荷載時刻，各試驗梁受壓邊緣的最大壓應(yīng)變?？梢园l(fā)現(xiàn)：預(yù)壓應(yīng)力為16 MPa的試驗梁達到峰值荷載時，整澆梁、單齒、平齒、多齒試件最大壓應(yīng)變分別為9 638×10-6、7 268×10-6、8 679×10-6、7 522×10-6。預(yù)壓力較小的構(gòu)件(UB-K1-P2)峰值應(yīng)力時刻的應(yīng)變?yōu)?5 745×10-6，由于該試驗梁荷載達到峰值荷載前受壓區(qū)混凝土已壓碎，該應(yīng)變不具代表性。

圖8 試驗梁最大壓應(yīng)變-荷載曲線Fig.8 Relation curves of loads and maximum compression strain of different test girders

結(jié)合試驗現(xiàn)象，預(yù)壓應(yīng)力為16 MPa的試驗梁峰值應(yīng)力時刻為受壓區(qū)混凝土壓碎時刻，通過該試驗可以發(fā)現(xiàn)UHPC材料受壓極限應(yīng)變明顯較普通混凝土大，壓碎時刻的極限應(yīng)變可達7 200×10-6以上。

2.5 受拉區(qū)鋼絞線應(yīng)變

圖9為受拉區(qū)鋼絞線應(yīng)力增量與荷載的關(guān)系曲線。鋼絞線應(yīng)力增量通過布置在錨具下的穿心式壓力傳感器測量得到。表6為各試驗梁峰值荷載時受拉區(qū)鋼絞線應(yīng)力狀況?？梢园l(fā)現(xiàn)：預(yù)壓應(yīng)力為16 MPa的拼接梁，鋼絞線的應(yīng)力增量在363.2～576.4 MPa，非拼接梁的應(yīng)力增量為327.1 MPa，比帶接縫構(gòu)件應(yīng)力增量要小。同時也可以發(fā)現(xiàn)整澆梁鋼絞線應(yīng)力增量的增速要小于UHPC節(jié)段拼裝梁，預(yù)壓應(yīng)力為16 MPa的UHPC拼裝梁的鋼絞線應(yīng)力增量的增速要小于預(yù)壓應(yīng)力為9.5 MPa的梁的增速。

圖9 鋼絞線應(yīng)力增量-荷載曲線Fig.9 Relation curves of load and stress increments of steel strands

表6 受拉區(qū)鋼絞線應(yīng)力

3 UHPC節(jié)段拼接梁承載能力分析

彈性階段內(nèi)，UHPC節(jié)段預(yù)制梁與整澆梁的受力性能幾乎沒有差別；極限狀態(tài)下，兩者的抗彎受力性能有較大差別，故在進行UHPC節(jié)段預(yù)制梁抗彎設(shè)計時不能忽視拼接縫的影響。目前的設(shè)計一般通過在整澆梁的基礎(chǔ)上考慮接縫折減系數(shù)的方式進行節(jié)段預(yù)制拼接梁的抗彎承載能力計算。美國AASHTO標(biāo)準(zhǔn)[28]對節(jié)段預(yù)制拼裝梁設(shè)計作了相對系統(tǒng)的規(guī)定，見表7。

表7 AASHTO標(biāo)準(zhǔn)[28]抗彎折減系數(shù)規(guī)定Table 7 The AASHTO specification[28] for bending reduction factors

A類為濕接縫和環(huán)氧樹脂接縫；B類為干接縫。

本文中UHPC節(jié)段拼接梁采用的是剪力鍵有膠型，即在接縫處的鍵齒上涂抹環(huán)氧樹脂結(jié)構(gòu)膠，環(huán)氧樹脂把節(jié)段UHPC黏結(jié)成整體。對UHPC拼接梁與同條件下整澆梁的抗彎承載力進行了對比，見表8。

表8 整澆梁與拼接梁抗彎承載力對比Table 8 Comparisons of bending capacity between intergal casting girders and segmental precast girders

Mu1為UHPC整澆梁試驗結(jié)果；Mu2為UHPC節(jié)段拼接梁試驗結(jié)果。

由表8可以發(fā)現(xiàn)：拼接梁與整澆梁抗彎承載力的比值在0.86～0.95，均值為0.91，與美國AASHTO標(biāo)準(zhǔn)[28]中無黏結(jié)預(yù)應(yīng)力混凝土體系A(chǔ)類接縫抗彎承載力折減系數(shù)為0.90基本吻合，說明美國AASHTO標(biāo)準(zhǔn)[28]提出的接縫折減系數(shù)基本適合UHPC節(jié)段拼裝梁，但根據(jù)本文試驗研究分析可以發(fā)現(xiàn)其折減系數(shù)還應(yīng)與鍵齒類型有關(guān)，鍵齒影響系數(shù)需基于更多的試驗及數(shù)值分析數(shù)據(jù)得到。

4 結(jié)束語

通過對5片試驗梁的試驗過程以及試驗結(jié)果的對比，得出如下結(jié)論：

1)試驗梁均呈現(xiàn)典型的彎曲破壞，受壓區(qū)UHPC均壓碎，破壞時受壓邊緣的最大壓應(yīng)變可達7 200×10-6以上，無論是否設(shè)置拼接縫，應(yīng)變沿截面高度的分布規(guī)律基本滿足平截面假定。

2)與整澆梁裂縫不同，拼接梁的彎曲裂縫主要集中在拼接縫位置。

3)拼接縫構(gòu)造對荷載-撓度曲線影響較小，UHPC試驗梁均具有較好的延性，且拼接梁的延性優(yōu)于整澆梁；預(yù)壓應(yīng)力會影響試驗梁的開裂荷載，但對極限荷載影響較小。

4)拼裝梁比同條件下整澆梁的抗彎承載能力低9%～15%，接縫構(gòu)造對抗彎承載能力也有一定的影響，多齒構(gòu)件比同條件下單齒構(gòu)件承載力低4.5%，平齒構(gòu)件比多齒構(gòu)件承載力又低5.7%。

5)基于試驗析發(fā)現(xiàn)美國AASHTO標(biāo)準(zhǔn)提出的抗彎承載力折減系數(shù)基本適合UHPC節(jié)段拼裝梁，但折減系數(shù)還應(yīng)與鍵齒類型有關(guān)，鍵齒影響系數(shù)需基于更多的試驗及數(shù)值分析數(shù)據(jù)得到。