徐 港，王鑫科，盛 喚，周萬清

(1.防災(zāi)減災(zāi)湖北省重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室，宜昌 443002；2.三峽大學(xué)，土木與建筑學(xué)院，宜昌 443002)

0 引 言

國內(nèi)正在加快大型變電站的建設(shè)，而電纜溝施工貫穿整個(gè)變電站的建設(shè)期[1]。傳統(tǒng)現(xiàn)澆式電纜溝施工需要耗費(fèi)大量人力和物力，造成資源浪費(fèi)；而且施工噪音、泥漿廢水、建筑垃圾也會(huì)對(duì)環(huán)境造成不利影響。而裝配式電纜溝[2-3]由工廠生產(chǎn)，可以避免因施工引起的材料浪費(fèi)和環(huán)境污染，保證質(zhì)量的同時(shí)提高生產(chǎn)效率[4-5]。但是普通混凝土裝配式構(gòu)件自重大，截面尺寸大，不便于運(yùn)輸，現(xiàn)有吊裝工具也很難進(jìn)行構(gòu)件對(duì)中，這些問題使得混凝土裝配式結(jié)構(gòu)難以推廣使用[6]。超高性能混凝土(ultra-high performance concrete, UHPC)的強(qiáng)度、韌性及耐久性遠(yuǎn)超普通混凝土[7-8]，越來越受到研究者和工程界的重視，但由于其成本較高，現(xiàn)階段國內(nèi)外UHPC 的應(yīng)用技術(shù)研究與試點(diǎn)工程主要停留在橋梁工程[9]、建筑外墻裝飾工程[10]以及維修加固[11]等方面，在裝配式建筑結(jié)構(gòu)領(lǐng)域的研究相對(duì)較少,主要集中在樓梯、陽臺(tái)等小型預(yù)制構(gòu)件[12]，裝配式預(yù)制構(gòu)件節(jié)點(diǎn)連接[13]等方面。有研究表明將UHPC澆筑于預(yù)制裝配式框架結(jié)構(gòu)的節(jié)點(diǎn)核心區(qū)，能有效改善預(yù)制梁、柱等構(gòu)件受力鋼筋的復(fù)雜連接形式，更好地應(yīng)對(duì)節(jié)點(diǎn)核心區(qū)的復(fù)雜應(yīng)力，提高結(jié)構(gòu)的整體性及抗震性能[14-15]。目前針對(duì)UHPC全裝配式結(jié)構(gòu)的研究還鮮有報(bào)道[16]。為此，本文依據(jù)負(fù)載工況設(shè)計(jì)出一種UHPC裝配式電纜溝，并對(duì)其抗力性能和節(jié)點(diǎn)連接的方式及可靠性進(jìn)行了研究，希望研究結(jié)果能為UHPC裝配式結(jié)構(gòu)的設(shè)計(jì)提供參考。

1 試驗(yàn)設(shè)計(jì)

1.1 原材料及配合比

UHPC配合比設(shè)計(jì)如表1所示，原材料包括水泥、硅灰、粉煤灰、陶砂、鋼纖維、高效減水劑和水。水泥為P·O 52.5水泥，各項(xiàng)指標(biāo)均符合《通用硅酸鹽水泥》(GB 175—2007)規(guī)范要求；硅灰粒徑為0.1～0.3 μm，SiO2質(zhì)量分?jǐn)?shù)大于94%，比表面積大于22 000 m2/kg；粉煤灰采用超細(xì)粉煤灰，45 μm方孔篩余量為7%，比表面積為713.2 m2/kg；細(xì)骨料選用質(zhì)地較輕的陶砂，0.60～1.18 mm、1.18～2.36 mm兩種粒徑的陶砂質(zhì)量比為1 ∶1；鋼纖維采用長為13 mm、直徑為200 μm的鍍銅直鋼纖維，質(zhì)量分?jǐn)?shù)為1.5%；減水劑采用減水率為37%的聚羧酸系高性能減水劑。同批澆筑的標(biāo)準(zhǔn)試塊試驗(yàn)所得混凝土抗力性能如表2所示。

表1 UHPC配合比

表2 UHPC材料特性

1.2 試件設(shè)計(jì)

設(shè)計(jì)電纜溝內(nèi)兩側(cè)配置電纜支架，兩側(cè)都能容納五層電纜線，參照《電力工程電纜設(shè)計(jì)標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50217—2018)和《電力電纜隧道設(shè)計(jì)規(guī)程》(DL/T 5484—2013)，確定電纜溝凈寬為1 200 mm，凈深為1 300 mm，電纜溝單元長度為500 mm。實(shí)際工況下底板不發(fā)生變形，故底板設(shè)計(jì)成寬500 mm、厚40 mm的矩形截面；而側(cè)板要抵抗變形，參考帶肋板抗彎性能研究[17-18]，將側(cè)板設(shè)計(jì)成兩條肋的帶肋板，節(jié)約材料且保證側(cè)板具有足夠的強(qiáng)度和剛度。電纜溝尺寸及配筋如圖1所示。

圖1 預(yù)制現(xiàn)澆電纜溝尺寸及配筋

1.3 配 筋

電纜溝荷載分布如圖2所示，依據(jù)《建筑結(jié)構(gòu)可靠性設(shè)計(jì)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50068—2018)和《建筑結(jié)構(gòu)荷載規(guī)范》(GB 50009—2012)計(jì)算得出實(shí)際工況下，側(cè)板底部截面荷載基本組合效應(yīng)Sd=5.21 kN·m，荷載準(zhǔn)永久組合Mq=3.04 kN·m[19]。受力分析可知底板不彎曲變形，而側(cè)板則受到兩側(cè)土壓力和電纜重力向內(nèi)彎曲。依據(jù)《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)進(jìn)行結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)，在底板受拉區(qū)配9根直徑8 mm的鋼筋，側(cè)板每條肋在腹板受拉區(qū)配置1根直徑14 mm的鋼筋，混凝土保護(hù)層厚度為15 mm。配筋詳圖如圖1所示，鋼筋材料性能如表3所示。

圖2 工況荷載分布圖

表3 鋼筋力學(xué)性能

2 側(cè)板抗力性能試驗(yàn)

2.1 加載方案

因?yàn)檎麄€(gè)電纜溝體積較大，底板無法完全約束，為了測出側(cè)板的抗力性能，單獨(dú)澆筑圖1中所示UHPC電纜溝側(cè)板，在室內(nèi)自然養(yǎng)護(hù)，28 d后開始對(duì)其進(jìn)行加載試驗(yàn)。側(cè)板構(gòu)件采用三點(diǎn)靜力加載，跨中位置預(yù)留340 mm的純彎段。為避免發(fā)生剪切破壞，參考《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)，計(jì)算正截面和斜截面承載力，確定加載力臂為400 mm時(shí)側(cè)板會(huì)發(fā)生正截面破壞，兩邊加載點(diǎn)上放一塊與側(cè)板等寬的鋼板，鋼板與反力架間是25 t的千斤頂和壓力傳感器。為避免端部支座處板肋局部破壞，在肋與滾動(dòng)支座間固定鋼板。兩條側(cè)板肋下部固定位移計(jì)測量跨中撓度，兩端固定位移計(jì)所測撓度用于消除側(cè)板下沉的撓度誤差。加載制度參考《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)，加載簡圖如圖3所示。

圖3 試驗(yàn)加載裝置

2.2 試驗(yàn)結(jié)果分析

2.2.1 試驗(yàn)現(xiàn)象

加載至25 kN時(shí)側(cè)板肋跨中位置開裂，出現(xiàn)多條0.02～0.04 mm的裂縫。隨著荷載增大，在側(cè)板肋純彎段有三條主裂縫。加載至80 kN時(shí)側(cè)板下表面出現(xiàn)裂縫，側(cè)板肋主裂縫寬度迅速增大，純彎段肋上的三條主裂縫寬度為0.33～0.97 mm；加載至85 kN時(shí)鋼筋屈服，跨中撓度迅速增大；加載至89 kN時(shí)，純彎段受壓區(qū)上表面出現(xiàn)一條平行于短邊方向的長裂縫，受拉區(qū)最大裂縫寬度為3.25 mm，側(cè)板構(gòu)件為彎曲破壞。鋼筋屈服后，鋼筋混凝土結(jié)構(gòu)達(dá)到了90%的極限承載力，所以側(cè)板的極限荷載約為98.89 kN。側(cè)板構(gòu)件破壞特征如圖4所示。

圖4 電纜溝側(cè)板破壞特征

2.2.2 抗彎承載力

根據(jù)截面尺寸及配筋情況，參考《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)、《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)、《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ43/T 325—2017)分別計(jì)算出側(cè)板截面的極限抗彎承載力。

《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)中第一類T形截面的正截面抗彎承載力計(jì)算公式如式(1)、(2)所示。

(1)

α1fcb′fx=fyAs

(2)

《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)中第一類T型截面的正截面抗彎承載力計(jì)算公式如式(3)～(5)所示。

(3)

(4)

(5)

《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ43/T 325—2017)中矩形截面的正截面抗彎承載力計(jì)算公式如式(6)、(7)所示。

(6)

α′1fcb′fx=fyAs

(7)

式中:Mu為截面抵抗彎矩；α1、α′1為混凝土受壓區(qū)等效矩形應(yīng)力圖形系數(shù)，按相應(yīng)規(guī)范選??；fc、ft分別為混凝土軸心抗壓和抗拉強(qiáng)度平均值;fy為受拉區(qū)鋼筋抗拉強(qiáng)度平均值；As為受拉區(qū)鋼筋截面面積；b′f為T型截面受壓區(qū)翼緣寬度；b為腹板寬；h0為截面有效高度；h為截面高度；a為受拉鋼筋合力點(diǎn)至截面受拉區(qū)邊緣間的距離；x為混凝土受壓區(qū)計(jì)算高度；xt為混凝土受拉區(qū)等效應(yīng)力圖形高度；β1按《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)采用。

側(cè)板正截面抗彎承載力理論值及試驗(yàn)值如表4所示。根據(jù)《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)、《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ43/T 325—2017)計(jì)算正截面承載力不考慮混凝土的抗拉作用，所以理論計(jì)算值偏低；參考《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)時(shí)不考慮受壓區(qū)等效矩形應(yīng)力圖形系數(shù)，但是考慮了混凝土的抗拉作用，并給出了受拉區(qū)等效應(yīng)力圖形高度的計(jì)算公式。通過對(duì)比正截面抗彎承載力的理論值與試驗(yàn)值，試驗(yàn)值是《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)理論值的1.03倍，說明UHPC的抗拉強(qiáng)度不能忽略，該規(guī)范更為合理。

表4 側(cè)板正截面抗彎承載力

2.2.3 裂縫

參考文獻(xiàn)[20]，在正常使用狀態(tài)下，由準(zhǔn)永久荷載效應(yīng)組合控制的彎矩Ms=αMu。針對(duì)《建筑結(jié)構(gòu)可靠性設(shè)計(jì)統(tǒng)一標(biāo)準(zhǔn)》(GB 50068—2018)對(duì)荷載組合效應(yīng)系數(shù)的調(diào)整，參考文獻(xiàn)[20],并重新計(jì)算出系數(shù)α=0.769。正常使用極限狀態(tài)下三種規(guī)范計(jì)算及試驗(yàn)所得裂縫最大寬度如表5所示，根據(jù)《活性粉末混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(DBJ43/T 325—2017)計(jì)算所得裂縫寬度最接近試驗(yàn)值，且其和根據(jù)《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)計(jì)算所得裂縫寬度均與試驗(yàn)值較為接近。

表5 側(cè)板正常使用極限狀態(tài)下的裂縫寬度

(8)

(9)

(10)

(11)

ωfmax=ωmax(1-βcwλf)

(12)

式中：ωmax為最大裂縫寬度；ωfmax是考慮鋼纖維作用后的最大裂縫寬度；βcw是鋼纖維影響系數(shù)，按相應(yīng)規(guī)范選??；αcr為構(gòu)件受力特征系數(shù)；ψ為裂縫間縱向受拉普通鋼筋應(yīng)變不均勻系數(shù)；σs為鋼筋混凝土構(gòu)件縱向受拉鋼筋等效應(yīng)力(σs=Ms/0.87Ash0)；Cs為最邊緣縱向受拉鋼筋至受拉區(qū)底邊的距離，Cs<20時(shí)，取值為20；deq為受拉區(qū)縱向鋼筋的等效直徑；ni、vi、di分別為第i種縱向受拉鋼筋的數(shù)量、相對(duì)黏結(jié)特性系數(shù)、公稱直徑；ρte為按有效受拉混凝土截面面積計(jì)算的縱向受拉鋼筋配筋率；As和Ap分別為受拉區(qū)縱向受拉鋼筋和預(yù)應(yīng)力鋼筋的截面面積；Ate為有效受拉混凝土截面面積(Ate=0.5bh，無受拉翼緣情況下)；λf為鋼纖維含量特征值(λf=PfLf/df)，鋼纖維體積率Pf=1.5%，長度Lf=13 mm，直徑df=200 μm。

2.2.4 撓度

電纜溝側(cè)板荷載撓度曲線如圖5所示，可見側(cè)板構(gòu)件有很明顯的鋼筋屈服階段，屬于適筋破壞。側(cè)板構(gòu)件對(duì)稱布置的位移計(jì)數(shù)值都保持高度一致，說明側(cè)板構(gòu)件受力均勻，持荷穩(wěn)定。加載至85 kN前，荷載撓度關(guān)系近似線性；在85～89 kN時(shí)，側(cè)板兩端及跨中肋上撓度迅速增大，此時(shí)鋼筋處于屈服階段。據(jù)三種規(guī)范中公式分別計(jì)算出短期剛度，同時(shí)由撓度實(shí)測值按式(16)可求得相當(dāng)于荷載準(zhǔn)永久組合下的短期剛度，如表6所示。因?yàn)樵囼?yàn)加載時(shí)間較短，所以僅比較短期剛度。結(jié)果表明《混凝土結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)規(guī)范》(GB 50010—2010)中沒有考慮鋼纖維和混凝土的抗拉作用，理論值偏低；另外兩個(gè)規(guī)范是在前者的基礎(chǔ)上進(jìn)行了如式(15)所示的修正，而這兩種規(guī)范除了承載力計(jì)算值不同，構(gòu)件截面短期剛度影響系數(shù)βB也不同，《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)的βB值更大，根據(jù)此規(guī)范計(jì)算所得短期剛度也較大，試驗(yàn)剛度是計(jì)算剛度的1.2倍，最適合用于UHPC構(gòu)件的撓度驗(yàn)算。剛度計(jì)算公式如式(13)～(16)所示。

圖5 電纜溝側(cè)板荷載撓度曲線

表6 側(cè)板正常使用極限狀態(tài)下的彎曲剛度

(13)

(14)

Bfs=Bs(1+βBλf)

(15)

(16)

式中：Bs為鋼筋混凝土受彎構(gòu)件的短期剛度；Bfs為考慮鋼纖維作用的短期剛度；βB為構(gòu)件截面短期抗彎剛度的鋼纖維影響系數(shù)，按相應(yīng)規(guī)范選??；αE=Es/Ec,為鋼筋與混凝土彈性模量的比值；ρ為縱向受拉鋼筋配筋率；γ′f為受壓翼緣截面面積與腹板有效截面面積的比值；θ為考慮荷載長期作用對(duì)撓度增大的影響系數(shù)，當(dāng)受壓鋼筋配筋率ρ′=0時(shí)，取θ=2；fmax是最大撓度；N為兩點(diǎn)加載處的集中力(N=Ms/l1)，l為構(gòu)件的長度，l1為集中力到支座間的距離。

綜上所述，依據(jù)《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)計(jì)算出的抗彎承載力、裂縫、剛度均與試驗(yàn)值較為接近。為此，推薦使用該規(guī)范進(jìn)行UHPC電纜溝的結(jié)構(gòu)設(shè)計(jì)。取材料的設(shè)計(jì)值計(jì)算出側(cè)板抗彎承載力設(shè)計(jì)值，為17.32 kN·m，大于如圖2所示實(shí)際工況荷載下側(cè)板端部截面的基本組合效應(yīng)值。取材料、荷載的標(biāo)準(zhǔn)值計(jì)算出在荷載準(zhǔn)永久組合下側(cè)板端部截面的裂縫寬度和撓度，分別為0.028 mm和9.54 mm，小于裂縫限值0.2 mm和撓度限值13 mm。綜上，電纜溝結(jié)構(gòu)抗力和剛度均滿足設(shè)計(jì)要求，且在鋪設(shè)頂板后，頂板支撐及頂板上部荷載均是有利荷載，所以此電纜溝可以在實(shí)際工況中使用。

3 節(jié)點(diǎn)試驗(yàn)

3.1 節(jié)點(diǎn)設(shè)計(jì)

為了確保側(cè)、底板連接的可靠性，設(shè)計(jì)了接點(diǎn)在底板的螺栓連接方式和杯口節(jié)點(diǎn)后澆連接方式兩類裝配式試件及相同尺寸的整澆試件進(jìn)行試驗(yàn)研究。試件原材料及配合比如1.1節(jié)，尺寸及配筋如圖6所示，鋼筋類型及配筋率相同，但寬度為前述側(cè)板試件的一半。螺栓連接處用聚氯乙烯(PVC)管預(yù)留螺栓孔，螺栓使用四根直徑為18 mm的Q235B高強(qiáng)螺栓呈兩排布置，螺栓距板邊緣40 mm；杯口節(jié)點(diǎn)后澆帶為避免后期收縮過大影響牢固性，澆筑時(shí)添加適量膨脹劑，并在澆筑后澆帶之前將混凝土的表面鑿毛，促進(jìn)新老混凝土之間的黏結(jié)。

圖6 節(jié)點(diǎn)構(gòu)件尺寸及配筋

3.2 加載方案

節(jié)點(diǎn)構(gòu)件加載時(shí)，將底板固定在地槽中，在側(cè)板端部進(jìn)行加載。為了使力的加載方向始終豎直向下，側(cè)板端部板面上放立方體試塊避免千斤頂?shù)牡撞恐纹?；為了抵消?cè)板彎曲引起的加載偏心往上放刀角支座；再往上依次是千斤頂、壓力傳感器，傳感器上部頂著反力架。加載制度參考《混凝土結(jié)構(gòu)試驗(yàn)方法標(biāo)準(zhǔn)》(GB/T 50152—2012)，節(jié)點(diǎn)構(gòu)件加載裝置如圖7所示。

圖7 試驗(yàn)加載裝置

3.3 試驗(yàn)結(jié)果分析

現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件加載初期應(yīng)變?cè)鲩L緩慢，加載至2 kN時(shí)在底板端部彎矩最大的地方開裂，裂縫與底板垂直，裂縫寬度為0.02～0.03 mm；荷載達(dá)到11.6 kN時(shí)底板發(fā)生破壞，與按《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)計(jì)算的理論值接近。圖8為裝配式節(jié)點(diǎn)構(gòu)件破壞特征。如圖8(a)所示，現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)試件主要破壞截面為底板端部的正截面，節(jié)點(diǎn)處的底板受壓區(qū)裂縫向上延伸后又朝水平方向開展，破壞時(shí)底板上的最大裂縫寬度為2.65 mm，底板端部最大撓度為36.7 mm。

節(jié)點(diǎn)在底板的螺栓連接方式試件在加載前期底板端部位移增長較快，底板端部撓度為6.71 mm時(shí)螺栓完全受力，處于繃緊狀態(tài)。加載至1.6 kN時(shí)底板節(jié)點(diǎn)處出現(xiàn)裂縫，裂縫寬度為0.02～0.04 mm，底板節(jié)點(diǎn)處的應(yīng)變片數(shù)值出現(xiàn)突變；加載至9.2 kN時(shí)，除節(jié)點(diǎn)處底板的主裂縫外，混凝土受拉區(qū)離節(jié)點(diǎn)最近一排的螺栓周圍也出現(xiàn)水平裂縫；加載至13.82 kN時(shí)螺栓節(jié)點(diǎn)構(gòu)件在節(jié)點(diǎn)處底板位置破壞，最大裂縫寬度為2.35 mm，底板端部的撓度為37.35 mm，破壞特征如圖8(b)所示。

圖8 裝配式節(jié)點(diǎn)構(gòu)件破壞特征

杯口節(jié)點(diǎn)試件在加載前期側(cè)板就產(chǎn)生了明顯的變形，加載到3.2 kN之后，側(cè)板板面向一邊發(fā)生傾斜，加載至5.2 kN時(shí)與傾斜方向相反的一邊的側(cè)板支座端部先出現(xiàn)細(xì)小裂縫，加載到下一級(jí)并持荷后另一邊也出現(xiàn)裂縫。加載至6.7 kN時(shí)破壞，破壞的位置是側(cè)板端部的翼緣板截面，如圖8(c)所示。其主要原因是為了減小施工對(duì)中的難度，梁肋未能嵌入節(jié)點(diǎn)區(qū)，無法與翼緣同時(shí)受力。

現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)和螺栓連接試件底板端部的荷載撓度曲線如圖9所示，可以看出兩者較為接近且都約為杯口節(jié)點(diǎn)構(gòu)件的2倍，后者在前者截面屈服前剛度偏低，這可能是由于螺栓連接試件受力后在界面會(huì)產(chǎn)生一定的滑移。之后剛度有所增強(qiáng)，承載力也略高，應(yīng)是由于連接區(qū)兩塊板間角區(qū)的水平間距變小，產(chǎn)生共同受力。UHPC裝配式電纜溝采用螺栓連接方式是可靠的。

圖9 現(xiàn)澆節(jié)點(diǎn)和螺栓連接試件底板端部荷載撓度曲線

4 結(jié) 論

(1)本文設(shè)計(jì)出一種以UHPC為材料，輕質(zhì)高強(qiáng)的裝配式電纜溝，解決了裝配式構(gòu)件自重大、運(yùn)輸難、施工效率低等問題。

(2)UHPC裝配式電纜溝結(jié)構(gòu)配筋設(shè)計(jì)的適宜規(guī)范為《纖維混凝土結(jié)構(gòu)技術(shù)規(guī)程》(CECS 38—2004)。

(3)構(gòu)件連接區(qū)設(shè)在底板并采用高強(qiáng)螺栓連接可有效保證UHPC裝配式電纜溝的整體性等同現(xiàn)澆。