■陳 榕 劉佑偉 胡夢涵 肖澤榮 陳冠華

（1.福建承昌建設工程有限公司，廈門 361008；2.廈門市政集團有限公司，廈門 361008；3.北京建筑大學，北京 102616；4.福州市規(guī)劃設計研究院集團有限公司，福州 350108）

裝配式橋面結構在新橋快速建造與舊橋改造工程等方面具有重大工程應用需求，以其具有質量可控[1]，全壽命費用低[2]，現(xiàn)場安裝速度快，減少交通擁堵時間，人力成本低等顯著優(yōu)勢逐漸受到學術界和工程界的廣泛關注[3]。 裝配式橋面結構的接縫是最易出現(xiàn)病害的部位，長期遭受車輛荷載、自然荷載、環(huán)境侵蝕等作用，服役期間常出現(xiàn)性能退化問題，很大程度上決定橋面結構的使用壽命[4]。 從結構角度而言，接縫處剛度和構造不連續(xù)，在荷載作用下易最先出現(xiàn)開裂滲水等問題； 從材料角度而言，橋梁中大量采用的鋼筋和混凝土材料本身存在耐腐蝕性較差的缺陷，加上接縫處開裂較早，更使橋面結構的力學性能、耐久性以及壽命急劇下降。 為了推進交通基礎設施的工業(yè)化進程，必須提高橋面結構連接部位的力學性能與耐久性。 一些學者提出預埋焊接栓釘濕接縫[5]，將預埋鋼板進行焊接，再在預留孔澆筑灌漿料。 該種接縫現(xiàn)場澆筑量小，施工便捷，受施工環(huán)境影響較小。 局部預應力筋濕接縫[6]是僅在濕接縫附近范圍內施加預應力，不僅節(jié)省材料成本，施工便利，而且可以實現(xiàn)后期局部更換受損橋面板。

裝配式橋面結構接縫處灌漿料失效和預應力筋銹蝕是制約裝配式橋面結構力學性能和耐久性的主要因素[7]。 一些學者提出將高性能材料合理地應用于接縫處為提高裝配式橋面結構的力學性能提供潛在解決方案。 如超高性能混凝土（Ultra-High Performance Concrete，UHPC）和纖維增強復合材料（Fiber Reinforced Polymer，F(xiàn)RP）。 UHPC 是使用硅灰和纖維，不使用粗骨料的一種新型水泥基復合材料。 與普通混凝土相比，UHPC 具有抗壓強度高、抗拉強度高、耐久性強和抗疲勞性能優(yōu)越等優(yōu)點。 FRP 材料在強酸、強堿等不利環(huán)境下仍具有優(yōu)良的耐久性，且其具有低生產能耗和可預制裝配的特點，符合橋梁工程綠色發(fā)展的要求。 超高強鋼筋能夠顯著降低構件中鋼筋的數(shù)量，減少材料成本，為基礎設施建設帶來極大的經(jīng)濟效益。 如何優(yōu)化裝配式橋面結構接縫處的構造形式以加快施工進程，并提高其力學性能和耐久性，是橋梁工程人員迫切需要解決的關鍵技術問題，已得到國內外學者的廣泛關注。 本文對提出的新型裝配式橋面結構連接構造形式的影響參數(shù)和規(guī)律進行研究，分析不同構造參數(shù)對新型裝配式橋面結構抗剪承載力的影響，為新型裝配式橋面結構的設計與應用提供參考。

1 模型建立

預埋焊接栓釘濕接縫的抗剪性能優(yōu)越，局部施加預應力濕接縫的抗彎性能突出，將2 種濕接縫構造形式結合，提出一種新型裝配式橋面結構連接方式[7]，如圖1 所示。 該種裝配式橋面結構連接方式能夠同時具有較高的抗彎和抗剪性能。 高性能材料（UHPC 和FRP 筋）的使用不僅降低現(xiàn)場澆筑量，還能提高預制拼裝橋面板的力學性能和耐久性；弧形FRP 筋的使用能夠便于后期局部加固補強受損橋面板。 基于提出的新型裝配式橋面結構連接方式，采用ABAQUS 有限元軟件，驗證其在剪切荷載作用下有效性和合理性。 隨后，開展不同構造參數(shù)對其抗剪承載力影響規(guī)律研究。

圖1 新型裝配式橋面結構連接方式

1.1 單元選取及材料本構

新型預制拼裝橋面板的模型中混凝土采用C3D8R（三維實體線性減縮積分）單元；鋼筋與預應力筋均采用Truss（桁架）單元；加載板、支座、栓釘和鋼墊板均采用C3D8R（三維實體線性減縮積分）單元。

1.1.1 混凝土本構

ABAQUS 中主要有3 種混凝土本構模型：（1）混凝土彌散開裂模型；（2）混凝土開裂模型；（3）混凝土損傷塑性模型。 本文普通強度混凝土和超高性能混凝土本構均采用混凝土損傷塑性模型（Concrete Damaged Plasticity Model）。普通強度混凝土單調受壓和受拉的應力—應變曲線根據(jù)GB50010-2010《混凝土結構設計規(guī)范》確定。 普通混凝土損傷塑性模型參數(shù)如表1 所示。 UHPC 單調受壓的應力—應變曲線根據(jù)焦楚杰[8]鋼纖維混凝土受壓本構確定。UHPC 混凝土損傷塑性模型參數(shù)如表2 所示[9]。單調受拉應力—應變曲線按照單調拉伸試驗[10]確定?；炷翐p傷塑性模型的其他參數(shù)按照《ABAQUS 幫助文檔》取值。

表1 普通強度混凝土損傷塑性模型參數(shù)

表2 UHPC 混凝土損傷塑性模型參數(shù)

1.1.2 鋼筋、鋼材本構

鋼筋、鋼材本構均根據(jù)材性試驗結果采用理想彈塑性模型進行建模。

1.1.3 CFRP 筋本構

根據(jù)試驗結果，CFRP 筋應力—應變關系為彈性，采用理想彈性材料的本構關系進行建模。

1.2 邊界條件和接觸類型

試件的2 個支座處采用簡支邊界條件，普通混凝土與普通混凝土、UHPC 和普通混凝土、UHPC 和鋼板之間的相互作用均采用表面與表面接觸來模擬接觸問題。 接觸的屬性包括切向行為和法向行為。 法向行為采用硬接觸；切向行為采用罰摩擦模擬接觸面之間的摩擦特性。 根據(jù)相關文獻[11-12]和工程經(jīng)驗，摩擦系數(shù)取0.6。

根據(jù)試驗結果發(fā)現(xiàn)，預埋栓釘失效時周圍混凝土開裂，栓釘桿受力并不大，直接將栓釘桿埋入（embeded）的方式嵌入混凝土并不合理。 為了提高模型的收斂性，將栓釘建成實體單元，栓釘與混凝土直接的相互作用僅設置在栓釘頭與混凝土接觸位置[13-14]，采用表面與表面接觸來模擬接觸問題。 法向行為采用硬接觸；切向行為采用罰摩擦模擬接觸面之間的摩擦特性。 根據(jù)相關文獻[15]和模型收斂性考慮，摩擦系數(shù)取0.1。 鋼筋和有粘結CFRP 預應力筋均采用埋入（embeded）的方式嵌入混凝土。 預埋栓釘?shù)匿摪迮c焊接鋼棒之間采用焊接連接形式，因此采用綁定約束（Tie）進行模擬。

1.3 加載方式

預應力筋荷載：直接在預應力筋的桁架單元上施加預應力。 采用位移控制的加載方式加載到目標位移，在試件頂部放置加載板，在加載板中間位置施加荷載，加載點與加載板耦合，更真實地模擬試驗中的加載方式。 ABAQUS 有限元模型如圖2 所示。

圖2 有限元模型

2 結果與討論

2.1 力—位移曲線

有限元模擬結果與試驗結果[16]對比如圖3 所示?？梢钥闯觯?有限元模擬結果與試驗結果吻合良好，各個試件模擬結果的初始剛度和位移也與試驗結果接近。 試件S1、S2、S3 和S4 模擬的極限荷載與試驗得到的極限荷載的差距分別為2.4%、1.9%、10%和3.2%，誤差平均值為4.4%，標準差為0.038。 因此，本文數(shù)值模擬方法可以描述其剪切行為，預測新型橋面板的抗剪承載力。 下面針對新型預制拼裝橋面板構件的普通鋼筋、混凝土、預埋焊接栓釘和預應力筋的受力情況進行簡述。 由于篇幅限制，僅以試件S1 進行分析對比。

圖3 有限元結果與試驗結果對比

2.2 普通鋼筋

新型預制拼裝橋面板（S1）在達到極限荷載時普通鋼筋應力云圖如圖4 所示。 在達到極限荷載狀態(tài)時，靠近接縫位置的鋼筋受力最大，所有鋼筋均不發(fā)生屈服， 和試驗得到的普通鋼筋應力狀態(tài)一致。 說明新型預制拼裝橋面板在剪切荷載作用下主要靠接縫處構件承擔外部荷載。

圖4 鋼筋Mises 應力云圖

2.3 混凝土

新型預制拼裝橋面板（S1）側面接縫處混凝土在達到極限荷載狀態(tài)下應變云圖如圖5 所示?？梢钥闯鲋饕墙涌p處混凝土破壞嚴重，從加載點到支座形成受剪斜裂縫。 數(shù)值分析結果與試驗結果一致。

圖5 混凝土應變云圖

2.4 預埋焊接栓釘

新型預制拼裝橋面板（S1）預埋焊接栓釘?shù)乃ㄡ敆U中部應力與剪力的關系如圖6 所示，在底部裂縫形成之前（400 kN），栓釘受力小，應力幾乎為0；在底部接縫處形成貫通裂縫后栓釘應力隨剪力開始增大，直到達到最大荷載時，預埋焊接栓釘也沒有發(fā)生屈服。 因此，數(shù)值分析得到的栓釘應力增大趨勢和試驗中采集到的剪力—應力曲線吻合良好，較好預測預埋栓釘?shù)氖芰顟B(tài)。

圖6 剪力—預埋焊接栓釘應力曲線

2.5 預應力筋

新型預制拼裝橋面板（S1）CFRP 預應力筋的中部應力與剪力的關系如圖7 所示，在底部裂縫形成之前（400 kN），CFRP 預應力筋的受力小，應力幾乎為0； 在底部接縫處形成貫通裂縫后CFRP 預應力筋的應力隨剪力開始逐漸增大，在試件達到極限荷載時CFRP 預應力筋的應力達到大約1750 MPa，僅達到CFRP 預應力筋極限應力的70%。 由CFRP 預應力筋的應力云圖可以看出CFRP 預應力筋并不是全長均勻受力， 而是預應力筋中部受力最大，向兩側逐漸減少。 數(shù)值分析得到的CFRP 預應力筋中部應力增大趨勢和試驗中采集到的剪力—應力曲線吻合良好，較好預測CFRP 預應力筋的受力狀態(tài)。

圖7 剪力—預應力筋應力曲線

3 參數(shù)分析

通過數(shù)值模擬得到的結果與試驗結果對比驗證新型預制拼裝橋面板建模的正確性和有效性。 為了分析不同UHPC 強度、初始預應力張拉值、混凝土強度與錨固區(qū)間距對新型預制拼裝橋面板抗剪承載力的影響， 以試件S1 為例采用數(shù)值模擬的方法對其進行參數(shù)分析，即在保持其他構造和建模方法不變的情況下，僅改變UHPC 強度、初始預應力張拉值、混凝土強度與錨固區(qū)間距分別研究這些參數(shù)對抗剪性能的影響。

3.1 UHPC 強度

改變UHPC 灌漿料強度， 其他設計參數(shù)不變，分 別 采 用UHPC 強 度 為122.7 MPa、140 MPa 和160 MPa， 分析UHPC 強度對新型預制拼裝橋面板抗剪承載力的影響。 從圖8 可看出：改變UHPC 強度得到的預制拼裝橋面板抗剪承載力變化不大，因此后澆段UHPC 強度對抗剪承載力影響不明顯。

圖8 不同UHPC 強度對抗剪性能的影響

3.2 張拉控制應力

通過改變預應力筋張拉的初始應力實現(xiàn)張拉值的改變，而預應力筋的數(shù)量和位置不變，其他參數(shù)不變。 分別采用張拉控制應力值為600 MPa、850 MPa、1000 MPa 和1200 MPa， 分析張拉控制應力值對新型預制拼裝橋面板抗剪承載力的影響。從圖9 可看出：張拉控制應力值對新型預制拼裝橋面板的初始剛度影響不大，而對于底部接縫處形成貫通裂縫對應的荷載影響明顯，繼而對極限抗剪承載力影響明顯。 此外，隨著張拉控制應力值的增大，新型預制拼裝橋面板抗剪承載力基本呈現(xiàn)線性增長趨勢。 因此，在安全儲備范圍內，提高張拉控制應力值可提高新型預制拼裝橋面板的抗剪承載力。

圖9 張拉控制應力值對抗剪性能的影響

3.3 混凝土強度

改變混凝土強度，其他設計參數(shù)不變，分別采用混凝土強度為30 MPa、40 MPa 和50 MPa， 分析混凝土強度對新型預制拼裝橋面板抗剪承載力的影響。 從圖10 可看出：隨著混凝土強度增大，新型預制拼裝橋面板的抗剪承載力逐漸增大，基本呈線性變化，但是混凝土強度的影響并沒有初始預應力張拉值影響顯著。

圖10 混凝土強度對抗剪性能的影響

3.4 混凝土強度錨固區(qū)間距

改變預應力筋錨固區(qū)間距，其他設計參數(shù)不變，分別采用錨固區(qū)間距為700 mm、1000 mm、1400 mm、1800 mm 和全長張拉預應力筋，分析錨固區(qū)間距對新型預制拼裝橋面板抗剪承載力的影響。 錨固區(qū)預應力筋與水平方向的夾角θp與錨固區(qū)間距Ld的關系可以通過式（1）表示。 因此，錨固區(qū)間距為700 mm、1000 mm、1400 mm1800 mm 和全長張拉預應力筋對應的夾角θp分別為13.04°、 9.15°、 6.54°、5.09°和0°。

式中，Ld是弦長，也就是彎曲預應力筋錨固區(qū)間距，R 是彎曲預應力筋對應的圓周的半徑。

圖11 中圓點代表隨夾角θp變化得到的預制拼裝橋面板抗剪承載力。 通過數(shù)值分析結果可以看出：當錨固區(qū)間距≥1400 mm（θp≤6.54°），抗剪承載力基本保持不變；當錨固區(qū)間距＜1400 mm（θp＞6.54°），抗剪承載力隨著錨固區(qū)間距的減小而降低。

圖11 錨固區(qū)間距對抗剪性能的影響

4 結語

本文針對提出的新型裝配式橋面結構連接方式，采用數(shù)值分析的方法分析不同構造參數(shù)對新型裝配式橋面結構的影響規(guī)律， 得到如下主要結論：（1）采用新型裝配式橋面結構連接方式的數(shù)值分析方法得到的極限荷載與試驗結果的誤差平均值為4.4%，標準差為0.038。 因此，提出的數(shù)值分析方法可以模擬其在剪切荷載作用下的受力全過程，預測CFRP 預應力筋、預埋焊接栓釘、普通鋼筋的受力狀態(tài)；（2）對于新型裝配式橋面結構連接方式，UHPC強度對抗剪承載力的影響不明顯；隨著混凝土強度增大，抗剪強度呈現(xiàn)增大的趨勢。 這是由于預制拼裝橋面板最終破壞發(fā)生在普通混凝土而非UHPC；（3）隨著張拉控制應力值的增大，新型預制拼裝橋面板抗剪承載力基本呈線性增長趨勢。 因此，在安全儲備范圍內，提高張拉控制應力值可提高新型預制拼裝橋面板的抗剪承載力；（4）當錨固區(qū)間距≥1400 mm（θp≤6.54°），抗剪承載力基本保持不變；當錨固區(qū)間距＜1400mm（θp＞6.54°），抗剪承載力隨著錨固區(qū)間距的減小而降低。